隨機(jī)風(fēng)作用下同塔四回輸電桿塔安全性分析

牛格圖，陳 巖，李林孝，張 前，王青山，張 鑫，付子奇，嚴(yán) 波

(1. 內(nèi)蒙古電力經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，呼和浩特 010010；2. 重慶大學(xué) 航空航天學(xué)院，重慶 400044)

蒙西地區(qū)工業(yè)園區(qū)或其他走廊緊張的輸電線路常采用同塔四回路輸電桿塔，相較于單回路和雙回路桿塔，該類桿塔塔型高、結(jié)構(gòu)復(fù)雜。蒙西地區(qū)地勢開闊，輸電線路受風(fēng)荷載作用時間長，容易發(fā)生桿塔破壞事故。研究桿塔在隨機(jī)風(fēng)荷載作用下的強(qiáng)度和疲勞壽命具有十分重要的意義。

輸電線路設(shè)計規(guī)程中的桿塔設(shè)計[1]，將風(fēng)荷載轉(zhuǎn)換為擬靜載荷進(jìn)行分析，通過風(fēng)振系數(shù)來考慮風(fēng)荷載的風(fēng)振響應(yīng)。郭勇等[2]針對多回路輸電塔研究發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)有規(guī)范求解風(fēng)振系數(shù)偏于危險，存在不足。近年，采用數(shù)值模擬方法研究輸電塔線體系在風(fēng)荷載作用下的動力響應(yīng)的工作時有報道。竇漢嶺等[3]建立了大跨越轉(zhuǎn)角塔的兩塔三檔模型，進(jìn)行風(fēng)荷載時程響應(yīng)分析，研究輸電塔的受力規(guī)律以及動力響應(yīng)，但并未考慮螺栓等連接細(xì)節(jié)的影響。原遷等[4]建立輸電桿塔的精細(xì)化三維有限元模型，對單塔及塔線體系模型的風(fēng)振時程進(jìn)行分析，但研究仍局限于對桿梁模型的分析。劉孟龍[5]通過CFD模擬近地面三維風(fēng)場，進(jìn)而模擬了復(fù)雜地形中塔線體系的結(jié)構(gòu)動力特征，同樣未考慮桿塔連接細(xì)節(jié)對模型的影響。Kitipornchai等[6]提出了2種模擬螺栓滑移的模型，研究了螺栓滑移對結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度的影響。齊立忠等[7]研究了螺栓滑移對桿塔變形和承載能力的影響，但其以空間桿梁模型為基礎(chǔ)，在桿件連接處通過引入連接單元來模擬螺栓的滑移，沒有考慮螺栓連接的細(xì)節(jié)。沈康[8]針對輸電塔線體系在風(fēng)載荷作用下的破壞區(qū)域，建立節(jié)點(diǎn)精細(xì)化有限元模型，研究螺栓承載性能的變化，但節(jié)點(diǎn)精細(xì)化模型相較于實(shí)體模型仍存在不足。Ju等[9]研究了輸電塔安全銷的極限承載力，并通過Miner線性損傷累積理論計算了安全銷的疲勞壽命。Xie等[10]利用試驗方法對500 kV輸電桿塔2個子結(jié)構(gòu)在模擬冰荷載作用下的破壞機(jī)理進(jìn)行了研究。Zhou等[11]研究了風(fēng)雨載荷誘發(fā)的輸電桿塔振動，并提出配件與塔架可能發(fā)生金屬疲勞。嚴(yán)波等[12]研究了針對同塔雙回四分裂線路，考慮螺栓連接區(qū)域細(xì)節(jié)，模擬研究在脫冰和斷線情況下桿塔的強(qiáng)度，并分析了螺栓預(yù)緊力的影響。另一方面，陸興華等[13]通過對復(fù)合橫擔(dān)建立局部有限元模型，模擬研究了其在舞動、微風(fēng)振時的疲勞評估。Prasad Rao等[14]實(shí)驗研究了塔腿、支撐桿和冗余桿件破壞、細(xì)節(jié)設(shè)計和連接結(jié)構(gòu)破壞、材料缺陷和制造誤差等的影響，并利用梁單元模擬螺栓，對桿塔進(jìn)行了大變形彈塑性分析及失效分析。孫中浩[15]研究了輸電塔在風(fēng)振響應(yīng)下的疲勞性能，并對典型焊點(diǎn)接頭進(jìn)行疲勞壽命研究。但都沒有考慮桿塔危險區(qū)域的結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)和螺栓預(yù)緊力對桿塔疲勞壽命的影響。

