台风与微地形综合影响下的500 kV输电铁塔倒塌分析*

2023-07-05张宏杰罗克伟李扬森翁兰溪

工业建筑 2023年4期

张宏杰罗克伟李扬森翁兰溪

(1.中国电力科学研究院有限公司, 北京 100055; 2.国网福建省电力有限公司, 福州 350003;3.福建省电力勘测设计院有限公司, 福州 350003)

0 引言

随着我国国民经济水平的不断提高,输电铁塔设计安全裕度也随之有所提升,一般良态气候强风已难于通过短时作用对其造成破坏。但是,台风等极端气候发生时,即使是设计重现期50 a的高电压等级输电线路,也仍然存在遭受破坏的危险。1614号台风“莫兰蒂”于2016年9月15日凌晨2点左右登陆福建厦门,重创厦门电网。造成厦门地区6座220 kV变电站、21条220 kV线路、45座110 kV变电站、52条110 kV线路、10 743台配电变压器、713条10 kV线路停运,停电用户达55.22万户。与以往台风灾害不同的是,在其他台风中少有破坏的500 kV输电线路铁塔[1],在本次台风过境后倒塔5基。通过现场事故调查分析,发现这些铁塔均位于山区,且靠近山峰。其他临近500 kV输电线路未出现倒塔现象。初步的现场灾害分析显示,单纯提高验算风速无法解释同一塔型为何没有全部发生破坏,破坏形态也不完全一致,反映出部分设计参数还不够精确、验算工况不够全面等问题。

结构破坏原因只可能来源于两个大的方面,一是结构本身的抗力计算方法不当,导致高估了结构的真实承载能力;二是结构使用过程中实际经受的外荷载高于设计荷载。在输电线路结构抗力计算和风荷载计算这两个方面,国内外学者均开展了较多研究工作。

在输电线路结构抗力计算方法方面,目前,输电线路设计主要借助TTA[2]、道亨[3]等设计软件来实现。王璋奇指出,这些软件都是基于满应力设计理论,应当基于极限设计理论,以铁塔整体破坏而非单个杆件破坏为设计指标[4]。熊铁华等基于结构总刚度矩阵是否奇异来判断结构是否失效,计算了与之对应的铁塔结构整体极限抗力[5]。按照整体极限抗力设计的铁塔更为经济,但现阶段电力行业设计者普遍认为,满应力设计更好地满足了设计安全性要求。因此,分析结构抗力时,偏于安全地按照现行满应力设计方法计算铁塔杆件应力。

在输电线路外荷载计算方面,虽然现阶段输电塔结构的设计荷载已经考虑的相对全面[6],而且在设计过程中也涉及了结构的动力特性和塔线耦合情况[7-8],但是部分设计参数还不够精确、验算工况也不够全面[9-10]。我国输电线路荷载规范主要是由建筑结构荷载规范引伸而来,输电线路山区的风场特征与平原、城市地区存在较大差异。较为可行的方式为通过仿真分析获取山区等微地形条件下的风场特性[11-14]。国内外学者均已开展了较多研究工作[15-16],山区风场仿真分析技术较为成熟。

此外,随着台风实测风速数据的不断积累,台风近地边界层特性不断涌现新的研究成果,学者们提出了台风不同重现期极值风速[17],分析了台风风剖面特性[18]以及脉动风速特性[19-22]。An等采用改进遗传算法求解台风风场模型,分析了2014年超级台风“威马逊”(Rammasun)造成两座95 m高跨河塔倒塌成因[23]。但是,由于台风变异性强烈,且按照全线提升抗台风能力的设计思路成本过高,这些研究成果尚无法形成性价比较高的抗台风设计方法。目前,较为可行的做法是开展特定台风工况下的输电线路荷载验算与分析,并基于输电铁塔在特定荷载工况下的受力特性,进行针对性的加固补强[24]。

通过开展详细的气象收资、数据分析、仿真模拟和力学分析,结合现场破坏情况比对力学分析结果,确定了最为合理的破坏工况。同时,也反映出当前输电线路在应对极端风灾方面,还存在一些有待完善之处,许多科研成果有待引入到输电线路设计和校核验算中。

