窄基塔單樁十字梁自平衡基礎(chǔ)極限承載力試驗

鄭向鋒，楊垂瑋，趙騰飛，黃模佳

(1. 中國能源建設(shè)集團安徽省電力設(shè)計院有限公司，安徽 合肥 230601； 2. 江西師范大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)院， 江西 南昌 330022； 3. 南昌大學(xué) 工程力學(xué)系，江西 南昌 330031)

0 引 言

隨著城鎮(zhèn)化的高速發(fā)展，土地資源越來越稀缺，一種根開為3～4 m的鋼管塔(以下簡稱窄基塔)開始應(yīng)用于城區(qū)高壓輸電線路建設(shè)中。

窄基塔常規(guī)采用的基礎(chǔ)形式主要為大開挖聯(lián)合基礎(chǔ)或灌注樁基礎(chǔ)。大開挖聯(lián)合基礎(chǔ)是一種天然地基，但需要大范圍開挖，在城區(qū)施工對市政設(shè)施影響較大，并且對地質(zhì)條件要求較高，極少使用，一般主要采用樁基礎(chǔ)形式。普通灌注樁基礎(chǔ)是在窄基塔4個塔腿下單獨配置樁基礎(chǔ)，相互獨立的基礎(chǔ)既要滿足上拔計算，又要滿足下壓計算，配置出的基礎(chǔ)較大。特別是對于荷載較小的直線塔，從承載力要求來說并不必要，但為了滿足構(gòu)造和施工的需要，不得不設(shè)計出較大尺寸的樁徑，工程應(yīng)用上很不經(jīng)濟；另外城區(qū)地下管網(wǎng)密布，復(fù)雜地段四腿單獨樁基礎(chǔ)往往很難布置，動輒改線繞行或者遷改地下管線，為此常常因為一處的障礙，也要付出很大的建設(shè)成本。

