李軍闊,郜 帆,劉春城,王麗歡,任亞寧,顏 召,姜 濤

(1. 國網(wǎng)河北省電力有限公司經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院,河北 石家莊 050000; 2. 東北電力大學(xué) 建筑工程學(xué)院,吉林 吉林 132012)

0 引言

輸電塔作為架空輸電線路的重要組成部分,對電力系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行具有重要意義。近年來,極端氣象災(zāi)害頻發(fā),導(dǎo)致經(jīng)常出現(xiàn)輸電線路的倒塔斷線事故[1-2]。 “三跨”區(qū)段(跨越高速鐵路、高速公路和重要輸電通道)的輸電線路倒塔斷線會造成高速公路封閉、高鐵停運(yùn)以及被跨越線路停電等,直接和間接經(jīng)濟(jì)損失巨大。根據(jù)國家電網(wǎng)公司2016年3月提出的架空輸電線路“三跨”重大反事故措施要求,有必要對“三跨”區(qū)段的輸電塔采取有效的加固補(bǔ)強(qiáng)措施來提高輸電塔的極限承載力,從而確保輸電線路能夠安全運(yùn)行。

輸電塔具有柔性強(qiáng),對風(fēng)荷載十分敏感的特點(diǎn),所以研究輸電塔的抗風(fēng)性能尤為重要,目前,輸電塔的抗風(fēng)研究主要集中在輸電塔的風(fēng)振響應(yīng)、輸電塔的倒塌機(jī)理與破壞形態(tài)等方面[3-5]。SOUZA等[6]通過風(fēng)洞試驗,得到了塔線體系的動力特性,以及塔線體系的耦合作用對輸電塔風(fēng)振響應(yīng)結(jié)果的影響。YASUI等[7]采用了2種不同的方法對塔線耦合體系進(jìn)行分析,表明了時域分析法計算的峰值因子大于由功率譜密度計算的峰值因子。郭勇等[8]等進(jìn)行了塔線耦合體系的時域分析及風(fēng)洞試驗,提出了塔線體系的簡化計算方法。鄧洪洲等[9]開展了氣彈模型風(fēng)洞試驗,對比分析了不同風(fēng)場下單塔及塔線體系的風(fēng)振系數(shù)和響應(yīng)結(jié)果。雷旭等[10]提出了一種不確定性分析方法,并研究了不確定性因素對輸電塔結(jié)構(gòu)抗風(fēng)性能的影響。

國內(nèi)外學(xué)者基于構(gòu)件試驗以及數(shù)值模擬等方法,對角鋼受力特性以及加固方式進(jìn)行了大量的研究,ELGAALY等[11]對桁架中的角鋼進(jìn)行了力學(xué)實驗,發(fā)現(xiàn)了角鋼的受力與其端部的連接條件、長細(xì)比以及角鋼的寬厚比有著密切的聯(lián)系。ROBERT等[12]對輸電塔主角鋼的受力特性進(jìn)行模擬,并表明彎矩會對主角鋼的承載力產(chǎn)生顯著影響。顧正維等[13]通過對半剛性連接的螺栓角鋼鋼節(jié)點(diǎn)進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)了螺栓直徑的大小、角鋼的厚度以及螺栓的預(yù)緊力的大小均會對節(jié)點(diǎn)的受力特性產(chǎn)生影響。韓軍科等[14]提出了一種設(shè)置副主材的加固方法,通過試驗的方法驗證了該加固方案的可行性,并提出了加固后主材承載力的計算方法。劉學(xué)武等[15]對不同截面形式的加固構(gòu)件進(jìn)行了數(shù)值分析和試驗,表明3種加固方案均具有良好的加固效果,其中T字型的加固效果較為突出。張飛華等[16]對輸電塔的抗風(fēng)薄弱部位和倒塔機(jī)理進(jìn)行了分析,并加固了薄弱部位,結(jié)果表明加固后的輸電塔在其抗風(fēng)性上得到顯著的提高。謝強(qiáng)等[17-18]設(shè)計制作了輸電塔縮尺結(jié)構(gòu)模型,進(jìn)行了等效風(fēng)荷載作用下的靜力加載破壞試驗,并且在模型上增設(shè)了橫隔面作為對比試驗,表明橫隔面的設(shè)置使結(jié)構(gòu)的極限承載力和抗風(fēng)性能得到了顯著提升。鐘萬里等[19]采用了在輸電塔的不同部位進(jìn)行局部加固的方法,對比了不同情況下的輸電塔穩(wěn)定性能,表明局部加固是一種提高輸電塔抗風(fēng)能力十分有效的措施。

