输电塔倒塌失效模式和主材角钢加固方法研究

李军阔,郜 帆,刘春城,王丽欢,任亚宁,颜 召,姜 涛

(1. 国网河北省电力有限公司经济技术研究院,河北 石家庄 050000; 2. 东北电力大学 建筑工程学院,吉林 吉林 132012)

0 引言

输电塔作为架空输电线路的重要组成部分,对电力系统的稳定运行具有重要意义。近年来,极端气象灾害频发,导致经常出现输电线路的倒塔断线事故[1-2]。 “三跨”区段(跨越高速铁路、高速公路和重要输电通道)的输电线路倒塔断线会造成高速公路封闭、高铁停运以及被跨越线路停电等,直接和间接经济损失巨大。根据国家电网公司2016年3月提出的架空输电线路“三跨”重大反事故措施要求,有必要对“三跨”区段的输电塔采取有效的加固补强措施来提高输电塔的极限承载力,从而确保输电线路能够安全运行。

输电塔具有柔性强,对风荷载十分敏感的特点,所以研究输电塔的抗风性能尤为重要,目前,输电塔的抗风研究主要集中在输电塔的风振响应、输电塔的倒塌机理与破坏形态等方面[3-5]。SOUZA等[6]通过风洞试验,得到了塔线体系的动力特性,以及塔线体系的耦合作用对输电塔风振响应结果的影响。YASUI等[7]采用了2种不同的方法对塔线耦合体系进行分析,表明了时域分析法计算的峰值因子大于由功率谱密度计算的峰值因子。郭勇等[8]等进行了塔线耦合体系的时域分析及风洞试验,提出了塔线体系的简化计算方法。邓洪洲等[9]开展了气弹模型风洞试验,对比分析了不同风场下单塔及塔线体系的风振系数和响应结果。雷旭等[10]提出了一种不确定性分析方法,并研究了不确定性因素对输电塔结构抗风性能的影响。

国内外学者基于构件试验以及数值模拟等方法,对角钢受力特性以及加固方式进行了大量的研究,ELGAALY等[11]对桁架中的角钢进行了力学实验,发现了角钢的受力与其端部的连接条件、长细比以及角钢的宽厚比有着密切的联系。ROBERT等[12]对输电塔主角钢的受力特性进行模拟,并表明弯矩会对主角钢的承载力产生显著影响。顾正维等[13]通过对半刚性连接的螺栓角钢钢节点进行分析,发现了螺栓直径的大小、角钢的厚度以及螺栓的预紧力的大小均会对节点的受力特性产生影响。韩军科等[14]提出了一种设置副主材的加固方法,通过试验的方法验证了该加固方案的可行性,并提出了加固后主材承载力的计算方法。刘学武等[15]对不同截面形式的加固构件进行了数值分析和试验,表明3种加固方案均具有良好的加固效果,其中T字型的加固效果较为突出。张飞华等[16]对输电塔的抗风薄弱部位和倒塔机理进行了分析,并加固了薄弱部位,结果表明加固后的输电塔在其抗风性上得到显著的提高。谢强等[17-18]设计制作了输电塔缩尺结构模型,进行了等效风荷载作用下的静力加载破坏试验,并且在模型上增设了横隔面作为对比试验,表明横隔面的设置使结构的极限承载力和抗风性能得到了显著提升。钟万里等[19]采用了在输电塔的不同部位进行局部加固的方法,对比了不同情况下的输电塔稳定性能,表明局部加固是一种提高输电塔抗风能力十分有效的措施。

为了有效提高运行中的输电塔承载能力,本文以某220 kV输电线路典型铁塔为例,研究输电塔在强风作用下的倒塌机理和失效模式,提出了一种基于原塔位的输电塔无损加固方案,开展了主材角钢构件的加固分析以及输电塔的局部加固数值模拟,验证了此加固方法对输电塔承载性能的提升效果,为输电塔的抗风设计以及加固技术提供有价值的参考。

