海島輸電塔線體系風(fēng)振響應(yīng)及易損性分析

曾璧環(huán)，池曦鏘，張佳毅，楊德棟，曹枚根

（1.溫州電力建設(shè)有限公司，浙江 溫州 325024；2.北方工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，北京 100144；3.國網(wǎng)浙江省電力有限公司溫州供電公司，浙江 溫州 325000）

0 引言

輸電塔線體系由輸電塔及基礎(chǔ)部分、導(dǎo)線和地線、絕緣子、線路金具等組成。輸電塔是塔線體系中主要承重結(jié)構(gòu)，具有結(jié)構(gòu)高、塔體結(jié)構(gòu)柔度強(qiáng)、自重大以及較易在外荷載激勵下產(chǎn)生顯著振動等特點。風(fēng)是引起輸電塔振動的主要激勵因素，沿海強(qiáng)臺風(fēng)地區(qū)風(fēng)荷載是導(dǎo)致輸電塔發(fā)生倒塌和事故的重要原因。輸電塔主材桿件易在風(fēng)荷載作用下產(chǎn)生振動疲勞導(dǎo)致輸電塔倒塌［1］。2011 年7 月，南通地區(qū)受臺風(fēng)天氣影響，兩基直線塔發(fā)生倒塌，導(dǎo)致數(shù)十條線路發(fā)生斷電，造成嚴(yán)重?fù)p失［2］。2012 年4 月，湖南某段輸電線路受臺風(fēng)影響，發(fā)生三基直線塔倒塌、兩基耐張塔損壞的事故［3］。2016 年4 號臺風(fēng)“妮妲”造成4基輸電塔倒塌，致使該地區(qū)發(fā)生大面積停電，損失超過110 億美元［4］。綜上所述，臺風(fēng)是各個地區(qū)導(dǎo)致電力系統(tǒng)發(fā)生故障的主要原因之一。輸電線路作為生命線工程結(jié)構(gòu)，是保障人民基本日常生活、國家生產(chǎn)建設(shè)的基礎(chǔ)。若發(fā)生輸電塔風(fēng)致倒塌會直接影響社會生產(chǎn)與生活秩序，帶來嚴(yán)重?fù)p失。因此，為保障我國沿海強(qiáng)臺風(fēng)地區(qū)輸電塔安全運行。需要合理地對該地區(qū)輸電塔的抗風(fēng)性能評估展開研究。

目前，采用易損性分析方法開展輸電塔抗風(fēng)性能評估較少，謝麗宇等［5］以塔頂最大位移角為評價指標(biāo)對輸電單塔進(jìn)行易損性分析，評估輸電塔抗風(fēng)性能。王弘洋［6］采用動力增量法對輸電塔進(jìn)行易損性分析，繪制易損性曲線。但現(xiàn)有抗風(fēng)性能評估大多僅針對單塔進(jìn)行分析，忽略了塔線耦合效應(yīng)的影響。

首先通過ANSYS 軟件建立溫州洞頭3572 線新建的單回路貓頭塔及塔線體系有限元模型，通過模態(tài)分析獲得動力特性參數(shù)理論值。隨后采用諧波疊加法生成具有臺風(fēng)特性的脈動風(fēng)荷載時程，對塔線體系進(jìn)行風(fēng)振響應(yīng)分析。最后考慮塔線耦合效應(yīng)，進(jìn)行輸電塔的易損性分析，對其抗風(fēng)性能進(jìn)行評估。

