上拔-水平荷载作用下锚索承台基础受力变形特性

吕庆，李欣，麻坚，冯炳，尚庆明

（1.浙江大学建筑工程学院，浙江杭州 310058；2.金华电力设计院有限公司，浙江金华 321016；3.绍兴大明电力设计院有限公司，浙江绍兴 312000；4.浙江省送变电工程有限公司，浙江杭州 310016）

铁塔基础设计关乎输电线路建设成本与运营安全.山区输电线路条件多变，铁塔基础受下压、上拔、水平荷载作用，受力复杂.尤其对于大角度转角塔基础，其上拔、水平荷载大，同时作用时，基础的受力分析和变形控制是铁塔基础设计的关键［1］.

针对输电铁塔基础上拔受力特性，国内外已有不少研究.Balla［2］、Meyerhof 等［3］、Ilamparuthi 等［4］人通过试验，建立了计算基础抗拔承载力的经典理论模型.在前人的基础上，很多学者陆续展开不同型式基础抗拔性能的研究，韩丽婷等［5］采用数值模拟和现场试验，探讨了桩基础、板基础及桩-板复合基础的抗拔承载性能；刘文白等［6］基于室内和现场试验，研究了沙漠地区杆塔基础在上拔荷载作用下的受力机理和理论计算；冯衡等［7］基于真型试验，获得金属装配式基础上拔荷载-位移曲线，提出了工程设计中上拔角的建议取值；Kyung 等［8］通过模型试验，研究了倾斜布置下微型桩基础单桩和群桩的抗拔承载力，并提出倾斜微型桩承载力估算方法；Santos 等［9］通过现场试验研究了残积土中螺旋锚的抗拔性能，结果表明注入水泥浆有助于提高螺旋锚的抗拔力、控制桩身位移.但上述研究仅考虑了上拔工况，乾增珍等［10］在装配式输电线路基础真型试验的基础上，探讨了上拔-水平荷载共同作用时的基础变形.这些研究为输电线路基础的抗拔设计提供了依据，但针对我国沿海山区大量覆盖层较厚、下覆基岩工程性状较好的土岩复合地层［11］，仍需研究新的便于机械化施工且受力特性较好的基础型式.

针对上土下岩地层，目前的基础型式主要有掏挖基础、岩石嵌固基础、岩石锚杆基础等.掏挖基础适用于土质条件较好且地下水位较深的地基［12］，但存在施工安全性差、遇岩层开挖难度大的问题；岩石嵌固基础一般用于覆盖层较薄的岩石地层，对于土层较厚的情况，由于大型机械设备上山困难，需要进行基坑开挖和围护，施工难、造价高；相比于上述两种基础，岩石锚杆基础是一种轻型化基础型式，便于机械化施工，其包括直锚式、承台式、掏挖-锚杆复合式和板柱-锚杆复合式等型式［13］，近年来在山区输电线路中得到推广应用.目前输电线路锚杆基础的锚筋材料一般采用钢筋或钢管，单锚抗拔承载力有限，在锚固力需求较大时，适用性下降.

本文依托国网浙江省电力有限公司科技项目提出了一种新型锚索承台基础.该基础通过压力型锚索将上拔荷载传递到稳定岩层中，通过锚索倾斜布置并施加预应力，控制基础在上拔和水平作用下的变形.但目前压力型锚索在电力系统中应用较少，且缺乏在上土下岩地区的设计依据.为了研究该基础的传力机理和计算方法，本文首先通过数值模拟探讨了锚索预应力对基础变形的影响规律，从而获得预应力合理施加值；进而根据设计尺寸及预应力合理施加值开展现场试验，对上拔和水平荷载作用下锚索承台基础的受力和变形进行分析，获得了基础的荷载-位移曲线和锚索预应力的变化规律，验证了锚索承台基础的可靠性和适用性，为设计计算和应用推广提供依据.

1 锚索承台基础

转角塔由于上部导线作用，下部四个基础不单受上拔力作用，同时还受水平力作用（见图1）.锚索承台基础作为一种新型的转角塔基础，其包括承台和锚索两部分（见图2）.承台主要承担下压荷载，承台面积以满足地基承载力设计，承台板厚度以满足抗弯、抗剪及抗冲切验算；锚索主要承担上拔及水平作用，锚索抗拔承载力、数量根据上拔荷载及水平荷载需求设计.考虑内锚受力合理性和抗拔力需求，本研究采用压力型锚索，外锚头通过锚具锚固于承台底板上表面，锚索长度以锚固段进入中风化岩层一定深度控制，一般压力型锚索锚固段在中风化岩层不应小于3 m［14］.

