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2020年 第35卷 第4期
2020, 35(4): 1-10.
doi: 10.13206/j.gjgS20051202
摘要
PDF (4168KB)
摘要:
输电塔是输电线路中重要的承重设施，其结构安全性直接关系到国家电网和输电线路的正常运行。目前针对输电塔风致响应主要通过现场实测、风洞试验和数值模拟等方法进行研究。随着计算机技术和数值方法的发展，对输电塔风致响应特征进行数值模拟分析开始被广泛应用并取得了大量研究成果。相关的数值模拟研究先通过建立对应的风荷载模型和结构模型，然后以有限元方法分析结构动力响应特征和研究对应的风振控制方法，因此从风荷载模型、结构模型、动力响应特征和风振控制研究等方面总结输电塔风致响应数值模拟研究进展。
近地面风场的平均风和脉动风模型是构建结构风荷载的基础。针对平均风主要采用指数型和对数型风速剖面模型，而脉动风则主要根据相关的脉动风谱进行模拟。在不同极端气象条件下，风场表现出不同于良态风的风场特征，对应的平均风和脉动风模型需要进一步根据实际情况研究。构建输电塔风荷载还需要结合相关的结构参数，其中塔体结构整体挡风效应以及塔体构件之间的遮挡效应可通过流场模拟进行分析研究。
对输电塔塔体结构建立有限元模型时，通常可将之视为刚架结构和桁梁混合结构，而利用桁架结构进行模拟的误差较大。输电塔所承受的荷载除了风荷载等外部环境荷载外，还应考虑输电线对塔体结构作用带来的影响，因此需建立塔线耦合体系对实际输电线路中塔体结构特征进行模拟。在构建塔线体系有限元模型过程中，可结合悬链线理论和导线水平张力对导线进行建模和找形。
基于风荷载模型和结构模型可进行塔体风致响应分析，结构动力特征会对风致响应产生重要的影响，其中导线对塔体的作用使得整体体系的结构动力特征更加复杂。对于不同来流风向条件下输电塔的风荷载，我国相关规范有对应的计算系数和分配系数，而在塔线耦合体系中，风向对塔体结构风致响应的影响更显著。
根据是否需要外界能量输入，结构风振控制分为主动控制、被动控制和混合控制。迄今为止，被动控制特别是调谐质量阻尼器仍然是对输电塔风振控制的主要方法，其中阻尼器的自振频率应与塔体自振频率保持一致，风振控制效果才能达到最佳，但是塔线耦合作用使得风振控制的优化更为复杂。
此外，还对未来可能的研究方向进行了展望，进一步研究特殊天气风场特征、开发更可靠的有限元建模方法、深入研究塔体扭转向及沿线向响应特征、优化TMD设计参数和布置方案等都应是未来重要的研究方向。
输电塔是输电线路中重要的承重设施，其结构安全性直接关系到国家电网和输电线路的正常运行。目前针对输电塔风致响应主要通过现场实测、风洞试验和数值模拟等方法进行研究。随着计算机技术和数值方法的发展，对输电塔风致响应特征进行数值模拟分析开始被广泛应用并取得了大量研究成果。相关的数值模拟研究先通过建立对应的风荷载模型和结构模型，然后以有限元方法分析结构动力响应特征和研究对应的风振控制方法，因此从风荷载模型、结构模型、动力响应特征和风振控制研究等方面总结输电塔风致响应数值模拟研究进展。
近地面风场的平均风和脉动风模型是构建结构风荷载的基础。针对平均风主要采用指数型和对数型风速剖面模型，而脉动风则主要根据相关的脉动风谱进行模拟。在不同极端气象条件下，风场表现出不同于良态风的风场特征，对应的平均风和脉动风模型需要进一步根据实际情况研究。构建输电塔风荷载还需要结合相关的结构参数，其中塔体结构整体挡风效应以及塔体构件之间的遮挡效应可通过流场模拟进行分析研究。
对输电塔塔体结构建立有限元模型时，通常可将之视为刚架结构和桁梁混合结构，而利用桁架结构进行模拟的误差较大。输电塔所承受的荷载除了风荷载等外部环境荷载外，还应考虑输电线对塔体结构作用带来的影响，因此需建立塔线耦合体系对实际输电线路中塔体结构特征进行模拟。在构建塔线体系有限元模型过程中，可结合悬链线理论和导线水平张力对导线进行建模和找形。
基于风荷载模型和结构模型可进行塔体风致响应分析，结构动力特征会对风致响应产生重要的影响，其中导线对塔体的作用使得整体体系的结构动力特征更加复杂。对于不同来流风向条件下输电塔的风荷载，我国相关规范有对应的计算系数和分配系数，而在塔线耦合体系中，风向对塔体结构风致响应的影响更显著。
根据是否需要外界能量输入，结构风振控制分为主动控制、被动控制和混合控制。迄今为止，被动控制特别是调谐质量阻尼器仍然是对输电塔风振控制的主要方法，其中阻尼器的自振频率应与塔体自振频率保持一致，风振控制效果才能达到最佳，但是塔线耦合作用使得风振控制的优化更为复杂。
此外，还对未来可能的研究方向进行了展望，进一步研究特殊天气风场特征、开发更可靠的有限元建模方法、深入研究塔体扭转向及沿线向响应特征、优化TMD设计参数和布置方案等都应是未来重要的研究方向。
2020, 35(4): 19-27.
