換流站避雷線塔風振系數計算

陳寅,陳傳新,張華,夏正東

（中南電力設計院，湖北武漢430071）

避雷線塔是換流站重要的高聳結構構筑物。風荷載是其主要的設計荷載。目前還沒有相關的設計規范對避雷線塔風振系數的取值提出相關標準，為了方便設計，本文將根據現行國家標準《建筑結構荷載規范》（GB500009-2006）、《高聳結構設計規范》（GB50135-2006）以及對比日本荷載規范2004版中的相關內容（以下將分別簡稱《荷載規范》、《高聳規范》和日本規范），對24.5m（塔型1）和34.5m（塔型2）兩種形式三腳塔以及28m（塔型3）、34.5m（塔型4）兩種形式四角塔的風振系數取值結果進行比較，進而對避雷塔架結構風振系數計算方法和取值給出建議。

1 常用幾種避雷線塔的結構形式

換流站常用幾種避雷塔架2結構形式如圖1所示。

2 基本自振周期計算

由于避雷塔架現階段并無相關計算自振周期的經驗計算式，本文參考《荷載規范》高聳鋼結構自振周期近似計算式即：

式中，T1為結構第一自振周期，s；H為全塔高度，m；對于鋼結構計算式中的系數可取高值，本文取0.013。

由式（1）可得上述4種塔型的自振周期，所得結果見表1；同時采用通用結構分析與設計軟件STAAD對上述4種塔型進行建模分析后所得自振周期結果見表1。

圖1 避雷塔架結構形式

表1 避雷塔自振周期

從表1可以看出，總體來說采用式（1）計算所得結構自振周期與采用Staad軟件所得結果，除第2塔型略有差別外，其他3種塔型相對符合較好；同時四腳塔以及塔身高度較低時，采用經驗公式所得值與采用Staad軟件所得值相對更為吻合。

3 風振系數計算

大氣邊界層中的風可分為長周期的平均風和短周期的脈動風。脈動風會引起結構振動,其大小決定于結構的動力特性。風振系數的大小與結構本身特性以及自然條件,其值不僅影響避雷塔的安全和可靠度，也影響到設計時塔材的選取，中國的建筑結構荷載規范中,風作用的動力影響是通過風振系數來表達的。中國規范中的βz同時考慮了風的脈動和結構的風振效應,其值沿高是變化的；而日本規范對于結構整體采用的陣風影響因子來描述。

3.1 各規范有關風振系數的計算公式

1）《荷載規范》中規定對于一般懸臂結構，如塔架等高聳結構，均可僅考慮第一振型的影響。結構在z高度處的風振系數βz可按式（2）來進行計算：

式中，ε為脈動增大系數；v為脈動影響系數；θB為構筑物迎風面在z高度處的寬度B與底部寬度B0的比值；θv為脈動影響系數的修正系數；φz為振型系數；μz為風壓高度變化系數。

2）《高聳規范》中規定自立式高聳結構在z高度處的風振系數βz可按式（3）確定：

式中,ξ為脈動增大系數;ε1為風壓脈動和風壓高度等的影響系數；ε2為振型、結構外形的影響系數。

3）日本規范中對于結構在風荷載作用下的風振響應采用整體的陣風影響因子來描述，類似與我國規范的風振系數。在其規范中對于高度在40m以下，或者設計風速小于40 m/s的柔性結構陣風影響因子Gf的計算式如（4）：

式中，Gf為陣風影響因子；rf為紊流因子Bf為 背 景 激 勵 因 子 ，Bf=1-1/；IH為參考高度處的紊流度，IH=0.1（H/ZG）-a-0.05；LH為參考高度處的紊流尺度，LH＝100（H/30）0.5；ZG為梯度風高度；a為風剖面指數律指數。

3.2 計算結果對比分析

該場地為B類地貌（對應于日本規范的II類地貌），50年一遇基本風壓取w0=0.5 kN/m2。分別采用公式（2）、（3）和（4）式對上述4種避雷塔進行計算。1）采用Staad分析軟件分析所得自振周期進行風振系數計算

從表2和表3可看出，分別采用荷載規范和高聳規范計算所得4種避雷塔架的風振系數值是一致的；同時可以看出2種方法計算得到的風振系數均隨著高度的增加而增大，其加權平均值在1.5左右，而文獻[5]中所述格構式避雷塔架風振系數取值為1.5，兩者是一致的；對比荷載規范和高聳規范的計算式可發現，顯然高聳規范的計算式更為簡單，更適合工程中應用。而根據日本規范算出的陣風影響因子（相當于我國規范的風振系數）的值在1.8左右，比采用國內規范所得結果要大20%左右。

根據文獻[4]中所述，對干字型輸電塔架分別采用理論計算與荷載規范中的計算式進行計算，兩者所得趨勢，除個別質量突變點外，是一致的，規范所得風振系數值要略偏于保守，由此可知采用日本規范所得風影響因子計算結構所受風荷載將更為保守。

表2 不同規范三腳塔風振系數值

表3 不同規范四腳塔風振系數值

2）自振周期誤差對風振系數計算結果的影響

由表1可看出，第2塔形采用Staad有限元分析所得自振周期與采用式（1）所得結果相差較大，現將兩者計算所得風振系數進行對比，如表4。從表4可看出，Staad所得自振周期與經驗公式計算值相差24%，但最終所得風振系數相差8%左右。由此可見采用式（1）計算自振周期，最終所得到得風振系數的誤差范圍是可以接受的，與采用Staad所得結果相差較小。

表4 不同自振周期所得風振系數值對比（采用《荷載規范》方法）

4 結論

通過對不同規范下風振系數計算結果進行比較,可得到以下結論:

1）采用荷載規范所建議的自振周期計算式（1）（系數取0.013），所得格構式避雷塔自振周期與采用Staad軟件所得結果，除第2塔型略有誤差外，其他3種塔型均符合較好。

2）采用式（1）計算所得格構式避雷塔自振周期進行風振系數計算，其所得結果與采用Staad軟件所得結果相差較小，因此采用式（1）所得格構式避雷塔自振周期進行風振系數計算在工程上是可行的。

3）分別采用荷載規范和高聳規范計算所得四種格構式避雷塔的風振系數值是一致的，其值均隨高度的增加而增大；同時可知高度在35 m及以下的格構式避雷塔，其風振系數加權平均值在1.5左右。

4）采用高聳規范計算避雷塔架的風振系數，取值較為方便，更適合工程中應用。

5）日本規范算出的陣風影響因子（相當于我國規范的風振系數）的值在1.8左右，較國內規范大20%左右，比較偏于保守。

6）文獻5中所述格構式避雷塔整體風振系數取值為1.5是比較合適的。

[1]GB500092—2006建筑結構荷載規范[S].北京:中國建筑工業出版社.

[2]GB50135—2006高聳結構設計規范[S].北京:中國建筑工業出版社.

[3] 張相庭.結構風工程:理論.規范.實踐[M].北京:中國建筑工業出版社.2006.

[4] 吳海洋，王開明，馮云巍.基于準穩定理論輸電塔風振系數計算方法[J].電力建設,2009(6):36-38.

[5] 中國電力設計院變電架構設計手冊[M].武漢:中南電力設計院.2006.