随着“全国联网、西电东送、南北互供”线路工程建设的推进, 越来越多的输电线路被架立在了不稳定地基的采动区之上。而在内蒙古、新疆、陕西、安徽、贵州、山西、黑龙江等多地, 已经先后出现采动区输电铁塔损害问题。如内蒙古乌海伊公线50号铁塔、西安北西线25号铁塔、贵州220k V输电线路站鸡Ⅰ回021铁塔、山西库襄线2~6号铁塔、17~44号铁塔等, 出现了因不均沉降造成塔腿主材、斜材及辅助材的破坏, 乃至由此导致的铁塔整体倒塌。为减少此类灾害造成的损失, 国内外学者已针对采动区铁塔沉降监测、受力分析、加固改造方案等开展了较多研究。李鹏云^[1]以某220k V输电塔为对象, 采用光学水准测量的方法对该铁塔支座位移进行了监测, 建立了有限元模型, 对其施加变形监测数据, 得到了铁塔的受力分析结果。S.Matsuo^[2], N.Ben Kahla^[3], F.G.A.Albermani^[4]针对基础变位条件下的输电铁塔受力, 提出了更符合实际受力状态的建模分析方法。杨风利^[5,6]以采动区晋东南-南阳1 000k V特高压输电铁塔为研究对象, 对发生地表变形后的塔架进行内力分析。研究指出, 顺线向倾斜、横线向倾斜、4脚不均匀沉降、水平滑移对铁塔承载力的危害依次递增。姜辉^[7]以500k V徐辽线53号变形铁塔为原型, 采用数值分析方法, 建立不同风载、覆冰荷载等工况与地表沉降、倾斜、有拉线等情况共同作用的有限元分析模型, 给出了在各种不同工况下的位移限值。郭文兵^[8]基于理论研究建立了采动区输电铁塔-基础-地基共同作用的理论模型, 结果表明, 该模型能够很好地计算采动区作用下铁塔的变形及应力。舒前进^[9]对采煤沉陷区塔架及基础的抗变形性能进行了研究, 认为可以采用大板基础减小铁塔的应力应变, 并给出了防护板厚度的建议取值, 并对铁塔承载性能进行了评价。

　　 以上研究所开展的受力分析, 较少基于实测数据开展。而传统的光学测量多基于人工开展, 间隔时间长, 频次低, 无法详细记录整个沉降发生过程。导致短时间内发生的大幅沉降过程中, 铁塔真实受力缺失, 不利于及时对出现危险的塔位进行预警, 往往要等到塔材出现明显变形甚至塔体倾倒才能发现并进行处理。高精度静力水准测量系统具有测量精度高、采样间隔短的优点, 且便于自动化推广应用。本文借助高精度静力水准监测系统获取了沉降位移, 建立了铁塔-复合板基础-土体共同受力模型, 而后在基础对应位置处施加沉降位移, 最终对复合板基础铁塔的承载力进行了评估。

　　 静力水准系统是测量两点或多点间相对高程变化的精密仪器, 主要用于地铁、大坝、核电站、高层建筑、基坑、隧道、桥梁等垂直位移和倾斜的监测。静力水准系统一般安装在与被测物等高的测墩或被测物墙壁等高线上, 通常采用集成模块化自动测量单元采集数据, 通过有线或无线通讯与计算机连接, 从而实现自动监测。高精度的振弦式液位传感器最低可监测到0.012 5mm的高程变化, 系统由一系列含有液位传感器的容器组成, 容器间由充液管互相连通。参照点容器安装在一个稳定的位置, 其他测点容器位于同参照点容器大致相同标高的不同位置, 任何一个测点容器与参照容器间的高程变化都将引起相应容器内的液位变化, 从而获取测点相对于参照点高程的变化。本文实测研究采用的BGK-4675静力水准系统组成如图1所示。

　　 选取山西吕梁220k V垣泉线上的12号、14号杆塔为观测对象, 采用高精度静力水准系统对4个塔脚的沉降情况进行了观测。现场安装的沉降监测系统如图2所示。沉降监测测点布置如图3所示。静力水准仪安装在4个塔脚承台的侧面。

　　 测试采用的静力水准仪量程为600mm, 最小识别灵敏度为0.15mm, 使用防冻液能够在-20~80℃温度条件下使用。通过集成数采装置、无线发射模块、太阳能电源等部件, 该静力水准沉降监测系统能够实现任意时段、任意频次的沉降监测, 且能够实现无线远程在线监测, 无需人工现场测量, 比人工光学测量结果更为可靠, 精度更高。获取的沉降监测数据, 可为分析杆塔构件受力计算提供更为准确的边界条件。

　　 截止2016年2月27日, 以1h的采样间隔, 对上述两基塔的不均匀沉降监测共计取得有效样本2 050个, 以12号铁塔的1#塔脚为参考点, 得到了其2#, 3#, 4#塔脚相对1#塔脚的沉降量, 如图4所示。12号铁塔位周边地表沉降情况如图5所示。以14号铁塔的3#塔脚为参考点, 得到了14号铁塔1#, 2#, 4#塔脚相对3#塔脚的沉降量, 如图6所示。14号铁塔位周边地表沉降情况如图7所示。

