采空區(qū)輸電線鐵塔承載力分析建模及性能評估

姜輝，謝佳益，張博，彭飛翔，郭磊

（1. 國網(wǎng)遼寧省電力有限公司 檢修分公司，遼寧沈陽 110003；2. 陜西博天科技實業(yè)有限責任公司，陜西 西安 710062；3. 國網(wǎng)陜西省電力公司 經(jīng)濟技術(shù)研究院，陜西 西安 710065）

輸電線路經(jīng)過地震地質(zhì)變形區(qū)、地下水位下降區(qū)、煤礦采空區(qū)等環(huán)境時，輸電線路鐵塔基礎(chǔ)將發(fā)生沉降、傾斜、水平滑移等破壞[1-2]，進而使鐵塔的根開和塔腿高差發(fā)生變化，塔體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大的附加應力，造成塔體局部破壞或整體發(fā)生倒塌，直接威脅鐵塔安全及線路的穩(wěn)定運行[3-4]。所以，有必要對這些因素引起的基礎(chǔ)變形輸電線路鐵塔的承載力性能進行試驗研究。

自1996年我國已開始研究煤礦采空區(qū)對電網(wǎng)輸電線路的影響[5]，并針對煤礦采空區(qū)桿塔基礎(chǔ)不均勻下沉導致的桿塔傾斜、位移和變形，展開了一些對采空區(qū)和鐵塔地基處理方案的研究[1，3-4]。目前，采用有限元分析法對輸電鐵塔承載力性能研究成為熱點，輸電鐵塔、導線、地線、光纜、地基和絕緣子的整體模型已初步建立[6]，包括組合型輸電塔的極限承載力的研究[7]，沉陷區(qū)輸電桿塔抵抗地表變形能力的研究[2]，螺栓滑移對非均勻沉降輸電塔承載能力影響的研究等[8]；實際應用中，不僅需要分析變形鐵塔在正常環(huán)境下的承載力性能，更需重點分析和檢測外界環(huán)境變化，如風、覆冰等荷載下鐵塔承載力的性能[9-13]。這些研究采用有限元模擬的方法，對鐵塔的承載力性能進行研究，但是忽略了對鐵塔基礎(chǔ)變形后以及扶正過程中承載力性能的評估研究，所以本文重點針對基礎(chǔ)變形后以及扶正過程中鐵塔承載力性能進行研究[14-16]。

本文基于500 kV徐遼線53號塔建立鐵塔承載力精細分析模型，53號塔受清水礦采空區(qū)沉降影響發(fā)生嚴重傾斜，傾斜度9‰，威脅線路安全運行，鐵塔主材變形及傾斜情況如圖1和圖2所示。在不同風速、風向的風力荷載下，對該基礎(chǔ)變形鐵塔扶正過程中承載性能進行評估。

圖1 53號塔主材變形圖Fig. 1 Photo of the main member deformation of the 53#tower

圖2 53號塔傾斜圖Fig. 2 Photo of the inclination of the 53#tower

1 鐵塔承載力分析建模

本文基于有限元ANSYS14.0軟件環(huán)境進行建模[16]，并利用該模型進行輸電線路鐵塔承載力性能評估。下面將對基礎(chǔ)沉降、大板基礎(chǔ)傾斜及設(shè)置拉線這3種情況進行建模。

1.1 基礎(chǔ)沉降分析建模

該模型鐵塔主材采用ANSYS14.0 單元庫中的BEAM188單元，斜材及輔助材選用LINK180單元。主材與斜材連接方式為鉸接，鐵塔有限元模型如圖3所示。塔腳編號如圖4所示。

圖3 鐵塔有限元模型Fig. 3 Finite element model of the steel tower

圖4 鐵塔塔腳編號Fig. 4 Endpoints number of the steel tower

通過對鐵塔塔腳處的合理約束，模擬基礎(chǔ)發(fā)生水平滑移、沉降等情況。不同工況下塔腳的約束條件如表1所示。表中UZ、UX、UY分別為鐵塔垂直方向、橫線路方向和順線路方向的平動自由度。其中，基礎(chǔ)水平滑移時，鐵塔一側(cè)塔腳固定，另外一側(cè)塔腳水平移動；基礎(chǔ)發(fā)生不不均勻沉降時，4個塔腳中一個不發(fā)生沉降，其他3個塔腳沉降量按相對沉降量考慮。

