500 kV单回路复合横担悬垂塔的设计及有限元仿真分析

田 宇

（中国能源建设集团山西省电力勘测设计院有限公司，山西太原030001）

0 引言

高性能纤维增强复合材料FRP（fiber reinforced polymer）具有强度大、质量轻、耐腐蚀以及耐久性能和电绝缘性能好等特点，非常适于制造输电杆塔[1]。近年来，复合材料塔已在±660 kV银川东换流站—红柳沟接地极线路工程和750 kV新疆与西北联网第二通道输电线路工程中进行了应用[2]。

1 500kV单回路三相复合横担悬垂塔设计

1.1 铁塔设计条件

电压等级500 kV，单回路，导线型号4XJL/G1A-400/35，地线型号JLB20A-150，设计基本风速（10 m高度）29 m/s；设计冰厚导线为10 mm、地线为15 mm，呼高范围24～48 m，计算呼高32 m，水平档距500 m，垂直档距700 m，Kv值选择0.75。

1.2 最小悬垂串长确定

输电杆塔利用复合材料的绝缘特性，可实现结构材料和功能材料的高度统一，具有非常显著的优势。如利用复合材料的绝缘性能，可全部替代绝缘子，大幅度减低悬垂串长度，降低了塔高[3-4]。但若悬垂串的长度过短也会影响线路的安全运行，所以在杆塔设计之初应先确定悬垂串的最短长度。

根据《110～750 kV架空输电线路设计规范》（GB 50545—2010）[5]10.1.8规定，10 mm及以下冰区不均匀覆冰情况的导地线不平衡张力取值：导线按照最大使用张力的10%设计，地线按照最大使用张力的20%设计。

复合横担铁塔悬垂串长度大大减小，需校验不均匀覆冰情况的导地线不平衡张力取值。产生不平衡张力的不均匀冰荷载情况按未断线、-5℃、有不均匀冰、同时风速10 m/s计算。根据《重覆冰架空输电线路设计技术规程》（DL/T 5440—2009）[6]中线路分类，按一侧100%另一侧20%取值进行计算。

选取实际工程10.423 km断面进行验算，该段断面最大档距数量为7档，最大档距656 m。计算可知，串长为1.2 m，此时不平衡张力达到最大使用张力的16.2%，考虑适当裕度后取17%。图1为典型210 kN单联金具串图。

图1 典型210 k N单联金具串图（mm）

1.3 地线布置

1.3.1 水平距离

根据《110～750 kV架空输电线路设计规范》（GB 50545—2010）规定：水平线间距离按式（1）计算。杆塔水平档距500 m，单侧最大档距按2×500×80%=800 m考虑，计算的水平线间距离为9.7 m。

其中，Ki为悬垂绝缘子串系数，宜符合《110～750 kV架空输电线路设计规范》中规定的数值；D为导线水平线间距离，m；Lk为悬垂绝缘子串长度，m；U为系统标称电压，kV；fc为导线最大弧垂，m。

1.3.2 三角排列

三角排列等效水平线间距离按式（2）计算。

其中，Dx为导线三角排列的等效水平线间距离，m；Dp为导线间水平投影距离，m；Dz为导线间垂直投影距离，m。

1.3.3 导地线水平偏移

上下层相邻导线间或地线与相邻导线间的最小水平偏移取1.75 m。

1.3.4 保护角的要求

单回路500 kV线路的保护角不宜大于10°，这里取10°。

1.4 塔头形式及布置

500 kV单回路直线塔的布置方式一般为酒杯型和猫头型，采用复合材料横担，塔头布置方式如图2和图3所示。

图2 三相复合横担猫头型布置（mm）

图3 三相复合横担酒杯型布置（mm）

猫头型复合横担塔的横担宽度为15.88 m，酒杯型复合横担塔的横担宽度为21.58 m，猫头型复合横担塔相对于酒杯型复合横担塔，横担宽度缩小27%。采用猫头型复合横担塔能够大大节省走廊，减少房屋拆迁，故选择猫头型复合横担塔进行设计。

1.5 复合横担截面形式

复合材料型材的截面形式可根据需要设计成各种形状，主要有“L”型、实心“○”型、空心“○”形、“D”型和“□”型等，其中圆环形截面的截面惯性矩最大，其整体稳定承载力也最高，并且环型构件制作也便捷，连接方便，对受压构件采用圆环形截面的支柱绝缘子作为主要受力构件。对于受拉构件，可采用满足强度要求的实心圆形复合绝缘子[7-8]。

1.6 横担布置方案

边相导线横担采用双柱双斜拉结构形式的复合绝缘横担布置形式。横担下平面由于受压，采用了支柱绝缘子结构，同时采用上翘方式。横担上平面采用斜拉绝缘子串，通过金具与塔身相连，简化了端部节点构造。为保证铁塔结构的整体受力稳定，同时根据铁塔受力分析结构，中相导线横担上下平面均采用复合材料支柱绝缘子的布置形式。

2 有限元仿真分析

2.1 有限元计算模型

采用梁杆模型对复合横担塔进行建模，主要材料参数如表1所示。复合横担塔在ANSYS中的整体坐标系原点取在塔头中心点，Z轴取向下为正，X轴为垂直于导线方向。将模型塔底的4个节点的6个自由度全部约束。建立完成的复合横担塔有限元模型如图4所示。

