新荷载规范修订对输电塔风荷载计算的影响研究.pdf

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振动与冲击第32卷第20期JOURNALOFVIBRATIONANDSHOCKV01．32No．202013新荷载规范修订对输电塔风荷载计算的影响研究邓洪洲，段成荫(同济大学建筑工程系，上海200092)摘要：新修订的荷载规范对输电塔结构影响较大的风荷载作出了较大的修改，降低了表征平均风荷载的风压高度变化系数，增大了表征顺风向风振响应的风振系数。从随机振动理论出发，比较了新旧荷载规范风振系数计算公式的异同，并以某系列220kV四回路直线塔为例，详细分析了各类场地和各角度风下荷载规范修订对塔架和线条风荷载的影响，以及对不同高度的塔基底弯矩、塔腿主材轴力和塔重的影响。结果表明新规范导致输电塔塔架风荷载增加而线条风荷载减小，二者共同作用的结果取决于场地类别和角度风。风荷载增幅B类>A类>C类>D类，0。>45。>60。>90。。对于输电线路常见的B类场地而言，新规范将较大地增加输电塔结构的基底弯矩、主材轴力和塔重。关键词：荷载规范；输电塔；风荷载；基底弯矩；主材轴力中图分类号：TU312+．1；TM753文献标识码：AInfluencesofchineseloadcoderevisiononwindloadcalculationoftransmissiontowersDENGHong—zhou，DUANCheng—yin(DepartmentofBuildingEngineering，TongjiUniversity，Shanghai200092，China)Abstract：Withareductionofmeanwindloadandanincreaseingusteffectfactor，therecentrevisionofChineseLoadcodeforthedesignofbuildingstructureshasnotableinfluencesonwindloadcalculationintransmissiontowerdesigns．Basedonthetheoryofstochasticvibration，differencesbetweenthenewcodeandtheoldforcalculationofgusteffectwerecomparedhere．Contrasiveanalysisofwindloadonaseriesof220kVfour-circuitsuspensiontowerswasperformedaccordingtothenewcodeandtheold．Effectsofwindloadcalculationwiththerevisedcodeonbendingmoments，legforcesandtowerweightswerealsocalculated．Itwasshownthattherevisedcodeleadstoanincreaseinwindloadonthetowersandadecreaseinthatontheconductors；asaresultofbothofthem，theratiooftotalwindloadcomputedwiththenewcodetothatcomputedwiththeoldforterrainB(ruralareas)>thatforterrainA>thatforterrainC>thatforterrainD(1argecitycenters)，andtheratiooftotalwindloadcomputedwiththenewcodetothatcomputedwiththeoldforwindangleofattack0。(paralleltotheconductor)>thatforwindattackangle45。>thatforwindattackangle60。>thatforwindattackangle90。(normaltotheconductor)；therefore，bendingmoments，legforcesandweightsoftransmissiontowersusuallyconstructedinB—kindterrainareincreasedconsiderablyusingtherevisedcode．Keywords：loadcode；transmissiontower；windload；bendingmoment；legforce风荷载是输电线路设计中的主要荷载，虽然各国动影响系数的形式，这与目前国际上普遍采用的背景规范计算风荷载的公式各异，但大体均分为平均风荷响应和共振响应的表达形式相差较大，不利于相互交载部分和考虑顺风向风振响应的放大部分。