混凝土獨(dú)立基礎(chǔ)底板抗拔承載性能試驗(yàn)

秦小亮， 李元齊， 張哲毅， 藺靖華

(1. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2. 國網(wǎng)四川省電力公司經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，四川 成都 610041)

隨著特高壓電網(wǎng)建設(shè)步伐的加快，混凝土獨(dú)立錐形擴(kuò)展基礎(chǔ)作為輸電線路基礎(chǔ)的主要形式之一，已被廣泛地應(yīng)用于輸電塔電網(wǎng)建設(shè)項(xiàng)目中.

基礎(chǔ)抗拔研究的對象分抗拔土體與基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)本身.在抗拔土體方面，國內(nèi)外對承受上拔荷載的擴(kuò)展基礎(chǔ)進(jìn)行了大量卓有成效的試驗(yàn)與有限元研究[1-11]，大都集中在分析土體上拔機(jī)理、抗拔承載力與變形破壞過程；在基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)方面，乾增珍等[12]對擴(kuò)展基礎(chǔ)在上拔與水平荷載作用下的變形特性及裂縫發(fā)展規(guī)律進(jìn)行了試驗(yàn)研究，也有學(xué)者針對裝配式擴(kuò)展基礎(chǔ)的抗拔性能分別進(jìn)行了現(xiàn)場與室內(nèi)試驗(yàn)研究[13-14].以上研究主要是從土力學(xué)角度出發(fā)，對基礎(chǔ)上部的覆土進(jìn)行分析，很少有從結(jié)構(gòu)角度出發(fā)，對混凝土基礎(chǔ)底板本身在上拔荷載作用下的結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)及截面承載性能進(jìn)行分析.在實(shí)際設(shè)計(jì)中，輸電線路基礎(chǔ)會受到下壓力與上拔力的組合作用，因此需要考慮底板上下部配筋，《架空輸電線路基礎(chǔ)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程：DL/T 5219—2014》[15]只是給出“鋼筋混凝土矩形底板的正截面受拉鋼筋一般按單筋矩形截面計(jì)算，其縱向受拉鋼筋截面面積可按下壓力作用時(shí)的配筋公式計(jì)算”這一規(guī)定，對于在上拔力作用下的鋼筋混凝土錐形擴(kuò)展基礎(chǔ)，規(guī)范并未明確給出上部受拉鋼筋的配筋公式，且已有配筋公式不適用于寬高比超過2.5的混凝土擴(kuò)展基礎(chǔ).目前，關(guān)于錐形擴(kuò)展基礎(chǔ)，尤其是對大寬高比獨(dú)立基礎(chǔ)上拔破壞形式的研究較少，并且行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《架空輸電線路基礎(chǔ)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程：DL/T 5219—2014》[15]忽略了斜邊坡度、基礎(chǔ)寬高比對上拔基礎(chǔ)受力形式的影響.

為了研究混凝土錐形擴(kuò)展基礎(chǔ)底板在上拔荷載作用下的抗拔承載性能及破壞模式，采用簡化上拔加載模式，對16個(gè)不同寬高比、不同斜邊坡度的基礎(chǔ)底板進(jìn)行室內(nèi)試驗(yàn)(包括8個(gè)重復(fù)試驗(yàn))，探討在斜邊坡度、寬高比因素的影響下，基礎(chǔ)底板上拔承載性能的變化規(guī)律.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)?zāi)康?/h3>

研究不同混凝土獨(dú)立基礎(chǔ)底板在上拔荷載作用下的破壞模式和承載性能.

1.2 試件設(shè)計(jì)

1.2.1試件設(shè)計(jì)參數(shù)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了16個(gè)試件，其形狀示意如圖1所示.其中，1代表鋼連接件(用于與試驗(yàn)室基座通過螺栓固定連接)，2代表混凝土凸起平臺(用于試驗(yàn)分配梁加載使用)，L為基礎(chǔ)長度，B為基礎(chǔ)寬度，h為基礎(chǔ)底板高度，b為短柱邊緣處至基礎(chǔ)外邊緣處的距離，h1為基礎(chǔ)底板邊緣高度，h2為混凝土凸起平臺高度，寬高比為b/h.