1 输电塔倒塌破坏机理和失效模式

1.1 输电塔有限元模型

本文以典型的220 kV输电线路 2B2-ZM2猫头塔为例,全塔高38.2 m,呼称高30 m,导线型号为2×LGJ—400/35,地线型号为JLB 20A—150,水平档距、垂直档距、代表档距分别为410、550、450 m。为方便后续加载分析计算,需对铁塔进行分段,铁塔分段示意图如图1所示。采用ABAQUS建立输电塔有限元模型,主材和带辅助斜材等均选用B31空间非线性梁单元,塔脚采用固定约束。输电塔有限元模型如图2所示。输电塔构件由Q235和Q345型号边角钢构成,2种钢材的弹性模量均采用206 GPa,密度为7850 kg/m3,输电塔角钢构件参数如表1所示,采用双折线本构模型,材料的本构关系如图3所示。

图1 铁塔分段示意图

图2 铁塔有限元模型

图3 钢材应力应变关系

表1 输电塔角钢构件参数表

表2 输电塔塔段风荷载(25 m/s风速,90°风向角)

表3 导地线与绝缘子风荷载

1.2 输电塔破坏模式分析

本文依据架空输电线路荷载和设计规范[20-21]进行输电塔结构、导地线和绝缘子的风荷载的计算。

输电塔结构风荷载按式(1)计算:

P=W0·μZ·μsc·B·A·βZ

(1)

式中:βZ为杆塔风振系数;μZ为风压高度变化系数;μsc为体型系数;W0为基准风压标准值(kN/m2);B为覆冰风荷载增大系数;A为迎风面构件投影面积(m2)。

(2)

(3)

(4)

(5)

式中:g为峰值因子;εt杆塔风荷载脉动折减系数;I10为10 m高度名义湍流强度;BZi为背景因子;R2为共振因子;φ1为结构一阶振型系数;cohZ(zj,zj′)为竖向相干函数;ζ1为结构一阶阻尼比;f1为结构一阶自振频率。

导地线风荷载按式(6)计算:

PD=αL·W0·μZ·μsc·βc·d·Lp·B·sin2θ

(6)

式中:αL为档距折减系数;d为导地线的外径;βc为导地线阵风系数;Lp为杆塔的水平档距;θ为风向与导地线方向之间的夹角(°)。

按式(7)计算绝缘子串风荷载的标准值:

Pj=n·λ1·W0·μZ·μS1·B·A1

(7)

式中:n为垂直风向绝缘子联数;λ1为顺风向绝缘子串风荷载屏蔽折减系数;A1为单联绝缘子串承受风压面积计算值。输电塔塔段、导地线和绝缘子的风荷载计算结果如表 2和表 3所示。

在主材及横担材的各个受力节点上均匀施加等效为节点荷载的塔身风荷载,同时将导地线、绝缘子串所受的自重荷载及风荷载也等效成节点荷载施加在输电塔相应位置处,得到了不同风速工况下输电塔塔顶位移与塔身最大应力计算结果如表4所示。

表4 不同风速下输电塔位移和应力计算结果

由表4可知,当风速26 m/s时,输电塔仍处于弹性受力阶段,主材最大应力为330 MPa。当风速达到27 m/s左右时,应力最大杆件出现在第6段塔身受压侧主材下部位置,应力最大值达到345 MPa,是第一个率先进入塑性屈服阶段,变形开始增大,并逐渐退出工作,但此时该杆件并未发生强度破坏,输电塔仍然可以继续承载。进入塑性阶段后,由于第6段塔身受压侧主材开始屈服,输电塔结构的内力开始进行重分布,且最大应力位置发生变化,增大风速,输电塔第5段塔身受压侧主材的应力也显著增加,应力增加较大的杆件为第5段塔身的No.1号杆件和No.2号杆件,如图4所示。图5给出了No.1号和No.2号杆件的应力随风速变化规律曲线,从图中不难看出,No.2号杆件会成为受压侧第二根开始屈服的杆件,No.1号杆件的应力会在结构进入塑性阶段后迅速增大,从而成为第三根屈服的杆件。