筆者以蒙西地區(qū)220 kV同塔四回路典型線路段為研究對象，建立實(shí)際線路段的塔線體系有限元模型，模擬塔線體系在最大設(shè)計基本風(fēng)速和年平均風(fēng)速隨機(jī)風(fēng)場中的動力響應(yīng)，確定桿塔的危險區(qū)域，進(jìn)而建立桿塔危險區(qū)域精細(xì)有限元模型，研究風(fēng)荷載和螺栓預(yù)緊力對桿塔強(qiáng)度和疲勞壽命的影響。

1 隨機(jī)風(fēng)場中塔線體系動力響應(yīng)

1.1 塔線耦合體系有限元模型

以蒙西地區(qū)220 kV同塔四回路典型線路段為對象。如圖1所示，該線路段考慮直線桿塔大水平大垂直檔距組合、大水平小垂直檔距組合、大水平檔距大高差組合等條件，包括四塔五檔，檔距分別為300，445，310，445，300 m，基礎(chǔ)高差分別為0，-1，2.5，7.5，0 m。桿塔為SSZ1直線塔，桿塔I和IV的呼高為30 m，塔II和III的呼高為21 m。桿塔構(gòu)件采用了Q235、Q345、Q420三種材料，其楊氏模量均為210 GPa，泊松比均為0.3。同塔四回線路總共包括12相導(dǎo)線，每一相導(dǎo)線均為二分裂導(dǎo)線，型號為JL/G1A-400/35。地線為JLB20A-150。導(dǎo)線初始張力為57.9 MPa，地線初始張力為286.4 MPa，導(dǎo)地線的物理參數(shù)如表1所示。該線路段中的桿塔均為直線塔，導(dǎo)線通過I型懸垂絕緣子串懸掛在桿塔上，型號為XWP-100，質(zhì)量為311.92 kg，串長3.33 m。該線路段中沒有耐張桿塔，所以不考慮耐張絕緣子串。

圖1 塔線耦合體系有限元模型Fig. 1 Finite element model of tower line system

表1 導(dǎo)線和地線的物理參數(shù)

桿塔有限元模型采用空間桿梁混合模型，根據(jù)構(gòu)件之間的連接關(guān)系將斜撐簡化為軸力桿，其余構(gòu)件為梁，分別用桁架單元和空間梁單元離散。將雙分裂導(dǎo)線等效為單導(dǎo)線，采用空間梁單元進(jìn)行離散[16-17]。懸垂絕緣子串簡化為圓形截面的梁，其質(zhì)量與原型相等。懸垂絕緣子串與導(dǎo)線的連接關(guān)系設(shè)置為Beam關(guān)系，與桿塔的連接關(guān)系設(shè)為Join+Rotation。所有桿塔塔腿根部為固定約束，線路段兩端的導(dǎo)線和地線端點(diǎn)均設(shè)置為固定約束。建立的塔線體系有限元模型如圖1所示。該塔線體系模型共劃分51 644個單元B31單元，1 592個T3D2單元。對該塔線體系有限元模型進(jìn)行了單元收斂性檢查，其網(wǎng)格劃分滿足單元收斂性要求。

1.2 隨機(jī)風(fēng)場中塔線體系風(fēng)載荷

(1)

(2)

式中：a為地面粗糙度系數(shù)，與地貌有關(guān)，z為離地面的高度。

各國學(xué)者提出了多種脈動風(fēng)速功率譜，工程中常采用考慮隨高度變化的Kaimal譜[17]，

(3)

式中：V*為剪切速度；z0為地面粗糙長度，f為頻率。

考慮風(fēng)的空間相關(guān)性，脈動風(fēng)速互相干譜可寫成，

(4)

式中，Skk(zk,f)和Sll(zl,f)為相距r的空間兩點(diǎn)的自功率譜，由式(3)確定；θ(f)為互譜相位角；Coh(r,f)為相干函數(shù)，根據(jù)Davenport建議采用豎向和橫向相干函數(shù)，