基礎(chǔ)是輸電線路塔架傳遞上部荷載的結(jié)構(gòu)，輸電塔基礎(chǔ)的選型和設(shè)計是高壓輸電線路設(shè)計中的重要內(nèi)容[1-3]，中國地域遼闊，巖土類別多、分布廣，各地區(qū)地形地貌和地質(zhì)條件差異大，區(qū)域性地基線路基礎(chǔ)形式多樣，架空輸電線路基礎(chǔ)主要包括以下幾種，如大開挖基礎(chǔ)、巖石基礎(chǔ)、挖孔類基礎(chǔ)、樁基礎(chǔ)、螺旋錨基礎(chǔ)與復(fù)合基礎(chǔ)等基礎(chǔ)形式[4-11]。黃冬平[12]介紹了拉線桿塔的錨桿基礎(chǔ)設(shè)計方法和試驗方法，利用巖石地基抵抗拉線傳來的拔力，受力明確、結(jié)構(gòu)效率高。韓麗婷等[13]建立單板基礎(chǔ)、單樁基礎(chǔ)和樁-板復(fù)合基礎(chǔ)的試驗?zāi)Ｐ?，開展上拔承載力試驗，提出了基于單樁抗拔承載力的樁-板復(fù)合基礎(chǔ)設(shè)計方法，為輸電線路的復(fù)合基礎(chǔ)設(shè)計提供參考。文獻[14]給出了一種型鋼混凝土偏心受壓構(gòu)件正截面受壓承載力計算方法。任宗棟等[15]通過研究巖石錨樁基礎(chǔ)的力學(xué)特點并結(jié)合足尺試驗，提出并使用了巖石擴底錨樁基礎(chǔ)。秦慶芝等[16]對中風(fēng)化和強風(fēng)化巖石地質(zhì)條件的直錨基礎(chǔ)和單錨基礎(chǔ)進行極限承載力試驗研究，驗證設(shè)計理論的正確性和應(yīng)用可行性。麻堅等[17]針對山區(qū)存在大量的覆蓋層較厚、下覆基巖工程性狀較好的復(fù)合地層和上拔荷載較大的轉(zhuǎn)角塔，提出了一種新型的壓力型錨索承臺基礎(chǔ)形式。張明熠等[18]對鋼管單樁進行彎剪作用下的荷載試驗，得到樁身彎矩和樁頂位移隨荷載的變化情況，分析了樁周土地基加固對樁水平承載能力的影響及剛性短柱法的適用性。朱照清等[19]對大直徑鋼管樁進行了水平承載力試驗，測試了直樁、正反斜樁的水平承載力及水平位移。朱斌等[20]開展了大直徑高樁基礎(chǔ)的試驗研究，得到了水平單調(diào)和循環(huán)荷載作用下樁土相互作用規(guī)律及樁基水平位移和樁身彎矩發(fā)展規(guī)律。文獻[21]，[22]以鋼混復(fù)合筒型基礎(chǔ)為研究對象，通過試驗、數(shù)值模擬對大直徑筒型基礎(chǔ)在荷載作用下的承載特性進行了深入研究。文獻[23]對風(fēng)電復(fù)合筒型基礎(chǔ)的動力特性進行研究。劉潤等[24]建立復(fù)合加載模式下單樁復(fù)合筒型基礎(chǔ)地基的破壞包絡(luò)線，并據(jù)此評價其穩(wěn)定性是地基基礎(chǔ)設(shè)計的重要手段。郭文兵等[25]建立了采動影響下地基、基礎(chǔ)與輸電塔架結(jié)構(gòu)的協(xié)同變形理論模型，更好地描述輸電線路塔架結(jié)構(gòu)的移動變形特征。文獻[26]對新型輸電線路塔架聯(lián)合板索基礎(chǔ)的設(shè)計方法做了相關(guān)研究。文獻[27]依據(jù)高壓輸電塔基礎(chǔ)要具有較大抗拔力的需求，對索聯(lián)板球基礎(chǔ)在輸電工程中的設(shè)計計算方法展開深入研究。劉林[28]以小型預(yù)制樁為研究對象，通過模型試驗和數(shù)值模擬對小型預(yù)制樁的承載特性進行研究。王冬[29]進行了輸電塔架基礎(chǔ)的新型加固錨桿-恒阻拉伸抗壓錨桿的結(jié)構(gòu)設(shè)計及力學(xué)特性的研究。孟建文[30]通過相似模擬試驗對索聯(lián)板球基礎(chǔ)的極限抗力進行了深入研究。王朋[31]以不均勻沉降輸電塔為研究對象，對螺栓扭矩、螺栓滑移、輸電塔精確模型和采動區(qū)輸電塔安全評估等若干力學(xué)問題進行研究。竇談[32]利用模型試驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對采動區(qū)輸電鐵塔預(yù)置可頂升塔腳及基礎(chǔ)承載性能進行了研究。陳焰等[33]提出了幾種裝配式基礎(chǔ)形式，并提供了一種全新的山地輸電線路基礎(chǔ)形式，具有較強的推廣和應(yīng)用價值。

本文提出一種結(jié)構(gòu)簡單、施工方便且適合于城區(qū)特點的窄基塔基礎(chǔ)形式——單樁十字梁自平衡基礎(chǔ)(圖1)，根據(jù)力的平衡原理，基礎(chǔ)中心(單樁)的上拔力被下壓力抵消，單樁只承受傾覆彎矩和較小的下壓力，上拔力成為交叉梁的內(nèi)力，在地基的協(xié)同工作下，上拔計算成為地基梁的受彎計算。這種基礎(chǔ)形式本身又有整體性好、抵抗水平位移能力強的特點，因此開發(fā)出這種基礎(chǔ)形式已經(jīng)成為亟需解決的技術(shù)問題。本文開展單樁十字梁自平衡基礎(chǔ)的加載和卸載承載力試驗研究，并利用有限元分析軟件對基礎(chǔ)進行模擬分析，根據(jù)試驗結(jié)果和分析結(jié)果提出單樁十字梁自平衡基礎(chǔ)的承載力設(shè)計方法，為輸電線路桿塔基礎(chǔ)設(shè)計及應(yīng)用提供參考。

圖1 單樁十字梁自平衡基礎(chǔ)Fig.1 Self-balancing Cross Beam Foundation with Single Pile

1 試驗概況

1.1 試驗設(shè)計

結(jié)合場地條件，進行單樁十字梁自平衡基礎(chǔ)足尺試驗，基礎(chǔ)根開為3.4 m，室內(nèi)試驗現(xiàn)場的布置如圖2所示。

圖2 基礎(chǔ)試驗平面布置(單位:mm)Fig.2 Layout Plan of Foundation Test (Unit:mm)