為了有效提高運(yùn)行中的輸電塔承載能力,本文以某220 kV輸電線路典型鐵塔為例,研究輸電塔在強(qiáng)風(fēng)作用下的倒塌機(jī)理和失效模式,提出了一種基于原塔位的輸電塔無損加固方案,開展了主材角鋼構(gòu)件的加固分析以及輸電塔的局部加固數(shù)值模擬,驗證了此加固方法對輸電塔承載性能的提升效果,為輸電塔的抗風(fēng)設(shè)計以及加固技術(shù)提供有價值的參考。

1 輸電塔倒塌破壞機(jī)理和失效模式

1.1 輸電塔有限元模型

本文以典型的220 kV輸電線路 2B2-ZM2貓頭塔為例,全塔高38.2 m,呼稱高30 m,導(dǎo)線型號為2×LGJ—400/35,地線型號為JLB 20A—150,水平檔距、垂直檔距、代表檔距分別為410、550、450 m。為方便后續(xù)加載分析計算,需對鐵塔進(jìn)行分段,鐵塔分段示意圖如圖1所示。采用ABAQUS建立輸電塔有限元模型,主材和帶輔助斜材等均選用B31空間非線性梁單元,塔腳采用固定約束。輸電塔有限元模型如圖2所示。輸電塔構(gòu)件由Q235和Q345型號邊角鋼構(gòu)成,2種鋼材的彈性模量均采用206 GPa,密度為7850 kg/m3,輸電塔角鋼構(gòu)件參數(shù)如表1所示,采用雙折線本構(gòu)模型,材料的本構(gòu)關(guān)系如圖3所示。

圖1 鐵塔分段示意圖

圖2 鐵塔有限元模型

圖3 鋼材應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系

表1 輸電塔角鋼構(gòu)件參數(shù)表

表2 輸電塔塔段風(fēng)荷載(25 m/s風(fēng)速,90°風(fēng)向角)

表3 導(dǎo)地線與絕緣子風(fēng)荷載

1.2 輸電塔破壞模式分析

本文依據(jù)架空輸電線路荷載和設(shè)計規(guī)范[20-21]進(jìn)行輸電塔結(jié)構(gòu)、導(dǎo)地線和絕緣子的風(fēng)荷載的計算。

輸電塔結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載按式(1)計算:

P=W0·μZ·μsc·B·A·βZ

(1)

式中:βZ為桿塔風(fēng)振系數(shù);μZ為風(fēng)壓高度變化系數(shù);μsc為體型系數(shù);W0為基準(zhǔn)風(fēng)壓標(biāo)準(zhǔn)值(kN/m2);B為覆冰風(fēng)荷載增大系數(shù);A為迎風(fēng)面構(gòu)件投影面積(m2)。

(2)

(3)

(4)

(5)

式中:g為峰值因子;εt桿塔風(fēng)荷載脈動折減系數(shù);I10為10 m高度名義湍流強(qiáng)度;BZi為背景因子;R2為共振因子;φ1為結(jié)構(gòu)一階振型系數(shù);cohZ(zj,zj′)為豎向相干函數(shù);ζ1為結(jié)構(gòu)一階阻尼比;f1為結(jié)構(gòu)一階自振頻率。

導(dǎo)地線風(fēng)荷載按式(6)計算:

PD=αL·W0·μZ·μsc·βc·d·Lp·B·sin2θ

(6)

式中:αL為檔距折減系數(shù);d為導(dǎo)地線的外徑;βc為導(dǎo)地線陣風(fēng)系數(shù);Lp為桿塔的水平檔距;θ為風(fēng)向與導(dǎo)地線方向之間的夾角(°)。

按式(7)計算絕緣子串風(fēng)荷載的標(biāo)準(zhǔn)值:

Pj=n·λ1·W0·μZ·μS1·B·A1

(7)

式中:n為垂直風(fēng)向絕緣子聯(lián)數(shù);λ1為順風(fēng)向絕緣子串風(fēng)荷載屏蔽折減系數(shù);A1為單聯(lián)絕緣子串承受風(fēng)壓面積計算值。輸電塔塔段、導(dǎo)地線和絕緣子的風(fēng)荷載計算結(jié)果如表 2和表 3所示。

