385 m超大型長江大跨越輸電塔線體系抗震性能分析

陳 兵，余 亮，王章軒，黃士君，舒贛平，羅柯镕，寧帥朋

(1.國網(wǎng)江蘇省電力有限公司建設(shè)分公司，江蘇 南京 210011；2.中國能源建設(shè)集團江蘇省電力設(shè)計院有限公司 江蘇 南京 211102；3.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 211189)

電力系統(tǒng)作為國家的生命線工程，在人民的日常生活中起著舉足輕重的作用，其重要性不言而喻，而我國位于世界兩大地震帶之間，受板塊運動的影響，地震活動頻率較高，大小規(guī)模地震時有發(fā)生[1].大跨越輸電塔作為電力系統(tǒng)中的重要一環(huán)，一旦遭遇地震作用而失效或者損壞，往往將導(dǎo)致局部整個供電系統(tǒng)癱瘓.因此，地震作用下大跨越輸電塔的安全問題將變得十分重要，國內(nèi)外學(xué)者對此也開展了大量的研究.

Sun等[2]對多點激勵下塔線系統(tǒng)的抗震性能進行了分析，結(jié)果表明大跨度塔架結(jié)構(gòu)應(yīng)考慮多點激勵的影響，否則會導(dǎo)致結(jié)果失真.Tian等[3-5]通過試驗和數(shù)值模擬的方法對大跨越輸電塔線體系在地震作用下的易損性，倒塌破壞開展了一系列研究.Park H S等[6]通過對高壓輸電塔進行一系列地震動時程分析，并采用極大似然估計法得出了輸電塔的易損性曲線.Albayrak U等[7]基于土耳其典型154 kV輸電塔進行了抗震性能的評估，結(jié)果表明地震作用下輸電塔頂部鋼構(gòu)件更易發(fā)生屈曲.李宏男等[8]確定了輸電塔體系縱向振動時考慮導(dǎo)線影響的界限，并提出了考慮導(dǎo)線影響的輸電塔體系簡化抗震計算方法.沈國輝等[9]針對某大跨越輸電塔線體系，采用振型分解反應(yīng)譜法和時程分析法進行了考慮三向輸入的地震響應(yīng)研究.熊鐵華等[10]對大跨越鋼管混凝土單塔及塔線體系進行了地震響應(yīng)分析，結(jié)果表明：由于輸電線的減振作用，塔線模型的底部剪力和一些單元的應(yīng)力比單塔模型有所減小.田利等[11-13]對輸電塔線體系在多維多點下的地震響應(yīng)以及連續(xù)性倒塌問題進行了數(shù)值模擬分析；陳龍強等[14]對國外某大跨越輸電塔線體系進行了地震時程響應(yīng)研究，結(jié)果表明：塔線體系的順導(dǎo)線方向是結(jié)構(gòu)抗震更為不利的作用方向.從上述研究可以發(fā)現(xiàn)，目前，對于鋼管混凝土復(fù)合構(gòu)件型跨越塔抗震性能研究較少，同時，由于塔線耦合效應(yīng)單塔及塔線體系在地震作用下響應(yīng)有所不同，且大跨越輸電塔線體系往往跨度較大，使得地震動的輸入也成為了重要影響因素.因此，本文為充分解析和掌握鋼管混凝土型跨越塔在地震作用特別是罕遇地震作用下的響應(yīng)特征，基于結(jié)構(gòu)分析軟件SAP2000分別對單塔進行了靜力彈性分析(反應(yīng)譜分析)、靜力彈塑性(Pushover)分析及動力彈塑性分析，并對塔線體系進行了一致激勵及考慮視波速影響的非一致激勵分析，以期為實際工程跨越塔的抗震容災(zāi)能力提供一定的參考建議.

1 跨越塔結(jié)構(gòu)模型

1.1 工程概況

以在建500 kV江蘇鳳城至梅里超大長江大跨越工程為背景，該工程采用“耐-直-直-耐”跨越方式，耐張段長度共4 055 m，檔距分布755 m-2 550 m-750 m，跨越塔全高385 m，建成后桿塔高度將位居世界第一，整體效果如圖1所示.

跨越塔由底部至頂部主管規(guī)格為?2 100×28、?2 050×28、?1 950×26、?1 900×26、?1 800×26、?1 750×26、?1 650×24、?1 650×36、?1 580×34、1 530×32、?1 400×30、?1 400×28、?1 300×26、?1 250×26、?1 150×24、?1 050×22、?11 010×22、?914×20、?813×18、?762×16、?660×16，塔身斜管規(guī)格在?1 020×20～?356×7之間，水平管規(guī)格在?711×14～?377×8之間；塔頭部分連桿采用等邊角鋼建造，其尺寸分別為L90×7，L110×7，L125×10，L160×10，L160×12，L180×12，各桿件類型累計91種，鋼材牌號為Q345，Q420兩種.其中，跨越塔塔身197 m以下主材采用鋼管混凝土組合柱，混凝土強度等級為C50，塔身117 m以下主材同時內(nèi)配環(huán)狀鋼骨加勁件，跨越塔結(jié)構(gòu)中心安裝有井筒型電梯，橫擔(dān)-主材連接處采用G20Mn5QT鑄鋼節(jié)點，工程所在區(qū)域抗震設(shè)防烈度為7°(0.15 g)，場地類別取IV類，設(shè)計地震分組為第一組，特征周期Tg=0.65 s.

