肖 波,段妹男,龐 瑞,劉洋航

(1.國網(wǎng)河南省電力公司經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院,河南 鄭州 450052; 2.河南工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院,河南 鄭州 450001)

變電站是電網(wǎng)和電力輸電系統(tǒng)的重要節(jié)點(diǎn)。在國家“雙碳”戰(zhàn)略背景下,國家電網(wǎng)公司提出了建設(shè)資源節(jié)約型、環(huán)境友好型、工業(yè)化(簡(jiǎn)稱“兩型一化”)變電站要求,符合電力行業(yè)高質(zhì)量發(fā)展方向[1]。變電站設(shè)施采用裝配式基礎(chǔ),能夠?qū)崿F(xiàn)構(gòu)件工廠化預(yù)制,有效減少環(huán)境因素的影響,提升構(gòu)件的質(zhì)量和可靠,有利于推動(dòng)變電站建設(shè)的綠色、低碳和可持續(xù)發(fā)展[2]。

目前針對(duì)電力行業(yè)工程建設(shè)中的裝配式基礎(chǔ)的研究已取得較多成果。劉觀仕等[3]對(duì)強(qiáng)風(fēng)積沙地區(qū)輸電線塔的金屬裝配式板條基礎(chǔ)進(jìn)行了下壓與水平荷載試驗(yàn),研究表明該基礎(chǔ)處于壓彎狀態(tài),且水平荷載會(huì)削弱其下壓極限承載力。王雨婷[4]提出了一種新型輸電線塔獨(dú)立基礎(chǔ),并采用有限元方法研究其受力性能,研究表明在設(shè)計(jì)荷載下該基礎(chǔ)各構(gòu)件均未屈服。何宇辰等[5]設(shè)計(jì)了一種GIS設(shè)備裝配式箱形基礎(chǔ),通過有限元分析其應(yīng)力和連接節(jié)點(diǎn)的承載能力,研究表明該基礎(chǔ)剛度良好,應(yīng)力分布均勻。胡晨等[6]提出了變電站建筑物模塊化裝配式獨(dú)立基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)方案,通過有限元分析其應(yīng)力和變形,并與現(xiàn)澆基礎(chǔ)進(jìn)行對(duì)比分析,結(jié)果表明兩者應(yīng)力和變形無較大差異。

現(xiàn)有研究主要集中于輸電線塔、變電站設(shè)備和變電站建筑物裝配式基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)方案以及在單一荷載工況下的受力性能研究,對(duì)變電站人字構(gòu)架采用多柱聯(lián)合基礎(chǔ)的裝配式設(shè)計(jì)方案研究較少,而且人字構(gòu)架基礎(chǔ)在不同工況作用下的受力機(jī)理尚不明確。因此,綜合考慮基礎(chǔ)頂部荷載、加工運(yùn)輸以及施工吊裝等因素,提出一種通過預(yù)應(yīng)力筋和抗剪鍵連接的變電站人字構(gòu)架預(yù)應(yīng)力裝配式鋼筋混凝土(RC)雙柱基礎(chǔ),并采用ABAQUS有限元程序分析其在不同荷載工況下的受力機(jī)理。

1 人字構(gòu)架裝配式基礎(chǔ)設(shè)計(jì)

變電站人字構(gòu)架結(jié)構(gòu)由人字形構(gòu)架柱、三角形桁架橫梁和附屬的鋼爬梯避雷針等組成,其中兩側(cè)的斜柱設(shè)置端撐,從而形成抗側(cè)力體系,并在構(gòu)架柱中部設(shè)置多道橫撐。梁與柱采用鉸接連接;橫撐與人字柱鋼管采用剛性連接。變電站人字構(gòu)架效果圖如圖1所示。由于雙柱基礎(chǔ)的占比大且受力形式復(fù)雜,因此本文以雙柱基礎(chǔ)為研究對(duì)象。

圖1 變電站人字構(gòu)架效果圖

在設(shè)計(jì)人字構(gòu)架裝配式基礎(chǔ)時(shí),根據(jù)《變電站建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程》[7]選取運(yùn)行、安裝、檢修及最低溫度工況為承載力極限狀態(tài)的基本組合,通過Midas Gen軟件對(duì)比各荷載工況下人字構(gòu)架柱底的支反力,提取最不利的荷載作為基礎(chǔ)頂部作用力。

1.1 現(xiàn)澆基礎(chǔ)設(shè)計(jì)

