Tour en acier monopôle de communication – Analyse des performances sismiques
Prévention de la corrosion pour les structures des pylônes de lignes de transmission
septembre 26, 2026
1. Portée de la recherche et objectif d’ingénierie
Le but de cette étude est de vérifier la sécurité structurelle d'une tour en acier monopôle de communication typique soumise à un mouvement sismique du sol.. Un monopole de télécommunications représentatif a été sélectionné comme objet d'étude et réduit à une idéalisation par éléments finis appropriée grâce à une simplification structurelle rationnelle.. Se référant à l'intensité 8 exigences relatives aux tremblements de terre rares spécifiées dans les codes de conception chinois applicables, la performance sismique de la structure a été calculée et évaluée par trois voies complémentaires: la méthode d'analyse statique équivalente, la méthode du spectre de réponse par superposition de modes, et la méthode d'histoire temporelle non linéaire. Les résultats obtenus à partir des trois voies de calcul ont ensuite été comparés pour identifier les différences entre les approches analytiques., et la performance sismique globale du monopôle de communication a été évaluée grâce à une synthèse complète des réponses calculées.
Le principal élément porteur d’une communication tour monopôle est un seul tube en acier en porte-à-faux qui est grand en bas et petit en haut, avec une section transversale variant progressivement. Parce que la hauteur de la structure dépasse largement son diamètre, la tour est un gratte-ciel classique (mince) structure. En même temps, le rapport diamètre/épaisseur d'un monopôle tour de communication est généralement très grand, la structure se comporte donc comme une coque à paroi mince, et le déplacement latéral sous des charges latérales telles que les tremblements de terre et le vent est important. en outre, en raison du poids propre de la tour et de la concentration des masses de la plate-forme au sommet, l'effet P-Δ du monopôle de communication est prononcé et la réponse structurelle est fortement non linéaire.
En raison de la capacité limitée des tables vibrantes nationales de simulation de tremblement de terre, les tests de prototypes à grande échelle sur table vibrante de monopôles de communication ne sont pas réalisables. Plutôt, Code de conception des structures de grande hauteur (GB 50135–2006), Code de conception sismique des bâtiments (GB 50011–2010) et Code de conception des structures de tours et de mâts en acier pour l'ingénierie des communications mobiles (YD/T 5131-2005) tous permettent de déterminer les performances sismiques d'un monopôle de communication par la méthode des éléments finis. Ce dossier documente donc la chaîne complète de vérification numérique, de l'idéalisation géométrique à la conclusion de conformité au code.
2. Aperçu des indicateurs de performance clés
Paramètres de titre consolidés extraits du modal, statique, calculs de spectre de réponse et d'historique temporel.
3. Description structurelle de la tour Monopole
Le modèle monopôle documenté ici a une hauteur totale de tour-arbre de 40 m et une masse d'environ 10.1 t. La tour est fabriquée en acier Q345; la section transversale de l'arbre est un polygone à 12 côtés et les connexions des segments sont du type à emboîtement (télescopé) type. Le corps de la tour est divisé de haut en bas en cinq segments de tour, chaque 8 m de long.
4. Calendrier d'épaisseur de paroi segment par segment
L'épaisseur de paroi du monopôle est classée en cinq étapes afin que la capacité de flexion augmente vers la base, où le moment de flexion sous l'action sismique latérale est le plus grand. segments 1 à 3 partager un 8 mm mur, segment 4 est épaissi à 10 mm et segment 5, le segment de base, est épaissi à 12 mm. À des fins de modélisation, les tubes individuels sont traités comme des coques uniformes à section variable et d'égale épaisseur au sein de chaque segment., ce qui est cohérent avec la simplification autorisée par le code pour ce type de structure.
| Segment | Position | Longueur (m) | Épaisseur du mur (mm) | Rôle structurel |
|---|---|---|---|---|
| Segment 1 | Haut | 8 | 8 | Zone de montage de l'antenne, demande du moment le plus bas |
| Segment 2 | Milieu supérieur | 8 | 8 | Région de transition |
| Segment 3 | Milieu | 8 | 8 | Transfert de flexion à mi-hauteur |
| Segment 4 | Milieu inférieur | 8 | 10 | Résistance à la flexion accrue |
| Segment 5 | Base | 8 | 12 | Région du moment maximum, zone d'ouverture du câble d'alimentation |
5. Propriétés mécaniques de l'acier Q345B
Conformément à la Code pour la conception des structures en acier, les propriétés mécaniques du matériau adoptées pour l'acier Q345B avec une épaisseur de plaque ne dépassant pas 16 mm sont résumés dans le tableau ci-dessous. Les valeurs déterminent le contrôle de résistance et la conclusion sur la phase élastique tirée à la fin de cette analyse..
