塔克拉玛干沙漠输电线塔装配式基础试验研究.pdf

第 32卷第 8期 岩 土 力 学 Vol.32 No.8 2011年 8月 Rock and Soil Mechanics Aug. 2011 收稿日期2010-05-11 第一作者简介乾增珍，女，1975 年生，博士，讲师，主要从事岩土工程领域的教学与科研工作。E-mail zzqian615 文章编号文章编号1000－7598 2011 08－2359－06 塔克拉玛干沙漠塔克拉玛干沙漠输电线输电线塔塔装装配配式式基础试验基础试验研究研究 乾增珍 1，鲁先龙1, 2，丁士君2 （1.中国地质大学（北京）工程技术学院，北京 100083；2.中国电力科学研究院 输变电工程力学研究所，北京 100192） 摘摘 要要为研究新疆塔克拉玛干沙漠地区输电线路工程中的组合装配式杆塔基础承载特性，开展了 2 种尺寸规格共 4 个基础 在上拔与水平力组合作用下的现场试验，得到了基础顶部和基础底板的荷载-位移曲线、基础底板土压力变化规律。结果表 明上拔与水平力组合作用下，基础顶部上拔荷载-位移曲线为缓变型、水平荷载-位移曲线近似为直线；由混凝土底板和角 钢支架所构成的组合装配式基础因自重轻、基础底板上覆沙体结构松散，使得基础的抗倾覆承载能力低。由混凝土底板和角 钢支架组成的装配式基础各部件具有良好的协同工作性能，但水平荷载对装配式基础的承载性能影响大。根据基础上拔极限 承载力试验值，采用柱式破裂面力学计算模型得到风加沙柱面平均摩擦阻力为 2.6 kPa。 关关 键键 词词塔克拉玛干沙漠；装配式基础；输电线路基础；风积沙；上拔承载力 中图分类号中图分类号TU 4769 文献标识码文献标识码A Experimental study of assembly foundation for transmission line tower in Taklimakan desert QIAN Zeng-zhen1, LU Xian-long1, 2, DING Shi-jun2 1. School of Engineering and Technology, China University of Geosciences, Beijing 100083, China; 2. Transmission and Transation Engineering Mechanics Research Department, China Electric Power Research Institute，Beijing 100192, China Abstract In order to obtain the perance of assembly foundations composed by the concrete footing slab and steel angle column, which are used for the transmission line engineering in Taklimakan desert, the four in-site full-scale of two sizes tests on the bearing capacity of assembly foundations combined uplift with horizontal loadings are carried out. The curves of load-displacement both of footing slab and foundation top plane, and the soil pressure on the footing slab are all obtained. For the foundation top plane, combined the uplift with horizontal loadings, the curve of uplift loading-displacement develops slowly; and the curve of horizontal loading-displacement increases linearly. The anti-overturning bearing capacity of assembly foundation is weak because of light dead weight of the steel support frame and the loose property of aeolian sand. The assembly foundation composed by concrete footing slab and steel angle column has a good property of coordinated perance. Influence of horizontal loading on bearing capacity of assembly foundation is obvious. According to the test data of ultimate uplift bearing capacity, the