对于平均流和比较，此外，旧规范的紊流度取值较其他国家规范风荷载，张军峰等认为我国现行(以下简称旧规为小。目前，新修订的荷载规范(以下简称新规范)范)所取的平均风剖面与日本、美国规范相比沿高针对这些业已存在的差距进行了一系列的调整，根据度的变化更显著，Jiang等则指出在相当于我国B类相关文献的介绍，新规范对于表征平均风荷载的风场地下我国旧规范风压高度系数取值与IEC规范相压高度变化系数和表征顺风向风振响应的风振系数作当，而英国规范取值较大，美国规范取值较小；对于出了较大幅度的修改，势必会对输电塔结构受到的风顺风向风振响应，我国旧规范采用脉动增大系数和脉荷载造成一定影响，进而影响其主材轴力和设计塔重。对于输电线路而言，不仅输电塔塔架本身受到自收稿日期：2012—09—12修改稿收到日期：2012—1l一23然风的作用，导地线上亦存在相当大小的风荷载(线条第一作者邓洪洲男，博士，教授，1960年生风荷载)。由于我国行业规范¨。。(以下简称杆塔技术通讯作者段成荫男，博士生，1987年生规定)计算塔架风荷载和线条风荷载的方法有所区别， l20振动与冲击2013年第32卷新规范将对二者产生不同的影响。进行新旧规范关于式中：表示结构第i点处风振系数，P表示平均风力，风荷载以及荷载效应的比较研究对今后的输电塔工程P表示一阶振型等效惯性力，表示体型系数，表实践显得十分必要，本文将从计算风荷载的基本原理示高度系数，表示受风面积，m表示质量，表示出发，从理论和实例两个方面比较新旧荷载规范的区第一振型广义质量，表示一阶振型系数，to。表示结别，评价荷载规范修订对输电塔结构设计产生所的影构一阶自振圆频率，(∞)表示一阶振型第．点脉动响，为工程设计提供参考。风力自功率谱密度，H(OJ)为一阶振型频率响应函数。对式(4)的进一步推导，旧规范采用脉动增大系数1输电塔风荷载计算和荷载规范修订要点和脉动影响系数的表达方式，见式(5)I2]，而新规范则1．1风荷载计算方法采用目前国际上广泛使用的背景响应和共振响应的表输电塔所受的风荷载包含塔架风荷载和线条风荷达形式，见式(6)J。不仅如此，新规范还将峰值因子载两大部分，我国规范¨规定输电塔塔架风荷载和线(即保证系数)从2．2提高到了2．5，并提高了各类场地条风荷载分别按式(1)和式(2)计算：的10m高紊流强度，新规范关于风振系数的修改要点W=Aw0(1)如表2所示。W=0。dLpwosin0(2)表1新规范风压高度变化系数修改要点式中：W和W分别为塔架和线条风荷载标准值，和Tab．1Mainpoin~oftherevisionofheightcoeficient分别为塔架和导地线体型系数，为风压高度变化系数，为塔架顺风向风振系数，为塔架受风面积，W。为基本风压，d和。分别为导地线的外径和水平档距，0为风向与导地线的夹角，和为导地线的风压不均匀系数和风荷载增大系数。按照式(1)和式(2)计算的是垂直于受风面的风荷载，然而工程设计中，控制输电塔主材的往往是角度风工况，杆塔技术规定要求对于直线塔应计算0。、45。、表2新规范风振系数修改要点60。和9O。四种角度风工况，其中90。为风向与线条方向Tab．2Mainpoin~oftherevisionofgustefectfactor垂直。计算公式因厂—0_m_新荷载规范修订主要修改了风压高度变化系数和塔架顺风向风振系数，而导地线的风压不均匀系数与风荷载增大系数由于是根据基本风速和电压等级取值故并未发生改变，因此塔架风荷载和线条风荷载具有不同的变化趋势。1．2风压高度变化系数如式(3)所示，新规范计算风压高度变化系数的方卢：1+(5)i法与旧规范一致，但新规范B类场地风剖面幂指数由0．16调整为0．15，C、D类场地的梯度风高度分别由=1+2gIloB~／1+(6)式中：称为脉动增大系数，称为脉动影响系数·9g400m和450m调整为450m和500na，这种调整的结为峰值因子，，。为10m高紊流度，B称为背景响应因果是新规范各类场地的风压高度变化系数有不同程度子，称为共振响应因子。的减小，B类场地降幅最小，D类场地降幅最大，新规范通过对比不难发现，新荷载规范的参数存在以下风压高度变化系数的修改要点如表1所示。关系：／Xz=6((3)=~／1+尺(7)1．3顺风向风振系数1=2g，10B(8)新旧规范计算顺风向风振响应均基于结构一阶振1型根据随机振动理论推导而来，如式(4)所示。可见，新规范的共振响应因子对应于旧规范的脉P+Pm1动增大系数，背景响应因子对应于脉动影响系数和计1．P～WAo算位置系数。对于脉动增大系数，新荷载规范并未作出修改，只是改变了表达形式；而对于脉动影响系数，√1日()(4)新荷载规范除了改变表达形式之外，还提高了峰值因 第20期邓洪洲等：新荷载规范修订对输电塔风荷载计算的影响研究121子、10113高紊流度，适当降低了风压高度变化系数。