1 工程背景简介

1.1 受损线路500 kV漳泉II路设计概况

发生倒塔事故的线路段为500 kV漳泉II回120～128号段,属福建省典型气象区I-1区,主要设计气象条件为设计风速35 m/s(30年一遇,平均离地高度20 m),最低温度-5 ℃,覆冰厚度0 mm。线路走向北偏东47°。

经查阅原设计图纸,500 kV漳泉II回线路导线采用4×LGJ-400/35型钢芯铝绞线,安全系数为2.5,平均运行应力为其破断力的25%,为59.1 MPa;地线两根均采用GJ-80型镀锌钢绞线,安全系数为4.65。

1.2 受损线路现场破坏情况

台风造成漳泉II路126号(塔型ZMV522-36)和127号(塔型ZMV522-33)铁塔发生了倒塔。126号和127号铁塔的现场损毁情况分别如图1、图2所示,通过现场调查,漳泉II路126号塔,塔头瓶口位置以上破坏,塔头位置顺线路方向倒塔(往小号侧倒),板式基础4腿未被破坏,地脚螺栓未被破坏。漳泉II路127号塔,基础以上塔身整体失稳破坏,垂直线路方向倒塔,塔腿与基础连接部位角钢完全压弯,4个塔腿板式基础未破坏,地脚螺栓未破坏。周围树木大量倒伏,倒伏方向大致从高处往低处,即由北往南(图3)。

图1 500 kV漳泉II路126号塔破坏情况Fig.1 Failure condition of No.126 tower of 500 kV Zhangquan line II

图2 500 kV漳泉II路127号塔破坏情况Fig.2 Failure condition of No.127 tower of 500 kV Zhangquan line II

图3 周边树木倒伏情况Fig.3 Fallen trees around the failed tower

1.3 基于现场破坏情况的思考

设计部门结合现场破坏情况,计算风速取为42.9 m/s,大风与线路夹角取为0～45°。计算显示,在0°风偏角下,曲臂侧面交叉斜材应力达屈服应力的140%,45°风偏角下曲臂侧面交叉斜材应力达屈服应力的110%～120%。推测126号塔在0～45°风作用下,塔头曲臂侧面交叉斜材失稳,导致塔头破坏。推测127号塔破坏瞬间,在90°风偏角作用下,塔身主材、塔脚斜材位置构件应力超限导致倒塔。上述力学分析貌似很好地解释了两基塔的破坏成因,但在同一耐张段内,其他同类型、同批次、同标准设计的输电铁塔,在相隔不到1 000 m的范围内,并没有全部出现破坏,可见倒塔原因有待深入研究。

2 台风倒塔发生时风速风向的确定

台风是一种随时间和空间剧烈变化的风场,随着台风的移动,输电线路所遭受的风速、风向时时刻刻都在变化。如何确定倒塔发生时的准确风速、风向,是能否掌握台风作用下输电线路真实风荷载的关键。本文收集了1 111个福建气象台站在台风生成至登陆的72 h内(2016年9月14日0时至2016年9月16日23时)的最大10 min平均风速(样本时间间隔1 h)、风向数据,以及对应风向和气象台站经度、纬度数据,绘制了台风中心、127号倒塌铁塔在风速、风向矢量场中的空间位置关系,由此判断选取临近气象台站风速风向的数据,作为倒塔分析的输入条件。

图4 临近倒塔时刻塔位处风速风向矢量场Fig.4 The vector field of wind speed and wind direction near thetower position when close to tower collapse

图4给出了临近倒塔时刻塔位处风速风向矢量场。在图4中,箭头指示方向为风向,箭头越长表示风速越大。由图4可知,临近倒塔时刻,倒塌铁塔附近气象台站记录到的最大风速出现在F2188站(蓝色箭头,E118.0445,N24.3331)和F2185站(红色箭头,E118.0424,N24.2951),且风向为由北向南吹,与现场铁塔倒塌的方向一致。

