跨长江航道大型输电塔桩基变形及优化研究

余 亮，宁帅朋，龙海波，倪小东，史江伟*

(1.中国能源建设集团江苏省电力设计院有限公司，南京 210000; 2.河海大学 岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室，南京 210024)

随着我国区域经济快速发展，各地兴建了长江航道大跨越、特大跨越工程用于输电，如500 kV江阴长江大跨越工程为世界上最高的格构式结构 (组合角钢) 输电铁塔[1]。长江航道大跨越塔高度超过300 m，风荷载作用下大跨越桩基变形控制尤其重要。为了确保大跨越工程长期服役的安全性，保障航道安全，众多学者对长江航道大跨越工程的设计和施工开展研究。

长江航道大跨越大都采用组合角钢的结构形式，蔡钧等[1]提出了大跨越铁塔构件和节点设计方法。长江航道存在大量天然高边坡，高边坡不稳定性诱发桩基长期附加变形[2]。针对此问题，胡江运等[3-4]研究了长江航道大跨越塔基边坡稳定性。为了增强大跨越工程的长期服役性，国内学者提出了大跨越桩基施工的新方法和新工艺[5-6]。通过采用高强度预应力管桩(PHC)加承台型式桩基大跨越桩基工程的质量及其工期能得到有效的控制[5]。大跨越工程采用基础后注浆的方法，能节省基础材料20%以上，并且能很好地消除基础沉降和附加应力[6]。

长江航道水位受潮汐作用明显，水荷载升降的循环作用下，必然影响大跨越工程的桩基础承载力[7]。为了确保长江航道大跨越工程的长期安全性，准确测量大跨越工程桩基的极限承载力尤为重要[8-10]。通过采用桩基自平衡的试验检测方法，张天光等[8]确定了500 kV黄河大跨越桩基极限承载力。通过舟山大跨越桩基的自平衡法试验研究，杨涛等[9]发现自平衡法能准确地测量海中桩基的承载力。基于大跨越工程桩基竖向承载特性的现场试验研究，洪光森等[10]给出了不同地层中桩基抗拔系数的建议值。

针对长江航道大跨越工程，现有学者重点研究了桩基的施工方法和承载力特性。为了增加大跨越桩基的整体性，工程中提出采用系梁连接桩基以将基础有效连接，优化基础结构，但系梁的作用效果及其优化性尚不清晰。论文以江苏凤城—梅里500 kV长江大跨越工程为背景，通过开展系统的三维仿真模拟，研究大跨越群桩基础间的连接系梁高度、系梁支撑桩数量对基础受力和变形的影响，为大跨越桩基系梁的优化设计提供指导。

1 三维有限元仿真模拟

1.1 工程概况

江苏凤城—梅里长江大跨越工程，南塔位于江阴市利港镇，北塔位于靖江市新桥镇。跨越塔全高385 m，采用钢管混凝土塔，钢管材质为Q420C，内部填充C50自密实混凝土。基础采用承台灌注桩方案，4个基础为独立式基础，承台之间采用混凝土连梁。杆塔与基础采用地脚螺栓连接。地基土上层为约10 m厚的淤泥质粉质黏土，下部为细砂、粉质黏土、中砂，80 m深度未见基岩。

1.2 计算工况

采用大型非线性软件ABAQUS，建立桩基础、承台、连梁以及土层的精细化三维有限元分析模型，分析风荷载作用下长江大跨越工程桩基、承台、系梁的变形及受力情况，揭示系梁高度和支撑桩数量对长江大跨越基础整体受力的影响。

表1汇总了三维仿真模拟方案。系梁高度为介于0(无系梁)～4 m。对于系梁高度为2.0 m的工况进行比较分析，每根系梁的支撑桩数量分别设置为2根、4根和6根。

表1 三维仿真模拟工况汇总

1.3 有限元网格和边界条件

图1为三维有限数值计算网格，不同网格代表不同的材料分区。基于现场地勘数据，将力学性质相近的薄层进行合并，最终简化为10个土层(表3)。土体、桩、系梁和承台均采用8节点的6面体单元(C3D8)，桩土之间设置接触单元。为了消除边界对计算结果的影响，三维有限元网格的长×宽×高为175 m×175 m×80 m。剖分三维有限元网格时，桩基周围网格加密。网格由200 360个单元和197 042个节点组成。为了确保数值计算结果的合理性，开展了有限元计算网格密度的敏感性分析。三维数值计算网格密度确定的原则为：网格密度增加一倍时，前后两次数值计算的最大地基和桩基变形差值小于2%。采用内存为8 GB、CPU为2.6 GHz的台式电脑，单个数值模拟的计算时间约1 h。