1 研究對象及數(shù)值計算模型

1.1 工程背景簡介

以溫州洞頭35 kV 大洞3572 線路Y30—Y33 段塔線體系為研究對象。該線路位于溫州市洞頭區(qū)，途經(jīng)小門島、大門島、青山島和洞頭本島。此段塔線體系采用的是“耐—直—直—耐”的單回路塔架設(shè)方案，該段平斷面圖如圖1 所示。Y30、Y33 塔選用3560 型終端耐張塔，N31、N32 塔選用ZMG32 貓頭塔，兩基塔塔腿及以上結(jié)構(gòu)完全一致，呼稱高為28.5 m，塔高為34.5 m，根開為6.11 m。Y30—Y33 段導(dǎo)線型號為JL/G1A-185/30，安全系數(shù)k為2.6；地線型號為JLB20A-50 鋁包鋼絞線，安全系數(shù)k為4.0。絕緣子型號為FXBW8 懸式絕緣子。

圖1 Y30—Y33段平斷面圖Fig.1 Plan and section of segments Y30—Y33

1.2 塔線體系有限元模型

ZMG32 輸電塔根開為6.11 m，呼稱高為28.5 m，塔高為34.5 m。主材為Q345 型鋼，角鋼截面為140 mm×10 mm，125 mm×10 mm。斜材采用Q235 型鋼，角鋼截面主要為90 mm×7 mm，56 mm×5 mm，63 mm×5 mm，75 mm×6 mm 等；輔助材采用Q235鋼，角鋼截面主要為90 mm×7 mm，56 mm×5 mm，63 mm×5 mm，75 mm×6 mm，40 mm×5 mm，80 mm×5 mm 等。主材、斜材和輔助材的彈性模量E均為2.06×106N/mm2，質(zhì)量密度ρ均為7850 kg/m3。線路導(dǎo)線和地線參數(shù)見表1。

表1 導(dǎo)線和地線參數(shù)Table 1 Parameters of conductor and ground wire

將輸電塔的主材、斜材、輔助材桿件視為梁單元（Beam188）；將塔線體系中的導(dǎo)線和地線視為單拉直線型桿單元（Link10）。將塔線體系的絕緣子串視為桿單元（Link10）。建模時兩基塔的水平檔距、垂直檔距及高差等參數(shù)與實際工程一致。在鐵塔塔腿底部施加4 個固定約束，兩側(cè)導(dǎo)線和地線施加z向位移約束。模擬輸電塔實際工作情況。模型共有2 類ANSYS 單元，5 種材料模型，976 個節(jié)點，3 126 個單元。建立的塔線體系模型如圖2 所示。

圖2 塔線體系有限元模型Fig.2 The finite element model of the tower line system

1.3 風(fēng)場模擬及風(fēng)荷載施加

對塔線體系進(jìn)行風(fēng)振響應(yīng)分析，首先要正確模擬出塔線體系所處的風(fēng)場，得到不同施加點的風(fēng)速v，進(jìn)而通過規(guī)范計算塔身所受到風(fēng)荷載值的大小。自然界中的風(fēng)一般包含有兩種成分：平均風(fēng)和脈動風(fēng)［7］。塔線體系內(nèi)任意位置（y，z）處，某一時刻t的風(fēng)速值等于該位置處平均風(fēng)速加上該位置處相應(yīng)的脈動風(fēng)速v（y，z，t），如式（1）所示。通過此式可求得塔線體系任意高度任意時刻的風(fēng)速值。

1.3.1 平均風(fēng)的生成

平均風(fēng)是指在一定時間內(nèi)，風(fēng)速的大小、方向等參量不會隨著時間發(fā)生改變的風(fēng)。根據(jù)現(xiàn)有研究可知平均風(fēng)的自振周期一般超過10 min，因其自振周期遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于輸電塔等高聳結(jié)構(gòu)的自振周期，不會引起風(fēng)致動力響應(yīng)，分析時通常將平均風(fēng)當(dāng)作靜力荷載［8］。采用達(dá)文波特通過大量現(xiàn)場測試數(shù)據(jù)所得到的平均指數(shù)風(fēng)剖面計算平均風(fēng)速值vˉ，如式（2）所示。

式中：α為地面粗糙度系數(shù)，本工程實際情況為沿海地區(qū)及海島，屬A 類地形，粗糙度系數(shù)α取值為0.12；為10 m 高度處的平均風(fēng)速；h為計算高度。

