劉春城，龍祖良，查傳明，王重陽，葛旋宇

(1．東北電力大學建筑工程學院，吉林 吉林 132012;2．中國電建集團貴州電力設計研究院有限公司，貴州 貴陽550081;3．國網(wǎng)新疆電力公司經(jīng)濟技術研究院，新疆烏魯木齊830013)

隨著我國經(jīng)濟的高速發(fā)展，輸電塔建設風起云涌，作為高柔結構，風荷載對其影響越來越顯著［3］．時常造成倒塔事故，嚴重影響人民的生活［4］．因此，加強對輸電線路風振系數(shù)計算的研究，具有十分重要的意義．

針對輸電塔結構風振系數(shù)計算的研究，鄧洪洲、吳昀等［5］結合崖門大跨越實例，統(tǒng)計計算了現(xiàn)行規(guī)范的風振系數(shù)取值．趙峰、孫威［6］結合漢江大跨越，分別采用規(guī)范、三維建模分析和二維簡化分析三種方法計算其風振系數(shù)．徐明鳴、何洪波［7］根據(jù)風速時程模擬和結構隨機振動理論，提出輸電塔結構風振系數(shù)計算的技術思路和實現(xiàn)方法．以上研究存在這一問題:沒有運用新荷載規(guī)范同時考慮土－結構相互作用對其影響．

鄧洪洲、段成蔭［8］總結了新荷載規(guī)范對順風向風振系數(shù)的修改要點，最后提出了與新荷載規(guī)范形式相協(xié)調的高聳結構風振系數(shù)表達式．范玉娟、鄧洪洲［9］采用有限元法分析了輸電塔的動力特性，對比了由于新荷載規(guī)范湍流度的提高對輸電塔結構位移響應和加速度響應的影響，并把模擬結果計算出的風振系數(shù)和新舊荷載規(guī)范計算出的風振系數(shù)相對比．李峰、賈國慶［10］通過實例計算和對比分析，發(fā)現(xiàn)新規(guī)范較大幅度的提高了輸電塔結構設計風振系數(shù)的取值．以上研究利用了新荷載規(guī)范計算風振系數(shù)，但沒有考慮土－結構相互作用對其影響．

本研究為了更準確分析結構風振系數(shù)，通過利用新舊荷載規(guī)范分別計算考慮土－結構相互作用和基礎固支兩種工況的風振系數(shù)，對比分析4種組合條件下的風振系數(shù)值．希望能為輸電塔結構的抗風設計及風振響應分析提供一些建議和幫助．

1 有限元建模方法

結構采用的塔型如圖1所示，高度為42．6 m，呼稱高30 m，材料屬性為:彈性模量E=2．1×1011Pa，泊松比υ=0．3，密度ρ=7850 kg/m3，選用的角鋼規(guī)格有12種，利用ABAQUS軟件建立輸電塔有限元模型，角鋼單元定義為 beam［11］．

單腿單樁，樁長、樁徑分別為 10 m、0．6 m，彈性模量 E=3×1010Pa，泊松比 υ=0．3，密度 ρ=2 500 kg/m3，樁本構模型假定為線彈性．本研究選取的土體區(qū)域長和寬為50倍樁徑，高取2倍樁長．采用的土體參數(shù)如表1所示，土體的本構模型采用Mohr－Coulomb，樁土相互作用采用主從接觸面法．

表1 場地土體參數(shù)

通過ABAQUS軟件建模，得到考慮SSI的整體有限元模型和基礎固支的輸電塔三維模型，考慮SSI的整體有限元模型，如圖2所示．

2 動力特性分析

分別對考慮SSI和基礎固支工況下有限元模型進行動力特性分析，采用軟件中Block Lanczos方式提取輸電塔前10階振型．圖3為固支工況下結構的第1階、2階、5階、6階振型圖，由結果可以看出，第1階、2階振型分別為橫向、縱向側移變形，第5階、6階振型分別為結構橫向、縱向二次側移變形．

圖1 輸電塔立面圖

圖2 考慮SSI的整體有限元模型

圖3 固支工況下第1階、2階、5階、6階振型

圖4為I類工況下考慮土－結構相互作用結構的第1階、2階、8階、9階振型，如圖4所示．由圖可知，第1階、2階振型都為輸電塔底部構件扭曲變形，直至第8階振型，才發(fā)生結構一次橫向側移變形，第9階振型發(fā)生結構一次縱向側移變形，由此得出，考慮土－結構相互作用后，輸電塔相應的振型有所滯后．