基礎(chǔ)設(shè)計尺寸如圖3所示。單樁直徑為1.2 m，埋深為6 m，十字梁端截面尺寸為600 mm×600 mm，中截面尺寸為600 mm×1 000 mm，小立柱上截面尺寸為400 mm×400 mm，下截面尺寸為600 mm×600 mm，高度為900 mm。

圖3 基礎(chǔ)設(shè)計尺寸(單位:mm)Fig.3 Design Dimension of Foundation (Unit:mm)

1.2 加載方案

為了模擬輸電線路鐵塔受荷情況，對基礎(chǔ)的4個立柱進行同比例加荷，圖4為基礎(chǔ)荷載工況的加載示意圖，其中，T為z方向上拔力，N為z方向下壓力，Tx,Ty分別為上拔工況下的x和y方向的力，Nx,Ny分別為下壓工況下的x和y方向的力。

圖4 基礎(chǔ)試驗加載示意圖Fig.4 Loading Diagram of Foundation Test

試驗采用維持荷載法分級加載，荷載分級不少于10級，試驗加載至試件破壞或達到試驗設(shè)備最大加載能力。表1給出某220 kV窄基塔基礎(chǔ)試驗對應(yīng)大風(fēng)、平衡張力、60°風(fēng)、0°角、最小垂荷的極限荷載工況，本文室內(nèi)試驗加載按表1極限承載力的80%加載。

表1 某220 kV窄基塔基礎(chǔ)極限荷載Tab.1 Ultimate Load of 220 kV Narrow-base Tower Foundation

每級荷載施加后按第5，10，15，45，60 min測讀基礎(chǔ)頂沉降量，該級荷載的位移達到穩(wěn)定后，繼續(xù)施加下一級荷載。卸載時每級荷載維持1 h，按第15，30，60 min測讀基礎(chǔ)頂沉降量后，卸下一級荷載。卸載至0 kN后，測讀基礎(chǔ)頂殘余沉降量，維持時間3 h，測讀時間為第15，30 min，之后每隔30 min測讀1次?；A(chǔ)發(fā)生破壞時，可直接卸載至0 kN或根據(jù)現(xiàn)場情況進行合理分級卸載。

根據(jù)輸電線路桿塔原狀土基礎(chǔ)靜荷載試驗特點，其極限承載力確定原則如下：

(1)基礎(chǔ)拔出、地面開裂，荷載無法維持，不斷補載時，取前一級荷載。

(2)基礎(chǔ)頂部和底部的位移驟然增大，該級位移量為上一級的5倍時，取前一級荷載。

(3)基礎(chǔ)未達到破壞，且所施加荷載達到穩(wěn)定狀態(tài)時，取試驗穩(wěn)定施加最大荷載。

1.3 試驗場地土地特性

單樁十字梁自平衡基礎(chǔ)的足尺試驗需對試驗大廳土體進行土體顆粒分析試驗、原位密度試驗、現(xiàn)場直接剪切試驗、含水率和地基承載力特征值等試驗，對試驗土體的物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)進行定性與定量分析。

根據(jù)《巖土工程勘察規(guī)范》(GB 50021—2009)[34]，顆粒分析試驗中篩析法得到的不同顆粒大小土體結(jié)果見表2。

表2 顆粒大小分析試驗結(jié)果Tab.2 Test Results of Particle Size Analysis

選用液限、塑限聯(lián)合測定法進行土體的液限、塑限試驗，計算可得塑性指數(shù)Ip=10.5，為粉質(zhì)黏土。界限含水率試驗結(jié)果如圖5所示。

圖5 圓錐下沉深度與含水率關(guān)系曲線Fig.5 Relation Curve Between Cone Sinking Depth and Water Content

采用灌水法測定原位密度，并通過現(xiàn)場直接剪切試驗，測試土體的抗剪強度指標(biāo)黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ值，試驗結(jié)果如表3所示。

表3 原位密度、含水率、直剪試驗結(jié)果Tab.3 Results of In Situ Density,Moisture Content and Direct Shear Test

對土體進行動力觸探試驗和淺層平板荷載試驗，其中平板荷載試驗采用方形板和圓形板試驗，通過試驗分別得到對應(yīng)不同深度處的地基承載力特征值，最終取方形板和圓形板試驗結(jié)果的平均值作為地基承載力特征值，圖6和表4分別為動力觸探試驗和淺層平板荷載試驗結(jié)果。

