架空輸電線路PHC管樁基礎設計研究

余 亮，李 寧，寧帥朋，龍海波

（中國能源建設集團江蘇省電力設計院有限公司，江蘇 南京 211102）

0 引言

預應力高強度混凝土管樁（prestressed high concrete pile，PHC）基礎具有單樁承載力高、樁身質量穩(wěn)定性好、施工效率高及環(huán)保效益好等優(yōu)點，在工業(yè)建筑和民用建筑中得到了廣泛應用，并主要應用于承壓樁?；A的抗壓穩(wěn)定性是其他行業(yè)建筑物或構筑物的設計控制條件，而架空輸電線路桿塔基礎則為豎向承受交替往復的上拔和下壓荷載作用，水平向亦同時承受較大荷載作用，其抗拔和抗傾覆穩(wěn)定通常才是設計控制條件，因此，在應用PHC管樁時需重點考慮抗拔設計工況。國家建筑標準設計圖集10G409《預應力混凝土管樁》[1]（以下簡稱“國標圖集”）指出：PHC管樁用作抗拔樁時，應根據工程情況適當加強連接構造等相關措施。

針對PHC管樁作為抗拔樁使用的情況，國內外學者進行了廣泛的研究[2-5]，得到了許多重要的結論。同時，在工程中應用PHC管樁時，存在需要重點關注的問題，如沉樁過程的擠土效應易導致斷樁（接頭處）、樁端上浮，以及對周邊建筑物和臨近地下設施造成破壞等[6]；PHC管樁不能穿透硬夾層，往往影響基礎選型和基礎適用范圍，造成樁長過短，持力層不理想。本文基于國內外研究現狀，進一步研究架空輸電線路PHC管樁基礎設計方法。

本文以PHC 600 AB 130[1]型為例，研究PHC管樁作為抗拔樁時豎向抗拔承載力特征值、樁身抗拉強度承載力、樁—樁連接強度、樁—承臺連接強度等方面的設計方法，指出PHC管樁在架空輸電線路桿塔基礎中推廣應用時應關注的重點問題，提出改進措施和設計方案。

1 豎向抗拔承載力特征值

PHC管樁豎向抗拔承載力特征值主要通過單樁抗拔靜載試驗法、經驗參數法和高應變動測法等三種方法確定。三種方法的特點不同，適用于不同工況下的架空輸電線路。

1.1 單樁抗拔靜載試驗法

架空輸電線路桿塔基礎沿線路走向呈點狀分布，地質條件復雜多變，采用單樁抗拔靜載試驗法成本較高且試驗結果不具有代表性，故不推薦采用這種方法。但是，對于PHC管樁應用在大跨越基礎或集中應用在重要工程常規(guī)線路段并且地質條件較為單一時，可采用單樁抗拔靜載試驗法。

1.2 經驗參數法

國家標準、行業(yè)標準及各地方標準中均給出了抗拔樁豎向抗拔承載力特征值經驗參數計算公式，在廣東省標準DBJ/T 15—22—2008《錘擊式預應力混凝土管樁基礎技術規(guī)程》（以下簡稱“廣東省標準”）中指出，按管樁基礎的最小中心距3d做抗拔分析，管樁基礎的抗拔能力基本上是由單樁抗拔能力組合而成，僅需做單樁或群樁呈非整體破壞驗算而不必進行群樁整體破壞的驗算[7]。

架空輸電線路應用PHC管樁基礎時，鑒于成樁方法的擠土效應，為減小擠土效應負面影響，樁距應適當加大，當樁基的排數大于3排且樁數大于9根時，相鄰樁的中心距取4d，其它情況取3.5d。不考慮群樁整體破壞模式下，單樁豎向抗拔承載力特征值推薦采用廣東省標準經驗公式計算：

式中：Rta為單樁豎向抗拔承載力特征值，kN；Up為管樁樁身外周長，m；λi為抗拔摩阻力折減系數；ξsi為管樁第i層土（巖）的側阻力修正系數值；qsia為管樁第i層土（巖）的側摩阻力特征值，kPa；li為管樁穿越第i層土（巖）的厚度，m；Gp為管樁自重，對地下水位以下部分應扣除水的浮力，kN。