图4 第5段塔身No.1与No.2杆件位置

图5 No.1与No.2杆件应力随风速变化曲线

持续增大风速,当风速超过30 m/s时,塔顶位移发生突变,结构发生了大变形失稳,输电塔塔顶位移变化曲线如图6所示,在输电塔发生倒塌前,塔顶极限位移为0.378 m,判定该位移为输电塔的倒塌位移。进一步采用弧长法对风速为30 m/s下的输电塔结构进行非线性屈曲分析,结果表明:输电塔危险杆件的破坏形式为主材塑性失稳破坏。破坏顺序为:第6段塔身受压侧主材下部位置杆件;第5段塔身受压侧No.1号杆件、第5段塔身受压侧No.2杆件。使输电塔无法继续承载,输电塔的倒塌失效模式如图7所示。

图6 塔顶位移变化曲线

图7 输电塔倒塌失效模式(风速31 m/s)

2 主材角钢加固有限元分析

2.1 主材角钢加固方案

针对输电塔倒塌破坏模式,本文提出了一种主材无损加固方案,该加固方案是由内贴加固角钢、外包加固夹具和高强螺栓组成,内贴角钢与外部夹具的厚度与原角钢相同,高强螺栓布置在夹具两侧,每组夹具由4个螺栓连接,螺栓型号为M16,承载能力等级为8.8级。该加固方案不破坏原主材,且施工方便,主材角钢加固示意图如图8所示。

图8 主材角钢加固示意图

2.2 主材角钢加固有限元模型

在进行相关研究工作前,首先需要对主材角钢构件进行加固分析,本文模型采用的角钢规格如表5所示。

表5 原主材角钢参数

主材的加固模型采用C3D8R实体单元进行模拟,图9为加固主材构件模型示意图。模型的接触属性按下述方法定义:切向方向的摩擦接触采用罚函数定义,摩擦系数取0.35;法向定义为硬接触。模型构件底部和支撑底部完全固接,上端加载板则限制其水平方向的位移,仅允许竖向方向的平动位移和转动位移。

图9 主材构件的有限元模型

2.3 计算结果分析

上端加载板施加由主材角钢轴向集中荷载等效的均布荷载,下端加载板采用固定约束。图10所示为逐级加载得到的原角钢和各个加固角钢构件的荷载-位移曲线。由图10可知,在加载的初期,未加固的构件和加固后的构件荷载-位移曲线呈线性增长趋势,曲线斜率波动比较小,近似直线状,此时构件为弹性变形阶段。而随着荷载的增大,荷载-位移曲线逐渐转变为非线性增长趋势,这一阶段属于非线性弹性变形阶段。当荷载逐渐增大接近极限荷载时,位移迅速增加,荷载-位移曲线斜率迅速变小,荷载-位移曲线出现了下降,说明构件的塑性变形开始发展。此时荷载-位移曲线中出现的极值点,对应的荷载即为构件的极限承载力。由图10可以看出:加固后主角钢的极限承载力均有很大幅度的提高,最大可提高37.2%,且角钢横截面尺寸越大,极限荷载提高幅度越大,加固效果越显著。此外,长细比小的构件加固前承载力已经相对较高,所以加固后极限承载力提高幅度较小,而相同角钢截面,长细比较大的角钢构件,承载力提升效果会更加明显。表6给出了主材角钢加固前后的极限承载力及提升效果。

图10 不同截面参数和长细比主材角钢荷载-位移曲线(Q-加固前,H-加固后)

表6 主材角钢加固前后极限承载力对比

3 输电塔结构加固有限元分析

3.1 输电塔多尺度模型

输电塔加固多尺度模型的建立首先要确定需要加固的杆件及相应位置,依据输电塔倒塌失效模式分析结果,在强风作用下,输电塔主要发生第5段和第6段塔身受压侧主材的破坏。因此,多尺度模型将铁塔的第5段和第6段主材杆件采用更精细的实体单元建模。其余杆件仍保留原来的梁、杆单元,通过在梁单元与实体单元的接触位置设置多点约束(MPC)连接,建立了输电塔的多尺度模型。图11为输电塔加固多尺度有限元模型及局部放大图。

