盛金馬 嚴(yán) 波 常 江 齊 益 龔楨佳 趙寶成

(1.國網(wǎng)安徽省電力有限公司經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院, 合肥 230061; 2.國網(wǎng)安徽省電力有限公司, 合肥 230061;3.蘇州科技大學(xué)土木工程學(xué)院, 江蘇蘇州 215011)

架空輸電線路桿塔結(jié)構(gòu)是國家生命線工程的重要組成部分,其在自然災(zāi)害下的承載能力是電網(wǎng)正常運(yùn)行的保障之一。2008年和2011年初,我國南部多省電網(wǎng)因嚴(yán)重冰雪天氣發(fā)生倒塔、斷線、閃絡(luò)等事故,導(dǎo)致大范圍電網(wǎng)系統(tǒng)受到?jīng)_擊和破壞,對(duì)人民生活和經(jīng)濟(jì)造成了嚴(yán)重影響。根據(jù)安徽電網(wǎng)調(diào)查統(tǒng)計(jì):2008年,皖西大別山腹地±500 kV宜華線1146～1153號(hào)發(fā)生嚴(yán)重覆冰過荷載,最大等值冰厚達(dá)20.2 mm,造成4基桿塔倒塔;2015年,皖南山脈的500 kV官瀝5365/山瀝5366線221～225號(hào)發(fā)生嚴(yán)重覆冰過荷載,最大覆冰厚度達(dá)30 mm,造成導(dǎo)線掉線,絕緣子、金具損壞;2018年和2019年連續(xù)兩年出現(xiàn)部分地區(qū)覆冰加重情況,對(duì)電網(wǎng)影響嚴(yán)重?？梢?安徽地區(qū)桿塔的覆冰有逐年增長之勢(shì),嚴(yán)重覆冰引起的導(dǎo)、地線不平衡張力是倒塔的主要原因之一。因此,輸電塔結(jié)構(gòu)在覆冰與斷線耦合作用下的響應(yīng)研究具有重要的工程意義。

目前,架空輸電塔在斷線與覆冰耦合作用下的性能研究較少。李國榮[1]利用ANSYS有限元分析了500 kV貓頭型輸電塔在斷線與覆冰耦合作用下的靜力響應(yīng)。謝強(qiáng)等[2]通過試驗(yàn)研究了500 kV輸電塔子結(jié)構(gòu)在覆冰荷載與水平荷載耦合作用下的破壞機(jī)理,分析了有、無橫隔對(duì)子結(jié)構(gòu)極限承載力的影響。李正良等[3]對(duì)輸電塔子結(jié)構(gòu)進(jìn)行了靜力加載試驗(yàn),研究了不等邊角鋼交叉斜材的穩(wěn)定承載力及破壞模式。夏正春等[4]利用有限元程序分析了輸電塔在線路斷線作用下的動(dòng)力響應(yīng),分析了斷線后各導(dǎo)、地線張力與導(dǎo)、地線支座反力的變化規(guī)律。沈國輝等[5]對(duì)大跨越輸電塔絕緣子斷裂的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了研究,分析了導(dǎo)線跌落過程中輸電塔內(nèi)力的變化規(guī)律。胡位勇等[6]通過有限元分析了塔-線體系在不同斷線工況下的受力特征,通過輸電塔的應(yīng)力峰值對(duì)其安全性進(jìn)行了評(píng)估。嚴(yán)波等[7-8]利用ABAQUS有限元分析了500 kV超高壓輸電塔在電線脫冰作用下的動(dòng)力響應(yīng)。陳祺[9]對(duì)220 kV貓頭型輸電塔進(jìn)行了有限元非線性屈曲分析,研究了風(fēng)載作用下,風(fēng)攻角對(duì)輸電塔非線性穩(wěn)定的影響。

輸電塔在斷線、覆冰或豎向與水平力同時(shí)作用下的研究主要采用有限元靜力分析[10]或子結(jié)構(gòu)靜力加載試驗(yàn),動(dòng)力分析對(duì)于結(jié)構(gòu)失效過程的分析存在局限性。本文利用ABAQUS弧長法(Riks)分析了安徽省4座存量220 kV貓頭型桿塔結(jié)構(gòu)在覆冰與斷線耦合作用下的靜力響應(yīng),研究了桿塔在覆冰與斷線耦合作用下的承載力變化規(guī)律及內(nèi)力、變形、應(yīng)力的分布規(guī)律,分析了覆冰與斷線荷載組合下各參數(shù)對(duì)4種塔型承載力及破壞模式的影響。