doi: 10.13206/j.gjgS19102901
摘要:
波纹腹板钢-混凝土组合梁相对于传统组合梁具有较高的承载力，在工程中得到了广泛的应用。为了研究波纹钢腹板组合梁在火灾高温作用下抗火性能，采用ABAQUS有限元分析软件建立了波纹腹板组合梁在高温下的热-力耦合模型，通过分析波纹腹板组合梁跨中挠度、梁端轴力随温度变化曲线研究了荷载比、跨高比、腹板波角、转角约束比和轴向约束比对组合梁抗火性能的影响。结果表明：无梁端约束的波纹腹板组合梁在高温作用下，中和轴沿截面高度不断上移，最后形成塑性铰而达到临界状态；波纹腹板组合梁在无转角和轴向约束时，荷载比对波纹腹板钢-混凝土组合梁抗火性能有较大影响，随着荷载比的增加，组合梁临界温度也随之下降；在高温作用下，随着跨高比增大，波纹腹板组合梁临界状态时挠度值也越大；在其他条件相同时，腹板波角越小，说明其越接近平腹板组合梁，在高温作用下腹板越易发生局部失稳，因此抗火性能越差。当波纹腹板组合梁考虑端部约束后，组合梁在相同的荷载比条件下，其临界温度更高，约为无端部约束波纹腹板组合梁临界温度的1.2~1.5倍，且达到临界状态时挠度更小，约为无端部约束波纹腹板组合梁临界温度的0.6~0.8；波纹腹板组合梁转角约束比越大，跨中挠度下降速率越慢，梁端承受的负弯矩就越大，梁端下翼缘越容易发生受压屈曲破坏；无端部约束的波纹腹板组合梁，当腹板波角为65°时，跨中挠度下降速率最快，而具有端部约束的波纹腹板组合梁在腹板波角为45°时，组合梁挠度最大。
波纹腹板钢-混凝土组合梁相对于传统组合梁具有较高的承载力，在工程中得到了广泛的应用。为了研究波纹钢腹板组合梁在火灾高温作用下抗火性能，采用ABAQUS有限元分析软件建立了波纹腹板组合梁在高温下的热-力耦合模型，通过分析波纹腹板组合梁跨中挠度、梁端轴力随温度变化曲线研究了荷载比、跨高比、腹板波角、转角约束比和轴向约束比对组合梁抗火性能的影响。结果表明：无梁端约束的波纹腹板组合梁在高温作用下，中和轴沿截面高度不断上移，最后形成塑性铰而达到临界状态；波纹腹板组合梁在无转角和轴向约束时，荷载比对波纹腹板钢-混凝土组合梁抗火性能有较大影响，随着荷载比的增加，组合梁临界温度也随之下降；在高温作用下，随着跨高比增大，波纹腹板组合梁临界状态时挠度值也越大；在其他条件相同时，腹板波角越小，说明其越接近平腹板组合梁，在高温作用下腹板越易发生局部失稳，因此抗火性能越差。当波纹腹板组合梁考虑端部约束后，组合梁在相同的荷载比条件下，其临界温度更高，约为无端部约束波纹腹板组合梁临界温度的1.2~1.5倍，且达到临界状态时挠度更小，约为无端部约束波纹腹板组合梁临界温度的0.6~0.8；波纹腹板组合梁转角约束比越大，跨中挠度下降速率越慢，梁端承受的负弯矩就越大，梁端下翼缘越容易发生受压屈曲破坏；无端部约束的波纹腹板组合梁，当腹板波角为65°时，跨中挠度下降速率最快，而具有端部约束的波纹腹板组合梁在腹板波角为45°时，组合梁挠度最大。
2020, 35(4): 28-38.