表1 塔腳約束條件Tab. 1 Constrained conditions of the endpoints

1.2 大板基礎(chǔ)傾斜分析建模

若鐵塔基礎(chǔ)采用大板基礎(chǔ)，在大板基礎(chǔ)不發(fā)生破壞的情況下，基礎(chǔ)沉降形式表現(xiàn)為橫線路或順線路傾斜的形式。在有限元模型中，沉降處釋放UZ平動自由度和ROTY轉(zhuǎn)動自由度（橫線路傾斜）或ROTX轉(zhuǎn)動自由度（順線路傾斜），非沉降處釋放ROTY轉(zhuǎn)動自由度或ROTX轉(zhuǎn)動自由度。大板基礎(chǔ)傾斜分析模型如圖5所示，計算時考慮大變形對鐵塔受力的影響。

圖5 大板基礎(chǔ)傾斜分析模型Fig. 5 Analysis models of the big board foundation inclination

1.3 設(shè)置拉線鐵塔分析建模

在塔身主材上設(shè)置4根2×GJ—100拉線，2×GJ—100拉線采用LINK10索單元模擬，設(shè)置拉線后鐵塔有限元模型如圖6所示。

圖6 設(shè)置拉線鐵塔有限元模型Fig. 6 Finite element model of the steel tower with bracing wires

2 扶正過程承載力性能評估方法設(shè)計

本次分析依據(jù)徐遼線53號塔扶正后基礎(chǔ)不均勻沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)，對53號塔進行不同風速、風向的大風及覆冰作用下結(jié)構(gòu)承載力分析，對鐵塔的承載性能進行評估。此外，對53號塔設(shè)置拉線后的承載性能進行分析。最后，假定鐵塔基礎(chǔ)采用大板基礎(chǔ)，對基礎(chǔ)發(fā)生傾斜后的承載力進行分析，給出了基礎(chǔ)傾斜量的限值。

53號塔塔型為SZ1塔，鐵塔高36 m，實際擋距為（526+428）/2=477 m，最大設(shè)計風速為32 m/s（15 m基準高度），最大設(shè)計覆冰厚度為10 mm。導線型號為4×LGJ400/35，地線型號為GJ-50。首先對變形鐵塔進行扶正，措施為：在基礎(chǔ)下沉側(cè)分別焊接上主材，將鐵塔塔腳周圍墊平夯實，焊接上鋼板，連成1個整體，以保證短期內(nèi)維持運行，對B、C、D塔腿進行加長，由于基礎(chǔ)位置并未改變，B、C、D在安裝時已強行施加了水平位移，水平位移計算值見表2。

表2 塔腳水平位移Tab. 2 Horizontal displacement of the endpoints m

依據(jù)《徐遼線53號塔測量記錄》監(jiān)測得到的塔腳沉降量，計算得到各塔腳的相對不均勻沉降量計算值見表3，共50組，數(shù)據(jù)按照監(jiān)測時間編號。這50組數(shù)據(jù)體現(xiàn)了變形鐵塔扶正過程中的50種扶正工況，基于這些數(shù)據(jù)建立扶正過程中鐵塔的評估分析模型，就可以評估出扶正過程中鐵塔的承載力性能。

大風、覆冰是輸電線路常遇荷載，荷載參數(shù)因環(huán)境而異，不同荷載很可能會組合出現(xiàn)[17-18]，本文分析主要將行大風、覆冰荷載與基礎(chǔ)變形進行荷載組合，共完成99個工況的計算分析，其中風荷載與基礎(chǔ)沉降、大板基礎(chǔ)傾斜及拉線設(shè)置可以組成3×4×4×2=96種荷載工況，覆冰可以組成3種，各種具體工況荷載說明見圖7。

