在变电站中通常采用装设避雷针的方式将雷电流导入大地, 从而保护附近比它高度低的设备或建筑物免遭直击雷破坏。在500k V及以下的变电构架上, 避雷针常采用单钢管的结构形式。

　　 由于单钢管避雷针的长细比过大, 刚度较小, 容易在脉动风的作用下发生顺风向的风致振动;同时由于其为圆形钢管断面, 容易在低风速下发生横风向的涡激振动。无论哪种风致振动, 对于单钢管避雷针来说都会作用有交替往复荷载。在这种交替往复荷载的长期作用下, 单钢管避雷针的根部或法兰连接部位的焊缝或螺栓有可能会产生风致疲劳破坏, 即在低应力水平下萌生疲劳裂纹并突然断裂。

　　 2015年3月31日, 甘肃敦煌变电站内, 位于变电站东北角迎风面的3145敦布二线龙门架上的1号避雷针根部连接螺栓断裂, 避雷针掉落。

　　 2015年9月13日, 国网新疆电力750k V达坂城变电站750k V进线构架上方避雷针在强风天气下断裂掉落。检查发现掉落的螺栓全部从中间断裂。事故原因为钢管避雷针长期涡激振动导致螺栓金属产生疲劳开裂, 不断锈蚀, 有效工作面积减小, 直至在大风天气下带伤工作继而螺栓彻底断裂, 并最终导致钢管避雷针整体倾倒, 事故现场照片如图1所示。

　　 避雷针属于典型的高耸结构, 其计算简图为一根悬臂梁, 可以按拉压弯构件计算。相比于地震作用的影响, 结构所受风振效应虽然瞬时产生的破坏较小, 但其发生的次生灾害大, 频率高, 影响范围广, 所以所受风振效应更为显著。故需要采用相关减振措施减少避雷针在风荷载下的振动。

　　 结构振动控制可分为被动控制、主动控制和半主动控制三种。主动控制与半主动控制都需要外加能源。被动控制不需要外加能源, 其控制力是控制装置随结构一起振动变形时产生的, 而且与主动控制相比所需的维修费用较少。对于避雷针结构, 选取被动控制方案是较优选择。

　　 有研究提出对底部增加刚度和侧向增加纤绳加固两种方案。结果显示两种方案均有效提高了结构的整体刚度, 减小了避雷针在风荷载作用下的水平位移, 理论上具有可行性^[1]。但两种方案均需要在结构周围增加加固措施, 对场地开阔性要求较高, 对密集布置的避雷针组在实际应用中并不适合。由此提出三种减振方案:1) 采用特制TMD减振;2) 内置预应力拉索;3) 采用灌浆加强双法兰。使用有限元软件ABAQUS对这三种方案进行建模和频响分析研究。

　　 为进一步比较结构形式对避雷针在风荷载下的响应情况的影响, 建立格构式避雷针模型, 与单钢管避雷针模型进行分析比较。

　　 采用有限元软件ABAQUS进行分析计算。考虑到钢管的形态特征和受力特性, 选用变截面梁单元 (Tapered Beam) 来模拟。梁单元主要用来模拟一个方向的尺寸 (长度) 远大于另外两个方向的尺寸, 并且仅沿梁轴方向的应力比较显著的构件。单元划分尺寸为250mm。钢材为Q235B, 其力学性能为:弹性模量为2.0×10⁵MPa, 质量密度为7 800kg/m³, 泊松比为0.3。建立有限元模型时避雷针底部各方向为理想固接。分析计算中采用Lanczos方法。

　　 建立的避雷针模型如图2所示, 其主体结构的尺寸如表1所示, 两法兰盘 (FLP1, FLP2) 尺寸如图3所示。

　　 根据美国AASHTO规范^[2]11.7.2节, 采用如下公式计算等效风荷载P_CW:

　　 式中:P_FLS为疲劳极限状态下静载风压幅值, Pa;C_d为风阻系数。

　　 由式 (1) 计算所得等效风荷载计算避雷针底部弯矩, 在保证底部弯矩相等的前提下, 将风荷载简化为在塔顶参考点RP-1施加X向 (坐标轴见图1) 水平静力荷载966.60N。从而得到塔顶参考点X向水平位移为26.24mm。