在主材及橫擔(dān)材的各個受力節(jié)點(diǎn)上均勻施加等效為節(jié)點(diǎn)荷載的塔身風(fēng)荷載,同時將導(dǎo)地線、絕緣子串所受的自重荷載及風(fēng)荷載也等效成節(jié)點(diǎn)荷載施加在輸電塔相應(yīng)位置處,得到了不同風(fēng)速工況下輸電塔塔頂位移與塔身最大應(yīng)力計算結(jié)果如表4所示。

表4 不同風(fēng)速下輸電塔位移和應(yīng)力計算結(jié)果

由表4可知,當(dāng)風(fēng)速26 m/s時,輸電塔仍處于彈性受力階段,主材最大應(yīng)力為330 MPa。當(dāng)風(fēng)速達(dá)到27 m/s左右時,應(yīng)力最大桿件出現(xiàn)在第6段塔身受壓側(cè)主材下部位置,應(yīng)力最大值達(dá)到345 MPa,是第一個率先進(jìn)入塑性屈服階段,變形開始增大,并逐漸退出工作,但此時該桿件并未發(fā)生強(qiáng)度破壞,輸電塔仍然可以繼續(xù)承載。進(jìn)入塑性階段后,由于第6段塔身受壓側(cè)主材開始屈服,輸電塔結(jié)構(gòu)的內(nèi)力開始進(jìn)行重分布,且最大應(yīng)力位置發(fā)生變化,增大風(fēng)速,輸電塔第5段塔身受壓側(cè)主材的應(yīng)力也顯著增加,應(yīng)力增加較大的桿件為第5段塔身的No.1號桿件和No.2號桿件,如圖4所示。圖5給出了No.1號和No.2號桿件的應(yīng)力隨風(fēng)速變化規(guī)律曲線,從圖中不難看出,No.2號桿件會成為受壓側(cè)第二根開始屈服的桿件,No.1號桿件的應(yīng)力會在結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性階段后迅速增大,從而成為第三根屈服的桿件。

圖4 第5段塔身No.1與No.2桿件位置

圖5 No.1與No.2桿件應(yīng)力隨風(fēng)速變化曲線

持續(xù)增大風(fēng)速,當(dāng)風(fēng)速超過30 m/s時,塔頂位移發(fā)生突變,結(jié)構(gòu)發(fā)生了大變形失穩(wěn),輸電塔塔頂位移變化曲線如圖6所示,在輸電塔發(fā)生倒塌前,塔頂極限位移為0.378 m,判定該位移為輸電塔的倒塌位移。進(jìn)一步采用弧長法對風(fēng)速為30 m/s下的輸電塔結(jié)構(gòu)進(jìn)行非線性屈曲分析,結(jié)果表明:輸電塔危險桿件的破壞形式為主材塑性失穩(wěn)破壞。破壞順序為:第6段塔身受壓側(cè)主材下部位置桿件;第5段塔身受壓側(cè)No.1號桿件、第5段塔身受壓側(cè)No.2桿件。使輸電塔無法繼續(xù)承載,輸電塔的倒塌失效模式如圖7所示。

圖6 塔頂位移變化曲線

圖7 輸電塔倒塌失效模式(風(fēng)速31 m/s)

2 主材角鋼加固有限元分析

2.1 主材角鋼加固方案

針對輸電塔倒塌破壞模式,本文提出了一種主材無損加固方案,該加固方案是由內(nèi)貼加固角鋼、外包加固夾具和高強(qiáng)螺栓組成,內(nèi)貼角鋼與外部夾具的厚度與原角鋼相同,高強(qiáng)螺栓布置在夾具兩側(cè),每組夾具由4個螺栓連接,螺栓型號為M16,承載能力等級為8.8級。該加固方案不破壞原主材,且施工方便,主材角鋼加固示意圖如圖8所示。

圖8 主材角鋼加固示意圖

2.2 主材角鋼加固有限元模型

在進(jìn)行相關(guān)研究工作前,首先需要對主材角鋼構(gòu)件進(jìn)行加固分析,本文模型采用的角鋼規(guī)格如表5所示。

表5 原主材角鋼參數(shù)

