王新平 李志強(qiáng) 朱曉東 蒙春玲 舒前進(jìn) 袁廣林 李慧鵬

(1.中國(guó)能源建設(shè)集團(tuán)山西省電力勘測(cè)設(shè)計(jì)院有限公司, 太原 030001; 2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué), 江蘇徐州 221116)

0 引 言

輸電鐵塔基礎(chǔ)形式的合理選擇和科學(xué)設(shè)計(jì),是確保煤炭采動(dòng)影響區(qū)內(nèi)的輸電線路安全運(yùn)行的關(guān)鍵問題,因此得到了學(xué)者們的重點(diǎn)關(guān)注。史振華針對(duì)采空區(qū)的輸電鐵塔,提出采用聯(lián)合式基礎(chǔ)代替原有的分裂式基礎(chǔ)的技術(shù)措施[1]。山西省電力勘測(cè)設(shè)計(jì)院孫俊華提出了整體現(xiàn)澆式防護(hù)大板在采空區(qū)輸電鐵塔基礎(chǔ)工程中的應(yīng)用原則和技術(shù)措施[2]。代澤兵等對(duì)桿塔基礎(chǔ)方案等提出了提高采空區(qū)特高壓輸電線路穩(wěn)定性的技術(shù)措施[3]。袁廣林等研究了典型單一地表變形作用下輸電鐵塔的破壞形態(tài)及其受力變形規(guī)律[4]。舒前進(jìn)等通過試驗(yàn)和有限元模擬,研究了整體式防護(hù)大板對(duì)鐵塔的保護(hù)作用,提出了大板合理厚度的取值方法[5]。此后,舒前進(jìn)進(jìn)一步研究提出了采動(dòng)區(qū)輸電鐵塔整體式防護(hù)大板截面彎矩的函數(shù)表達(dá)式[6]。譚曉哲基于模型試驗(yàn)和有限元模擬,驗(yàn)證了開孔式復(fù)合防護(hù)板抗地表變形的有效性[7]。劉春城等分析驗(yàn)證了中空式混凝土復(fù)合防護(hù)大板的實(shí)用性[8]。張宏杰等依據(jù)實(shí)測(cè)沉降數(shù)據(jù)研究了沉降過程中鐵塔的承載力狀態(tài),進(jìn)一步驗(yàn)證了整體式復(fù)合防護(hù)板抵抗地表變形的有效性[9]。

近年來,我國(guó)對(duì)建設(shè)領(lǐng)域環(huán)保效益的要求越來越高,傳統(tǒng)的整體式防護(hù)大板的土方開挖量大、容易導(dǎo)致水土流失等弊端日益突出,已無法滿足山地邊坡地帶的鐵塔基礎(chǔ)的要求[10]。因此,研究山地線路鐵塔新型抗變形基礎(chǔ)具有重要意義。秦鋒明等研究提出鐵塔基礎(chǔ)設(shè)計(jì)除了滿足鐵塔安全性外,還要充分考慮對(duì)周圍環(huán)境的不利影響,選取合適的基礎(chǔ)方案[11]。姜宏璽等提出了一種自平衡交叉鐵塔基礎(chǔ),有效減少了基礎(chǔ)工程造價(jià)[12]。鐘維軍等研究分析了輸電鐵塔板式基礎(chǔ)、掏挖式基礎(chǔ)和巖石嵌固式基礎(chǔ)的技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo),提出掏挖式基礎(chǔ)和巖石嵌固式基礎(chǔ)的技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)更優(yōu)[13]。呂振等提出了采空區(qū)35 kV輸電鐵塔“獨(dú)立基礎(chǔ)+槽型筏板”自適應(yīng)新型基礎(chǔ)[14]。此外,一些學(xué)者針對(duì)斜坡地區(qū)的線路,分析了長(zhǎng)短腿鐵塔及配套基礎(chǔ)的方案。魯先龍等提出了斜坡地帶鐵塔基礎(chǔ)的設(shè)置方法[15]。薛樂研究提出了輸電線路在山區(qū)工程所使用的長(zhǎng)短腿鐵塔及高低基礎(chǔ)的配置優(yōu)化方法[16]。侯曉燕等分析提出了以塔位樁為中心的高低腿桿塔接腿控制條件[17]?？傮w來說,傳統(tǒng)的一體式防護(hù)大板技術(shù)方案在應(yīng)用于陡峭山坡地帶時(shí),在造價(jià)、工期指標(biāo)和生態(tài)保護(hù)等方面都無法取得令人滿意的效果。目前,采用高低腿輸電鐵塔和配套的分體式防護(hù)大板,是解決傳統(tǒng)一體式防護(hù)大板環(huán)保短板的可行方案,但其在采動(dòng)區(qū)線路中的有效性還需要進(jìn)行系統(tǒng)研究。

