張 琰，鄭衛(wèi)鋒，朱照清

（中國電力科學(xué)研究院，北京 100192）

1 引 言

輸電線路工程中巖石地基區(qū)域輸電塔基礎(chǔ)多采用挖孔樁、巖石嵌固等基礎(chǔ)型式。這類基礎(chǔ)可充分發(fā)揮原狀巖體的力學(xué)特性，具有良好的抗拔承載性能，但其開挖深度相對(duì)較大，開挖過程常需要爆破處理，基礎(chǔ)施工具有難度大、安全風(fēng)險(xiǎn)高、對(duì)環(huán)境破壞大等缺點(diǎn)。巖石錨桿基礎(chǔ)是通過砂漿或細(xì)石混凝土等膠結(jié)材料，將錨筋錨固于鉆鑿成型的巖孔內(nèi)形成錨桿，并與承臺(tái)構(gòu)成的輸電塔基礎(chǔ)，可承受較大的上拔和水平荷載，能充分利用基巖的堅(jiān)固性和錨筋抗拉承載力高的特點(diǎn)，與其他巖石基礎(chǔ)型式比較，具有減少開挖量、節(jié)省混凝土、降低工程造價(jià)、安全環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)，具有顯著的經(jīng)濟(jì)效益和社會(huì)效益。

在某±800 kV特高壓直流輸電線路工程中，其沿線經(jīng)過中風(fēng)化砂巖地基，基礎(chǔ)作用力較大，采用巖石錨桿基礎(chǔ)可充分利用原狀巖基承載力高、變形小的工程力學(xué)性能，也符合環(huán)境保護(hù)的要求。但由于設(shè)計(jì)、施工和運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)較欠缺，而且現(xiàn)行規(guī)范[1]僅適用于新建的35～500 kV架空送電線路桿塔的基礎(chǔ)設(shè)計(jì)，以往的設(shè)計(jì)與施工也無750 kV及以上電壓等級(jí)的經(jīng)驗(yàn)可供參考，現(xiàn)有研究成果[2－4]對(duì)砂巖地基群錨基礎(chǔ)的承載特性和破壞機(jī)制等也涉及不多。

本文針對(duì)中風(fēng)化砂巖地基開展巖石錨桿基礎(chǔ)現(xiàn)場(chǎng)足尺試驗(yàn)研究，分析單錨和群錨基礎(chǔ)的破壞模式和承載性能，通過測(cè)試錨筋應(yīng)變，研究錨桿基礎(chǔ)的內(nèi)力分布規(guī)律和有效錨固深度，研究成果可為巖石錨桿基礎(chǔ)在特高壓輸電線路桿塔基礎(chǔ)中的設(shè)計(jì)與應(yīng)用提供依據(jù)和參考。

2 試驗(yàn)概況

2.1 工程地質(zhì)條件

本次現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)場(chǎng)地位于寧夏回族自治區(qū)靈武市郊區(qū)某風(fēng)電場(chǎng)內(nèi)。場(chǎng)地附近地表覆蓋層為粉細(xì)砂層，其下為厚層砂巖。巖石的主要物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)見表1。

表1 巖石的主要物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)Table 1 Physico-mechanical properties of rock

為了測(cè)定試驗(yàn)場(chǎng)地巖石軟硬程度，對(duì)現(xiàn)場(chǎng)收集的巖石樣品進(jìn)行了巖石點(diǎn)荷載強(qiáng)度測(cè)試，如圖1所示。換算得到巖石單軸飽和抗壓強(qiáng)度Rc=46.8 MPa。根據(jù)《工程巖體分級(jí)標(biāo)準(zhǔn)》[5]，巖石堅(jiān)硬程度可判定為較堅(jiān)硬巖。

圖1 巖石點(diǎn)荷載強(qiáng)度測(cè)試照片F(xiàn)ig.1 Photo of point load strength test

為了測(cè)定試驗(yàn)場(chǎng)地巖體的完整程度，在現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行巖石彈性波速測(cè)試，如圖2所示。得到巖石完整性指數(shù)Kv=0.17。根據(jù)分級(jí)標(biāo)準(zhǔn)[5]，巖體完整程度可判定為破碎。