average frictional resistance of aeolian sand is 2.6 kPa, which is calculated by mechanical model of prismatic fracture plane. Key words Taklimakan desert; assembly foundation; transmission line foundation; aeolian sand; uplift bearing capacity 1 引 言 为实现大电网向油田和大型矿业供电，充分开 发塔克拉玛干沙漠中的油气资源，解决新疆南部地 区电力供应保障， 建设的 220 kV 轮台－塔中－且末 输变电工程需途经塔克拉玛干沙漠腹地。塔克拉玛 干沙漠位于北半球中纬度欧亚大陆腹地，平均海拔 1 000 m以上，面积 33.76104 km2，是世界第二大 流动性沙漠，干燥少雨、日照强、温差大、大风频 繁，环境恶劣[1]，不具备混凝土现场施工浇筑条件。 为保证输电线路杆塔基础工程质量、 加快施工进度， 220 kV 轮台－塔中－且末输电线路工程决定选用 装配式基础。该基础型式由工厂预制加工、现场拼 装，施工基本上不受季节和环境影响，能够满足塔 克拉玛干沙漠腹地输电线路工程要求。 在国外，自 20 世纪 60 年代开始，已有学者采 岩 土 力 学 2011 年 用室内模型试验、数值分析和现场试验的方法研究 风积沙地基的承载机制并推导了极限承载力理论计 算公式[2 －7]。 国内， 刘文白等[8]根据现场试验研究了 风积沙地基直柱扩底基础在上拔荷载作用下的承载 机制。笔者[9]也曾对风积沙地基斜柱扩展基础在上 拔水平力组合荷载作用下展开了现场试验研究。目 前，装配式杆塔基础已应用于我国冻土地区输电线 路工程中[10]，文献[11]对黏土地区的装配式杆塔基 础在上拔下压荷载作用下展开了现场试验研究，并 给出了黏土地基条件下型钢装配式基础的竖向极限 承载力设计计算参数值。但对于塔克拉玛干沙漠地 区装配式杆塔基础承载特性的研究尚未见相关文献 报道。 2 试验方案 2.1 场地概况场地概况 试验场地在塔克拉玛干沙漠公路旁，位于塔克 拉玛干沙漠腹地约 300 km 处，试验现场分布有移 动式或半移动式沙丘（见图 1） 。风积沙层厚度均超 过 5 m。试验回填风积沙地基的重度为 14.3 kN/m3。 图图 1 试验现场试验现场的的沙漠地貌沙漠地貌 Fig.1 Topographical features of field testing site in desert 2.2 试验试验基础基础设计设计 为降低装配式基础单件运输重量，充分利用混 凝土和角钢的力学性能，装配式基础采用混凝土预 制板条底板和金属角钢支架立柱的组合结构型式， 其组装结构和现场实景如图 2 所示。其中基础底 板由 10 块混凝土板条通过 2 根混凝土横梁连接形 成，基础支架由角钢主材和角钢斜材组成。基础通 过顶板连接结构与上部杆塔进行连接。 根据不同的荷载条件， 试验基础规格设计为 A、 B 两种型式， 每种基础规格完成 2 个样本量的试验。 表 1 为装配式试验基础的主要技术参数。 2.3 加载系统及加载方法加载系统及加载方法 输电线路杆塔基础在承受拉、压交变竖向荷载 的同时，也承受着较大的水平荷载作用[12]。为真实 模拟试验基础的荷载工况，试验荷载分为竖直上拔 力以及 X、Y 方向的水平力。试验中水平力由人工 用手拉葫芦（导链）通过反力地锚、滑轮组和钢丝 绳施加，拉力传感器显示荷载值。竖向上拔力通过 预浇混凝土反力基础和钢梁提供，且反力基础布置 在上拔影响范围土体之外，图 3 为上拔加载系统。 ①底板混凝土板条 ②底板混凝土横梁 ③支架角钢主材 ④支架角钢斜材 ⑤顶板连接结构 a 结构组装 b 1－1 剖面 c 组装后实景图 图图 2 装配式装配式基础基础结构及现场实景结构及现场实景 Fig.2 Structures and its assembled scene of foundations 表表 1 装配式装配式试验基础主要技术参数试验基础主要技术参数 Table 1 Basic parameters of assembled test foundations 底板尺寸/ m 长宽高/ mmm 基础 型式 露头 高度 e / m 基础 埋深 H / m B1 B2 混凝土板条 混凝土横梁 A 0.2 3.4 3.045 3.0 3.000.300.16 3.0450.3000.200 B 0.2 4.2 3.550 3.5 3.500.350.17 3.5500.4000.220 图图 3 上拔装置加载上拔装置加载系统系统图图 Fig.3 Loading system of uplift device 试验前按各方向设计荷载值的 1/10 为增量进 行荷载分级，确定每一级荷载工况的荷载值。试验 中第 1 次加载量为分级荷载增量的 2 倍，以后按分 连接装置 工字钢钢梁 千斤顶 装配式试验基础 反力基础 H B1 ① e B1 B2 地面 ② ③ ④ ① ⑤ ② 1 1 2360 第 8 期 乾增珍等塔克拉玛干沙漠输电线塔装配式基础试验研究 级荷载增量逐级等量加载。