1.2.2試件配筋

設(shè)計(jì)時(shí)按照《架空輸電線路基礎(chǔ)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程：DL/T 5219—2014》[15]中第7.3節(jié)的相關(guān)條文規(guī)定進(jìn)行配筋與驗(yàn)算，底板上下部配筋相同.為了避免試驗(yàn)隨機(jī)性帶來的誤差，試件NJ9～NJ16設(shè)計(jì)與NJ1～NJ8完全相同，NJ1配筋如圖2所示，其余試件配筋圖與NJ1相似，試件的具體信息見表1.

1.3 材料性能測試

(1)混凝土材料性能.在澆筑試件時(shí)總共分兩批次，每批次預(yù)留1組樣品，每組3個(gè)試塊，立方體大小為150 mm×150 mm×150 mm.試件NJ1～NJ8為一個(gè)批次，NJ9～NJ16為一個(gè)批次.在室內(nèi)試驗(yàn)室用壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，測得混凝土立方體的材性試驗(yàn)結(jié)果見表2.為了得到試驗(yàn)時(shí)試件的實(shí)際強(qiáng)度指標(biāo)，混凝土試塊的齡期與試件保持相同，分別為42 d和37 d.

(2)鋼筋力學(xué)性能.每種直徑的鋼筋預(yù)留3個(gè)樣品，鋼筋牌號為HRB400，直徑為6 mm，計(jì)算面積為28.27 mm2，在同濟(jì)大學(xué)建筑工程系建筑結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室進(jìn)行拉伸性能測試，屈服強(qiáng)度均值為456.5 MPa，抗拉強(qiáng)度均值為767.3 MPa，測得鋼筋樣品的各力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)見表3.

a 立面圖

b 俯視圖

a 立面圖

b 俯視圖

編號寬高比斜邊坡度/(°)基礎(chǔ)長度/mm基礎(chǔ)寬度/mm基礎(chǔ)底板高度/mm基礎(chǔ)底板邊緣高度/mm混凝土凸起平臺高度/mm底板上部配筋HRB400底板下部配筋HRB400混凝土強(qiáng)度等級NJ11.5101 0001 000266200356@2006@200C30NJ21.5201 0001 000266128736@2006@200C30NJ31.5301 0001 000266471156@2006@200C30NJ42.0101 0001 000200132356@2006@200C30NJ52.0201 0001 00020062736@2006@200C30NJ62.5101 0001 00016093356@1606@160C30NJ73.0101 0001 00013380356@1606@160C30NJ84.0101 0001 00010080106@1606@160C30NJ91.5101 0001 000266200356@2006@200C30NJ101.5201 0001 000266128736@2006@200C30NJ111.5301 0001 000266471156@2006@200C30NJ122.0101 0001 000200132356@2006@200C30NJ132.0201 0001 00020062736@2006@200C30NJ142.5101 0001 00016093356@1606@160C30NJ153.0101 0001 00013380356@1606@160C30NJ164.0101 0001 00010080106@1606@160C30

表2 混凝土試塊強(qiáng)度

表3 鋼筋力學(xué)性能指標(biāo)

1.4 測點(diǎn)布置

1.4.1鋼筋應(yīng)變片測點(diǎn)

在基礎(chǔ)底板上部受力鋼筋上粘貼一定數(shù)量的應(yīng)變片，分別連在靜態(tài)應(yīng)變采集儀上，上部應(yīng)變片的粘貼位置如圖3所示.

