500 kV單回路復合橫擔懸垂塔的設計及有限元仿真分析

田 宇

（中國能源建設集團山西省電力勘測設計院有限公司，山西太原030001）

0 引言

高性能纖維增強復合材料FRP（fiber reinforced polymer）具有強度大、質量輕、耐腐蝕以及耐久性能和電絕緣性能好等特點，非常適于制造輸電桿塔[1]。近年來，復合材料塔已在±660 kV銀川東換流站—紅柳溝接地極線路工程和750 kV新疆與西北聯網第二通道輸電線路工程中進行了應用[2]。

1 500kV單回路三相復合橫擔懸垂塔設計

1.1 鐵塔設計條件

電壓等級500 kV，單回路，導線型號4XJL/G1A-400/35，地線型號JLB20A-150，設計基本風速（10 m高度）29 m/s；設計冰厚導線為10 mm、地線為15 mm，呼高范圍24～48 m，計算呼高32 m，水平檔距500 m，垂直檔距700 m，Kv值選擇0.75。

1.2 最小懸垂串長確定

輸電桿塔利用復合材料的絕緣特性，可實現結構材料和功能材料的高度統一，具有非常顯著的優勢。如利用復合材料的絕緣性能，可全部替代絕緣子，大幅度減低懸垂串長度，降低了塔高[3-4]。但若懸垂串的長度過短也會影響線路的安全運行，所以在桿塔設計之初應先確定懸垂串的最短長度。

根據《110～750 kV架空輸電線路設計規范》（GB 50545—2010）[5]10.1.8規定，10 mm及以下冰區不均勻覆冰情況的導地線不平衡張力取值：導線按照最大使用張力的10%設計，地線按照最大使用張力的20%設計。

復合橫擔鐵塔懸垂串長度大大減小，需校驗不均勻覆冰情況的導地線不平衡張力取值。產生不平衡張力的不均勻冰荷載情況按未斷線、-5℃、有不均勻冰、同時風速10 m/s計算。根據《重覆冰架空輸電線路設計技術規程》（DL/T 5440—2009）[6]中線路分類，按一側100%另一側20%取值進行計算。

選取實際工程10.423 km斷面進行驗算，該段斷面最大檔距數量為7檔，最大檔距656 m。計算可知，串長為1.2 m，此時不平衡張力達到最大使用張力的16.2%，考慮適當裕度后取17%。圖1為典型210 kN單聯金具串圖。

圖1 典型210 k N單聯金具串圖（mm）

1.3 地線布置

1.3.1 水平距離

根據《110～750 kV架空輸電線路設計規范》（GB 50545—2010）規定：水平線間距離按式（1）計算。桿塔水平檔距500 m，單側最大檔距按2×500×80%=800 m考慮，計算的水平線間距離為9.7 m。

其中，Ki為懸垂絕緣子串系數，宜符合《110～750 kV架空輸電線路設計規范》中規定的數值；D為導線水平線間距離，m；Lk為懸垂絕緣子串長度，m；U為系統標稱電壓，kV；fc為導線最大弧垂，m。

1.3.2 三角排列

三角排列等效水平線間距離按式（2）計算。

其中，Dx為導線三角排列的等效水平線間距離，m；Dp為導線間水平投影距離，m；Dz為導線間垂直投影距離，m。

1.3.3 導地線水平偏移

上下層相鄰導線間或地線與相鄰導線間的最小水平偏移取1.75 m。

1.3.4 保護角的要求

單回路500 kV線路的保護角不宜大于10°，這里取10°。

1.4 塔頭形式及布置

500 kV單回路直線塔的布置方式一般為酒杯型和貓頭型，采用復合材料橫擔，塔頭布置方式如圖2和圖3所示。

圖2 三相復合橫擔貓頭型布置（mm）

圖3 三相復合橫擔酒杯型布置（mm）

貓頭型復合橫擔塔的橫擔寬度為15.88 m，酒杯型復合橫擔塔的橫擔寬度為21.58 m，貓頭型復合橫擔塔相對于酒杯型復合橫擔塔，橫擔寬度縮小27%。采用貓頭型復合橫擔塔能夠大大節省走廊，減少房屋拆遷，故選擇貓頭型復合橫擔塔進行設計。

1.5 復合橫擔截面形式

復合材料型材的截面形式可根據需要設計成各種形狀，主要有“L”型、實心“○”型、空心“○”形、“D”型和“□”型等，其中圓環形截面的截面慣性矩最大，其整體穩定承載力也最高，并且環型構件制作也便捷，連接方便，對受壓構件采用圓環形截面的支柱絕緣子作為主要受力構件。對于受拉構件，可采用滿足強度要求的實心圓形復合絕緣子[7-8]。

1.6 橫擔布置方案

邊相導線橫擔采用雙柱雙斜拉結構形式的復合絕緣橫擔布置形式。橫擔下平面由于受壓，采用了支柱絕緣子結構，同時采用上翹方式。橫擔上平面采用斜拉絕緣子串，通過金具與塔身相連，簡化了端部節點構造。為保證鐵塔結構的整體受力穩定，同時根據鐵塔受力分析結構，中相導線橫擔上下平面均采用復合材料支柱絕緣子的布置形式。

2 有限元仿真分析

2.1 有限元計算模型

采用梁桿模型對復合橫擔塔進行建模，主要材料參數如表1所示。復合橫擔塔在ANSYS中的整體坐標系原點取在塔頭中心點，Z軸取向下為正，X軸為垂直于導線方向。將模型塔底的4個節點的6個自由度全部約束。建立完成的復合橫擔塔有限元模型如圖4所示。