　　 为比较结构在采取减振措施前后的响应变化, 对整个避雷针结构进行频响分析, 若假设结构阻尼系数为0.02^[3,4], 可以得到结构的前10阶自振周期, 如表2所示, 其中1阶自振频率为2.371 8Hz。接着在塔顶参考点RP-1施加X向水平交变荷载966.60N, 并使荷载在0~30Hz内变化, 则可以得到如图4所示的结构顶部X向位移随荷载频率的变化曲线。由图4可知, 塔顶在外荷载频率接近结构1阶自振频率时产生较大的塔顶位移, 最大位移约为610mm, 约为相同荷载值的静载条件下塔顶位移的23.3倍。

　　 一般而言, 使用TMD对减小结构风振有着很好的效果^[5]。TMD可有效地增加结构的系统阻尼, 控制结构的振动^[6]。TMD主要由弹簧、阻尼器和质量块组成, 其工作原理是利用质量块的惯性力或主动控制力达到共振吸能、减少结构反应的目的。TMD有悬挂式和支撑式两种。

　　 在建筑结构中通常采用悬挂式的调频质量阻尼器 (TMD) , 通过调节绳索的长度来与结构的自振频率匹配, 但是这种装置需要结构内部有足够的空间。鉴于单钢管避雷针是变截面构件, 其上部避雷针管内空间已经非常狭小, 该方法不适用。为此, 本文采用外加环形TMD进行减振。

　　 TMD的控制效果取决它的参数, 包括质量比、阻尼比和频率比。因此, 很多相关的理论研究都致力于TMD的参数优化。最经典的是Den Hartog^[7]提出的最优参数设计方法, 该方法利用无阻尼单自由度结构-TMD系统的主结构位移传递函数来确定TMD的最优参数。

　　 Den Hartog^[7]提出的不考虑主结构阻尼的TMD最优参数设计方法如下:

　　 式中:f_opt为TMD与结构频率比;ζ_opt为TMD的阻尼比;μ为TMD质量与结构质量的质量比。

　　 有学者指出, 为不显著改变原结构的自振频率, TMD的质量比一般控制在0.01~0.05。假设所用材料为一般混凝土, 设计如表3所示的管型TMD质量块 (也可采用其他材料, 保证质量相同即可) 。

　　 原结构密度为7 800kg/m³, 体积为1.35×10⁸mm³, 质量为1 054.191kg, 1阶自振频率为2.371 8Hz。使用3个弹簧连接避雷针与TMD, 弹簧在水平面内间隔为120°。由此可以得到如表4所示的TMD计算结果。假设TMD中心位于高度14m的截面上, ABAQUS模型如图5所示。

　　 同样在塔顶参考点RP-1施加X向水平交变荷载966.60N, 并使荷载频率在0~30Hz内变化, 则可以得到如图6所示的结构顶部X向位移随荷载频率的变化, 图中将原结构的响应与之进行了对比, 可以看出结构塔顶响应明显降低, 峰值避开了结构的1阶自振周期, 可以认为是一种有效的减振措施。

　　 考虑到避雷针结构内部的空心特性, 设计内部预应力拉索, 对避雷针结构施加预压应力, 考虑了如表5所示的两种预应力方案, 两种方案产生的预拉力相同, 只是改变了拉索的截面面积, 即拉索的质量发生改变。拉索的ABAQUS模型如图7所示, 拉索与地面连接。由此计算出的结构截面应力见表6, 截面应力达到了134.35MPa, 预应力值已经很高。

　　 在塔顶参考点RP-1施加X向水平交变荷载966.60N, 并使荷载频率在0~30Hz内变化, 则可以得到如图8、图9所示的结构顶部X向位移随荷载频率的变化, 图中将原结构的响应与之进行了对比。可以看出施加如此大的预应力, 并没有显著改变结构的荷载响应, 共振现象仍然十分明显。同时由于方案2中的拉索截面大于方案1, 使得方案1中结构质量相对增加的更多, 所以共振峰值出现了左移, 并且峰值略有下降。