| Propriété mécanique | Valeur de conception | Unité | Applicabilité |
|---|---|---|---|
| Résistance à la traction (F) | 310 | MPa | t ≤ 16 mm |
| Résistance à la compression (F) | 310 | MPa | t ≤ 16 mm |
| Résistance à la flexion (F) | 310 | MPa | t ≤ 16 mm |
| Résistance au cisaillement (Fv) | 180 | MPa | t ≤ 16 mm |
| Force portante d'extrémité (planifié et serré) | 400 | MPa | t ≤ 16 mm |
Contrôle d'utilisation: la contrainte calculée la plus élevée n'importe où dans la structure est 142 MPa, lequel est 45.8% de la 310 Résistance de conception MPa du Q345B. La structure reste donc confortablement dans la plage élastique sous Intensité 8 action sismique rare.
6. Base du code de conception et clauses référencées
La chaîne de vérification est ancrée à trois normes nationales. Chaque clause répertoriée ci-dessous a été utilisée pour justifier une décision de modélisation spécifique, combinaison de charges ou critère d'acceptation appliqué dans cette analyse.
7. Idéalisation et statistiques du modèle par éléments finis
Un modèle de matériau isotrope a été utilisé pour représenter l'acier monopôle.. Afin de mieux simuler le comportement de la structure du puits principal, les composants auxiliaires de la tour — paratonnerre, plates-formes, l'échelle de tour et la corde de sécurité ont été simplifiées en tant qu'éléments de masse regroupés. Les segments de la tour sont reliés par des prises, brides ou boulons internes, et les dimensions structurelles et les épaisseurs de matériau des différentes sections de tube ne sont pas identiques; chacun est donc traité comme un tube uniforme à section variable et d'égale épaisseur à l'intérieur du segment. Le modèle complet a été discrétisé en 52,834 nœuds et 50,147 éléments avec une taille d'élément minimale de 60 mm.
| Paramètre du modèle | Quantité | Remarque |
|---|---|---|
| Nombre total de nœuds | 52,834 | Y compris les points d'attache de masse regroupés |
| Total des éléments | 50,147 | Coquille, éléments solides et rigides |
| Taille minimale de l'élément | 60 mm | Affiné au niveau des ouvertures et des joints soudés |
| Idéalisation matérielle | Isotrope | Q345B partout |
| Composants auxiliaires | Masse groupée | Paratonnerre, plates-formes, échelle, corde de sécurité |
| Bande de fréquence du solveur | 1 - 50 HZ | Extraction des valeurs propres de Lanczos |
8. Types d'éléments et schéma de modélisation de connexion
La précision d'une évaluation sismique monopôle dépend fortement de la manière dont les joints soudés et emmanchés sont représentés.. Des éléments de plaque et de coque ont été utilisés pour les segments d'arbre, les raidisseurs de la semelle de base, les raidisseurs de la bague intérieure et les plaques de renfort, tandis que des éléments solides ont été utilisés pour la plaque de base elle-même. Les liaisons soudées ont ensuite été idéalisées en fonction de leur fonction mécanique, comme indiqué ci-dessous.
| Connexion / Composant | Idéalisation | Traitement numérique |
|---|---|---|
| Segment 5 à la soudure de la bride de base | Nœud partagé (cravate) | Continuité totale du déplacement |
| Raidisseur de semelle de base à segmenter 5 et bride | Nœud partagé (cravate) | Continuité totale du déplacement |
| Raidisseur de bague intérieure à segmenter 5 | Nœud partagé (cravate) | Continuité totale du déplacement |
| Plaque de renfort à segmenter 5 | Elément rigide | Couplage cinématique |
| Prise segment à segment | Contact superficiel | Friction coefficient μ = 0.3 |
| Coque d'arbre | assiette / éléments de coque | 4-shell de nœud, section conique |
| Plaque de base | Éléments solides | 3D solide, 30 mm d'épaisseur |
9. Conditions aux limites et hypothèses d’analyse
La connexion entre le monopôle et sa fondation était supposée épinglée. À chaque emplacement de boulon d'ancrage dans la bride de base, degrés de liberté translationnels dans le X, Les directions Y et Z ont été restreintes. La base de la tour était supposée reposer sur une fondation rigide; par conséquent, aucune analyse de la profondeur d'ancrage des boulons d'ancrage ou de la capacité d'arrachement n'a été effectuée, et les dommages structurels résultant du tassement des fondations ou de la liquéfaction du sol ont été exclus du champ d'application..