数值分析中采用界面单元来模拟模型桩、系梁和周围土体之间的相互作用。界面单元的力学响应符合库仑定律，由界面摩擦系数μ(μ=tanδ)和极限位移γlim两个参数控制。土—结构物的界面摩擦角δ为土体摩擦角的2/3倍，极限位移取5 mm[11]。三维有限元网格四周采用法向位移约束，底部采用三向约束，即网格四周只能沿竖直方向运动，而网格底部不允许产生任何位移。有限元计算模型采用的坐标系Z轴为竖直方向，向上为正。

图2为桩、系梁和承台的三维有限元网格。有限元参数分析中系梁高度分别为0 m(无系梁)、2 m和4 m，支撑桩数量为2根、4根和6根。承台的平面尺寸为18.7 m×15.4 m，承台总高度为5.0 m。每个承台下方浇筑30根长度为65.0 m、直径为1.1 m的钻孔灌注桩。系梁支撑桩的长度和直径分别为25.0 m和1.1 m。承台与承台之间的距离为75.0 m。

1.4 大跨越桩基础承受的等效风荷载

江苏凤城—梅里长江大跨越的跨越塔高度为385 m，风荷载是引起大跨越铁塔变形的主要荷载之一。本次数值计算考虑不同风向对大跨越桩基的影响，即风向与大跨越铁塔分别呈0°、45°、60°和90°。本次数值模拟并没有模拟385 m高的跨越塔，而将作用于跨越塔上面的风荷载等效成集中力，分别施加于跨越塔的4个群桩基础。通过计算，控制性工况下大跨越桩基顶部的3个方向集中荷载见表2。本次分析考虑6种几何尺寸和4种荷载，共计24个三维有限元数值计算。

表2 风荷载引起的桩基承台荷载分量

1.5 本构模型及其土层参数

摩尔库伦(Mohr-Coulomb)模型概念清晰，参数易于确定，工程中积累了丰富的经验，广泛应用于土体稳定与变形有限元计算。因此，地基土层的力学性质采用Mohr-Coulomb模型模拟，桩基和承台采用线弹性模型模拟。通过开展分级加载(50 kPa、100 kPa、200 kPa和400 kPa)的单向压缩试验，测定地基各个土层的压缩模量Es。基于各个土层的固结不排水三轴剪切试验CU，测定试样剪切时产生的超静孔隙水压力，获取各个土层的有效应力强度参数c′和φ′。北垮塔地基土层名称及土层参数如表3所示。

表3 地基土层名称及土层参数

2 不同风向和系梁高度下桩基三维变形

2.1 系梁高度对地基三维变形影响

有限元参数分析考虑了4种风向(0°、45°、60°和90°)和4种系梁高度(0 m、2 m和4 m)的工况。限于篇幅，仅给出90°大风工况下的地基三维变形云图。

图3为未设置系梁时90°风向引起的三维地基变形云图。由图发现风荷载作用下，迎风侧的2根桩基的竖向位移和水平位移明显大于另2根桩基。4根群桩间未设置系梁连接，风荷载作用下各个桩基单独受力。地基沿两个水平向和竖向的最大位移(U1、U2、U3)分别为65.9 mm、40.5 mm和63.8 mm。水平位移U1和U2分别沿x和y方向，竖向位移U3沿z方向。

4个群桩之间浇筑厚度为2.0 m的系梁后，风荷载作用下4个群桩基础通过系梁形成一个整体受力结构。风荷载引起的地基最大水平向位移明显降低(图4)。地基沿两个水平向和竖向的最大位移(U1、U2、U3)分别为46.3 mm、10.3 mm和61.1 mm。很明显，群桩基础间浇筑高度为2.0 m的系梁后，风荷载引起的地基水平位移降幅明显，两个方向的水平位移降幅分别达到了29.7%和74.6%。然而，地基竖向位移的降幅有限，仅为4.2%。表明增设系梁能明显降低风荷载引起的地基水平位移，而对地基的最大沉降影响不显著。

图5为汇总了4种风向下不同系梁高度的地基三维变形极值。由图发现，与90°风向引起的地基变形规律一致，0°、45°和60°大风荷载下增设系梁均能明显降低风荷载引起的地基水平向位移。设置2.0 m高系梁后，两个水平向的地基位移极值分别降低了29.7%～74.8%和30.5%～74.6%；竖向位移的降幅不明显。将系梁高度从2.0 m增加到4.0 m时，风荷载引起的地基水平向和竖向位移依然有所降低，但降幅不超过3.8%。很明显，系梁高度的进一步增大并不能明显降低风荷载引起的地基变形。因此，对于桩基跨度为75.0 m的跨越塔，建议群桩间系梁的高度不大于2.0 m来改善地基水平变形。