2．2荷载规范修订对输电塔塔架风荷载的影响虽然新旧荷载规范对塔架顺风向风振系数都提以72m呼高塔为例，分别按照式(3)、(4)、(1)计供了计算方法和计算表格，然而规范的取值基于迎风算塔架各分段的风压高度变化系数、风振系数和风荷面积和质量沿高度均匀分布或均匀变化的高层建筑，载，比较新旧规范的区别如图2～图4所示。并不完全适用于横担处面积和质量有突变的输电塔结从图2风压高度变化系数的比较来看，由于新荷构J，为此根据式(4)推导可得式(9)。载规范减小了B类场地的风剖面幂指数以及提高了C、D类场地的梯度风高度，导致各类场地的平均风荷／31+2gI。瓣·载均有所降低，A、B、c、D四类场地降幅分别为6．9％、0～6．9％、11．6％、17．6％；同时亦可发现，B类场地平√()一Aj~ljl-6，，()～，咖u，，均风荷载的降幅随高度增加而增大，在地面附近几乎(9)A没有减小，在高空则趋近于A类场地降幅，其他场地平式中：，为结构第点和第点的空间相关性系数。根均风荷载的降幅不随高度而变化，这是因为新规范减据式(9)，分别代入新旧规范的峰值因子g、紊流度，。小了B类场地的风剖面幂指数而其他场地保持不变。和风压高度变化系数可计算相应的输电塔塔架顺风图3说明新荷载规范提高了各类场地输电塔的风向风振系数。振系数，主要原因是紊流强度和峰值因子的提高，注意到B类场地的风振系数相对而言增幅最小(塔顶25．2实例分析2％)，D类最大(塔顶37．0％)，这是由新规范各类场2．1基本参数地10m高紊流度增幅的区别导致的(A类36．4％，B类本文以某系列22．8％，C类37．7％，D类40．3％)。220kV四回路直线由于新荷载规范对风压高度变化系数和风振系数塔为算例对比分析进行了相反的调整，因此比较输电塔塔架风荷载的变荷载规范修订对输化更有意义。从图4看出，总体来讲新规范对B类场电塔所受风荷载、荷地风荷载的增幅最大，平均9．5％，D类场地的增幅最载效应以及设计塔小，平均2．0％，而且对于A、C、D类场地在较小的高度重的影响。该系列风荷载较旧规范反而有所减小。塔为钢管角钢混合2．3荷载规范修订对线条风荷载的影响塔，其基本参数为：线条风荷载可按式(2)计算，比较新旧规范各类地导线型号4xLGJ一貌线条荷载如表2所示。式(2)中，由于新规范仅修改300／40，地线型号了风压高度变化系数，风压不均匀系数Ot与风荷载LGJ一95,／55，水平档增大系数／3：由于是根据基本风速和电压等级取值故并距350m，垂直档距未发生改变，因此从表3中可以看出，线条风荷载的变650m，呼称高度36化与风压高度变化系数的变化一致，各类场地总体均～72m，总高84．1～有所下降，这一特点是与塔架风荷载所不同的，线条风120．1m，10m高设荷载的降低在一定程度上抵消了新规范对风振系数的计风速30rn／s。增加，下文将会对塔架和线条荷载的综合效应作出比该系列塔横担较分析。以及变坡以上斜材表3新旧规范线条风荷载比较使用角钢，塔身主材Tab．3Comparisonofwindloadonconductors以及变坡以下斜材使用钢管，钢管以及L63×5以上的角钢图1某72m呼高直线塔单线图采用Q345高强钢，Fig．1Thesketchofa72mnominalL63×5以下的角钢heightsuspensiontower采用Q235普通钢，塔腿主材最大规格为qb370×12。该系列72m呼高直线塔单线图如图1所示。 122振动与冲击2013年第32卷{专{、{罨§z／mz／mz／m图2塔架风压高度变化系数比较图3塔架风振系数比较图4塔架风荷载比较Fig．2ComparisonofheightFig．3ComparisonofgustFig：4Comparisonoftheeoeffieientofthetowereffectfactorofthetowerwindloadofthetower2．4荷载规范修订对输电塔各层弯矩的影响弯矩却以B类增幅最大，原因是新规范B类场地风压由于输电塔结构受到线条风荷载通常在总风荷载高度变化系数在底部几乎没有降低，而在塔身上部降中占较大比例，因此有必要比较塔架和线条风荷载的幅与A类相近。同时，图6表明新规范线条风荷载产综合作用。以一般对直线塔主材起控制作用的60。风生的弯矩均较旧规范有所减小，因而塔架风荷载和线为例，比较新旧规范塔架风荷载、线条风荷载、以及总条风荷载共同作用的结果(图7)是B类场地输电塔各的风荷载对输电塔各高度所产生的弯矩如图5一图7层弯矩增幅最大，5．2％一9．7％，而D类场地输电塔底所示，考虑到两个方向的弯矩对塔身主材最大轴力具部的弯矩甚至有所减小，一3．9％一2．4％。值得注意有叠加性，这里将两个方向的弯矩标量相加。