冻土冻融循环过程输电塔基极限承载力分析

柳贡强， 孙 巍， 刘中元， 周洪毅

(1.国网黑龙江省电力有限公司， 黑龙江哈尔滨 150090；2.黑龙江省电力科学研究院， 黑龙江哈尔滨 150030)

我国季节性冻土区域主要分布在东北、西北等区域，以黑龙江省分布最为广泛，该地区冻土冻融持续时间长，给输电线路塔基带来了损伤，引起了工程人员的高度关注。

季节性冻土孔隙中的水分随着温度变化出现了相变与迁移，这种变化使土体产生往复的冻胀与融沉。冻土的冻融过程不断地改变着冻土的孔隙以及土体颗粒的联结，致使土体结构发生了巨大的变化，该过程严重降低了冻土区域土体的力学性能[1-3]，土体结构的变化会直接导致边坡不稳定[4]、桩基不稳[5-7]等系列问题。季节性冻土区域输电线路塔基受到冻土冻融的变化，塔基出现不均衡受力从而导致杆塔倾斜；塔基裂缝中水分的冻融过程加快破坏了杆塔基础。这些过程均会造成输电杆塔的失稳，严重情况下会破坏输电塔线体系，直接发生输电杆塔倾倒等事故，影响了区域供电安全。

有关季节性冻土区域桩基稳定性的研究方法，主要分为现场试验、模型试验、理论分析三大类。Sowa通过大量的现场试验获得了混凝土桩的极限承载力[5]。Shanker通过模型试验获得了基础桩承载力分析的半经验方程[6]。Deshmukh假设地基土体的滑裂面为圆锥形的连续面，基于Kotter方程式，推导出了无黏性土体基础桩的极限承载能力[7]。与Deshmukh的假设略有不同，郦建俊等认为地基土体的滑裂面应该为幂函数的滑移曲面，他们建立了基于极限平衡状态的分层冻土中基础桩极限承载力的简易方程式[8-9]。基于分层基地的思想，在比较了大量文献的基础上，何思明等建立了基础桩破裂面发展趋势的确定方法，推导出基础桩极限承载力的计算方法[10-11]。输电线路杆塔塔基属于典型的桩基，相关的研究较少。鲁先龙等基于Mohr-Column(M-C)准则等理论，建立了拔极限平衡状态时原状土中输电线路杆塔基础的应力分布基本方程式[12]。曾二贤等基于极限平衡法和M-C屈服理论，采用推荐的破裂面方程，提出了原状土中输电线塔扩底基础抗拔承载力的理论分析方法[13]。涉及到冻土区域输电杆塔基础问题，主要集中在青藏联网工程塔基选位[14]、冻土地基监测[15]和冻融灾害防控[16]等方面的研究工作。

冻土区域融冻过程杆塔塔基的极限承载力与冻土土体参数之间相互影响，这些影响的参数包括塔基参数，如桩长和桩周直径等，土体参数较多，如内摩擦角、粘聚力、土-桩摩擦角和土体容重等，分层冻土的各项参数受到了土层含水量、冻融循环等的影响，分层冻土中杆塔基础的破裂参数与基础抗拔承载力也受到相应的影响。本文首先研究土体随含水量和冻融循环的变化情况，在文献[10-11]的基础上，建立输电杆塔极限承载力的多元函数，给出杆塔基础的极限抗拔力，分析多次冻融循环对杆塔基础的影响。

1 冻融循环试验

黑龙江地区的土壤主要为粉质黏土，该地区平原较多，通常的地层如图1所示，近地表的地层通常为三层结构，富冰冻土分布在河谷滩地、沼泽地和山坡背阴处等区域。这种冻土的第1层3～6 m、第2层4～10 m、第3层10 m以上，冻土层为弱融沉～融沉类型。冻土区域季节性冻融循环的作用下，如果基础冻土层不均一，杆塔单腿基础不均匀拱出地表(图2)，直接引发铁塔弯曲，造成杆塔倾斜，严重影响区域输电线路的安全运行。

图1 土层结构示意

图2 基础现状

土体由土颗粒骨架和骨架之间的孔隙组成，这些孔隙的充填物一般是水和气体，土体抗剪强度主要由土骨架来承担，土体受到了剪切性破坏即是土骨架颗粒之间产生了相对位移；土体冻融前后的内部结构发生了变化，水分聚集到了冻融界面，在多层冻土体形成了夹层，抗剪强度直接大幅减小。根据葛琪等[17-18]、刘杰等[19]的研究，土体抗剪强度是由土壤的黏聚力c以及内摩擦角φ这两个参数决定的。当冻融变化会引起土体c、φ值发生变化，分层冻土中杆塔基础的承载力直接受到影响。

在哈尔滨市呼兰河的河滩获取了本次试验所需的样土，进行了含水量测量，第1层土的含水量在20 %左右，第2层土在16 %左右，第3层土12 %左右。根据文献[17-18]提供的方法，分析冻融循环次数、土体含水量对黏聚力c以及内摩擦角φ这两个参数的影响。对比了本次试验和文献[17]的试验结果。试验条件相同，样土含水量为18.5 %(图3～图5)。根据实验结果，本次试验黏聚力c和内摩擦角φ与文献[17]有相同的趋势，但低于文献[17]的结果，可能跟地区土壤内部结构的差异相关。

图3 实验示意[17]

图4 土壤黏聚力试验结果比较

图5 土壤内磨察角试验结果比较

图6、图7为本次试验的结果，根据结果显示：

(1)随土壤含水量逐渐增大，土壤黏聚力c呈线性下降态势，如未进行融冻循环的土壤含水量，从16 %到21 %时，c值直接下降57.4 %；土壤内摩擦角φ的整体趋势亦随土壤含水量的呈线性下降趋势，但是下降率略低于黏聚力，从16 %到21 %时，φ值直接下降仅26 %。

