2016年福建电网输电线路“莫兰蒂”台风受损情况及原因分析

2024年1月19日发(作者：孟目的)

2016年福建电网输电线路“莫兰蒂”台风受损情况及原因分析

陈文兴

【摘 要】介绍2016年“莫兰蒂”台风及福建电网因台风受损情况.分析遭遇“莫兰蒂”台风输电线路受损情况和原因,并提出了福建电网在运线路防风加强方案及新建线路防风措施.

【期刊名称】《能源与环境》

【年(卷),期】2017(000)001

【总页数】4页(P104-107)

【关键词】输电线路;“莫兰蒂”台风;受损分析;福建电网

【作 者】陈文兴

【作者单位】国网福建省电力有限公司 福建福州 350001

【正文语种】中 文

【中图分类】TM75

2016-09-15，福建省遭受了建国以来最强3次台风之一的“莫兰蒂”的重创。

受“莫兰蒂”影响，导致1人死亡、51人受伤，近100万户停电。电力基础设施损失严重，“莫兰蒂”对厦门电网造成了毁灭性重创。6座220kV变电站、21条220kV线路、45座110kV变电站、52条110kV线路、10743台配电变压器、713条10kV线路停运，停电用户达55.22万户。强台风造成福建省全省165万

用户停电。

9月14日上午10点钟，1614号台风莫兰蒂 （超强台风级）中心位于我国福建省漳浦县东南大约405km的台湾以南海面上，中心附近最大风力有17级（60m/s），中心最低气压为915hPa。

9月15日凌晨2点左右，1614号台风莫兰蒂正式登陆厦门，之后以每小时20km左右的速度向西北方向移动，随后转向偏北方向移动，于16日凌晨到上午在江西境内减弱为热带低压。

“莫兰蒂”台风于9月15日2时登陆厦门。4时经过厦门同安地区，底层中心附近2min平均最大风速为48m/s，为强台风级（STY）。

台风“莫兰蒂”是建国以来最强台风，从实测风速上看，1614号台风无论从持续风还是阵风上已经超越了9914号台风；1614号台风实测阵风数据基本上与5903号持平，持续风比5903号台风更强。

从最低气压上看，1614号台风登陆时刻最低气压低于9914号台风和5903号台风，从最低气压参数上判断，1614号台风强度高于9914、5903号台风。综合目前的资料判断，1614号台风为建国以来登陆闽南的最强台风。

台风“莫兰蒂”重现期，根据《中国气象灾害大典》（福建卷），对民国初年至1952年前台风进行了考证。从考证资料可以看出，1917年的台风为1840～1917年间厦门最强的台风。因当时观测水平的限制和灾害记录的模糊和不完备性，无法对考证期台风进行风速、气压等参数的定量分析对比，只能定量的得出1614号台风为1929年至今影响厦门最强的台风。

受“莫兰蒂”影响，500kV及220kV架空输电线路杆塔倒塔，塔头或地线架破坏分别为2基和15基。如表1、表2所示。

3.1 500kV漳泉I路受损情况及分析

（1）设计概括。本线路2003年1月投运，杆塔设计执行标准 《架空送电线路杆

塔结构设计技术规定》（SDGJ94-1990）、《110～500kV架空送电线路设计技术规程》（DL/T 5092-1999）。

主要设计气象条件为Vmax=35m/s（30a一遇，平均离地高度20m），Tmin=-5℃，C=0mm。

导线采用4×LGJ-400/35型钢芯铝绞线，安全系数为2.5，平均运行应力为其破断力的25%，地线一根采用GJ-80镀锌钢绞线，安全系数为4.7，平均运行应力为其破断力的25%；另一根地线为OPGW-150复合光缆地线，平均运行应力为其破断力的18%。

（2）受损情况。台风造成漳泉I路#130倒塔以及相应导地线、光缆破断；#128左地线支架变形。详见图1。

（3）受损分析。选择漳泉I路#130塔进行分析。根据气象风速论证，选取42.9m/s（离地高10m）作为倒塔事故点10min平均最大风速。验算时采用原线路设计标准。