1.4.2底板變形測點(diǎn)

為了測定試件加載時(shí)的變形情況，間接得到基礎(chǔ)剛度變化和基礎(chǔ)底面受力情況，在基礎(chǔ)底板下表面布置9個(gè)位移計(jì)，位移測量系統(tǒng)如圖4所示.圖5為底板位移計(jì)測點(diǎn)布置圖，測點(diǎn)均勻布置在底板中線位置處.其中，1、2、3、4和5號測點(diǎn)間的距離為240 mm，6、7、3、8和9號測點(diǎn)間的距離也為240 mm.

a 試件NJ1～NJ5b 試件NJ6～NJ8

圖3試件鋼筋應(yīng)變片測點(diǎn)布置(單位：mm)

Fig.3Steelreinforcementstraingaugearrangementforspecimens(unit:mm)

圖4 位移測量系統(tǒng)

1.5 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)滬西校區(qū)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室進(jìn)行，采用4個(gè)油缸豎向加載方式模擬基礎(chǔ)在上拔力作用下的受力形態(tài)，油缸量程選用200 kN.加載裝置主要包括油缸與分配梁等，試驗(yàn)加載裝置如圖6所示.圖6b中，1為位移計(jì)、2為試件、3a～3d為混凝土凸起平臺、4為應(yīng)變片、5為靜態(tài)應(yīng)變采集儀、6a～6c為分配梁、7a～7c為壓力傳感器、8a～8c為油壓千斤頂、9為基礎(chǔ)短柱、10為墊高基座.

圖5 試件變形測點(diǎn)布置(單位：mm)

a 加載裝置現(xiàn)場圖

b 加載簡圖

以往的上拔試驗(yàn)是將基礎(chǔ)埋入地基土中，然后在基礎(chǔ)頂面施加上拔荷載，此舉主要是出于需對基礎(chǔ)上部的覆土進(jìn)行上拔變形機(jī)理分析而考慮的.一方面，本研究旨在研究上拔基礎(chǔ)底板本身的結(jié)構(gòu)破壞形式、截面受拉鋼筋的應(yīng)力變化規(guī)律和監(jiān)測裂縫開展過程，為下一步找出抵抗截面彎矩的配筋設(shè)計(jì)方法提供試驗(yàn)基礎(chǔ)，并不關(guān)心實(shí)際彎矩的大小與接觸力分布模式；另一方面，本研究對象并非土體，將基礎(chǔ)埋入封閉土中，不能觀察到基礎(chǔ)底板結(jié)構(gòu)本身的裂縫開展?fàn)顩r及破壞過程，而且覆土需要大量的人力及物力，繁瑣不經(jīng)濟(jì).因此，采用圖6所示的簡化上拔加載方式代替?zhèn)鹘y(tǒng)的覆土體系來進(jìn)行試驗(yàn)研究.實(shí)際證明，此方法合理且經(jīng)濟(jì)有效，能達(dá)到模擬基礎(chǔ)底板在上拔力作用下截面受力形態(tài)的效果.

首先，將上述制作好的混凝土錐形獨(dú)立基礎(chǔ)倒置，使鋼板連接件的孔洞與墊高基座上對應(yīng)的孔洞位置相互對中，通過螺栓將倒置的混凝土錐形擴(kuò)展基礎(chǔ)與基座相固定.隨后，將位移計(jì)通過磁性表座固定于搭在地面上的支架上，位移計(jì)一端抵住基礎(chǔ)底板.按照圖6的位置關(guān)系，將4個(gè)油缸、4個(gè)分配梁、8個(gè)壓力傳感器等擺放在相應(yīng)位置處；然后，緩慢依次升起4個(gè)油缸，直到分配梁與混凝土凸起平臺接近接觸為止，在之后的加載過程中，分配梁將以斜側(cè)面上混凝土凸起平臺為支點(diǎn)；最后，將應(yīng)變片、位移計(jì)、壓力傳感器上預(yù)留出的導(dǎo)線與靜態(tài)應(yīng)變采集儀相連接.

1.6 加載方案

首先預(yù)加載(預(yù)計(jì)最大荷載的3%～10%)，待采集儀工作正常，與預(yù)期基本一致后再正式加載.正式加載時(shí)，采用逐級遞增連續(xù)加載模式.在裂縫開展前，按上拔極限荷載的1/10逐級加載，每級加載穩(wěn)定2～3 min后進(jìn)行讀數(shù)；待出現(xiàn)裂縫后，按極限荷載的1/20逐級加載，直至基礎(chǔ)不能持荷；在加載過程中，每級加載穩(wěn)定后進(jìn)行讀數(shù)，且盡量保證4個(gè)千斤頂同步加載.當(dāng)試件破壞之后，拍照再緩慢卸載.加載模式如圖7所示，其中LS為各階段所施加荷載與預(yù)估極限荷載之比.