1.3 高應變動測法

PHC管樁截面均勻，側面光滑，打樁過程更接近高應變動測法中凱斯法（Case法）的理論模型，故采用Case法所得結果準確率較高。PHC管樁基礎應用于架空輸電線路還處于起步階段，可以結合工程情況選取使用Case法的塔位。應用該方法時，PHC管樁的抗拔極限承載力可以采用承壓樁的樁側摩阻力乘以抗拔摩阻力折減系數得到。

2 樁身抗拉強度計算

PHC管樁樁身抗拉強度的計算，各方觀點并不統(tǒng)一，國標圖集和各地方如廣東省、江蘇省等地方標準中均有相關的計算方法。

2.1 國標圖集推薦方法

管樁樁身受拉承載力應符合下列公式：

式中：N為管樁樁身軸向拉力設計值，kN；C為考慮預應力鋼筋鐓頭與端板連接處受力不均勻等因素影響而取的折減系數，取0.85；fpy為預應力鋼筋的抗拉強度設計值，MPa；Ap為預應力鋼筋面積，mm2。

對于PHC 600 AB 130樁：C取0.85，fpy為16 000 MPa，按截面直徑10.7 mm計算Ap，經計算，CfpyAp=1 222.30 kN。

2.2 部分地方標準

1）廣東省標準推薦方法：

式中：Qt為單樁豎向拔力設計值，kN；σpc為管樁混凝土的有效預壓應力值，MPa；A為管樁截面面積，mm2。

對于PHC 600 AB 130樁：σpc為6.31 MPa，A=π×（6002-3402）/4，經計算，σc?A=1 210.60 kN。

2）江蘇省標準DGJ 32/TJ 109—2010《預應力混凝土管樁基礎技術規(guī)程》（簡稱“江蘇省標準”）[8]推薦方法：

管樁處于腐蝕環(huán)境或設計嚴格要求不出現裂縫時：

管樁處于一般環(huán)境或設計一般要求不出現裂縫時：

式中：N1為單樁上拔力設計值，kN；ft為樁身混凝土軸心抗拉強度設計值，N/mm2。

對比上述各標準計算公式，國標圖集推薦方法沒有考慮預應力管樁的有效預壓應力，江蘇省標準按地基腐蝕性情況進行了區(qū)分，但對于零裂縫控制的情況，預應力管樁在受拉過程中，難以理想化界定有效預壓應力的清除和混凝土抗拉強度的發(fā)揮兩者前后發(fā)生的界面，而實際中兩者是共同作用。架空輸電線路鐵塔傳遞到基礎的荷載為拉壓循環(huán)荷載，荷載條件較為特殊，同時塔位地質條件多樣，加之預應力管樁應用尚處于經驗積累階段。為此，本文推薦采用廣東省標準計算方法，按樁身混凝土不出現拉應力為標準，在計算中考慮預應力管樁的有效預壓應力。

2.3 樁身配筋

GB 13476—2009《先張法預應力混凝土管樁》將原來預應力鋼筋的混凝土保護層從25 mm加大到40 mm（φ300 mm管樁保護層仍為25 mm，不宜作抗拔樁），預應力鋼筋的分布圓直徑也隨之內縮，而樁身的抗彎要求基本不變，故提高了鋼筋的配置數量。

但是，目前有些預應力鋼筋廠家生產的鋼筋存在較為普遍的負公差，故建議輸電線路建設單位在開展物資采購時，在招標文件中明確每米預應力鋼筋允許的最小重量；對于重要工程可提出各檢測尺寸正公差的要求，同時明確工程中應用的管樁應按一定比例抽檢鋼筋的數量及重量，若抽檢鋼筋的重量小于最小重量，應不予使用并要求重新發(fā)貨。

3 樁—樁連接計算

3.1 機械嚙合接頭

架空輸電線路基礎承受上拔荷載和下壓荷載的往復交替作用，荷載隨機，荷載條件復雜，需要合理的樁與樁接頭方式。同時，架空輸電線路工程現場施工條件較工業(yè)建筑和民用建筑差，采用PHC管樁基礎常用的焊接接頭連接方式時，焊縫質量等級檢測不易開展，焊接施工質量可靠性低。另外，架空輸電線路PHC管樁基礎適應錘擊沉樁施工方案，而焊接接頭經重錘擊打后，往往容易產生裂縫，抗拉強度降低。

