高壓輸電線路輸電塔采動區地表變形作用下附加內力研究

拾峰，史方亮，梅遷

(江蘇省宏源電力建設監理有限公司，南京 210036)

0 引言

為滿足經濟社會的高速發展，人們不斷地開發和利用地下煤炭資源，不可避免地破壞了地下巖體、土體的原始應力平衡狀態，引起巖土體內的應力重新分布，巖層產生移動、變形和破壞[1]。當地下開采面積達到一定的范圍后，起始于采動場附近的移動和變形將擴展到地表，形成地表變形區。這種變形直接波及地面建筑物、構筑物的基礎，使其產生附加應力和位移，嚴重影響構筑物的正常使用和結構的安全。我國乃至世界各國都存在著大量這種地表變形區或者潛在的地表區[2]。架空輸電線路是電網中重要的生命線工程[3]，伴隨著我國經濟的發展，輸電線路的數量也迅速增長，這就使得線路不可避免地途經那些存在不穩定地級的采空區，因此，研究采空區地表變形對輸電塔附加內力的影響規律具有重要意義[4-6]。

1 理論模型

在采空區上方地表平坦，達到超充分采動、采動影響范圍內沒有大的地質構造的條件下，最終形成的靜態地表移動盆地可劃分為如下3個區域：(1)移動盆地中間區域，如圖1中A，B，C，D所示區域，地表下沉均勻，其他移動變形值近似為0；(2)移動盆地內邊緣區域，又稱壓縮區域，如圖1中A1，B1，C1，D1所示，在此區域內地表產生壓縮變形；(3)移動盆地外邊緣區域，又稱拉伸區域，如A2，B2，C2，D2所示，在此區域內地表產生拉伸變形。

圖1 地表移動盆地區域示意

根據礦山開采沉陷學有關理論，采用前蘇聯的三角函數預計方法[6]描述地表變形曲線，地表下沉曲線可表示為

(1)

式中：w(x)為距原點距離為x位置的地表下沉值；w0為最大下沉值；x為計算點坐標；l為半盆地長，m。

地表沿走向主剖面的傾斜值為

(2)

走向主剖面上的水平移動值為

(3)

式中：b為水平移動系數。

2 數值模擬分析

2.1 模型的建立

本文選取2C-ZB22酒杯型輸電鐵塔為研究對象，呼稱高36 m，根開6 m，主材為Q345型鋼，輔助桿材為Q235型鋼，采用LGJ-300/40型導線，JLB40-150型地線，檔距為500 m輸電線路體系模型，如圖2所示。采用ANSYS建立有限元模型，輸電線體系中主材和主斜材采用BEAM188梁單元模擬，輔助桿材采用LINK180桿單元模擬，絕緣子采用BEAM188梁單元，導/地線采用LINK10桿(索)單元來模擬。塔腳固結，導/地線兩端鉸接。

圖2 塔線體系有限元模型

本文分別模擬了輸電塔單向拉伸、單向壓縮、雙向拉伸及雙向壓縮50，100，150，200和250 mm作用下體系附加內力的變化，如圖3所示。

圖3 地表變形作用下附加內力和變形變化規律模擬

2.2 計算結果分析

由于輸電塔空間結構對稱，外力荷載也對稱，4個塔腳上部主材附加應力一致，本文取塔腳A側的主材來研究地表變形作用下輸電塔主材附加應力變化規律，其具體位置如圖4所示。25 mm位移工況下主材應力統計見表1，地表變形作用下主材應力變化如圖5所示。

表1 25 mm位移工況下主材應力統計 MPa

圖4 輸電塔主材編號

圖5 地表變形作用下主材應力變化

2.2.1 基礎單向拉伸主材應力分析

分析圖5a，圖5b可知，在單向地表拉伸作用下，輸電塔底部主材(主材A和主材B)應力明顯大于中部和上部主材，支架處主材G應力最小，曲臂處主材D和主材E隨著拉伸位移量的增加而減小，支架處主材G應力在拉伸位移量小于20 cm時隨著拉伸位移量的增加而減小，大于20 cm后隨著拉伸位移量的增加而增大，其余處主材應力隨著拉伸位移量的增加而增大。當地表拉伸15 cm時，底部主材A應力達到345 MPa，超越屈服極限。當地表產生單向拉伸作用時，底部主材受力最為不利，此處構件要注意加強。

由表1可知，當地表單向拉伸25 cm時，底部主材A應力最大，為345 MPa，是輸電塔地基未產生地表變形工況的13.07倍；中部主材C次之，為193.07 MPa，是輸電塔地基未產生地表變形工況的7.41倍；支架主材C應力最小，為2.97 MPa，是輸電塔地基未產生地表變形工況的53.4%。