圖7 加載模式

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞模式

將試件的破壞模式主要?dú)w為彎曲破壞：包括十字形彎曲破壞、井字形彎曲破壞和伴有裂紋環(huán)的不完全彎曲破壞.彎曲破壞的破壞判斷條件為底板上部受拉鋼筋屈服，破壞時(shí)底板變形能力較好.試件NJ1～NJ8與NJ9～NJ16中對應(yīng)的重復(fù)試件的破壞現(xiàn)象基本相同，各試件的破壞特征見表4.

試件NJ1加載初期，無明顯開裂痕跡；加載至234 kN時(shí)，1號與2號裂縫出現(xiàn)并開裂明顯，3號與4號裂縫較細(xì)，四者均開展至底板側(cè)面1/3處；繼續(xù)加載至260 kN，1號與2號裂縫開展至2～3 mm，基本貫穿整個(gè)截面，破壞模式如圖8a所示.試件NJ9的破壞形態(tài)與NJ1相似，加載至236 kN時(shí)，1號與2號裂縫同時(shí)開展；繼續(xù)加載至242 kN，3號裂縫出現(xiàn)，此時(shí)2號裂縫已擴(kuò)展至底板側(cè)面且寬度明顯，破壞模式如圖8b所示.試件NJ1與NJ9的破壞截面均在短柱邊緣截面處，表現(xiàn)為十字形彎曲破壞.

表4 破壞特征

試件NJ2加載至174 kN，1、2和3號裂縫突然出現(xiàn)，1號裂縫寬度為1.2 mm，2號與3號裂縫均達(dá)到3.0 mm左右；繼續(xù)加載，裂縫開展明顯；達(dá)到極限荷載192 kN時(shí)，荷載急劇下降，錐形底板撓曲過大，AB方向受壓區(qū)混凝土被壓碎，1號與4號主裂縫貫穿整個(gè)截面，底板一分為二，破壞模式如圖8c所示.試件NJ10的破壞形態(tài)與NJ1相似，達(dá)到極限荷載210 kN時(shí)，荷載急速下降，錐形底板撓曲過大，AB方向受壓區(qū)混凝土被壓碎，主裂縫2號與4號裂縫貫穿整個(gè)截面，底板一分為二，破壞模式如圖8d所示.試件NJ2與NJ10的破壞截面均在短柱邊緣截面處，表現(xiàn)為十字形彎曲破壞.

試件NJ3、NJ11的破壞模式與NJ2相似，破壞模式分別如圖8e、8f所示.NJ3的極限荷載為155 kN，NJ11的極限荷載為154 kN，此后荷載均急劇下降.

試件NJ4達(dá)到極限荷載192 kN時(shí)，裂紋迅速增寬，荷載急劇下降，錐形底板撓曲過大，導(dǎo)致基礎(chǔ)短柱與底板脫離，但是受壓區(qū)混凝土完好，破壞模式表現(xiàn)為井字形彎曲破壞，如圖8g所示.試件NJ12加載初期，無明顯開裂痕跡；荷載達(dá)到133 kN時(shí)，1號裂紋出現(xiàn)；加載至150 kN時(shí)，2與3號裂紋出現(xiàn)，同時(shí)1號裂縫已開展至3.0 mm；繼續(xù)加載至171 kN，4號裂紋出現(xiàn)，此試件并未加載到完全破壞，井字形彎曲破壞的特征較明顯，破壞模式如圖8h所示.

試件NJ5加載到115 kN時(shí)，出現(xiàn)5條裂縫，分別為1、2、3、4和5號裂縫；隨后加載到125 kN時(shí)，1號裂縫開展明顯且已開展到底板側(cè)面1/2處，寬度為3.0 mm；達(dá)到極限荷載138 kN時(shí)，裂紋迅速增寬，此時(shí)荷載急劇下降，底板撓曲過大，CD方向受壓區(qū)混凝土被壓碎，2號與5號主裂縫貫穿整個(gè)截面，底板一分為二，破壞模式如圖8i所示.試件NJ13的破壞過程與NJ5相似，極限荷載為150 kN，破壞模式如圖8j所示.兩者均表現(xiàn)為井字形彎曲破壞.

