1000 kV鋼管單柱組合耐張塔結(jié)構(gòu)分析

楊宗奇，郭詠華，張?zhí)旃?，王予平，賈曉亞

（1.河南省電力勘測設計院，鄭州市，450007；2.河南省眾慧電力工程咨詢有限責任公司，鄭州市，450007）

0 引言

近幾年，我國1000 kV特高壓輸電技術(shù)獲得了長足的發(fā)展，按照我國電力工業(yè)“西電東送、南北互供、全國聯(lián)網(wǎng)”的中遠期發(fā)展規(guī)劃目標，至2020年，我國將建成超過2萬km的1000 kV特高壓輸電線路，受線路走廊、環(huán)境保護等各種因素的制約，將會有一半以上的線路采用雙回路同塔輸電技術(shù)[1-2]。與超高壓線路的鋼管塔相比，特高壓雙回路的鋼管塔荷載更大，結(jié)構(gòu)更為復雜，設計難度也大大增加[3]?？紤]各方面因素的影響，我們提出了單柱組合耐張塔這一新塔型。

單柱組合耐張塔通過分塔掛線，取消導線橫擔，優(yōu)化跳線布置方案等手段，有效降低了塔高，減小了塔身尺寸，改善了鐵塔受力條件，減小了導、地線縱向荷載對塔身的扭矩，提高了鐵塔的抗冰、抗風和抗震性能，再加上良好的經(jīng)濟性和地形、地質(zhì)適應能力及施工方便等優(yōu)點，使該塔型在我國首條1000 kV交流雙回路工程中得到了應用[2]。

1 塔身結(jié)構(gòu)布置形式

本文依照該1000 kV交流雙回路工程的施工圖設計，采用有限元分析的手段對鋼管單柱組合耐張塔的結(jié)構(gòu)布置形式進行一定范圍內(nèi)的討論。該塔設計風速為30 m/s，設計覆冰厚度為10 mm，驗算覆冰厚度為20 mm。導線為8×LGJ-630/45，地線一根為LBGJ-240-20AC，另一根為OPGW-240（24芯）。采用分塔掛線，外角側(cè)塔和內(nèi)角側(cè)塔各掛上、中、下三相導線和1根地線，結(jié)構(gòu)布置形式如圖1所示。塔身主材和交叉斜材全部采用鋼管，V面、橫隔面和跳線架上部分受力較小的腹桿采用角鋼。

在分析的過程中，考慮到角鋼抗彎剛度較小，鋼管具有較強的抗彎剛度，故鋼管構(gòu)件均按梁單元進行分析，角鋼構(gòu)件按桿單元進行分析[3-9]。由于內(nèi)角側(cè)塔受力稍大，控制選材，故在分析時只分析內(nèi)角側(cè)塔。同時作如下假定：

（1）鋼材材料均質(zhì)，各向同性；

（2）鋼構(gòu)件符合線彈性本構(gòu)模型。

2 塔身結(jié)構(gòu)布置形式分析

塔身結(jié)構(gòu)布置主要是指塔身斜材的布置及主材的分段，塔身斜材主要用來承受剪力，其布置形式主要有交叉形布置和K形布置2種。在以往的設計中，塔腿上面1節(jié)和變坡等特殊部位應用較多。

下面依據(jù)有限元分析結(jié)果，分別介紹各特殊部位不同斜材布置形式對主材內(nèi)力的影響。

2.1 中導線掛點處

中導線掛點位于塔身，該部位斜材布置形式及掛點位置如圖2所示。在分析過程中發(fā)現(xiàn)，改變圖中①段和②段的斜材布置形式對該處主材的內(nèi)力影響較大。

將①段的斜材布置形式改為K形支撐后，其結(jié)構(gòu)布置如圖3所示，其主材內(nèi)力變化如表1所示。

表1 ①段2種不同支撐形式主材內(nèi)力對比表Tab.1 Contrast of the first part’s stress under two different bracing