图1 转角塔Fig.1 Corner tower

图2 锚索承台基础Fig.2 Cable anchored platform foundation

土岩复合地层中的锚索承台基础主要技术特点有：1）承台埋深浅，基础开挖量小；2）锚索单锚抗拔承载力高，且易于穿过厚土层锚入基岩层，获得稳定、可靠的抗拔承载力；3）通过锚索倾斜布置并施加预应力，可形成水平抗力并有效控制基础变形；4）方便机械化施工，适用于山区土岩复合地层中上拔和水平荷载较大的转角塔.

本文依托浙江金华某220 kV输电工程开展研究.该工程设计中上拔荷载为1 000 kN，水平荷载为212 kN.根据上述荷载需求，按照《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）［15］，通过地基承载力以及承台结构抗弯、抗剪和抗冲切验算，最终确定承台宽2.8 m，高0.5 m，埋深0.5 m，水泥砂浆垫层厚0.1 m，承台柱宽1.2 m，高0.6 m.锚索采用4 根1860 级ϕ15.24 无粘结钢绞线，长15 m，在承台四角向外倾斜20°，呈辐射状布置，外锚头距承台边缘0.4 m，具体尺寸布置如图3所示.

图3 基础尺寸（单位：m）Fig.3 Foundation dimensions（unit：m）

2 锚索承台基础数值模拟

2.1 数值模型与参数

为分析锚索承台基础的受力和变形特性，采用有限差分软件FLAC3D 建立数值模型，如图4 所示.数值模型长11.2 m，宽11.2 m，高14.5 m，共有70 516个单元和74 063 个节点.承台和土体采用实体单元模拟，锚索采用Cable 单元模拟，外锚具采用Shell 单元模拟.模型四周和底面施加法向约束.

图4 锚索承台基础的数值模型（单位：m）Fig.4 Numerical model of the cable anchored platform foundation（unit：m）

为模拟水平力完全由倾斜布置的锚索及基底摩擦力提供，建模时承台底板与四周土体设置0.2 m 掏挖间距，从而不考虑基础侧原状土体的水平支撑作用；为避免应力集中，上拔荷载均施加在基顶，水平荷载均施加在基础柱侧；为模拟基础与地基的相互作用，在基础底面采用接触单元.

根据地质勘查报告，数值模型考虑了强风化（厚3.8 m）和中风化砂砾岩，采用摩尔-库伦理想弹塑性模型.具体计算参数如表1所示.

表1 数值模拟计算参数取值Tab.1 Parameters of the numerical model

2.2 预应力对锚索轴力及基础变形的影响

锚索承台基础埋深浅，其水平承载力由倾斜布置锚索的预应力水平分力以及基底摩擦力共同承担.因此，锚索预应力大小对基础在上拔和水平荷载共同作用下的变形控制至关重要，不应过小，也不宜过大.若锚索预应力太小，在上拔工况下，基底附加应力可能降为零，基础存在与地基脱开的问题；若锚索预应力太大，将增加基底附加应力，使承台尺寸增加.

锚索作为核心受力结构，是控制基础变形的关键，确定其预应力设计值则是本节主要任务.为此，当四根锚索预应力竖向分量之和等于设计上拔荷载时，以该预应力施加值为100%锚索预应力荷载百分比，采用上述数值模型分别计算了锚索预应力为0、50%、75%、80%、90%、100%、125%荷载百分比的情况，分析了在设计上拔和水平荷载共同作用下的锚索轴力与基础变形的变化规律，结果如表2所示.

从表2 中的计算结果可知，由于水平荷载作用，在上拔工况下，基础出现不均匀变形，锚索轴力也分布不均.例如，当锚索预应力为零时，基础竖向位移差达70.12 mm，锚索轴力差异近2 倍；随着锚索预应力的增加，基础不均匀变形逐渐减小，锚索轴力变化也趋于一致；当锚索预应力加载至100%荷载百分比时，基础竖向位移差仅为1.14 mm（见图5），锚索轴力差异小于3%（见图6）.