doi: 10.13206/j.gjgS20010803
摘要:
互承结构由来已久，因节点简单、施工方便、造型美观等优点而受到学术界和工程界的关注。然而，互承结构中大量几何约束的存在，导致其构型困难，这成为了互承结构应用的一大障碍。为了寻找在给定曲面上生成互承构型的可行方案，探究了阿基米德铺砌的几何用于柱面互承构型的可行性。对于柱面网格生成互承构型的可行性判定，其判定流程为先进行平面预判定，然后对柱面网格进行直接转换，再通过三层次判定法或快捷判定法进行判定。11种阿基米德平面铺砌以不同的对称轴为纵轴弯曲，可生成21种阿基米德铺砌柱面网格，因此采用收缩法、旋转法和扩展平移法这3种直接转换法生成互承构型存在63种可能方案。
对这63种方案展开系统性的判定筛选分析。首先，通过平面预判定和三层次判定法中结点单元的物理判定可获得某些不可行方案的典型特征，根据这些特征对阿基米德铺砌柱面网格形式进行批量预处理，排除一部分不可行的方案。对剩下的方案，采用自编的MATLAB程序，对柱面网格用收缩法、旋转法和扩展平移法进行直接转换，之后，采用三层次判定法和快捷判定法进行逐一判断。研究结果表明：63种可能方案中，理论上满足互承构型要求的有6种，分别是A1②的收缩法和旋转法、A2②的扩展平移法、A3②的收缩法和旋转法以及A3①的收缩法，并同时给出了这6种可行方案的解析解。这6种构型的网格都具有单元几何形状单一、二度旋转对称且整体形态规则的特点。为实证研究结果，对其中5种可行方案，搭建了实体互承模型。
互承结构由来已久，因节点简单、施工方便、造型美观等优点而受到学术界和工程界的关注。然而，互承结构中大量几何约束的存在，导致其构型困难，这成为了互承结构应用的一大障碍。为了寻找在给定曲面上生成互承构型的可行方案，探究了阿基米德铺砌的几何用于柱面互承构型的可行性。对于柱面网格生成互承构型的可行性判定，其判定流程为先进行平面预判定，然后对柱面网格进行直接转换，再通过三层次判定法或快捷判定法进行判定。11种阿基米德平面铺砌以不同的对称轴为纵轴弯曲，可生成21种阿基米德铺砌柱面网格，因此采用收缩法、旋转法和扩展平移法这3种直接转换法生成互承构型存在63种可能方案。
对这63种方案展开系统性的判定筛选分析。首先，通过平面预判定和三层次判定法中结点单元的物理判定可获得某些不可行方案的典型特征，根据这些特征对阿基米德铺砌柱面网格形式进行批量预处理，排除一部分不可行的方案。对剩下的方案，采用自编的MATLAB程序，对柱面网格用收缩法、旋转法和扩展平移法进行直接转换，之后，采用三层次判定法和快捷判定法进行逐一判断。研究结果表明：63种可能方案中，理论上满足互承构型要求的有6种，分别是A1②的收缩法和旋转法、A2②的扩展平移法、A3②的收缩法和旋转法以及A3①的收缩法，并同时给出了这6种可行方案的解析解。这6种构型的网格都具有单元几何形状单一、二度旋转对称且整体形态规则的特点。为实证研究结果，对其中5种可行方案，搭建了实体互承模型。
2020, 35(4): 39-49.