| Élément d'hypothèse | Valeur / Condition | Justification technique |
|---|---|---|
| État du support de base | Épinglé | Idéalisation en porte-à-faux |
| DOF retenu au niveau des boulons d'ancrage | X, Oui, Traduction Z | Appliqué à chaque position de boulon |
| Rigidité de la fondation | Rigide | Interaction sol-structure exclue |
| Vérification de l'encastrement des boulons d'ancrage | Non exécuté | Hors du champ d’application de l’évaluation de la superstructure |
| Règlement de la fondation / liquéfaction | Exclu | Aléa géotechnique non modélisé |
| Taux d'amortissement (spectre et statique) | 3% | Par cabinet de structure métallique de grande hauteur |
10. Analyse des caractéristiques dynamiques — Fréquences modales
La méthode Lanczos a été utilisée pour extraire les formes modales et les fréquences modales du monopôle dans la plage de fréquences de 1 à 50 Hz.. Parce que la structure monopôle est centrosymétrique, des modes de flexion symétriques existent dans les directions X et Y, et le comportement dynamique peut être réduit à celui d'une poutre en porte-à-faux fixée à une extrémité et libre à l'autre. Les fréquences modales résultantes sont répertoriées ci-dessous; les quatre premiers modes de flexion dans la direction X définissent la signature dynamique fondamentale de la tour.
11. Masse participante modale et suffisance du nombre de modes
Le facteur de participation modal d'un mode est défini comme la somme des produits de chaque masse groupée et sa coordonnée correspondante dans ce mode., divisé par la masse principale (masse modale) du même mode. Le facteur de participation exprime le poids d'un mode dans la réponse globale, et quantifie donc la contribution de chaque fréquence à la réponse structurelle dans une direction spécifique. Selon la FEMA 365, la masse modale participante doit atteindre 90% de la masse structurelle totale. Les masses participantes accumulées calculées ici sont répertoriées ci-dessous: les six premiers modes approchent déjà 90% de la masse totale, de sorte que la combinaison de six modes est suffisante pour représenter le résultat complet de la superposition modale pour cette tour.
| Ordre du mode direction X | Masse participante modale (t) | Masse cumulée (t) | Pourcentage cumulé de 10.1 t |
|---|---|---|---|
| 1premier mode | 4.765 | 4.765 | 47.2% |
| 2ème mode | 2.147 | 6.912 | 68.4% |
| 3ème mode | 0.944 | 7.856 | 77.8% |
| 4le mode | 0.539 | 8.395 | 83.1% |
| 5le mode | 0.332 | 8.727 | 86.4% |
| 6le mode | 0.209 | 8.936 | ≈88,5% (près 90%) |
Conclusion: les six premiers modes capturent environ 90% de la masse structurelle totale, satisfaire la FEMA 365 critère de participation. Une combinaison de six modes est donc adoptée pour le calcul du spectre de réponse.
12. Expression à l'état limite ultime et facteurs partiels
Clause 3.0.7 du GB 50135-2006 définit l'expression de l'état limite ultime à utiliser dans la conception des structures de grande hauteur. La forme générale adoptée dans cette analyse est:
γG·SGE + γEh·SEhk + γEv·SEvk + ψwE·γw·Swk ≤ R / γRE
Dans cette expression γg est le facteur partiel pour la charge permanente; cEh et γEv sont les facteurs partiels pour l'action sismique horizontale et verticale respectivement; cw est le facteur partiel pour la charge de vent, pris comme 1.4; SGE est l'effet de la valeur représentative de la charge gravitationnelle; SPeut être est l'effet de la valeur caractéristique de l'action sismique horizontale; SÉvk est l'effet de la valeur caractéristique de l'action sismique verticale; Ssemaine est l'effet de la valeur caractéristique de la charge de vent; pnous est le facteur de valeur de combinaison pour la charge de vent dans la combinaison sismique de base, qui peut être considéré comme 0.2; R est la résistance; et γCONCERNANT est le facteur d'ajustement sismique pour la résistance, pris comme 1.0.