圖2 巖石彈性波速測(cè)試照片F(xiàn)ig.2 Photo of rock elastic wave velocity test

2.2 試驗(yàn)方案

本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了單錨基礎(chǔ)6組（每組2個(gè)平行試驗(yàn)），4樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)3個(gè)，8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)2個(gè)。單錨基礎(chǔ)和4樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)為純上拔試驗(yàn)，8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)為上拔+水平復(fù)合荷載試驗(yàn)。錨筋材質(zhì)均為HRB400螺紋鋼，錨筋直徑均為36 mm，錨孔直徑均為100 mm，錨孔內(nèi)均灌注C30細(xì)石混凝土，加入適量膨脹劑。試驗(yàn)基礎(chǔ)詳細(xì)統(tǒng)計(jì)情況見表2、3。

表2 單錨基礎(chǔ)統(tǒng)計(jì)Table 2 Statistics of single anchor foundation

表3 群錨基礎(chǔ)統(tǒng)計(jì)Table 3 Statistics of group anchor foundation

2.3 試驗(yàn)加載裝置

（1）單錨基礎(chǔ)上拔試驗(yàn)加載系統(tǒng)

單錨基礎(chǔ)的上拔試驗(yàn)采用橫梁式加載，加載系統(tǒng)主要由張拉穿心千斤頂、橫梁、上下墊板以及反力支座構(gòu)成[6]。

（2）群錨基礎(chǔ)上拔+水平復(fù)合加載系統(tǒng)

群錨基礎(chǔ)上拔加載系統(tǒng)主要由傳力螺桿、分離式油壓千斤頂、橫梁、反力支座以及錨筋連接板構(gòu)成。群錨基礎(chǔ)水平加載系統(tǒng)主要由反力基礎(chǔ)、分離式油壓千斤頂、傳力鋼梁以及弧面轉(zhuǎn)平面裝置構(gòu)成，見文獻(xiàn)[7]。

2.4 試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)和加載方案

采用RS-JYC型樁基靜載荷測(cè)試分析儀自動(dòng)采集和分析荷載與位移的關(guān)系，同時(shí)采用DH3816應(yīng)變測(cè)量?jī)x自動(dòng)采集和分析加載過程中錨筋的變形情況。

試驗(yàn)采用慢速荷載維持法，在現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)過程中可以根據(jù)以往類似經(jīng)驗(yàn)，對(duì)加載初期的低荷載采用快速荷載法。具體加卸載方法、加卸載終止條件、極限承載力的確定方法見相關(guān)規(guī)范[8]。

3 單錨基礎(chǔ)試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 基礎(chǔ)破壞模式分析

巖石錨桿基礎(chǔ)的破壞模式是其與基巖相互作用的外在表現(xiàn)之一，直接反映基礎(chǔ)的承載特性，是基礎(chǔ)承載力和其他設(shè)計(jì)參數(shù)的取值依據(jù)。在上拔荷載作用下，受錨桿深度、基巖性質(zhì)、錨筋特性、施工質(zhì)量等因素的影響，單錨基礎(chǔ)存在錨筋拉斷破壞、錨筋被拔出破壞、錨樁被拔出破壞和基巖整體剪切破壞4種可能的破壞模式[1]。本次試驗(yàn)中出現(xiàn)了錨筋被拉斷和錨樁被拔出兩種典型的破壞模式，見圖3。

圖3 單錨基礎(chǔ)典型破壞模式照片F(xiàn)ig.3 Photos of typical failure mode of single anchor foundation

3.2 基礎(chǔ)抗拔承載特性分析

不同埋深的單錨基礎(chǔ)試驗(yàn)上拔荷載-位移曲線關(guān)系如圖4所示。圖中，基礎(chǔ)位移指錨筋頂部豎向位移。由圖可知，錨固深度為0.5 m的單錨基礎(chǔ)的極限抗拔承載力為240 kN，錨固深度大于等于1.0 m的單錨基礎(chǔ)的極限抗拔承載力均為500 kN。錨固深度為0.5 m的單錨基礎(chǔ)的抗拔極限承載力明顯小于其他埋深的基礎(chǔ)，主要是由于其發(fā)生了錨樁拔出破壞，極限抗拔承載力由錨樁側(cè)摩阻力決定，而當(dāng)錨固深度大于等于1.0 m時(shí)，單錨基礎(chǔ)均發(fā)生錨筋拉斷破壞，此時(shí)極限抗拔承載力由錨筋本身強(qiáng)度決定，故其極限抗拔承載力變化不大。