1.3.2 脈動風(fēng)的生成

脈動風(fēng)是由于風(fēng)不規(guī)律性所引起的，風(fēng)速的大小隨時間發(fā)生不規(guī)則變化，需要采用統(tǒng)計的方法來描述脈動風(fēng)值。由于脈動風(fēng)頻率與輸電塔等高聳結(jié)構(gòu)自振頻率值大小較為相近，易對此類型結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大的動力作用，因此常將脈動風(fēng)當(dāng)作動力荷載進(jìn)行研究［9］。

采用臺風(fēng)風(fēng)譜石沅譜，通過諧波疊加法對脈動風(fēng)進(jìn)行模擬，與之相關(guān)的初始參數(shù)如下：基本風(fēng)速=35 m/s；地貌類別為A 類，α取0.12；梯度風(fēng)高度為300 m；模擬總時長為100 s，時間步長Δt=0.1 s。湍流度為0.18［10］。N31 塔塔頂位置風(fēng)荷載施加點脈動風(fēng)速時程及自功率譜圖如圖3 所示。從圖3（b）可知，本文采用的模擬方法得到的脈動風(fēng)風(fēng)速時程與目標(biāo)譜較為一致，說明本文選用的模擬方法正確可行。

圖3 脈動風(fēng)速及功率譜Fig.3 Fluctuating wind speed and power spectrum

1.3.3 風(fēng)荷載的施加

考慮所研究的塔線體系水平跨度較小，加載時忽略水平方向的風(fēng)速不均勻性，僅考慮豎向剖面上的變化。具體加載時加載點及施加位置選擇如圖4 所示。

圖4 塔線體系風(fēng)荷載施加點示意圖Fig.4 Schematic diagram of wind load application point of tower line system

2 塔線體系動力特性及風(fēng)振響應(yīng)分析

2.1 單塔及塔線體系動力特性分析

為更好地掌握輸電塔及塔線體系振動特性，采用ANSYS 中的分塊蘭索斯法對單塔及塔線體系進(jìn)行模態(tài)分析［11］，提取輸電塔及塔線體系模態(tài)分析的頻率及對應(yīng)的振型。本文規(guī)定x向為輸電塔順線路方向；z向為輸電塔橫線路方向。單塔振型如圖5 所示；塔線體系部分振型如圖6 所示。

圖5 單塔振型Fig.5 Single tower vibration mode

圖6 塔線體系部分典型振型Fig.6 Typical vibration modes of tower line system

單塔和塔線體系前5 階自振頻率值，如表2 所示。

表2 單塔及塔線體系頻率對比Table 2 Frequency comparison of tower and tower line system

通過單塔與塔線體系的模態(tài)分析可知，兩者動力特性發(fā)生顯著變化。塔線體系在低頻區(qū)的振動顯著、振動模態(tài)密集，主要以導(dǎo)線和地線振動模態(tài)為主。輸電塔振型主要集中在高頻區(qū)且往往不伴隨導(dǎo)線和地線振型；塔線體系耦合使得塔線體系頻率值顯著降低；在脈動風(fēng)荷載激勵下可能產(chǎn)生較為劇烈的振動響應(yīng)，因此應(yīng)該將塔線體系作為整體進(jìn)行分析。在輸電桿塔設(shè)計中需要考慮導(dǎo)線和地線耦合作用對輸電塔影響。

2.2 單塔及塔線體系風(fēng)振響應(yīng)

2.2.1 塔線體系風(fēng)振響應(yīng)分析（0°風(fēng)）

圖7 為0°風(fēng)作用下，N31 塔與N32 塔塔頂位置處x向的位移時程；圖8 為兩塔各高度處的位移及應(yīng)力均方根值對比圖。

圖7 塔頂位移時程曲線Fig.7 Time history plot of tower top displacement

圖8 輸電塔各層位移及應(yīng)力均方根值Fig.8 RMS of displacement and stress of the transmission tower

