王振国，刘 黎，周啸宇，刘 岩，倪宏宇，李 特，潘 锋，李丹煜

（1.国网浙江省电力有限公司电力科学研究院，杭州 310014；2.国网浙江省电力有限公司，杭州 310007；3.国网浙江省电力有限公司绍兴供电公司，浙江 绍兴 312099；4.中国能源建设集团浙江省电力设计研究院有限公司，杭州 310012；5.中国电力科学研究院有限公司，北京 100192）

0 引言

架空输电线为风敏感结构，具有柔性大、阻尼小的特点，且点多面广，分布范围广泛，易受强风影响。其中强对流引发的雷暴大风对输电线路安全稳定运行的影响尤其显著[1-4]。雷暴天气下，云层中的水滴及冰晶下落过程中，其表面产生的摩擦会带动四周的空气下沉，并逐步增强下坠力从而产生下降气流，高空下降的冷气流在到达地面时会水平展开，形成猛烈阵风。澳大利亚对输电杆塔倒塔事故的调查发现，90%的倒塔事故与雷暴强风有关。南非、美国、澳大利亚等国家统计发现，80%以上天气因素导致的倒塔事故与局地雷暴强风密切相关[5]。

雷暴可以分为单体雷暴、多单体雷暴、飑线及超级单体雷暴四种类型。下击暴流作为雷暴大风的一种，又称为雷暴冲击风，是由雷暴云中局部性的强下沉气流到达地面后产生的直线型大风，最早由气象学家藤田哲也发现并命名，其典型特征为高度辐散的直线大风或者曲线型大风，山地和丘陵地区是下击暴流的多发区域[6-8]。区别于台风，下击暴流无固定影响区域，具有局地性、小尺度、突发性特点，现有的监测预警能力无法实现有效预警。目前国内的输电线路设计规范中亦不考虑下击暴流，线路设防水平有限[9-10]。近年来随着全球变暖，强对流天气频发，下击暴流等强对流天气对输电线路的安全稳定运行威胁不断加大。

目前国内已有众多学者关注到下击暴流对输电线路运行的危害，并开展了相关的理论研究[8-10]。然而由于国内对下击暴流的研究起步较晚，早期输电线路倒塔事故分析中强对流天气引发的灾害大风通常只划分为龙卷风和飑线风两类，未能进一步有效识别下击暴流，因此国内少有报道下击暴流引发输电线路故障[11-14]。

本文针对一起下击暴流导致的500 kV 输电线路倒塔事故开展分析，结合现场调查及杆塔力学分析，判断此次倒塔为下击暴流导致。分析结果可为后续研究下击暴流作用下的输电线路失效机理提供参考。

1 事故基本情况

1.1 事故概述

2021 年5 月14 日晚，绍兴地区出现强对流大风天气，22:15:06，500 kV 某线路B 相故障，0.7 s 后A 相故障，线路三相跳闸，故障测距6.5 km；5 月15 日00:15，强送失败。该线路于1997年12 月投运，线路全长48.677 km，共102 基杆塔，全线单回路架设，平均高程250 m，设计风速27 m/s（离地10 m 高）。故障段导线采用4×LGJ-400/35，地线采用LGJ-95/55 及OPGW-120，设计风速27 m/s，设计覆冰厚度10 mm，与现行风区图、冰区图匹配。采用的杆塔设计风速、导地线与工程使用一致，设计水平档距、垂直档距、转角度数与工程实际使用情况如表1 所示。对14—19 号杆塔在27 m/s 风速下按工程实际使用条件进行校验，各杆件均不超载，满足规范要求。

表1 杆塔设计条件及使用条件

1.2 现场勘查及杆塔受损情况

对线路受损情况进行检查巡视发现，故障线路14—19 号共6 基塔受损，其中：14 号、17 号、19 号塔塔身上部扭曲受损；16 号塔受损最严重，主材完全变形倾倒；15 号、18 号塔横担受损，基础无异常；受损线路14 号、15 号、17 号、18 号、19 号塔周围植被无明显损伤，与该线路平行架设、中心距离60 m 的某500 kV 线路未发现损伤情况；紧邻16 号塔附近有大量的树木倾倒，树木大面积折损或连根拔起；17 号塔附近存在树木倒伏情况。具体受损情况如图1—图5 所示。

图1 14 号塔、15 号塔受损情况

图2 16 号塔塔身受损情况

图3 17 号塔塔身及附近植被受损情况

图4 18 号塔塔身受损情况

图5 19 号塔塔身受损情况

故障杆塔所属耐张段为11—40 号段，耐张段长度14.871 km，属于超长耐张段。故障区段，最大档距段为18—19 号档，档距984 m，其次为16—17 号档，档距637 m；最大高程差档距段为16—17 号档，高程差67 m。导线风荷载较大档段为16—17 号档与18—19 号档。