　　 由图4, 5可知, 现场监测数据及塔位周边地表沉降均显示各塔腿之间相对沉降量较小, 塔底基础整体未出现明显沉降。

　　 由图6, 7可知, 位于边坡外缘的1#, 2#塔脚基础沉降最为严重, 其中2#塔腿同3#塔腿之间的相对沉降量达到了12mm。监测系统成功监测到了2016年1月20日13时, 4#塔脚突发6.25mm相对沉降。在14号铁塔位深层地质条件未发生进一步剧烈变化的前提下, 随着边坡外缘塌陷以及杆塔各腿之间内力的重分布基本完成, 各塔脚之间的相对沉降量逐渐减小, 并最终趋于稳定。

　　 因14号铁塔基础沉降情况更为严重, 后续进行承载力评估时, 仅针对14号铁塔进行。

　　 以沉降监测选用的垣泉线上的14号铁塔为工程背景, 以梁杆混合单元模型建立输电铁塔有限元模型。

　　 对于通过采空区的输电塔, 大部分电力设计院除采用加长地脚螺栓等处理措施外, 还会在4个塔脚独立基础的底面设置一块整体现浇钢筋混凝土大板, 并在塔脚基础与大板之间铺垫100mm厚卵石加粗砂垫层, 使基础与大板之间具有一定的滑动性, 以便于地基沉降基础滑移后调整复位。这种基础形式被称为复合防护板, 其利用下部的钢筋混凝土板来抵抗主要的地基变形, 保证上部的各独立基础处于一个平面上;同时, 塔脚基础和下部防护板之间的砂垫层允许两者之间产生相对滑动, 起到释放应力和便于调整复位的作用。复合防护板基础虽然已经在工程实践有所应用, 但是尚缺乏相关的专门研究, 对其具体作用规律也没有足够的了解, 这无论是对工程结构本身的安全性以及技术本身的推广应用都是十分不利的, 有必要对其进行充分研究。

　　 复合防护板基础包括底部大板和4个独立基础, 典型防护板基础型式见图8。

　　 大板基础和塔脚独立基础的建模均采用Solid45单元, 并且不考虑混凝土板伸出的500mm长度, 以防止基础与土体尖角处引起有限元模型刚度突变, 同时也减少计算机时间。本文着重给出基础对输电塔结构的内力和变形的影响规律, 对基础自身情况要求并不严格, 因此本文假定基础在受力过程中一直处于弹性状态, 并没有将其本身的开裂破坏作为考虑在内, 将材料假设为线弹性, 混凝土强度等级为C20, 弹性模量为2.55×10⁴MPa, 泊松比为0.2, 重度为25k N/m³。

　　 对于地基土, 本文也采用Solid45来模拟, 其材料参数参考已有的地质勘察报告, 如表1所示。按照表1, 取持力层内主要土体 (黄土) 的相关参数如下:重度γ为17.0k N/m³, 粘聚力C_q为25k Pa, 内摩擦角φ为17°, 膨胀角取0°, 弹性模量为25N/mm², 泊松比为0.25。

　　 本文通过设置土体的竖直方向和水平方向的尺寸来尽可能减小地基土对分析结果的影响。一般情况下要求土体竖直方向尺寸应大于独立基础高度的5倍, 独立基础高h=1.3m, 故取土体高度至少应为6.5m, 由已有的地质勘察报告, 土体10m以上为黄土, 故经综合考虑土体高度取10m。由土力学中的朗肯土压力内容可知达到极限状态土体的剪切带和水平向的夹角为45°-φ/2, 本文所研究的土体φ取为15°, 由此计算出l=h/tan (45°-φ/2) =10/0.767=13.0m, 而土体的基础以外的水平尺寸应大于为13m。本文中防护大板的水平尺寸为4.785m, 故地基水平方向尺寸至少为13m×2+4.785m=35.57m。结合各方面因素, 地基土的水平方向模型尺寸取为60m×60m, 竖直方向尺寸取为10m。

　　 本文中土与基础接触的情况采用面-面接触, 一个为接触面一个为目标面, 由接触面与目标面构成一对接触对。本文选择Targe170和Conta174单元来模拟面-面接触, 接触的两个面中刚度相对较大的是目标面, 采用Targe170单元模拟, 刚度相对较小的一面是接触面, 采用Conta174单元模拟。一般以结构 (基础) 为目标面, 土体为接触面, 两者之间通过相同的实数组进行关联。按照文献[10]规定, 本文中接触单元的相关参数取值如下:滑动摩擦系数MU取粉土值0.35, 接触刚度FKN取粉土地基的基床系数3×10⁴k N/m³, 滑动黏滞阻力COHE取为10k Pa, 最大许可剪应力TAUMAX取6.7k Pa。