表3 塔腳相對沉降量Tab. 3 Relative settlement of the endpoints mm

圖7 性能評估工況說明Fig. 7 Illustration of the performance analysis cases

由于500 kV徐遼線采用舊標準設(shè)計，鐵塔設(shè)計時風速基準高度為20 m，涉及風速的96種工況中所指風速對應20 m基準高度?，F(xiàn)行規(guī)程風速計算基準高度為10 m，兩者風速轉(zhuǎn)換及對應風力等級見表4。其轉(zhuǎn)換關(guān)系式為v10=v20/1.1。

表4 風速轉(zhuǎn)換及風力等級對應關(guān)系Tab. 4 Corresponding relation between the wind speed conversions and wind scales

3 基礎(chǔ)沉降鐵塔承載力分析

基礎(chǔ)沉降與風荷載組合成4×4×2=32種鐵塔承載力分析工況，與覆冰荷載組合成1種，共33種。本文僅給出以60°順向大風為例的結(jié)果，分別在風速為32 m/s、20 m/s及10 m/s 3種工況下對基礎(chǔ)發(fā)生初始滑移和不均勻沉降時的受力情況進行分析。提取主材軸力的桿件編號如圖8所示。

圖8 提取主材軸力的桿件編號Fig. 8 Number of the main member extracting the axial force

3.1 32 m/s風速

32 m/s風速作用下，主材應力比最大值均出現(xiàn)在第29種沉降情況，該沉降工況的絕對沉降量不是最大值，但各塔腳的相對沉降較為明顯。第29種扶正工況對應的主材軸力及應力比見表5，鐵塔軸力云圖及位移云圖見圖9。發(fā)生第29種扶正工況對應的不均勻沉降時，鐵塔主材應力已超出設(shè)計強度11.2%～39.6%，超載最大桿件為1040～1060。

3.2 20 m/s風速

20 m/s風速作用下，主材應力比最大值均出現(xiàn)在第29種扶正工況沉降情況。第29種扶正工況對應的主材軸力及應力比見表6，鐵塔軸力云圖及位移云圖見圖10。發(fā)生第29種扶正工況對應的不均勻沉降時，鐵塔主材應力比最大值達到0.925。

表5 32 m/s風速主材軸力和應力比Tab. 5 Main member axial force and stress ratio with wind velocity 32 m/s

圖9 32 m/s風速軸力及位移云圖Fig. 9 Axial force and displacement cloud with wind velocity 32 m/s

3.3 10 m/s風速

10 m/s風速作用下，主材軸力最大值均出現(xiàn)在第29種扶正工況沉降情況。第29種扶正工況對應的主材軸力及應力比見表7，鐵塔軸力云圖及位移云圖見圖11。發(fā)生第29種扶正工況對應的不均勻沉降時，鐵塔主材應力未超過設(shè)計強度。

表6 20 m/s風速主材軸力和應力比Tab. 6 Main member axial force and stress ratio with wind velocity 20 m/s

圖10 20 m/s風速軸力及位移云圖Fig. 10 Axial force and displacement cloud with wind velocity 20 m/s

表7 10 m/s風速主材軸力和應力比Tab. 7 Main member axial force and stress ratio with wind velocity 10 m/s

圖11 10 m/s風速軸力及位移云圖Fig. 11 Axial force and displacement cloud with wind velocity 10 m/s

4 大板基礎(chǔ)傾斜鐵塔承載力

4.1 橫線路傾斜

橫線路發(fā)生傾斜時，編號為2500、2502的塔腳發(fā)生沉降，沉降方向與風向一致。計算沉降位移從0～3 m變化時，鐵塔桿件軸力的變化情況。由分析可知，圖12所示的桿件軸力變化幅度較大。各桿件軸力隨沉降量的變化如圖13所示，鐵塔桿件軸力達到桿件額定承受軸力的120%時，各桿件對應的臨界沉降量計算結(jié)果見表8。假定桿件軸力達到桿件額定承受軸力的120%時，桿件發(fā)生破壞，桿件失效順序依次為橫隔面桿件→塔身主材→塔腿斜材，鐵塔發(fā)生破壞的沉降量臨界值為654 mm。