現(xiàn)澆基礎(chǔ)構(gòu)造及配筋如圖2所示。圖2中混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30,受力鋼筋為HRB400鋼筋。對(duì)基礎(chǔ)的抗剪、抗沖切、抗拔以及地基承載力進(jìn)行驗(yàn)算,其結(jié)果均滿足規(guī)范要求。

(a)現(xiàn)澆基礎(chǔ)平面圖

(b)1-1剖面圖

(c)2-2剖面圖

(d)3-3剖面圖

1.2 裝配式基礎(chǔ)設(shè)計(jì)

綜合考慮加工運(yùn)輸、安裝施工和界面沖切等因素對(duì)基礎(chǔ)模塊化拆分方案的影響,研發(fā)了一種現(xiàn)場(chǎng)干式連接的預(yù)應(yīng)力裝配式RC雙柱基礎(chǔ)。其拆分示意圖如圖3所示。預(yù)制構(gòu)件主要包括混凝土預(yù)制塊GJ-1、GJ-2和GJ-3。預(yù)應(yīng)力筋穿連于各預(yù)制塊之間。

圖3 人字構(gòu)架裝配式基礎(chǔ)拆分示意圖

各預(yù)制構(gòu)件的尺寸和重量見表1。預(yù)制構(gòu)件的尺寸及重量均滿足貨運(yùn)要求。預(yù)制構(gòu)件運(yùn)輸進(jìn)場(chǎng)后,采用中型汽車起重機(jī)吊裝到位,對(duì)齊預(yù)應(yīng)力孔洞,穿插、張拉預(yù)應(yīng)力筋,固定錨具,完成安裝。

表1 預(yù)制構(gòu)件尺寸及重量

裝配式基礎(chǔ)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵取決于模塊間關(guān)鍵連接部位的預(yù)應(yīng)力筋和抗剪鍵設(shè)計(jì)。依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[8]計(jì)算裝配式基礎(chǔ)連接部位的抗彎承載力,確定預(yù)應(yīng)力筋的直徑和數(shù)量。依據(jù)AASHTO規(guī)范[9]計(jì)算拼縫處的抗剪承載力并確定抗剪鍵的尺寸。

2 數(shù)值分析模型

2.1 裝配式基礎(chǔ)數(shù)值分析模型

采用ABAQUS有限元程序建立的裝配式基礎(chǔ)模型如圖4所示。模型主要由底部地基土、裝配式基礎(chǔ)構(gòu)件、鋼筋網(wǎng)和預(yù)應(yīng)力筋錨具組構(gòu)成。

圖4 裝配式基礎(chǔ)有限元模型

2.1.1 單元類型及本構(gòu)關(guān)系

混凝土和地基土采用C3D8R單元;鋼筋采用T3D2單元。為減小土體對(duì)模擬結(jié)果的影響,土體尺寸在深度方向延伸6 m,在平面方向上取基礎(chǔ)尺寸的3倍[10]?；炷恋谋緲?gòu)模型采用塑性損傷模型[8];受力鋼筋采用雙折線模型[11];地基土采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型[12];預(yù)應(yīng)力鋼筋采用理想彈塑性模型。選擇10根ФHM9中強(qiáng)度預(yù)應(yīng)力鋼絞線施加可靠連接,根據(jù)截面積相等的原則將10根鋼絞線等效為截面積為707 mm2的預(yù)應(yīng)力筋。

2.1.2 荷載及邊界條件

本文模型設(shè)置兩個(gè)靜力通用分析步。在第一個(gè)分析步中,施加預(yù)應(yīng)力并取0.7倍的極限抗拉強(qiáng)度為張拉控制應(yīng)力[8]。在第二個(gè)分析步中,分別通過參考點(diǎn)RP1和RP2施加基礎(chǔ)最不利荷載以及覆土在基礎(chǔ)頂面產(chǎn)生的均布荷載和基礎(chǔ)自重荷載。通過約束土體表面位移來施加邊界條件。對(duì)于基礎(chǔ)底面,僅約束其Z方向的位移;對(duì)于土體側(cè)面,分別約束其沿法線方向的位移。

2.1.3 網(wǎng)格劃分及接觸關(guān)系

根據(jù)試件尺寸進(jìn)行網(wǎng)格劃分。土體網(wǎng)格尺寸為500 mm;GJ-1網(wǎng)格尺寸為200 mm;GJ-2網(wǎng)格尺寸為300 mm;GJ-3網(wǎng)格尺寸為160 mm;受力筋和預(yù)應(yīng)力鋼筋的網(wǎng)格尺寸為均100 mm。