图11 加固后的输电塔多尺度模型

3.2 输电塔加固后的计算结果

与输电塔倒塌破坏分析过程相似,对加固后的输电塔在不同风速荷载作用下进行承载性能分析,并与加固前进行了对比,得到塔顶位移和主材最大应力随风速的变化曲线如图12所示。

图12 加固前后塔顶位移和主材最大应力随风速变化曲线

从图12可以看到,在加固后,输电塔的塔顶位移较加固前降低约18%,在风速达到27 m/s之前最大应力的下降幅度均在15%左右,铁塔发生屈服的对应风速由27 m/s提高至30 m/s,说明输电塔的承载力得到大幅提升,加固后,铁塔最大应力的位置从第6段塔身受压侧主材转移至塔腿受压侧主材根部,这说明加固后的输电塔塔身加固段截面增大,强度大幅提升,局部刚度也显著增大。虽然铁塔发生屈服时对应的风速较加固前有了明显的提高,但是铁塔的倒塌破坏风速却变化不大,仅从31 m/s增大至32 m/s,这是由于在铁塔进入塑性阶段后塔腿逐渐退出工作,而被加固部分的局部刚度提升较大,导致铁塔的传力效率降低,所以在输电塔进入塑性阶段后,最大应力位置没有发生变化,最终由于塔腿主材退出工作,输电塔发生倒塌破坏,加固后的输电塔在风速为29 m/s时的应力云图以及最大应力位置如图13所示。

图13 加固后输电塔应力云图(风速29 m/s)

3.3 输电塔加固承载性能提升评估

取该输电塔设计风速25 m/s作为其承载性能提升计算的主要荷载依据,进行输电塔承载性能提升的评估。参照GB 50545—2010《110 kV～750 kV架空输电线路设计规范》[21]关于杆塔结构承载能力极限状态设计公式,以计算得到的25 m/s风速下的风荷载和重力荷载设计值为基准值,在重要系数取值1.0的基础上逐渐增大重要性系数取值,观察输电塔加固前后的最大应力和塔顶位移的变化,以输电塔主材首次发生屈服时作为结构设计重要性系数的最大取值,通过对比计算加固前后的输电塔结构响应,对输电塔承载性能的提升进行评估。表7给出了加固前后的输电塔在不同重要性系数下的响应计算结果。

表7 加固前、后输电塔不同设计重要性系数取值的最大应力和塔顶位移响应

由表7中的数据可以发现,当重要性系数提升至1.15时,未加固的输电塔主材首次发生屈服,位于第6段塔身受压侧。当重要性系数为1.35时,加固后的输电塔主材首次进入塑性阶段,位于塔腿受压侧,经过对比分析可知,加固后输电塔的设计重要性系数相较于未加固的输电塔提升了1.17倍,所以本加固方案可使输电塔的承载力具有显著的提升。

4 结论

本文开展了220 kV输电塔倒塌破坏机理和失效模式研究,提出了一种主材单角钢加固方案,通过主材角钢加固构件和输电塔结构加固分析,得到的结论如下:

1)输电塔的倒塌破坏分析表明,输电塔的倒塌是由主材的塑性失稳造成,失稳部位起始于塔身第6段受压侧主材,随风荷载增大,塔身第5段受压侧主材相继进入塑性屈服阶段,造成铁塔第6段和第5段局部塑性大变形失稳破坏。杆件初始屈服风速为27 m/s时,倒塌临界风速约为30 m/s,在输电塔发生倒塌前,塔顶极限位移可达0.378 m。

2)基于输电塔倒塌机理和失效模式,提出了一种主材无损加固方案,通过加固单角钢构件轴心受压力学性能分析可知,加固后主材角钢的极限承载力均有大幅度的提高,最高可达37.2%,加固效果显著。且角钢长细比和横截面尺寸越大,极限荷载提高幅度越大。

3)通过对输电塔加固分析,加固后铁塔的承载力大幅提高,铁塔加固段局部刚度显著增大,铁塔主材发生屈服的风速由27 m/s提高至30 m/s,倒塌临界风速提高至32 m/s,加固后的输电塔设计重要性系数由1.15提升至1.35,较加固前提升了1.17倍,倒塌破坏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对整塔的承载力提升效果显著。