圖4 考慮SSI的第1階、2階、8階、9階振型

分別提取考慮SSI和基礎固支工況下前10階的自振頻率，如表2所示，考慮SSI的結構自振頻率比基礎固支自振頻率有顯著的減小;相反，自振周期有顯著的增大．

表2 自振頻率表

3 風振系數(shù)計算

2001年荷載規(guī)范中風振系數(shù)計算公式采用脈動增大系數(shù)和脈動影響系數(shù)形式:

式中:ξ為脈動增大系數(shù);ν為脈動影響系數(shù);φΖ為結構振型系數(shù);μΖ為風壓高度變化系數(shù)．2012年荷載規(guī)范對風振系數(shù)計算進行了較大的改動．

2012荷載規(guī)范風振系數(shù)計算公式采用背景響應和共量響應的表達形式:

式中:g為峰值因子，為常量;Ι10為10 m高度名義湍流強度，為常量;R為脈動風荷載的共振分量因子;ΒΖ為脈動風荷載的背景分量因子．

分別利用新舊荷載規(guī)范計算考慮SSI和基礎固支工況下輸電塔結構上11個點處的風振系數(shù)．表3、表4分別為舊、新荷載規(guī)范計算得出基礎固支和考慮SSI兩種工況下塔段的風振系數(shù)，考慮SSI后，輸電塔結構風振系數(shù)有不同程度的增大，最大增幅為8．35%．

表3 舊荷載規(guī)范下兩種工況的風振系數(shù)值

表4 新荷載規(guī)范下兩種工況的風振系數(shù)值

分別利用新舊荷載規(guī)范計算出兩種工況下輸電塔的風振系數(shù)，為了對比分析新舊荷載規(guī)范，分別把考慮SSI的新舊荷載規(guī)范計算出的風振系數(shù)進行對比分析，如表5所示．相比舊荷載規(guī)范，新荷載規(guī)范計算得到的風振系數(shù)有顯著增大，最大增量達30．87%;把基礎固支下新舊荷載規(guī)范計算得出的風振系數(shù)值對比，如表6所示．新荷載規(guī)范得到的風振系數(shù)值也有非常顯著增大，最大增幅為30．65%．

表5 新舊荷載規(guī)范下考慮SSI工況的結構風振系數(shù)值對比分析

表6 新舊荷載規(guī)范下基礎固支工況的結構風振系數(shù)對比分析

考慮SSI工況和基礎固支工況在新、舊荷載規(guī)范下計算得出風振系數(shù)值對比，如圖5所示，圖5中一共有4條曲線，分別代表新荷載規(guī)范下考慮SSI工況的風振系數(shù)值、新荷載規(guī)范下基礎固支工況的風振系數(shù)值、舊荷載規(guī)范下考慮SSI工況的風振系數(shù)值、舊荷載規(guī)范下基礎固支工況的風振系數(shù)值．由圖5可知，新荷載規(guī)范下考慮SSI工況的風振系數(shù)值最大，這一組合可以更準確的計算結構的風振系數(shù)，為以后輸電塔結構抗風設計和風振響應分析提高了適當參考．

4 結 論

(1)相比基礎固支工況，考慮土－結構相互作用的輸電塔自振周期變大，相應的結構振型有所滯后．

(2)考慮土－結構相互作用后，利用新舊荷載規(guī)范計算得出輸電塔各塔段的風振系數(shù)，兩種計算結果都有不同程度增大，最大增幅達8．35%，輸電塔結構設計和風振響應分析時應該適當考慮土－結構相互作用對其影響．

(3)在基礎固支和考慮SSI工況下，相比舊荷載規(guī)范，新荷載規(guī)范下結構風振系數(shù)值都有非常顯著地增大，最大增幅達30．87%，設計時必須嚴格按照新荷載規(guī)范進行．

(4)利用新荷載規(guī)范計算考慮SSI的輸電塔風振系數(shù)值，比其它三種情況所得值大，計算結構的風振系數(shù)更準確合理．

圖5 4種組合風振系數(shù)對比

參考文獻

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