圖4 單錨基礎(chǔ)上拔荷載-位移曲線Fig.4 Uplift load-vertical displacement curves of single anchor foundation

本次試驗(yàn)中埋深大于等于1.0 m的單錨基礎(chǔ)加載過程均表現(xiàn)為錨筋被拉斷破壞，表明巖體對(duì)錨固體的抗剪強(qiáng)度及混凝土對(duì)錨筋的黏結(jié)力均大于錨筋本身強(qiáng)度，在試驗(yàn)場(chǎng)地巖性條件和基礎(chǔ)尺寸條件下單錨基礎(chǔ)的極限抗拔承載力主要取決于錨筋本身強(qiáng)度。

3.3 錨筋內(nèi)力分布規(guī)律分析

錨筋承載特性是巖石錨桿基礎(chǔ)內(nèi)部承載特性的最直接體現(xiàn)，試驗(yàn)加載過程中通過監(jiān)測(cè)預(yù)先設(shè)置在錨筋不同埋深位置處的應(yīng)變片的數(shù)據(jù)變化，可以得到錨筋的內(nèi)力分布規(guī)律。錨固深度分別為3.0 m和4.5 m的單錨基礎(chǔ)的錨筋內(nèi)力在試驗(yàn)加載過程中的變化規(guī)律，如圖5所示。

圖5 錨筋內(nèi)力分布Fig.5 Internal force distribution of anchor bar

從圖5中可以看出，隨著錨固深度增加，錨筋內(nèi)力值在快速降低，埋深超過2.5 m處的錨筋內(nèi)力均小于本級(jí)荷載的10%，因此可以判定本次試驗(yàn)場(chǎng)地砂巖地基錨筋的有效錨固長(zhǎng)度為2.5 m。

4 群錨基礎(chǔ)試驗(yàn)結(jié)果分析

本次試驗(yàn)進(jìn)行了3個(gè)2×2承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)的豎向上拔靜載荷試驗(yàn)。為了更加真實(shí)地模擬輸電線路桿塔基礎(chǔ)的受力狀況，還進(jìn)行了2個(gè)8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)的上拔+水平復(fù)合工況靜載荷試驗(yàn)。

4.1 基礎(chǔ)破壞模式分析

2×2承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)的破壞模式均為錨筋被拔出破壞，基礎(chǔ)破壞時(shí)的典型照片見圖 6。圖 6(a)為群錨基礎(chǔ)破壞后被拔出的整體效果照片，圖6(b)為基礎(chǔ)破壞后在底部拍攝的錨筋被拔出的照片。

圖6 2×2承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)破壞模式照片F(xiàn)ig.6 Photos of failure mode of 2×2 group anchor foundation

由于8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)承臺(tái)嵌巖較深，故無法直接觀測(cè)到基礎(chǔ)的破壞情況。根據(jù)群錨基礎(chǔ)在上拔+水平荷載作用下的受力分析可知，其破壞模式為受上拔作用較大側(cè)的錨筋被拔出或拉斷破壞。

4.2 基礎(chǔ)抗拔承載特性分析

2×2承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)豎向上拔靜載荷試驗(yàn)的荷載-位移曲線如圖7所示，試驗(yàn)結(jié)果見表4。

圖7 2×2承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)上拔荷載-位移曲線Fig.7 Uplift load-vertical displacement curves of 2×2 group anchor foundation

表4 2×2承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)上拔試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Results of uplift test of 2×2 group anchor foundation