doi: 10.13206/j.gjgS20041302
摘要:
通过对美钢规轴压杆设计方法进行解读，并与17钢标设计方法进行对比，全面介绍了轴压杆弯曲屈曲、扭转屈曲和弯扭屈曲的设计思路及两国规范的异同，有助于理解三种屈曲的设计实现。
美国AISC 360-16《建筑钢结构标准》（简称"美国钢标"）中轴心受压杆件稳定的强度能力计算规定在第E章，计算中，抗压强度取φcPn，受压抗力系数φc为0.9，轴心受压强度Pn取弯曲屈曲、扭转屈曲和弯扭屈曲强度之最小值。
1）弯曲屈曲分析时，美国钢标的柱子曲线原为三条，现改为一条。轴压弯曲屈曲强度能力Pn=FcrAg，其中，Fcr=0.658Fy/FeFy或Fcr=0.877Fe，Fe=（（π2E）/（（Lc/r）2））。
美国钢标的柱子曲线分两段，界限长细比为137（Fy=235 MPa），正则化长细比λc=（Lc/πr）√Fy/E=1.5。弹性阶段以欧拉临界力为基准，取0.877的折减系数以考虑杆件的几何缺陷的影响。该概念清楚，且与欧拉公式接轨。非弹性阶段考虑了材料进入比例极限后广义欧拉公式的非线性性质，并考虑了杆件的几何缺陷和残余应力。
2）弯曲屈曲分析时，GB 50017-2017《钢结构设计标准》（简称"17钢标"）采用四条柱子曲线，弯曲屈曲稳定承载力按N/φAf≤ 1.0计算，考虑杆件的初始缺陷和残余应力，稳定系数φ按压弯杆件弯曲屈曲临界力确定，适用于弹性区和弹塑性区，设计时先计算出杆件两个主轴方向的长细比，并取较大长细比，再由φ=（1/2λn2）[（α2+α3λn+λn2）-√（α2+α3λn+λn2）2-4λn2]或φ=1-α1λn2得到稳定系数φ。
3）在扭转屈曲和弯扭屈曲分析时，对于双轴对称截面，可能发生扭转屈曲。对于单轴对称截面及无对称轴的截面，可能发生弯扭屈曲。扭转屈曲和弯扭屈曲的强度能力Pn=FcrAg，其中，Fcr=0.658Fy/FeFy或Fcr=0.877Fe，这里的Fe取扭转屈曲或弯扭屈曲的临界应力。
由此可见，美国钢标的扭转屈曲和弯扭屈曲是计算出相应的弹性临界力后，按弯曲屈曲的柱子曲线进行计算的。
4）扭转屈曲和弯扭屈曲分析时，17钢标的扭转失稳临界力为Nz=（1/i02）（GIt+（（π2EIω）/l2）），将该式除以A后可知，美国钢标与17钢标计算扭转屈曲临界力的公式是一致的。
具体应用时，17钢标采用等效长细比的概念，将由λz=√I0/（It/25.7+Iω/lω2）得到的扭转屈曲的长细比，按弯曲屈曲长细比考虑，由前述方法计算稳定系数φ，这与美国钢标的考虑方法是一致的。所不同的是，美国钢标的柱子曲线弹性区按欧拉临界力乘以折减系数取值，非弹性区更接近试验曲线；17钢标以回归的试验曲线作为柱子曲线。
17钢标采用（NEy-Nyz）（Nz-Nyz）=Nyz2（ys2/i02）计算弯扭屈曲临界力Nyz；美国钢标中，令xo=0，得到单轴对称弯扭屈曲方程为（Fe-Fey）（Fe-Fez）=Fe2（yo/[ro）2，此两式实质上相同，即17钢标与美国钢标的弯扭屈曲计算法相同。
可知，对于轴心受压杆件，美国钢标和17钢标均给出了弯曲屈曲、扭转屈曲和弯扭屈曲的设计公式，两者均以弯曲屈曲的柱子曲线作为三种屈曲的稳定系数。美国钢标采用一条柱子曲线，17钢标采用四条柱子曲线，均考虑了杆件几何初始缺陷和残余应力，且均与各国的相关试验结果相符。美国钢标和17钢标的扭转屈曲和弯扭屈曲均源自相同的弹性稳定平衡方程，采用等效临界力的方法转换成弯曲屈曲临界力，利用弯曲屈曲柱子曲线进行设计计算。