基于此,本文以典型220 kV線路中的高低腿輸電鐵塔為對(duì)象,以ABAQUS軟件為工具,建立了高低腿鐵塔、板柱基礎(chǔ)、分體式防護(hù)大板和地基土的整體有限元模型,考慮塔腿級(jí)差(0,1,2,3 m)、分體式防護(hù)大板厚度(200,400,600 mm)、地表變形方向(0°,45°,90°,135°)等影響因素,分別模擬了不同方向的地表水平拉伸變形、水平壓縮變形、正曲率變形和負(fù)曲率變形等4種單一地表變形的作用,分析獲得了鐵塔關(guān)鍵桿件軸力和塔腳(基礎(chǔ))相對(duì)位移,揭示了分體式防護(hù)大板對(duì)不同級(jí)差鐵塔的保護(hù)效果。本文的研究結(jié)論,可為改進(jìn)分體式防護(hù)大板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法、促進(jìn)該新型基礎(chǔ)在采動(dòng)區(qū)輸電線路中的推廣應(yīng)用,提供參考和依據(jù)。

1 有限元模型及工況設(shè)定

1.1 輸電鐵塔及其基礎(chǔ)概況

以某220 kV輸電線路中的塔腿級(jí)差分別為0,1,2,3 m 的ZMC2貓頭型自立式角鋼直線塔為研究對(duì)象。該鐵塔總高28.9 m,呼高21 m。級(jí)差為0 m時(shí),鐵塔順線路、垂直線路方向的根開均為5.022 m。相應(yīng)于0,1,2,3 m級(jí)差的鐵塔結(jié)構(gòu)示意見圖1。不同級(jí)差的鐵塔,僅兩個(gè)短塔腿的高度和相應(yīng)結(jié)構(gòu)組成有區(qū)別,其他部分結(jié)構(gòu)完全相同。

a—級(jí)差0 m; b—級(jí)差1 m; c—級(jí)差2 m; d—級(jí)差3 m。

圖2示出了鐵塔基礎(chǔ)和防護(hù)大板的幾何尺寸等信息?？梢娫撹F塔的塔腿下方布置有混凝土現(xiàn)澆臺(tái)階式板柱基礎(chǔ)。在兩個(gè)高塔腿和兩個(gè)低塔腿的板柱基礎(chǔ)下方,各有一塊矩形防護(hù)大板。這兩塊互相分離的大板稱為分體式防護(hù)大板。大板內(nèi)配雙層雙向直徑12 mm、間距200 mm的HRB400鋼筋。限于篇幅,圖2中僅以級(jí)差為2 m、大板厚度為400 mm的情況作為示例。相關(guān)構(gòu)件的組成關(guān)系參見圖3b。本文分析時(shí),考慮了防護(hù)大板厚度分別為0(無防護(hù)大板),200,400,600 mm。此外,在防護(hù)大板頂面和板柱基礎(chǔ)底面之間,鋪設(shè)100 mm厚的卵石粗砂墊層,以削弱板底土體變形的向上傳遞。

a—俯視圖; b—側(cè)視圖。

a—整體模型(級(jí)差2 m); b—防護(hù)大板與板柱基礎(chǔ)模型(大板厚200 mm)。

1.2 有限元模型的建立

基于ABAQUS軟件建立有限元模型,原結(jié)構(gòu)和基礎(chǔ)單元選擇、參數(shù)定義和網(wǎng)格劃分簡(jiǎn)介如下。

1)鐵塔結(jié)構(gòu)。該鐵塔桿件為Q235和Q345角鋼,采用兩結(jié)點(diǎn)空間線性單元B31模擬。其材料采用理想彈塑性本構(gòu)模型,兩種等級(jí)角鋼的屈服強(qiáng)度分別定義為235 MPa和345 MPa,彈性模量均為2.06×105MPa,泊松比均為0.3。鋼材密度為7.85×10-9t/mm3。

2)地基土。該鐵塔位于山地邊坡。模型的地基土的底部尺寸和周邊尺寸對(duì)分析結(jié)果的準(zhǔn)確性有一定影響。經(jīng)過初步建模對(duì)比分析發(fā)現(xiàn),當(dāng)大板底部地基土的深度不小于板柱基礎(chǔ)低階寬度的5倍、板柱基礎(chǔ)邊界以外的土體水平尺寸不小于防護(hù)大板寬度的3倍時(shí),鐵塔結(jié)構(gòu)內(nèi)力等計(jì)算結(jié)果相對(duì)穩(wěn)定。因此,最終模型中土體的平面投影尺寸為長(zhǎng)30 m、寬30 m,厚度沿著坡度方向在9.62～30 m的范圍內(nèi),見圖3a所示。土體的模型單元是通過定義單元的幾何尺寸來實(shí)現(xiàn)網(wǎng)格劃分的。對(duì)于與板柱基礎(chǔ)、防護(hù)大板交界的土體單元,定義其單個(gè)單元的邊長(zhǎng)不大于480 mm;對(duì)于其他區(qū)域,則定義單個(gè)單元的幾何長(zhǎng)度在480～1 600 mm之間自動(dòng)劃分。