表2 上拔-水平作用下锚索轴力和承台变形计算结果Tab.2 Calculation results of the cable axial force and the platform deformation under uplift and horizontal load

图5 基础竖向位移图Fig.5 Foundation vertical displacement diagram

图6 锚索轴力分布图Fig.6 Cable axial force distribution diagram

2.3 锚索预应力建议值

依托工程的输电铁塔高度在50～100 m 之间，按照《架空输电线路基础设计技术规程》（DL/T 5219—2014）［16］的变形要求，基础最大倾斜率允许值不超过5‰.由数值计算结果，锚索预应力竖向分力为上拔荷载的75%时，基础变形已满足规范要求.进一步计算表明，当锚索预应力竖向分力为上拔荷载的90%时，承台的竖向变形差为3.4 mm，锚索轴力差异为8%.据此，针对依托工程的条件和实际，推荐锚索预应力张拉值竖向分量取上拔荷载的90%～100%.考虑到锚索预应力的施工损失影响，施工中超张拉20%.

3 现场原型试验

3.1 试验场地和施工过程

上节数值模拟得到的锚索预应力张拉建议值为原型试验的开展提供了张拉依据.本节为验证基础方案的可靠性，按照设计尺寸和张拉建议值，开展现场原型试验研究.分别在2 处场地制作了2 个1∶1 原型锚索承台基础.按照设计方案，基础为现浇钢筋混凝土结构，埋深0.5 m，基底作用在强风化砂砾岩中.压力型锚索采用4根1860级ϕ15.24无粘结钢绞线编制而成，钻孔孔径为110 mm，采用M35 水泥浆全长灌注.内锚头通过承载体作用于灌浆体，外锚头作用在承台基础的预埋承载板上，锚索在内外锚头之间与灌浆体无粘结.主要施工过程包括：锚索施工（钻孔、注浆），承台施工（钢筋绑扎、混凝土浇筑），锚索张拉、锁定、封锚等（见图7）.其中锚索按上节建议值张拉，为试验加载方便，在试验场地浇筑钢筋混凝土竖向和水平反力墩（见图7（d））.

图7 现场试验照片Fig.7 Photos of the in-situ experiment

3.2 试验加载装置

现场试验加载装置示意图如图8 所示，现场照片见图7（d）.支墩和反力墩位于上拔土体和锚索的影响范围之外，满足试验地基强度和变形要求.

图8 现场试验加载装置（单位：m）Fig.8 Loading device of the in-situ experiment（unit：m）

加载采用慢速荷载维持法.试验中，分别以上拔和水平荷载设计值的1/10 作为荷载增量，采用两个千斤顶在两个方向上同时逐级加载.其中，第1 级加载量为2 倍的荷载增量，此后按荷载增量逐级等量加载，直至基础破坏.

3.3 测点布置

在承台柱顶四角布置4 个百分表，测量基础竖向变形；在承台柱背离水平反力墩侧面三等分点布置2 个百分表，测量基础水平变形；在每根锚索的外锚头和承载板之间布置锚索测力计，测量锚索轴力变化.试验测点布置及编号见图9.

图9 测点布置示意图Fig.9 Schematic diagram of measuring point arrangement

3.4 试验结果分析

下面以现场试验的一个基础为例，分别从基础变形、锚索预应力和破坏特征三方面对现场试验结果展开分析.

3.4.1 荷载-位移曲线

通过现场加载试验得到锚索承台基础的上拔荷载-位移曲线如图10 所示，水平荷载-位移曲线如图11所示.由图可见：1）基础在加载初期上拔位移量极小，当上拔和水平荷载不超过80%设计荷载时，两个方向的荷载-位移曲线基本呈现线性关系；2）加载至设计荷载时，最大竖向位移为5.2 mm，最大水平位移为2.3 mm，基础变形满足设计要求；3）数值模拟中上拔位移取模型基顶正中心位置处模拟值，由于水平力引起基础倾覆，上拔位移模拟值应大于背离水平加载力一侧SB2、SB3 测点值，小于靠近水平加载力一侧SB1、SB4 测点值；4）现场试验数据和数值模拟结果吻合得较好，验证了前述数值模拟结果的准确性.