1.2 計算模型

跨越塔模型基于以下簡化和假設(shè)：對于主材，采用擬鋼理論對塔身197 m以下鋼管混凝土柱進行等效；對于節(jié)點板等附屬構(gòu)件采用質(zhì)量放大系數(shù)考慮其對主體結(jié)構(gòu)的影響；對鑄鋼節(jié)點采用添加質(zhì)量點的形式進行加荷.

絕緣子類型為550 kN盤型懸式絕緣子，長度為8.64 m，單聯(lián)重量為806.4 kg，共六聯(lián)，彈性模量取為118 GPa[15].

輸電線導(dǎo)線單位重量為3 636.5 kg/km，綜合拉斷力為680 400 N，彈性模量為103 810 MPa；輸電線地線單位重量為2 532 kg/km，綜合拉斷力為537 700 N，彈性模量為170 100 MPa.

在SAP2000中，對于跨越塔、絕緣子及輸電線均采用框架梁單元進行模擬，輸電線截面模量屬性修正為初始模量的0.01倍，采用降溫法對輸電線施加預(yù)拉力.有限元模型見圖2、圖3所示.

2 反應(yīng)譜分析

2.1 模態(tài)分析

大跨越輸電塔線體系作為一種復(fù)雜的空間耦聯(lián)體系，動力特性分析是準(zhǔn)確評估其地震響應(yīng)的重要前提.圖4、圖5分別給出了輸電單塔及塔線體系中輸電塔的主要振型.

從下圖可知，對于單塔，前三階振型分別為X向彎曲、Y向彎曲以及扭轉(zhuǎn)振型，且X向與Y向自振頻率十分接近，主要由于輸電塔主體結(jié)構(gòu)基本呈對稱正方形型式，僅在塔頭部分質(zhì)量和剛度略有變化.相比于單塔結(jié)構(gòu)，塔線體系對應(yīng)自振頻率分別減少了5.38%，4.28%，5.37%，即整體而言塔線體系自振頻率均小于單塔，原因是塔線體系由于輸電線為柔性結(jié)構(gòu)，其對整個體系質(zhì)量貢獻大于剛度貢獻.

此外為對比分析主材型式即混凝土灌注區(qū)高度對結(jié)構(gòu)動力特性的影響，表1列出了不同模型的振型及自振頻率.

表1 振型及自振頻率統(tǒng)計表

從上表可以看出，相比于單塔A，單塔B及單塔C主材在灌注混凝土后增大了塔身整體的剛度和重量，且剛度貢獻大于質(zhì)量貢獻，使得自振頻率變大；但輸電塔自振頻率并沒有隨著混凝土澆筑高度的變化呈明顯的變化規(guī)律，受質(zhì)量和剛度的雙重影響，單塔B自振頻率最大.

2.2 位移響應(yīng)

我國《電力設(shè)施抗震設(shè)計規(guī)范》[16]及《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[17]中抗震計算均以反應(yīng)譜理論為基礎(chǔ)，下面分別對單塔A、單塔B及單塔C進行X向、Y向7°罕遇地震下的反應(yīng)譜分析.圖6給出了主材角點位移平均值隨高度的變化圖，表2給出了各模型主材頂點的位移.

表2 模型主材頂點位移

從圖6及表2可以看出，模型各自在X和Y方向無論是位移隨高度變化趨勢還是頂部位移都基本保持一致，原因是三種模型分別在X向和Y向自振頻率及振型各自都相近；實際工程模型單塔B其位移隨高度的變化趨勢在0～197 m呈“下大上小”的趨勢，在197 m高度往上呈“下小上大”的變化趨勢，原因是197 m高度內(nèi)為混凝土灌注區(qū)域，混凝土的灌注改變了結(jié)構(gòu)剛度和質(zhì)量的分布規(guī)律導(dǎo)致主材下部變形較小，而未灌注的區(qū)域變形明顯；單塔A位移隨高度急劇變大，在0～197 m范圍內(nèi)位移小于模型B，但在197 m后位移不斷增大，最終頂點位移與模型B基本一致；模型C為主材全高澆筑混凝土模型，在約117 m高度范圍內(nèi)變化規(guī)律與模型B類似，但往后位移同樣不斷增大，最終頂點位移比模型B減小13.89%.