圖6 動力觸探試驗結(jié)果Fig.6 Results of Dynamic Penetration Test

表4 平板荷載試驗結(jié)果Tab.4 Results of Plate Load Test

對單樁十字梁自平衡基礎(chǔ)進行土體力學(xué)參數(shù)試驗，主要包括顆粒分析、界限含水率、原位密度、原位剪切、動力觸探、平板荷載等試驗，得到如下結(jié)論：

(1)通過顆粒分析試驗與界限含水率試驗，土體鑒定為黏土。

(2)回填黏土密度ρ=1.89 g·cm-3，且處于堅硬狀態(tài)。

(3)回填黏土的黏聚力c=29 kPa，內(nèi)摩擦角φ=24°。

(4)動力觸探試驗表明，在1～2.5 m范圍內(nèi)的土體夯實效果最好。

(5)淺層平板荷載試驗結(jié)果表明，地表土體的地基承載力特征值為145 kPa。

1.4 加載裝置

根據(jù)圖2尺寸布置現(xiàn)場試驗加載系統(tǒng)，如圖7所示，包括豎向加載系統(tǒng)、水平加載系統(tǒng)、試驗測試系統(tǒng)。

圖7 現(xiàn)場加載試驗Fig.7 Field Loading Test

豎向加載系統(tǒng)包括上拔加載系統(tǒng)與下壓加載系統(tǒng)，如圖8所示，豎向加載系統(tǒng)由連接板、傳力螺桿、千斤頂、橫梁等構(gòu)件組成。在豎向加載系統(tǒng)中，千斤頂是動力源，它通過上頂板、傳力螺桿和地腳連接板對基礎(chǔ)施加上拔荷載，或直接通過下壓板對基礎(chǔ)施加下壓荷載。

圖8 豎向加載系統(tǒng)(單位:mm)Fig.8 Vertical Loading System (Unit:mm)

水平加載系統(tǒng)主要由千斤頂、水平傳力梁、反力錨樁及混凝土墊塊組成，如圖9所示。水平荷載由千斤頂施加，并通過水平傳力梁傳遞至基礎(chǔ)立柱；通過調(diào)整混凝土墊塊的高度，可實現(xiàn)水平力加載高度的變化。

圖9 水平加載系統(tǒng)Fig.9 Horizontal Loading System

試驗中豎向和水平位移通過頻率式位移傳感器測量，RS-JYC樁基靜載儀采集數(shù)據(jù)；荷載通過應(yīng)變式油壓傳感器測量，RS-JYC樁基靜荷載測試分析儀自動采集與記錄數(shù)據(jù)；鋼筋的軸力通過粘貼應(yīng)變片進行測量，如圖10所示。

圖10 應(yīng)變測試系統(tǒng)Fig.10 Strain Testing System

1.5 量測內(nèi)容

在基礎(chǔ)的4個小立柱分別布置頻率式位移傳感器和應(yīng)變式油壓傳感器，分別對立柱的豎向和水平位移、加荷大小進行測量，并通過RS-JYC樁基靜荷載測試分析儀自動采集并記錄數(shù)據(jù)。

在基礎(chǔ)單樁的主筋、小立柱縱筋及十字梁主筋布設(shè)應(yīng)變片，具體布置情況如圖11所示。

圖11 基礎(chǔ)應(yīng)變片布置(單位:mm)Fig.11 Layout of Foundation Strain Gauge (Unit:mm)

2 試驗結(jié)果及有限元分析

根據(jù)圖4和表1的加載荷載，0#，2#塔腿進行豎向下壓，0#塔腿最大下壓荷載為800 kN，2#塔腿最大下壓荷載為320 kN；1#，3#塔腿進行豎向上拔，3#塔腿最大上拔荷載為720 kN，1#塔腿最大上拔荷載為320 kN；分別對應(yīng)相應(yīng)的水平荷載方向，保證水平向與豎向荷載的合力和窄基塔方向一致，有限元分析模型與試驗?zāi)Ｐ筒捎孟嗤淖鴺?biāo)系，即有限元和試驗?zāi)Ｐ偷膞，y，z坐標(biāo)是相同的。

2.1 有限元模型建立

圖12為單樁十字梁基礎(chǔ)的配筋示意圖，地腳螺栓材質(zhì)為HRB400，直徑為36 mm；主筋材質(zhì)為HRB335，直徑為20 mm；箍筋材質(zhì)為HRB335，直徑為10 mm或14 mm；混凝土強度等級為C30，混凝土保護層厚度為50 mm。