试验时 3 个方向荷载按 照同一分级荷载所对应的荷载值施加， 并自动加载、 补载与恒载。加载时采用慢速荷载维持法[13]，且所 有试验基础都做到极限破坏状态。 2.4 试验测点布置试验测点布置 为反映地基与基础底板接触处土压力的变化， 在基础底板不同位置埋设了 4 个土压力传感器。为 测量基础底板在上拔水平力组合作用下的变形及其 协同工作特性，在基础底板混凝土板条上焊接了 4 根钢筋并内穿于 PVC 管中， 风积沙回填后其另一端 延伸出地面，如图 2c中 4 根白色竖杆所示。基础 底板位移测点和土压力测点布置如图 4 所示。 图图 4 基底土压力和位移测点布置基底土压力和位移测点布置 单位单位 mm Fig.4 Layout of measuring points for soil pressure and displacement of footing slab unit mm 图 4 中 1～4为土压力测点，其中 1土压力测 点位于基础底板下表面，而 2～4测点位于基础底 板上表面。A～D 为竖向位移测点，位于底板的对 称轴上，距其临近外边缘距离等于底板边长的 1/5。 此外，试验过程中，在基础连接顶板 3 个加载方向 均布置了位移传感器。 3 试验结果与分析 3.1 基顶荷载位移特性基顶荷载位移特性 上拔与水平力组合作用下，A、B 两种装配式 基础型式具有相似的荷载-位移特性， 基顶上拔荷载 -位移曲线为缓变型，而基顶水平荷载-位移曲线近 似为直线。 不同基础顶部的荷载-位移曲线如图 5 所 示。 图 5 表明，在加载初期，由于装配式基础自重 轻，容易被上拔荷载所克服，荷载-位移曲线无明显 的弹性变形阶段。极限荷载时，水平方向位移与上 拔位移之比约等于 1，表明装配式基础抗水平承载 力小。与其他基础相比，A-1 和 B-1 基础在终止加 载前一级荷载后，各加载方向位移量骤然增大，其 原因是基础角钢支架与基础混凝土板条连接螺杆在 该级荷载作用下达到屈服。 1020304050 0 300 600 900 1 200 1 500 上拔位移量/mm A-1 A-2 B-1 B-2 上拔荷载/ kN 0 a 上拔荷载-上拔位移量 5101520253035 0 20 40 60 80 100 120 140 160 X 向水平位移量/mm A-1 A-2 B-1 B-2 X 向荷载/kN 0 b X 向荷载-水平位移量 510 15 202530 0 20 40 60 80 100 120 140 160 Y 向水平位移量/mm A-1 A-2 B-1 B-2 Y 向水平荷载/kN 0 c Y 向水平荷载-水平位移量 图图 5 基基顶顶荷荷载载-位移曲线位移曲线 Fig.5 Load vs. displacement curves of foundation top plane 根据文献[13]，基础顶部位移超过 25 mm，或 基础位移骤然增大时对应的前一级荷载为基础的极 限承载力， 表2列出了各试验基础的极限承载力 u T、 u X、 u Y以及对应的位移值 u S、 ux S、 uy S。 表表 2 基础极限承载力及对应的位移基础极限承载力及对应的位移 Table 2 Ultimate bearing capacities and displacements of foundations 上拔方向 X 水平力方向 Y 水平力方向 基础 编号 Tu / kN Su / mm Xu / kN Sxu / mm Yu / kN Syu / mm A-1 770 15.11 77 15.86 77 14.77 A-2 770 23.75 77 23.13 77 22.70 B-1 960 19.10 120 19.57 120 13.38 B-2 1 080 17.14 135 23.96 135 12.01 500500 500 500 500500 500500 1 2 4 3 Tx Ty 土压力盒 A B C D 位移计 a 2361 岩 土 力 学 2011 年 由表 2 可知，B 型基础的抗拔、抗水平承载力 都高于 A 型基础， 这是因为 B 型基础的埋深与底板 宽度都大于A型基础， 反映基础嵌固程度的/H B和 /e H两个指标均优于 A 型基础。 3.2 基础底板基础底板荷载荷载位移位移 基础底板不同位置处的位移是否协调是综合反 映基础各部件间协同工作性能的重要依据。由实测 数据结果分析表明，4 个试验基础底板各测点荷载- 位移曲线变化规律相同。以 B-2 基础为例，底板各 测点荷载位移曲线如图 6 所示，其底板上 4 个测点 的荷载-位移曲线变化规律如下 （1）各测点位移均随外荷载的增加而增加。当 上拔荷载小于 1 080 kN 时， 各测点的荷载位移曲线 近似呈线性关系。当上拔荷载大于 1 080 kN 时，位 移随荷载呈非线性递增。 （2）同一级上拔水平力组合作用下，基础底板 上 4 个测点的位移量由大到小依次为DCB A。 当上拔荷载由 1 080 kN 增至 1 200 kN 时， D 点 位移出现突增且增量幅度最大，达到 9.77 mm。同 级荷载作用下，各测点的位移大小表明，装配式基础 混凝土底板与角钢支架具有良好的协同工作性能。 （3）结合图 5，在同级荷载作用下，D 点位移 量小于基顶位移，表明基础角钢支架连接机构在外 荷载作用下产生了相应的变形。 