謝子璐， 乾增珍， 牟冬輝， 張皓宇

(中國(guó)地質(zhì)大學(xué)(北京)工程技術(shù)學(xué)院， 北京 100089)

輸電線路桿塔鋼管插入式基礎(chǔ)是一種將輸電桿塔塔腿主材直接插入基礎(chǔ)混凝土柱體的開挖類基礎(chǔ)，包括地面下的預(yù)制鋼筋混凝土基座、插入基座中的鋼管及錨固盤、連接上部結(jié)構(gòu)使用的法蘭和地腳螺栓等連接部件。荷載直接通過插入鋼管與混凝土的黏結(jié)作用以及錨固盤和承剪連接件等部件的擠壓作用傳遞給基礎(chǔ)，由于混凝土基座內(nèi)的鋼管與塔腿方向一致，使得基礎(chǔ)鋼管基本處在單軸受壓或受拉狀態(tài)，水平力和彎矩很小，大大提升了基礎(chǔ)的抗滑移和抗傾覆穩(wěn)定性[1-4]。

得益于機(jī)械化、模塊化施工技術(shù)的發(fā)展，鋼管插入式基礎(chǔ)在中外已經(jīng)有了較廣泛的應(yīng)用[5-6]，很多學(xué)者也對(duì)這一基礎(chǔ)形式開展了大量研究。高志林等[7]結(jié)合220 kV舟山與大陸聯(lián)網(wǎng)跨越工程中螺頭水道特大跨越段的工程實(shí)踐，分析了特大荷載作用下鋼管插入式基礎(chǔ)的受力性能，認(rèn)為插入鋼管外設(shè)置錨板可有效傳遞基礎(chǔ)的上拔荷載，同時(shí)調(diào)整立柱配筋也可有效控制混凝土裂縫開展范圍；Qian等[8]通過32組鋼管插入式基礎(chǔ)的上拔現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，確定出鋼管插入式基礎(chǔ)在承受上拔荷載時(shí)的荷載-位移曲線可分為初始直線段、曲線段和最終直線段三部分，并通過正交試驗(yàn)法，得出影響鋼管插入式基礎(chǔ)抗拔承載力最主要的因素是鋼管截面形式，縱筋配筋率和混凝土強(qiáng)度次之；童瑞銘等[9]針對(duì)輸電線路桿塔鋼管插入式基礎(chǔ)柱體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法與參數(shù)取值不明確的問題，開展了現(xiàn)場(chǎng)真型試驗(yàn)，提出了基礎(chǔ)配骨率和位置系數(shù)的合理取值；張波[10]通過3組共12個(gè)插入式鋼管基礎(chǔ)構(gòu)件的拉、壓加載試驗(yàn)研究，提出該基礎(chǔ)的破壞形式可分為插入主材鋼管屈服、插入主材鋼管被拔出、承壓板、錨材等錨固件破壞、基身混凝土破壞和地基隆起剪切破壞五種類型，并對(duì)基礎(chǔ)施工提出了一些建議。近年來對(duì)于輸電線路桿塔基礎(chǔ)的研究，主要集中于嵌巖樁等直柱式樁基礎(chǔ)的受力性能[11]以及特殊地質(zhì)地貌的基礎(chǔ)安全性[12-13]，對(duì)于鋼管插入式基礎(chǔ)在上拔工況下的受力性能研究較為少見，且鮮見有針對(duì)錨固盤應(yīng)力分布的研究。此外，對(duì)于受力性能較為優(yōu)越的三角形截面錨固盤也缺少針對(duì)性研究。

基于此，現(xiàn)針對(duì)一種新型三角錨固盤鋼管插入式基礎(chǔ)，利用數(shù)值模擬軟件建立力學(xué)計(jì)算模型，并進(jìn)行抗拔承載性能分析，改變錨固盤尺寸、混凝土強(qiáng)度、鋼管截面尺寸以及混凝土柱尺寸，分析各參數(shù)對(duì)基礎(chǔ)抗拔承載性能、初始剛度和延性的影響，以期為三角錨固盤鋼管插入式基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)和驗(yàn)算提供參考。

1 計(jì)算模型建立與驗(yàn)證

1.1 試件設(shè)計(jì)

