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    塔腿加過渡段輸電塔地震響應(yīng)時(shí)程分析

    2019-04-11 11:10:14吳景天鄧洪洲郭艷軍
    山東電力技術(shù) 2019年3期
    關(guān)鍵詞:塔頂對(duì)稱性鐵塔

    吳景天 ,鄧洪洲 ,李 焱,郭艷軍 ,董 斌

    (1.同濟(jì)大學(xué)建筑工程系,上海 200092;2.國網(wǎng)四川省電力公司,四川 成都 610041;3.四川電力設(shè)計(jì)咨詢有限責(zé)任公司,四川 成都 610041)

    0 引言

    成蘭鐵路阿壩松潘牽引站供電工程位于四川省阿壩州茂縣—松潘地區(qū),線路所在區(qū)域山高坡陡,當(dāng)坡度超過一定限度時(shí),常規(guī)高低腿鐵塔無法滿足高差要求。對(duì)鐵塔進(jìn)行改造時(shí),不能直接將鐵塔長(zhǎng)腿加高以增大高低腿高差,塔身坡度不變時(shí),塔腿主材與斜材的夾角隨塔腿高度的增加而減小,目前塔腿設(shè)計(jì)時(shí)主斜材夾角一般控制在18°以上。而如果采用對(duì)陡峻山區(qū)基礎(chǔ)進(jìn)行改造的大開挖方式,不僅增加施工成本和建設(shè)周期,同時(shí)還破壞植被、環(huán)境。

    輸電塔塔腿加過渡段設(shè)計(jì)目的是解決陡峻山區(qū)立塔困難的問題,以期降低基礎(chǔ)造價(jià)和塔材重量,減小基坑開挖量,將輸電線路工程建設(shè)對(duì)環(huán)境的影響降低到最低,同時(shí)方便施工,降低成本。

    對(duì)于普通平腿輸電塔的地震響應(yīng),已經(jīng)有學(xué)者做過一些研究[1-4]。 高榮譽(yù)等[5]采用 SAP2000 對(duì)常規(guī)長(zhǎng)短腿直線輸電塔在地震作用下的動(dòng)力時(shí)程響應(yīng)進(jìn)行了分析。賈玉琢等[6]基于時(shí)程分析法分析了常規(guī)長(zhǎng)短腿貓頭直線塔地震響應(yīng)。但目前對(duì)塔腿加過渡段輸電塔的地震動(dòng)力時(shí)程響應(yīng)則尚無研究。

    以工程中500 kV的SZC4直線塔為研究對(duì)象,采用ANSYS有限元分析軟件進(jìn)行輸電塔地震動(dòng)力時(shí)程響應(yīng)分析,為塔腿加過渡段輸電塔的設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

    1 分析模型

    圖1 SZC4直線塔

    SZC4直線塔高71.35 m,呼高39 m,塔頭高32.35 m,全塔桿件為角鋼。根據(jù)GB50260—2013《電力設(shè)施抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[7]8.2.1條,計(jì)算桿塔動(dòng)力特性時(shí),可不計(jì)入導(dǎo)線和避雷線的重量。鄧洪洲等人研究表明[8],地震作用下導(dǎo)地線產(chǎn)生的擺動(dòng)會(huì)消耗一部分的能量,能夠起到阻尼器的作用,塔線體系的地震響應(yīng)小于單塔,導(dǎo)地線對(duì)輸電塔抗震是有利的。分析時(shí)可選用單塔的簡(jiǎn)化模型[9-11]。

    分析選用5個(gè)單塔空間有限元模型,其塔腿隔面以上部分完全相同,僅塔腿不同。常規(guī)輸電塔和塔腿加過渡段輸電塔立面見圖1,模型描述見表1。其中,模型II和模型Ⅲ屬于含1個(gè)最長(zhǎng)腿的情況(情況1),模型IV和模型V屬于含2個(gè)最長(zhǎng)腿的情況(情況2)。4個(gè)高低腿模型的塔腿編號(hào)和塔腿分布如圖2所示。

    表1 5個(gè)模型描述

    圖2 4個(gè)高低腿SZC4直線塔模型的塔腿分布

    2 動(dòng)力特性

    表2~6分別給出了5個(gè)模型的低階自振頻率和振型。

    表2 模型Ⅰ的前6階自振頻率和振型

    表3 模型Ⅱ的前6階自振頻率和振型

    表4 模型Ⅲ的前8階自振頻率和振型

    表5 模型Ⅳ的前6階自振頻率和振型

    表6 模型Ⅴ的前8階自振頻率和振型

    可以看出,平腿模型I的振型特點(diǎn)符合此類塔型的振型特點(diǎn)[12],第 1~2 階(塔的一階彎曲振型)為X、Y兩個(gè)方向的彎曲振型,兩個(gè)方向的頻率值非常接近,相差2.9%,這是由于兩個(gè)方向的剛度相近,僅橫擔(dān)的質(zhì)量分布稍有差異;第3階為扭轉(zhuǎn)振型,為一階彎曲振型的1.66倍,也符合此塔型的振型分布特點(diǎn);第4~5階振型(塔的二階彎曲振型)也為X、Y兩個(gè)方向的彎曲振型;第6階為扭轉(zhuǎn)振型。