鋼筋網(wǎng)片、預(yù)應(yīng)力筋通過“Embedded region”嵌入至混凝土中。在預(yù)制構(gòu)件的接觸面處切割預(yù)應(yīng)力筋。釋放預(yù)應(yīng)力筋在X軸方向平動(dòng)和Y軸方向轉(zhuǎn)動(dòng)的自由度,并且在預(yù)應(yīng)力筋兩端限制其6個(gè)方向的自由度,進(jìn)而模擬預(yù)應(yīng)力筋的受力狀態(tài)。預(yù)制構(gòu)件接觸面之間、裝配式基礎(chǔ)與土體之間均采用庫倫摩擦理論。切向行為指摩擦作用,采用“Penalty”選項(xiàng),摩擦系數(shù)取0.8,法向行為采用“Surface to surface”模擬。

2.2 現(xiàn)澆基礎(chǔ)數(shù)值分析模型

現(xiàn)澆基礎(chǔ)模型的鋼筋網(wǎng)通過“Embedded region”嵌入混凝土中。基礎(chǔ)與土體的接觸關(guān)系、約束條件以及外荷載設(shè)置方式與裝配式基礎(chǔ)保持一致。

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

對(duì)在實(shí)際荷載作用下及全過程加載下的基礎(chǔ)模型進(jìn)行受力性能和破壞形態(tài)分析,其中實(shí)際荷載為作用在基礎(chǔ)頂?shù)淖畈焕奢d。全過程加載會(huì)使用等比擴(kuò)大的實(shí)際荷載直至基礎(chǔ)破壞。

3.1 建模方法驗(yàn)證

在靜力作用下,對(duì)裝配式基礎(chǔ)開展數(shù)值分析的關(guān)鍵是將預(yù)應(yīng)力施加到預(yù)定值。通過本文建模方法,建立文獻(xiàn)[13]的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?施加相同的邊界條件和荷載條件,以驗(yàn)證本文建模方法的合理性。荷載位移曲線的模擬值與試驗(yàn)值如圖5所示。

圖5 荷載位移曲線

由圖5可知,荷載位移曲線的模擬值與試驗(yàn)值趨勢(shì)基本一致。在相同荷載下,跨中位移的模擬值小于試驗(yàn)值。當(dāng)荷載最大時(shí),模擬值的跨中位移約為28.41 mm,試驗(yàn)值的跨中位移約為30.30 mm,二者誤差約為6.23%,與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好,說明本文建模方法具有較好的準(zhǔn)確性。

3.2 實(shí)際荷載作用

3.2.1 地基應(yīng)力狀態(tài)

在基礎(chǔ)處于正常使用狀態(tài)時(shí),地基土剖面應(yīng)力云圖如圖6所示。由圖6可知,地基應(yīng)力狀態(tài)以壓應(yīng)力為主。裝配式基礎(chǔ)地基土的最大壓應(yīng)力約為40 kPa,其出現(xiàn)在受壓柱基礎(chǔ)底板的邊緣。而現(xiàn)澆基礎(chǔ)地基土的最大壓應(yīng)力約為26 kPa,其出現(xiàn)在受壓柱基礎(chǔ)邊緣。兩種基礎(chǔ)地基壓應(yīng)力的分布情況相差不大,且均小于設(shè)計(jì)要求的地基承載力特征值,并滿足地基土的承載力要求。

(a)裝配式基礎(chǔ)

(b)現(xiàn)澆基礎(chǔ)

3.2.2 混凝土應(yīng)力狀態(tài)

裝配式基礎(chǔ)與現(xiàn)澆基礎(chǔ)的混凝土部分應(yīng)力分布如圖7所示。由圖7可知,裝配式基礎(chǔ)在預(yù)應(yīng)力筋錨固端的位置處存在應(yīng)力集中。該處的壓應(yīng)力小于混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值,為混凝土抗壓強(qiáng)度的28%。因預(yù)應(yīng)力筋錨固端有螺紋鋼筋,混凝土局部的抗壓強(qiáng)度較高,不會(huì)出現(xiàn)局部破壞?，F(xiàn)澆基礎(chǔ)最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在受壓柱底,壓應(yīng)力為混凝土抗壓強(qiáng)度的31%,其余位置處壓應(yīng)力明顯小于混凝土抗壓強(qiáng)度。因此,兩類基礎(chǔ)在實(shí)際荷載作用下均處于彈性工作階段。