本文選用已在架空輸電線路基礎有一定應用經驗的機械嚙合接頭（見圖1和圖2）作為分析對象。對于實際工程設計中，若采用嚙合式接頭，建議在設計文件中明確機械連接銷、連接板、彈簧和連接盒采用的材質、尺寸及制作要求，給出機械接頭零部件的數量、尺寸、構造及質量等要求，提出現場施工操作的步驟、流程和重點關注內容等相關內容，保證機械嚙合連接的可靠性和安全性。

圖1 嚙合接頭結構圖

圖2 架空輸電線路工程中應用的機械嚙合接頭

3.2 端板計算

預應力鋼筋兩端經電熱擠壓成半球狀的鐓頭，通過鐓頭與端板上錨固孔的連接，使端板與預應力鋼筋形成一個結構體，張拉力通過端板傳到預應力鋼筋鐓頭上，此時端板抗剪強度校驗是抗拔管樁設計的重要內容[9]。

PHC管樁總張拉力按約0.7n·Aa·Fpta張拉時，如果端板與鐓頭之間不出現拉脫情況，那么按廣東省標準所規(guī)定的樁身抗拉強度計算式（RP= σpc·A）計算的抗拔樁的抗拔力 0.56n·Aa·Fpta是小于張拉力的，此時端板與鐓頭之間的連接是可靠的，可見廣東省標準推薦的樁身抗拉強度計算公式，考慮到了“鐓頭與錨固孔”的抗拉能力匹配性，但具體如何驗算，廣東省標準并未給出明確公式。在江蘇省標準條文3.6.4中，按端板抗剪強度計算端樁抗拔承載力，采用式（6）計算：

式中：n為預應力鋼筋數量，根；d1和d2為端板上預應力鋼筋錨固孔臺階上口和下口直徑，mm；h1和h2為端板上預應力鋼筋孔臺階上口和下口距端板頂距離，mm；fv為端板抗剪強度設計值，N/mm2；ts為端板厚度，mm。

端板與預應力筋連接見圖3，其中標注了式（6）的主要參數。

圖3 端板與預應力筋連接圖

3.3 預應力鋼筋鐓頭計算

在預應力管樁單樁抗拔靜載荷試驗中，出現過預應力鋼棒墩頭被拉斷的情況[10]，為此在設計中應進行預應力鋼筋鐓頭抗拉強度驗算，對于墩頭抗拉強度驗算不同的規(guī)范給出了不同的計算折減系數，考慮到架空輸電線路應用PHC管樁基礎尚在積累經驗階段，本文推薦采用江蘇省標準的計算方法，其計算結果較保守，計算公式見式（7）：

式中：fpy為預應力鋼筋抗拉強度設計值，MPa；Ap為預應力鋼筋總截面面積，mm2。

對于PHC 600 AB 130樁：fpy為16 000 MPa，按截面直徑10.7 mm計算Ap，經計算，0.90 fpyAp=1 294.20 kN，大于式（3）的計算結果。目前，PHC管樁單樁的預應力筋與端板的整體連接在生產制作時確保預應力張拉到位的前提下，其整體連接強度是可靠的。

4 樁—承臺連接計算

4.1 微膨脹混凝土填芯連接方式

PHC管樁與承臺的連接常采用的做法是用微膨脹混凝土填芯內插鋼筋錨入承臺，或同時在預應力管樁端板上焊鋼筋，一并錨入樁承臺或基礎底板。該連接方式傳力路徑是上拔荷載通過承臺內的縱向錨筋傳遞至填芯混凝土，通過填芯混凝土與管樁的粘結力將荷載傳遞至管樁，因此，填芯混凝土的施工質量是整個PHC管樁基礎質量的重要部分。

填芯的連接方式中，抗拔力主要通過填芯混凝土與預應力管樁壁的黏結力傳遞[11]，國標圖集、廣東省標準和江蘇省標準都給出了類似的計算公式。現結合江蘇省標準給出的計算公式進行討論，見式（8）：

式中：K1為經驗系數，取0.8；d1為填芯混凝土直徑，即管樁內徑，mm；l為填芯混凝土長度，mm；fn為填芯混凝土與管樁內壁之間的粘結強度設計值，宜由現場試驗確定。