2 事故原因分析

2.1 强对流天气背景

气象监测显示，14 日浙北地区和浙中的西部地区午后到夜里出现8～10 级局地11～12 级雷雨大风、强雷电、短时暴雨等强对流天气。气象雷达监测数据如图6 所示，可以看出22:10—22:20有强回波移动至故障区域，最大强度达到61 dB，说明故障区段存在强对流天气，具备引发局部大风气象条件。故障区段所在的柯桥区监测到风速33.7 m/s（12 级），监测点位于距离故障区段16.5 km 的平原地区。线路故障区段沿山脊走线，基本走向为东北—西南走向，位于浙中延绵山区，周围植被茂盛。故障杆塔多位于迎风面的最高点，除14 号杆塔外，其他杆塔附近地形多以山顶、山梁为主，强对流天气过程中，山顶风场加速效应明显。

图6 故障区域雷达回波监测

2.2 气象原因分析

雷暴大风按其形式可以分为直线风和龙卷风。其中直线风指造成风灾且移动路径为直线的地表风，与移动路径为曲线的龙卷风相区别[1]。灾损现场16 号、17 号塔附近树木就地折断倒伏，并无移位现象，灾损点间无连续通道，不符合龙卷风造成的灾损特点，排除强对流引发龙卷风灾害的可能性。本次大风天气受灾点的分布范围较小，并且较为分散，灾损点树木倒向具有明显辐散特点（图7、图8）。结合故障点树木零星折断等迹象，高度符合强对流天气中的下击暴流引发灾害空间分布不连续、多尺度和强灾害时空尺度小等显著特征，判断为强对流天气引发下击暴流，下击暴流引发的强风叠加主导风引发此次大风灾害。16 号塔附近出现较大硬木树干折断，如图9所示。参考气象EF 等级对风灾的定级标准，此次下击暴流强度最强达EF2 级，现场瞬时风速可能已超过50 m/s[15-16]。

图7 16 号塔附近树木倒伏情况

图8 故障区段树木受损区域

图9 16 号塔附近出现较大硬木树干折断

2.3 跳闸与杆塔受损过程分析

1）同通道某500 kV 线路风偏跳闸

与倒塔线路同通道的某500 kV 线路17 号塔于22:15:05:186 发生风偏跳闸，跳闸时间比倒塔线路跳闸时间提前1 s，且发生风偏跳闸的17 号杆塔位于倒塔线路16 号杆塔西侧，距离约为92 m，说明两条线路均是在由西向东大风作用下发生的悬垂串风偏对塔身放电闪络。发生风偏跳闸的17 号塔距离倒塔线路16 号塔约92 m，未受到下击暴流影响，故未发生线路本体受损。经计算，发生风偏跳闸线路17 号塔发生两相风偏的风速至少为28.7 m/s，倒塔线路16 号塔发生两相风偏的风速至少为28.2 m/s，说明倒塔故障发生时存在自西向东、风速至少为28 m/s 的大风。

2）倒塔线路跳闸

根据气象台站信息，故障区域14 日夜间主导风向为西风，在故障发生时间段气象站记录到最大风速，说明故障时刻在由西向东大风作用下，倒塔线路发生B 相、A 相相继风偏跳闸。在风偏跳闸停运后，22:15:10—22:15:14 之间倒塔线路16 号塔北侧发生下击暴流，给倒塔线路16 号塔带来了更大的叠加风荷载，导致16 号塔严重受损。16 号塔附近受下击暴流冲击后的风向如图10 所示。

图10 16 号塔附近受下击暴流冲击后的风向

3）跨越220 kV 某同塔双回线跳闸

与倒塔线路交叉跨越的某220 kV 同塔双回线路分别于22:15:21，22:15:22 发生故障跳闸，两回线路故障时间比倒塔线路跳闸时间晚约15 s。巡视发现倒塔线路17—18 号档掉落导线导致其跨越的220 kV 某同塔双回线发生故障停运（图11），故判断倒塔线路受损时间可能发生在22:15:10—22:15:14 之间，并在7～10 s 时间内引起17 号、18号塔受损，导线掉落，引起下方的220 kV 同塔双回某线路发生接地故障跳闸。全部线路受损时序如图12 所示。

图11 倒塔线路掉落导线导致跨越的220 kV 某线停运

图12 线路受损过程时序图

结合故障现场查勘，倒塔线路的14 号、17号、19 号3 基塔塔身上部弯曲受损，16 号塔受损最严重（从塔腿底部倾倒），15 号、18 号塔横担受损，以上杆塔基础均未受损。各受损杆塔弯折及受损方向如图13 所示，全部朝东南方向，基本与16 号塔一致。结合各塔抗风能力仿真计算和现场实际损毁情况，判断16 号塔为本次事故首基受损杆塔。