如圖1所示，三角錨固盤鋼管插入式基礎(chǔ)由一根外徑為D、壁厚為t的鋼管主材、三個(gè)錨固盤、一個(gè)底盤、寬度為B的混凝土基座和鋼筋組成。包含柱形的底座和矩形截面的混凝土柱，錨固盤焊接在鋼管主材上，整體置于鋼筋籠中，然后澆筑混凝土成型。使用截面為三角形的錨固盤代替矩形截面錨固盤，在總用鋼量不變的情況下增大了錨固盤與鋼管主材的接觸面積，減小了接觸部分的剪應(yīng)力集中；同時(shí)，三角形截面更符合錨固盤在傳遞荷載時(shí)受到混凝土基座反作用力的剪力分布規(guī)律，能夠使鋼材的使用更加合理。錨固盤的尺寸由平行于鋼管主材的直角邊tp和垂直于鋼管主材的直角邊長(zhǎng)bw控制。由于錨固盤的間距以及鋼管長(zhǎng)度在滿足基本設(shè)計(jì)要求的前提下對(duì)基礎(chǔ)整體抗拔承載能力影響不大[7]，所以將這些參數(shù)設(shè)為定值。

為研究不同參數(shù)對(duì)三角錨固盤鋼管插入式基礎(chǔ)抗拔承載能力的影響，改變錨固盤長(zhǎng)度、混凝土強(qiáng)度、錨固盤厚度、鋼管截面尺寸和混凝土基座尺寸，利用有限元軟件建立相應(yīng)模型，共建立7組共20個(gè)試件，與試件STC-1進(jìn)行對(duì)比分析，各試件的詳細(xì)參數(shù)如表1所示。

圖1 三角錨固盤鋼管插入式基礎(chǔ)示意圖Fig.1 Schematic diagram of triangle anchor plate plug-in steel tube concret basis

表1 各試件詳細(xì)參數(shù)

1.2 材料模型

混凝土材料使用多線性等向強(qiáng)化模型，參考文獻(xiàn)[14]中的式(1)～式(5)計(jì)算應(yīng)力-應(yīng)變曲線，不考慮曲線下降段。

σ=(1-dc)Ecε

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：σ為混凝土應(yīng)力；ε為混凝土應(yīng)變；dc為混凝土單軸受壓損傷演化系數(shù)；ρc為混凝土受壓應(yīng)力比值；x為當(dāng)前混凝土應(yīng)變與壓應(yīng)變峰值的比值；n為混凝土損傷系數(shù)；Ec為混凝土彈性模量；fc,r為混凝土單軸抗壓強(qiáng)度；εc,r為fc,r對(duì)應(yīng)的峰值壓應(yīng)變。

鋼管主材、錨固盤和鋼筋均參考文獻(xiàn)[15]的建議使用多線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型，本構(gòu)關(guān)系如圖2所示。

fy為鋼材的屈服強(qiáng)度；εy屈服應(yīng)變；εs為鋼材進(jìn)入強(qiáng)化階段對(duì) 應(yīng)的應(yīng)變；fu和εu分別為鋼材的極限強(qiáng)度和極限應(yīng)變圖2 鋼材本構(gòu)模型Fig.2 Constitutive model of steel

1.3 單元選擇

混凝土部分采用SOLID65單元，鋼材部分采用SOLID185單元，鋼筋采用PIPE59單元，所建立的有限元模型如圖3所示。

將模型劃分為規(guī)則六面體網(wǎng)格，在鋼材和混凝土接觸的部分將網(wǎng)格加密，使用分離法[16]建立鋼筋單元，在鋼管和錨固盤與混凝土的接觸面之間使用CONTA173和TARGE170單元建立接觸對(duì)，法向可傳遞接觸壓力，切向剪切應(yīng)力達(dá)到臨界值可相對(duì)滑動(dòng)，摩擦因數(shù)取0.6[17]。建立單元網(wǎng)格圖如圖4所示。

1.4 邊界條件及荷載施加

在模型底面施加全方向約束，在基座下半部分圓柱外表面施加徑向約束，在對(duì)稱面施加對(duì)稱約束，在鋼管頂部以25 kN每步施加共2 500 kN上拔荷載。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