由圖7 可知，N31 塔塔頂位置位移均方根值為0.184 7 m。N32 塔塔頂位置位移均方根值為0.201 8 m，由于N32 塔所在位置高于N31 塔，塔身、導(dǎo)線、地線及絕緣子所受到的風(fēng)荷載相比N31 塔更大，因此N32 塔相較N31 塔位移增大了9.3%。

由圖8 可知，N32 塔每層位移均方根值及主材應(yīng)力均方根值均大于N31 塔。在風(fēng)荷載作用下，由于受到導(dǎo)線和地線的影響，使得輸電塔的非線性增強(qiáng)，橫擔(dān)及塔頭位置處位移值較大；N32 塔各層主材節(jié)點應(yīng)力均方根值大于N31 塔值，兩基塔的應(yīng)力均方根值均在第二段達(dá)到最大。在塔線體系風(fēng)振響應(yīng)中，塔身受到風(fēng)荷載作用，發(fā)生側(cè)移。因此迎風(fēng)面主材軸向壓應(yīng)力小于背風(fēng)面主材軸向壓應(yīng)力，同時輸電塔第二段主材橫截面變小，導(dǎo)致背風(fēng)面第二段應(yīng)力值達(dá)到最大，此段為輸電塔風(fēng)致倒塌危險位置。

2.2.2 塔線體系風(fēng)振響應(yīng)分析（90°風(fēng)）

圖9 為90°風(fēng)作用下，N31 塔與N32 塔塔頂位置處x向的位移時程；圖10 為兩塔各高度處的位移及應(yīng)力均方根值對比圖。

圖9 塔頂位移時程曲線圖Fig.9 Time history plot of tower top displacement

圖10 輸電塔各層位移及應(yīng)力均方根值Fig.10 RMS of displacement and stress of the transmission

通過圖9 和圖10 可知：90°風(fēng)向角風(fēng)荷載作用下輸電塔各高度處的z向位移均方根值均大于0°風(fēng)向角工況各層位移均方根值；輸電塔主材應(yīng)力均方根最大值依舊位于第二段，較0°風(fēng)向角輸入時的應(yīng)力均方根值較大，可見，90°風(fēng)向角為鐵塔倒塌破壞的最不利風(fēng)向角。

3 考慮塔線耦合效應(yīng)的輸電塔易損性分析

3.1 輸電塔抗風(fēng)性能概率分析

3.1.1 破壞狀態(tài)的定義

參考相關(guān)規(guī)范及輸電塔破壞模式及失效規(guī)律研究［12］，可采用塔頂位移值作為指標(biāo)確定輸電塔的極限破壞狀態(tài)，破壞狀態(tài)劃分及量化指標(biāo)如表3 所示。表3 中，mDmi為輕微破壞狀態(tài)界限值；mDma為中等破壞狀態(tài)界限值；mDco為倒塌破壞界限值。

表3 輸電塔結(jié)構(gòu)破壞狀態(tài)定義Table 3 Definition of the failure state of the transmission tower structure

3.1.2 輸電塔極限狀態(tài)量化指標(biāo)概率分析

輸電線路運行時會受到雨雪、腐蝕環(huán)境等因素影響，使得輸電塔桿件密度、彈性模量以及屈服強(qiáng)度參數(shù)具有不確定性。選取桿件密度、彈性模量以及主材和輔材桿件屈服強(qiáng)度參數(shù)作為鐵塔桿件的變量參數(shù)，通過拉丁超立方抽樣方法［13］，生成80 組輸電塔結(jié)構(gòu)樣本作為分析對象。桿件的初始材料參數(shù)基于輸電塔設(shè)計理論值，選取標(biāo)準(zhǔn)差為均值的5%。采取倒三角分布側(cè)向加載的方式，對80 組輸電塔隨機(jī)樣本進(jìn)行推覆（Pushover）分析，得到輸電塔結(jié)構(gòu)輕微破壞、中等破壞以及倒塌及嚴(yán)重破壞3 類極限狀態(tài)所對應(yīng)的位移均值及標(biāo)準(zhǔn)差值，對3 種破壞狀態(tài)限值進(jìn)行統(tǒng)計繪制直方圖，如圖11—圖13 所示，指標(biāo)的統(tǒng)計參數(shù)如表4 所示，βmi、βmd、βco分別為鐵塔輕微破壞、嚴(yán)重破壞和倒塌破壞的位移標(biāo)準(zhǔn)差。