的是，由于线条风荷载在不同角度下占总荷载的比例从图5不难看出，新规范使得塔架风荷载在输电不同，因此不同角度下总风荷载所产生弯矩的增幅也塔各层产生的弯矩均有所增大，高度越大增幅越大。不尽相同，O。风增幅最大，9O。风增幅最小。在塔身上部，A类场地增幅最大，D类最小，然而基底iliOz／mz／mz／m图5塔架风荷载产生的图6线条风荷载产生的图7总风荷载产生的输电塔各段弯矩比较输电塔各段弯矩比较输电塔各段弯矩比较Fig．5ComparisonofbendingmomentFig．6ComparisonofbendingmomentFig．7ComparisonofbendingatdifferentheightinducedbyatdifferentheightinducedbymomentatdifferentwindloadonthetoWerwindloadonconductorsheightinducedbytotalwindload2．5荷载规范修订对不同高度输电塔的影响其次分别为A、C、D类，对于D类场地新规范反而使得如前文所述，不同角度下线条风荷载对输电塔总基底弯矩和主材轴力有所减小。从图中亦可看出，随荷载的贡献是不同的，90。时贡献最大，0。时贡献最小，着塔高的增加，各类场地基底弯矩和塔腿主材轴力的图8表示B类场地不同角度风下按新旧荷载规范计算增幅均有所增大，原因是随着塔高的增大，输电塔的自的不同高度输电塔基底弯矩对比，基底弯矩增幅由大振频率逐渐减小，而在本例中，自振频率减小所导致的到小依次为0。>45。>60。>90。。然而对于直线塔，通脉动增大系数(或者共振分量因子)的增大效应占了主常由45。或者60。大风控制主材轴力，因此以60。为例，导地位，需要指出的是，这种趋势并非一成不变的，假比较新荷载规范对不同高度的输电塔基底弯矩和主材如较高塔的自振频率无显著降低，也存在高塔基底弯轴力的影响如图9～图10所示。新规范对基底弯矩和矩或塔腿主材轴力的增幅小于矮塔的可能性。主材轴力的影响具有相同趋势，即B类场地增幅最大， 第20期邓洪洲等：新荷载规范修订对输电塔风荷载计算的影响研究零1甍r图8角度风下不同高度图9不同场地下不同高度图10不同场地下不同高度输电塔基底弯矩比较输电塔基底弯矩比较输电塔塔腿主材轴力比较Fig．8ComparisonofbendingmomentFig．9ComparisonofbendingmomentFig．10Comparisonoflegforce{0_、jatthebasevariationwithtoweratthebasevariationwithtoweratthebasevariationwithtowerheightandwindattackangleheightandterraincategoryheightandterraincategory算相关规定的异同，并结合工程实例考察其对输电塔基底弯矩、主材轴力以及塔重的影响，得出了以下结论：(1)新旧荷载规范计算风振系数的基本理论相同，均为基于第一振型的等效惯性力法，新荷载规范采用了背景响应加共振响应的表达方法，符合国际上普遍使用的方式，便于交流和比较。(2)新荷载规范B类地貌的风剖面指数从0．16调整为0．15，提高c、D类场地梯度风高度，从而使A、图11不同场地下不同高度输电塔塔重比较Fig．11ComparisonoftowerweightvariationB、c、D四类场地平均风荷载降低6．9％、0～6．9％、withtowerheightandteraincategory11．6％、17．6％；新荷载规范调整峰值因子从2．2到2．5，提高10m高紊流度，使得本例中72m呼高塔四类图11为新规范对不同高度输电塔的塔重的影响，场地风振系数增加(加权值)13．2％、11．6％、17．0％、由于统材以及材料利用率的缘故，塔重增幅的趋势不21．0％；总体效果是塔架四类场地风荷载提高(加权如基底弯矩和主材轴力明显，但以本例而言，A、B两类值)6．6％、8．8％、5．4％、2．1％，而线条风荷载不涉及场地下塔重增幅在2．2％～4．6％之间，c、D两类场地风振系数，因此其变化与平均风荷载一致。则小于1．8％，个别呼高甚至有所减小，各类场地塔重(3)按新规范计算的风荷载对输电塔产生的基底增幅由大到小大致为B>A>C>D，而且随着塔高增弯矩增幅随场地类别、角度风、塔高的变化而变化，B大，塔重增幅呈增大趋势，这与基底弯矩以及主材轴力类>A类>C类>D类，0。>45。>60。>90。，且就本例的趋势保持一致。而言塔高越大基底弯矩增幅越大，对A、B两类场地，新输电线路常建于B类场地，因此新规范对输电塔规范导致基底弯矩增大，而C、D两类场地则有所减小；设计造成的影响相对建于c、D类场地的高层建筑而言塔腿主材最大轴力的变化趋势与基底弯矩一致；受统更显著一些。