鐵塔基礎(chǔ)周邊原狀土和回填土均為黃土,利用8結(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元C3D8R模擬,并采用摩爾-庫(kù)倫屈服準(zhǔn)則。土的內(nèi)摩擦角ψ=30°,膨脹角ψ=0.1°,黏聚力c=0.1 kPa,彈性模量E=25 MPa,泊松比為0.25,密度為1.7×10-9t/mm3。

3)板柱基礎(chǔ)和分體式防護(hù)大板。板柱基礎(chǔ)、防護(hù)大板由C30混凝土和直徑為12 mm的HRB400雙層雙向鋼筋澆筑而成。對(duì)于混凝土,采用8結(jié)點(diǎn)六面體單元C3D8R模擬,密度、彈性模量、泊松比分別為2.5×10-9t/mm3、2.55×105MPa和0.167?；炷羻卧木W(wǎng)格布置方式為“邊布種”,單元尺寸為160 mm。對(duì)于板柱基礎(chǔ)和防護(hù)大板中的鋼筋,采用兩結(jié)點(diǎn)線性單元T3D2模擬,具體方式為“內(nèi)嵌”(圖5),即不考慮混凝土和鋼筋的黏結(jié)滑移。鋼筋材料采用理想彈塑性本構(gòu)模型,屈服強(qiáng)度、彈性模量、泊松比分別為400 MPa、2.06×105MPa和0.3。鋼筋單元網(wǎng)格尺寸為20 mm。

4)接觸界面。板柱基礎(chǔ)和防護(hù)大板之間的滑動(dòng)層、板柱基礎(chǔ)和土之間的界面、防護(hù)大板和土之間的界面,均采用“面-面接觸”進(jìn)行模擬。對(duì)于混凝土構(gòu)件與土之間的接觸,摩擦系數(shù)、接觸剛度、滑動(dòng)黏滯阻力、最大許可應(yīng)力分別為0.35、3×104kN/m3、25 kPa和17.65 kPa。對(duì)于板柱基礎(chǔ)和防護(hù)大板之間的接觸,摩擦系數(shù)、接觸剛度、滑動(dòng)黏滯阻力、最大許可應(yīng)力分別為0.45、3×104kN/m3、0.25 kPa和0.25 kPa。

1.3 荷載、約束和地表變形的定義

1)荷載。研究重點(diǎn)為分體式防護(hù)大板的抗地表變形性能,而不是評(píng)估實(shí)際工程的安全性。因此,為了適當(dāng)減少模擬工作量,對(duì)于上部荷載僅選擇較簡(jiǎn)單的工況。定義鐵塔荷載時(shí),僅考慮15 ℃、無風(fēng)情況下正常運(yùn)行工況的相應(yīng)荷載,即只考慮導(dǎo)地線及鐵塔結(jié)構(gòu)的自重,而不考慮覆冰、水平風(fēng)荷載等。導(dǎo)線荷載、地線荷載、絕緣子自重分別為44.14,14.05,3.09 kN,分別施加在圖4所示結(jié)點(diǎn)上。

圖4 鐵塔導(dǎo)(地)線荷載布置示意

2)約束。為了避免由于塔腳和基礎(chǔ)連接結(jié)點(diǎn)的應(yīng)力集中而導(dǎo)致計(jì)算難以收斂,建模時(shí)將塔腳分別和相應(yīng)基礎(chǔ)的頂面進(jìn)行耦合,見圖5a所示。板柱基礎(chǔ)和大板中的鋼筋是通過內(nèi)嵌的方式與混凝土單元建立聯(lián)系,見圖5b所示。

a—塔腳和基礎(chǔ)頂面耦合; b—基礎(chǔ)內(nèi)鋼筋單元。

3)地表變形。經(jīng)典的采煤沉陷理論認(rèn)為地表變形可以分為地表水平拉伸變形、水平壓縮變形、正曲率與負(fù)曲率等四種單一變形[4]。基于此,對(duì)每個(gè)分析模型僅考慮其中一種單一地表變形的單獨(dú)作用,并考慮了每種地表變形沿著不同方向作用的情況。這里的變形方向,對(duì)于水平變形、曲率變形分別指地表移動(dòng)方向、下沉等高線方向與鐵塔順線路方向的夾角α,包括0°、45°、90°和135°等四個(gè)方向,見圖6、圖7所示。需要說明的是,135°與45°方向垂直,為節(jié)約篇幅故未單獨(dú)列出示意圖。

圖6 地表變形方向角及有限元模型邊界結(jié)點(diǎn)位移施加示意(俯視)

圖7 地表變形施加示意

在有限元模擬中,地表水平拉伸變形、壓縮變形是通過對(duì)地基土4個(gè)側(cè)面邊界的結(jié)點(diǎn)和土體底部結(jié)點(diǎn)施加指定方向的線位移來實(shí)現(xiàn)的,見圖6、圖7。位移方向垂直于圖6所示的參照線(該線相應(yīng)豎向截面的所有土體結(jié)點(diǎn)在指定方向的水平位移均為0),所有需要移動(dòng)的單元結(jié)點(diǎn)的位移大小為水平變形值ε(mm/m)與該點(diǎn)到參照線的水平距離di(m)的乘積。本文分析時(shí)施加的水平地表變形值為ε=±20 mm/m[5]。