根据现场调查可以推断#130塔破坏瞬间起主导作用的大风与线路夹角约0～45°。分别计算台风工况下0°风与45°风情况。在0°风工况下，地线架处斜材应力105%、塔头上曲臂主材应力为108.4%、塔身交叉斜材应力为119.2%，可以推断0°台风会引起塔头局部破坏但不会引起整体倒塔，考虑到台风风向的随机性，同时计算了45°台风对应的情况，在45°风工况下，塔头上下曲臂主材应力达到117.6%～139%，塔头处斜材应力达到115%～136%，塔身交叉斜材应力达到113%～138%，塔身交叉主材应力达到127%～143%，推测#130塔，在45°台风作用下，塔头曲臂、交叉斜材、塔身主材位置构件受压失稳导致倒塔。

3.2 500kV漳泉II路受损情况及分析

（1）设计概括。本线路2010年2月投运。杆塔设计执行标准 《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》（DL/T 5154-2002）、《110～500kV架空送电线路设计

技术规程》（DL/T 5092-1999）。

主要设计气象条件为Vmax=35m/s（30年一遇，平均离地高度20m），Tmin=-5℃，C=0mm。

导线采用4×LGJ-400/35型钢芯铝绞线，安全系数为2.5，平均运行应力为其破断力的25%；地线两根均采用GJ-80型镀锌钢绞线，安全系数为4.65。（2）受损情况。台风造成漳泉Ⅱ路#126、#127倒塔以及相应导、地线破断详见图2。#125地线支架变形。

（3）受损分析。选择漳泉Ⅱ路#126塔进行分析。根据气象风速论证，选取42.9m/s（离地10m高）作为倒塔事故点10min平均最大风速。验算时采用原线路设计标准。

根据现场调查推测#126塔破坏瞬间起主导作用的大风与线路夹角约0～45°。分别计算台风工况下0°风与45度风情况。在0°风工况下，曲臂侧面交叉斜材应力达140%，45°风工况下曲臂侧面交叉斜材应力达110%～120%。推测#126塔，在0～45°大风情况塔头曲臂侧面交叉斜材失稳，导致塔头破坏。

3.3 220kV李西线受损情况及分析

（1）设计概括。本线路1996年12月投运。杆塔设计执行标准《架空送电线路设计技术规程》（SDJ3-79）。

主要设计气象条件为Vmax=35m/s（15a一遇，平均离地高度15m），Tmin=-5℃，C=0mm。

导线采用2×LGJ-240/30型钢芯铝绞线，安全系数为2.5，平均运行应力为其破断力的25%，地线1根采用JL/ LB20A―95/55型铝包钢芯铝绞线，安全系数为3.0，平均运行应力为其破断力的20%；另一根地线为OPGW-2S1/24B1复合光缆地线，安全系数为3.6，平均运行应力为其破断力的18%。

（2）受损情况。台风造成李西线#3、#5～#9、#21、#22、#27倒塔以及相应导、

地线、光缆破断。经现场实地核实，#3、#21、#27，3基直线塔猫头曲臂位置主材失稳破坏，其余9基塔发生铁塔整体破坏，铁塔主材和身部斜材均有不同程度失稳破坏。倒塔或塔头失稳方向大致沿垂直线路方向。

（3）受损分析。选择该线路#9塔进行验算。根据现场倒塔形态，推测#9倒塔时90°风起主导作用。根据气象风速论证，选取42.9m/s（离地高10m）作为倒塔事故点平均风速。验算采用标准 《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》（DL/T

5154-2002）。验算结果说明杆塔所承受荷载远超设计所能承受荷载，塔头曲臂实际承受荷载超过设计所能承受荷载50%～130%。由倒塔分析计算结果可以得知，现场风速远超设计风速，大幅超出设计承载能力，最终导致倒塔的主因。

3.4 220kV厦李线受损情况及分析

（1）设计概括。本线路1986年11月投运。杆塔设计执行标准《架空送电线路设计技术规程》（SDJ3-79）。

主要设计气象条件为Vmax=35m/s（15a一遇，平均离地高度15m），Tmin=-5℃，C=0mm。

导线采用2×LGJ-240/30型钢芯铝绞线，安全系数为2.5，平均运行应力为其破断力的25%；地线2根均采用GJ-50型钢绞线，安全系数为3.594，平均运行应力为其破断力的16%。