图10 基础上拔荷载-位移曲线Fig.10 Uplift load vs vertical displacement curves of the foundation

图11 基础水平荷载-位移曲线Fig.11 Horizontal load vs horizontal displacement curves of the foundation

3.4.2 锚索轴力变化

图12 是试验过程中锚索轴力的变化曲线图.由图可见：1）当上拔和水平加载不超过80%设计荷载时，锚索轴力的变化很小；2）当加载超过80%设计值时，随着荷载增大，基础逐渐产生变形，锚索轴力增幅变大；3）当加载至设计荷载时，通过现场试验得到1号和4号锚索轴力分别增加了22.9 kN和18.1 kN，2号和3 号锚索轴力分别增加了1.0 kN 和1.3 kN，通过数值计算得到1 号、4 号锚索轴力增加18.4 kN，2 号、3 号锚索轴力增加8.7 kN；4）由于水平力引起基础倾覆，靠近水平加载力一侧的MS1、MS4 锚索轴力增量要大于背离水平加载力一侧的MS2、MS3 锚索，锚索轴力的变化规律与数值计算获得结果一致.

图12 锚索轴力增量随荷载的变化Fig.12 Cable axial force increment changed with load

3.4.3 基础破坏特征

现场试验逐级加载至设计荷载时，基础变形和锚索受力满足设计要求，承台混凝土仅在局部出现微裂缝.进一步加载，当试验荷载加载至设计荷载的1.15 倍时，基础发生破坏，承台混凝土出现贯穿性裂缝.大量肉眼可见的裂缝出现在承台上表面和侧面，其中上表面最大裂缝宽度在4～6 mm 之间，裂缝沿承台侧面向基础底面延伸并贯通，在承台侧面裂缝呈现与上表面成45°夹角的冲切破坏特征.具体裂缝分布情况如图13所示.

图13 基础破坏特征及裂缝分布Fig.13 Failure characteristics of the foundation and the crack distribution

从现场试验的裂缝分布情况看，锚索承台基础破坏主要为承台底板角部的混凝土冲切破坏.一方面是由于在承台板角部，锚索轴力形成集中荷载作用；另一方面，施工中索孔对抗冲切截面造成了局部削弱，导致了承台板角部的冲切破坏.

本次试验中基础裂缝多集中于MS2、MS3 锚索所在的一侧，这是锚索张拉顺序不当、个别锚孔施工误差以及上拔-水平加载共同作用造成的.施工时锚索按照MS1、MS4、MS3、MS2 的顺序直接张拉至锁定值，未按设计要求分级循环张拉至锁定值，导致MS1、MS4 锚索在张拉锁定后，MS2、MS3 锚索所在的基础侧产生了较大的上翘变形，后续对MS3、MS2 锚索张拉时，该侧承台混凝土受到弯剪和冲切作用.同时由于施工误差导致MS2 锚孔位置偏外，加上锚索锚板内凹（图13（b））造成承台角部混凝土实际抗冲切截面面积减小，最终在MS2锚索张拉时，出现了局部微裂缝，但范围仅限于MS2角部局部位置.后续在上拔-水平荷载共同作用下，MS2 位置处的混凝土裂缝逐步发展，并逐渐向MS3位置处延伸，至承台基础破坏时，出现了如图13所示的破坏特征.

4 结论

针对上土下岩地层中上拔和水平荷载较大的大角度转角塔，本文提出了一种锚索承台基础，探讨了在上拔-水平荷载共同作用下，基础的受力和变形特性.主要结论如下：

1）通过锚索倾斜布置并施加预应力，可有效控制承台基础在上拔和水平荷载作用下的变形和锚索受力不均的问题.

2）布置于靠近水平加载力作用一侧的锚索是抵抗水平荷载的关键，为控制转角塔基础水平位移，需保证该侧两根锚索预应力施加值的水平分量与基底摩擦力、侧向土水平抗力之和不小于水平荷载.

3）基础位移增量同锚索轴力增量具有相同的变化趋势.对于锚索承台基础，施加预应力的压力型锚索是控制基础变形的关键，实际工程中要确保锚索预应力不被外荷载所克服，并做好对锚索预应力的长期监测.

4）数值模拟和现场试验结果均验证了在设计荷载作用下基础变形和锚索受力能满足设计要求，证明了基础方案的可靠性和适用性.

5）破坏性试验结果表明，锚索承台基础的破坏模式为承台底板混凝土的冲切破坏.一方面，在设计中应通过构造措施加强承台角部混凝土的安全裕度；另一方面，在施工中应确保锚孔定位和钻造倾角的精度，并严格按照设计要求对锚索进行张拉.