從表1可以看出：改變①段斜材布置形式后，其主材軸力增大7.7%，其上下2段主材軸力減小0.7%左右；該段主材扭矩變化較小，對總內(nèi)力影響不大；該段主材上端彎矩減小47.7%，下端彎矩增大31.8%，該段上下2段主材兩端的彎矩也略有變化?？紤]到1500節(jié)點處內(nèi)力較大，為選材控制點，①段采用圖2所示的結(jié)構(gòu)布置形式。

將②段的斜材布置形式改為K形支撐后，該段結(jié)構(gòu)布置如圖4所示，該處主材內(nèi)力變化如表2所示。

表2 ②段2種不同支撐形式主材內(nèi)力對比表Tab.2 Contrast of the second part’s stress under two different bracing

從表2可以看出：改變②段斜材布置形式后，該段主材軸力減小10.9%，該段上下2段主材軸力減小0.5%左右；該段主材扭矩變化較小，對總內(nèi)力影響不大；該段主材上端彎矩增大10.5%，下端彎矩減小0.6%，該段上下2段主材兩端的彎矩也略有變化?？紤]到1500節(jié)點處內(nèi)力較大，為選材控制點，②段采用圖2所示的結(jié)構(gòu)布置形式。

2.2 下導線掛點處

下導線掛點位于1901節(jié)點處，該部位斜材布置形式及掛點位置如圖5所示。在分析過程中發(fā)現(xiàn)，改變圖中③段和④段的斜材布置形式對該處主材的內(nèi)力影響較大。

將③段的斜材布置形式改為K形支撐后，該段結(jié)構(gòu)布置如圖6所示，該處主材內(nèi)力變化如表3所示。

表3 ③段2種不同支撐形式主材內(nèi)力對比表Tab.3 Contrast of the third part’s stress under two different bracing

從表3可以看出：改變③段斜材布置形式后，該段主材軸力增大2.6%，1800-1880段主材軸力減小0.1%，1900-1970段主材軸力減小4.7%；該段主材扭矩略有減小，對總內(nèi)力影響不大；該段主材上端彎矩增大14.5%，下端彎矩增大55.2%，1800-1880段主材彎矩增大8%左右，1900-1970段主材上端彎矩增大52.2%，下端彎矩增大158.9%。從而可以明顯看出，③段斜材采用圖5所示的結(jié)構(gòu)布置形式是比較合適的。

將④段的斜材支撐形式改為交叉形布置后，該段結(jié)構(gòu)布置如圖7所示，該處主材內(nèi)力變化如表4所示。

表4 ④段2種不同支撐形式主材內(nèi)力對比表Tab.4 Contrast of the forth part’s stress under two different bracing

從表4可以看出：改變④段斜材布置形式后，該段主材軸力減小0.1%，1880-1900段主材軸力增大0.3%，1970-1980段主材軸力減小0.9%；該段主材扭矩略有減小，對總內(nèi)力影響不大；該段主材上端彎矩減小2.4%，下端彎矩增大58.9%，1880-1900段主材的彎矩減小0.6%左右，1970-1980段主材的彎矩增大60.9%。從減小1880-1900段主材軸力和該段主材下端彎矩的角度考慮，④段最終采用圖5所示的結(jié)構(gòu)布置形式。

2.3 塔身某較長節(jié)間處

在布置塔身的時候有時會碰到主材計算長度過大的情形，有時就會考慮加幾根橫材，從而將主材分成2份，減小計算長度，如圖8所示。

在⑤段中間增加橫材后，該處主材內(nèi)力變化如表5所示。

表5 ⑤段2種不同支撐形式主材內(nèi)力對比表Tab.5 Contrast of the fifth part’s stress under two different bracing

由表5可以看出：增加橫材后，⑤段和1900-1970段主材軸力減小1%左右，其他主材軸力變化較??；該段主材扭矩略有變化，對總內(nèi)力影響不大；該段主材上端、該段主材下端、1900-1970段主材下端以及1980-3500段主材的上端彎矩均增大1倍以上，并且該段主材中間部位彎矩明顯增大，且比該段主材兩端彎矩大31%以上，其他部位主材彎矩變化較小。綜合考慮軸力和彎矩的因素，在塔身結(jié)構(gòu)布置時未采用增加橫材的辦法。