从本文分析的实例来看，在60。大风的控材及材料利用率的限制，塔重增幅的趋势不如基底弯制工况下，新规范导致该系列84．1—120．1n-1输电塔矩和主材轴力明显，但总体趋势与之一致，即B类>A基底弯矩增加3．1％～5．2％，塔腿主材轴力增加4．6％类>C类>D类。～6．3％，从而使塔重增加2．2％～4．6％。(4)由于输电线路常见的场地类型为B类，相对最后，在输电塔设计中，要求超过60I／1的输电于其他类型的场地，新规范的修订对输电塔设计工作塔风振系数加权值不小于1．6，且对电压等级500kV造成了较大影响，就本文实例而言，在60。风控制工况以上的输电线路要求考虑导地线风荷载增大系数，类似于风振系数的概念。鉴于新荷载规范对风振系数下，基底弯矩和塔腿主材轴力增幅分别为3．1％一进行的调整，这些规定是否需要随之改变亟待讨论。5．2％和4．6％～6．3％，这种影响导致塔重增加2．2％～4．6％。3结论(下转第160页)本文通过对比分析新旧荷载规范关于风振系数计 l60振动与冲击2013年第32卷【3]KarpenkoV，GibsonW，McDonaldA，eta1．TargetareaSuperconductingmagnetandconductorresearchactivitiesinsystem[R]．UCRL—LR一105821—97—3，1997：166—179．theUSfusionprogram[J]．FusionEngineeringandDesign，[4]阮丽江，李永德．五自由度模拟靶定位工作台[J]．光电2006，81(20)：2381—2388．工程，1999，26(3)：58—63．19IHendricksCD，CraneJK，HsiehEJ，eta1．MetallieandRUANLi—jiang，LIYong—de．Apositioningtableforfivenon—metalliccoatingsforinertialconfinementfusiontargetsfreedomsimulatingtarget[J]．Opto—ElectronicEngineering，[J]．ThinSolidFilms，1981，83(1)：61—72．1999，26(3)：58—63．[1O]ChatainD，NikolayevVS．Usingmagneticlevitationto[5]孙立宁，刘彦武，曲东升，等．ICF靶支撑定位机器人系统producecryogenictargetsforinertialfusionenergy：研究[J]．强激光与粒子束，2007，19(8)：1303—1307．experimentandtheory[J]．Cryogenics，2002，42(3)：253SUNLi—ning，LIUYan—wu，QuDong—sheng，eta1．ICF—261．targetpositioningrobotsystem．HighPowerLaserandParticle[11]VincentV，PierreL，MainD．Von—contactHandlinginBeams，2007，19(8)：1303—1307．Microassembly：acousticalLevitation『J1．Precision[6]宋丽贤，卢忠远，廖其龙．ICF用磁性玻璃靶丸悬浮磁场的Engineering，2005，29：491—505．确定及材料制备初步研究[J]．强激光与粒子束，2005，[12]孙运涛，陈超．基于近场声悬浮的非接触式直线型压电17(11)：1705—1708．作动器[J]．中国机械工程，2010，21(24)：2952—2956．SONGLi—xian，LUZhong—yuan，LIAOQi—long．SUNYun—tao，CHENChao．Non—contactlinearpiezoelectricEstablishmentoflevitationmagneticfieldandpreparationofactuatorbasedonnear—fieldacousticlevitationJJi．ChinamaterialsforICFmagneticasstargets[J]．HighPowerLaserMechanicalEngineering，2010，21(24)：2952—2956．andParticleBeams，2005，17(11)：1705—1708．[13]KoyamaD，NakamuraK．Noneontaetultrasonictransportation[7]易勇，卢中远，唐永建，等．激光聚变靶丸磁悬浮系统设ofsmallobjectsoverlongdistancesinairusingabending计[J]．