通过对美钢规轴压杆设计方法进行解读，并与17钢标设计方法进行对比，全面介绍了轴压杆弯曲屈曲、扭转屈曲和弯扭屈曲的设计思路及两国规范的异同，有助于理解三种屈曲的设计实现。
美国AISC 360-16《建筑钢结构标准》（简称"美国钢标"）中轴心受压杆件稳定的强度能力计算规定在第E章，计算中，抗压强度取φcPn，受压抗力系数φc为0.9，轴心受压强度Pn取弯曲屈曲、扭转屈曲和弯扭屈曲强度之最小值。
1）弯曲屈曲分析时，美国钢标的柱子曲线原为三条，现改为一条。轴压弯曲屈曲强度能力Pn=FcrAg，其中，Fcr=0.658Fy/FeFy或Fcr=0.877Fe，Fe=（（π2E）/（（Lc/r）2））。
美国钢标的柱子曲线分两段，界限长细比为137（Fy=235 MPa），正则化长细比λc=（Lc/πr）√Fy/E=1.5。弹性阶段以欧拉临界力为基准，取0.877的折减系数以考虑杆件的几何缺陷的影响。该概念清楚，且与欧拉公式接轨。非弹性阶段考虑了材料进入比例极限后广义欧拉公式的非线性性质，并考虑了杆件的几何缺陷和残余应力。
2）弯曲屈曲分析时，GB 50017-2017《钢结构设计标准》（简称"17钢标"）采用四条柱子曲线，弯曲屈曲稳定承载力按N/φAf≤ 1.0计算，考虑杆件的初始缺陷和残余应力，稳定系数φ按压弯杆件弯曲屈曲临界力确定，适用于弹性区和弹塑性区，设计时先计算出杆件两个主轴方向的长细比，并取较大长细比，再由φ=（1/2λn2）[（α2+α3λn+λn2）-√（α2+α3λn+λn2）2-4λn2]或φ=1-α1λn2得到稳定系数φ。
3）在扭转屈曲和弯扭屈曲分析时，对于双轴对称截面，可能发生扭转屈曲。对于单轴对称截面及无对称轴的截面，可能发生弯扭屈曲。扭转屈曲和弯扭屈曲的强度能力Pn=FcrAg，其中，Fcr=0.658Fy/FeFy或Fcr=0.877Fe，这里的Fe取扭转屈曲或弯扭屈曲的临界应力。
由此可见，美国钢标的扭转屈曲和弯扭屈曲是计算出相应的弹性临界力后，按弯曲屈曲的柱子曲线进行计算的。
4）扭转屈曲和弯扭屈曲分析时，17钢标的扭转失稳临界力为Nz=（1/i02）（GIt+（（π2EIω）/l2）），将该式除以A后可知，美国钢标与17钢标计算扭转屈曲临界力的公式是一致的。
具体应用时，17钢标采用等效长细比的概念，将由λz=√I0/（It/25.7+Iω/lω2）得到的扭转屈曲的长细比，按弯曲屈曲长细比考虑，由前述方法计算稳定系数φ，这与美国钢标的考虑方法是一致的。所不同的是，美国钢标的柱子曲线弹性区按欧拉临界力乘以折减系数取值，非弹性区更接近试验曲线；17钢标以回归的试验曲线作为柱子曲线。
17钢标采用（NEy-Nyz）（Nz-Nyz）=Nyz2（ys2/i02）计算弯扭屈曲临界力Nyz；美国钢标中，令xo=0，得到单轴对称弯扭屈曲方程为（Fe-Fey）（Fe-Fez）=Fe2（yo/[ro）2，此两式实质上相同，即17钢标与美国钢标的弯扭屈曲计算法相同。
可知，对于轴心受压杆件，美国钢标和17钢标均给出了弯曲屈曲、扭转屈曲和弯扭屈曲的设计公式，两者均以弯曲屈曲的柱子曲线作为三种屈曲的稳定系数。美国钢标采用一条柱子曲线，17钢标采用四条柱子曲线，均考虑了杆件几何初始缺陷和残余应力，且均与各国的相关试验结果相符。美国钢标和17钢标的扭转屈曲和弯扭屈曲均源自相同的弹性稳定平衡方程，采用等效临界力的方法转换成弯曲屈曲临界力，利用弯曲屈曲柱子曲线进行设计计算。