對 于PHC 600 AB 130樁， 若 取 fn為0.35 MPa，取N1為取式（3）計算結果作為管樁單樁上拔力，則l計算結果為4.05 m。結合國標圖集總填芯高度不小于3 m的規(guī)定，最終推薦l取值為4.05 m。

4.2 端板機械連接錨筋連接方式

微膨脹混凝土填芯連接方式中，填芯混凝土與管樁內壁的粘結作用離散性大、難以準確估算，加上管樁內徑直徑較小，填芯混凝土施工環(huán)境差，質量穩(wěn)定性也差；當上拔力較大時，填芯混凝土存在脫離和破壞的可能，進而引起管樁與承臺的拔出破壞。

為此，針對架空輸電線路工程桿塔基礎受力特點，本文提出一種新型抗拔管樁承臺連接設計的新方案。該方案去除了填芯混凝土，以PHC管樁端部端板為截面，將上錨鋼筋通過機械連接接頭安裝于端板外側，并作為錨固鋼筋錨入基礎承臺，下錨鋼筋安裝于端板內側PHC管樁樁體內且與上錨鋼筋對應，上拔荷載通過上錨鋼筋傳遞至機械連接接頭，再通過機械接頭和端板傳遞至下錨鋼筋及預應力鋼筋。

為分析該抗拔管樁承臺連接方案的抗拔性能，采用ABAQUS通用有限元軟件，建立帶有承臺、接樁結構和管樁的整體節(jié)點有限元模型，其中，承臺在保證計算精度的前提下采用與PHC管樁對應的圓柱體局部模型。承臺局部幾何模型和PHC管樁幾何模型定義節(jié)點的邊界條件為環(huán)向約束，PHC管樁同時進行底部軸向約束，在承臺頂部施加上拔荷載進行數值驗算，混凝土采用C3D8R實體單元模擬，鋼筋均采用T3D2桁架單元模擬，管樁預應力通過降溫法實現，利用ABAQUS生死單元的功能，在初始分析步中不引入錨固鋼筋，對預應力筋施加溫度場，預應力僅使管樁結構產生預壓變形。承臺采用C30強度等級混凝土，上錨鋼筋采用16C18的HRB400鋼筋，下錨鋼筋采用16C18的HRB335鋼筋，鋼筋錨入長度按照GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》（2015年版）計算。管樁幾何模型見圖4。

圖4 管樁幾何模型

當上拔荷載達到管樁軸心受拉承載力時，上錨鋼筋、下錨鋼筋及局部承臺的應力如圖5～圖7所示：最大應力出現在上錨鋼筋與端板的交界處，其值小于上錨鋼筋的設計強度，管樁端部與接樁節(jié)點的混凝土應力均未達到混凝土抗拉強度設計值，說明端板機械連接錨筋連接方式是合理的。后續(xù)可進一步開展現場試驗驗證工作，確保該方案用于工程設計的安全可靠性。

圖5 局部承臺有限模型模型的混凝土應力

圖6 管樁端部混凝土應力

圖7 上錨鋼筋、下錨鋼筋及端板應力

5 結論

本文依據現行國家標準和地方標準等技術文件，結合架空輸電線路桿塔基礎受上拔抗拔荷載控制為主的特點，重點分析了多節(jié)管樁連接接頭連接、樁—承臺連接接頭等方面的承載性能，取得的結論如下：

1）PHC抗拔管樁承載力特征值采用經驗參數法進行計算時，推薦使用廣東省標準中的計算方法；

2）PHC管樁樁身抗拉強度承載力計算，推薦采用廣東省標準計算方法；

3）架空輸電線路PCH管樁基礎樁—樁接頭推薦采用機械連接方式；

4）架空輸電線路PHC管樁基礎的端板厚度需適當加強，端板材料采用Q345B及以上鋼材等級；

5）端板機械連接錨筋連接方式，最大應力出現在上錨鋼筋與端板的交界處，其值小于上錨鋼筋的設計強度，管樁端部混凝土應力小于混凝土抗拉強度設計值，說明該連接方式在理論上是合理的，后續(xù)可結合真型試驗進行進一步驗證；

6）PHC管樁基礎作為架空輸電線路新型基礎型式，具有較廣闊的應用前景。應用時應結合架空輸電線路工程特點，改進和優(yōu)化樁身結構、樁—樁接頭以及樁頂與承臺等部位的連接方法。