表4 輸電塔極限狀態(tài)指標(biāo)統(tǒng)計參數(shù)Table 4 Statistical parameters of transmission tower limit state index

圖11 輸電塔輕微破壞樣本頻度統(tǒng)計Fig.11 Frequency statistics of samples with slight damage to transmission towers

圖12 輸電塔中等破壞樣本頻度統(tǒng)計Fig.12 Frequency statistics of medium damage samples in transmission towers

圖13 輸電塔倒塌破壞樣本頻度統(tǒng)計Fig.13 Frequency statistics of collapse and damage samples of transmission towers

由圖11—圖13 可知：輕微破壞及中等破壞界限值的分布規(guī)律明顯，倒塌破壞界限值數(shù)據(jù)離散程度較大；當(dāng)結(jié)構(gòu)即將發(fā)生倒塌時，塔頂位移指標(biāo)的不確定性較強(qiáng)，與實際情況較吻合；0°與90°風(fēng)向角風(fēng)荷載作用下3 種鐵塔破壞狀態(tài)抗力限值服從對數(shù)正態(tài)分布。

3.2 輸電塔概率風(fēng)荷載作用效應(yīng)分析

采用前文的諧波疊加法，隨機(jī)生成80 組臺風(fēng)風(fēng)速樣本，模擬風(fēng)速范圍為15～55 m/s，間隔0.5 m/s 取值，對80 組塔線體系隨機(jī)樣本施加0°及90°風(fēng)向角的脈動風(fēng)荷載，加載點同前文。受篇幅所限，不一一列舉不同風(fēng)速下80 組N32 塔隨機(jī)樣本的塔頂位移時程，僅將0°與90°風(fēng)向角工況的80 組風(fēng)速和N32塔塔頭位移均方根值mD用對數(shù)坐標(biāo)一一對應(yīng)，得到如圖14 所示位移均方根值與風(fēng)速近似線性增長的曲線。對0°及90°風(fēng)向角風(fēng)荷載作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析，可得到風(fēng)速響應(yīng)趨勢線方程如式（3）所示。

圖14 N32塔塔頂位移回歸曲線Fig.14 N32 tower top displacement regression curve

此外，進(jìn)一步對0°及90°風(fēng)輸入下N32 塔頂位移響應(yīng)進(jìn)行了頻次統(tǒng)計，得到0°及90°風(fēng)N32 塔頂位移頻度分布如圖15 所示。由分布圖可知，塔頂位移數(shù)據(jù)分布形態(tài)基本符合對數(shù)正態(tài)分布規(guī)律。

圖15 N32塔塔頂位移頻度統(tǒng)計Fig.15 N32 tower top displacement frequency statistical chart

基于以上統(tǒng)計數(shù)據(jù)可得到結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)均方根的均值mˉD及其對數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差值β，如表5 所示。

表5 N32塔頂位移響應(yīng)統(tǒng)計參數(shù)Table 5 Statistical parameters of N32 tower top displacement response