試件NJ6破壞模式如圖8k所示，表現(xiàn)為伴有裂紋環(huán)的不完全彎曲破壞.加載初期，無明顯開裂痕跡；加載至86 kN時(shí)，應(yīng)變片發(fā)生突變；繼續(xù)加載至135 kN時(shí)，裂紋均較細(xì)，無擴(kuò)展跡象，短柱四周出現(xiàn)一個(gè)裂紋環(huán)；達(dá)到極限荷載160 kN時(shí)，荷載急速下降，基礎(chǔ)短柱與底板脫離，1、2和3號裂縫開展完全但未貫穿整個(gè)截面，受壓區(qū)混凝土完好.試件NJ14的極限荷載為124 kN，破壞模式與NJ6相似，如圖8l所示.

試件NJ7破壞模式如圖8m所示，表現(xiàn)為井字形彎曲破壞.加載至50 kN時(shí)，1號裂縫出現(xiàn)，隨后2、3和4號裂縫均出現(xiàn)，寬度在0.3 mm；繼續(xù)加載，5、6、7和8號裂縫出現(xiàn)；加載至95 kN左右時(shí)，主裂縫寬度達(dá)2～3 mm，開裂明顯且1號裂縫擴(kuò)展到底板側(cè)面2/3處；當(dāng)達(dá)到極限荷載107 kN時(shí)，荷載急速下降，底板撓曲過大，AB方向受壓區(qū)混凝土被壓碎，2號與4號主裂縫貫穿整個(gè)截面，底板一分為二.試件NJ15的極限荷載為124 kN，破壞時(shí)裂縫較密集，表現(xiàn)為伴有裂紋環(huán)的不完全彎曲破壞，破壞模式如圖8n所示.

試件NJ8極限荷載為92 kN，破壞時(shí)表面混凝土脫落較嚴(yán)重，裂縫較集中于短柱周圍，破壞模式如圖8o所示.試件NJ16破壞模式如圖8p所示，表現(xiàn)為十字形彎曲破壞；加載至47 kN時(shí)，應(yīng)變片發(fā)生突變，1、2、3和4號裂紋出現(xiàn)；隨后5號裂縫出現(xiàn)；繼續(xù)加載至80 kN時(shí)，所有裂紋開展明顯達(dá)3.0 mm；達(dá)到極限荷載86 kN時(shí)，荷載急速下降，底板撓曲過大，AB方向受壓區(qū)混凝土壓碎，主裂縫1和3號裂縫貫穿整個(gè)截面，底板沿1和3號裂縫一分為二.

a NJ1十字形彎曲破壞b NJ9十字形彎曲破壞c NJ2十字形彎曲破壞d NJ10十字形彎曲破壞e NJ3十字形彎曲破壞f NJ11十字形彎曲破壞g NJ4井字形彎曲破壞h NJ12井字形彎曲破壞i NJ5井字形彎曲破壞j NJ13井字形彎曲破壞k NJ6不完全彎曲破壞l NJ14不完全彎曲破壞m NJ7井字形彎曲破壞n NJ15不完全彎曲破壞o NJ8不完全彎曲破壞p NJ16十字形彎曲破壞

圖8彎曲破壞

Fig.8Bendingfailure

3 基礎(chǔ)底板變形分析

提取基礎(chǔ)底板邊緣1號測點(diǎn)與中間3號測點(diǎn)的位移計(jì)讀數(shù)，取兩者之差(邊緣和中心的位移差)作為變形值，得出試件的荷載-變形曲線如圖9所示.試件NJ1～NJ8與NJ9～NJ16中對應(yīng)的重復(fù)試件的變形曲線基本吻合，對2個(gè)相同試件的底板變形過程進(jìn)行對比分析，詳細(xì)描述如下.

