高压输电线路输电塔采动区地表变形作用下附加内力研究

拾峰，史方亮，梅迁

(江苏省宏源电力建设监理有限公司，南京 210036)

0 引言

为满足经济社会的高速发展，人们不断地开发和利用地下煤炭资源，不可避免地破坏了地下岩体、土体的原始应力平衡状态，引起岩土体内的应力重新分布，岩层产生移动、变形和破坏[1]。当地下开采面积达到一定的范围后，起始于采动场附近的移动和变形将扩展到地表，形成地表变形区。这种变形直接波及地面建筑物、构筑物的基础，使其产生附加应力和位移，严重影响构筑物的正常使用和结构的安全。我国乃至世界各国都存在着大量这种地表变形区或者潜在的地表区[2]。架空输电线路是电网中重要的生命线工程[3]，伴随着我国经济的发展，输电线路的数量也迅速增长，这就使得线路不可避免地途经那些存在不稳定地级的采空区，因此，研究采空区地表变形对输电塔附加内力的影响规律具有重要意义[4-6]。

1 理论模型

在采空区上方地表平坦，达到超充分采动、采动影响范围内没有大的地质构造的条件下，最终形成的静态地表移动盆地可划分为如下3个区域：(1)移动盆地中间区域，如图1中A，B，C，D所示区域，地表下沉均匀，其他移动变形值近似为0；(2)移动盆地内边缘区域，又称压缩区域，如图1中A1，B1，C1，D1所示，在此区域内地表产生压缩变形；(3)移动盆地外边缘区域，又称拉伸区域，如A2，B2，C2，D2所示，在此区域内地表产生拉伸变形。

图1 地表移动盆地区域示意

根据矿山开采沉陷学有关理论，采用前苏联的三角函数预计方法[6]描述地表变形曲线，地表下沉曲线可表示为

(1)

式中：w(x)为距原点距离为x位置的地表下沉值；w0为最大下沉值；x为计算点坐标；l为半盆地长，m。

地表沿走向主剖面的倾斜值为

(2)

走向主剖面上的水平移动值为

(3)

式中：b为水平移动系数。

2 数值模拟分析

2.1 模型的建立

本文选取2C-ZB22酒杯型输电铁塔为研究对象，呼称高36 m，根开6 m，主材为Q345型钢，辅助杆材为Q235型钢，采用LGJ-300/40型导线，JLB40-150型地线，档距为500 m输电线路体系模型，如图2所示。采用ANSYS建立有限元模型，输电线体系中主材和主斜材采用BEAM188梁单元模拟，辅助杆材采用LINK180杆单元模拟，绝缘子采用BEAM188梁单元，导/地线采用LINK10杆(索)单元来模拟。塔脚固结，导/地线两端铰接。

图2 塔线体系有限元模型

本文分别模拟了输电塔单向拉伸、单向压缩、双向拉伸及双向压缩50，100，150，200和250 mm作用下体系附加内力的变化，如图3所示。

图3 地表变形作用下附加内力和变形变化规律模拟

2.2 计算结果分析

由于输电塔空间结构对称，外力荷载也对称，4个塔脚上部主材附加应力一致，本文取塔脚A侧的主材来研究地表变形作用下输电塔主材附加应力变化规律，其具体位置如图4所示。25 mm位移工况下主材应力统计见表1，地表变形作用下主材应力变化如图5所示。

表1 25 mm位移工况下主材应力统计 MPa

图4 输电塔主材编号

图5 地表变形作用下主材应力变化

2.2.1 基础单向拉伸主材应力分析

分析图5a，图5b可知，在单向地表拉伸作用下，输电塔底部主材(主材A和主材B)应力明显大于中部和上部主材，支架处主材G应力最小，曲臂处主材D和主材E随着拉伸位移量的增加而减小，支架处主材G应力在拉伸位移量小于20 cm时随着拉伸位移量的增加而减小，大于20 cm后随着拉伸位移量的增加而增大，其余处主材应力随着拉伸位移量的增加而增大。当地表拉伸15 cm时，底部主材A应力达到345 MPa，超越屈服极限。当地表产生单向拉伸作用时，底部主材受力最为不利，此处构件要注意加强。

由表1可知，当地表单向拉伸25 cm时，底部主材A应力最大，为345 MPa，是输电塔地基未产生地表变形工况的13.07倍；中部主材C次之，为193.07 MPa，是输电塔地基未产生地表变形工况的7.41倍；支架主材C应力最小，为2.97 MPa，是输电塔地基未产生地表变形工况的53.4%。