圖12 單樁十字梁基礎(chǔ)配筋Fig.12 Reinforcement of Single Pile Cross Beam Foundation

根據(jù)圖12的配筋建立有限元幾何模型，如圖13所示。周圍圓柱形為土體結(jié)構(gòu)，土體的基本特性通過試驗得到，土體為堅硬狀態(tài)黏土，彈性模量取8 MPa，泊松比取0.25，密度ρ=1.89 g·cm-3，黏聚力c=29 kPa，內(nèi)摩擦角φ=24°。單樁十字梁基礎(chǔ)的主體為混凝土，采用混凝土損傷塑性模型(CDP模型)[35-37]，混凝土的塑性參數(shù)為：膨脹角為20°，偏心率為0.1，雙軸抗壓強度與單軸抗壓極限強度之比fb0/fc0為1.16，不變量應(yīng)力比K為0.666 7，黏性參數(shù)取0.000 5。根據(jù)規(guī)范[37]可以得到C30混凝土的塑性拉壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線及拉壓塑性損傷應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線。C30混凝土的彈性模量取30 GPa，泊松比取0.2；鋼筋采用理想彈塑性模型，HRB335鋼筋的屈服強度為300 MPa[37]；塔腳板和地腳螺栓屈服強度取400 MPa。

圖13 單樁十字梁基礎(chǔ)幾何模型Fig.13 Geometric Model of Single Pile Cross Beam Foundation

根據(jù)材料的基本參數(shù)，將幾何模型轉(zhuǎn)化為有限元模型，如圖14所示。模型中鋼筋采用T3D2桿單元模擬，土體、混凝土基礎(chǔ)及塔腳板采用C3D8R體單元模擬。基礎(chǔ)與土體之間采用面-面接觸形式，采用經(jīng)典的各向同性庫侖摩擦模型[38]，根據(jù)土體的綜合特性參數(shù)，混凝土與土體間的摩擦因數(shù)取0.8[39]。分析中土體四周及底部所有節(jié)點均采用固定的約束形式，4個塔腳板中心有4個對應(yīng)的加載點用于加載，加載方式采用一次性加載到試驗的最大荷載后卸載。

圖14 有限元模型Fig.14 Finite Element Model

2.2 荷載-位移試驗及有限元曲線

根據(jù)試驗加載和有限元分析，分別得到對應(yīng)的荷載-位移曲線，如圖15所示。通過對比發(fā)現(xiàn)，試驗曲線與有限元加載卸載曲線基本保持一致，且最大荷載對應(yīng)的位移相差不大，驗證了試驗及數(shù)值模擬的正確性。

圖15包含了豎向荷載與豎向位移、水平荷載與水平位移的變化規(guī)律。從圖15可知：豎向荷載-位移曲線與水平向荷載-位移曲線均呈緩變型。

圖15 基礎(chǔ)各立柱的荷載-位移曲線Fig.15 Load-displacement Curves of Each Column of Foundation

表5為各塔腿試驗及有限元3個方向最大位移結(jié)果。有限元結(jié)果與試驗結(jié)果相差2.64%～7.08%，

表5 塔腿最大位移Tab.5 Maximum Displacement of Tower Leg

誤差均不大。上拔荷載-位移曲線與下壓荷載-位移曲線相比較，塔腿立柱的上拔位移量較大，其中最大的上拔位移量為3#塔腿的54.95 mm，而最大的下壓位移量為0#塔腿的23.69 mm；x向與y向的水平向荷載-位移曲線相比較，y向水平位移量均較小，y向的最大水平位移量為0#塔腿的8.26 mm，x向的最小水平位移量為3#塔腿的25.43 mm。

通過有限元分析，得到單樁十字梁基礎(chǔ)頂面的豎向位移變化規(guī)律，有限元豎向位移變化云圖如圖16所示。

圖16 十字梁頂面豎向位移云圖(單位:mm)Fig.16 Vertical Displacement Cloud at Top of Cross Beam (Unit:mm)

圖17 0#，3#塔腿梁頂豎向位移變化規(guī)律Fig.17 Variation of Vertical Displacement on Top of 0#, 3# Tower Leg Beam

圖18 1#，2#塔腿梁頂豎向位移變化規(guī)律Fig.18 Variation of Vertical Displacement on Top of 1#, 2# Tower Leg Beam