地表正曲率和負(fù)曲率是通過對(duì)地基土底部結(jié)點(diǎn)施加不均勻豎向位移來模擬的。假定在曲率變形作用下地基土底部結(jié)點(diǎn)位移為拋物線形狀[4-5],且施加的底部曲率變形值為2.0 mm/m2。曲率變形的方向見圖7所示。當(dāng)模擬地表曲率變形時(shí)地基土4個(gè)側(cè)面邊界上的所有結(jié)點(diǎn)的水平位移均定義為0。對(duì)于正曲率變形(見圖7底部虛線),底部結(jié)點(diǎn)的豎向位移值Zi=(0.000 1di)2。對(duì)于負(fù)曲率變形(見圖7底部實(shí)線),土體底部結(jié)點(diǎn)豎向位移Zi=(0.000 1di)2-225。在這里,di為該結(jié)點(diǎn)到參照線的水平距離,mm。

1.4 分析荷載步的控制

計(jì)算分為4個(gè)步驟:1)殺死除地基土模型單元外的其他單元,針對(duì)地基土進(jìn)行分析,獲得相應(yīng)的應(yīng)力場(chǎng)和位移場(chǎng);2)對(duì)地基土模型施加應(yīng)力場(chǎng),但位移場(chǎng)為零,作為模型的初始狀態(tài);3)激活步驟1)中殺死的模型單元,施加鐵塔上的荷載,計(jì)算鐵塔結(jié)構(gòu)、地基土、板柱基礎(chǔ)和防護(hù)大板的受力變形;4)施加相應(yīng)的地表水平變形或者曲率變形,獲得鐵塔結(jié)構(gòu)內(nèi)力、板柱基礎(chǔ)頂點(diǎn)(鐵塔底部支座結(jié)點(diǎn))水平位移等結(jié)果。

2 結(jié)果與分析

2.1 變形特征和破壞關(guān)鍵桿件

根據(jù)前述方法,分析獲得了模型的受力變形。典型模型的鐵塔受力變形情況和基礎(chǔ)、地基整體變形如圖8所示。圖中僅以級(jí)差為2 m、板厚為200 mm的模型為例,展示了90°方向地表水平拉伸作用下的鐵塔結(jié)構(gòu)變形和應(yīng)力分布情況以及整體模型位移云圖。

a—鐵塔應(yīng)力云圖,MPa; b—整體模型位移云圖,mm。

模擬分析結(jié)果表明,在水平拉伸變形和正曲率變形下,鐵塔根開變大,此時(shí)的鐵塔相應(yīng)面內(nèi)的第一交叉斜材的受壓,是判斷鐵塔是否破壞的關(guān)鍵桿件;反之,在水平壓縮變形和負(fù)曲率變形下,鐵塔根開變小,鐵塔第二交叉斜材的受壓,是判斷鐵塔整體安全狀況的關(guān)鍵桿件。這與已有的關(guān)于等高腿鐵塔的研究結(jié)論是一致的[4]?；诖?以各種地表變形作用相應(yīng)的關(guān)鍵桿件軸力值和基礎(chǔ)水平相對(duì)位移值為基礎(chǔ),分析獲得鐵塔設(shè)置分體式防護(hù)大板后的桿件內(nèi)力和基礎(chǔ)相對(duì)位移的減小幅度,并以此評(píng)估分體式大板對(duì)上部結(jié)構(gòu)的保護(hù)作用。需要說明的是,為節(jié)約篇幅,本文僅對(duì)鐵塔在各角度變形下最不利的兩個(gè)基礎(chǔ)間的相對(duì)位移進(jìn)行了討論。具體來說,當(dāng)?shù)乇碜冃伟l(fā)生在0°、45°、90°和135°時(shí),本文所述的基礎(chǔ)相對(duì)位移分別是基礎(chǔ)1和2之間、基礎(chǔ)2和4之間、基礎(chǔ)1和4之間、基礎(chǔ)1和3之間,見表1所示。

表1 地表變形下基礎(chǔ)相對(duì)位移和關(guān)鍵桿件軸力

模擬分析結(jié)果表明,在不同類型、不同角度的地表變形作用下的關(guān)鍵桿件存在明顯的區(qū)別。比如,在0°拉伸或0°正曲率變形下,關(guān)鍵桿件是斜材C-XC-5;在45°拉伸或45°正曲率變形下,關(guān)鍵桿件是B-XC-5;在90°拉伸或90°正曲率變形下,關(guān)鍵桿件是A-XC-5;在135°拉伸或135°正曲率下,關(guān)鍵桿件是D-XC-5。在0°壓縮或0°負(fù)曲率變形下,關(guān)鍵桿件是C-XC-7;在45°壓縮或45°負(fù)曲率變形時(shí),關(guān)鍵桿件是C-XC-7;在90°壓縮或90°負(fù)曲率變形下,關(guān)鍵桿件是A-XC-7;在135°壓縮或135°負(fù)曲率變形下,關(guān)鍵桿件是C-XC-7。上述桿件的位置和編號(hào)見圖9所示。不同級(jí)差的鐵塔在各地表變形下的關(guān)鍵桿件軸力值和基礎(chǔ)水平相對(duì)位移值,列于表1中。