2.2.2 基础单向压缩主材应力分析

分析图5c，图5d可知，在单向地表压缩作用下，输电塔底部主材(主材A，B)应力明显大于中部和上部主材，支架处主材G应力最小，横担处主材F应力随着压缩位移量的增加而减小，其余处主材应力随着拉伸位移量的增加而增大。当地表压缩15 cm时，底部主材A应力达到345 MPa，超越屈服极限。当地表产生单向压缩作用时，底部主材受力最为不利，此处构件要注意加强。

由表1可知，当单向压缩位移量为25 cm时，底部主材A应力最大，为345 MPa，是输电塔地基未产生地表变形工况的13.07倍；中部主材C次之，为183.73 MPa,是输电塔地基未产生地表变形工况的7.05倍；支架处主材G应力最小，为14.07MPa，是输电塔地基未产生地表变形工况的2.53倍。同基础单向拉伸相比，主材D，E，F，G的随位移量的变化规律明显不同。同基础单向拉伸位移量为25 mm的工况相比，下部主材B、中部主材C、横担主材F应力减小；下曲臂主材D、上曲臂主材E、支架主材G应力增大，底部主材A应力未变。

2.2.3 基础双向拉伸主材应力分析

分析图5e，图5f可知，在双向地表拉伸作用下，输电塔底部主材(主材A，B)应力明显大于中部和上部主材，支架处主材G应力最小，底部主材A，B随拉伸位移量的增加而增大，上部主材应力变化不大，主材C应力在拉伸位移量小于20 cm时随拉伸位移量的增加而增大，在拉伸位移量大于20 cm时随拉伸位移量的增加而减小。当地表拉伸15 cm时，底部主材A应力达到345 MPa，超越屈服极限。当地表产生双向拉伸作用时，底部主材受力最为不利，此处构件要注意加强。同基础单向拉伸相比，主材E，F，G的随位移量的变化规律明显不同。

由表1可知，当双向拉伸位移量为25 mm时，底部主材A应力最大，为345 MPa，是输电塔地基未产生地表变形工况的13.07倍；中部主材C次之，为170.80 MPa，是输电塔地基未产生地表变形工况的6.55倍；支架处主材G应力最小，为5.60 MPa，是输电塔地基未产生地表变形工况的1.01倍。同基础单向拉伸位移量为25 cm的工况相比，中部主材C、横担主材F应力减小，下部主材B、下曲臂主材D、上曲臂主材E、支架主材G应力增大，底部主材A应力未变。

2.2.4 基础双向压缩主材应力分析

分析图5g，图5h可知，在双向地表压缩作用下，输电塔底部主材(主材A，B)应力明显大于中部和上部主材，支架处主材G应力最小，底部主材A、主材B和中部主材C随着拉伸位移量的增加而增大，上部主材应力变化不大，当地表拉伸15 cm时，底部主材A应力达到345 MPa，超越屈服极限。当地表产生双向拉伸作用时，底部主材受力最为不利，此处构件要注意加强。同基础单向压缩相比，主材D，E，F，G的随位移量的变化规律明显不同。

由表1可知，当双向压缩位移量为25 mm时，底部主材A应力最大，为345 MPa，是输电塔地基未产生地表变形工况的13.07倍；中部主材C次之，为232.83 MPa，是输电塔地基未产生地表变形工况的8.93倍，同基础单向压缩位移量为25 mm的工况相比，横担主材F应力减小，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应力增大。底部主材A应力未变。同基础双向拉伸位移量为25 mm的工况相比，下部主材B减小，中部主材C、下曲臂主材D、上曲臂主材E，横担主材F应力、支架主材G应力增大，底部主材A应力未变。

3 结论

本文通过某矿区输电塔有限元模拟计算，对比分析了输电塔在受到地表单向拉伸、单向压缩、双向拉伸以及双向压缩的作用下附加内力的变化规律，得到如下结论。

(1)在地表单向拉伸作用下，输电塔底部主材受力最为不利，下部主材次之。底部主材应力随着拉伸位移的增大而增大，拉伸位移达到15 cm时，底部主材屈服。

(2)在地表单向压缩作用下，输电塔底部主材受力最为不利，下部主材次之。底部和下部主材应力随着拉伸位移的增大而增大，压缩位移达到15 cm时，底部主材屈服。主材D，E，F，G随位移量的变化规律与基础单向拉伸相比明显不同。

(3)在地表双向拉伸作用下，输电塔底部主材受力最为不利，下部主材次之。拉伸位移达到15 cm时，底部主材屈服，下部主材和曲臂处主材受力较单向拉伸作用时更为不利。

(4)在地表双向压缩作用下，输电塔底部主材受力最为不利，下部主材次之。底部、下部和中部主材应力随着拉伸位移的增大而增大，压缩位移达到15 cm时，底部主材屈服。下部主材、中部主材和横担处主材较单向压缩作用时更为不利。

参考文献：

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