　　 图7 避雷针拉索ABAQUS模型示意图

　　 由此可以认为, 增加预应力拉索并不能起到显著的减振效果, 且增加的高应力索, 使得使用中的单钢管避雷针失效风险显著增加。

　　 考虑到避雷针底部易出现疲劳破坏, 可在易疲劳破坏的部位采用双法兰并灌浆的措施, 加强连接段刚度。

　　 设计的双法兰如图10所示。双法兰以中间截面上下对称, 总高度为300mm, 法兰盘内径为450mm, 外径为530mm;螺栓孔位于直径为490mm的圆上, 总共设计18个螺栓孔, 采用直径为15mm的螺栓;上下板厚度均为15mm, 中间板厚度为10mm, 加劲肋厚度均为10mm。

　　 安装好双法兰螺栓后, 采用模板对该段进行灌浆, 如图11所示。灌浆材料为水泥基类高强灌浆材料, 材料弹性模量E为34.5GPa, 泊松比μ为0.19, 密度为2 400kg/m³。此处设计的灌浆段外径为600mm, 高度为400mm。ABAQUS模型中双法兰中心位于距底面高度为500mm的截面上。

　　 在塔顶参考点RP-1施加X向水平交变荷载966.60N, 并使荷载频率在0~30Hz内变化, 则可以得到如图12所示的结构顶部X向位移随荷载频率的变化, 图中将原结构的响应与之进行了对比。可以看出, 在结构底部增加双法兰盘并灌浆并不能显著改善结构的振动性能, 不能起到减振的作用。

　　 图1 1 双法兰螺栓安装并灌浆工艺

　　 分别在原结构及增加双法兰并灌浆结构的塔顶参考点RP-1施加X方向水平静力荷载966.60N。通过软件计算, 可得到如表7所示的距底部500mm处截面处应力值对比。从表中可以明显看出采用双法兰并灌浆的方案明显降低了结构的应力水平, 明显改善了结构的疲劳性能。

　　 为进一步比较结构形式对避雷针在风荷载下响应情况的影响, 参考相关工程实例, 建立格构式避雷针的模型, 如图13所示。其中下部格构式高11m, 上部钢管高3.5m以及针尖高0.5m。为便于与单管避雷针进行对比, 格构式避雷针采用与单管避雷针相同的分析方法进行评估。

　　 (1) 自振频率

　　 建立格构式避雷针的ABAQUS梁单元模型, 进行自振频率和频响分析, 结构前15阶振型和对应的频率如表8所示。

　　 对比之前同样15m高度的单钢管避雷针 (底部尺寸450×8) , 可以发现格构式避雷针的频率均高于之前单钢管避雷针的频率。

　　 (2) 风荷载分析

　　 根据美国AASHTO规范^[2]11.7.2节, 采用等效风荷载进行静力计算。由式 (1) 计算可得等效风荷载P_CW为374Pa。通过ABAQUS建立模型分析计算, 比较得出最大位移与底部最大von Mises应力, 如表9所示。

　　 (3) 频响分析

　　 采用前述的荷载, 假设阻尼系数为0.02, 并使加载频率在0~30Hz内变化, 对格构式的避雷针进行频响分析。在同样的风荷载下, 对15m高的单钢管避雷针进行频响分析, 比较两个模型的顶部位移, 结果见图14。可以发现格构式避雷针的最大响应为186mm, 而单钢管避雷针的最大响应为476mm。

　　 通过比较格构式与单钢管避雷针在风荷载下的响应, 可以得出格构式避雷针在力学性能上优于单钢管避雷针。

　　 为增强单钢管避雷针在风致振动下的疲劳性能, 综合分析比较了三种振动控制方法, 可得如下结论:基于特制TMD的减振装置效果好并易于实施, 在合理设计下能够显著减小振动;而预应力拉索方案没有明显减振效果;采用灌浆加强的双法兰连接构造虽然未能减小振动, 但是局部的加强有助于降低关键部位的应力水平, 进而提高疲劳性能。

　　 三种不同减振方案总结如表10所示。施工要求是根据以往的经验得到。外加环形TMD是通过减小顶部位移, 从而减小应力;而采用灌浆加强法兰盘的方案能够直接减小应力。预应力索的施工要求较高, 操作难度较大, 而TMD技术已经比较成熟可以实现, 双层灌浆法兰盘技术也是现有组合结构的一种拓展, 比较易于实现。

　　 通过比较结构形式对避雷针在风荷载下响应情况的影响, 发现格构式避雷针在力学性能上优于单钢管避雷针。