3.3 輸電塔風(fēng)災(zāi)易損性分析

輸電塔進(jìn)行風(fēng)災(zāi)易損性主要包括兩方面的分析內(nèi)容：一是通過動力增量法進(jìn)行概率風(fēng)荷載作用效應(yīng)分析，擬合得到風(fēng)荷載作用效應(yīng)函數(shù)；二是通過開展貓頭塔抗風(fēng)能力概率分析，對輸電塔隨機(jī)樣本進(jìn)行Pushover 分析，確定輸電塔在風(fēng)荷載作用下極限狀態(tài)對應(yīng)的量化抗風(fēng)能力指標(biāo)限值［14］。風(fēng)災(zāi)易損性曲線表示在不同大小的風(fēng)荷載作用效應(yīng)超過輸電塔破壞階段結(jié)構(gòu)承載力的概率。風(fēng)荷載作用效應(yīng)Sd超過鐵塔抗力Rc的失效概率Pf可按式（4）計算［15-17］。

式中：P（·）為概率函數(shù)。

根據(jù)前文可知，Rc和Sd都服從對數(shù)正態(tài)分布，所以特定階段輸電塔結(jié)構(gòu)失效概率Pf為

式中：Φ為正態(tài)累計分布函數(shù)；為鐵塔抗力均值；βc、βd分別為鐵塔抗力和風(fēng)荷載效應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)差。

3.3.1 0°風(fēng)向角工況的易損性曲線

根據(jù)上節(jié)分析結(jié)果，將塔頂位移與風(fēng)速關(guān)系式（3）及各極限狀態(tài)下結(jié)構(gòu)承載力取值代入式（6），得到在0°風(fēng)向角風(fēng)荷載作用下塔線體系N32 輸電塔各極限狀態(tài)下失效概率公式，并繪制易損性曲線。

0°風(fēng)向角風(fēng)荷載作用下N32 塔輕微破壞失效概率公式為

0°風(fēng)向角風(fēng)荷載作用下N32 塔中等破壞失效概率公式為

0°風(fēng)向角風(fēng)荷載作用下N32 塔倒塌破壞失效概率公式為

通過式（6）—式（8）計算得到風(fēng)速與結(jié)構(gòu)處于不同極限狀態(tài)下的失效概率的關(guān)系，如圖16 所示。

圖16 0°風(fēng)向角工況N32塔風(fēng)災(zāi)易損性曲線Fig.16 Wind vulnerability curve of N32 tower under 0°wind angle condition

由圖16 可知：在0°風(fēng)向角風(fēng)荷載作用下，隨著風(fēng)速的增加，N32 塔達(dá)到各極限狀態(tài)的概率值也隨之增大。在遭受重現(xiàn)期30 年風(fēng)速（28.28 m/s）時，N32塔發(fā)生輕微破壞階段概率為71.52%，中等破壞概率為29.75%，但發(fā)生倒塌破壞概率為2.18%。在遭受重現(xiàn)期50 年風(fēng)速（35.77 m/s）時，N32 塔發(fā)生輕微破壞階段概率為88.47%，中等破壞概率為50.07%，發(fā)生倒塌破壞概率為6.63%。在遭受重現(xiàn)期100 年風(fēng)速（41.95 m/s）時，N32 塔發(fā)生輕微破壞階段概率為96.35%，中等破壞概率為65.50%，但發(fā)生倒塌破壞概率為12.71%。當(dāng)極值風(fēng)速達(dá)到47.5 m/s，N32 塔發(fā)生輕微倒塌概率為100%，此時中等破壞概率為74.90%，倒塌概率為19.09%。當(dāng)極值風(fēng)速達(dá)到55 m/s，N32 塔發(fā)生中等破壞概率達(dá)到82.80%，倒塌概率為28.85%。

3.3.2 90°風(fēng)向角工況的易損性曲線

同上，可得到90°風(fēng)向角風(fēng)荷載作用下N32 塔輕微破壞失效概率公式為

90°風(fēng)向角風(fēng)荷載作用下N32 塔中等破壞失效概率公式為

90°風(fēng)向角風(fēng)荷載作用下N32 塔倒塌破壞失效概率公式為

通過式（9）—式（11）計算得到風(fēng)速與結(jié)構(gòu)處于不同極限狀態(tài)下的失效概率的關(guān)系，如圖17 所示。

圖17 90°風(fēng)向角工況N32塔風(fēng)災(zāi)易損性曲線Fig.17 Wind vulnerability curve of N32 tower under 90°wind angle condition