主材的加固模型采用C3D8R實體單元進(jìn)行模擬,圖9為加固主材構(gòu)件模型示意圖。模型的接觸屬性按下述方法定義:切向方向的摩擦接觸采用罰函數(shù)定義,摩擦系數(shù)取0.35;法向定義為硬接觸。模型構(gòu)件底部和支撐底部完全固接,上端加載板則限制其水平方向的位移,僅允許豎向方向的平動位移和轉(zhuǎn)動位移。

圖9 主材構(gòu)件的有限元模型

2.3 計算結(jié)果分析

上端加載板施加由主材角鋼軸向集中荷載等效的均布荷載,下端加載板采用固定約束。圖10所示為逐級加載得到的原角鋼和各個加固角鋼構(gòu)件的荷載-位移曲線。由圖10可知,在加載的初期,未加固的構(gòu)件和加固后的構(gòu)件荷載-位移曲線呈線性增長趨勢,曲線斜率波動比較小,近似直線狀,此時構(gòu)件為彈性變形階段。而隨著荷載的增大,荷載-位移曲線逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榉蔷€性增長趨勢,這一階段屬于非線性彈性變形階段。當(dāng)荷載逐漸增大接近極限荷載時,位移迅速增加,荷載-位移曲線斜率迅速變小,荷載-位移曲線出現(xiàn)了下降,說明構(gòu)件的塑性變形開始發(fā)展。此時荷載-位移曲線中出現(xiàn)的極值點(diǎn),對應(yīng)的荷載即為構(gòu)件的極限承載力。由圖10可以看出:加固后主角鋼的極限承載力均有很大幅度的提高,最大可提高37.2%,且角鋼橫截面尺寸越大,極限荷載提高幅度越大,加固效果越顯著。此外,長細(xì)比小的構(gòu)件加固前承載力已經(jīng)相對較高,所以加固后極限承載力提高幅度較小,而相同角鋼截面,長細(xì)比較大的角鋼構(gòu)件,承載力提升效果會更加明顯。表6給出了主材角鋼加固前后的極限承載力及提升效果。

圖10 不同截面參數(shù)和長細(xì)比主材角鋼荷載-位移曲線(Q-加固前,H-加固后)

表6 主材角鋼加固前后極限承載力對比

3 輸電塔結(jié)構(gòu)加固有限元分析

3.1 輸電塔多尺度模型

輸電塔加固多尺度模型的建立首先要確定需要加固的桿件及相應(yīng)位置,依據(jù)輸電塔倒塌失效模式分析結(jié)果,在強(qiáng)風(fēng)作用下,輸電塔主要發(fā)生第5段和第6段塔身受壓側(cè)主材的破壞。因此,多尺度模型將鐵塔的第5段和第6段主材桿件采用更精細(xì)的實體單元建模。其余桿件仍保留原來的梁、桿單元,通過在梁單元與實體單元的接觸位置設(shè)置多點(diǎn)約束(MPC)連接,建立了輸電塔的多尺度模型。圖11為輸電塔加固多尺度有限元模型及局部放大圖。

圖11 加固后的輸電塔多尺度模型

3.2 輸電塔加固后的計算結(jié)果

與輸電塔倒塌破壞分析過程相似,對加固后的輸電塔在不同風(fēng)速荷載作用下進(jìn)行承載性能分析,并與加固前進(jìn)行了對比,得到塔頂位移和主材最大應(yīng)力隨風(fēng)速的變化曲線如圖12所示。

圖12 加固前后塔頂位移和主材最大應(yīng)力隨風(fēng)速變化曲線

從圖12可以看到,在加固后,輸電塔的塔頂位移較加固前降低約18%,在風(fēng)速達(dá)到27 m/s之前最大應(yīng)力的下降幅度均在15%左右,鐵塔發(fā)生屈服的對應(yīng)風(fēng)速由27 m/s提高至30 m/s,說明輸電塔的承載力得到大幅提升,加固后,鐵塔最大應(yīng)力的位置從第6段塔身受壓側(cè)主材轉(zhuǎn)移至塔腿受壓側(cè)主材根部,這說明加固后的輸電塔塔身加固段截面增大,強(qiáng)度大幅提升,局部剛度也顯著增大。雖然鐵塔發(fā)生屈服時對應(yīng)的風(fēng)速較加固前有了明顯的提高,但是鐵塔的倒塌破壞風(fēng)速卻變化不大,僅從31 m/s增大至32 m/s,這是由于在鐵塔進(jìn)入塑性階段后塔腿逐漸退出工作,而被加固部分的局部剛度提升較大,導(dǎo)致鐵塔的傳力效率降低,所以在輸電塔進(jìn)入塑性階段后,最大應(yīng)力位置沒有發(fā)生變化,最終由于塔腿主材退出工作,輸電塔發(fā)生倒塌破壞,加固后的輸電塔在風(fēng)速為29 m/s時的應(yīng)力云圖以及最大應(yīng)力位置如圖13所示。

