某四邊形塔架在臺風(fēng)“威馬遜”作用下破壞模式分析

楊 超，楊俊芬，胡盼盼，姚遠東，張廣平

（ 1. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；2. 甘肅省電力設(shè)計院，甘肅 蘭州 730050 ）

2014年7月19日上午7時10分左右，臺風(fēng)“威馬遜”在廣西防城港企沙沿海一帶登陸，中心附近最大風(fēng)力15級左右，最大風(fēng)速達到50 m/s，并伴隨著大范圍強降雨.此次臺風(fēng)的登陸地點距離廣西金川公司較近，對廣西金川公司供電工程造成較大損失.

除了運行設(shè)備故障、人為操作失誤外，電力系統(tǒng)的故障很大一部分源于自然災(zāi)害[1].根據(jù)日本電力安全委員會資料顯示[2]，1999年登陸日本九州地區(qū)的18號臺風(fēng)造成4回輸電線路的15基輸電塔倒塌，3回輸電線路的6根導(dǎo)線發(fā)生斷線.九州電力公司測得的該臺風(fēng)的最大瞬時風(fēng)速超過70 m/s，風(fēng)速超過了設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)是造成輸電塔倒塌的主要原因.2002年登陸日本茨城地區(qū)的21號臺風(fēng)造成日本茨城的10基高壓輸電塔連續(xù)倒塌的嚴(yán)重事故，由設(shè)置在附近一個輸電塔上的風(fēng)速儀(高度為68.5 m)記錄的最大瞬時風(fēng)速為56.7 m/s.此外，我國東南沿海為臺風(fēng)多發(fā)地區(qū)，臺風(fēng)對我國東南沿海電網(wǎng)所造成的破壞時有發(fā)生.2003年臺風(fēng)“杜鵑”在廣東登陸，廣州有許多電力設(shè)備遭到歷史少有的破壞，其中共227條次輸電線路出現(xiàn)故障，造成大片地區(qū)停電；2005年，在我國登陸的臺風(fēng)共有8個，其中4次臺風(fēng)共造成110 kV以上輸電塔倒塌5基[1].

臺風(fēng)風(fēng)場的高湍流度、強離散性和強變異性等特征將產(chǎn)生與良態(tài)風(fēng)作用下不同的復(fù)雜風(fēng)振效應(yīng)[3].現(xiàn)行的規(guī)范當(dāng)中，只有澳大利亞風(fēng)荷載規(guī)范[4]將本國分為A，B，C和D四個臺風(fēng)區(qū)域，每個臺風(fēng)區(qū)域都規(guī)定了一個極限風(fēng)速，再由風(fēng)壓高度變化系數(shù)求出各高度上的風(fēng)速，然后根據(jù)紊流強度得到臺風(fēng)動力放大因子，但國內(nèi)現(xiàn)行規(guī)范尚未涉及臺風(fēng)作用下輸電塔風(fēng)荷載方面的具體規(guī)定.針對這些在大風(fēng)荷載作用下破壞的塔架結(jié)構(gòu)，為降低臺風(fēng)對輸變電設(shè)備的損失和日后的重新設(shè)計提供一定參考，本文還采用不同牌號高強鋼角鋼，對較大風(fēng)速下該類結(jié)構(gòu)進行了重新設(shè)計和經(jīng)濟性分析.

1 臺風(fēng)“威馬遜”對220 kV總降變破壞情況

該變電所避雷針?biāo)捎玫慕Y(jié)構(gòu)類型為兩個面節(jié)點完全不重合的四邊形塔架，見圖1.此類塔架雖然構(gòu)造簡單，擋風(fēng)面積小，節(jié)間計算長度取1.2l，其顯著缺點為主桿屈曲時的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)特別嚴(yán)重[5].由于臺風(fēng)的登陸地點距離塔架位置較近、風(fēng)速較大，對廣西金川公司供電工程造成較大損失，特別是對該類四邊形避雷針?biāo)茉斐闪似毡槠茐?

1.1 2號避雷針破壞情況

圖2所示為220 kV總降變2號避雷針?biāo)茉谂_風(fēng)“威馬遜”過境后的破壞圖.由圖可知，2號避雷針?biāo)茉谄涞谝欢慰拷敳康囊粋€節(jié)間主桿失穩(wěn)，表現(xiàn)為整個結(jié)構(gòu)沿西北角折斷，倒塌的上體部分搭在GIS室譚川I線進線上，造成該線路的單相短路，線路保護跳閘.

1.2 3號避雷針破壞情況

圖3所示為220 kV總降變3號避雷針?biāo)茉谂_風(fēng)“威馬遜”過境后的破壞圖.由圖可知，該塔架在第二段位置沿東南角折斷，上體部分完全倒地，而塔架第一段較為完好，基本沒有破壞.分析其原因，最有可能的是由位于東南角第二段塔柱下部主桿首先失穩(wěn)，帶動其它桿件失穩(wěn)，從而導(dǎo)致塔架在第二段位置沿東南角折斷.