(2)随着冻融循环次数的增加，随土壤含水量逐渐增大，土壤黏聚力c和内摩擦角φ呈反饱和下降态势，以土壤含水量18.5 %为例，从冻融循环次数0次到5次，土壤黏聚力c下降37.5 %，内摩擦角φ下降42.7 %。

图6 本次试验黏聚力结果

图7 本次试验内摩擦角结果

根据结果分析：从土壤内部结构出发，当土壤含水量不断增加，土体内部孔隙被自由水逐渐充满，土体的内部结构发生系列变化，土壤颗粒间的粘聚作用逐渐降低，土壤颗粒之间的咬合程度逐渐丧失，这些均降低了土壤粘聚力；土壤含水量的增加，应力传递由土壤颗粒间的传递逐渐转变为孔隙水传递，直接导致土壤内摩擦角直接下降。在冻融循环过程中，土体内部孔隙的自由水含量越高，土壤颗粒之间水分冻融直接破坏了土壤颗粒的粘聚程度，冻融循环次数越多，粘聚程度逐渐越低，咬合程度也会下降，这些直接导致了土壤的黏聚力c和内摩擦角φ的下降。

2 抗拔桩极限承载力分析

2.1 基本模型

采用文献[10]提供的方法来分析杆塔基础的极限承载力。输电线路杆塔基础的极限承载力Pu为

(1)

式中：Fyi为杆塔基础和冻土之间的纵向作用力；d为杆塔基础直径。式(1)中包含的分层参数(α1、α2、α3、……αn)，分层分别为(土层1：α1、α2、α3、……αm；土层2：αm+1……、αi、……、αn)这些参数确定冻土中杆塔基础的破裂面。而确定杆塔基础抗拔承载力，首先需要对式(1)进行求导，即表达式(2)：

(2)

根据式(2)，获取了冻土中杆塔基础的极限承载力P：

(3)

式中：L1为土层1的桩长；L2为土层2的桩长；γ1为土层1的容重；γ2为土层2的容重。根据式(3)，可以获得最优解，即为极限承载力。

2.2 极限承载力分析

根据前面的分析，选择含水量16 %和21 %的粉质黏土作为双层结构，如图1所示，计算示意图如图8所示。

图8 计算模型

以110 kV直线塔为研究对象，根据标准DL/T 5219[20]、DL/T 5501[21]和JGJ 118[22]和现场资料，桩长L=10m、桩径d=1.0m，其中：L1为4 m，L2为6 m；γ1为18.1 kN/m3，γ2为19.2 kN/m3；桩-土摩擦角为0.8φ，其中：δ1=0.8φ1，δ2=0.8φ2。本次计算的冻土冻融循环的计算参数见表1，取冻融循环次数0次、1次和3次的值，进行计算。根据2.1提供的方法分析冻土冻融循环过程抗剪强度的损伤程度对杆塔基础极限承载力的影响。

表1 计算参数

土壤黏聚力对杆塔基础极限承载力的影响(图9)，杆塔基础极限承载力与土壤黏聚力成线性增长趋势，土层1中承载力上升趋势大于土层2的上升趋势，这可能跟土层含水量有一定的关系。标黑部分为本次实验值对应的极限承载力，从图中直接可以看出随着冻融循环次数的增加，土壤黏聚力下降，极限承载力随之下降。从0次冻融循环到3次冻融循环，土层1中的极限承载力下降约0.61×106N，土层2下降值较小，约0.19×106N；从3次冻融循环到5次循环，土层1极限承载力下降较少约0.16×106N，土层2下降值仅为0.08×106N。这些分析表明，随着土层的冻融次数增加，土壤黏聚力引起的杆塔基础极限承载力下降值，开始比较大，后来比较平缓。

图9 土壤黏聚力的影响

土壤内摩擦角对杆塔基础极限承载力的影响(图10)，杆塔基础极限承载力与土壤内摩擦角成线性增长趋势，两个土层中承载力上升趋势基本相同。标黑部分为本次实验值对应的极限承载力，从图中直接可以看出随着冻融循环次数的增加，土壤内摩擦角值下降，极限承载力受影响而直接下降。从0次冻融循环到3次冻融循环，两个土层中极限承载力下降较多，约0.90×106N；但从3次冻融循环到5次循环，下降值较少，约0.40×106N。这些分析表明，随着土层的冻融次数增加，土壤内摩擦角引起的杆塔基础极限承载力下降值，也是开始比较大，后来比较平缓，但是两个土层的变化趋势相同。

图10 土壤内摩擦角的影响

综合冻融循环过程中土壤黏聚力和内摩擦角的影响，发现随着土层的冻融次数增加，杆塔基础极限承载力下降值总体趋势开始比较大，后来比较平缓，并且土层1中承载力下降的幅度大于土层2的下降幅度，这暗示着冻融过程后，杆塔地基抗拔能力随着冻土结构减小，导致了图2的情况出现。

3 结论

(1)土壤黏聚力和内摩擦角整体趋势随土壤含水量的呈线性下降趋势，但是内摩擦角下降率略低于黏聚力。

(2)随着冻融循环次数的增加，土壤黏聚力和内摩擦角呈反饱和下降态势，下降的趋势先急后缓。

(3)杆塔基础的极限承载力跟土壤黏聚力和内摩擦角成正相关关系，随着冻融循环次数的增加而直接下降。