（2）受损情况。台风造成220kV厦李线#7倒塔以及相应导、地线破断。经现场实地核实，事故段受损铁塔的A/B/C基础及地脚螺栓未遭受破坏，仍然可以正常使用，D腿基础受损。垂直线路方向、朝东南向倒塔。横担主材、辅助才完整、未见明显失稳；塔头中横担以上主材未见明显失稳；塔身部交叉斜材、主材发生不同程度失稳，螺栓未见脱落；塔腿位置主材采用外包角钢连接，连接位置包角钢断裂，塔腿附近斜材严重扭曲破坏。

（3）受损分析。厦李#7塔原设计执行标准《架空送电线路杆塔结构设计技术规

定》（SDGJ94-1990）。根据气象风速论证，选取42.9m/s（离地高10m）作为倒塔事故点10min平均最大风速，验算执行标准《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》（DL/T 5154-2002）。通过计算，该塔正常大风（35m/s）情况下，构件应力比都小于100%，满足正常使用。在台风42.9m/s风速下，横担主材及该塔中横担以上塔身主材大风下应力比小于100%，中横担以下塔身主材应力比达130%～158%。对应现场破坏情况，推测该塔在大风情况下中横担以下塔身主材、交叉材失稳导致倒塔。

3.5 220kV厦李I路受损情况及分析

（1）设计概括。本线路1986年11月投运，杆塔设计执行标准《架空送电线路设计技术规程》（SDJ3-79）。

主要设计气象条件为Vmax=35m/s（15a一遇，平均离地高度15m），Tmin=-5℃，C=0mm。

导线采用2×LGJ-240/30型钢芯铝绞线，安全系数为2.5，平均运行应力为其破断力的25%；地线两根均采用GJ-50型钢绞线，安全系数为3.594，平均运行应力为其破断力的16%。

（2）受损情况。台风造成220kV厦李I路#20倒塔以及相应导、地线破断。经现场实地核实，事故段受损铁塔的基础及地脚螺栓未遭受破坏，仍然可以正常使用，垂直线路方向、朝东侧倒塔。详见图3。

（3）受损分析。厦李Ⅰ路#20塔原设计执行标准《架空送电线路设计技术规程》（SDJ3-79）。根据气象风速论证，选取42.9m/s（离地10m高）作为倒塔事故点10min平均最大风速，验算执行标准《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》（DL/T 5154-2002）。通过计算，该塔正常大风（35m/s）情况下，构件应力比都小于100%。在台风42.9m/s风速90°风作用下，塔头构件应力比最大的在曲臂外侧主材103.6%，其余的塔头构件应力比都小于100%；塔身主材应力比

110%～120%，正面交叉斜材应力达103%～198%，远超斜材承载能力。对应现场破坏情况，推测该塔在台风情况下塔身交叉材最先失稳导致倒塔。

4.1 220kV李西线与附近的厦李Ⅰ路#28-#32

李西线发生倒塔的#5~#9、#22均为ZM系列猫头型直线塔，同期设计的#4和#10为耐张塔未发生倒塔。#4JG1转角塔、#10 JG1转角塔，规划使用条件为2×300导线、35m/s（离地高15m），设计执行标准《架空送电线路设计技术规程》（SDJ3-79）。李西线实际使用导线为2×240。在42.9m/s风速下，杆件应力满足受力要求。

相邻李西线#5~#9的厦李I路#28~#32杆塔未发生倒塔，其中#28为耐张塔设计于1986年，#29~#31为2006年技改后的ZM41、ZM42猫头型直线塔，#32为2008年技改后的耐张塔。#28转角塔、#32耐张塔，规划使用条件为2*300导线、35m/s，设计执行标准《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》（SDGJ94-1990）在厦李I路中实际使用的导线为2× 240。在42.9m/s风速下，杆件应力满足受力要求。

ZM41、ZM42猫头型直线塔规划使用条件为2×400导线、35m/s（离地高15m），在厦李I路中实际使用的导线为2*240。在42.9m/s风速下，杆件应力满足受力要求。