試件NJ1與NJ9的荷載-變形曲線如圖9a所示，曲線共分為三階段.對于NJ1而言，在第一階段(150 kN之前)，受拉區(qū)混凝土未開裂，基礎(chǔ)整體剛度較大，故變形幾乎為零；隨著荷載增大，坡面出現(xiàn)裂縫，受拉區(qū)混凝土逐漸退出工作，基礎(chǔ)整體剛度急劇減小，此時(shí)進(jìn)入基礎(chǔ)受力第二階段，此階段基礎(chǔ)最大變形值為3 mm；此后鋼筋進(jìn)入屈服階段，基礎(chǔ)變形呈水平狀迅速增大.NJ9的曲線變化規(guī)律與NJ1類似，175 kN之前變形幾乎為零，236 kN左右時(shí)變形發(fā)生突變.

a 試件NJ1與NJ9

b 試件NJ2與NJ10

c 試件NJ3與NJ11

d 試件NJ4與NJ12

e 試件NJ5與NJ13

f 試件NJ6與NJ14

g 試件NJ7與NJ15

h 試件NJ8與NJ16

試件NJ2與NJ10的荷載-變形曲線如圖9b所示，兩曲線的變化過程較吻合.對于NJ2而言，在25 kN之前，變形幾乎為零；隨著荷載增大，基礎(chǔ)整體剛度急劇減小，變形緩慢增長至4 mm；此后鋼筋進(jìn)入屈服階段，基礎(chǔ)變形呈水平狀迅速增大.對于NJ10而言，當(dāng)荷載達(dá)到175 kN時(shí)，變形發(fā)生突變(從3 mm迅速增長至6 mm)；繼續(xù)加載，變形迅猛增長，直至試件破壞.

試件NJ3與NJ11的荷載-變形曲線如圖9c所示.在加載過程中，由于油缸分油器出油量的差異，使得4個(gè)千斤頂有時(shí)并非是完全同步同等荷載的加載，此情況下基礎(chǔ)底板會受到力矩的作用，再加上固定基礎(chǔ)頂部的螺栓發(fā)生了滑動(dòng)，使試件產(chǎn)生了剛體轉(zhuǎn)動(dòng)，因此試驗(yàn)結(jié)果不理想，與預(yù)期不一致，這里不對曲線的規(guī)律進(jìn)行分析.

試件NJ4與NJ12的荷載-變形曲線如圖9d所示，兩曲線的變化規(guī)律相似.對于NJ4而言，在26 kN之前，變形幾乎為零；隨著荷載增大，曲線呈直線緩慢上升；當(dāng)荷載達(dá)到144 kN時(shí)，變形發(fā)生突變；此后鋼筋進(jìn)入屈服階段，變形迅速增大.

試件NJ5與NJ13的荷載-變形曲線如圖9e所示，兩曲線的吻合度較高.對于NJ5而言，在10 kN之前，變形幾乎為零；隨著荷載增大，變形緩慢增長至5 mm；當(dāng)荷載達(dá)到120 kN左右時(shí)，變形發(fā)生突變，曲線變平緩.試件NJ13在荷載達(dá)到110 kN左右時(shí)，變形發(fā)生突變，曲線變平緩.

試件NJ6與NJ14的荷載-變形曲線如圖9f所示.對于NJ6而言，在10 kN之前，變形幾乎為零；此后，曲線呈直線緩慢上升；當(dāng)荷載達(dá)到95 kN時(shí)，曲線出現(xiàn)一個(gè)小平臺，鋼筋進(jìn)入屈服階段；繼續(xù)加載，變形迅猛增長，直至試件破壞.試件NJ14的曲線變化規(guī)律與NJ6類似，前期兩者吻合較好，荷載達(dá)到100 kN左右時(shí)，曲線近似呈水平增長趨勢.由于試件NJ14共產(chǎn)生了8條裂縫，底板上表面破碎較徹底，使得底板剛度急劇下降，因此后期變形較NJ6大，使得曲線相差較大.