a—A面; b—B面; c—C面; d—D面。

為了定量評(píng)估分體式防護(hù)大板的保護(hù)作用,參考文獻(xiàn)[5]的方法,以未設(shè)置防護(hù)大板(即大板厚度為0 mm)的模型為比較對(duì)象,分析當(dāng)分體式防護(hù)大板厚分別為200,400,600 mm時(shí)的鐵塔關(guān)鍵桿件軸力和基礎(chǔ)水平相對(duì)位移的相對(duì)減小幅度,并據(jù)此評(píng)估分體式防護(hù)大板對(duì)于上部鐵塔的保護(hù)效果。

2.2 鐵塔支座(基礎(chǔ))相對(duì)位移

初步分析表明,在地表水平變形下,鐵塔支座發(fā)

生的水平相對(duì)位移與地表水平變形的大小、方向密切相關(guān)。因此,分析鐵塔支座水平相對(duì)位移的變化規(guī)律可以評(píng)估分體式大板的抗變形性能。限于篇幅,這里僅以0°地表水平拉伸變形為例,列出級(jí)差分別為0,1,2,3 m的鐵塔的支座1和2的水平相對(duì)位移與地表變形的相關(guān)關(guān)系曲線于圖10中。其他情況下,僅列出基礎(chǔ)水平相對(duì)位移的變化幅度(相對(duì)于無大板模型),如圖11～14所示。

a—級(jí)差0 m; b—級(jí)差1 m; c—級(jí)差2 m; d—級(jí)差3 m。—0 mm; —200 mm;---400 mm; —600 mm。

a—0°拉伸; b—45°拉伸; c—90°拉伸; d—135°拉伸?！? m; ---1 m;—2 m; ---3 m。

由圖10可見,無論是等高鐵塔,還是塔腿級(jí)差分別為1,2,3 m的高低腿鐵塔,隨著地表變形從0逐漸增大到20 mm/m,支座1和2之間的相對(duì)位移呈線性增加的趨勢(shì)。其中,在相同的地表變形下,以大板厚度為0(未設(shè)置防護(hù)大板)模型的相對(duì)位移最大,而設(shè)置有防護(hù)大板的模型的支座相對(duì)位移則小得多。對(duì)圖10a～10d中的板厚為0的模型的等效地表水平變形進(jìn)行線性擬合,得到的支座等效水平變形可分別表示為0.992 9ε、1.004 3ε、0.998 9ε、1.002 6ε。這說明,對(duì)于未設(shè)置防護(hù)大板的模型,無論其級(jí)差為多大,地表變形幾乎大小不變的直接傳遞給鐵塔基礎(chǔ),故容易因過大的地表變形而導(dǎo)致鐵塔結(jié)構(gòu)破壞。

以圖10b為例,當(dāng)鐵塔級(jí)差為1 m時(shí),根據(jù)板厚為0,200,400,600 mm的模型的支座相對(duì)位移值,可以計(jì)算得到等效地表變形值,經(jīng)擬合得到的等效地表變形可分別表示為1.004 3ε、0.654 5ε、0.644 0ε、0.633 9ε。后三者與前者(1.004 3ε)的比值分別為65.2%、64.1%和63.1%,這表明大板將地表變形對(duì)鐵塔的不利作用削弱了34.8%～36.9%,起到了很好的抗地表變形的作用。另一方面,板厚200,400,600 mm的三種厚度的防護(hù)大板對(duì)應(yīng)模型的支座相對(duì)位移曲線非常接近,這表明在0°水平拉伸地表變形下,單純?cè)龃蠓雷o(hù)板的厚度并不能進(jìn)一步顯著減小基礎(chǔ)相對(duì)位移值。限于篇幅,其他方向、其他類型地表變形下的支座相對(duì)位移變化情況不再詳細(xì)討論,僅在后文討論防護(hù)大板在不同方向和不同類型地表變形下對(duì)減小基礎(chǔ)相對(duì)位移的保護(hù)效果。

圖11～14分別示出了水平拉伸變形、水平壓縮變形、正曲率變形和負(fù)曲率變形下的鐵塔基礎(chǔ)相對(duì)位移減小幅度(簡(jiǎn)稱為保護(hù)作用)與防護(hù)大板厚度的關(guān)系曲線。