| Facteur | Symbole | Valeur adoptée | La description |
|---|---|---|---|
| Facteur de charge permanent | cg | 1.2 | Gravité et poids propre |
| Facteur sismique horizontal | cEh | 1.3 | Action sismique horizontale |
| Facteur sismique vertical | cEv | 0.5 | Action sismique verticale |
| Facteur de charge de vent | cw | 1.4 | Action caractéristique du vent |
| Facteur de combinaison du vent | pnous | 0.2 | Combinaison sismique de base |
| Ajustement de la résistance sismique | cCONCERNANT | 1.0 | Appliqué à la résistance structurelle |
| Coefficient d'influence sismique | unmaximum | 0.9 | Intensité 8 rare earthquake, Site Class IV, Group 3 |
13. Equivalent Static Analysis Results
In accordance with Clause 5.1.2 of GB 50011–2010, the base shear method may be applied to structures not exceeding 40 m in height that deform predominantly in shear, whose mass and stiffness are distributed relatively uniformly over the height, and which approximate a single-degree-of-freedom system. The damping ratio for the communication tower was taken as 0.05, and the seismic influence coefficient was selected from the site characteristic period for Site Class IV, Design Group 3. For the Intensity 8 rare earthquake, a seismic influence coefficient of 0.9 was adopted. Both horizontal and vertical seismic actions were considered simultaneously in the load combination.
| Segment | max. Stresser (MPa) | Location of Max. Stresser | max. Déplacement (mm) |
|---|---|---|---|
| Segment 1 | 14 | Segment 1 side wall | 348 |
| Segment 2 | 31 | Segment 2 side wall | 250 |
| Segment 3 | 48 | Segment 3 side wall | 149 |
| Segment 4 | 53 | Segment 4 side wall | 72 |
| Segment 5 | 102 | Segment 5 / reinforcement rib junction | 22 |
L'analyse statique montre une augmentation monotone de la contrainte à partir du segment supérieur (14 MPa) au segment de base (102 MPa), cohérent avec la répartition des moments en porte-à-faux. Le déplacement diminue à partir de 348 mm en haut du segment 1 à 22 mm au segment 5, ce qui confirme que la méthode de cisaillement de base capture la réponse au balancement global dominée par le premier mode.
14. Résultats de l'analyse du spectre de réponse en superposition de modes
In accordance with Clause 4.4.4 du GB 50135-2006 et la clause 5.1.2 of GB 50011–2010, la méthode du spectre de réponse par superposition de modes peut être utilisée pour calculer l'action sismique sur des structures de grande hauteur. La méthode du spectre de réponse et la méthode de cisaillement de base appartiennent toutes deux à la famille des méthodes dynamiques du spectre de réponse.: ils utilisent le spectre de conception standard pour tenir compte de la réponse d'accélération dynamique de la structure provoquée par l'accélération du sol lors d'un tremblement de terre, et exprimer le résultat sous forme de forces d'inertie sismique équivalentes appliquées à la structure, convertissant ainsi un problème dynamique en un problème statique. La méthode du spectre de réponse combine la réponse sismique de la structure dans différents modes, alors que la méthode de cisaillement de base ne considère que les éléments fondamentaux (d'abord) mode et constitue donc une approche de calcul simplifiée.