(4)

根據(jù)Shinozuka理論，結(jié)合FFT算法，可以快速有效地模擬得到脈動風(fēng)速時程樣本[18]，再利用式(1)即可計算得到模擬點(diǎn)的風(fēng)速時程曲線。

圖2 不同基本風(fēng)速下典型點(diǎn)風(fēng)速時程及功率譜Fig. 2 Wind speed time history and power spectrum at typical points under different basic wind speeds

根據(jù)我國架空輸電線路載荷規(guī)范[1]，作用于導(dǎo)地線上的風(fēng)載荷按式(6)計算。

(6)

式中：βC為導(dǎo)地線陣風(fēng)系數(shù)；αL為檔距折減系數(shù)；W0為基準(zhǔn)風(fēng)壓，kN/m2；μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù)，μSC為導(dǎo)線或地線的體型系數(shù)，d為導(dǎo)線或地線的外徑或覆冰時的計算外徑，LP為桿塔的水平檔距，B1為導(dǎo)地線覆冰風(fēng)荷載增大系數(shù)?；撅L(fēng)壓為：

(7)

式中V0為基本風(fēng)速。

作用于絕緣子串的風(fēng)荷載為

(8)

式中：B為覆冰時風(fēng)載荷增大系數(shù)，這里取1.0；AI為絕緣子串的受風(fēng)面積，m2。

作用于桿塔的風(fēng)載荷為

(9)

式中：μs為構(gòu)件風(fēng)載體型系數(shù)，根據(jù)桿件形狀取值；βz為高度z處的風(fēng)振系數(shù)，反映載荷的動力效應(yīng)，在進(jìn)行動力響應(yīng)時程分析時取1.0；覆冰時風(fēng)載荷增大系數(shù)B取1.0；As為構(gòu)件承受風(fēng)壓面積計算值。

值得一提的是，在利用式(6)～(9)計算作用于導(dǎo)地線、絕緣子串和桿塔的風(fēng)載荷時，采用的風(fēng)速為載荷計算點(diǎn)的風(fēng)速，即隨機(jī)風(fēng)場模擬得到的該計算點(diǎn)的風(fēng)速時程。

1.3 塔線體系動力響應(yīng)數(shù)值模擬

利用ABAQUS軟件對塔線體系在基本風(fēng)速為27 m/s和年平均風(fēng)速10 m/s隨機(jī)風(fēng)作用下的動力響應(yīng)進(jìn)行模擬，得到塔線體系的變形和應(yīng)力時程。圖3所示為最大設(shè)計基本風(fēng)速隨機(jī)風(fēng)場作用下塔線體系在最大應(yīng)力時刻的應(yīng)力分布和桿塔危險區(qū)域。圖3(a)所示為塔線體系的Mises應(yīng)力分布，結(jié)果表明，最大應(yīng)力出現(xiàn)在地線上，為362.9 MPa；導(dǎo)線上的最大應(yīng)力為95.7 MPa，均未超過它們的最大拉斷應(yīng)力。所有4個桿塔中，塔II上的應(yīng)力最大，該桿塔的Mises應(yīng)力分布如同3(b)所示。其最大Mises應(yīng)力為274.2 MPa，出現(xiàn)在Q420桿件上，該應(yīng)力遠(yuǎn)小于材料的強(qiáng)度極限。此外，Q345桿件的最大Mises應(yīng)力為259.0 MPa，相對于出現(xiàn)最大應(yīng)力的Q420桿件而言，該桿件更為危險。由于桿塔有限元模型沒有考慮桿件連接區(qū)域的細(xì)節(jié)，沒有考慮連接板上螺栓的連接和預(yù)緊力等，計算得到的應(yīng)力可能遠(yuǎn)小于實(shí)際結(jié)構(gòu)的應(yīng)力。將最危險桿件的相鄰區(qū)域視為危險區(qū)域，用于建立考慮螺栓連接細(xì)節(jié)的局部三維實(shí)體模型。

