台风与微地形综合影响下的500_kV输电铁塔倒塌分析_张宏杰.pdf

台风与微地形综合影响下的 500 kV输电铁塔倒塌分析张宏杰1罗克伟2李扬森2翁兰溪3(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)摘要:研究了台风“莫兰蒂”过境厦门时,500 kV 漳泉路输电铁塔在风速、风向、微地形风速加速比三者共同作用下的受力状态与倒塌成因。基于历史气象数据和铁塔破坏形态,确定了最有可能导致铁塔倒塌的风速、风向输入条件;基于 CFD 仿真分析,确定了倒塔塔位处 24 个风向角下的风速加速比,分析了两个符合现场破坏形态的风向角下铁塔主材、斜材应力,明确了输电铁塔破坏形态同风速、风向和风速加速比的内在联系,指出了福建沿海高电压等级输电线路抗台风设计时,也应当综合考虑风速、风向以及山区微地形广泛存在的风速加速比的影响。关键词:倒塌分析;风速加速比;CFD 数值仿真;破坏形态;输电铁塔 DOI:10.13204/j.gyjzG22070403Collapse Analysis of a 500 kV Transmission Tower Under theCombined Action of Typhoon and Microtopography ZHANG Hongjie 1LUO Kewei2 LI Yangsen2WENG Lanxi3(1.China Electric Power Research Institute,Beijing 100055,China;2.State Gird Fujian Electric Power Co.,Ltd.,Fuzhou 350003,China;3.Fujian Electric Power Survey&Design Institute Co.,Ltd.,Fuzhou 350003,China)Abstract:The stress state and collapse cause of transmission tower of 500 kV Zhangquan line II under the combined action of wind speed,wind direction,and micro terrain wind speed-up ratio were studied when Typhoon Meranti passed Xiamen.Based on the historical meteorological data and the destruction pattern of the tower,the input conditions of wind speed and direction which were most likely to cause the tower to collapse were determined.Based on CFD simulation analysis,the wind speed-up ratio of 24 wind angles at the inverted tower position was determined,and the stress of main members and inclined members under two wind angles conforming to the site failure pattern was analyzed,and the internal relation between the failure pattern of transmission tower and wind speed,wind direction and wind speed-up ratio were clarified.The influence of wind speed,wind direction and wind speed-up ratio which widely existing in mountainous region should be considered comprehensively in the design of Fujian coastal high-voltage transmission line to against typhoon.Keywords:collapse analysis;wind speed-up ratio;CFD numerical simulation;failure mode;transmission tower 国家电网公司科技项目(GCB17202000122)。第一作者:张宏杰,男,1981 年出生,博士。电子信箱:75790868 收稿日期:2022-07-04 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30 工业建筑2023 年第 53 卷第 4 期现倒塔现象。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 TTA2、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120128 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 1500 kV 漳泉 II 路 126 号塔破坏情况Fig.1Failure condition of No.126 tower of 500 kV Zhangquan line II1.3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 045。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台风与微地形综合影响下的 500 kV 输电铁塔倒塌分析 张宏杰,等31 图 2500 kV 漳泉 II 路 127 号塔破坏情况Fig.2Failure condition of No.127 tower of 500 kV Zhangquan line II图 3周边树木倒伏情况Fig.3Fallen trees around the failed tower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 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,图 4临近倒塔时刻塔位处风速风向矢量场Fig.4The vector field of wind speed and wind direction near thetower position when close to tower collapse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。aF2188 站;bF2185 站。图 5F2188 和 F2185 站风速、风向曲线Fig.5Relations between wind speed and winddirection of F2188 and F21853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32 工业建筑2023 年第 53 卷第 4 期结论,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.6Inclusion angles between transmission line and wind direction3)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)。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)。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。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.7Simulation region and wind direction angledefinition of micro-topography wind fielda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.8Meshing and flow boundary of micro topography wind field127 号铁塔在各个风向角下的风速加速比如图 9所示。