2.2.2 基礎單向壓縮主材應力分析

分析圖5c，圖5d可知，在單向地表壓縮作用下，輸電塔底部主材(主材A，B)應力明顯大于中部和上部主材，支架處主材G應力最小，橫擔處主材F應力隨著壓縮位移量的增加而減小，其余處主材應力隨著拉伸位移量的增加而增大。當地表壓縮15 cm時，底部主材A應力達到345 MPa，超越屈服極限。當地表產生單向壓縮作用時，底部主材受力最為不利，此處構件要注意加強。

由表1可知，當單向壓縮位移量為25 cm時，底部主材A應力最大，為345 MPa，是輸電塔地基未產生地表變形工況的13.07倍；中部主材C次之，為183.73 MPa,是輸電塔地基未產生地表變形工況的7.05倍；支架處主材G應力最小，為14.07MPa，是輸電塔地基未產生地表變形工況的2.53倍。同基礎單向拉伸相比，主材D，E，F，G的隨位移量的變化規律明顯不同。同基礎單向拉伸位移量為25 mm的工況相比，下部主材B、中部主材C、橫擔主材F應力減??；下曲臂主材D、上曲臂主材E、支架主材G應力增大，底部主材A應力未變。

2.2.3 基礎雙向拉伸主材應力分析

分析圖5e，圖5f可知，在雙向地表拉伸作用下，輸電塔底部主材(主材A，B)應力明顯大于中部和上部主材，支架處主材G應力最小，底部主材A，B隨拉伸位移量的增加而增大，上部主材應力變化不大，主材C應力在拉伸位移量小于20 cm時隨拉伸位移量的增加而增大，在拉伸位移量大于20 cm時隨拉伸位移量的增加而減小。當地表拉伸15 cm時，底部主材A應力達到345 MPa，超越屈服極限。當地表產生雙向拉伸作用時，底部主材受力最為不利，此處構件要注意加強。同基礎單向拉伸相比，主材E，F，G的隨位移量的變化規律明顯不同。

由表1可知，當雙向拉伸位移量為25 mm時，底部主材A應力最大，為345 MPa，是輸電塔地基未產生地表變形工況的13.07倍；中部主材C次之，為170.80 MPa，是輸電塔地基未產生地表變形工況的6.55倍；支架處主材G應力最小，為5.60 MPa，是輸電塔地基未產生地表變形工況的1.01倍。同基礎單向拉伸位移量為25 cm的工況相比，中部主材C、橫擔主材F應力減小，下部主材B、下曲臂主材D、上曲臂主材E、支架主材G應力增大，底部主材A應力未變。

2.2.4 基礎雙向壓縮主材應力分析

分析圖5g，圖5h可知，在雙向地表壓縮作用下，輸電塔底部主材(主材A，B)應力明顯大于中部和上部主材，支架處主材G應力最小，底部主材A、主材B和中部主材C隨著拉伸位移量的增加而增大，上部主材應力變化不大，當地表拉伸15 cm時，底部主材A應力達到345 MPa，超越屈服極限。當地表產生雙向拉伸作用時，底部主材受力最為不利，此處構件要注意加強。同基礎單向壓縮相比，主材D，E，F，G的隨位移量的變化規律明顯不同。

由表1可知，當雙向壓縮位移量為25 mm時，底部主材A應力最大，為345 MPa，是輸電塔地基未產生地表變形工況的13.07倍；中部主材C次之，為232.83 MPa，是輸電塔地基未產生地表變形工況的8.93倍，同基礎單向壓縮位移量為25 mm的工況相比，橫擔主材F應力減小，下部主材B、中部主材C、下曲臂主材D、上曲臂主材E、支架主材G應力增大。底部主材A應力未變。同基礎雙向拉伸位移量為25 mm的工況相比，下部主材B減小，中部主材C、下曲臂主材D、上曲臂主材E，橫擔主材F應力、支架主材G應力增大，底部主材A應力未變。

3 結論

本文通過某礦區輸電塔有限元模擬計算，對比分析了輸電塔在受到地表單向拉伸、單向壓縮、雙向拉伸以及雙向壓縮的作用下附加內力的變化規律，得到如下結論。

(1)在地表單向拉伸作用下，輸電塔底部主材受力最為不利，下部主材次之。底部主材應力隨著拉伸位移的增大而增大，拉伸位移達到15 cm時，底部主材屈服。

(2)在地表單向壓縮作用下，輸電塔底部主材受力最為不利，下部主材次之。底部和下部主材應力隨著拉伸位移的增大而增大，壓縮位移達到15 cm時，底部主材屈服。主材D，E，F，G隨位移量的變化規律與基礎單向拉伸相比明顯不同。

(3)在地表雙向拉伸作用下，輸電塔底部主材受力最為不利，下部主材次之。拉伸位移達到15 cm時，底部主材屈服，下部主材和曲臂處主材受力較單向拉伸作用時更為不利。

(4)在地表雙向壓縮作用下，輸電塔底部主材受力最為不利，下部主材次之。底部、下部和中部主材應力隨著拉伸位移的增大而增大，壓縮位移達到15 cm時，底部主材屈服。下部主材、中部主材和橫擔處主材較單向壓縮作用時更為不利。

參考文獻：

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