图13 倒塔线路杆塔弯折及受损方向

倒塔线路的具体受损过程如下：

1）在倒塔线路16 号塔小号侧：16 号塔受风力作用侧向倒伏，由于导地线未断，邻近的15号直转塔受侧向风荷载、侧向拉力和纵向不平衡张力差共同作用，导致局部塔头向内角侧拉出；14 号塔由于距离15 号塔较近（档距120 m），承受侧向风荷载和侧向拉力，导致塔身部折断；13 号塔承受的传导侧向拉力减弱，且纵向不平衡张力也未超设计条件，因此未受损。

2）在倒塔线路16 号塔大号侧：16 号塔受风力作用侧向倒伏，17 号塔受侧向拉力和风力同时作用，塔身上部侧向倒伏。由于17 号塔受损，导致17—18 号档张力释放，18 号塔受侧向拉力和纵向不平衡张力作用，导致18 号塔头往偏大号方向侧向倾倒；18 号塔塔头倾倒后导致18—19号档张力释放，19 号塔纵向不平衡张力超设计条件，19 号塔塔头往大号侧倾倒；20 号塔纵向不平衡张力未超设计条件，故未受损。

2.4 杆塔力学状态仿真计算分析

按常规杆塔设计方法对受损杆塔区段进行设计校验（考虑荷载分项系数），结果如表2 所示：16 号塔受损风速临界值最小，为33 m/s，其抗风能力相对较弱；15 号塔受损风速临界值最大，为42 m/s；14 号、17 号、18 号、19 号塔受损风速均大于33 m/s。

表2 杆塔受损风速（离地10 m 高，10 min 平均值）

为进一步明确16 号塔倒塔原因，对16 号塔结构受力进行仿真模拟，若垂直倒塔线路方向风速按28.2 m/s（发生两相风偏时的风速）考虑，当顺线路方向自北向南给16 号塔身叠加33 m/s 风速（故障区域实测最大风速）时，该工况下该塔应力比超限部位为2 号腿底部两节主材，此时该两节主材应力比达到1.02～1.03。由西向东的横向风和由北向南的下击暴流大风都会使2 号腿主材受压，对其形成了受压内力的叠加，成为4 根主材中压力最大的一根。根据计算结果，底部两节主材的应力显著大于其余段主材的应力，并已超限。因此在西侧横向风和下击风作用下，2 号腿底部两节主材会首先达到承载力极限，形成失稳破坏。

当2 号腿底部主材失稳后，失稳主材将成为无效构件，铁塔内力分布如图14 所示。2 号腿主材从上至下将基本失去承担受压的能力，大部分压力将转由1 号腿主材承受，1 号腿底部主材很快也会因内力超限而失稳破坏。从2 号腿主材失稳退出工作到内力重分布导致1 号腿主材失稳，整个过程是在很短时间内完成的，因此倒塌模式上接近于1 号、2 号腿主材同时失稳破坏。计算模拟结果显示铁塔整体以向侧面倾覆为主，并未表现出明显的前后方向倾覆。结合气象过程分析和仿真分析，判断16 号塔严重受损是在由西向东的主导风叠加瞬时下击暴流大风共同作用下引发。仿真得到16 号塔倒塔时邻近15 号塔和17号塔的不平衡张力分别为267 kN 和223 kN，均超过杆塔塔头屈服强度，导致15 号塔和17 号塔受损。与此同时，13 号塔和20 号塔不平衡张力分别为58 kN 和73 kN，小于杆塔塔头设计应力值，未发生杆塔受损。

图14 16 号塔2 号腿失稳后轴力云图

3 结语

本文针对一起下击暴流导致的倒塔事故进行了分析。在下击暴流作用下，由北向南的下击暴流大风与由西向东的主导大风风荷载共同叠加在倒塔线路16 号塔上，超过塔材承受极限而导致杆塔严重受损。16 号塔受损后，受侧向风荷载、侧向拉力和纵向不平衡张力差及风力共同作用，引起14—19 号塔受损。同通道某500 kV 线路在由西向东主导大风作用下发生了悬垂串风偏对塔身放电闪络，但由于发生风偏跳闸杆塔距离下击暴流较远，未受到下击暴流影响，因此未发生线路本体受损。

为提升输电线路抵御下击暴流等非典型强对流大风能力，一是提高输电线路防风设计水平。收集和分析输电线路附近气象台站监测数据及历史风害故障数据，开展输电线路风险评估，针对风害高发区域，考虑下击暴流等灾害大风的影响，适当提高设计水平。二是提升电网强对流大风灾害监测预警能力。针对下击暴流等强对流大风具有时间和空间尺度小、突变性强的特点，综合利用卫星、雷达等多源数据，建立灾害预警机制，提前采取有效应对措施。