2 塔架結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載簡化計算

2.1 風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值

根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》GB 50009-2012[6](以下簡稱《荷載規(guī)范》)，風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值按下式計算：

式中：wk為風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值，kN/m2；βz為高度z處的風(fēng)振系數(shù)；μs為風(fēng)荷載體型系數(shù)；μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù)；w0為基本風(fēng)壓，kN/m2.

考慮到計算的風(fēng)速種類很多，根據(jù)《荷載規(guī)范》附錄E.2.4，各風(fēng)速下的基本風(fēng)壓可以近似的按以下公式計算：

式中：v為風(fēng)速，m/s.

2.2 體形系數(shù)

根據(jù)《變電站建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)程》(DLT 5457-2012)[7](以下簡稱《變電規(guī)程》)，對于鋼桁架獨立避雷針，可先根據(jù)桿件和節(jié)點的擋風(fēng)凈投影面積和輪廓線面積計算其擋風(fēng)系數(shù)φ=An/A，再由擋風(fēng)系數(shù)查《變電規(guī)程》表4.4.2-2，可以計算出其體形系數(shù)μs，計算時應(yīng)區(qū)分90o風(fēng)向和45o風(fēng)向的區(qū)別(45o風(fēng)向時的體形系數(shù)略大),具體計算結(jié)果見表1.

圖1 塔架結(jié)構(gòu)簡圖Fig.1 The sketch of steel tower

圖2 2號避雷針?biāo)茉谂_風(fēng)下的破壞圖Fig.2 No.2 lightning rod tower failure under the typhoon

圖3 3號避雷針?biāo)茉谂_風(fēng)下的破壞圖Fig.3 No.3 lightning rod tower failure under the typhoon

表1 10 m/s風(fēng)速下荷載標(biāo)準(zhǔn)值Tab.1 Wind load nominal values of 10 m/s

2.3 風(fēng)振系數(shù)

《變電規(guī)程》4.4.2條第5款規(guī)定，對于鋼桁架獨立避雷針的風(fēng)振系數(shù)βz取1.5.

2.4 風(fēng)壓高度變化系數(shù)

風(fēng)壓高度變化系數(shù)按照A類地面(近海岸)取值.塔架共分為6個塔段，其中第一段到第四段高度均為5 m，第五段為7 m，第六段為8 m，共35 m.由于每個塔段的體形系數(shù)有所差異，可以將每一個塔段劃分為一個荷載梯度，再據(jù)各塔段的高度計算出10 m/s風(fēng)速下荷載標(biāo)準(zhǔn)值，見表1.其它風(fēng)速下（含35，40，45和50 m/s）的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值可以根據(jù)風(fēng)速的平方為倍數(shù)確定，限于篇幅，具體計算結(jié)果見表1，此處不一一列出.

3 有限元模型的建立

3.1 SAP2000桿系結(jié)構(gòu)穩(wěn)定分析簡介

綜合各種分析軟件的優(yōu)缺點，本文的計算分析以尤其適合于空間桿系結(jié)構(gòu)的分析SAP2000軟件為主.塔架失穩(wěn)破壞可以由SAP2000的線性靜力分析程序和構(gòu)件校核功能進行定性地分析，程序可以對構(gòu)件按其受力類型的強度公式和穩(wěn)定公式進行校核，得到應(yīng)力比最大的那一個方程確定為構(gòu)件的控制方程，根據(jù)各方向上軸力和彎矩作用下的應(yīng)力比值，也可以定量地確定構(gòu)件的破壞模式和位置.

3.2 模型建立和風(fēng)荷載施加

各桿件的截面尺寸見表2，所有桿件單元類型均為框架單元，同時將腹桿端部的彎矩釋放以考慮其與主桿鉸接，為保證計算精確，計算時每根桿件劃分四個單元.其中，模型分析方法為空間桁架法[8].

在SAP2000程序中，由于空間桁架結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載與體形系數(shù)有很大關(guān)系，很難通過程序自動計算，需要采取一定的簡化和等效方法.風(fēng)荷載施加一般有兩種簡化方式，其一是作用在構(gòu)架柱上的風(fēng)荷載為各柱段風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值乘以其桿件直徑，轉(zhuǎn)化為各柱段上的線荷載，在SAP2000程序中以均布線荷載形式施加；其二是在結(jié)構(gòu)的迎風(fēng)面建立一個無質(zhì)量屬性和力學(xué)屬性的虛擬面，將風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值乘以迎風(fēng)面面積以及相應(yīng)的擋風(fēng)系數(shù)后，以表面荷載的形式施加[9].本文選用更為接近實際的以桿件線荷載的形式施加，施加風(fēng)荷載后計算模型見圖4所示.