在年平均風(fēng)速10 m/s隨機(jī)風(fēng)作用下塔線體系的應(yīng)力水平遠(yuǎn)小于最大設(shè)計基本風(fēng)速隨機(jī)風(fēng)作用下的應(yīng)力，但桿塔的應(yīng)力分布類似，出現(xiàn)最大應(yīng)力的危險區(qū)域基本一致。

第一次施測獲得有效被試293名，平均年齡為32.99歲，SD=7.73歲，Range=15～60歲，男性142名，女性151名，用于BA量表的探索性因素分析。另外，其中有子女的168名被試用于PDCA量表的探索性因素分析，平均年齡為 36.64歲，SD=7.51歲，Range=23～60歲，男性71名，女性97名。

圖3 隨機(jī)風(fēng)作用下塔線體系最大應(yīng)力時刻的應(yīng)力分布及桿塔的危險區(qū)域(基本風(fēng)速27 m/s)Fig. 3 Stress distribution at the time of maximum stress to tower line system under random wind and dangerous area of tower (basic wind speed 27 m/s)

2 桿塔危險區(qū)域精細(xì)化分析

2.1 桿塔實(shí)體與桿梁混合模型

根據(jù)1.3節(jié)塔線體系在隨機(jī)風(fēng)場作于下的動力響應(yīng)，在最大設(shè)計基本風(fēng)速27 m/s情況下，危險區(qū)域的最大應(yīng)力值達(dá)到其材料Q345屈服極限的75.07%。由于計算模型沒有考慮桿件連接區(qū)域的細(xì)節(jié)，沒有考慮連接板上螺栓的連接和預(yù)緊力等，計算得到的應(yīng)力可能遠(yuǎn)小于實(shí)際結(jié)構(gòu)的應(yīng)力，有必要對危險區(qū)域建立三維精細(xì)化實(shí)體有限元模型進(jìn)行分析，獲得準(zhǔn)確的應(yīng)力。

利用ABAQUS/CAE建立桿塔危險區(qū)域三維實(shí)體與桿梁混合模型，如圖4所示。確定的危險區(qū)域共包含152顆6.8級M20螺栓，8根主材L型桿件，64根副材L型桿件，兩種不同型號的連接板各8塊。連接關(guān)系包括桿件與螺母的表面接觸、桿件與螺栓的內(nèi)部接觸、桿件與桿件之間接觸和Tie約束。螺栓與L型桿件的接觸摩擦系數(shù)設(shè)為0.3。根據(jù)施工規(guī)范[19]，6.8級M20螺栓應(yīng)施加25 000 N預(yù)緊力。局部區(qū)域?qū)嶓w模型采用六面體單元進(jìn)行離散，該段實(shí)體模型一共劃分343 752個六面體八結(jié)點(diǎn)等參單元。局部三維實(shí)體模型與其他部分的桿梁模型的連接方法采用耦合約束，在三維實(shí)體模型與桿梁模型連接的截面上選定一個連接面，選擇對應(yīng)的桿梁上的連接點(diǎn)作為控制點(diǎn)，并設(shè)置為“連續(xù)分布”，參見圖4(b)。

利用塔線體系隨機(jī)風(fēng)場作用下的動力響應(yīng)模擬結(jié)果，提取桿塔II導(dǎo)線和地線掛點(diǎn)載荷在整體坐標(biāo)系下3個分量的時程，施加在實(shí)體與桿梁混合模型的對應(yīng)掛點(diǎn)處，并在桿塔上施加塔線上的隨機(jī)風(fēng)荷載時程。桿塔4個塔腿根基處采用固定約束。

圖4 桿塔實(shí)體與桿梁混合有限元模型Fig. 4 Finite element model of hybrid tower

2.2 桿塔混合有限元模型動力響應(yīng)

利用建立的實(shí)體與桿梁混合模型計算最大設(shè)計基本風(fēng)速27 m/s下的動力響應(yīng)。圖5所示為桿塔混合有限元模型和1.3節(jié)塔線體系中桿塔II在相同時刻變形和位移分布的比較，可見兩種模型的最大位移分別為58.25 cm和57.17 cm?；旌夏Ｐ椭芯植繀^(qū)域采用三維實(shí)體模型，特別是連接板處的三維結(jié)構(gòu)會增大結(jié)構(gòu)的剛度，因而其位移小于桿梁簡化模型，但兩種差別不大。此外，表2給出了該兩個模型同一時刻圖4(a)中所示典型單元的最大Mises應(yīng)力，這些單元均為桿或梁單元?？梢?，除了單元1外，兩個模型的計算結(jié)果差別非常小，單元1差別較大可能是該單元在導(dǎo)線掛點(diǎn)附近出現(xiàn)應(yīng)力集中所致。由此，建立的混合有限元模型是合理的。