由圖11、圖12可見,在水平拉伸變形、壓縮變形下,設(shè)置了分體式防護(hù)大板的模型的基礎(chǔ)相對(duì)位移相對(duì)于無防護(hù)大板模型有顯著降低,這表明分體式大板可以有效削弱地表變形向上部結(jié)構(gòu)的傳遞。總體來說,在其他條件相同的情況下,板厚更大的模型,其基礎(chǔ)相對(duì)位移的減小幅度更大。此外,在大多數(shù)的工況下,當(dāng)板厚大于400 mm后,繼續(xù)增大厚度所獲得的保護(hù)作用增幅要小得多。這表明,當(dāng)?shù)乇碜冃我运阶冃螢橹鲿r(shí),兼顧保護(hù)效果和經(jīng)濟(jì)性的需要,將防護(hù)大板厚度設(shè)置為400 mm是比較合理的。

a—0°壓縮; b—45°壓縮; c—90°壓縮; d—135°壓縮?！? m; ---1 m;—2 m; ---3 m。

由圖13、圖14可見,在曲率變形作用下,當(dāng)其他條件相同時(shí),板厚越大則鐵塔基礎(chǔ)相對(duì)位移的減小幅度越大,這與水平地表變形下的規(guī)律類似。有所不同的是,在曲率變形下,隨著板厚的增大,防護(hù)大板的保護(hù)效果大致呈線性增大的趨勢(shì)。

a—0°正曲率; b—45°正曲率; c—90°正曲率; d—135°正曲率?！? m; ---1 m;—2 m; ---3 m。

a—0°負(fù)曲率; b—45°負(fù)曲率; c—90°負(fù)曲率; d—135°負(fù)曲率。—0 m; ---1 m; —2 m; ---3 m。

由圖11～14還可見,分體式防護(hù)大板減小基礎(chǔ)相對(duì)位移的效果與地表變形的方向密切相關(guān)。

在地表水平變形作用下,當(dāng)?shù)乇硭阶冃窝刂?°方向(順線路方向)作用時(shí),分體式大板的保護(hù)作用最大;當(dāng)沿著45°、90°、135°方向作用時(shí),保護(hù)作用則差得多。以級(jí)差2 m、板厚400 mm的模型為例,分體式大板在0°方向拉伸變形下的保護(hù)作用為34.2%,在45°、90°、135°方向拉伸變形下的保護(hù)作用分別為2.6%、3.6%和3.3%,后三者約為前者的1/10。同一個(gè)模型,分體式大板的保護(hù)作用在0°方向壓縮變形下為36.0%,而在45°、90°、135°壓縮變形下則分別為8.1%、5.1%和8.1%,均不到前者的1/4。這主要是因?yàn)?分體式大板的保護(hù)作用主要包括兩個(gè)方面:一方面,由于分體式大板的連續(xù)性,可以分擔(dān)水平方向的土體應(yīng)力;另一方面,由于分體式大板和板柱基礎(chǔ)間的滑動(dòng)層,使得板柱基礎(chǔ)的位移顯著小于分體式大板周邊土體的位移。因此,對(duì)于地表水平變形沿著45°、90°、135°方向作用的情況,由于分體式大板在這三個(gè)方向是不連續(xù)的,其對(duì)上部結(jié)構(gòu)的保護(hù)作用,更多的依靠滑動(dòng)層來實(shí)現(xiàn),從而導(dǎo)致大板的保護(hù)作用比0°方向下更差。

在地表正曲率和負(fù)曲率作用下,與僅設(shè)置板柱獨(dú)立基礎(chǔ)的模型相比,設(shè)置了分體式防護(hù)大板的模型的關(guān)鍵桿件軸力都有明顯的減小。在地表正曲率作用下,當(dāng)?shù)乇碜冃窝刂?°方向(順線路方向)時(shí),大板的保護(hù)作用最大;45°作用時(shí)次之,然后是135°作用時(shí);而90°方向下的保護(hù)作用最差。在地表負(fù)曲率作用下,當(dāng)曲率變形在0°方向(順線路方向)時(shí),大板的保護(hù)作用最大;135°次之,其后是45°方向;而90°方向下的保護(hù)作用最差。以級(jí)差2 m、板厚400 mm的模型為例,分體式大板在0°方向正曲率變形下的保護(hù)作用為38.8%,而在45°、90°、135°正曲率下分別為11.2%、2.8%和9.5%,僅為前者的7.2%～28.9%。同一個(gè)模型,大板在0°方向負(fù)曲率變形下的保護(hù)作用為33.2%,而在45°、90°、135°方向負(fù)曲率下分別為11.2%、1.4%和7.5%,同樣遠(yuǎn)小于前者。這主要是因?yàn)樵谇首冃蜗?分體式大板的彎曲變形能力是抵抗地表變形的主要決定因素。因此,對(duì)于地表曲率變形沿著0°方向作用時(shí),大板的截面抗彎能力完全起到作用,因而大板及其以上部分(包括板柱基礎(chǔ)、回填土)的總體曲率變形較小,使得不同板柱基礎(chǔ)之間的頂點(diǎn)相對(duì)位移比無分體式大板的模型小得多。而對(duì)于沿著45°、90°、135°方向作用的情況,由于分體式大板整體上不連續(xù),導(dǎo)致其整體協(xié)同抗彎效果較差,大板及其以上部分(包括板柱基礎(chǔ)、回填土)的總體曲率變形相對(duì)0°工況下的變形更大,保護(hù)作用相對(duì)較差。