圖4 風(fēng)荷載施加示意圖Fig.4 The wind load application

表2 桿件的截面尺寸和用鋼量對比Tab.2 Comparison of Section of members with steel consumption

4 大風(fēng)條件下塔架的破壞現(xiàn)象分析

根據(jù)原有設(shè)計資料，塔架桿件的截面尺寸見表2.此外，該類結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載設(shè)計以30 m/s風(fēng)速控制，一般沒有對更大風(fēng)速下(例如臺風(fēng),風(fēng)速可以達到50 m/s左右)的承載力和變形進行進一步分析.經(jīng)作者分析，臺風(fēng)“威馬遜”中破壞的避雷針?biāo)茏疃嗄軌虺袚?dān)35 m/s的大風(fēng)風(fēng)速，以下是具體過程.

4.1 屈曲模態(tài)分析

圖5為塔架在單位荷載(線荷載，形式如圖4所示)作用下結(jié)構(gòu)前四階模態(tài)變形圖.由圖5可知，各階模態(tài)的變形性狀基本一致，只是屈曲的桿件位置發(fā)生變化；另外，各階模態(tài)均為塔架第一到四區(qū)段主桿屈曲，且各模態(tài)屈曲因子F相差不大.從屈曲模態(tài)分析可知，結(jié)構(gòu)由其中某一根主桿失穩(wěn)而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)，加之塔架底部區(qū)段的軸力和彎矩較大，失穩(wěn)的位置最有可能出現(xiàn)在塔架的底部區(qū)段，這與圖2和圖3中描述的破壞現(xiàn)象吻合.

圖5 屈曲模態(tài)示意圖Fig.5 Buckling modes

4.2 承載力分析

圖6和圖7分別為塔架在30 m/s和35 m/s風(fēng)速下的應(yīng)力比云圖.由圖6可知，塔架在30 m/s風(fēng)速下的應(yīng)力比(強度和穩(wěn)定應(yīng)力比的較大值)最大為0.8左右，均出現(xiàn)在塔架第一段整段和第二段靠近底部節(jié)間的主桿上，腹桿的應(yīng)力比很小(均不超過0.3)，結(jié)構(gòu)在該風(fēng)速下滿足設(shè)計要求.由圖7可知，塔架在35 m/s風(fēng)速下的穩(wěn)定應(yīng)力比最大為1.3左右(強度應(yīng)力比約為0.92)，均出現(xiàn)在塔架第一段整段和第二段靠近底部節(jié)間的主桿上，腹桿的應(yīng)力比局部達到0.5，可以判斷塔架在35 m/s風(fēng)速下的穩(wěn)定承載力已經(jīng)不足，結(jié)構(gòu)失穩(wěn)破壞必然發(fā)生，這與實際相符[10].此外，從應(yīng)力比最大的桿件出現(xiàn)的位置來看，與圖2和圖3中塔架實際破壞位置完全吻合，也就是說結(jié)構(gòu)最有可能因為塔架第一段整段的主桿失穩(wěn)(見圖2)或第二段靠近底部節(jié)間的主桿失穩(wěn)(見圖3)而導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)的倒塌.

4.3 變形分析

根據(jù)《變電規(guī)程》6.5.3條的規(guī)定，對于鋼桁架獨立避雷針的在正常使用狀態(tài)下的撓度不宜超過H/100(400mm).不同工況下塔架沿高度分布的水平位移見圖8.由圖8可知：一方面，無論是30 m/s(90°)還是30 m/s(45°)的風(fēng)速下，塔架最大位移均未超過規(guī)范限值，表明原設(shè)計在大風(fēng)條件下仍具有較小變形，設(shè)計或比較保守；另一方面，當(dāng)風(fēng)速達到35 m/s時，塔架的撓度明顯增大，已經(jīng)超過規(guī)范限值，且風(fēng)向為斜向的45o時更為不利，設(shè)計時應(yīng)更加注意不同角度的斜向風(fēng)對結(jié)構(gòu)影響；在變形不滿足規(guī)范要求的時候，建議適當(dāng)增大塔架根開以滿足變形要求.