圖4 單元網(wǎng)格圖Fig.4 Meshing of model

1.5 計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

Qian等[8]針對(duì)矩形截面鋼管插入式基礎(chǔ)進(jìn)行了32組真型試驗(yàn)，取31號(hào)試件按本文方法建立有限元模型進(jìn)行抗拔對(duì)比分析，數(shù)值模擬和真型試驗(yàn)所得到的樁頂荷載-位移曲線如圖5所示。由表2可知，有限元模型的抗拔承載能力略小于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，二者彈性極限荷載誤差為2.9%，抗拔極限荷載誤差為3.2%，總體曲線吻合較好，說明所采用的數(shù)值模擬方法和有限元模型具有合理性，可以擬合實(shí)際工程。

表2 模擬結(jié)果對(duì)比Table 2 Compairson of simulation result

圖5 荷載-位移曲線對(duì)比Fig.5 Comparison of load displacement curves

2 結(jié)果分析

2.1 與矩形截面錨固盤對(duì)比

STC-0和STC-1試件的用鋼量、材料屬性和鋼管尺寸都相同，僅將錨固件截面形式由矩形改為三角形，并以相同的荷載步施加上拔荷載，二者荷載位移曲線對(duì)比如圖6所示。

試件STC-1的彈性極限荷載為1 704 kN，相比于STC-0提高了13.3%。二者初始剛度相差不大， 而STC-1的延性系數(shù)明顯小于STC-0。

圖7為二者在彈性極限狀態(tài)時(shí)4個(gè)錨固盤內(nèi)壁的應(yīng)力分布狀態(tài)。

由圖7可以觀察到，在相同的上拔荷載作用下，STC-0的錨固盤內(nèi)壁出現(xiàn)了較大的應(yīng)力集中，大部分鋼材已經(jīng)屈服，混凝土對(duì)鋼管的錨固作用減小，上拔位移增長(zhǎng)加快，基礎(chǔ)的荷載-位移曲線開始進(jìn)入曲線段；而STC-1的錨固盤只有一小部分發(fā)生了塑性變形，絕大多數(shù)材料仍處于彈性狀態(tài)，荷載-位移曲線進(jìn)入曲線段的原因則是混凝土開始出現(xiàn)塑性變形。這說明三角形錨固盤能夠很好地改善錨固盤的應(yīng)力集中情況，更充分地發(fā)揮鋼材的承載能力。此外，二者抗拔極限荷載相差不大，是因?yàn)樯习魏奢d達(dá)到2 000 kN左右時(shí)，基座混凝土已經(jīng)發(fā)生破壞，失去對(duì)鋼管的錨固作用，鋼管被拔出。

圖6 試件STC-0和STC-1荷載-位移曲線Fig.6 Load displacement curves of STC-0 and STC-1

圖7 錨固盤應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution of anchorage plate

2.2 錨固盤長(zhǎng)度的影響

改變錨固盤長(zhǎng)度bw，在鋼管頂部施加上拔荷載，所得到的荷載-位移曲線如圖8(a)所示。由圖8(a)可以看出，隨著錨固盤長(zhǎng)度的增加，基礎(chǔ)的彈性極限荷載和抗拔極限荷載都有升高的趨勢(shì)。當(dāng)錨固盤長(zhǎng)度從20 mm增加至35、50、65 mm時(shí)，彈性極限荷載分別增加了15.7%、73.3%、78%，抗拔極限荷載分別增加了36.0%、86.0%、91.1%。初始剛度和延性系數(shù)都有所增大。圖8(b)為不同錨固件長(zhǎng)度試件的極限荷載變化趨勢(shì)，當(dāng)錨固盤長(zhǎng)度小于50 mm時(shí)，基礎(chǔ)承載力隨錨固盤長(zhǎng)度增加而顯著提高；當(dāng)錨固盤長(zhǎng)度大于50 mm時(shí)，繼續(xù)增加錨固盤長(zhǎng)度，基礎(chǔ)的彈性極限荷載和抗拔極限荷載的提高都十分微小。當(dāng)錨固盤長(zhǎng)度增加時(shí)，錨固盤與上部混凝土的接觸面積增加，一方面可以減小接觸部分的應(yīng)力，使混凝土較難被壓碎，另一方面也可以將荷載更好地從鋼管主材傳遞至混凝土基座。而當(dāng)錨固盤長(zhǎng)度繼續(xù)增大時(shí)，邊緣部分鋼材的彎矩和應(yīng)力幾乎為0，對(duì)荷載的傳遞幫助不大。

圖8 不同錨固盤長(zhǎng)度試件的荷載位移曲線與極限荷載對(duì)比Fig.8 Load displacement curves and boad comparison of specimens with different anchorage plate lengths