由表4可知，當(dāng)錨筋的錨固深度均小于有效錨固深度且承臺(tái)嵌巖深度同為 0.5 m時(shí)，群錨基礎(chǔ)Q1.5-A比Q0.5錨固深度增加1.0 m，其極限抗拔承載力提高了1 700 kN；當(dāng)錨固深度同為1.5 m時(shí)，群錨基礎(chǔ)Q1.5-A比Q1.5-B承臺(tái)嵌巖深度增加0.5 m，其極限抗拔承載力提高了1 050 kN。根據(jù)承臺(tái)尺寸可計(jì)算得到巖石與混凝土的側(cè)摩阻力為525 kPa。由此可知，2×2承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)在純上拔荷載作用下，當(dāng)錨固深度小于有效錨固深度時(shí)，增加錨固深度能夠有效提高基礎(chǔ)的極限抗拔承載力，同時(shí)由于基礎(chǔ)混凝土與巖石之間側(cè)摩阻力的作用，增加承臺(tái)嵌巖深度也能大幅提高基礎(chǔ)的極限抗拔承載力。

8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)上拔+水平復(fù)合工況靜載試驗(yàn)上拔荷載-位移曲線和水平荷載-位移曲線分別如圖8、9所示，試驗(yàn)結(jié)果見表5。

圖8 8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)上拔荷載-位移曲線Fig.8 Uplift load-vertical displacement curves of 8 piles group anchor foundation

圖9 8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)水平荷載-位移曲線Fig.9 Horizontal load-vertical displacement curves of 8 piles group anchor foundation

表5 8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)上拔試驗(yàn)結(jié)果Table 5 Results of uplift test of 8 piles group anchor foundation

由表5可知，由于8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)的錨固深度均大于有效錨固深度，故可不考慮錨固深度對(duì)基礎(chǔ)極限抗拔承載力的影響。8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)在上拔+水平復(fù)合荷載作用下，基礎(chǔ)的極限抗拔承載力隨承臺(tái)嵌巖深度增加而增加。根據(jù)承臺(tái)尺寸可計(jì)算得到巖石與混凝土的側(cè)摩阻力為131 kPa，約為2×2承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)在純上拔荷載作用下計(jì)算得到的巖石側(cè)摩阻力的 1/4，主要是由于水平荷載的存在，導(dǎo)致承臺(tái)上拔過程中發(fā)生水平方向的位移，從而降低了巖石側(cè)摩阻力的發(fā)揮。

8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)在上拔+水平復(fù)合荷載作用下，當(dāng)基礎(chǔ)發(fā)生上拔破壞時(shí)基礎(chǔ)頂部水平位移均未超過 10 mm，因此群錨基礎(chǔ)在上拔+水平復(fù)合荷載作用下，水平荷載不是基礎(chǔ)發(fā)生破壞的控制因素。對(duì)比2×2承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)Q1.5-A與8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)Q3.0上拔靜載荷試驗(yàn)結(jié)果可知，兩者承臺(tái)嵌巖深度同為 0.5 m，后者的錨桿數(shù)量和錨固深度均為前者的2倍，但后者的極限抗拔承載力僅為2 100 kN，比前者的極限抗拔承載力2 800 kN小了25%，可見水平荷載的存在大大削弱了承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)的抗拔承載性能。

5 結(jié) 論

（1）錨固深度為0.5 m的單錨基礎(chǔ)的上拔破壞模式為錨樁被拔出破壞，錨固深度為1.0、1.5、3.0、4.5 m的單錨基礎(chǔ)的上拔破壞模式均為錨筋拉斷破壞，基礎(chǔ)的極限抗拔承載力由錨筋本身強(qiáng)度決定。單錨基礎(chǔ)的有效錨固深度為2.5 m。

（2）2×2承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)在上拔荷載作用下，基礎(chǔ)的破壞模式均為錨筋被拔出破壞。當(dāng)錨固深度小于有效錨固深度時(shí)，增加錨桿的錨固深度和承臺(tái)嵌巖深度能夠有效提高基礎(chǔ)的抗拔承載性能。

（3）8樁承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)在上拔+水平復(fù)合荷載作用下，基礎(chǔ)的破壞模式為受上拔作用較大側(cè)的錨筋被拉斷或拔出破壞。水平荷載不是基礎(chǔ)發(fā)生破壞的控制因素，但水平荷載的存在大大削弱了承臺(tái)式群錨基礎(chǔ)的抗拔承載性能。

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