　　 复合防护板基础有限元模型中, 垫层参数的选取是一个重要问题, 砂卵石为散粒材料, 具有较大的离散性, 在ANSYS软件的材料库中没有现成的材料模型可以直接利用。因此在有限元建模中采用接触单元来代替垫层, 以较好地模拟材料的性能, 垫层参数按照砂子选取。

　　 按照文献[10]规定, 混凝土和混凝土之间的摩擦系数取MU=0.45, 接触刚度FKN取为3×10⁴k N/m³, 滑动黏滞阻力COHE与最大许可应力TAUMAX按照黏聚力取为10Pa。砂子的黏聚力和摩擦角实际为0, 但是在有限元中如果取值过小或者为0, 这样接触单元与周围单元参数相差过大, 会使得数值计算过程不稳定, 因此, 内摩擦角取为1°。TAUMAX取为6.7Pa。

　　 依据第2节介绍的铁塔-基础-地基土建模方法, 本文建立了能够考虑三者共同作用的有限元仿真分析模型, 如图9所示。

　　 在模型中设置边界条件, 对4个塔脚点的平动和转动进行设置, 通过改变UX, UY, UZ, URX, URY, URZ的约束情况来实现基础沉降位移的施加。

　　 基础水平滑移时, 铁塔非滑移处的塔脚固定, 滑移处的塔脚发生水平位移;基础发生沉降时, 4个塔脚中沉降处释放竖向位移UZ, 非沉降处固结;大板基础发生倾斜时, 一侧塔脚固定, 另一侧塔脚均匀沉降。与不均匀沉降、倾斜和水平滑移对应的基础变形工况下的铁塔塔脚约束条件如表2所示。

　　 基于第2节测到的14号铁塔的基础不均匀沉降数据, 对应表2中给出的约束条件, 在塔脚节点处施加相应的沉降位移。

　　 为尽可能真实反映发生沉降后铁塔的真实受力状况, 本文在计算沉降后的14号铁塔内力时, 还考虑了设计风速 (27m/s) 和常遇风速 (10m/s) 对应的风荷载作用。一般情况下, 60°风荷载作用下的铁塔内力最为不利, 本文仅给出60°风荷载和基础沉降共同作用下的铁塔内力分析结果, 两者共同作用示意如图10所示。

　　 常遇风速 (10m/s) 作用下, 基础发生不均匀沉降, 得到主材、斜材的最大内力时程曲线。图11为塔腿应力较为集中的杆件编号位置。图12为塔腿主材595、塔腿斜材622、塔身主材585、塔身斜材606的轴力时程曲线。由图12可知, 4根杆件轴力 (受压) 最大值均出现在第37组监测数据, 该沉降工况的绝对沉降量不是最大值, 但各塔脚的相对沉降较为明显, 1#, 2#, 4#塔脚相对3#塔脚的相对沉降量依次为-9.748, -7.247, 0.881mm。第37组监测数据对应的主材、斜材的轴力及应力比见表3。发生第37组监测数据对应的不均匀沉降时, 铁塔主材和斜材并未超出设计强度, 铁塔处于安全状态。

　　 设计风速 (27m/s) 作用下, 基础发生不均匀沉降, 得到最大主材、斜材轴力时程曲线如图13所示。由图可知, 4根杆件轴力 (受压) 最大值均出现在第37组监测数据对应的受力工况。第37组监测数据对应的主材、斜材的轴力及应力比见表3。

　　 由图13和表3可知, 在设计风速和不均匀沉降的共同作用下, 塔腿斜材622应力超过设计强度, 应力最大超出设计强度18%。塔腿主材、塔身主材、塔身斜材均未超出设计强度。

　　 本文通过高精度静力水准测量系统, 连续采集了采动区输电铁塔4个塔脚的基础沉降数据。建立了考虑地基土与复合防护板基础共同作用的铁塔承载力分析有限元模型, 并依据实测沉降数据, 在铁塔塔脚处约束节点施加了不均匀沉降位移, 分析了铁塔主材、斜材的应力变化, 得到了以下主要结论:

　　 (1) 在基础沉降较为显著的区域, 如本文的14号铁塔位, 在设计风速下不存在应力超限的塔腿斜材杆件, 考虑了基础沉降后, 应力有所增加, 导致塔腿斜材部分杆件应力超限。对于14号铁塔位一类的基础变位情况, 在偶遇强风的作用下容易出现倒塔事故, 应早做加固处理。

　　 (2) 复合大板基础较大程度上缓解了采动区铁塔在基础变位影响下的安全隐患, 例如本文的12号铁塔, 监测到的沉降数据不显著, 铁塔受力也在安全使用范围内。

　　 (3) 铁塔最不利工况不与沉降量绝对值对应, 而是与各塔脚之间的相对沉降量关系更为紧密。本文提出的基于高精度静力水准测量系统的采动区基础沉降监测, 对于动态、连续的监控铁塔承载力状况优势显著。