2.3 錨固盤厚度的影響

改變錨固盤厚度進(jìn)行上拔荷載加載得到的荷載-位移曲線如圖9所示。由圖9可知，當(dāng)錨固盤厚度從10 mm增加至20 mm時(shí)，彈性極限荷載提高了3.3%，繼續(xù)增加至30 mm時(shí)，彈性極限荷載幾乎沒有變化。延性系數(shù)和初始剛度同樣符合這種規(guī)律。結(jié)合上述對(duì)錨固盤長(zhǎng)度的影響分析可以看出，錨固盤的尺寸存在一個(gè)最佳數(shù)值，當(dāng)混凝土先于錨固盤的屈服發(fā)生破壞時(shí)，繼續(xù)增加錨固盤尺寸對(duì)基礎(chǔ)承載力的提升意義不大。

2.4 混凝土強(qiáng)度的影響

改變混凝土強(qiáng)度fcu，在鋼管頂部施加上拔荷載，得到的荷載-位移曲線如圖10所示。由圖10可以看出，混凝土強(qiáng)度從C20增加至C55時(shí)，彈性極限荷載分別增加了14.7%、35.1%、55.4%和91.7%；抗拔極限荷載分別增加了22.3%、37.2%、51.8%和94.3%。

圖9 不同錨固盤厚度試件荷載位移曲線與極限荷載對(duì)比Fig.9 Load displacement curves and load comparison of specimens with different anchorage plate thickness

圖10 不同混凝土強(qiáng)度試件荷載位移曲線與極限荷載對(duì)比Fig.10 Load displacement curves and load comparison of specimens with different concret strength

隨著混凝土強(qiáng)度的提高，試件的初始剛度也有上升的趨勢(shì)，延性系數(shù)則先減小后增大。強(qiáng)度更高的混凝土可以承受更多來自錨固盤的荷載。當(dāng)混凝土強(qiáng)度足夠高時(shí)，如STC-11試件，荷載位移曲線表現(xiàn)為類似鋼材受拉屈服的曲線特征，即曲線段斜率突然減小后再增加，說明這時(shí)基礎(chǔ)的破壞主要以錨固件鋼管主材的屈服為主。圖11為不同混凝土強(qiáng)度試件的極限荷載變化趨勢(shì)，可知基礎(chǔ)的彈性極限荷載和抗拔極限荷載都隨混凝土強(qiáng)度的增加而增加。

試件STC-18～STC-20為不同混凝土強(qiáng)度下矩形截面錨固盤的鋼管插入式基礎(chǔ)，與對(duì)應(yīng)混凝土強(qiáng)度的三角形截面錨固盤基礎(chǔ)進(jìn)行對(duì)比，如圖13所示，混凝土強(qiáng)度越高，兩種截面錨固盤基礎(chǔ)的承載力差距越大，說明在使用高強(qiáng)度混凝土?xí)r，三角形截面錨固盤的優(yōu)勢(shì)更為顯著，更能充分地發(fā)揮鋼材的承載能力。

2.5 鋼管截面的影響

改變鋼管截面面積施加上拔荷載得到的荷載-位移曲線如圖13所。當(dāng)鋼管截面從110 mm×6 mm增加值273 mm×12 mm時(shí)，彈性極限荷載分別提高了77.1%、186.0%、和231.2%；抗拔極限荷載分別提高了65.1%、166.0%和229.8%；基礎(chǔ)的初始剛度提高，延性系數(shù)則有所下降。增加鋼管的截面面積能直接減小截面上的應(yīng)力，當(dāng)截面面積較小時(shí)，如試件STC-12，荷載—位移曲線和鋼管屈服曲線類似，說明此時(shí)基礎(chǔ)的破壞形式是鋼管主材屈服；當(dāng)截面面積較大時(shí)，如試件STC-14，荷載—位移曲線則較為光滑，說明此時(shí)基礎(chǔ)破壞的形式是基座混凝土的破壞。

圖11 不同混凝土強(qiáng)度試件荷載位移曲線與極限荷載比Fig.11 Load displacement curves and load comparison of specimens with different concret strength

圖12 不同混凝土強(qiáng)度和錨固盤截面試件彈性 極限荷載對(duì)比Fig.12 Comparison of elastic load of specimens with different concrete strength and anchorage plate section