    情況1下的常規(guī)高低腿模型Ⅱ的振型分布與平腿模型完全一致,第1階頻率值低0.50%,表明對(duì)于通常工程中常規(guī)高低腿設(shè)計(jì)時(shí)輸電塔的動(dòng)力特性不需要另做分析計(jì)算,只需用平腿模型分析即可。但塔腿加過渡段高低腿模型Ⅲ的1~2階振型 (塔的一階彎曲振型)已不是單一方向(X或Y)的振動(dòng),而是變成了第1階振型以X向?yàn)橹鳌⑼瑫r(shí)也有Y向振型參與,第2階振型變成了以Y向?yàn)橹?、同時(shí)也有X向振型參與,這是因?yàn)樗雀卟钐?,剛度沿X、Y軸不對(duì)稱;第1階頻率值較常規(guī)高低腿降低3.2%;第3階振型為扭轉(zhuǎn)振型,較常規(guī)高低腿降低0.56%;第4~5階振型(塔的二階彎曲振型)為X、Y兩個(gè)方向的彎曲振型;第6階為扭轉(zhuǎn)振型;第7~8階振型為腿隔面及腿局部振型。

    情況2下的常規(guī)高低腿模型Ⅳ的振型分布與平腿模型完全一致,第1階頻率值低0.51%,表明對(duì)于通常工程中常規(guī)高低腿設(shè)計(jì)時(shí)輸電塔的動(dòng)力特性不需要另做分析計(jì)算,只需用平腿模型分析即可。但塔腿加過渡段高低腿模型Ⅴ的第1~2階振型 (塔的一階彎曲振型)和常規(guī)高低腿模型方向相反。這是因?yàn)樗雀卟钐螅瑒偠妊豖軸不對(duì)稱;第1階頻率值較常規(guī)高低腿降低3.7%;第3階振型為扭轉(zhuǎn)振型,較常規(guī)高低腿降低2.2%;第4~5階振型(塔的二階彎曲振型)為X、Y兩個(gè)方向的彎曲振型;第6階為扭轉(zhuǎn)振型;第7~8階振型為腿隔面及腿局部振型。

    綜上,塔腿加過渡段高低腿鐵塔的前6階振型分布變化不大,對(duì)動(dòng)力響應(yīng)影響有限。但由于塔的對(duì)稱性變差,導(dǎo)致一階彎曲振型方向發(fā)生變化。

    3 單向地震作用下的時(shí)程響應(yīng)

    分析對(duì)象位于四川省阿壩州茂縣—松潘地區(qū),場(chǎng)地分組為第一組,場(chǎng)地類別為Ⅱ類場(chǎng)地,特征周期0.35 s[13]。根據(jù) GB50135—2006《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[14]4.4.7 節(jié)規(guī)定,鋼結(jié)構(gòu)鐵塔阻尼比取 0.02。

    地震峰值加速度選用9度設(shè)防烈度0.4g,對(duì)所選用的地震波加速度時(shí)程峰值進(jìn)行調(diào)幅。

    選取EL-CENTRO波(EL波),按要求進(jìn)行峰值調(diào)幅后,地震波的加速度時(shí)程如圖3所示。

    3.1 X向(垂直導(dǎo)線)地震作用下的時(shí)程響應(yīng)

    5個(gè)單塔模型在X向(垂直導(dǎo)線)地震下的塔頂位移響應(yīng)如圖4~8所示。表7給出了5個(gè)模型在X向地震下塔頂位移響應(yīng)峰值。

    圖3 EL-CENTRO波調(diào)幅后的加速度時(shí)程曲線

    圖4 EL-CENTRO波X向輸入下模型I塔頂位移響應(yīng)

    圖5 EL-CENTRO波X向輸入下模型II塔頂位移響應(yīng)

    圖6 EL-CENTRO波X向輸入下模型Ⅲ塔頂位移響應(yīng)

    圖7 EL-CENTRO波X向輸入下模型IV塔頂位移響應(yīng)

    圖8 EL-CENTRO波X向輸入下模型V塔頂位移響應(yīng)