圖6 塔架在30 m/s風(fēng)速下的應(yīng)力比云圖示意Fig.6 Stress ratio cloud chart under 30 m/s wind

圖7 塔架在35 m/s風(fēng)速下的應(yīng)力比云圖示意Fig.7 Stress ratio cloud chart under 35 m/s wind

圖8 塔架沿高度分布的水平位移比較Fig.8 The distribution of horizontal displacement along the tower height

5 大風(fēng)條件下塔架經(jīng)濟性分析

為了給今后的重建工程提供一定的參考，本節(jié)對該類塔架結(jié)構(gòu)在40 m/s和50 m/s的大風(fēng)條件下進行了初步設(shè)計.由于結(jié)構(gòu)在大風(fēng)條件下主桿內(nèi)力很，而腹桿內(nèi)力增大不大，選用較大的截面一方面將導(dǎo)致用鋼量劇增，顯得很不經(jīng)濟；另一方面較大的桿件截面又將導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的擋風(fēng)面積增大，以至作用在結(jié)構(gòu)上的風(fēng)荷載值增大.試驗研究表明[11]，Q420高強鋼等邊角鋼軸心構(gòu)件以彎扭失穩(wěn)為主，根據(jù)試驗實測得到的穩(wěn)定系數(shù)明顯高于現(xiàn)行鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范所規(guī)定的等邊角鋼所在的b類截面柱曲線，甚至高于a類截面柱曲線.因此，在考慮大風(fēng)條件的塔架設(shè)計時不妨將內(nèi)力較大的主桿選用強度較高的鋼材(Q345、Q390和Q420)，對于軸力較小的腹桿仍然選用Q235鋼，或?qū)⑷〉幂^為可觀的經(jīng)濟效益.

表2所示為40 m/s和50 m/s大風(fēng)條件下采用不同強度等級鋼材的截面尺寸以及用鋼量(主桿應(yīng)力比控制在0.90～0.95之間)，圖9為用鋼量增加量對比.由此可見，如果在40 m/s和50 m/s大風(fēng)條件結(jié)構(gòu)的主桿和腹桿仍采用Q235鋼材來設(shè)計，其用鋼量分別比原設(shè)計增加約28%和81%.如果將主桿采用高強度鋼，將會較大程度上降低結(jié)構(gòu)用鋼量，且鋼材強度等級越高其經(jīng)濟效益越可觀，結(jié)構(gòu)在40 m/s和50 m/s風(fēng)速下，主桿采用Q420高強鋼的用鋼量分別僅比原設(shè)計分別增加約8%和36%.大風(fēng)條件下，四邊形塔架結(jié)構(gòu)破壞模式大多為主桿失穩(wěn)破壞.在較大的風(fēng)荷載作用下，各構(gòu)件必須通過增大其截面尺寸和材料強度來滿足構(gòu)件強度和穩(wěn)定方程的要求.在滿足強度和穩(wěn)定驗算的前提下，將塔架主桿設(shè)計為高強鋼將比主桿設(shè)計為普通鋼采用更小的截面.

可見，該類結(jié)構(gòu)在大風(fēng)條件下主桿采用高強鋼而腹桿采用普通鋼的設(shè)計方案在保證結(jié)構(gòu)安全的情況下用鋼量增加量卻不甚明顯，是大風(fēng)條件下塔架結(jié)構(gòu)設(shè)計的一種有效方案.

圖9 用鋼量對比Fig.9 The comparison of steel consumption

6 結(jié)論

(1) 原設(shè)計以30 m/s的風(fēng)速控制，其承載力和變形能夠滿足該條件下的設(shè)計要求，原設(shè)計合理.但遭遇臺風(fēng)作用時，風(fēng)速一旦增大為35 m/s以后，該結(jié)構(gòu)承載力和變形均不滿足要求，表現(xiàn)為在臺風(fēng)“威馬遜”作用下普遍破壞.

(2) 由SAP2000軟件分析所得的塔架破壞形式和位置都與塔架實際破壞現(xiàn)象吻合，表明通過SAP2000程序?qū)?gòu)件按其受力類型的強度公式和穩(wěn)定公式進行校核得到應(yīng)力比值，在一定程度上可以確定該類結(jié)構(gòu)的破壞模式和位置.

(3) 相比垂直作用在結(jié)構(gòu)擋風(fēng)面的90o風(fēng)向，風(fēng)向為斜向的45o時對該類結(jié)構(gòu)的承載力和變形更為不利，今后設(shè)計應(yīng)更加注意不同角度的斜向風(fēng)對結(jié)構(gòu)影響，同時還應(yīng)根據(jù)當(dāng)?shù)貧庀髼l件有效考慮大風(fēng)條件對此類結(jié)構(gòu)的影響.

(4) 大風(fēng)條件下，四邊形塔架結(jié)構(gòu)破壞模式多為主桿失穩(wěn)破壞.主桿采用高強鋼而腹桿采用普通鋼的設(shè)計方案在保證結(jié)構(gòu)安全的情況下將會較大程度上降低結(jié)構(gòu)用鋼量，且鋼材強度等級越高其經(jīng)濟效益越為可觀.此外，改變塔架的結(jié)構(gòu)形式，避免兩個面節(jié)點完全不重合的構(gòu)造，可作為進一步研究的內(nèi)容.

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