圖5 兩種桿塔模型同一時刻的變形和位移分布(基本風(fēng)速27 m/s)Fig. 5 Deformation and displacement distribution of two tower models at the same time (basic wind speed 27 m/s)

表2 兩種模型典型單元最大Mises應(yīng)力(基本風(fēng)速27 m/s)

圖6所示為桿塔最大應(yīng)力時刻整體和典型構(gòu)件的Mises應(yīng)力分布，這些構(gòu)件上都出現(xiàn)了應(yīng)力集中。由圖6(a)和圖6(b)可知，最大應(yīng)力為314.1 MPa，出現(xiàn)在Q345桿件上，其明顯大于塔線體系得到的最大應(yīng)力259.0 MPa。圖7所示為實(shí)體與桿梁混合模型危險區(qū)域典型構(gòu)件最大應(yīng)力點(diǎn)的應(yīng)力Mises應(yīng)力時程，應(yīng)力時程可用于構(gòu)件的疲勞壽命估算。

圖6 桿塔危險區(qū)域最大應(yīng)力時刻應(yīng)力分布圖(基本風(fēng)速27 m/s)Fig. 6 Stress distribution at the time of maximum stress in tower dangerous area (basic wind speed 27 m/s)

圖7 危險區(qū)域典型構(gòu)件最大應(yīng)力點(diǎn)Mises應(yīng)力時程(基本風(fēng)速27 m/s)Fig. 7 Mises stress time history of maximum stress point of typical components in dangerous area (basic wind speed 27 m/s)

2.3 螺栓預(yù)緊力的影響

輸電桿塔實(shí)際運(yùn)行中發(fā)生的倒塌事故分析表明，很多情況下破壞都發(fā)生在螺栓連接區(qū)域。一方面，在桿塔安裝施工過程中，由于人工操作不到位，可能導(dǎo)致螺栓預(yù)緊力不夠；另一方面，桿塔長期運(yùn)行后螺栓可能發(fā)生松弛，預(yù)緊力下降。螺栓預(yù)緊力的降低可能導(dǎo)致局部應(yīng)力增大，嚴(yán)重時可能導(dǎo)致桿塔的破壞。

如前所述，該桿塔連接螺栓為6.8級M20螺栓，應(yīng)施加25 000 N預(yù)緊力。本節(jié)分別計算預(yù)緊力為規(guī)定值80%和50%兩種情況下，桿塔在隨機(jī)風(fēng)作用下的動力響應(yīng)。圖8給出了基本風(fēng)速27 m/s時實(shí)體與桿梁

圖8 螺栓預(yù)緊力50%時危險區(qū)域最大應(yīng)力時刻Mises應(yīng)力分布(基本風(fēng)速27 m/s)Fig. 8 Mises stress distribution at the time of maximum stress in the dangerous area when the bolt preload is 50% (basic wind speed 27 m/s)

混合模型在50%螺栓預(yù)緊力情況下危險區(qū)域典型構(gòu)件應(yīng)力最大時刻的Mises應(yīng)力分布。相較于2.2節(jié)中100%預(yù)緊力作用時，除螺栓外的構(gòu)件應(yīng)力最大值均明顯增大，個別構(gòu)件的應(yīng)力水平接近了其材料的屈服極限。圖9為螺栓預(yù)緊力50%時危險區(qū)域典型構(gòu)件最大應(yīng)力點(diǎn)Mises應(yīng)力時程曲線，可見其明顯大于如圖7所示的100%預(yù)緊力的情況。

圖9 螺栓預(yù)緊力50%時危險區(qū)域典型構(gòu)件最大應(yīng)力點(diǎn)Mises應(yīng)力時程(基本風(fēng)速27 m/s)Fig. 9 Mises stress time history of the maximum stress point of typical components in dangerous area when the bolt preload is 50% (basic wind speed 27 m/s)