圖13 加固后輸電塔應(yīng)力云圖(風(fēng)速29 m/s)

3.3 輸電塔加固承載性能提升評估

取該輸電塔設(shè)計風(fēng)速25 m/s作為其承載性能提升計算的主要荷載依據(jù),進(jìn)行輸電塔承載性能提升的評估。參照GB 50545—2010《110 kV～750 kV架空輸電線路設(shè)計規(guī)范》[21]關(guān)于桿塔結(jié)構(gòu)承載能力極限狀態(tài)設(shè)計公式,以計算得到的25 m/s風(fēng)速下的風(fēng)荷載和重力荷載設(shè)計值為基準(zhǔn)值,在重要系數(shù)取值1.0的基礎(chǔ)上逐漸增大重要性系數(shù)取值,觀察輸電塔加固前后的最大應(yīng)力和塔頂位移的變化,以輸電塔主材首次發(fā)生屈服時作為結(jié)構(gòu)設(shè)計重要性系數(shù)的最大取值,通過對比計算加固前后的輸電塔結(jié)構(gòu)響應(yīng),對輸電塔承載性能的提升進(jìn)行評估。表7給出了加固前后的輸電塔在不同重要性系數(shù)下的響應(yīng)計算結(jié)果。

表7 加固前、后輸電塔不同設(shè)計重要性系數(shù)取值的最大應(yīng)力和塔頂位移響應(yīng)

由表7中的數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)重要性系數(shù)提升至1.15時,未加固的輸電塔主材首次發(fā)生屈服,位于第6段塔身受壓側(cè)。當(dāng)重要性系數(shù)為1.35時,加固后的輸電塔主材首次進(jìn)入塑性階段,位于塔腿受壓側(cè),經(jīng)過對比分析可知,加固后輸電塔的設(shè)計重要性系數(shù)相較于未加固的輸電塔提升了1.17倍,所以本加固方案可使輸電塔的承載力具有顯著的提升。

4 結(jié)論

本文開展了220 kV輸電塔倒塌破壞機(jī)理和失效模式研究,提出了一種主材單角鋼加固方案,通過主材角鋼加固構(gòu)件和輸電塔結(jié)構(gòu)加固分析,得到的結(jié)論如下:

1)輸電塔的倒塌破壞分析表明,輸電塔的倒塌是由主材的塑性失穩(wěn)造成,失穩(wěn)部位起始于塔身第6段受壓側(cè)主材,隨風(fēng)荷載增大,塔身第5段受壓側(cè)主材相繼進(jìn)入塑性屈服階段,造成鐵塔第6段和第5段局部塑性大變形失穩(wěn)破壞。桿件初始屈服風(fēng)速為27 m/s時,倒塌臨界風(fēng)速約為30 m/s,在輸電塔發(fā)生倒塌前,塔頂極限位移可達(dá)0.378 m。

2)基于輸電塔倒塌機(jī)理和失效模式,提出了一種主材無損加固方案,通過加固單角鋼構(gòu)件軸心受壓力學(xué)性能分析可知,加固后主材角鋼的極限承載力均有大幅度的提高,最高可達(dá)37.2%,加固效果顯著。且角鋼長細(xì)比和橫截面尺寸越大,極限荷載提高幅度越大。

3)通過對輸電塔加固分析,加固后鐵塔的承載力大幅提高,鐵塔加固段局部剛度顯著增大,鐵塔主材發(fā)生屈服的風(fēng)速由27 m/s提高至30 m/s,倒塌臨界風(fēng)速提高至32 m/s,加固后的輸電塔設(shè)計重要性系數(shù)由1.15提升至1.35,較加固前提升了1.17倍,倒塌破壞模式主要由塔腿的主材失效所致。因此,采用本文提出的加固方案對整塔的承載力提升效果顯著。