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 345两个角度下的台风与微地形综合影响下的 500 kV 输电铁塔倒塌分析 张宏杰,等33 图 9127 号铁塔 10 m 高度处风速加速比雷达Fig.9Radar chart of wind speed-upratio at 10 m height of No.127 tower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 1344和 320来流风向上的风速加速比Table 1Wind speed-up ratios at 344and320wind direction风向/()不同高度下的风速加速比10 m30 m50 m70 m90 m120 m3441.1121.2361.2391.2371.2351.2313200.4650.5130.5170.5020.6260.4733.2台风作用下铁塔导地线计算1)风压高度变化系数 z按下式计算:z=10HG()235010()0.30z10()2(1)式中:HG为与实际地貌类型对应的梯度风高度;为风剖面系数。2)杆塔风振系数 z按下式计算:z=1+2gI10Bz1+R2(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,与 I10取值按照设计文件假定的地貌类型确定,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,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。Ws,a=W0zs,aB2As,azWs,b=W0zs,bB2As,bz(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=cW0zsccB1dLpsin2(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 10127 号铁塔风压分段示意mmFig.10The schematic diagram of wind pressuresection of No.127 tower4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34 工业建筑2023 年第 53 卷第 4 期塔,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。aCase1;bCase2;cCase3;dCase4。图 11铁塔杆件应力比Fig.11Stress ratios of tower members2)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。5结论本文旨在通过分析台风“莫兰蒂”造成的 127号铁塔倒塌成因,提高沿海台风多发区输电线路设计过程中,对于台风风场特异性和微地形加速共同影响的重视程度,推动微地形风场仿真技术在铁塔受力及致灾机理分析中的应用。本文通过收集分析“莫兰蒂”发生时福建沿海气象台站风速风向数据,确定了诱发倒塔的风速风向信息。而后通过倒塔塔位处微地形风场 CFD 仿真分析,获取了 127 号塔塔位处的风速加速比,开展了铁塔在台风和微地形影响下的受力分析和破坏形式分析。所得结论主要包括:1)从气象要素看,必须通过综合比对倒塔位置、倒塌发生时间与台风路径和风速数据,才能锁定符合 127 号铁塔倒塌必要条件的气象台站,以及对应台风风速、风向信息。2)从地形要素看,127 号铁塔在北向来流风作用时,多数情况下风速加速比小于 1,仅在 345风向角下,由 于 处 在 两 个 小 山 峰 的 中 间 缺 口 处,导 致10 m 高度处风速加速比达到了 1.112,正是这一风向角下的加速效应,叠加台风影响,导致了铁塔塔腿主材受力超限,并最终北向倒伏。参考文献1张卓群,李宏男,李士锋,等.输电塔-线体系灾变分析与安全评估综述J.土木工程学报,2016,49(12):75-88.2陆猛祥.自立式铁塔的计算机辅助设计D.武汉:武汉大学,2004.3吕付玉,刘宏滨.道亨铁塔满应力分析软件与自立式铁塔内力分析软件的对比分析J.广东电力,2011,24(6):31-34.4王璋奇.输电 线 路 杆 塔 设 计 中 的 几 个 问 题 J.电 力 建 设,2002,23(1):19-21.5熊铁华,梁枢果,邹良浩.风荷载下输电铁塔的失效模式及其极限荷载J.工程力学,2009,26(12):100-104,111.6中国电力企业联合会.110 750 kV 架空输电线路设计规范:GB 505452010S.北京:中国计划出版社,2010.7王锦文.强风作用下输电线塔结构塑性疲劳破坏机理研究D.武汉:武汉理工大学,2008.8杨风利,党会学,杨靖波,等.500 kV 输电线路塔线体系舞动响应分析J.中国电力,2015,48(7):139-145.9瞿伟廉,梁政平,王力争,等.下击暴流的特征及其对输电线塔风致倒塌的影响 J.地震工程与工程振动,2010,30(6):120-126.(下转第 93 页)移动式无水生态卫生间节能减碳潜力的参数化模拟分析 黄普希,等93 光分析模拟对移动式卫生间的运行能耗进行了计算。研究首先确定了这 20 个典型城市中移动式卫生间的基准运行能耗。随后从围护结构外保温、气密性、过热通风、采光、设备、可持续能源配置等方面进行了节能减碳优化。在移动式卫生间既定的形态尺寸下,在南宁、广州、成都、昆明、贵阳、拉萨这几个城市进行墙体保温时除了考虑降低传热系数,还应在保温材料的选择上注意选用蓄热性能较好、热扩散率较低的保温材料。在全国各大气候分区均应尽量把气密性做好,保证建筑的渗透热损失降到最低,但是必须考虑夏季进行自然通风防止房间过热。使用低能耗发光二极管灯代替原有灯管,以使照明能耗得到显著降低。设备能耗的降低除了提高能效比,还要在运行时间段用室温对加热元器件进行逻辑控制,达到进一步降低运行能耗的目的。根据气候数据模拟,给出了20 个气候分区所在城市太阳能电池板产能最多的安装角度,并计算出了达到运行零碳所需安装的太阳能电池板的面积系数。最终在南宁、广州、南京、昆明布置此类移动式卫生间均可实现负碳运行。其他城市按研究给出的设计方案削减碳排放,减碳潜力均高于 82.49%。在给定尺寸、基本安装条件、较高的人员使用频率下,按一定的减碳措施进行量化模拟,鉴于无水卫生间反应仓制冷温度要求不高的情况,主要针对保证供暖的要求进行了研究。而对建筑体形系数、各朝向窗墙比的变化、遮阳手段、绿地碳汇等减碳手段未加以讨论,今后的研究中宜进一步探讨。研究可为我国对此类建筑的能耗评估提供借鉴,使此类建筑在我国公共场所、新农村建设中产生的碳排放更加明晰,为我国碳达峰、碳中和提供有效的数据支持。参考文献1UN Environment Programme.2021 Global Status Report for Buildings and Construction 2021 EB/OL.(2021-10-19)2022-7-18.https:/www.unep.org/resources/report/2021-global-status-report-buildings-and-construction.2中华人民共和国生态环境部.我国提前完成碳减排 2020 年目标EB/OL.(2020-9-25)2022-7-19.https:/ _765151.html.4崔艳琦.农村住宅建筑节能分析J.工业建筑,2010,40(8):61-63.5党成成,谢国俊,邢德峰,等.无水冲生态卫生间的类型和发展应用J.中国资源综合利用,2021,39(7):28-32.6刘心笛.冀南山区农厕节能改造研究:以井陉县于家村为例J.建筑节能(中英文),2021,49(4):130-135.7刘美霞,曹祎杰,王洁凝.预制式整体卫生间的节能减排效益分析J.中国勘察设计,2012(11):70-73.8中华人民共 和 国 住 房 和 城 乡 建 设 部.建 筑 碳 排 放 计 算 标准:GB/T 513662019 S.北京:中国建 筑工业 出 版 社,2019.9中华人民共和国住房和城乡建设部.公共建筑节能设计标准:GB 501892015S.北京:中国建筑工业出版社,2015.10 JACOBSON M Z,JADHAV V.World 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