1 有限元建模

本文研究的4座輸電塔均為220 kV貓頭型懸垂桿塔,三相導(dǎo)線、兩根地線,塔型分別為2B5-ZM2(42 m呼高)、2K1-ZM(36 m呼高)、2B10-ZMC2(33 m呼高)和ZM12(32 m呼高),如圖1所示。桿塔主材、斜材與輔材均為等邊角鋼,主材和部分斜材采用Q345鋼材,其余為Q235鋼材。桿塔基本信息見表1。

表1 桿塔基本信息Table 1 Basic information of transmission towers

圖1 桿塔單線圖Fig.1 Schematic description of transmission towers

豎向荷載采用通用靜力分析,包括塔自重與覆冰荷載、導(dǎo)線、金具、絕緣子在懸掛點(diǎn)產(chǎn)生的豎向荷載(沿Z軸加載)。覆冰荷載按照桿件覆冰厚度折算成桿件的等效密度,以重力方式施加[1]。懸掛點(diǎn)豎向荷載以集中力形式施加?？v向荷載(沿Y軸加載)采用弧長法(Riks)分析,根據(jù)斷線情況,將不平衡張力施加至相應(yīng)的加載點(diǎn)。Riks分析考慮了模型幾何非線性及結(jié)構(gòu)的初始缺陷,施加荷載為桿塔的設(shè)計(jì)荷載。引入初始缺陷前,先進(jìn)行彈性屈曲分析。屈曲分析得到的前10階屈曲模態(tài)均為桿件局部屈曲,引入初始缺陷幅值取桿件長度的1/1 000。

圖2 桿塔有限元模型及邊界條件Fig.2 The finite element model and boundary conditions

設(shè)計(jì)了96個(gè)有限元算例,基本信息如表2所示。每個(gè)塔型取4個(gè)覆冰厚度,前兩個(gè)分別為每座塔19年冰區(qū)變化前、后的設(shè)計(jì)覆冰厚度,后兩個(gè)覆冰厚度統(tǒng)一取重冰區(qū)覆冰厚度30 mm和60 mm。斷線工況除了DL/T 5551—2018《架空輸電線路荷載規(guī)范》[12]規(guī)定的斷任意1根導(dǎo)線或地線外,還增加了斷任意2根導(dǎo)、地線情況。6種斷線工況使桿塔形成了受彎、受扭和受彎扭三種受力形式。算例命名形式為X-i-j,其中X代表塔型;i代表斷線工況,i=1～6對(duì)應(yīng)加載點(diǎn)及加載方向分別為1(+)、2(+)、3(+)、1(+)和4(-)、2(+)和5(+)、2(+)和5(-);j代表覆冰厚度。如2B5-ZM2-4-30表示桿塔2B5-ZM2的覆冰厚度為30 mm,在不同檔距斷加載點(diǎn)1和4處導(dǎo)線。桿塔斷線荷載按每相導(dǎo)、地線最大使用張力分別乘0.4和1.0得到。2B5-ZM2、2B10-ZMC2、2K1-ZM2和ZM12導(dǎo)線斷線工況下的不平衡張力分別為31.515,46.67,22.86,23.335 kN;地線斷線工況下的不平衡張力中,前三座塔為43.65 kN,后一座塔為14.45 kN。

表2 桿塔有限元算例基本信息Table 2 Basic information of finite element examples tower specimens