4.2 漳泉Ⅱ路耐张段

台风造成漳泉II路#126、#127倒塔以及相应导、地线破断；#125地线支架变形。#125小号侧的#124、#127大号侧的#128没有损坏。

#128铁塔没有损坏，设计执行标准《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》（DL/T 5154-2002），规划使用条件40m/s（离地高20m），转角度数33～53，水平档距500m，垂直档距800m。该塔实际转角度数36°07′47″，水平档距774m，垂直档距-136m。经过计算，在42.9m/s风速下，该塔构件主材应力均

小于110%，考虑角钢的超载能力，该塔满足42.9m/s风速下使用。

#124铁塔没有损坏。该塔在42.9m/s，0度风工况下，塔头有部分交叉斜材应力比达到100%。#124塔位与#125比较，已经开始偏离台风路径中心。根据现场倒塔情况分析，从#127至#125，铁塔与周边树木破坏程度逐渐减小，可以判断从#127至#125的风速逐渐减弱，推测在#124塔位，推测风速可能小于42.9m/s。所以该塔未破坏。

5.1 受损倒塔共性

（1）220kV受损杆塔为80或90年代设计，设计执行标准《架空线路设计技术规程》（SDJ3-79），重现期15a，设计风速35m/s。

（2）受损线路中的厦李II路运行时间1986，距今30a，其他220kV受损线路运行时间1996，距今20a。杆塔角钢主材主要采用Q235及16Mn，主材角钢连接大部分采用外包角钢，与现行设计标准相比较，原线路设计杆塔连接节点构造措施偏弱。除了厦李线#7塔采用方塔，其余单回路塔位为扁塔。

（3）厦沧Ⅰ路、厦沧Ⅱ路、漳泉Ⅰ路杆塔，设计执行标准《架空输电线路杆塔结构设计技术规定》（SDGJ94-90）。漳泉II路杆塔，设计执行标准《架空输电线路杆塔结构设计技术规定》（DL/T 5154-2002）。重现期30年，设计风速35m/s（离地高度20m）。

（4）受损杆塔位置相对集中，500kV线路集中倒塔位置处于厦门集美区灌口镇西北面天柱山脉的迎风坡上，此位置为周边山脉中的海拔最高点，形成高山风口的微地形；同时周边山脉向东侧、南侧分别延伸，形成喇叭口形状将灌口镇所处平原半包围，喇叭口面向东南。

5.2 受损倒塔原因分析

（1）“莫兰蒂”台风登陆时中心附近最大风力有15级，倒塔事故段附近实测风速10min平均最大风速42.9/s、瞬时最大风速63.1m/s。大风导致杆塔角钢构件

受力远超其承载力，最后失稳破坏，这是线路发生损毁、倒塔事故的主要原因。

（2）倒塔较多的220kV李西线、220kV厦李线建设年份距今基本超过20a，早期输电线路在设计时，受国家当时经济实力的限制，为了节省工程投资，线路杆塔材料利用率较高，过载能力相对较低。

（3）本次风灾中其余受损线路建设年份亦较为久远，当时执行的设计标准相对较低，导致抗风能力偏弱。受损线路若执行现行国标、行标的要求，其抵抗风荷载的能力可提高约1.2～1.3倍。

（4）台风在空间各点产生的风力强度、矢量方向不尽相同，另外，不同的线路走向造成每档线路的风力入射角不同，同时每基杆塔使用条件及档内地形地貌也有差异，因此即使同一塔型在台风影响区域内其实际承受的风荷载也会因塔位的不同而存在较大差别。这就是采用相同设计标准线路在本次台风中出现一些铁塔倒塌、另一些未受损的原因。

本次“莫兰蒂”台风重创厦门电网，给社会经济生产带来了严重的影响，带来深刻的教训。通过本次台风受损情况分析，提出以下几点建议。

6.1 已建线路防风加强方案

（1）开展风险调查、分析与评估，制订对应预案。不同时期建设的输变电设施建设标准不尽相同，或运行年代比较久远的输变电设施安全可靠性也相对有所降低，因此建议开展对不同电压等级、不同时期的或运行年代比较久远的输变电设施进行风险调查，按建设标准和安全可靠性划分类型，制订对应预案。