2.3 鐵塔桿件軸力

圖15示出了在0°方向地表水平拉伸變形作用下,鐵塔斜材C-XC-5(見圖9c)的軸力與地表變形值的關(guān)系曲線?？梢?無論是等高鐵塔,還是塔腿級(jí)差分別為1,2,3 m的高低腿鐵塔,隨著地表變形從0逐漸增大到20 mm/m,斜材C-XC-5的軸力呈線性增加的趨勢(shì)。其中,在相同的地表變形下,以大板厚度為0(未設(shè)置防護(hù)大板)模型的桿件軸力最大,而設(shè)置有防護(hù)大板的模型的桿件軸力則小得多。以圖14b為例,當(dāng)鐵塔級(jí)差為1 m時(shí),根據(jù)板厚為0,200,400,600 mm的模型的桿件軸力與地表變形的關(guān)系曲線,從數(shù)值上軸力可分別表示為1.501 7ε、1.012ε、0.994 1ε、0.960 7ε,后三者與前者的比值分別為67.4%、66.2%、64.0%,這表明大板的存在將地表變形引起的桿件軸力降低了32.6%～36.0%,對(duì)上部鐵塔結(jié)構(gòu)起到了良好的保護(hù)作用。由圖15還可見,板厚200,400,600 mm三種厚度的大板對(duì)應(yīng)模型的桿件軸力曲線非常接近,這表明在0°水平拉伸地表變形下,單純?cè)龃蠓雷o(hù)板的厚度無法進(jìn)一步顯著提高防護(hù)大板的抗變形性能。限于篇幅,其他方向、其他類型地表變形下的關(guān)系曲線不再詳細(xì)討論,僅在下文討論防護(hù)大板在不同方向和不同類型地表變形下對(duì)減小桿件軸力的保護(hù)作用。

a—級(jí)差0 m; b—級(jí)差1 m; c—級(jí)差2 m; d—級(jí)差3 m。

圖16、圖17分別示出了地表水平拉伸變形和水平壓縮變形下鐵塔關(guān)鍵桿件軸力的減小幅度(保護(hù)作用)與分體式防護(hù)大板厚度的關(guān)系曲線。

a—0°拉伸(C-XC-5); b—45°拉伸(A-XC-5); c—90°拉伸(A-XC-5); d—135°拉伸(C-XC-5)。

a—0°壓縮(C-XC-7); b—45°壓縮(D-XC-7); c—90°壓縮(A-XC-7); d—135°壓縮(C-XC-7)。

可見:在地表水平變形作用下,與無防護(hù)大板的模型相比,設(shè)置分體式防護(hù)大板的鐵塔的關(guān)鍵桿件軸力均明顯減小。桿件內(nèi)力的減小程度(大板對(duì)鐵塔的保護(hù)作用),與地表水平變形方向密切相關(guān);當(dāng)

水平變形角度為0°方向(順線路方向)時(shí),無論是拉伸變形還是壓縮變形,桿件軸力減小幅度都在30%左右甚至更大,說明此時(shí)大板對(duì)鐵塔的保護(hù)作用很明顯;當(dāng)水平變形角度為90°時(shí),桿件軸力減小幅度相對(duì)最小,大部分小于10%;當(dāng)水平變形角度為45°和135°時(shí),桿件軸力的減小幅度總體上介于前兩者之間。以級(jí)差2 m、板厚400 mm的模型為例,在水平拉伸變形作用下,當(dāng)角度為0°時(shí)桿件內(nèi)力下降幅度為34.4%;當(dāng)角度為90°時(shí),下降幅度為5.6%;而當(dāng)角度為45°、135°時(shí),下降幅度分別為8.4%、8.6%。同一個(gè)模型,在水平壓縮變形作用下,當(dāng)作用角度為0°時(shí)桿件內(nèi)力下降幅度為37.7%;當(dāng)作用角度為90°時(shí),下降幅度為4.7%;而當(dāng)作用角度為45°和135°時(shí),下降幅度分別為27.9%和12.5%。這表明,分體式大板在0°地表水平變形下效果最好,而在90°水平變形下效果最差。這主要是因?yàn)?在90°方向上,分體式大板是完全分離的,其對(duì)地表變形向上傳遞的抵抗(削弱)完全依靠板柱基礎(chǔ)和大板之間的滑動(dòng)層,大板無法有效分擔(dān)變形方向的地基應(yīng)力,因而效果相對(duì)最差。

圖18、圖19分別示出了正曲率變形和負(fù)曲率變形下的鐵塔關(guān)鍵桿件軸力的減小幅度與大板厚度的關(guān)系曲線。關(guān)鍵桿件的編號(hào)及位置見2.1節(jié)所述。

a—0°正曲率(C-XC-5); b—45°正曲率(A-XC-5); c—90°正曲率(A-XC-5); d—135°正曲率(C-XC-5)。

a—0°負(fù)曲率(C-XC-7); b—45°負(fù)曲率(C-XC-7); c—90°負(fù)曲率(A-XC-7); d—135°負(fù)曲率(A-XC-5)。