4.2 順線路傾斜

圖12 軸力變化較大塔材分布圖Fig. 12 Distribution of members of the large axial force change

圖13 橫線路傾斜鐵塔桿件軸力隨沉降量變化Fig. 13 Change of the axial force VS settlement of members with transverse inclination

表8 橫線路傾斜32 m/s風速臨界沉降量計算結(jié)果Tab. 8 Calculation result of the critical settlement with transverse inclination with wind velocity 32 m/s

順線路發(fā)生傾斜時，編號為2500、2501的塔腳發(fā)生沉降，沉降方向與風向一致。計算沉降位移從0～3 m變化時，鐵塔桿件軸力的變化情況。各桿件軸力隨沉降量的變化如圖14所示，各桿件對應的臨界沉降量計算結(jié)果見表9。桿件失效順序依次為塔腿斜材→橫隔面桿件→塔身主材，鐵塔發(fā)生破壞的沉降量臨界值為1 389 mm。

圖14 順線路傾斜鐵塔桿件軸力隨沉降量變化Fig. 14 Change of the axial force VS settlement of members with the along-line inclination

表9 順線路傾斜32 m/s風速臨界沉降量計算結(jié)果Tab.9 Calculation result of the critical settlement with the along-line inclination with wind velocity 32 m/s

5 設(shè)置拉線后鐵塔承載力

5.1 設(shè)置拉線前后主材軸力對比

對于大多數(shù)沉降工況，設(shè)置拉線起到了降低主材軸力的效果。第49種扶正工況降低效果最為明顯，主材（1000～1020，1020～1040，1040～1060，1060～2410，2410～2500） 軸力依次降低18%、23%、25%、31%和31%。但對于主材軸力最大的第29種扶正工況，設(shè)置拉線后主材軸力僅降低3%、4%、4%、5%和5%。第38種扶正工況，設(shè)置拉線后（1000～1020）主材軸力反而增加1%。由于4個塔腳的不均勻沉降量是隨機的，固定的某種拉線設(shè)置方式并不能明顯降低所有沉降工況下的主材軸力，有時甚至會取得相反的效果。

5.2 設(shè)置拉線后鐵塔受力

以32 m/s風速為例，基礎(chǔ)發(fā)生滑移和不均勻沉降時有多個沉降工況主材應力超過設(shè)計強度。其中，主材應力比最大值均出現(xiàn)在第29種扶正工況沉降情況，第29種扶正工況對應的主材軸力及應力比見表10，鐵塔軸力云圖及位移云圖見圖15。發(fā)生第29種扶正工況對應的不均勻沉降時，鐵塔主材應力已超出設(shè)計強度8.2%～33.7%，超載最大桿件為1040～1060。與表5比較可知，設(shè)置拉線后基礎(chǔ)沉降鐵塔主材軸力略有減小，但主材應力仍然超過設(shè)計強度。各沉降工況拉線張力最大值見表11。

表10 32 m/s風速主材軸力和應力比Tab. 10 Main member axial force and stress ratio with wind velocity 32 m/s

6 結(jié)論

1）依據(jù)現(xiàn)場監(jiān)測的變形鐵塔扶正數(shù)據(jù)狀況，與設(shè)計風速、風向、覆冰、設(shè)置拉線等荷載進行組合，對基礎(chǔ)變形后及扶正過程中鐵塔的承載力性能進行了分析評估。

2）當風速達到32 m/s時，基礎(chǔ)沉降鐵塔的第29種扶正工況主材應力均超限，超限最大達39.6%；當風速按常遇風速（20 m/s和10 m/s）荷載時，主材應力未超過設(shè)計限值。

3）設(shè)置拉線后基礎(chǔ)沉降鐵塔主材軸力略有減小，但主材應力仍然超過設(shè)計強度。發(fā)生第29種扶正工況對應的不均勻沉降時，鐵塔主材應力已超出設(shè)計強度8.2%～33.7%，超載最大桿件為1040～1060。