2.3 應(yīng)力比

圖7給出了各單塔模型在X、Y方向地震作用下的應(yīng)力比.從圖中可以發(fā)現(xiàn)，三種模型在地震作用下應(yīng)力比都處于較低水平，有較大的安全冗余度，且在地震作用Ex及Ey下桿件應(yīng)力分布基本保持一致；單塔模型A結(jié)構(gòu)最柔，所受地震作用力最小，最大應(yīng)力比不超過0.4，應(yīng)力最大點為主材位置；單塔模型B和單塔模型C桿件應(yīng)力分布類似，模型B最大應(yīng)力比為0.68，模型C最大應(yīng)力比為0.66，最大應(yīng)力點都為斜材處，如圖8所示.可見，混凝土的澆筑高度變化不僅改變了跨越塔的最大應(yīng)力比，同時也改變了最大應(yīng)力點位置.

2.4 基底剪力

表3列出了不同模型地震作用下的基底剪力值，可以發(fā)現(xiàn)：模型在X向和Y向地震作用下基底剪力基本接近；純鋼管單塔模型A底部剪力最小，相比單塔模型B減小了約60%；模型C基底剪力較單塔B稍大，但相差并不明顯.

表3 模型基底剪力

3 靜力彈塑性分析

3.1 基本原理

靜力彈塑性分析(Pushover)是指對結(jié)構(gòu)分析模型施加某種形式的側(cè)向力來模擬地震水平慣性力，然后逐步增大側(cè)向荷載強度，使結(jié)構(gòu)從彈性階段進入彈塑性階段，直至結(jié)構(gòu)達到目標(biāo)位移為止.該過程可以考慮結(jié)構(gòu)在給定地震作用下的非線性行為，明確結(jié)構(gòu)中的薄弱部位，因此可對跨越單塔(工程模型B)進行Pushover分析，檢查和評估其抗震性能.具體分析流程如圖9所示.

3.2 側(cè)向加載模式

側(cè)向荷載的分布模式代表了地震慣性力的分布，因此側(cè)向荷載模式是Pushover分析的一個關(guān)鍵問題，典型的加載模式包括均布加載、倒三角加載和振型加載模式等[19].本文采用振型加載模式對單塔進行推覆.

3.3 性能點求解

單塔在7度罕遇地震作用下兩個方向的基底剪力-頂點位移曲線及能力譜、需求譜如圖10、11所示，需求譜與能力譜的交點即罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)的性能點，指標(biāo)如表3所示.從中可以看出，即使在罕遇地震作用下，結(jié)構(gòu)也整體基本處于彈性階段，并沒有塑性鉸產(chǎn)生，此時各桿件均處于應(yīng)力水平較低層次，如圖12所示.

表3 性能點指標(biāo)統(tǒng)計

為判定和識別輸電塔薄弱層位置，對其繼續(xù)推覆直至出現(xiàn)塑性鉸，塑性鉸發(fā)展過程如13、14所示.從圖中可以發(fā)現(xiàn)，最先出現(xiàn)塑性鉸的位置是斜材，此時對應(yīng)13(a)狀態(tài)基底剪力為39 981 kN，頂點位移2.099 m，對應(yīng)14(a)狀態(tài)基底剪力為39 526 kN，頂點位移1.990 m.隨著推覆位移不斷增大，斜材出現(xiàn)塑性鉸的地方愈發(fā)變多，而主材未出現(xiàn)塑性鉸，說明在地震作用下相對薄弱層為斜材處，這與反應(yīng)譜分析中斜材應(yīng)力比最大的結(jié)論是一致的.

4 一致激勵動力時程分析

4.1 地震波選取

地震波的三要素分別為頻譜特性、有效峰值和持續(xù)時間.選波時頻譜特性可通過場地類別及設(shè)計地震分組確定；有效峰值對應(yīng)地震動強度，本文將其調(diào)整至7°(0.15 g)罕遇地震310 cm/s2；地震持時一般為結(jié)構(gòu)基本周期的5～10倍，本文取為30 s.本文地震波選取三條，兩條天然波LYTLECR_WTW115波及ELALAMO_ELC180波，分別記為N1波及N2波，一條人工波記為R波.

地震波時程曲線及與規(guī)范譜對比如圖15～18所示，表4列出了時程分析計算基底剪力與反應(yīng)譜計算剪力對比情況.從圖18可以看出，三條地震波與規(guī)范譜地震影響系數(shù)變化趨勢基本一致，從表4可以看出每條地震波計算基底剪力及平均值均滿足規(guī)范[17]要求，表明地震波選取合理.