2.2 系梁设置对桩基三维变形影响

图6和图7分别为无系梁和系梁高度为2 m时三维桩基变形云图。不设置系梁时，90°的风荷载导致迎风侧承台下桩基产生较大的水平向位移，背风侧承台下桩基的水平向位移明显偏小。未设置系梁时，风荷载引起的两个水平向和竖向的最大桩基位移(U1、U2、U3)分别为65.9 mm、40.1 mm和63.8 mm。

大跨越塔的群桩桩基浇筑高度为2.0 m的系梁后，4个群桩基础共同受力，水平抗力明显增加。相同的风荷载作用下，桩基水平向和竖向位移均有不同程度的降低。系梁高度为2.0 m时，两个水平向和竖向的最大桩基位移(U1、U2、U3)分别降低到46.1 mm、4.92 mm和61.1 mm。与不设置系梁的工况相比，风荷载引起的两个水平向和竖向位移分别降低了30.0%、87.7%和4.2%。再次表明，增设系梁能明显降低风荷载引起的桩基水平向位移。

2.3 系梁高度对桩基最大变形的影响规律

图8为各工况下风荷载引起的桩基水平向和竖向位移极值。当系梁高度从0 m增加到2 m时，4种大风荷载引起的桩基两个水平向位移和竖向位移分别降低了30.0%～88.2%、30.9%～87.7%和4.2%～5.2%。然而，系梁高度从2.0 m增加到4.0 m时，风荷载引起的桩基水平向和竖向位移降低幅度不大于2%。表明系梁高度的增加并不能显著减低桩基础的水平向和竖直向位移。这主要是因为上部土层的强度较低，增加系梁高度所提供的水平侧向抗力有限。基于有限元数值计算结果，桩基跨度为75.0 m跨越塔的系梁高度取值为2.0 m。

为了验证本文研究所选用的数值模拟方法和本构模型参数的准确性，将研究结果与公开发表的文献[12]的研究结果进行了对比分析，详情如图8-a所示。本文研究的对象中，4个群桩基础相互距离较远，其作用效果等同于群桩和单桩之间。研究得出的桩顶水平位移也处于该文献研究结果的单桩和群桩之间，表明本文选用的数值模拟方法和本构模型参数是合理的。

3 不同支撑桩数量对桩基三维变形的影响规律

图9为不同支撑桩数量下桩基三维变形。桩基变形与地基变形规律类似。系梁支撑桩从2根增加到6根时，桩基变形的降幅小于1%。再次表明，对于江苏凤城—梅里长江大跨越的跨越塔桩基，系梁支撑桩数量对桩基变形的影响甚微，系梁采用2根桩支撑已经足够。

4 结语

通过开展桩基—土体—风荷载相互作用的三维仿真模拟，系统地研究了长江航道大跨越群桩基础间的系梁高度、系梁支撑桩数量对基础受力和变形的影响。基于三维有限元仿真结果，得到以下结论：

(1)大跨越群桩基础间不设置系梁时，最大水平向位移位于迎风侧桩基，其他桩基的水平位移明显较小。60°、45°风荷载引起的桩基变形明显大于90°和0°风荷载工况。(2)大跨越群桩基础间设置系梁时，4个群桩基础共同受力，水平抗力明显增大，风荷载引起的桩基水平变形明显降低。群桩基础间浇筑高度为2.0 m的系梁后，桩基水平向和竖直向位移的降幅分别介于30.0%～88.2%及4.2%～5.2%。设置系梁能明显降低风荷载引起的桩基水平位移，但对桩基沉降的降低幅度有限。(3)地基上部土层强度低，增加系梁高度提供的水平侧向抗力有限。当群桩基础间的系梁高度从2.0 m增加到4.0 m时，风荷载引起的桩基水平向位移降幅不大于4%，且桩基竖向沉降几乎不受系梁高度的影响。(4)群桩基础间的系梁支撑桩从2根增加到6根时，桩基水平向和竖向变形降幅不到1%，表明风荷载引起的基础变形几乎不受系梁支撑桩的影响。基于系统的三维仿真模拟，建议桩基跨度为75.0 m跨越塔的系梁高度不大于2.0 m，支撑桩为2根。