表3列出了危險區(qū)域典型構(gòu)件在不同預(yù)緊力作用下的最大Mises應(yīng)力，可以看出，隨著預(yù)緊力的減小，各構(gòu)件的應(yīng)力水平逐漸增大。

表3 不同螺栓預(yù)緊力情況下桿塔典型構(gòu)件最大Mises應(yīng)力(基本風(fēng)速27 m/s)

3 桿塔安全性分析

3.1 靜強(qiáng)度分析

由2.2與2.3節(jié)的計算結(jié)果可知，危險區(qū)域構(gòu)件的最大應(yīng)力均出現(xiàn)在Q345桿件的螺栓連接位置附近。在最大設(shè)計基本風(fēng)速情況下3種預(yù)緊力作用下其應(yīng)力水平均較大。其余桿件、連接板和螺栓等構(gòu)件的最大應(yīng)力均遠(yuǎn)小于屈服極限。

此外，螺栓預(yù)緊力對構(gòu)件應(yīng)力水平的影響不可忽略，隨著預(yù)緊力的減小，構(gòu)件的最大應(yīng)力值逐漸增大，當(dāng)預(yù)緊力小于50%時，可能引起危險區(qū)域的Q345桿件發(fā)生屈服變形，導(dǎo)致桿塔倒塌事故的發(fā)生，應(yīng)當(dāng)引起注意。

3.2 疲勞壽命估計

前面計算得到了桿塔在特征時間段內(nèi)的應(yīng)力時程，根據(jù)Miner線性損傷理論，該時間段內(nèi)產(chǎn)生的損傷因子為

(10)

式中：ri為第i級應(yīng)力幅值作用下的循環(huán)數(shù)，Nfi為該級應(yīng)力幅值作用下的疲勞壽命，其可由材料的S-N曲線得到。當(dāng)累計損傷因子D達(dá)到1.0時結(jié)構(gòu)發(fā)生疲勞破壞。假設(shè)該特征時間段重復(fù)n次后D達(dá)到1.0，則

(11)

選擇桿塔典型構(gòu)件的最大應(yīng)力時程，采用雨流計數(shù)法得到不同水平應(yīng)力幅值的次數(shù)。如圖10所示為最大設(shè)計基本風(fēng)速，螺栓預(yù)緊力100%時桿塔典型構(gòu)件最大應(yīng)力時程雨流計數(shù)結(jié)果，其中考慮了平均應(yīng)力的影響。

圖10 桿塔典型構(gòu)件應(yīng)力時程雨流計數(shù)結(jié)果(基本風(fēng)速27 m/s，螺栓預(yù)緊力100%)Fig. 10 Rain flow counting results of stress time history of typical tower components (basic wind speed 27m/s, 100% bolt preload)

該3種構(gòu)件均為Q345材料，根據(jù)文獻(xiàn)[20]，Q345鋼的等效應(yīng)力幅與疲勞壽命的關(guān)系式為

(12)

式中：σar為等效應(yīng)力幅，σa為應(yīng)力幅，σm為應(yīng)力均值，Nf為疲勞壽命。將應(yīng)力時程中不同的應(yīng)力幅值σai和平均應(yīng)力σmi代入式(12)可得對應(yīng)的疲勞壽命Nfi，再將由雨流計數(shù)法統(tǒng)計得到的循環(huán)次數(shù)ri代入式(11)，即可得到發(fā)生疲勞破壞時該特征段載荷時間的次數(shù)n。