表4 模型基底剪力對比

4.2 位移及加速度響應(yīng)

以N1波為例，圖19列出了單塔及塔線體系頂?shù)椎奈灰坪图铀俣葧r程曲線，限于篇幅N2波及R波結(jié)果曲線不列出，表5則列出了位移及加速度的具體數(shù)值.從圖中可以看出，塔線體系無論在X向還是Y向與單塔的時程曲線波形基本相似，變化趨勢一致；從圖19(b)中可以發(fā)現(xiàn)，由于塔線耦合效應(yīng)，導(dǎo)地線在順導(dǎo)線方向的來回振動使得南北跨越塔位移時程相差了兩倍的初值位移，南北跨越塔呈反向運動，從位移云圖20也可看出南北跨越塔運動方向相反；從表5可以看出：三種地震波下，塔線體系位移普遍大于單塔，加速度響應(yīng)則小于單塔結(jié)構(gòu)；時程分析塔頂位移計算值均略小于反應(yīng)譜計算值，可比性較好，表明模型合理.

表5 頂點位移及加速度值

4.3 桿件軸力

塔線體系在地震作用下最不利桿件同樣為斜材，因此以斜材為特征桿件，對比桿件軸力變化.從表6中可以看出，在N1波及N2波地震作用下，桿件軸力均大于單塔模型，最大增幅在11%左右，R波下桿件內(nèi)力略小于單塔模型，平均而言塔線體系軸力大于單塔，表明地震作用下考慮塔線耦合體系的整體結(jié)構(gòu)響應(yīng)是有必要的.

表6 頂點位移及加速度值

5 非一致激勵動力時程分析

5.1 基本原理

地震時地面運動是一個復(fù)雜的時間-空間過程，不僅具有時變性，而且還具有空間效應(yīng)，具體體現(xiàn)在行波效應(yīng)、局部相干效應(yīng)、場地效應(yīng)等[20].由于本工程大跨越塔線體系在順導(dǎo)線方向跨度較大，因此有必要在該方向進行地震動的多點輸入.本節(jié)基于位移法分析多點激勵下考慮行波效應(yīng)的地震動影響，由于IV類場地等效剪切波速最高值為150 m/s，因此，視波速取為100 m/s，150 m/s及200 m/s，定義γ為行波效應(yīng)影響系數(shù)，如下式所示.

(1)

5.2 位移及加速度響應(yīng)

表7列出了多點輸入下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)及γ計算值.從中可以看出，隨著視波速的增大，γ計算值并沒有呈現(xiàn)出明顯的規(guī)律；對于位移響應(yīng)，南跨越塔γ-uy計算平均值分別為1.076、1.199及1.579，均起到了放大作用，而北跨越塔為0.707、0.907、1.974，除人工波R波外，均起到了減小作用；對于加速度響應(yīng)，南北跨越塔γ-ay計算平均值在0.727～1.14之間.總體而言，受視波速及地震波的影響，γ值并未呈現(xiàn)明顯的規(guī)律，本算例中γ-uy最大為2.059，γ-ay最大為1.328，行波效應(yīng)對結(jié)構(gòu)位移及加速度響應(yīng)影響較大.

表7 不同視波速下位移及加速度響應(yīng)對比

5.3 桿件軸力

表8列出了多點輸入下斜材的軸力值及γ-Fy計算值，從中可以看出，除個別情況，視波速在100 m/s時γ-Fy最大，在視波速150 m/s時γ-Fy最小，不同地震波下γ-Fy均值位于0.784～1.207之間，本算例中γ-Fy最大值為1.558，可見是否考慮行波效應(yīng)對桿件軸力有著重要影響，設(shè)計中應(yīng)以予考慮.

表8 不同視波速下桿件軸力對比

6 結(jié)論

基于鳳城-梅里長江大跨越工程，本文采用SAP2000建立了單塔和塔線體系有限元模型，進行了地震作用下的一系列對比分析，得到以下結(jié)論：

(1)跨越塔前三階振型以X向平動、Y向平動及扭轉(zhuǎn)為主，塔線體系自振頻率略小于單塔模型；

(2)主材混凝土的灌注高度會改變結(jié)構(gòu)的自振頻率、應(yīng)力比及最不利截面位置；

(3)地震作用下跨越塔整體應(yīng)力水平較低，但斜材是結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計中的相對薄弱部位，最先出現(xiàn)塑性鉸；

(4)一致激勵地震作用下，塔線體系位移普遍大于單塔，加速度響應(yīng)則小于單塔結(jié)構(gòu)，桿件軸力最大增幅達11%，設(shè)計中應(yīng)考慮塔線耦合體系對結(jié)構(gòu)的不利影響；

(5)非一致激勵地震作用下，受視波速及地震波的影響，行波效應(yīng)影響系數(shù)分布未呈現(xiàn)明顯的規(guī)律，算例中對于位移、加速度、軸力的行波效應(yīng)影響系數(shù)最大分別為2.059，1.328，1.588，實際工程設(shè)計應(yīng)予以考慮.