2.4 塔身與塔腿連接處

在1980-3500段，角鋼塔設計時經(jīng)常會將斜材設計為K形，從而使橫隔面桿件變?yōu)榱銞U，降低塔重，也使鐵塔受力更為合理。該塔設計時，考慮各方面因素，將該段斜材設計為交叉形結(jié)構(gòu)，如圖5所示。

將⑥段的斜材布置形式改為K形支撐后，該段結(jié)構(gòu)布置如圖9所示，該處主材內(nèi)力變化如表6所示。

從表6可以看出：改變⑥段斜材布置形式后，該段主材軸力減小2.5%，1970-1980段主材軸力略有增大，3500-3900段主材軸力略有減??；該段主材扭矩略有增大，對總內(nèi)力影響不大；該段主材上端和1970-1980段主材下端彎矩增大5倍左右，1970-1980段主材上端彎矩增大2倍左右，該段主材下端和3500-3900段主材上端彎矩增大1倍左右，其他部位主材彎矩變化較小。從而可以看出，⑥段斜材采用K形布置以后，雖能減小主材軸力，但主材彎矩增大太多，對主材受力不利，最終采用圖5所示的結(jié)構(gòu)布置形式。

結(jié)合以上計算分析可以看出，塔身布置形式對塔身主材內(nèi)力影響很大，圖5所示的塔身布置形式對塔身主材受力是比較有利的。

3 塔腿結(jié)構(gòu)布置形式分析

3.1 塔腿結(jié)構(gòu)布置形式

塔腿結(jié)構(gòu)布置主要是指塔腿輔助材的設置，以及塔腿主材和塔腿斜材的分段。設計時，通常按照單純鉸接體系進行計算，輔助材是不受力的，塔腿主材分段越多，穩(wěn)定計算應力越小。因此常根據(jù)其長度及長徑比的要求，將其分為2段、3段，甚至更多。在此次工程設計中，依據(jù)有限元分析結(jié)果，將主材分為1段或2段，將斜材分為2段或3段。

本塔這3條腿的長短腿設置如圖10所示，最短腿為圖中⑦段所示的那條腿，最長腿為圖中⑨段所示的那條腿。

表6 ⑥段2種不同支撐形式主材內(nèi)力對比表Tab.6 Contrast of the sixth part’s stress under two different bracing

3.2 長短腿組合

由有限元分析結(jié)果可知，長短腿組合時，短腿內(nèi)力較大，起控制因素，因此首先分析長短腿組合時的情況。由圖10可知，最短腿為⑦段，最長腿為⑨段，⑦段和⑨段結(jié)構(gòu)布置圖如圖11、圖12所示。

由表7可以看出，長短腿組合的情況下，加入輔助材后，各腿主材軸力減小1%左右；各腿主材扭矩變化很小，且對總內(nèi)力影響很??；各腿主材彎矩明顯增加，其中最長腿塔腳處主材彎矩增加最多，約為190.0 kN·m，最長腿中間部位主材彎矩增加幅度最大，約為未加入輔助材時的9.28倍。另外，由最短腿內(nèi)力變化可以看出，塔腿斜材分段對主材內(nèi)力影響很小，可以忽略。

表7 長短腿組合時塔腿主材內(nèi)力對比表Tab.7 Contrast of the tower leg’s stress under long and short leg

3.3 長長腿組合

在單純鉸接體系的計算中，通常在長短腿組合下，短腿主材內(nèi)力最大，為塔腿主材選材控制條件，因此只做長短腿組合的計算分析就可以。而從表7可以看出，加入輔助材以后，長腿彎矩的影響比較大。在彎矩應力的影響下，長腿應力有可能超過短腿應力，成為塔腿主材選材控制點。為分析長腿彎矩的影響，特分析長長腿組合時的情況。⑨段布置圖如圖12所示，長長腿組合時的內(nèi)力情況如表8所示。

由表8可以看出：未加入輔助材時，長長腿組合的長腿主材軸力約比長短組合的長腿主材軸力增大20%，可見長長腿組合時，對長腿來說是不利的；加入輔助材以后，各腿主材軸力約減少1%；主材扭矩變化較小，對總內(nèi)力影響很??；各腿主材彎矩明顯增加，其中塔腳處主材彎矩增加最多，約為208.6 kN，塔腿中間部位主材彎矩增加幅度最大，約為未加入輔助材時的11.3倍。