图5给出了F2188站和F2185站在台风登陆期间的风速、风向随时间变化曲线,由图可知,临近倒塔时刻,F2188站采集到的最大10 min平均风速为32.1 m/s,风向344°;F2185站采集到的最大10 min平均风速为41.7 m/s,风向320°。这两个台站的风速风向都符合造成铁塔破坏的必备条件,以这两种风场作为边界条件,均需开展铁塔受力分析。

a—F2188站; b—F2185站。图5 F2188和F2185站风速、风向曲线Fig.5 Relations between wind speed and winddirection of F2188 and F2185

3 台风和微地形共同作用下铁塔受力分析参数取值

3.1 校核验算相关参数取值

根据上述分析,结合台风风场特性的既有研究结论,确定了开展倒塔分析的相关参数取值如下:

1)设计风速。需要进行验算的工况分别为F2188站采集到的最大10 min平均风速为32.1 m/s;F2185站采集到的最大10 min平均风速为41.7 m/s。

2)角度风夹角。F2188站采集到的32.1 m/s风速对应的风向为344°,在地理坐标系下,其与线路走向的夹角为62°,角度风夹角取为60°;F2185站采集到的41.7 m/s风速对应的风向为320°,在地理坐标系下,其与线路走向的夹角为87°,角度风夹角取为90°。角度风夹角示意如图6所示。

图6 输电线路角度风夹角示意Fig.6 Inclusion angles between transmission line and wind direction

3)风剖面系数。因相关收资工作没有收集到台风“莫兰蒂”的风速剖面数据,根据文献[18-19]的研究成果,建议偏保守地取为0.12。

4)10 m高度湍流强度。因相关收资工作没有收集到台风“莫兰蒂”的10 m高度处湍流强度,依据文献[20-21]给出的修正建议,取为1.24倍的非台风区湍流强度。

5)塔位处的风速加速比。为反映微地形对台风风速的影响,对漳泉II路127号铁塔周边微地形风场进行了模拟(图7)。

a—微地形风场仿真区域; b—风向角的定义。图7 微地形风场仿真区域与风向角定义Fig.7 Simulation region and wind direction angledefinition of micro-topography wind field

使用Google Earth获取地形底面的高程数据,取样间隔30 m,共计获得43 381个离散高程点。将其导入逆向工程软件Global mapper,拟合四阶地形曲面,然后将曲面导入网格划分平台ICEM,形成计算域。山体表面使用三角形网格划分,体网格生成过程中先在山体外围边界面生成过渡段的边界层网格,然后由过渡段向计算域的最外层流域生成结构化的空间网格,网格尺寸由内往外逐渐增大。求解域入风口高2 000 m,宽15 000 m,计算域上游长度7 500 m,下游长度9 500 m。体网格采用混合网格,体网格单元总数283万个(图8a)。流域顶部和两侧采用对称边界条件(symmetry)。出流面采用压力出流边界条件(pressure-outlet)。建筑群表面和山体地面采用无滑移的壁面条件(wall)。采用非平衡壁面函数模拟近壁面流动,且在地面引入粗糙壁面修正(图8b)。

a—网格划分; b—流场边界。图8 微地形风场网格划分与流场边界Fig.8 Meshing and flow boundary of micro topography wind field

经仿真计算,提取了127号铁塔所在位置与入流边界风速的比值,这个比值定义为风速加速比。127号铁塔在各个风向角下的风速加速比如图9所示。

图9 127号铁塔10 m高度处风速加速比雷达Fig.9 Radar chart of wind speed-upratio at 10 m height of No.127 tower

为确保结果可靠,委托其他单位同步开展了该塔位处的对比仿真分析,两组仿真结果在各个风向角下基本一致,尤其是在330°和345°两个角度下的结果十分接近。

表1给出了344°和320°来流风向上的风速加速比。对表1分析可知,受局部地形影响,344°风向上,铁塔高度范围内的风速加速比系数大于1,体现了山地对风速的加速效应,而在320°风向上,铁塔高度范围内的风速加速比系数小于1,体现了山地对风速的遮挡效应。