表11 32 m/s風速拉線張力Tab. 11 Bracing wire tension with wind velocity 32 m/s

圖15 32 m/s風速軸力及位移云圖Fig. 15 Axial force and displacement cloud with wind velocity 32 m/s

4）若采用大板基礎(chǔ)，在大板基礎(chǔ)未發(fā)生破壞前，32 m/s風力作用下橫線路傾斜時鐵塔發(fā)生破壞的沉降量臨界值為654 mm，順線路傾斜時鐵塔發(fā)生破壞的沉降量臨界值為1 389 mm。

[1] 張勇，高文龍，趙云云. 煤層開采與1 000 kV特高壓輸電桿塔地基穩(wěn)定性影響研究[J]. 巖土力學，2009，30（4）:1064-1067.ZHANG Yong，GAO Wenlong，ZHAO Yunyun. Influence research of coal seam mining and pole foundation stability of 1 000 kV UHV transmission line[J]. Rock and Soil Mechanics，2009，30（4）: 1064-1067（in Chinese）.

[2] 袁廣林，舒前進，張云飛. 超高壓輸電線路沉陷區(qū)輸電鐵塔安全性評價[J]. 電力建設(shè)，2011，32（1）: 18-21.YUAN Guanglin，SHU Qianjin，ZHANG Yunfei. Reliability assessment of EHV transmission towers in mining subsidence area[J]. Electric Power Construction，2011，32（1）: 18-21（in Chinese）.

[3] 張建強，楊昆，王予東，等. 煤礦采空區(qū)地段高壓輸電線路鐵塔地基處理的研究[J]. 電網(wǎng)技術(shù)，2006，30（2）：30-34.ZHANG Jianqiang，YANG Kun，WANG Yudong，et al.Research on foundation treatment of high voltage transmission towers erected above goaf of coal mine[J]. Power System Technology，2006，30（2）：30-34（in Chinese）.

[4] 舒前進，袁廣林，郭廣禮，等. 采煤沉陷區(qū)輸電鐵塔復合防護板基礎(chǔ)抗變形性能及其板厚取值研究[J]. 防災減災工程學報，2012，32（3）: 294-299.SHU Qianjin，YUAN Guanglin，GUO Guangli，et al.Research on the composite foundation anti-deformation performance and optimal thickness of electricity transmission towers in mining subsidence area[J].Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering，2012，32（3）:294-299（in Chinese）.

[5] 陳海波. 論采空區(qū)架空送電線路巖土工程勘測[J]. 電力勘測，1996（1）: 33-36.CHEN Haibo. On geotechnical engineering survey of overhead transmission lines in goaf of goal mine[J]. Electric Power Survey，1996（1）: 33-36（in Chinese）.

[6] 郝紫陽. 鐵塔動態(tài)特性及穩(wěn)定性有限元分析[D]. 河北:華北電力大學，2005.

[7] 劉鳴，李永誥. 地層移動情況下輸電塔架極限承載力的數(shù)值計算及防控措施[J]. 電力建設(shè)，2012，33（2）: 40-43.LIU Ming，LI Yonggao. Calculation of ultimate bearing capacity and foundation treatment of transmission tower in ground motion[J]. Electric Power Construction，2012，33（2）: 40-43（in Chinese）.

[8] 高康，陳海波，王朋，等. 螺栓滑移對非均勻沉降輸電塔承載能力的影響初探[J]. 中國科學技術(shù)大學學報，2012，42（12）: 984-989.GAO Kang，CHEN Haibo，WANG Peng，et al. Preliminary research of the effect of bolt slippage on the bearing capacity of transmission towers with base unequal settlement[J]. Journal of University of Science and Technology of China，2012，42（12）: 984-989（in Chinese）.