表8 長長腿組合時塔腿主材內(nèi)力對比表Tab.8 Contrast of the tower leg’s stress under long and long leg

本塔塔腿主材為φ610×14，由表7和表8可以算出，長短腿組合時短腿塔腳處應力最大，為270.9 MPa；長長腿組合時塔腿中間部位應力最大，為279.6 MPa。所以對該塔來說，長腿主材已經(jīng)成為塔腿主材選材控制條件。

3.4 塔腿分段的分析

在單純鉸接體系的計算中，主材分段越多，主材穩(wěn)定計算應力越小，對主材受力越有利。而由以上分析可以看出，塔腿主材分段對主材內(nèi)力影響很大，最短腿只有1段，加入輔助材后內(nèi)力變化不大；最長腿分為2段，加入輔助材后內(nèi)力變化很大。為分析塔腿主材分段對主材內(nèi)力的影響，取中間腿⑧段平腿情況進行分析，其結(jié)構(gòu)布置如圖13所示。實際應用時，該腿主材是分為2段。

由表9可以看出：該腿加入輔助材后，各腿主材軸力減小1%左右；各腿主材扭矩變化很小，對總內(nèi)力影響也很??；各腿主材彎矩明顯增加，其中塔腳處主材彎矩增加最多，約為177.2 kN，塔腿主材中間部位彎矩增加幅度最大，約為未加入輔助材時的10.6倍。同等情況下，該腿加入輔助材后的主材內(nèi)力變化比最長腿小。

表9 ⑧段塔腿主材內(nèi)力對比表Tab.9 Contrast of the tower leg’s stress of the eighth part

從⑧段的分析可以看出，較短腿主材分段對其主材內(nèi)力的影響較小，現(xiàn)將⑦段主材分為2份，如圖14所示，并分析其內(nèi)力的變化。

表10 ⑦段主材分為2份時塔腿主材內(nèi)力表Tab.10 Contrast of the tower leg’s stress of the seventh part when its leg is divided into two parts

由表10和表7可以看出，兩短腿主材分為2段并加入輔助材后，主材軸力減小1%左右；主材扭矩值略有減小，對總內(nèi)力影響也很??；主材彎矩明顯增加，其中塔腳處增加最多，約為94.3kN，彎矩增加幅度約為3倍?？梢钥闯觯疃掏戎鞑姆譃?段并加入輔助材后，其主材內(nèi)力變化比⑧段加入輔助材后小，比⑨段加入輔助材后更小?？梢姺侄味嗌僖粯拥那闆r下，塔腿越長，分段對主材內(nèi)力影響越大。

為分析分段多少對塔腿主材的影響，將最長腿分為3段，如圖15所示，并分析其主材內(nèi)力的變化。

由表11和表7可以看出：與⑨段分為2段時相比，主材軸力增加0.5%左右；扭矩變化不大，對總內(nèi)力影響很??；塔腳處彎矩增加最多，約為174.7 kN，中部彎矩增大幅度最大，約為1.23倍?？梢娝戎鞑姆侄卧蕉?，主材彎矩值增加越大，而主材軸力和扭矩則變化不大，且對總內(nèi)力影響也很小。

表11 ⑨段主材分為3份時塔腿主材內(nèi)力表Tab.11 Contrast of the tower leg’s stress of the ninth part when its leg is divided into three parts

結(jié)合以上計算分析可以看出，塔腿結(jié)構(gòu)布置形式對塔腿主材內(nèi)力影響很大，本文推薦的塔腿結(jié)構(gòu)布置形式對塔腿主材受力比較有利。

4 結(jié)論

（1）鋼管塔中，彎矩的影響非常明顯。

（2）簡單按照鋼結(jié)構(gòu)設計規(guī)范里“‘在桁架平面內(nèi)桿件的節(jié)間長度或桿件長度與截面高度（或直徑）之比不小于12（主管）和24（支管）時’，‘分析桁架內(nèi)力時可將節(jié)點視為鉸接’”進行鋼管塔的設計是不合適的[12]，應對鋼管塔進行梁桿混合單元的分析。