桿塔的承載力曲線用LPF-D/H表示,縱坐標(biāo)為水平荷載比例系數(shù)LPF,橫坐標(biāo)為塔頂側(cè)移D與塔高H之比。桿塔在受彎、受扭和受彎扭下的彎矩、扭矩分布與變化規(guī)律主要聚焦于塔身,取塔身其中6層為對(duì)象,分析桿塔在受彎、受扭和彎扭下的彎矩、扭矩分布與變化規(guī)律。假設(shè)塔身變形符合平截面假定,將主材與斜材節(jié)點(diǎn)的豎向力乘以力臂得到該層彎矩M、主材與斜材節(jié)點(diǎn)的水平力乘以力臂得到該層扭矩T。其中,頂層彎矩和扭矩分別表示為M1和T1,底層的彎矩和扭矩分別表示為M6和T6。根據(jù)關(guān)鍵時(shí)刻的Mises應(yīng)力、變形云圖及內(nèi)力分布與變化曲線,對(duì)桿塔受力特征進(jìn)行研究;根據(jù)不同條件下桿塔的LPF-D/H曲線進(jìn)行參數(shù)影響分析。

2 桿塔在覆冰與斷線耦合作用下的響應(yīng)

以算例2B5-ZM2-1-30、2B5-ZM2-3-30和2B5-ZM2-4-30為例對(duì)桿塔在覆冰與斷線作用下的響應(yīng)進(jìn)行分析。3個(gè)算例的覆冰厚度均為30 mm,斷線工況為“1”“3”“4”,分別對(duì)應(yīng)桿塔受彎扭、受彎和受扭。

2.1 承載力發(fā)展規(guī)律

桿塔受彎承載力曲線如圖3實(shí)線所示,可知,LPF值隨D/H的增大而線性增長;當(dāng)LPF達(dá)到2.69時(shí)曲線達(dá)到最大值,隨后趨于水平。桿塔受扭承載力曲線如圖3點(diǎn)劃線所示,可知,當(dāng)D/H小于0.28%時(shí)曲線線性增長;當(dāng)D/H等于0.28%時(shí)LPF達(dá)到最大值1.71,隨后開始下降。桿塔受彎扭承載力曲線如圖3虛線所示,可知,LPF值在前期隨桿塔側(cè)向變形增加而線性增長;當(dāng)D/H等于0.38%時(shí)曲線出現(xiàn)第1個(gè)拐點(diǎn);當(dāng)D/H等于0.46%時(shí)LPF達(dá)到最大值2.44,隨后開始下降。桿塔受彎極限狀態(tài)對(duì)應(yīng)桿件應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度,隨著單元的塑性發(fā)展加劇,有限元軟件停止運(yùn)算;受扭LPF達(dá)到峰值后曲線開始下降,說明桿塔發(fā)生了整體或局部屈曲;受彎扭承載力曲線在達(dá)到峰值前出現(xiàn)了拐點(diǎn),但對(duì)結(jié)構(gòu)承載力影響較小,隨后曲線達(dá)到峰值并迅速下降,此時(shí)有桿件發(fā)生屈曲。從曲線發(fā)展規(guī)律可以看出,桿塔受彎延性最好、受扭延性最差。由于施加荷載不同,無法通過LPF值及曲線斜率比較三者的承載力和剛度。為進(jìn)一步說明,將引入Mises應(yīng)力云圖和局部變形云圖進(jìn)行分析。

2B-5-ZM2-3-30; 2B5-ZM2-1-30; 2B5-ZM2-4-30。圖3 受彎、受扭與受彎扭桿塔LPF-側(cè)移角曲線Fig.3 LPF-drift ratio curves of towers under bending, torsion and bending-torsion

2.2 極限狀態(tài)

圖4a～c分別為算例2B5-ZM2-3-30(受彎)、2B5-ZM2-4-30(受扭)和2B5-ZM2-1-30(受彎扭)在D/H達(dá)到最大時(shí)的Mises應(yīng)力和局部變形云圖,其中U1代表?xiàng)U塔的橫向位移,反映斜材的面外變形。如圖4a所示,受彎塔應(yīng)力較大處為塔腿、塔身和塔頭的主材,最大應(yīng)力(345 MPa)出現(xiàn)在塔身底層的受壓主材,此時(shí)桿件達(dá)到材料屈服強(qiáng)度。