試件NJ7與NJ15的荷載-變形曲線如圖9g所示，前期兩曲線差異有些大，這是由于試件NJ7的1～4號裂縫同時(shí)出現(xiàn)且均同時(shí)開展，前期底板相對撓曲偏??；而試件NJ15主要是1號裂縫開展起控制作用，1號位移計(jì)正好放在垂直于1號裂縫的方向上，因此前期測得的底板變形與試件NJ7相比偏大.85 kN之后兩者吻合較好.對于NJ7而言，在60 kN之前，曲線呈直線緩慢上升；60 kN之后，曲線斜率開始發(fā)生變化，變形迅猛增長，直至試件破壞；在極限荷載107 kN下，底板變形達(dá)到最大值30 mm.試件NJ15的曲線變化規(guī)律與NJ7類似，在60 kN之前，曲線呈直線緩慢上升；在60 kN之后，曲線斜率開始發(fā)生變化，變形迅猛增長.

試件NJ8與NJ16的荷載-變形曲線如圖9h所示，前期兩曲線吻合較好，45 kN之后兩者差異較大，這是由于試件NJ16在40 kN左右1、2號裂縫先出現(xiàn)且之后比3、4號裂縫優(yōu)先開展，1號位移計(jì)正好放在垂直于1、2號裂縫的方向上，因此后期測得的底板變形較試件NJ8大.對于NJ8、NJ16而言，在45 kN之前，曲線均呈直線緩慢上升且坡度較緩；50 kN之后，曲線斜率開始發(fā)生變化，變形增長較快.

4 鋼筋應(yīng)變分析

選取基礎(chǔ)底板最危險(xiǎn)截面即基礎(chǔ)短柱邊緣截面處的鋼筋應(yīng)變值進(jìn)行分析，得出試件的荷載-應(yīng)變曲線如圖10所示，試件NJ1～NJ8與NJ9～NJ16中對應(yīng)的重復(fù)試件的應(yīng)變曲線基本吻合，對2個(gè)相同試件的應(yīng)變發(fā)展過程進(jìn)行對比分析，詳細(xì)描述如下.

圖10a為試件NJ1與NJ9的荷載-應(yīng)變曲線，從曲線可以看出，共分為3個(gè)階段.對試件NJ1而言，第一階段(100 kN之前)，上部受拉鋼筋和混凝土共同承擔(dān)拉應(yīng)力，應(yīng)力水平較小，曲線幾乎垂直；隨著荷載增大，板底開始出現(xiàn)裂縫，進(jìn)入第二階段，此階段受拉區(qū)混凝土逐漸退出工作，鋼筋應(yīng)力緩慢增大；當(dāng)荷載達(dá)到234 kN時(shí)，進(jìn)入第三階段，此階段鋼筋應(yīng)變發(fā)生突變，鋼筋進(jìn)入塑性屈服階段，此后曲線出現(xiàn)平臺，直至試件破壞.NJ9的曲線變化規(guī)律與NJ1類似，150 kN之前幾乎垂直，236 kN左右時(shí)應(yīng)變發(fā)生突變.

試件組NJ2與NJ10直至試件組NJ8與NJ16的應(yīng)變曲線特征和NJ1與NJ9相似，此處不重復(fù)闡述.試件組NJ2與NJ10直至試件組NJ8與NJ16的荷載-應(yīng)變曲線分別如圖10b～10h所示.

5 抗拔承載力對比分析

從表5中數(shù)據(jù)可看出，對相同試件而言，抗拔承載力值很接近，試驗(yàn)結(jié)果可信，與平均值相對誤差范圍均小于5%.

a 試件NJ1與NJ9

b 試件NJ2與NJ10

c 試件NJ3與NJ11

d 試件NJ4與NJ12

e 試件NJ5與NJ13

f 試件NJ6與NJ14

g 試件NJ7與NJ15

h 試件NJ8與NJ16

編號寬高比斜邊坡度/(°)Fi/kN(Fi-F)F編號寬高比斜邊坡度/(°)Fi/kN(Fi-F)FNJ11.5102340.4%NJ91.5102360.4%NJ21.5201740.6%NJ101.5201750NJ31.5301451.4%NJ111.5301402.1%NJ42.0101442.0%NJ122.0101502.0%NJ52.0201183.5%NJ132.0201103.5%NJ62.510953.1%NJ142.5101002.0%NJ73.010803.6%NJ153.010852.4%NJ84.010631.6%NJ164.010603.2%