(a)裝配式基礎(chǔ)

(b)現(xiàn)澆基礎(chǔ)

3.2.3 鋼筋應(yīng)力狀態(tài)

裝配式基礎(chǔ)與現(xiàn)澆基礎(chǔ)受力鋼筋的應(yīng)力分布如圖8(a)、圖8(b)所示。在實(shí)際荷載作用下,兩種基礎(chǔ)的受力鋼筋均低于屈服應(yīng)力水平。裝配式基礎(chǔ)受力鋼筋的應(yīng)力集中在預(yù)應(yīng)力筋端部處,其最大值約為38.67 MPa;現(xiàn)澆基礎(chǔ)受力鋼筋的應(yīng)力集中在兩柱周圍區(qū)域,其最大值約為7.05 MPa?；A(chǔ)的端部和中間部位和鋼筋受力較小。裝配式基礎(chǔ)預(yù)應(yīng)力鋼筋的應(yīng)力分布如圖8(c)所示。預(yù)應(yīng)力鋼筋的拉應(yīng)力約為864.33 MPa,與設(shè)計(jì)值接近,且隨荷載的增大,其應(yīng)力幾乎未增長,這表明裝配式基礎(chǔ)的拼縫處未張開。兩類基礎(chǔ)均處于彈性階段。

(a)裝配式基礎(chǔ)受力鋼筋應(yīng)力云圖

(b)現(xiàn)澆基礎(chǔ)受力鋼筋應(yīng)力云圖

(c)裝配式基礎(chǔ)預(yù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)力云圖

3.3 實(shí)際荷載作用全過程加載

3.3.1 混凝土應(yīng)力狀態(tài)

裝配式基礎(chǔ)與現(xiàn)澆基礎(chǔ)混的凝土拉應(yīng)力分布如圖9所示。由圖9可知,兩種基礎(chǔ)的受拉柱角部及受壓柱底部受拉區(qū)的最大拉應(yīng)力均大于混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值,表現(xiàn)為相應(yīng)部位產(chǎn)生裂縫。裝配式基礎(chǔ)裂縫主要集中在受壓柱的拼縫兩側(cè),并未出現(xiàn)貫穿裂縫,這歸功于預(yù)應(yīng)力筋和抗剪鍵的作用。相比之下現(xiàn)澆基礎(chǔ)的受拉區(qū)域出現(xiàn)了大量貫穿裂縫。這表明裝配式基礎(chǔ)拼縫的存在并未對(duì)其受力性能產(chǎn)生顯著影響,特別是在基礎(chǔ)受外荷載較大時(shí),裝配式基礎(chǔ)的整體性明顯優(yōu)于現(xiàn)澆基礎(chǔ)。

(a)裝配式基礎(chǔ)

(b)現(xiàn)澆基礎(chǔ)

(c)裝配式基礎(chǔ)底板

(d)現(xiàn)澆基礎(chǔ)底板

3.3.2 鋼筋應(yīng)力狀態(tài)

裝配式基礎(chǔ)與現(xiàn)澆基礎(chǔ)的受力鋼筋應(yīng)力分布如圖10(a)、圖10(b)所示。兩種基礎(chǔ)的受力鋼筋均處于屈服狀態(tài)。由于裝配式基礎(chǔ)內(nèi)置了預(yù)應(yīng)力鋼筋,僅受拉柱處的鋼筋屈服。相比之下,現(xiàn)澆基礎(chǔ)的鋼筋在受拉柱和受壓柱底部的受拉區(qū)均已屈服。裝配式基礎(chǔ)預(yù)應(yīng)力鋼筋的應(yīng)力分布如圖10(c)所示。預(yù)應(yīng)力筋在預(yù)制構(gòu)件的拼縫處存在應(yīng)力集中,最大應(yīng)力約為1 735.18 MPa,大于其屈服強(qiáng)度1 270 MPa,說明預(yù)應(yīng)力筋已屈服,基礎(chǔ)已發(fā)生破壞。

