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长塔腿整体稳定分析[摘要]：本文利用 ANSYS 软件对长塔腿在不同节间、不同布置型式、不同主斜材刚度比下整体稳定承载能力进行分析比较研究结果表明，节间数越大，塔腿的整体稳定承载能力越低；设置塔腿过渡段实际上增加了塔腿的节间数，塔腿的整体稳定承载能力降低；当主材不变，在满足斜材强度和稳定的前提下加大斜材截面规格，当节间数超过 5 时，塔腿整体稳定极限承载能力有一定的增大，但增大不明显[关键词]：长塔腿；整体稳定；极限承载能力0 前言随着特高压输电线路的建设，铁塔的尺寸、负荷发生了质的变化，铁塔趋于大型化同时，为满足山区线路建设环境保护的要求，设计采用了长塔腿（一般为 12～15m，最长可达 18m）型式为实现较高的材料利用率，长塔腿都是通过设置多分隔的辅助材使其单肢稳定承载力与强度设计值相接近，使构件达到满应力设计但随着塔腿高度的增大和分隔数的增加，大变形产生的二阶效应可能会使塔腿受力性能变差，对其稳定承载力产生一定的不利影响本文采用 ANSYS 软件对长塔腿不同节间、不同布置型式、不同主斜材刚度比下整体稳定承载能力进行分析比较1 分析模型1.1 长塔腿研究分类塔腿布置型式按无过渡段辅助材未再分（A 型） 、无过渡段辅助材再分（B 型）和有过渡段（C 型）三种，过渡段取 3m。

以 6 节间为例，塔腿布置型式见图 1主材选用 L200×24B，斜材选用125×8H腿长按 3～15m，2～10 节间分隔考虑布置型式 A 和布置型式 C 按铰接考虑，布置型式 B分别按铰接和固接考虑A 型 B 型 C 型图 1 塔腿布置型式在主材规格不变的情况下，以斜材满足强度、稳定性要求的基础上逐步加大斜材规格（改变主斜材的刚度比）进行分析比较对布置型式 B，腿部斜材规格分别取 L125×8H、L125×10H、L140×10H进行分析1.2 荷载情况分别按 600风荷载作用和 900风荷载作用下进行长塔腿有限元整体稳定分析，荷载情况见图 2第一组荷载情况：60 0（单位：KN） 第二组荷载情况：90 0（单位：KN）图 2 荷载情况1.3 有限元模型实际铁塔结构一般都具有非线性和初始缺陷在有限元分析中，初始缺陷的添加一般是选取ANSYS 屈曲分析中的整体屈曲模态作为长塔腿初始缺陷。

因此，本次分析采用非线性分析方法，可以考虑初始缺陷和大变形响应等特征，使用牛顿-拉普森法跟踪长塔腿的后屈曲行为根据结构实际受力特点，本次有限元分析模型中，塔腿主材、斜材和辅助材料分别采用 BEAM188梁单元和 BEAM44 单元模拟，并选用相应的截面特性，建立有限元模型，划分网格，在两端点施加相应的自由度约束（塔腿主材、斜材刚结，辅助材料铰接） ，在节点上施加相应荷载，分别对三种布置形式进行分析具体分析步骤为：首先进行静力分析，然后进行特征值分析和模态扩展分析，求得线性解利用特征值的分析结果进行非线性分析，激活大变形效应，重新施加荷载，施加扰动，执行分析2 有限元计算分析结果2.1 临界荷载 在有限元计算分析中，同一种腿型，不同荷载，屈曲模态就不相同；不同腿型，同一种荷载，屈曲模态也不相同对同一种腿型，有多阶屈曲模态，选取不同阶的屈曲模态（初始缺陷） ，极限荷载计算结果就不相同根据现有计算结果分析，大概有小于 2%的差别根据结构稳定理论，应采用低阶的整体屈曲模态作为分析极限承载能力的初始缺陷经计算，得出不同分析模型下的临界荷载（ 为图 2 的已知指定荷载） ， 即为该模型的极限承载能力，极限荷载系数 分析结果见PcrcrP表 1～表 2。