D為鋼管主材外徑；t為鋼管主材厚度圖13 不同鋼管截面試件荷載-位移曲線與極限荷載比Fig.13 Load displacement curves and load comparison of specimens with different steel cube cross section

圖14為不同鋼管截面試件的極限荷載變化趨勢(shì)，可知基礎(chǔ)的彈性極限荷載和抗拔極限荷載都隨鋼管截面面積的增加而增加。當(dāng)鋼管截面從162 mm×7 mm增加至220 mm×10 mm時(shí)，承載力變化最大；從220 mm×10 mm增加至273 mm×12 mm時(shí)，承載力變化則最小。

圖14 不同鋼管截面試件荷載對(duì)比Fig.14 Load comparison of specimens with different

2.6 混凝土柱截面的影響

改變混凝土柱截面面積，在鋼管頂部施加上拔荷載，得到的荷載-位移曲線如圖15(a)所示。圖15(b)為不同混凝土柱截面試件的極限荷載變化趨勢(shì)?？芍?，當(dāng)混凝土柱寬度從500 mm增加到700 mm時(shí)，試件的彈性極限荷載和抗拔極限荷載以及初始剛度都有所增加，但增幅相對(duì)較小，對(duì)基礎(chǔ)承載力的影響十分有限。

2.7 不同參數(shù)構(gòu)件模擬結(jié)果

所有試件的抗拔承載性能相關(guān)參數(shù)如表2所示。由表2可知，相同條件下，使用三角截面錨固盤的鋼管插入式基礎(chǔ)初始剛度總體要大于使用矩形截面錨固盤的，延性系數(shù)則較??；在合適的范圍內(nèi)，提高錨固件的長(zhǎng)度可以提高基礎(chǔ)的初始剛度和延性系數(shù)；使用高強(qiáng)度的混凝土可以有效提高基礎(chǔ)的承載力，減小彈性階段的變形，但會(huì)使塑性變形能力變差；增大鋼管截面面積，基礎(chǔ)承載力和初始剛度越高，同時(shí)會(huì)減弱基礎(chǔ)的變形能力；在混凝土強(qiáng)度不高的情況下，錨固盤厚度對(duì)基礎(chǔ)承載性能影響不大，但應(yīng)保證錨固盤邊界部分的屈服晚于基座混凝土的破壞，以保證錨固作用；提高混凝土柱的尺寸可以增大基礎(chǔ)的極限承載能力，提高初始剛度，同時(shí)減小延性系數(shù)，但在不改變縱筋配筋率的情況下對(duì)基礎(chǔ)的承載性能影響不大。

圖15 不同混凝土柱截面試件荷載對(duì)比Fig.15 Load displacement curves and load comparison of specimens with different concrete column sections

表3 各試件抗拔性能參數(shù)Table 3 Pullout performance parameters of each specimen

3 結(jié)論

研究了錨固盤尺寸、混凝土強(qiáng)度、鋼管截面、混凝土柱截面等因素對(duì)三角截面錨固盤鋼管插入式基礎(chǔ)抗拔承載性能的影響，并與矩形截面錨固盤鋼管插入式基礎(chǔ)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)論如下。

(1)采用的數(shù)值模擬方法、材料模型能夠較好地模擬三角截面鋼管插入式基礎(chǔ)的抗拔受力性能。

(2)對(duì)于同等條件的鋼管插入式基礎(chǔ)，使用三角截面錨固盤能夠有效提高基礎(chǔ)抗拔承載力，尤其在使用高強(qiáng)度混凝土?xí)r，能夠更充分地發(fā)揮鋼材的承載能力。

(3)提高混凝土強(qiáng)度、鋼管截面面積、混凝土柱截面面積均能提高基礎(chǔ)抗拔承載力，同時(shí)也會(huì)提高初始剛度。延性系數(shù)則隨混凝土強(qiáng)度的提高先減小后增大，隨鋼管截面面積的增大而減小。

(4)在一定范圍內(nèi)增大錨固盤長(zhǎng)度可以增強(qiáng)基礎(chǔ)的抗拔承載能力，提高初始剛度和延性系數(shù)，最佳的錨固盤長(zhǎng)度取決于基座混凝土強(qiáng)度。在混凝土強(qiáng)度不高的情況下，錨固盤厚度對(duì)基礎(chǔ)承載性能影響不大，但應(yīng)保證錨固盤邊界部分的屈服不先于基座混凝土的破壞，以保證錨固作用。