4812 1620 24 0 300 600 900 1 200 1 500 X D B A 上拔位移量/mm 上拔荷载/kN C Y A B C D 0 图图 6 B-2 基础底板上拔荷载基础底板上拔荷载-位移曲线位移曲线 Fig.6 Load vs. displacement curves for footing slab of foundation B-2 3.3 基础底板土压力基础底板土压力 随着外荷载的增加，4 个试验基础底板同一位 置处测点土压力表现出相同的变化规律。以 B-1 基 础为例， 各测点的土压力荷载变化曲线如图 7 所示， 其变化特点如下 （1）加载过程中，2～4测点的土压力在加载 过程均随着外荷载的增加而增加。当T 600 kN， 1点的土压力保持不变， 当T 600 kN， 1点的土压 力随上拔荷载增加而呈线性递减。 （2）由于水平荷载的影响，同级荷载作用下， 基础底板土压力由大到小的顺序依次是43 21，但 2和 3土压力相差不大。 （3）结合图 6，当上拔荷载较小时，由于水平 荷载的影响，沿水平加载方向一侧的基础底板没有 明显的上拔位移，而背离水平加载方向一侧的基础 底板上拔位移量大。当上拔荷载逐渐克服基础及底 板上覆沙土自重时，2～4点土压力增加，位于底 板下的 1点土压力减小。 2004006008001 000 0 10 20 30 40 50 60 上拔荷载/kN 土压力变化量/kPa X 21 34 Y 1 2 3 4 0 图图 7 B-1 基础底板土压力基础底板土压力随随荷载荷载变化变化曲线曲线 Fig.7 Curves of soil pressure vs. uplift load for foundation B-1 3.4 基础极限上拔承载力计算基础极限上拔承载力计算 目前，浅基础的上拔极限承载力理论计算方法 分为两类，即土重法和剪切法。剪切法适用于原状 土掏挖基础，而土重法适用于开挖回填类基础。土 重法的力学计算模型又有直柱破裂面[14]、倒拔锥体 破裂面[15]。考虑到风积沙地基无黏聚强度，可采用 柱状破裂面分析塔克拉玛干沙漠地基装配式基础的 承载力，其力学计算模型如图 8 所示。 Tu Qf ht W H t f f B1 图图 8 基础上拔承载力计算基础上拔承载力计算简图简图 Fig.8 Calculation sketch for ultimate uplift bearing capacity of foundation 2362 第 8 期 乾增珍等塔克拉玛干沙漠输电线塔装配式基础试验研究 由图 8 可知，浅埋装配式基础的上拔承载力由 基础自重、基础底板上覆沙体自重以及沿风积沙柱 面侧摩阻力 3 部分组成，按式（1）计算， ufs TQQW （1） 式中 u T为基础极限抗拔承载力（kN） ； f Q为基础 自重（kN） ；W 为基础底板上覆风积沙地基自重 （kN） ； s Q为风积沙柱面侧摩擦阻力（kN） 。 记风积沙柱面平均侧摩阻力为f，则式（1） 可表达为  u12tf 2TBBfhQW （2） 式中 t h为抗拔承载力计算深度（m） ， t hHt； H为基础埋深（m） ；t 为基础底板厚度（m） ； 1 B 、 2 B分别为矩形基础底板的边长（m） 。 根据试验结果，可按式（2）计算出各试验基础 周围风积沙柱面平均侧摩擦阻力如表 3 所示。由表 可知，B 基础的柱侧平均摩擦阻力小于 A 基础，其 原因是A基础的水平荷载与竖直荷载之比小于B基 础，即水平荷载对竖向承载力的影响小，另一个原 因是 A 基础的埋深浅， 沿柱长方向的摩阻力平均值 大。另外，由于 B-1 基础角钢支架与混凝土板条的 连接螺栓屈服而使得基础丧失承载力，没能充分发 挥地基承载力。 偏于安全， 并考虑到试验的离散性， 取试验计算结果的下限值并乘以 0.8 的折减系数作 为柱侧面平均侧摩阻力，即2.6 kPaf 。 表表 3 柱面柱面平均侧摩擦阻力平均侧摩擦阻力 Table 3 Average frictional resistance on pillar plane 基础编号 Tu / kN Qf / kN W / kN f / kPa A-1 770 38.0 560.15 4.38 A-2 770 38.0 560.15 4.38 B-1 960 82.5 812.57 1.14 B-2 1 080 82.5 812.57 3.25 4 结 论 （1）上拔水平力组合荷载作用下，基础顶部上 拔荷载-位移曲线为缓变型、水平荷载-位移曲线近 似为直线，表明装配式基础抗倾覆承载能力低。 （2）基础底板位移和土压力变化规律表明，上 拔水平力组合荷载作用下装配式基础底板和角钢支 架具有良好的协同工作性能。 （3）采用柱形破裂面力学计算模型，根据极限 上拔承载力试验值，偏于安全取试验计算值的下限 值并乘以 0.8 的折减系数，得到滑动破裂面单位面 积平均摩擦阻力为 2.6 kPa。 参参 考考 文文 献献 [1] 肖风劲. 塔克拉玛干地基春季沙尘演变及气候因素分 析[J]. 中国环境科学, 2007, 271 19－23. 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