    表7 EL-CENTRO波X向輸入下塔頂位移響應(yīng)峰值

    可以看出,平腿模型Ⅰ由于X、Y向?qū)ΨQ性較好,因此在X向地震下,位移響應(yīng)以X向?yàn)橹?,達(dá)到了16.4 cm,而Y向位移非常小,為0.013 cm,是X向位移的0.08%,符合常規(guī)平腿塔的特性[15],X向與Y向之間沒有耦合性。

    情況1中,由于高低腿導(dǎo)致整塔X、Y向都不對(duì)稱,因此X向地震下會(huì)引起Y向較大響應(yīng)。常規(guī)高低腿模型Ⅱ在X向地震下Y向位移響應(yīng)達(dá)到了X向8.15%,而塔腿加過渡段高低腿模型Ⅲ在X向地震下Y向位移響應(yīng)更是達(dá)到了X向30.15%,對(duì)稱性大大下降。

    情況2中,雖然高低腿導(dǎo)致整塔X向變得不對(duì)稱,但Y向依然具有對(duì)稱性,因此在X向地震下Y向位移響應(yīng)也非常小。不過此情況下模型的X向位移響應(yīng)比平腿模型有較明顯增加,模型V的X向位移響應(yīng)比模型I增加了21%左右。

    3.2 Y向(順導(dǎo)線)地震作用下的時(shí)程響應(yīng)

    5個(gè)單塔模型在Y向(順導(dǎo)線)地震下的塔頂位移響應(yīng)如圖9~13所示。表8給出了5個(gè)模型在Y向地震下塔頂位移響應(yīng)峰值。

    可以看出,平腿模型Ⅰ由于X、Y向?qū)ΨQ性較好,因此在Y向地震下,位移響應(yīng)以Y向?yàn)橹?,達(dá)到了16.5 cm,而X向位移非常小,為0.020 cm,是Y向位移的0.12%,符合常規(guī)平腿塔的特性,X向與Y向之間沒有耦合性。

    圖9 EL-CENTRO波Y向輸入下模型I塔頂位移響應(yīng)

    圖10 EL-CENTRO波Y向輸入下模型II塔頂位移響應(yīng)

    圖11 EL-CENTRO波Y向輸入下模型Ⅲ塔頂位移響應(yīng)

    圖12 EL-CENTRO波Y向輸入下模型IV塔頂位移響應(yīng)

    圖13 EL-CENTRO波Y向輸入下模型V塔頂位移響應(yīng)

    表8 EL-CENTRO波Y向輸入下塔頂位移響應(yīng)峰值

    情況1中,由于高低腿導(dǎo)致整塔X、Y向都不對(duì)稱,因此Y向地震下會(huì)引起X向較大響應(yīng)。常規(guī)高低腿模型Ⅱ在Y向地震下X向位移響應(yīng)達(dá)到了Y向8.52%,而塔腿加過渡段高低腿模型Ⅲ在Y向地震下X向位移響應(yīng)更是達(dá)到了Y向31.15%,對(duì)稱性大大下降。

    情況2中,高低腿導(dǎo)致整塔X向變得不對(duì)稱,Y向依然具有對(duì)稱性,在Y向地震下X向位移響應(yīng)占比有所增加,常規(guī)高低腿模型Ⅳ在Y向地震下X向位移響應(yīng)達(dá)到了Y向2.82%,而塔腿加過渡段高低腿模型V在Y向地震下X向位移響達(dá)到了Y向8.47%,對(duì)稱性下降。

    4三向地震作用下的時(shí)程響應(yīng)

    對(duì)5個(gè)模型分別進(jìn)行三向地震波輸入,X,Y,Z 3個(gè)方向的加速度最大值按照1∶0.85∶0.65的比例調(diào)整。地震時(shí)程計(jì)算結(jié)果如圖14~19所示。表9給出了5個(gè)模型在三向地震下結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)峰值。

    圖14 SZC4直線塔模型Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ的塔頂X向位移時(shí)程

    圖15 SZC4直線塔模型Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ的塔頂Y向位移時(shí)程

    圖16 SZC4直線塔模型Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ的塔頂Z向位移曲線

    由圖14~16可以看出,情況1的模型II和模型Ⅲ在地震作用下三向位移的時(shí)程曲線形狀與平腿模型I大致相同,只是峰值略有差別。

    圖17 直線塔SZC4模型Ⅰ,Ⅳ,Ⅴ的塔頂X向位移曲線

    圖18 直線塔SZC4模型Ⅰ,Ⅳ,Ⅴ的塔頂Y向位移曲線

    圖19 直線塔SZC4模型Ⅰ,Ⅳ,Ⅴ的塔頂Z向位移曲線

    由圖17~19可以看出,情況2的模型Ⅳ和模型Ⅴ在地震作用下三向位移的時(shí)程曲線形狀與平腿模型I大致相同,只是峰值略有差別。

    表9 SZC4在EL-CENTRO波三向輸入時(shí)結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)峰值 cm