分別繪制試驗及有限元十字梁頂面的豎向位移變化曲線，如圖17，18所示，通過對比發(fā)現(xiàn)，有限元結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。從圖17，18可知：由于3#塔腿的上拔荷載(720 kN)顯著大于1#塔腿的上拔荷載(320 kN)，0#塔腿的下壓荷載(800 kN)顯著大于2#塔腿的下壓荷載(320 kN)，即3#，0#十字梁截面的受荷值要顯著大于1#，2#十字梁截面的受荷值，故3#，0#十字梁截面的豎向位移值要大于1#，2#十字梁截面的豎向位移值；十字梁中心點出現(xiàn)微量的上拔位移，在最大荷載時的上拔位移量為2.44 mm，因此十字梁頂面的位移零點(中性點)出現(xiàn)在靠近下壓側(cè)的單樁表面。

2.3 鋼筋軸力變化曲線

通過有限元分析，可以得到單樁十字梁基礎(chǔ)梁內(nèi)及樁內(nèi)的鋼筋軸向應(yīng)力及等效應(yīng)力，如圖19所示。將有限元分析得到的主筋軸力與試驗分析得到的鋼筋軸力進行對比，圖20為3#，0#塔腿之間主筋軸力隨鋼筋長度的變化曲線，圖21為1#，2#塔腿之間主筋軸力隨鋼筋長度的變化曲線。鋼筋長度變化即試驗中應(yīng)變片的位置變化(1～26號應(yīng)變片)如圖11所示。由圖20，21可知，通過有限元計算的十字梁主筋軸力與試驗分析得到的主筋軸力吻合較好，驗證了試驗及有限元分析的正確性。

圖19 軸向應(yīng)力和等效應(yīng)力云圖(單位:MPa)Fig.19 Axial Stress and Equivalent Stress Clouds (Unit:MPa)

圖20 0#，3#塔腿間十字梁主筋軸力變化規(guī)律Fig.20 Variation of Axial Force of Main Rebar of Cross Beam from 0#, 3# Tower Leg

圖21 1#，2#塔腿間十字梁主筋軸力變化規(guī)律Fig.21 Variation of Axial Force of Main Rebar of Cross Beam from 1#, 2# Tower Leg

從圖20，21還可知：整體上看，由于3#塔腿上拔荷載與0#塔腿下壓荷載較大，其十字梁中心截面的主筋軸力變化較大，3#和0#塔腿間的十字梁主筋軸力要遠大于1#和2#塔腿間的十字梁主筋軸力；進一步分析3#塔腿與0#塔腿間的十字梁主筋軸力變化規(guī)律，十字梁底部1～4號應(yīng)變片處于受拉狀態(tài)，6～10號應(yīng)變片處于受壓狀態(tài)，十字梁頂面14～16號應(yīng)變片處于受拉狀態(tài)，其余應(yīng)變片變形值較小。

把基礎(chǔ)單樁部分拉壓側(cè)主筋有限元和試驗的軸力進行對比，得到受拉側(cè)單樁主筋軸力(圖22)和受壓側(cè)單樁主筋軸力(圖23)的變化曲線，通過對比可知，有限元結(jié)果和試驗結(jié)果吻合較好。

圖22 受拉側(cè)(1#，3#塔腿)樁體主筋軸力變化規(guī)律Fig.22 Variation of Axial Force of Main Rebar of Pile on Tension Side(1#, 3# Tower Legs)

圖23 受壓側(cè)(0#，2#塔腿)樁體主筋軸力變化規(guī)律Fig.23 Variation of Axial Force of Main Rebar of Pile on Compression Side(0#, 2# Tower Legs)

通過試驗和有限元分析，得到單樁十字梁基礎(chǔ)對應(yīng)的十字梁主筋和單樁主筋最大軸力的計算結(jié)果，如表6所示。

表6 十字梁及單樁主筋最大軸力Tab.6 Maximum Axial Force of Cross Beam and Main Rebar of Single Pile

2.4 單樁十字梁破壞裂縫位置

圖24為基礎(chǔ)試驗加載卸載后基礎(chǔ)十字梁表面裂縫。由圖24可知：由于0#，2#塔腿受到下壓荷載，在十字梁上表面表現(xiàn)為拉應(yīng)力，因此十字梁上表面裂縫出現(xiàn)較多。