表1 梁杆模型主要构件材料参数

图4 复合横担塔有限元模型

2.2 复合横担塔模态分析

在计算输电塔塔身风荷载时采用风振系数来考虑结构风振效应，所以对该塔自振特性的分析十分必要，求解中按无阻尼自由振动考虑，且认为结构处于线弹性阶段。复合横担塔有限元模型前五阶振型和频率如表2所示。

表2 复合横担塔有限元模型前五阶振型和频率

根据《建筑结构荷载规范》（GB 50009—2012）[9]，高耸结构的一阶自振周期为T=（0.007～0.013）H，其中H为塔架总高度。三相复合横担塔高H=52.9m，一阶自振周期为0.548 8 s，满足规范要求的0.371 0～0.687 7 s，从侧面证明三相复合横担塔有限元模型的合理性。

2.3 复合横担塔静力分析

通过对大风、覆冰、断线、不均匀覆冰、安装等23个工况作用下复合横担塔整体受力（塔头位移）以及主要构件（主材和复合横担）受力情况汇总与对比，得到复合横担塔各部位受力的控制工况，验证复合横担塔设计的合理性。

2.3.1 塔头位移结果对比分析

不同工况下塔头位移电算结果和有限元分析结果如表3所示。

表3 不同工况塔头位移计算对比表

从表3可以看出，塔头位移电算结果与有限元分析结果规律一致，大风工况下塔头位移远大于其余工况，90°大风工况为控制工况。90°大风工况下电算结果塔头位移最大值为388.11 mm，有限元分析塔头位移值为412.5 mm，有限元分析结果比电算结果大6.29%。

2.3.2 塔腿主材最大轴力结果对比分析

不同工况下塔腿主材电算结果和有限元分析的最大轴力如表4所示。

表4 不同工况下塔腿主材最大轴力对比表

从表4可以看出，主材最大轴力均出现在塔腿处，电算结果与有限元分析结果规律一致，塔腿最大拉力控制工况为60°大风最小垂档。最大压力控制工况为60°大风。60°大风工况下，最大拉力为563 kN，最大压力为874 kN。60°大风最小垂档工况下，最大拉力为594 kN，最大压力为843 kN。有限元与电算结果相比，塔腿最大拉力值小11%，最大压力值大11%。塔腿处最大轴力有限元分析结果比电算结果大的主要原因是梁杆模型建模过程中省略了塔腿靴板等加劲构件使得应力无法扩散。

2.3.3 复合横担结果对比分析

将控制工况下的边相导线横担电算结果和有限元分析的最大轴力和弯矩列于表5。

表5 复合横担最大轴力、弯矩结果对比表

由表5可以看出，电算结果与有限元分析结果相近，反映规律一致。边相导线横担下平面压杆控制工况为有冰断右边相导线工况，最大拉力为36.29 kN，最大压力为93.72 kN，远小于极限承载力。边相导线横担上平面拉杆控制工况为同向不均匀覆冰工况，最大拉力为75.74 kN，小于极限承载力149 kN。中相导线横担上平面支撑杆和下平面支撑杆控制工况均为有冰断右侧地线工况，此工况下上平面支撑杆拉力为146.47 kN，压力为85.81 kN，下平面支撑杆拉力为89.7 kN，压力为124.68 kN，小于各自的极限承载力。弯矩最大部位为上下支撑杆连接部位。电算按照二力杆体系计算，计算结果不存在弯矩，在工程实际应用中，复合横担需考虑弯矩作用的影响。

2.3.4 最大应力分析

对23种工况计算结果中应力云图进行分析可知，应力最大部位出现在复合横担与塔身交接处及塔腿部位，应力值小于材料的屈服强度，处于弹性阶段。

3 结论

通过对复合横担塔各个工况下铁塔的位移、轴力弯矩以及内力的分析及对比，得出以下主要结论。

a）塔头位移电算结果与有限元分析结果规律一致。大风工况下塔头位移大于其余工况，90°大风工况为控制工况。90°大风工况下电算结果塔头位移最大值为388.11 mm，有限元分析塔头位移值为412.5 mm，有限元分析结果比电算结果大6.29%。

b）主材最大轴力位置及控制工况的电算与有限元分析结果一致。主材最大轴力均出现在塔腿处，塔腿最大拉力控制工况为60°大风最小垂档，最大压力控制工况为60°大风。

c）边相导线复合横担下平面压杆控制工况为有冰断右边相导线工况，最大拉力为36.29 kN，最大压力为93.72 kN，远小于极限承载力。边相导线复合横担上平面拉杆控制工况为同向不均匀覆冰工况，最大拉力为75.74kN，小于极限承载力149 kN。中相导线复合横担上平面支撑杆和下平面支撑杆控制工况均为有冰断右侧地线工况，此工况下上平面支撑杆拉力为146.47 kN，压力为85.81 kN，下平面支撑杆拉力为89.7 kN，压力为124.68 kN，远小于各自的极限承载力。

d）应力最大部位出现在复合横担与塔身交接处主材以及塔腿部位，各工况下主材和复合横担均未达到屈服强度，处于弹性阶段。复合横担塔设计合理可靠，能够满足工程的实际应用要求。