强激光与粒子束，2006，18(9)：1504—1506．vibratorandareflectorlJ1．Ultrasonics，FerroeleetriesandYIYong，LUZhong—yuan，TANGTong-jian，eta1．DesignofFrequencyControl，2010，57(5)：1152—1159．magniticsuspensionsystemforICFtarget[J]．HighPower[14]YanoR，AoyagiM，TamuraH，eta1．NoveltransfermethodLaserandParticleBeams，2006，16(9)：1504—1506．usingnear—fieldacousticlevitationandItsapplication[J]．8MichaelPC，SchuhzJH，AntayaTA，eta1．JapaneseJournalofAppliedPhysics，2011，50(7)：07HE29．(上接第123页)(5)虽然本例显示随着塔高增加，基底弯矩、塔腿transmissionlinebetweenchinesenewcodeandother主材轴力以及塔重的增幅均有增大趋势，但其中并无standards[C]／／ProcediaEngineering，ProceedingsoftheTwelfthEastAsia．PacificConferenceonStructural必然联系，取决于随塔高增大塔的自振频率有无明显EngineeringandConstruction．HongKong：ElsevierLtd．，降低。2011．1799—1806．参考文献[6]IEC60826．Designcriteriaofoverheadtransmissionlines[S]．[1]张军峰，葛耀君，柯世堂，等．中美日三国规范高层结构Switzerland：InternationalElectroteehniealCommission，2OO3．风荷载标准值对比[j]．湖南大学学报(自然科学版)，[7]BS8100．Britishstrandardlatticetowersandmasts[S]．Brit—2011，38(10)：18—25．ain：BritishStandardInstitution，1986．ZHANGJun—feng，GEYao-jun，KEShi—tang，eta1．[8]邓洪洲，张永飞，陈强，等．输电塔风振响应研究[J]．Comparativestudyonthenominalvalueofwindloadsontall特种结构，2008，25(2)：9—13．buildingsamongthecodesofchina，americaandjapan[J]．DENGHong—zhou，ZHANGYong—fei，CHENQiang，eta1．JournalofHunanUniversity(NaturalSciences)，2011，38Studyforwind-inducedvibrationresponseoftransmissiontow-(10)：18—25．ers[J]．SpecialStructures，2008，25(2)：9—13．[2]GB50009—2001．建筑结构荷载规范[s]．北京：中国建[9]金新阳．《建筑结构荷载规范》修订原则与要点[J]．建筑筑工业出版社，2002．结构学报，2011，32(12)：79—85．[3]ArchitecturalInstituteofJapan．AIJrecommendationsforJINXin—yang．Principlesandmainpointsofrecentrevisionofloadsonbuilding[S]．Tokyo：ArchitecturalInstituteof‘Loadcodeforthedesignofbuildingstructures’[J]．JournalJapan，2004．ofBuildingStructures，2011，32(12)：79—85．[4]ANSI／ASCE7—05，Minimumdesignloadsforbuildingsand[10]DL／T5154—2002，架空送电线路杆塔结构设计技术规定otherstructures[s]．RestonVirginia：AmericanSocietyof[s]．北京：中国电力出版社，2002．CivilEngineers，1995．[11]张相庭．结构风工程[M]．北京：中国建筑工业出版[5]JiangQ，DengHZ．Comparisononwindloadpredictionof社，2006．