對比NJ1與NJ9、NJ2與NJ10、NJ3與NJ11和NJ4與NJ12、NJ5與NJ13的試驗(yàn)結(jié)果可以看出，在寬高比、底板尺寸、截面配筋均相同的情況下，隨著斜邊坡度的增大，抗拔承載力逐漸降低.和試件NJ1與NJ9相比，試件NJ2與NJ10、NJ3與NJ11的承載力分別降低25.5%、39.1%.和試件NJ4與NJ12相比，試件NJ5與NJ13的承載力降低22.4%.

對比NJ1與NJ9、NJ4與NJ12、NJ6與NJ14、NJ7與NJ15、NJ8與NJ16和NJ2與NJ10、NJ5與NJ13的試驗(yàn)結(jié)果可以看出，在斜邊坡度、底板尺寸均相同的情況下，隨著寬高比的增大，底板抗拔承載力逐漸降低.和試件NJ1與NJ9相比，試件NJ4與NJ12、NJ6與NJ14、NJ7與NJ15、NJ8與NJ16的承載力分別降低37.4%，58.3%，64.7%，73.6%.和試件NJ2與NJ10相比，試件NJ5與NJ13的承載力降低34.9%.

從以上分析可知，基礎(chǔ)受上拔荷載作用時(shí)，不宜選取較大斜邊坡度的擴(kuò)展基礎(chǔ)；若采用混凝土錐形擴(kuò)展基礎(chǔ)，則需考慮斜邊坡度、寬高比對基礎(chǔ)底板抗拔底板承載力的影響.

同時(shí)，電力行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《架空輸電線路基礎(chǔ)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程：DL/T 5219—2014》[15]規(guī)定基礎(chǔ)底板上部受拉鋼筋與下部鋼筋采用相同的配筋公式，忽略了斜邊坡度等對基礎(chǔ)受力形式的影響.試驗(yàn)結(jié)果表明，在基礎(chǔ)寬高比一定、斜邊坡度變化的情況下，根據(jù)此配筋公式設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)偏于不安全，抗拔承載力隨斜邊坡度的增大而明顯降低.

6 結(jié)論及建議

對16個(gè)不同寬高比、不同斜邊坡度的混凝土獨(dú)立擴(kuò)展基礎(chǔ)底板進(jìn)行了上拔試驗(yàn)，主要研究了底板在上拔荷載作用下的破壞模式和承載性能，主要結(jié)論如下：

(1)破壞模式主要?dú)w為彎曲破壞，包括十字形彎曲破壞、井字形彎曲破壞、伴有裂紋環(huán)的不完全彎曲破壞，破壞時(shí)底板變形能力較好.

(2)對相同試件而言，抗拔承載力值很接近，試驗(yàn)結(jié)果可信，與平均值相對誤差范圍均小于5%.

(3)在寬高比、底板尺寸、截面配筋均相同的情況下，隨著斜邊坡度的增大，抗拔承載力逐漸降低.同時(shí)，在斜邊坡度、底板尺寸均相同的情況下，隨著寬高比的增大，底板抗拔承載力也逐漸降低.因此，實(shí)際設(shè)計(jì)時(shí)不宜選取較大斜邊坡度的擴(kuò)展基礎(chǔ)，若采用混凝土錐形擴(kuò)展基礎(chǔ)，則需考慮斜邊坡度、寬高比對基礎(chǔ)底板抗拔承載力的影響.

(4)電力行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《架空輸電線路基礎(chǔ)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程：DL/T 5219—2014》規(guī)定基礎(chǔ)底板上部受拉鋼筋與下部鋼筋采用相同的配筋公式，忽略了斜邊坡度等對基礎(chǔ)受力形式的影響.在基礎(chǔ)寬高比一定、斜邊坡度變化的情況下，根據(jù)此配筋公式設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)偏于不安全，抗拔承載力隨斜邊坡度的增大而明顯降低.