計算了最大設(shè)計基本風(fēng)速27 m/s和年平均風(fēng)速10 m/s隨機(jī)風(fēng)場中桿塔的動力響應(yīng)，并考慮了螺栓預(yù)緊力100%、80%和50%的情況，進(jìn)而根據(jù)桿塔危險區(qū)域典型構(gòu)件最大應(yīng)力的時程，計算了桿塔的疲勞壽命。結(jié)果表明，若以年平均風(fēng)速10 m/s進(jìn)行計算，桿塔的應(yīng)力水平和應(yīng)力幅值均較小，各構(gòu)件均不會發(fā)生疲勞破壞。若按最大設(shè)計基本風(fēng)速27 m/s計算，在螺栓預(yù)緊力100%的情況下，連接板925與連接板932應(yīng)力水平和應(yīng)力幅值較小，均不會發(fā)生疲勞破壞。而出現(xiàn)最大應(yīng)力的Q345桿件的疲勞壽命為2.36 a。在不同螺栓預(yù)緊力情況下，桿塔疲勞壽命如表4中所列。值得一提的是，表中給出的疲勞壽命是在最大設(shè)計基本風(fēng)速27 m/s隨機(jī)風(fēng)持續(xù)作用下的壽命，桿塔發(fā)生疲勞破壞前的實(shí)際使用年限取決于蒙西地區(qū)每年出現(xiàn)這種風(fēng)速的時間。另外，螺栓松動對疲勞壽命的影響很大，當(dāng)螺栓預(yù)緊力降低到80%時，其疲勞壽命幾乎降低了10倍；當(dāng)螺栓預(yù)緊力降低為一半時，在基本風(fēng)速27 m/s的情況下，其疲勞壽命不到2 d時間。

表4 桿塔的Q345桿件疲勞壽命估計(基本風(fēng)速27 m/s)

4 結(jié) 論

以蒙西地區(qū)220 kV同塔四回直線塔SSZ1為研究對象，采用有限元方法分析桿塔的強(qiáng)度和疲勞壽命，主要結(jié)論如下：

1)建立了同塔四回桿塔的有限元模型和典型四塔伍檔塔線體系有限元模型，模擬研究了在最大設(shè)計基本風(fēng)速27 m/s和年平均風(fēng)速10 m/s隨機(jī)風(fēng)場作用下塔線體系的動力響應(yīng)，確定了桿塔危險區(qū)域。最大應(yīng)力出現(xiàn)在桿塔II上，最大設(shè)計基本風(fēng)速情況下應(yīng)力水平最危險的區(qū)域出現(xiàn)在桿塔II的Q345桿件上，應(yīng)力值為259.0 MPa。

2)建立了桿塔危險區(qū)域三維實(shí)體有限元模型，進(jìn)而得到桿塔的實(shí)體和桿梁的混合有限元模型。計算了該混合模型在不同基本風(fēng)速下的動力響應(yīng)。結(jié)果表明，考慮危險區(qū)域結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)后桿塔的最大應(yīng)力明顯大于桿梁模型，最大設(shè)計基本風(fēng)速情況下最大應(yīng)力為314.1 MPa，出現(xiàn)在相同的Q345桿件上。

3)模擬研究了螺栓預(yù)緊力降低到80%和50%時桿塔的應(yīng)力，結(jié)果表明，螺栓預(yù)緊力對桿塔最大應(yīng)力影響明顯；隨著螺栓預(yù)緊力的降低，桿塔最大應(yīng)力逐漸增大，但所有情況下桿塔構(gòu)件的應(yīng)力均小于其屈服應(yīng)力，結(jié)構(gòu)靜強(qiáng)度滿足要求。

4)采用雨流計數(shù)法對不同基本風(fēng)速和不同螺栓預(yù)緊力情況下桿塔典型位置應(yīng)力時程進(jìn)行了統(tǒng)計分析，進(jìn)而利用Miner損傷準(zhǔn)則估計了桿塔的疲勞壽命。結(jié)果表明，若以年平均風(fēng)速10 m/s進(jìn)行計算，桿塔各構(gòu)件均不會發(fā)生疲勞破壞。若按最大設(shè)計基本風(fēng)速27 m/s計算，在螺栓預(yù)緊力100%的情況下，桿塔的疲勞壽命為2.36 a；當(dāng)螺栓預(yù)緊力降低到80%時，其疲勞壽命幾乎降低了10倍；當(dāng)螺栓預(yù)緊力較小一半時，其疲勞壽命不到2 d時間。可見螺栓預(yù)緊力對桿塔的疲勞壽命影響非常明顯，必須引起高度重視。在線路施工時應(yīng)按規(guī)范要求施加螺栓預(yù)緊力，在線路運(yùn)行中應(yīng)對桿塔的連接螺栓進(jìn)行定期檢查，發(fā)現(xiàn)螺栓松動要及時擰緊，避免發(fā)生桿塔破壞事故。