圖24 十字梁試驗裂縫Fig.24 Crack of Cross Beam Test

通過有限元分析得到卸載后對應(yīng)的結(jié)果，圖25為十字梁基礎(chǔ)對應(yīng)的等效塑性應(yīng)變云圖，圖26為十字梁受拉損傷應(yīng)變云圖，有限元模型裂縫出現(xiàn)位置與試驗的裂縫位置基本相同。

圖25 十字梁等效塑性應(yīng)變云圖Fig.25 Equivalent Plastic Strain Cloud of Cross Beam

圖26 十字梁受拉損傷應(yīng)變云圖Fig.26 Tensile Damage Cloud of Cross Beam

單樁十字梁基礎(chǔ)裂縫主要集中于單樁與十字梁連接的位置，此處由于十字梁的彎矩內(nèi)力較大，同時處于截面突變處，應(yīng)力集中明顯，因此裂縫發(fā)展迅速。

3 單樁十字梁的理論計算分析

3.1 單樁十字梁的有效剛度

換算截面的總面積A0為

(1)

式中：b為十字梁截面寬度；h為十字梁截面高度。

由于十字梁拉壓兩側(cè)的配筋相同，因此受壓區(qū)高度x0為

x0=h/2

(2)

換算成截面的慣性矩I0為

(3)

3.2 單樁十字梁的內(nèi)力分析

圖27 梁彎矩計算示意圖Fig.27 Schematic Diagram of Beam Bending Moment Calculation

M1=Nl1

(4)

M2=HNhc

(5)

(6)

(7)

式中：N為作用于壓腿的下壓力；l1為懸臂計算長度(梁的懸臂長度減去柱子寬度的一半)；hc為柱子高度；HN為壓腿側(cè)水平力合力；T為作用于拉腿的上拔力；HT為拉腿側(cè)水平力。

根據(jù)受力分析，在荷載作用下十字梁可以簡化為一端固定的懸臂梁，荷載作用下十字梁的最大彎矩位于十字梁根部，這與試驗及有限元的結(jié)果中鋼筋軸力的最大值位置相同。

4 結(jié) 語

(1)根據(jù)土體的試驗數(shù)據(jù)，建立土體-混凝土-鋼筋的整體有限元模型，并考慮混凝土與土體的接觸效應(yīng)，模擬基礎(chǔ)加載卸載過程，其荷載-位移曲線和主筋的軸力變化曲線與試驗吻合較好，十字梁底部與單樁交界面出現(xiàn)顯著的拉壓應(yīng)力，設(shè)計時要密切關(guān)注。

(2)單樁十字梁基礎(chǔ)的荷載-位移曲線基本呈緩變型或直線型，在上部荷載作用下，由于土體的壓縮模量隨著壓實而增大，塔腿上拔位移量要顯著大于下壓位移量，十字梁結(jié)構(gòu)中心點均體現(xiàn)為2.6 mm的上拔位移。

(3)通過主筋的軸力變化曲線可知，在上拔側(cè)距十字梁底部0.5 m左右位置出現(xiàn)最大拉應(yīng)力，在受壓側(cè)的十字梁與樁體交界面處存在最大壓應(yīng)力；根據(jù)受力分析，最大軸力的出現(xiàn)位置主要為各十字梁根部的位置處，單樁主筋拉應(yīng)力的最大值出現(xiàn)在距樁頂大約1.95 m處，壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)在距樁頂大約0.94 m處，單樁基礎(chǔ)在-2.5～-2.0 m范圍內(nèi)存在彎矩轉(zhuǎn)折點。

(4)上拔側(cè)的立柱處十字梁出現(xiàn)上下貫通的斜裂縫(剪切裂縫)，根據(jù)受力分析，十字梁裂縫從十字梁根部下側(cè)開始發(fā)展，受拉鋼筋屈服，繼續(xù)加載，受壓區(qū)混凝土發(fā)生破壞；受壓側(cè)的立柱處十字梁根部上側(cè)最先出現(xiàn)受拉裂縫，受拉鋼筋屈服，基礎(chǔ)達到極限承載力。

(5)在荷載工況下，應(yīng)變片已達到極限應(yīng)變狀態(tài)，十字梁裂縫開展迅速，基礎(chǔ)整體達到破壞狀態(tài)，研究成果為新型單樁十字梁基礎(chǔ)的設(shè)計提供指導(dǎo)，具有較高的工程應(yīng)用價值。