可見:在地表曲率作用下,與未設(shè)置防護(hù)大板的模型相比,含分體式防護(hù)大板的模型的鐵塔關(guān)鍵桿件軸力均明顯減小,且減小幅度與地表變形方向密切相關(guān);相比其他角度,當(dāng)?shù)乇砬恃刂?°方向(順線路方向)作用時(shí),關(guān)鍵桿件軸力下降幅度最大,分體式大板的保護(hù)作用最好;而當(dāng)曲率變形角度在 45°、90°和135°時(shí),除了135°負(fù)曲率工況的模型和45°正曲率工況的級(jí)差為1 m的模型,其他大部分模型的桿件軸力下降幅度都相對(duì)較小。比如,45°方向

下,除了級(jí)差為1 m的鐵塔桿件下降幅度超過15%外,其他模型和工況下的軸力下降幅度都明顯小于10%;對(duì)于135°正曲率工況,大部分模型的桿件軸力下降幅度都小于10%;90°曲率工況下模型桿件軸力下降幅度大部分都小于5%;其中,負(fù)曲率變形下的降低幅度幾乎可以忽略不計(jì)?？傮w來說,地表發(fā)生曲率變形時(shí),當(dāng)分體式大板方向與地表曲率方向一致時(shí),對(duì)上部結(jié)構(gòu)保護(hù)效果最好;當(dāng)分體式大板方向與曲率方向垂直時(shí),對(duì)上部結(jié)構(gòu)保護(hù)效果最差;當(dāng)大板方向與曲率變形方向斜交時(shí),對(duì)上部結(jié)構(gòu)仍有一定的保護(hù)效果。這說明,在線路規(guī)劃時(shí)應(yīng)對(duì)未來地表變形的大小和方向進(jìn)行預(yù)計(jì),然后使分體式防護(hù)大板的長(zhǎng)度方向與水平變形、曲率變形的方向盡量一致,以充分發(fā)揮分體式防護(hù)大板的抗地表變形能力。

由圖16～19還可見,在相同條件下,更大的板厚帶來更明顯的桿件內(nèi)力降低效果,對(duì)上部鐵塔具有更好的保護(hù)作用。除了45°拉伸(圖16b)、0°正曲率(圖18a)、90°正曲率(圖18c)和0°負(fù)曲率(圖19a)四種變形作用的情況外,其他模型對(duì)應(yīng)的曲線呈現(xiàn)出“大板對(duì)鐵塔內(nèi)力的減小效果隨著板厚的增大先明顯增大,而后當(dāng)厚度達(dá)到400 mm后增大幅度顯著趨緩”的特征。這說明,僅本文的研究范圍來說,當(dāng)大板的厚度大于400 mm后,繼續(xù)增大板厚的總體經(jīng)濟(jì)性呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。因此,從減小鐵塔結(jié)構(gòu)內(nèi)力的角度來說,該鐵塔無論級(jí)差為多少,采用400 mm作為分體式大板的厚度是兼顧保護(hù)作用和經(jīng)濟(jì)性的最好選擇。

3 結(jié) 論

1)與僅采用板柱式獨(dú)立基礎(chǔ)相比,設(shè)置分體式防護(hù)大板能夠有效降低高低腿輸電鐵塔桿件軸力和基礎(chǔ)(支座)相對(duì)位移,對(duì)上部鐵塔結(jié)構(gòu)起到良好的保護(hù)作用。

2)分體式大板的抗地表變形性能與地表變形的作用方向密切相關(guān)。當(dāng)?shù)乇硭阶冃魏颓首冃蔚姆较蚺c大板長(zhǎng)度方向一致時(shí),分體式大板的抗地表變形作用最明顯,在地表水平拉伸、水平壓縮、正曲率和負(fù)曲率變形下可分別減少鐵塔內(nèi)力的34%、30%、23%和12%。而當(dāng)?shù)乇碜冃畏较蚺c大板寬度方向一致時(shí),大板的抗變形性能最弱,在各種地表變形下的保護(hù)作用總體在10%以下。

3)分體式防護(hù)大板對(duì)鐵塔的保護(hù)效果隨著板厚的增加而逐漸提高?？傮w來說,當(dāng)板厚達(dá)到400 mm之后,大板的保護(hù)作用隨著板厚的增加而增大的趨勢(shì)不再明顯。因此,在設(shè)計(jì)分體式防護(hù)大板時(shí),推薦采用400 mm的厚度。

本文的結(jié)論是針對(duì)典型鐵塔及其基礎(chǔ)、大板分析得出的,在進(jìn)一步推廣應(yīng)用分體式防護(hù)大板時(shí),還需要結(jié)合更多輸電線路的實(shí)際情況,開展系統(tǒng)深入的研究,對(duì)分體式大板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法和應(yīng)用原則提出更全面的改進(jìn)措施。