表 1 极限荷载系数 节间数 2 3 4 5 6 7 8 9 10A 型（ 600风） 1.602 1.595 1.576 1.547 1.537 1.525 1.512 1.380 1.380A 型（ 900风） 1.600 1.595 1.572 1.539 1.508 1.492 1.452 1.380 1.380C 型（ 600风） 1.598 1.534 1.522 1.507 1.465 1.439 1.410 1.312 1.168C 型（ 900风） 1.580 1.525 1.470 1.435 1.403 1.288 1.180 1.158 1.158B1 型（ 600风） 1.608 1.555 1.565 1.556 1.522 1.522 1.520 1.476 1.372B1 型（ 900风） 1.597 1.540 1.555 1.565 1.490 1.480 1.440 1.427 1.337B2 型（ 600风） 1.605 1.565 1.557 1.555 1.505 1.530 1.525 1.480 1.478B2 型（ 900风） 1.600 1.551 1.554 1.565 1.500 1.505 1.455 1.432 1.412B3 型（ 600风） 1.604 1.556 1.557 1.588 1.510 1.530 1.490 1.480 1.450B3 型（ 900风） 1.601 1.543 1.555 1.566 1.505 1.505 1.458 1.445 1.425B4 型（ 600风） 1.620 1.554 1.550 1.530 1.515 1.460 1.425 1.450 1.432B4 型（ 900风） 1.590 1.550 1.550 1.535 1.500 1.447 1.420 1.410 1.387B5 型（ 600风） 1.620 1.554 1.556 1.535 1.517 1.497 1.490 1.462 1.437B5 型（ 900风） 1.594 1.554 1.555 1.535 1.515 1.472 1.442 1.427 1.397B6 型（ 600风） 1.620 1.562 1.561 1.550 1.535 1.512 1.460 1.477 1.462B6 型（ 900风） 1.594 1.554 1.555 1.538 1.522 1.488 1.449 1.447 1.418表 2 极限荷载系数（归一化结果）2 3 4 5 6 7 8 9 10A 型（60 0风） 1.000 0.996 0.984 0.966 0.959 0.952 0.944 0.861 0.861A 型（90 0风） 1.000 0.997 0.983 0.962 0.943 0.933 0.907 0.862 0.862C 型（60 0风） 1.000 0.960 0.952 0.943 0.917 0.901 0.882 0.821 0.731C 型（90 0风） 1.000 0.965 0.930 0.908 0.888 0.815 0.747 0.733 0.733B1 型（60 0风） 1.000 0.967 0.973 0.968 0.947 0.947 0.945 0.918 0.853B1 型（90 0风） 1.000 0.964 0.974 0.980 0.933 0.927 0.902 0.894 0.837B2 型（60 0风） 1.000 0.975 0.970 0.969 0.938 0.953 0.950 0.922 0.921B2 型（90 0风） 1.000 0.969 0.971 0.978 0.938 0.941 0.909 0.895 0.882B3 型（60 0风） 1.000 0.970 0.971 0.990 0.941 0.954 0.929 0.923 0.904B3 型（90 0风） 1.000 0.964 0.971 0.978 0.940 0.940 0.911 0.903 0.890B4 型（60 0风） 1.000 0.970 0.971 0.990 0.941 0.954 0.929 0.923 0.904B4 型（90 0风） 1.000 0.964 0.971 0.978 0.940 0.940 0.911 0.903 0.890B5 型（60 0风） 1.000 0.959 0.960 0.948 0.936 0.924 0.920 0.902 0.887B5 型（90 0风） 1.000 0.975 0.976 0.963 0.950 0.923 0.905 0.895 0.876B6 型（60 0风） 1.000 0.964 0.964 0.957 0.948 0.933 0.901 0.912 0.902B6 型（90 0风） 1.000 0.975 0.976 0.965 0.955 0.934 0.909 0.908 0.890注：B1 型：B 型，斜材 L125X8， 支座铰接 B2 型：B 型，斜材 L125X10，支座铰接B3 型：B 型，斜材 L140X10，支座铰接 B4 型：B 型，斜材 L125X8， 支座固接B5 型：B 型，斜材 L125X10，支座固接 B6 型：B 型，斜材 L140X10，支座固接从表 1、表 2 可以看到，同一塔型在 600大风荷载和 900大风荷载作用下，90 0大风荷载作用下极限荷载系数低于 600大风荷载作用下极限荷载系数。

可见，对于塔腿极限荷载来说，90 0大风荷载起控制作用对于每一种塔腿型式，节间数越大，极限荷载系数越低，即塔腿的整体稳定承载能力越低对长塔腿的三种布置型式来说，A 型、B 型极限荷载系数差别不明显，C 型由于其实际节间要比 A 型、B 型多两个，极限荷载系数有较明显的减少，即塔腿的整体稳定承载能力较 A、B 型低图 3 比较了不同塔腿型式在 900 大风荷载作用下按支座铰接算得的极限荷载系数对 B 型塔腿，还分别按固定支座和铰支座进行了计算，从表中可以看出，支座变化引起的塔腿整体稳定极限承载能力的变化规律不明显2468100.72.40.76.80..820.4.860..90.2.940.6.981.0.2NORMALIZE NA(90) B1 C (90)图 3 900 大风荷载作用下不同塔型极限荷载系数同一塔型主材、辅助材相同，在斜材满足强度、稳定性要求的基础上加大斜材截面规格，当节间数大于 5 时，塔腿整体稳定极限承载能力有一定的增大，但增大不明显图 4 比较了 B 型塔腿斜材分别取三种不同规格按铰支座分析的极限荷载系数2468100.850.90.951.0NORMALIZENB1(90) 2 3(90)图 4 900大风荷载 B1、B2、B3 极限荷载系数2.2 失效部位分析（1 ） A 型和 B 型：失效部位与初始缺陷模态有关，一般是位于压力最大的塔腿中下部处的杆件，有些是该处主材，有些是斜材。

2 ） C 型，塔腿节间数大于 6 时，失效杆件见图 5 所示之蓝色和红色加粗杆件，水平压力为控制工况主要是由于长塔腿顶部相对地面，其变形较大，加重了顶面杆件的二阶效应造成的3 ） C 型，塔腿节间数不大于 6 时，其失效兼有（1 ） 、 （ 2）两种失效模式的特点图 5 失效杆件示意图3 结论对于前文中给定的塔腿型式和选定的杆件型号，通过分析，可以得出以下结论：（1）90 0大风荷载对于塔腿极限荷载计算起控制作用2）节间数越大，塔腿的整体稳定承载能力越低3）对于三种塔腿型式，A 型、B 型整体稳定极限承载能力差别不明显，C 型由于其实际节间要比 A 型、B 型多两个，因此塔腿整体稳定极限荷载系数有较明显的减少4）当主材不变，在满足斜材强度和稳定的前提下加大斜材截面规格，。