    由表9可以看出,無論是平腿模型還是高低腿模型,Z向的位移與X,Y向的位移相比都很??;高低腿整塔模型在地震作用下,塔頂?shù)娜蛭灰婆c平腿模型Ⅰ相比均有所增大;塔腿加過渡段高低腿模型Ⅲ和模型Ⅴ與常規(guī)高低腿模型Ⅱ和模型Ⅳ相比增大的幅度較大;X向位移的變化幅度較大。

    其中,模型Ⅴ的X向位移比模型Ⅰ增大了16.7%;模型Ⅲ的Y向位移比模型Ⅰ增大了3.7%;模型Ⅴ的Z向位移比模型Ⅰ增大了11.2%。

    表10 SZC4在EL-CENTRO波三向輸入時(shí)桿件內(nèi)力響應(yīng)峰值 kN

    由表10可以看出,塔腿加過渡段高低腿模型Ⅲ和模型V在三向地震作用下,塔腿的最大軸力跟平腿模型I相比都增大了,其中最大增幅出現(xiàn)在模型Ⅲ上,達(dá)到了28%。但此時(shí)的地震力為1 292 kN,而塔腿主材L250×24D(Q420)的設(shè)計(jì)允許軸力為3 600 kN左右,是地震力的2.7倍。

    橫擔(dān)上弦桿的軸力,盡管不同的模型在地震作用下有大有小,模型Ⅲ比模型I增大了6.9%,但橫擔(dān)上弦桿L180×12D(Q420)的設(shè)計(jì)允許軸力為940 kN左右,遠(yuǎn)大于地震作用下的軸力。

    可見,對(duì)塔腿增加過渡段后,主要在塔腿處產(chǎn)生附加應(yīng)力,但地震力遠(yuǎn)小于設(shè)計(jì)允許值,此時(shí)連接4根主材的橫隔面成為重要結(jié)構(gòu),應(yīng)進(jìn)行適當(dāng)加強(qiáng)。

    5 結(jié)語

    高低腿鐵塔的自振頻率與平腿鐵塔相比有所降低,塔腿加過渡段鐵塔自振頻率降低幅度比常規(guī)高低腿鐵塔大。

    塔腿加過渡段鐵塔的前6階振型分布變化不大,對(duì)動(dòng)力響應(yīng)影響有限。但由于塔的對(duì)稱性變差,導(dǎo)致一階彎曲振型方向發(fā)生變化。

    由于塔腿加過渡段高低腿鐵塔的對(duì)稱性變差,單向地震下會(huì)導(dǎo)致垂直于地震作用方向的位移響應(yīng)變大。

    三向地震作用下,常規(guī)高低腿模型的位移響應(yīng)峰值和內(nèi)力響應(yīng)峰值與平腿模型的響應(yīng)峰值差別很小,僅略微增大;塔腿加過渡段高低腿模型的位移響應(yīng)峰值和內(nèi)力響應(yīng)峰值則與平腿模型的響應(yīng)峰值相比有較明顯增大。

    三向地震作用下,模型Ⅴ(含有2個(gè)塔腿過渡段)的X向最大位移比模型Ⅰ(平腿)增大了16.7%;模型Ⅲ(含有1個(gè)塔腿過渡段)的Y向最大位移比模型Ⅰ增大了3.7%;模型Ⅴ的Z向最大位移比模型I增大了11.2%;含有過渡段的模型Ⅲ和模型Ⅴ在三向地震作用下,塔腿的最大軸力跟平腿情況的模型I相比都增大了,其中最大增幅出現(xiàn)在模型Ⅲ上,達(dá)到了28%;橫擔(dān)上弦桿的最大軸力,模型Ⅲ比模型I增大了6.9%。

    塔腿加過渡段高低腿模型在三向地震下的某些桿件內(nèi)力峰值有所增大,但與桿件的設(shè)計(jì)允許內(nèi)力相比,最大地震力也只占到設(shè)計(jì)軸力36%,荷載組合后不會(huì)超出整塔的承載能力,地震效應(yīng)不起主要控制作用。

    塔腿增加過渡段后,導(dǎo)致鐵塔的豎向剛度變得不均勻,連接4根主材的橫隔面成為薄弱環(huán)節(jié),高烈度地震設(shè)防設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)對(duì)塔腿處及塔身的橫隔面進(jìn)行加強(qiáng)處理。

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