[9] 楊風利，楊靖波，韓軍科，等. 煤礦采空區(qū)基礎(chǔ)變形特高壓輸電塔的承載力計算[J]. 中國電機工程學報，2009，29（1）: 100-106.YANG Fengli，YANG Jingbo，HAN Junke，et al. Bearing capacity computation of UHV transmission tower with foundation deformation above goaf of coal mine[J]. Proceedings of the CSEE，2009，29（1）: 100-106（in Chinese）.

[10] 劉鳴，李永誥，張厚啟，等. 地質(zhì)災害區(qū)輸電塔架安全分析[J]. 中國電力，2012，45（5）: 34-38.LIU Ming，LI Yonggao，ZHANG Houqi，et al. Safety analysis of typical transmission tower in geologic disaster zone[J]. Electric Power，2012，45（5）:34-38（in Chinese）.

[11] 韓軍科，楊靖波，楊風利，等. 電網(wǎng)冰災典型線路段覆冰倒塔分析[J]. 電網(wǎng)與清潔能源，2010，26（3）: 31-35.HAN Junke，YANG Jingbo，YANG Fengli，et al. Analysis on tower collapsing for ice coating on typical transmission line in power grid ice disaster area[J]. Power System and Clean Energy，2010，26（3）: 31-35（in Chinese）.

[12] 楊洋，李劍，黃文龍，等. 一種絕緣子超疏水防覆冰涂層長期覆冰效果的機理分析[J]. 電瓷避雷器，2012（4）：24-27.YANG Yang，LI Jian，HUANG Wenlong，et al. Mechanism preparation and study analysis of on long term icing effect of a kind of insulator super-hydrophobic anti-icing coating[J]. Insulators and Surge Arresters，2012（4）：24-27（in Chinese）.

[13] 劉康，胡建林，孫才新. 基于力學測量的輸電線路覆冰監(jiān)測計算模型[J]. 高壓電器，2012，48（3）: 46-51.LIU Kang，HU Jianlin，SUN Caixin. On-line monitoring and calculation model of ice-coating on transmission lines based on mechanical measurement[J]. High Voltage Apparatus，2012，48（3）: 46-51（in Chinese）.

[14] 李昭廷，郝艷捧. 一種基于歷史數(shù)據(jù)的輸電線路覆冰增長快速預測方法[J]. 電瓷避雷器，2012（1）：1-71.LI Zhaoting，HAO Yanpeng. A rapid prediction method for icing on transmission lines based on historical data[J].Insulators and Surge Arresters，2012（1）：1-71（in Chinese）.

[15] 黃斌，徐姍姍，蘇文宇. 輸電線路覆冰研究綜述[J]. 電瓷避雷器，2012（1）: 27-32.HUANG Bin，XU Shanshan，SU Wenyu. Summary of research on icing of transmission lines[J]. Insulators and Surge Arresters，2012（1）: 27-32（in Chinese）.

[16] 曹琪，宋平，楊凱全，等. 66 kV輸電線路移動式交流融冰裝置研究[J]. 電力電容器與無功補償，2012（4）: 34-38.CAO Qi，SONG Ping，YANG Kaiquan，et al. Research on a portable AC ice-melting device for 66 kV transmission line[J]. Power Capacitor & Reactive Power Compensation，2012（4）: 34-38（in Chinese）.

[17] 張洪才. ANSYS14.0理論解析與工程應用實例[M]. 北京:機械工業(yè)出版社，2013.

[18] 李宏男，任月明，白海峰. 輸電塔體系風雨激勵的動力分析模型[J]. 中國電機工程學報，2007，27（30）: 43-48.LI Hongnan，REN Yueming，BAI Haifeng. Rain-windinduced dynamic model for transmission tower system[J].Proceedings of the CSEE，2007，27（30）: 43-48 （in Chinese）.

[19] 柳國環(huán)，李宏男. 高壓輸電塔-線體系風致動力響應分析與優(yōu)化控制[J]. 中國電機工程學報，2008，28（19）：131-137.LIU Guohuan，LI Hongnan. Analysis and optimization control of wind-induced dynamic response for high-voltage transmission tower-line system[J]. Proceedings of the CSEE，2008，28（19）: 131-137（in Chinese）.