如圖4b所示,受扭塔應(yīng)力較大處為塔頭和塔身斜材,最大應(yīng)力(320.6 MPa)出現(xiàn)在塔身頂層橫隔處,未達(dá)到材料屈服強(qiáng)度;瓶口下方兩層的斜材發(fā)生屈曲,形成兩個(gè)半波,波峰處撓度分別為86.6 mm和40.8 mm。圖5a為該支撐波峰處的撓度曲線,面外撓度在前期很小,當(dāng)D/H達(dá)到0.25%時(shí)曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)并開始陡增,此拐點(diǎn)的D/H與圖3相應(yīng)曲線峰值對(duì)應(yīng)的D/H十分接近,認(rèn)為此時(shí)桿塔發(fā)生了局部失穩(wěn)。

如圖4c所示,受彎扭塔應(yīng)力較大處為塔頭、塔身主材及位于斷線側(cè)的斜材,最大應(yīng)力(332.9 MPa)處于塔身底層斷線側(cè)受壓主材,未達(dá)到材料屈服強(qiáng)度;塔身3、4、5層位于斷線側(cè)的斜材有不同程度屈曲,其中第4層斜材面外撓曲最嚴(yán)重,波峰撓度分別為68.2 mm和62.5 mm。圖5b為該支撐波峰處的撓度曲線,曲線值在前期很小,當(dāng)D/H達(dá)到0.37%時(shí)曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)并開始陡增,可認(rèn)為斜材屈曲。該拐點(diǎn)的D/H與圖3相應(yīng)曲線第一次拐點(diǎn)對(duì)應(yīng)的D/H一致,說明塔身中部斜材屈曲對(duì)承載力產(chǎn)生了一定影響,但未使承載力立刻下降。

a—2B5-ZM2-3-30(受彎); b—2B5-ZM2-4-30(受扭); c—2B5-ZM2-1-30(受彎扭)。圖4 受彎、受扭與受彎扭桿塔的應(yīng)力(Pa)與局部變形(mm)Fig.4 Stresses and deformation of towers under bending, torsion and bending-torsion

a—2B5-ZM2-4-30; b—2B5-ZM2-1-30。圖5 桿塔斜材面外撓度-塔頭側(cè)移角曲線Fig.5 Relations between out-of-plane deflection of braces and sideway ratio of stories of tower head

2.3 內(nèi)力分析

2B5-ZM2-3-30(受彎)的內(nèi)力分布及變化規(guī)律如圖6所示。由圖6a可以看出,桿塔受彎時(shí),同一層主材形成受拉和受壓側(cè),豎向力大小由高到低逐漸增大。因塔受豎向荷載作用,同一層受壓側(cè)主材的豎向力大于受拉側(cè),各層豎向拉力和壓力均勻分布。水平力由每層4個(gè)連接節(jié)點(diǎn)X、Y方向的分力表示,當(dāng)桿塔Y方向水平力無偏心時(shí),各層X方向內(nèi)力大小相等、方向相反,如圖6b所示?？梢钥闯?受彎塔水平力相對(duì)較小,沿高度均勻分布,但塔頭瓶口處水平力明顯大于塔身其他部位水平力。

塔身各層彎矩M如圖6c所示,M2～M6曲線斜率逐漸增大,且隨D/H增大均線性增長,M1在加載初期大于M2,與M3幾乎重合,D/H大于0.2%后曲線出現(xiàn)拐點(diǎn),此后逐漸趨于水平,當(dāng)D/H約為0.3%時(shí),M1小于M2。塔身彎矩分布規(guī)律基本符合懸臂構(gòu)件的受力特征,瓶口處雖然水平力較大但彎矩相對(duì)較小,對(duì)結(jié)構(gòu)承載力影響不大。對(duì)于2B5-ZM2-3-30而言,塔身承載力曲線與彎矩變化規(guī)律基本相同,但未出現(xiàn)水平段,彎矩峰值與結(jié)構(gòu)承載力最大值對(duì)應(yīng)。

a—豎向力分布; b—水平力分布; c—彎矩變化曲線。圖6 2B5-ZM2-3-30內(nèi)力分布與發(fā)展規(guī)律Fig.6 Internal force distribution and development laws of 2B5-ZM2-3-3