表1 梁桿模型主要構件材料參數

圖4 復合橫擔塔有限元模型

2.2 復合橫擔塔模態分析

在計算輸電塔塔身風荷載時采用風振系數來考慮結構風振效應，所以對該塔自振特性的分析十分必要，求解中按無阻尼自由振動考慮，且認為結構處于線彈性階段。復合橫擔塔有限元模型前五階振型和頻率如表2所示。

表2 復合橫擔塔有限元模型前五階振型和頻率

根據《建筑結構荷載規范》（GB 50009—2012）[9]，高聳結構的一階自振周期為T=（0.007～0.013）H，其中H為塔架總高度。三相復合橫擔塔高H=52.9m，一階自振周期為0.548 8 s，滿足規范要求的0.371 0～0.687 7 s，從側面證明三相復合橫擔塔有限元模型的合理性。

2.3 復合橫擔塔靜力分析

通過對大風、覆冰、斷線、不均勻覆冰、安裝等23個工況作用下復合橫擔塔整體受力（塔頭位移）以及主要構件（主材和復合橫擔）受力情況匯總與對比，得到復合橫擔塔各部位受力的控制工況，驗證復合橫擔塔設計的合理性。

2.3.1 塔頭位移結果對比分析

不同工況下塔頭位移電算結果和有限元分析結果如表3所示。

表3 不同工況塔頭位移計算對比表

從表3可以看出，塔頭位移電算結果與有限元分析結果規律一致，大風工況下塔頭位移遠大于其余工況，90°大風工況為控制工況。90°大風工況下電算結果塔頭位移最大值為388.11 mm，有限元分析塔頭位移值為412.5 mm，有限元分析結果比電算結果大6.29%。

2.3.2 塔腿主材最大軸力結果對比分析

不同工況下塔腿主材電算結果和有限元分析的最大軸力如表4所示。

表4 不同工況下塔腿主材最大軸力對比表

從表4可以看出，主材最大軸力均出現在塔腿處，電算結果與有限元分析結果規律一致，塔腿最大拉力控制工況為60°大風最小垂檔。最大壓力控制工況為60°大風。60°大風工況下，最大拉力為563 kN，最大壓力為874 kN。60°大風最小垂檔工況下，最大拉力為594 kN，最大壓力為843 kN。有限元與電算結果相比，塔腿最大拉力值小11%，最大壓力值大11%。塔腿處最大軸力有限元分析結果比電算結果大的主要原因是梁桿模型建模過程中省略了塔腿靴板等加勁構件使得應力無法擴散。

2.3.3 復合橫擔結果對比分析

將控制工況下的邊相導線橫擔電算結果和有限元分析的最大軸力和彎矩列于表5。

表5 復合橫擔最大軸力、彎矩結果對比表

由表5可以看出，電算結果與有限元分析結果相近，反映規律一致。邊相導線橫擔下平面壓桿控制工況為有冰斷右邊相導線工況，最大拉力為36.29 kN，最大壓力為93.72 kN，遠小于極限承載力。邊相導線橫擔上平面拉桿控制工況為同向不均勻覆冰工況，最大拉力為75.74 kN，小于極限承載力149 kN。中相導線橫擔上平面支撐桿和下平面支撐桿控制工況均為有冰斷右側地線工況，此工況下上平面支撐桿拉力為146.47 kN，壓力為85.81 kN，下平面支撐桿拉力為89.7 kN，壓力為124.68 kN，小于各自的極限承載力。彎矩最大部位為上下支撐桿連接部位。電算按照二力桿體系計算，計算結果不存在彎矩，在工程實際應用中，復合橫擔需考慮彎矩作用的影響。

2.3.4 最大應力分析

對23種工況計算結果中應力云圖進行分析可知，應力最大部位出現在復合橫擔與塔身交接處及塔腿部位，應力值小于材料的屈服強度，處于彈性階段。

3 結論

通過對復合橫擔塔各個工況下鐵塔的位移、軸力彎矩以及內力的分析及對比，得出以下主要結論。

a）塔頭位移電算結果與有限元分析結果規律一致。大風工況下塔頭位移大于其余工況，90°大風工況為控制工況。90°大風工況下電算結果塔頭位移最大值為388.11 mm，有限元分析塔頭位移值為412.5 mm，有限元分析結果比電算結果大6.29%。

b）主材最大軸力位置及控制工況的電算與有限元分析結果一致。主材最大軸力均出現在塔腿處，塔腿最大拉力控制工況為60°大風最小垂檔，最大壓力控制工況為60°大風。

c）邊相導線復合橫擔下平面壓桿控制工況為有冰斷右邊相導線工況，最大拉力為36.29 kN，最大壓力為93.72 kN，遠小于極限承載力。邊相導線復合橫擔上平面拉桿控制工況為同向不均勻覆冰工況，最大拉力為75.74kN，小于極限承載力149 kN。中相導線復合橫擔上平面支撐桿和下平面支撐桿控制工況均為有冰斷右側地線工況，此工況下上平面支撐桿拉力為146.47 kN，壓力為85.81 kN，下平面支撐桿拉力為89.7 kN，壓力為124.68 kN，遠小于各自的極限承載力。

d）應力最大部位出現在復合橫擔與塔身交接處主材以及塔腿部位，各工況下主材和復合橫擔均未達到屈服強度，處于彈性階段。復合橫擔塔設計合理可靠，能夠滿足工程的實際應用要求。