陈寅,陈传新,张华,夏正东

（中南电力设计院，湖北武汉430071）

避雷线塔是换流站重要的高耸结构构筑物。风荷载是其主要的设计荷载。目前还没有相关的设计规范对避雷线塔风振系数的取值提出相关标准，为了方便设计，本文将根据现行国家标准《建筑结构荷载规范》（GB500009-2006）、《高耸结构设计规范》（GB50135-2006）以及对比日本荷载规范2004版中的相关内容（以下将分别简称《荷载规范》、《高耸规范》和日本规范），对24.5m（塔型1）和34.5m（塔型2）两种形式三脚塔以及28m（塔型3）、34.5m（塔型4）两种形式四角塔的风振系数取值结果进行比较，进而对避雷塔架结构风振系数计算方法和取值给出建议。

1 常用几种避雷线塔的结构形式

换流站常用几种避雷塔架2结构形式如图1所示。

2 基本自振周期计算

由于避雷塔架现阶段并无相关计算自振周期的经验计算式，本文参考《荷载规范》高耸钢结构自振周期近似计算式即：

式中，T1为结构第一自振周期，s；H为全塔高度，m；对于钢结构计算式中的系数可取高值，本文取0.013。

由式（1）可得上述4种塔型的自振周期，所得结果见表1；同时采用通用结构分析与设计软件STAAD对上述4种塔型进行建模分析后所得自振周期结果见表1。

图1 避雷塔架结构形式

表1 避雷塔自振周期

从表1可以看出，总体来说采用式（1）计算所得结构自振周期与采用Staad软件所得结果，除第2塔型略有差别外，其他3种塔型相对符合较好；同时四脚塔以及塔身高度较低时，采用经验公式所得值与采用Staad软件所得值相对更为吻合。

3 风振系数计算

大气边界层中的风可分为长周期的平均风和短周期的脉动风。脉动风会引起结构振动,其大小决定于结构的动力特性。风振系数的大小与结构本身特性以及自然条件,其值不仅影响避雷塔的安全和可靠度，也影响到设计时塔材的选取，中国的建筑结构荷载规范中,风作用的动力影响是通过风振系数来表达的。中国规范中的βz同时考虑了风的脉动和结构的风振效应,其值沿高是变化的；而日本规范对于结构整体采用的阵风影响因子来描述。

3.1 各规范有关风振系数的计算公式

1）《荷载规范》中规定对于一般悬臂结构，如塔架等高耸结构，均可仅考虑第一振型的影响。结构在z高度处的风振系数βz可按式（2）来进行计算：

式中，ε为脉动增大系数；v为脉动影响系数；θB为构筑物迎风面在z高度处的宽度B与底部宽度B0的比值；θv为脉动影响系数的修正系数；φz为振型系数；μz为风压高度变化系数。

2）《高耸规范》中规定自立式高耸结构在z高度处的风振系数βz可按式（3）确定：

式中,ξ为脉动增大系数;ε1为风压脉动和风压高度等的影响系数；ε2为振型、结构外形的影响系数。

3）日本规范中对于结构在风荷载作用下的风振响应采用整体的阵风影响因子来描述，类似与我国规范的风振系数。在其规范中对于高度在40m以下，或者设计风速小于40 m/s的柔性结构阵风影响因子Gf的计算式如（4）：

式中，Gf为阵风影响因子；rf为紊流因子Bf为 背 景 激 励 因 子 ，Bf=1-1/；IH为参考高度处的紊流度，IH=0.1（H/ZG）-a-0.05；LH为参考高度处的紊流尺度，LH＝100（H/30）0.5；ZG为梯度风高度；a为风剖面指数律指数。

3.2 计算结果对比分析

该场地为B类地貌（对应于日本规范的II类地貌），50年一遇基本风压取w0=0.5 kN/m2。分别采用公式（2）、（3）和（4）式对上述4种避雷塔进行计算。1）采用Staad分析软件分析所得自振周期进行风振系数计算

从表2和表3可看出，分别采用荷载规范和高耸规范计算所得4种避雷塔架的风振系数值是一致的；同时可以看出2种方法计算得到的风振系数均随着高度的增加而增大，其加权平均值在1.5左右，而文献[5]中所述格构式避雷塔架风振系数取值为1.5，两者是一致的；对比荷载规范和高耸规范的计算式可发现，显然高耸规范的计算式更为简单，更适合工程中应用。而根据日本规范算出的阵风影响因子（相当于我国规范的风振系数）的值在1.8左右，比采用国内规范所得结果要大20%左右。

根据文献[4]中所述，对干字型输电塔架分别采用理论计算与荷载规范中的计算式进行计算，两者所得趋势，除个别质量突变点外，是一致的，规范所得风振系数值要略偏于保守，由此可知采用日本规范所得风影响因子计算结构所受风荷载将更为保守。

表2 不同规范三脚塔风振系数值

表3 不同规范四脚塔风振系数值

2）自振周期误差对风振系数计算结果的影响

由表1可看出，第2塔形采用Staad有限元分析所得自振周期与采用式（1）所得结果相差较大，现将两者计算所得风振系数进行对比，如表4。从表4可看出，Staad所得自振周期与经验公式计算值相差24%，但最终所得风振系数相差8%左右。由此可见采用式（1）计算自振周期，最终所得到得风振系数的误差范围是可以接受的，与采用Staad所得结果相差较小。

表4 不同自振周期所得风振系数值对比（采用《荷载规范》方法）

4 结论

通过对不同规范下风振系数计算结果进行比较,可得到以下结论:

1）采用荷载规范所建议的自振周期计算式（1）（系数取0.013），所得格构式避雷塔自振周期与采用Staad软件所得结果，除第2塔型略有误差外，其他3种塔型均符合较好。

2）采用式（1）计算所得格构式避雷塔自振周期进行风振系数计算，其所得结果与采用Staad软件所得结果相差较小，因此采用式（1）所得格构式避雷塔自振周期进行风振系数计算在工程上是可行的。

3）分别采用荷载规范和高耸规范计算所得四种格构式避雷塔的风振系数值是一致的，其值均随高度的增加而增大；同时可知高度在35 m及以下的格构式避雷塔，其风振系数加权平均值在1.5左右。

4）采用高耸规范计算避雷塔架的风振系数，取值较为方便，更适合工程中应用。

5）日本规范算出的阵风影响因子（相当于我国规范的风振系数）的值在1.8左右，较国内规范大20%左右，比较偏于保守。

6）文献5中所述格构式避雷塔整体风振系数取值为1.5是比较合适的。

[1]GB500092—2006建筑结构荷载规范[S].北京:中国建筑工业出版社.

[2]GB50135—2006高耸结构设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社.

[3] 张相庭.结构风工程:理论.规范.实践[M].北京:中国建筑工业出版社.2006.

[4] 吴海洋，王开明，冯云巍.基于准稳定理论输电塔风振系数计算方法[J].电力建设,2009(6):36-38.

[5] 中国电力设计院变电架构设计手册[M].武汉:中南电力设计院.2006.