圖7a為2B5-ZM2-4-30(受扭)豎向力分布,因塔受豎向荷載作用,桿塔的豎向力均為壓力,幾乎每層的豎向力均勻分布。由于塔身頂端斜材發(fā)生屈曲導(dǎo)致該層豎向力分布不均勻,發(fā)生屈曲的斜材的節(jié)點(diǎn)豎向力幾乎為0。由圖7b可以看出,受扭塔水平力基本沿高度均勻分布,瓶口處的水平力明顯大于塔身其他部位的。受扭桿塔的豎向力雖然大于水平力,但水平力對(duì)結(jié)構(gòu)的影響更大。圖7c繪制了塔身各層的扭矩T變化曲線,T1～T5變化趨勢(shì)與圖3曲線變化趨勢(shì)相同,T1遠(yuǎn)大于其他曲線,T6在其他曲線達(dá)到最大值前幾乎為常數(shù),T2～T5逐漸減小。桿塔因斷線受扭時(shí),瓶口處的扭矩最大,該處由軸力承擔(dān)扭矩的支撐的受力最大,豎向力對(duì)主材承載力需求相對(duì)較小。對(duì)于桿塔2B5-ZM2-4-30而言,該處的支撐因受壓屈曲導(dǎo)致結(jié)構(gòu)承載力下降。

圖8a為2B5-ZM2-1-30(受彎扭)的豎向力分布,受彎扭塔的豎向力分布規(guī)律與受彎和受扭塔不同,受拉側(cè)豎向力遠(yuǎn)小于受壓側(cè),且塔身上部的受拉側(cè)豎向力為壓力,隨著高度減小逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)樨Q向拉力;受壓側(cè)豎向力在各層不均勻分布,斷線側(cè)的豎向壓力略大。由圖8b可以看出,斷線側(cè)橫向和縱向水平力較大,基本沿高度均勻分布,瓶口處的水平力明顯大于其他部位水平力(為保證顯示效果,未給出瓶口的水平力)。圖8c,d分別為塔身各層的彎矩和扭矩變化曲線。與受彎塔類似,受彎扭塔的M1～M6與圖3相應(yīng)曲線發(fā)展趨勢(shì)相同,塔身底部彎矩最大;與受扭塔類似,受彎扭塔的T1～T6變化趨勢(shì)與曲線變化趨勢(shì)相同,T1遠(yuǎn)大于其他曲線;與受扭塔不同,受彎扭塔身斷線側(cè)的水平力和豎向力均較大,該側(cè)斜材受力也較大,特別是橫隔附近。對(duì)于桿塔2B5-ZM2-1-30而言,塔身橫隔附近斷線側(cè)的三段斜材發(fā)生了不同程度的屈曲,最終導(dǎo)致結(jié)構(gòu)承載力下降。

a—豎向力分布; b—水平力分布; c—扭矩變化曲線。圖7 2B5-ZM2-4-30內(nèi)力分布與發(fā)展規(guī)律Fig.7 Internal force distribution and development laws of 2B5-ZM2-4-30

a—豎向力分布; b—水平力分布; c—彎矩變化曲線; d—扭矩變化曲線。圖8 2B5-ZM2-1-30的內(nèi)力分布與發(fā)展規(guī)律Fig.8 Internal force distribution and development laws of 2B5-ZM2-1-30

3 覆冰與斷線耦合作用下的參數(shù)影響分析

以2B5-ZM2為例對(duì)桿塔在覆冰與斷線耦合作用下的LPF-D/H曲線進(jìn)行分析,覆冰厚度為10,15,30,60 mm,斷線工況為“1～6”,加載點(diǎn)和加載方向?yàn)?(+)、2(+)、3(+)、1(+)和4(-)、2(+)和5(+)、2(+)和5(-)。圖9為受彎桿塔承載力曲線,可知:2B5-ZM2-3-j曲線的發(fā)展規(guī)律基本一致,在加載初期曲線線性增長,到達(dá)最大值后進(jìn)入水平階段,桿塔抗側(cè)能力隨覆冰厚度增加而減小;覆冰厚度由30 mm增加到60 mm,2B5-ZM2-3-60的承載能力和變形能力比2B5-ZM2-3-30明顯下降;與2B5-ZM2-3-j斷1根上相導(dǎo)線相比,2B5-ZM2-5-j在同一檔距斷2根地線時(shí)的LPF值整體要小于前者。隨著覆冰厚度增加,2B5-ZM2-5-j抗側(cè)能力隨之減小,LPF峰值相對(duì)接近,主要是由于該工況加載點(diǎn)位于塔頂?shù)鼐€懸掛點(diǎn),除了塔身底層受壓側(cè)主材屈服外,塔頭主材和輔材也出現(xiàn)了不同程度的屈服,曲線未出現(xiàn)水平段。2B5-ZM2-3-j(斷1根上相導(dǎo)線)與2B5-ZM2-5-j(同一檔距斷2根地線)的受力特征接近,但后者延性較差,主要因?yàn)楹笳邫M擔(dān)與上曲臂受力更加集中。