(a)裝配式基礎(chǔ)受力鋼筋應(yīng)力云圖

(b)現(xiàn)澆基礎(chǔ)受力鋼筋應(yīng)力云圖

(c)裝配式基礎(chǔ)預(yù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)力云圖

3.3.3 荷載位移曲線

裝配式基礎(chǔ)與現(xiàn)澆基礎(chǔ)的荷載位移曲線(見圖11)分為初始彈性階段(oa)、曲線過渡階段(ab)和直線破壞階段(bc)等3個(gè)階段[14]。在初始彈性階段,基礎(chǔ)頂上拔位移變化量較小,此時(shí)混凝土和鋼筋共同作用;在曲線過渡階段,基礎(chǔ)頂位移與荷載變化呈非線性關(guān)系,每級(jí)荷載作用下基礎(chǔ)頂位移有增大趨勢(shì),此時(shí)混凝土開裂;在直線破壞階段,基礎(chǔ)頂位移增量在每級(jí)荷載作用下持續(xù)增大,鋼筋發(fā)生屈服,基礎(chǔ)被破壞。

在全過程加載前期,基礎(chǔ)頂部位移隨荷載呈線性變化,裝配式基礎(chǔ)剛度小于現(xiàn)澆基礎(chǔ);在加載后期,裝配式基礎(chǔ)的混凝土和鋼筋的屈服點(diǎn)均出現(xiàn)在現(xiàn)澆基礎(chǔ)之后。裝配式基礎(chǔ)的鋼筋屈服時(shí)的荷載為實(shí)際荷載的7倍,現(xiàn)澆基礎(chǔ)為實(shí)際荷載的6倍。結(jié)果表明,裝配式基礎(chǔ)和現(xiàn)澆基礎(chǔ)均有較大的安全儲(chǔ)備,裝配式基礎(chǔ)具有良好的受力性能和協(xié)調(diào)變形能力。

(a)受壓柱

(b)受拉柱

3.3.4 預(yù)制構(gòu)件拼縫張開變形狀態(tài)

裝配式基礎(chǔ)拼縫的示意圖見圖12。選取裝配式基礎(chǔ)控制截面位置處的A、B兩點(diǎn),研究其在實(shí)際荷載全過程加載中的拼縫張開變形狀態(tài),以預(yù)測(cè)裝配式雙柱基礎(chǔ)出現(xiàn)拼縫時(shí)的荷載值。

預(yù)制構(gòu)件接觸應(yīng)力分布如圖13所示。在實(shí)際荷載作用下,各基礎(chǔ)單元的交界面處于全截面受壓狀態(tài)。拼縫張開變形狀態(tài)曲線如圖14所示。在實(shí)際荷載作用下,A、B兩點(diǎn)拼縫未張開;在加載至實(shí)際荷載的4倍時(shí),基礎(chǔ)底板處拼縫開始張開;在鋼筋達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí),A、B兩點(diǎn)拼縫張開寬度為0.21 mm;拼縫繼續(xù)張開變形至預(yù)應(yīng)力筋屈服,拼縫張開寬度達(dá)最大值,約為0.88 mm。說明拼縫處具有較好的傳力性能,該裝配式基礎(chǔ)整體性良好。

圖12 裝配式基礎(chǔ)拼縫示意圖(a)B柱(b)A柱圖13 預(yù)制構(gòu)件接觸應(yīng)力云圖

4 裝配式基礎(chǔ)極限承載力計(jì)算

取裝配式基礎(chǔ)荷載位移曲線(見圖15)中b點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載為基礎(chǔ)極限承載力[14]。其中b1對(duì)應(yīng)的荷載為3 995 kN,b2對(duì)應(yīng)的荷載為5 968 kN。

圖14 拼縫張開變形狀態(tài)曲線(a)抗拔荷載位移曲線(b) 受壓荷載位移曲線圖15 裝配式基礎(chǔ)荷載位移曲線

4.1 基礎(chǔ)抗拔承載力計(jì)算

國內(nèi)外對(duì)開挖回填類擴(kuò)展基礎(chǔ)抗拔穩(wěn)定性的計(jì)算主要采用“土重法”模型[15]?；A(chǔ)抗拔極限承載力由基礎(chǔ)自重和抗拔倒錐體范圍內(nèi)的土體重量兩部分組成,抗拔承載力公式為

Tu=γs(Vt-V0)+Gf

(1)

(2)

式中:γs為回填土重度;V0為地表下基礎(chǔ)混凝土體積;Gf為基礎(chǔ)重量;Vt為抗拔倒錐體體積;ht為基礎(chǔ)抗拔計(jì)算深度;B為基礎(chǔ)寬度;α為上拔角。