由圖17 可知：90°風(fēng)向角下易損性曲線與0°風(fēng)向角下易損性曲線較為類似，在90°風(fēng)向角風(fēng)荷載作用下，隨著風(fēng)速的增加，N32 塔達(dá)到各極限狀態(tài)的概率值增大。在遭受重現(xiàn)期30 年風(fēng)速（28.28 m/s）時，N32 塔發(fā)生輕微破壞階段概率為81.39%，中等破壞概率為45.98%，但發(fā)生倒塌破壞概率為2.79%。在遭受重現(xiàn)期50 年風(fēng)速（35.77 m/s）時，N32 塔發(fā)生輕微破壞階段概率為94.54%，中等破壞概率為65.50%，發(fā)生倒塌破壞概率為13.24%。在遭受重現(xiàn)期100 年風(fēng)速（41.95 m/s）時，N32 塔發(fā)生輕微破壞階段概率為100%，中等破壞概率為77.17%，發(fā)生倒塌破壞概率為20.19%。當(dāng)極值風(fēng)速達(dá)到55 m/s，N32塔發(fā)生中等破壞概率達(dá)到93.59%，倒塌概率為37.10%。在相同風(fēng)速下，發(fā)生破壞概率相較0°風(fēng)向角略高，與分析結(jié)果相符。綜上所述，塔線體系中N32 塔在90°風(fēng)向角強(qiáng)臺風(fēng)作用下抗風(fēng)性能較好，但在強(qiáng)臺風(fēng)作用下也有發(fā)生倒塌的概率。在相同風(fēng)速下，發(fā)生破壞概率相較0°風(fēng)向角略高，在抗風(fēng)設(shè)計中應(yīng)引起注意。

4 結(jié)論

采用ANSYS 有限元軟件建立符合實際工程的單塔和兩塔三線有限元模型，進(jìn)行模態(tài)分析；采用諧波疊加法模擬生成施加點的脈動風(fēng)時程，研究不同風(fēng)向角工況塔線體系的風(fēng)振響應(yīng)特點；最后考慮結(jié)構(gòu)和風(fēng)荷載的不確定性，對拉丁抽樣方法生成的大量隨機(jī)樣本進(jìn)行風(fēng)荷載作用效應(yīng)分析和Pushover 分析。基于上述分析結(jié)果，進(jìn)行了考慮塔線耦合效應(yīng)的輸電塔風(fēng)災(zāi)易損性分析，對輸電塔的抗風(fēng)性能進(jìn)行評估。主要得到以下結(jié)論：

1）隨著風(fēng)向角的增加，塔線體系所受風(fēng)荷載值增大，導(dǎo)致在同一風(fēng)速作用下結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞的概率值增大。v10=55m/s 極限風(fēng)速作用下，90°風(fēng)向角工況發(fā)生中等破壞和倒塌破壞的概率較0°風(fēng)向角工況增加了10.8%和8.2%。

2）在90°風(fēng)向角工況，在遭受30 年重現(xiàn)期風(fēng)速（v10=28.28 m/s）時，N32 塔以基本完好為主，部分發(fā)生輕微破壞，發(fā)生倒塌破壞的概率2.79%；在遭受50 年重現(xiàn)期風(fēng)速（v10=35.77m/s）時，發(fā)生倒塌破壞的概率為13.24%；在遭受100 年重現(xiàn)期風(fēng)速（v10=41.95 m/s）時，發(fā)生倒塌破壞的概率為20.19%。在遭受55 m/s 極值風(fēng)速時，發(fā)生倒塌破壞的概率為37.1%。