掏挖与岩石锚杆复合型杆塔基础抗拔试验与计算

2012-09-22程永锋鲁先龙丁士君张琰

电力建设 2012年3期

程永锋，鲁先龙，丁士君，张琰

(中国电力科学研究院，北京市，100192)

0 引言

杆塔基础的造价、工期和劳动消耗量在整个架空输电线路工程中占很大比重［1-2］。输电线路常用杆塔基础型式都有自身的特点和优势，并具有相应的工程适用条件，因地制宜进行输电线路杆塔基础选型具有重要的经济和环境意义。在我国山地和丘陵地区，比较广泛地存在地表为2～3m上覆粘土层，土层以下为岩石地基的地质条件［3］。随着输电电压等级和基础荷载的提高，选择单一的掏挖基础或岩石锚杆基础，在大多数情况下不能满足工程要求。此时，如将掏挖基础与锚杆基础组合使用，形成复合型杆塔基础，即在上部粘土层中应用掏挖基础，下部岩体中应用岩石锚杆基础，则可充分发挥2种地基条件的天然承载能力。但掏挖与岩石锚杆组合应用的杆塔基础属于新型基础型式，国内没有既定规范与成熟经验参考［4］。输电线路杆塔基础在承受拉、压交变荷载的同时，也承受着较大的水平荷载作用。通常情况下，基础抗拔稳定性是设计控制条件［5-7］。当前，关于复合式基础的抗拔承载特性和机理的研究成果较少。本文通过开展掏挖与岩石锚杆基础组合使用的复合型基础现场抗拔试验，监测基础位移、分析其承载机理，提出了其上拔极限承载力计算方法，并与试验结果进行了对比验证，试验成果可为该类型基础的设计和工程应用提供依据。

1 试验概况

1.1 场地条件

试验分别在A、B试验场地进行。A场地表层为粉土，厚度为2.3m，深层为强风化硬质砂岩。B场地表层为砾质黏性土，厚度为1.6m，深层为强～中风化硬质板岩。通过现场原位试验［8-10］，得到 A、B场地表层土体主要物理力学性质指标如表1所示。

表1 粘土的主要物理力学性质指标Tab.1 Main physic-mechanical index of soil

1.2 试验基础设计

在A、B场地分别进行了掏挖与岩石锚杆组合应用的复合型、掏挖和岩石锚杆3种基础的现场施工和试验工作，各基础结构如图1所示。

图1 基础结构Fig.1 The sketch of test foundations

图1 中d为掏挖基础立柱直径，m;H和h分别为基础埋深和抗拔深度，m;L为地脚螺栓埋深，m。岩石锚杆基础为2×2群锚基础，锚孔直径为110 mm，锚筋直径为48 mm，地脚螺栓露出地面高度e均为0.2m。群锚基础埋置于土层的钻孔不浇注混凝土。各试验基础尺寸如表2所示。

表2 基础设计尺寸Tab.2 Design dimensions of test foundations

1.3 基础施工

掏挖与岩石锚杆复合型基础虽然是应用于特殊场地条件下的基础型式，其综合应用了掏挖基础、岩石锚杆基础的施工工艺，但是复合型基础与输电线路一般基础施工技术要求基本相同。复合型基础施工工艺主要包括:现场调查→编制施工方案与技术措施→基础工程施工的准备→基础施工→施工验收。

试验中首先施工岩石锚杆基础，然后进行掏挖基础施工，复合型基础施工工艺流程及其要求如图2所示，现场施工照片如图3所示。

1.4 试验加载系统及加载方案

试验采用慢速维持荷载法［4］。试验前，以基础预估极限荷载值的1/10为增量进行荷载分级，确定每一级的荷载增量，试验第1次加载量为分级荷载增量的2倍，以后按分级荷载增量逐级等量加载，并自动加载、补载与恒载。试验加载系统如图4所示，上拔力加载系统由经加固的5根长12m工字钢梁、混凝土反力支座、千斤顶、连接螺栓、球形铰和连接板等组成。反力支座中心距为10m，可消除反力支座对上拔范围内土体的影响。此外，球形铰支座可消除加载偏心的影响。

图4 基础上拔加载系统Fig.4 Uplift loading system

2 试验基础荷载位移特性及极限承载力

A、B场地基础上拔荷载－位移曲线如图5所示。

图5 基础上拔荷载－位移曲线Fig.5 Curves of uplift loading-displacement

根据图5的上拔荷载－位移关系曲线及地基裂缝、基顶位移、最大稳定加载情况，得到不同基础的极限上拔承载力，如表3所示。

表3 基础极限上拔承载力Tab.3 Ultimate uplift capacity of foundations

3 复合型基础抗拔机理及承载力计算

3.1 抗拔承载机理分析

根据原状土掏挖基础抗拔荷载位移曲线变化规律，可将原状土掏挖扩底基础抗拔承载机理概括为:“扩大端土体压缩挤密—基础周围土体塑性区出现和发展—土体整体剪切破坏”的渐进破坏过程［11-12］。