（3）結(jié)構(gòu)布置對鋼管塔主材內(nèi)力影響很大，優(yōu)化鋼管塔結(jié)構(gòu)布置是優(yōu)化鋼管塔構(gòu)件選材的有效手段。

（4）導線掛點處斜材用交叉形支撐比較有利；變坡處上面1段用交叉形支撐比較有利，下面1段用K形支撐比較有利；塔腿上面1段斜材用交叉形支撐比較有利。

（5）在塔身交叉斜材結(jié)構(gòu)設計時，不宜采用增加橫材以減小計算長度的布置形式。

（6）在分析塔腿主材內(nèi)力時，應該把輔助材放進去進行計算。把輔助材放進去以后，塔腿主材彎矩會急劇增加，進而導致塔腿主材內(nèi)力變大。并且，塔腿主材在分段相同的情況下，塔腿越長，主材內(nèi)力增大越多。塔腿主材長度相同的情況下，分段越多，主材內(nèi)力增大越多。

（7）長腿主材的彎矩作用非常明顯，會成為腿部主材選材控制條件。因此，除了做長短腿組合的分析外，還需要做長長腿組合的分析。

[1]吳敬儒，徐永禧，我國特高壓交流輸電發(fā)展前景[J].電網(wǎng)技術(shù)，2005，29（3）：1-4.

[2]李顯鑫，郭詠華，唐明貴.1000 kV交流雙回路單柱組合耐張塔型式規(guī)劃[J].電網(wǎng)技術(shù)，2009，32(7)：1-6.

[3]韓軍科，楊靖波，楊風利，等.特高壓鋼管塔主材長細比及徑厚比的取值[J].電網(wǎng)技術(shù)，2009，33（19）：17-20.

[4]曹枚根，徐忠根，劉智勇.大跨越輸電鋼管組合塔動力特性的理論分析[J].電力建設，2005，26（12）：51-54.

[5]李茂華，楊靖波，李正良，等.1000 kV雙回路鋼管塔次應力的影響因素[J].電網(wǎng)技術(shù)，2010，34（2）：20-23.

[6]楊靖波，韓軍科，李茂華，等.特高壓輸電線路鋼管塔計算模型的選擇[J].電網(wǎng)技術(shù),2010，34(1)：1-5.

[7]潘漢明，郭彥林，梁 碩.大直徑薄壁鋼管壓彎構(gòu)件的穩(wěn)定分析[J].土木工程學報，2007，40（3）：11-17.

[8]Ewins D J.Modal testing∶theory，practice and application[M]，Baldock∶Research Studies Press，2000.

[9]李月華.鋼桁架結(jié)構(gòu)次應力影響分析[D].鄭州：鄭州大學，2005.

[10]Q/GDW 178—20081000 kV交流架空輸電線路設計暫行技術(shù)規(guī)定[S].

[11]DL/T 5092—1999110～500 kV架空送電線路設計技術(shù)規(guī)程[S].

[12]GB 50017—2003鋼結(jié)構(gòu)設計規(guī)范[S].

[13]楊靖波.插板和法蘭連接鋼管桿端約束界定與起振臨界風速計算[J].電力建設，2005，26（10）：30-32，35.

[14]楊靖波.輸電線路鋼管塔微風振動及其對結(jié)構(gòu)安全性的影響[J].電力建設，2008，29（2）：11-14.

[15]葉 尹.大跨越塔采用復合構(gòu)件的振動特性研究[J].電力建設，2006，27（6）：5-7.

[16]王藏柱，田志兵，楊曉紅.多邊形插接式鋼管塔的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設計[J].電力建設，2002，23（4）：45-47，62.

[17]劉滬昌.架空送電線路大跨越鋼管塔橫向風振問題的探討[J].電力建設，2002，23（7）：38-39.

[18]謝 平.直流跨越桿塔選型與結(jié)構(gòu)優(yōu)化[J].電力建設，2008，29（3）：32-35.

[19]李顯鑫，盧 玉.特高壓交流雙回線路中單柱組合耐張換位塔應用[J].電力建設，2009，30（2）：22-24.