受扭桿塔的LPF-D/H曲線如圖10所示,可知:2B5-ZM2-4-j曲線發(fā)展規(guī)律基本相同,承載力峰值隨覆冰厚度增加而減小,承載力達(dá)到峰值后的下降均由瓶口下方斜材屈曲引起,覆冰厚度60 mm的曲線明顯低于該系列其他曲線,且出現(xiàn)了兩次拐點(diǎn),分別對(duì)應(yīng)橫隔下方和瓶口下方斜材屈曲;與2B5-ZM2-4-j不同檔距斷2根下相導(dǎo)線相比,2B5-ZM2-4-j不同檔距斷2根地線,在同一覆冰厚度下的LPF值小于前者,而延性大于前者。這是由于斷2根下相導(dǎo)線使得桿塔在塔頭與塔身交界處受力較大,其下方斜材易屈曲,而不同檔距斷兩根地線使得塔頭曲臂與橫擔(dān)能分擔(dān)一部分受力,在一定程度上削弱了前者的受力集中。2B5-ZM2-6-j抗側(cè)能力隨著覆冰厚度增加而減小,曲線峰值相對(duì)接近,未出現(xiàn)下降段,這主要是因?yàn)樵摴r加載點(diǎn)位于塔頂?shù)鼐€懸掛點(diǎn),雖然瓶口下方斜材屈曲,但塔頭主材和輔材也發(fā)生不同程度的屈服。60 mm覆冰桿塔2B5-ZM2-6-60的豎向力較大,因此加劇了斜材屈曲,在塔頭桿件充分塑性發(fā)展前,桿塔承載力即開始下降。2B5-ZM2-6-60承載力曲線峰值明顯小于該系列其他曲線峰值,有明顯的下降段。

圖9 受彎2B5-ZM2的LPF-D/H曲線Fig.9 LPF-D/H curves of 2B5-ZM2 under bending

圖10 受扭2B5-ZM2的LPF-D/H曲線Fig.10 LPF-D/H curves of 2B5-ZM2 under torsion

受彎扭桿塔承載力曲線如圖11所示,可知:2B5-ZM2-1-j中LPF的曲線發(fā)展規(guī)律幾乎一致,線性增長后出現(xiàn)第一個(gè)拐點(diǎn),對(duì)應(yīng)塔身橫隔下方斷線側(cè)斜材屈曲,隨后曲線出現(xiàn)峰值并下降,且峰值隨覆冰厚度增加而減小。2B5-ZM2-4-60的抗側(cè)能力明顯小于其他算例,主要是由于較大豎向力加劇了塔身在斷線側(cè)的橫隔下方三層和頂層的斜材發(fā)生屈曲,且塔身底層斷線側(cè)受壓主材有壓屈趨勢(shì)。與2B5-ZM2-1-j斷1根下相導(dǎo)線相比,2B5-ZM2-2-j為斷1根地線的初始荷載更大,同一覆冰厚度下2B5-ZM2-2-j的峰值小于2B5-ZM2-1-j的峰值;2B5-ZM2-2-jLPF曲線值在前期十分接近。這是由于斷1根地線使得塔頭受力相比斷1根下相導(dǎo)線的受力更加集中,對(duì)于桿件發(fā)揮受力性能不利。2B5-ZM2-2-j曲線峰值隨覆冰厚度增加而減小,覆冰厚度為10 mm和15 mm算例2B5-ZM2-2-10和2B5-ZM2-2-15的塔身支撐未發(fā)生屈曲,承載力達(dá)到最大值時(shí)塔身底部斷線側(cè)受壓主材和塔頭橫擔(dān)主材及輔材有不同程度的屈服。覆冰厚度為30 mm和60 mm算例B5-ZM2-2-30和2B5-ZM2-2-60的峰值達(dá)到最大值時(shí),塔頭橫擔(dān)主材和斜材發(fā)生不同程度屈服,塔身橫隔上、下斷線側(cè)斜材屈曲。塔身底層斷線側(cè)主材有壓屈趨勢(shì),2B5-ZM2-2-60受壓主材的面外撓度最值達(dá)到9 mm。