（2）对运行年代比较久远的输变电设施（比如30a以上的），进行安全性检查，对导地线、杆塔构件锈蚀严重的或缺失构件的应于更换和补件。根据系统论证，选择部分重要线路的部分区段，按新设计技术标准进行重建或改造，以提高其抵御自然灾害的能力。

（3）沿海地区电网的要做好规划，重要变电站要满足N-1供电要求，多条供电线

路中至少有一回属于重要性线路，设计应满足重要性系数1.1。不满足上述情况的进行改造。

（4）加强山区塔位排水设施维护。

6.2 新建线路防风措施

（1）优化电网系统接线，保证电网在遭受重大自然灾害的情况下，仍能满足N-1供电要求。

（2）沿海地区设计风速按最新的风速图设计，对于重要通道、微地形区域提高风速的防御标准：杆塔设计满足重要性系数1.1，杆塔设计验算“埃菲尔效应”。

（3）对于迎风面、垭口等微地形气象区段的直线塔增加台风荷载的验算工况。

（4）路径应避开塌方、冲沟、滑坡等不良地质地段，处于陡坡汇水面大的塔位应开挖排水沟。

（5）铁塔螺栓全塔防松措施。主材规格为L125及以上的角钢，连接采用内包角钢外贴钢板连接。

（6）沿海山地避免采用横截面为矩形的塔。

（7）沿海架空输电线路，通过经济性比较有优势的情况下，在平丘陵地区推广采用钢管塔。推荐采用钢管塔的范围：风速：35m/s及35m/s以上；110kV、220kV同塔4回路杆塔、500/220kV同塔4回路杆塔、500kV同塔双/4回路杆塔。

国家能源局发布《煤层气(煤矿瓦斯)开发利用“十三五”规划》（简称《规划》）。作为煤层气产业的第3个五年专项规划，该规划是指导“十三五”时期我国煤层气(煤矿瓦斯)开发利用工作的纲领性文件。

《规划》明确，“十三五”期间，我国将新增煤层气探明地质储量4200亿m3，建成2~3个煤层气产业化基地。2020年，煤层气（煤矿瓦斯）抽采量达到240

亿m3，其中地面煤层气产量100亿m3，利用率90%以上；煤矿瓦斯抽采140亿m3，利用率50%以上，煤矿瓦斯发电装机容量280万kW，民用超过168万户。

《规划》提出，建成沁水盆地和鄂尔多斯盆地东缘煤层气产业化基地，实现产量快速增长。到2020年，2大产业化基地煤层气产量达到83亿m3。

中国科学院天津工业生物技术研究所和中国科学院成都文献情报中心10月25日在天津联合发布的《中国生物工业投资分析报告2016》显示，中国生物柴油总产能为300~ 350万t，2015年产量30多万t。

报告显示，2015年生物柴油产量较高的国家依次是美国、巴西和德国等，欧洲地区占所有生物柴油产量的43%左右，中国的产量约为4亿L（约合33．6万t）。

作为生物能源的一个重要领域，中国生物燃料乙醇产量和消费位居全球第三，仅次于美国和巴西，发展潜力巨大．目前全国范围内已建成山东龙力等7家生物燃料乙醇生产企业，封闭推广地区包括河南、安徽、吉林、黑龙江、内蒙古、辽宁等省份。

国家能源局“电力发展十三五规划”发布：到2020年我国非石化能源消费比例占一次能源的比重要达到15%左右。为此在规划中充分体现优先布局清洁能源，在电力电量平衡时首先要平衡水电、风电、光伏和核电。然后再考虑用气电、油电和煤电进行补充以确保上述规划的完成。

【相关文献】

1 《架空线路设计技术规程》（SDJ3-79）

2 《架空输电线路杆塔结构设计技术规定》（SDGJ94-90）

3 《架空输电线路杆塔结构设计技术规定》（DL/T 5154-2002）

4 《110～500kV架空送电线路设计技术规程》（DL/T 5092-1999）