岩石锚杆基础是通过砂浆、细石混凝土等胶结材料将锚筋锚固于岩土体中的基础，研究成果表明，锚杆基础的上拔破坏形式主要有4种:锚筋被拉断、锚筋从砂浆或细石混凝土中拔出、锚杆沿着与岩土体的结合面被拔出和岩土体沿结构面整体破坏［13-16］。试验中，群锚基础在极限状态和试验最大加载条件下锚筋顶部和地表测点未发生锚筋被拉断和岩土体沿结构面整体破坏的破坏形式。岩石群锚试验基础极限承载力由砂浆与锚筋间粘结能力或砂浆锚固体与岩土体间粘结强度决定。

掏挖与岩石锚杆复合型基础上拔试验破坏后地表裂缝情况如图6所示。

图6 复合基础上拔破坏地表裂缝Fig.6 Uplift test failure cracks of composite foundation

对照掏挖基础和复合型基础试验基础承载过程，其共同特征为:(1)2种基础型式在上拔力作用下，都属于地基土发生整体剪切破坏模式;(2)基础达到破坏时，2种基础地基土的主要裂缝分布形式类似;(3)从2种基础达到破坏状态时地表位移比较看，地基土发生显著位移变化范围基本一致，但复合型基础抗拔承载力明显增大，而基础位移显著减小。

因此，复合型基础抗拔过程可以概括为以下3个阶段:(1)在较小荷载作用下，上拔荷载主要由掏挖基础自重以及基础立柱侧摩阻力承担;(2)随着荷载进一步增加，上拔荷载主要由掏挖基础自重、土体滑动面剪切面剪切阻力承担，直至掏挖基础达到极限承载力;(3)在上拔荷载超过掏挖基础极限承载力时，岩石锚杆基础开始发挥承载作用，此时由掏挖基础和岩石锚杆基础共同承担上拔荷载，直至地基土体整体剪切破坏。

3.2 复合型基础抗拔承载力计算

综合复合型基础、掏挖原状土基础和群锚基础的破坏形式和承载过程，掏挖与岩石锚杆复合型杆塔基础极限抗拔承载力理论计算公式为

式中:Tu为复合型基础的极限抗拔承载力，kN;Ttwu为全掏挖原状土基础的极限抗拔承载力，kN，按式(2)计算;为岩石锚杆基础的极限抗拔承载力，按式(3)和式(4)计算，取二者中的较小值;ktw为掏挖基础的承载力发挥系数，ktw≤1;kys为锚杆基础的承载力发挥系数，kys≤1。

文献［11－12］提出了原状土掏挖基础抗拔极限承载力计算公式为

式中:A1、A2为与土体内摩擦角和基础埋深与底板宽度比值(h/D)相关的无因次计算常数;c为土体粘聚力;γ为土体重度;h为基础抗拔承载力计算埋深;Qf为基础自重力。掏挖基础抗拔极限承载力计算值如表4所示。

表4 掏挖基础极限上拔承载力Tab.4 Ultimate uplift capacity of excavated foundation

根据本文岩石锚杆基础承载试验结果，可按照式(3)和(4)计算，取二者中的较小值［4］。

式中:Tu，a为锚筋与砂浆间粘结承载力;d0为锚筋直径;l0为锚筋的有效锚固长度;τa为锚筋与砂浆或细石混凝土间的粘结强度;Tu，b为锚杆锚固体与基岩孔壁间粘结承载力;D0为锚杆直径;h0为锚杆的有效锚固深度;τb为砂浆或细石混凝土与岩石间的粘结强度。

其中，τa和τb分别根据式(5)和(6)计算确定。

根据现场试验结果，计算群锚基础锚筋与混凝土间的粘结强度和砂浆或细石混凝土与岩石间的粘结强度，结果如表5所示。

由表5可知，计算得到的A、B场地锚筋与混凝土间的粘结强度分别为452和597 kPa，远小于文献［4］的建议值(M25砂浆τa取2 500 kPa);计算得到的A、B场地砂浆或细石混凝土与岩石间的粘结强度分别为197和260 kPa，与文献［4］取值基本吻合(强风化岩与混凝土间粘结强度取值为100～500 kPa)。综上可知，本次试验群锚基础的破坏形式更接近锚固体被拔出破坏。