桿塔2K1-ZM、2B10-ZMC2和ZM12在覆冰與斷線耦合作用下的LPF峰值及破壞模式如表3所示。從整體上看,桿塔抗側(cè)能力隨覆冰厚度的增加而降低,破壞模式受覆冰厚度影響較小,每種斷線工況的破壞模式基本一致,各塔型間的破壞模式略有不同。桿塔2B10-ZMC2-3-j、2K1-ZM-3-j、ZM12-3-j和2B10-ZMC2-5-j、2K1-ZM-5-j、ZM12-5-j受彎,LPF峰值隨覆冰厚度增加下降幅度較大,破壞模式為塔身橫隔附近或塔腿受壓側(cè)主材屈服,說明桿塔橫隔對(duì)其抗側(cè)移剛度分布影響較大。受扭桿塔LPF峰值受覆冰厚度影響較小,在桿塔2K1-ZM2-1-j、2K1-ZM2-4-j、2K1-ZM2-6-j和ZM12-4-j塔身頂部斜材或瓶口主材發(fā)生屈服,桿塔2B10-ZMC2-4-j、2K1-ZM-4-j、ZM12-4-j和2B10-ZMC2-6-j、2K1-ZM-6-j、ZM12-6-j塔頭及塔身頂部主材屈服。桿塔2B10-ZMC2-1-j、2K1-ZM-1-j、ZM12-1-j和2B10-ZMC2-2-j、2K1-ZM-2-j、ZM12-2-j受彎扭,破壞模式為斷線側(cè)塔頭主材、塔身頂部斜材因桿塔受扭屈服;斷線側(cè)受壓塔主材因桿塔受彎屈服。上述受彎、受扭、受彎扭桿塔的破壞模式及覆冰厚度對(duì)桿塔承載力影響基本與桿塔2B5-ZM2的分析結(jié)果一致。

圖11 受彎扭2B5-ZM2的LPF-D/H曲線Fig.11 LPF-D/H curves of 2B5-ZM2 under bending and torsion

表3 桿塔的LPF峰值與破壞模式Table 3 Peak values of LPF and failure modes

4 結(jié) 論

本文設(shè)計(jì)了6種典型的桿塔斷線工況、4種有代表性覆冰厚度,研究了4種220 kV貓頭型輸電塔在覆冰與斷線耦合作用下的承載力變化規(guī)律、內(nèi)力分布與變化規(guī)律、應(yīng)力分布規(guī)律及斜材面外變形分布與變化規(guī)律。主要結(jié)論如下:

1)桿塔因斷線受彎通常是塔身受壓側(cè)主材屈服,塔身橫隔、塔身底層及塔腳等剛度較集中處附近受壓主材易發(fā)生屈服,覆冰產(chǎn)生的豎向力會(huì)加劇桿塔承載力下降;

2)桿塔因斷線受扭時(shí),受力較大處集中于塔頭,瓶口處扭矩較大,瓶口下方斜材主要在水平力作用下屈曲,覆冰產(chǎn)生的豎向力對(duì)桿塔承載力影響較小;

3)桿塔因斷線受彎扭綜合了桿塔受彎和受扭的受力特點(diǎn),塔身斷線側(cè)受壓主材先屈服,瓶口下方及塔身橫隔附近斜材在水平力和豎向力共同作用下屈曲,斷線側(cè)受壓主材的豎向力會(huì)進(jìn)一步加劇,桿塔承載力迅速下降,故覆冰厚度增加會(huì)加劇受彎扭桿塔的承載力下降。