由模擬結(jié)果可知,裝配式基礎(chǔ)在實(shí)際荷載作用下的極限承載力為3 995 kN,根據(jù)上述計(jì)算得出基礎(chǔ)的理論極限承載力為3 458 kN,誤差為13.44%,計(jì)算值與數(shù)值分析結(jié)果吻合良好。

4.2 基礎(chǔ)受壓承載力計(jì)算

當(dāng)基礎(chǔ)承受組合荷載時(shí),基礎(chǔ)的最終承載能力需考慮組合荷載對(duì)地基的影響。本文利用R.Ganesh[16]提出的關(guān)于偏心、傾斜、偏心-傾斜基礎(chǔ)承載力計(jì)算的無量綱折減因子,對(duì)單一下壓荷載作用下基礎(chǔ)的下壓極限承載力值進(jìn)行折減。將其作為組合荷載作用下基礎(chǔ)的下壓極限承載力,其計(jì)算公式為

Q=fa×A′

(3)

fa=fak+ηdγd(D-0.5)+ηbγb(B-3)

(4)

式中:fa為修正后的地基承載力特征值;A′為基礎(chǔ)底板與地基土有效接觸總面積;fak為地基承載力特征值;ηb、ηd分別為基礎(chǔ)寬度和埋深的地基承載力修正系數(shù);γd為基礎(chǔ)底面以上土的加權(quán)重度;γb為基底以下持力層的天然重度;D為基礎(chǔ)埋置深度。

PRF=Q×RF

(5)

(6)

(7)

(8)

式中:PRF為下壓極限承載力;RF為折減因子;e為初始偏心距;β為荷載傾斜角;φ為內(nèi)摩擦角;H為水平荷載;V為豎向荷載。

由模擬結(jié)果可知,裝配式基礎(chǔ)在實(shí)際荷載作用下的極限承載力為5 968 kN,根據(jù)上述計(jì)算得出基礎(chǔ)理論極限承載力為5 373 kN,受壓承載力計(jì)算值與模擬值的誤差為9.77%,計(jì)算值與數(shù)值分析的結(jié)果吻合良好。

5 結(jié)論

(1)提出的裝配式基礎(chǔ)具有形狀規(guī)則、易加工、規(guī)格少、易標(biāo)準(zhǔn)化生產(chǎn)等優(yōu)點(diǎn)。各構(gòu)件單獨(dú)預(yù)制的方法及安裝方式可以推廣至變電站建筑物基礎(chǔ)模塊化施工,進(jìn)一步促進(jìn)模塊化變電站的建設(shè)。

(2)在設(shè)計(jì)荷載作用下,預(yù)應(yīng)力筋的拉應(yīng)力與設(shè)計(jì)值接近,應(yīng)力幾乎未增長。這表明裝配式基礎(chǔ)拼縫處未張開。裝配式基礎(chǔ)各構(gòu)件均未達(dá)到屈服條件,其豎向位移和地基反力與現(xiàn)澆基礎(chǔ)無較大差異,兩類基礎(chǔ)均處于彈性階段。

(3)在全過程加載下,裝配式基礎(chǔ)混凝土和鋼筋的屈服點(diǎn)均出現(xiàn)在現(xiàn)澆基礎(chǔ)之后,裝配式基礎(chǔ)鋼筋屈服時(shí)的荷載為實(shí)際荷載的7倍,現(xiàn)澆基礎(chǔ)鋼筋屈服時(shí)的荷載為實(shí)際荷載的6倍,說明裝配式基礎(chǔ)和現(xiàn)澆基礎(chǔ)均有較大的安全儲(chǔ)備,而且裝配式基礎(chǔ)具有良好的受力性能和協(xié)調(diào)變形能力。

(4)在設(shè)計(jì)荷載作用下,裝配式基礎(chǔ)各預(yù)制構(gòu)件交界面處于全截面受壓狀態(tài),當(dāng)加載至實(shí)際荷載的4倍時(shí),A、B兩點(diǎn)的拼縫處開始張開,說明拼縫處具有較好的傳力性能。該裝配式基礎(chǔ)整體性良好。

(5)基于土重法和R.Ganesh理論提出了裝配式基礎(chǔ)的承載力計(jì)算方法。計(jì)算值與數(shù)值分析結(jié)果吻合良好,可較好地應(yīng)用于變電站構(gòu)架雙柱基礎(chǔ)的承載力設(shè)計(jì)。