表1 344°和320°来流风向上的风速加速比Table 1 Wind speed-up ratios at 344°and320°wind direction

3.2 台风作用下铁塔导地线计算

1)风压高度变化系数μz按下式计算:

(1)

式中:HG为与实际地貌类型对应的梯度风高度;α为风剖面系数。

2)杆塔风振系数βz按下式计算:

(2)

式中:g为峰值因子;I10为10 mm高度处湍流强度;Bz为背景响应分量;R为共振响应分量。

在进行原设计工况校核,即常规风杆塔风荷载计算时,α与I10取值按照设计文件假定的地貌类型确定,α取为0.15,10 m高度处的湍流度I10取为0.14;在进行台风杆塔风荷载计算时,α与I10分别取为0.12和0.174。

3)塔身风荷载计算:

塔身正侧面风荷载标准值Wsa、Wsb按式(3)计算,塔身风荷载一般根据风压分段(图10),由铁塔分析程序计算,式中参数详见文献[6]第10.1.19节。

(3)

4)导地线风荷载计算:

导地线风荷载标准值按式(4)计算,导地线风荷载一般采用电气荷载计算表格进行计算,式中参数物理意义详见文献[6]第10.1.18节。

Wx=αcW0μzμscβcB1dLpsin2θ

(4)

5)角度风分配:

考虑输电线路与实际风向的角度风作用,按照文献[6]角度风相关规定分别计算各角度风作用下塔身和导地线风荷载。

图10 127号铁塔风压分段示意 mmFig.10 The schematic diagram of wind pressuresection of No.127 tower

4 台风与微地形综合影响下的127号铁塔受力分析

本文采用道亨分析软件开展了4种工况的铁塔受力计算。计算所得铁塔杆件应力比分布分别如图11所示。铁塔杆件应力比即杆件在荷载作用下的实际应力与杆件屈服应力的比值。

Case1:127号铁塔原设计大风工况受力分析。

Case2:345°风向角下不考虑微地形影响铁塔受力分析(对应60°角度风)。

Case3:345°风向角下考虑微地形影响铁塔受力分析(对应60°角度风)。

Case4:320°风向角下考虑微地形影响铁塔受力分析(对应90°角度风)。

综合对比分析以上4种工况的铁塔应力比分布情况,可得如下规律:

1)台风荷载与原设计大风工况对比。

台风风速达到了32.1 m/s,虽然略微超过了原设计大风工况下的风速31.3 m/s,使得铁塔杆件应力比最大达到了94.6%,但杆件仍处于安全范围之内,说明即使是处于台风10级风圈范围内的输电铁塔,其设计安全裕度在多数情况下仍是足够的,绝大多数铁塔不会发生破坏。

a—Case1; b—Case2; c—Case3; d—Case4。图11 铁塔杆件应力比Fig.11 Stress ratios of tower members

2)台风荷载与微地形加速效应的叠加影响。

a.除台风风速增加、风切变加剧、高湍流度的影响以外,127号铁塔还受到周边微地形对塔身和导地线风荷载的影响,并最终导致了塔腿部位的斜材和主材都出现了应力比超限的情况,其最大应力比达到了屈服应力的112.5%,进而发生塔腿部位的破坏。b.从导致铁塔倒塌的风向来看,345°来流风作用下的铁塔和周边树木都将由北向南倒伏,形成了从山坡顶部向山坡底部倒塔的破坏形态。c.127号铁塔倒塌后,与其直接相邻的126号铁塔在断线不平衡张力和冲击力的作用下,发生了塔头上曲臂位置处的破坏,这与现场观察到的126号铁塔破坏形式一致。

3)台风荷载与微地形遮挡效应的叠加影响。

虽然320°风向角下对应的台风风速达到了41.7 m/s,但这一风向角下127号铁塔恰恰处于山体下游的遮挡区域内,风速加速比小于1,铁塔杆件应力比反而比设计大风工况还要小,也说明忽略微地形效应仅凭气象台站提供的风速判断铁塔是否危险是不合理的。