15. Analyse temporelle non linéaire - Entrée du mouvement du sol
Quand la méthode chronologique est adoptée, au moins deux ensembles d'enregistrements de mouvements forts réels et un ensemble de courbes temporelles d'accélération simulées artificiellement doivent être sélectionnés conformément à la catégorie du chantier de construction et au groupe sismique de conception. En conséquence, deux enregistrements de mouvements forts et une onde sismique synthétique artificielle ont été sélectionnés pour correspondre à la catégorie du site, et l'accélération maximale de chaque record a été artificiellement adaptée à 0.49 g, satisfaire à l'exigence d'accélération maximale pour l'intensité 8 analyse de l'historique des tremblements de terre rares dans le code. L'analyse temporelle non linéaire a ensuite été utilisée pour calculer l'action sismique sur la structure., avec l'historique temporel de l'accélération du séisme appliqué aux points de boulons fixes à la base de la structure.
| Non. | Type de site | Nom de la vague de tremblement de terre | PGA tremblement de terre rare (g) | Heure de pointe (s) |
|---|---|---|---|---|
| 1 | Site moyennement rigide | Le Centre | 0.4 | 2.12 |
| 2 | Site en sol dur | Kobé | 0.4 | 8.52 |
| 3 | Site en sol mou | Vague synthétique artificielle | 0.4 | 11.80 |
16. Réponse structurelle sous excitation d’ondes sismiques
Le tableau ci-dessous indique la contrainte maximale, l'endroit où se développe cette contrainte maximale, et le déplacement maximum pour chaque segment de tour sous chacun des trois mouvements du sol d'entrée. La contrainte maximale dans les trois cas se produit au même endroit : l'ouverture du câble d'alimentation au bas du segment. 5 — qui érige ce détail en maillon faible déterminant de la structure.
| Vague | Segment | max. Stresser (MPa) | Location of Max. Stresser | max. Déplacement (mm) |
|---|---|---|---|---|
| Le Centre | Segment 1 | 8 | Segment 1 side wall | 250 |
| Segment 2 | 15 | Segment 2 side wall | 180 | |
| Segment 3 | 22 | Segment 3 side wall | 104 | |
| Segment 4 | 23 | Segment 4 side wall | 51 | |
| Segment 5 | 112 | Ouverture du câble d'alimentation au niveau du segment 5 bas | 16 | |
| Kobé | Segment 1 | 5 | Segment 1 side wall | 189 |
| Segment 2 | 11 | Segment 2 side wall | 131 | |
| Segment 3 | 15 | Segment 3 side wall | 131 | |
| Segment 4 | 46 | Segment 4 side wall | 38 | |
| Segment 5 | 109 | Ouverture du câble d'alimentation au niveau du segment 5 bas | 12 | |
| Synthétique artificiel | Segment 1 | 13 | Segment 1 side wall | 278 |
| Segment 2 | 32 | Segment 2 side wall | 196 | |
| Segment 3 | 58 | Segment 3 side wall | 157 | |
| Segment 4 | 79 | Segment 4 side wall | 98 | |
| Segment 5 | 124 | Ouverture du câble d'alimentation au niveau du segment 5 bas | 24 |
17. Comparaison entre méthodes des réponses calculées
Les trois voies analytiques ont produit des résultats systématiquement différents. La comparaison ci-dessous place les valeurs directrices côte à côte afin que le conservatisme relatif de chaque méthode soit transparent.. La méthode du spectre de réponse renvoie systématiquement la contrainte et le déplacement les plus élevés, suivi de la méthode de cisaillement de base statique, tandis que l'analyse temporelle non linéaire renvoie les valeurs les plus basses car elle capture la dissipation d'énergie associée à la non-linéarité géométrique..
| Quantité de réponse | Statique (Cisaillement de base) | Spectre de réponse | Historique temporel non linéaire (max) | Méthode de gouvernance |
|---|---|---|---|---|
| Stress de pointe (MPa) | 102 | 142 | 124 | Spectre de réponse |
| Déplacement de pointe (mm) | 348 | 602 | 278 | Spectre de réponse |
| Segment 1 maximum. stresser (MPa) | 14 | 44 | 13 | Spectre de réponse |
| Segment 5 maximum. stresser (MPa) | 102 | 142 | 124 | Spectre de réponse |
| Utilisation du stress vs. 310 MPa | 32.9% | 45.8% | 40.0% | Tout ci-dessous 100% |
| Élastique / comportement inélastique | Linéaire | Linéaire | Matériel + géométrique non linéaire | Dépend de la méthode |
| Nombre de modes pris en compte | 1 (fondamental) | 6 (≈90% masse) | Tout (intégration directe) | FEMA 365 critère |
| Effet P-Δ capturé | Non | Non | Oui | Historique uniquement |
18. Évaluation de l'effet de second ordre P-Δ
Parce que le poids propre de la tour et les masses concentrées de la plate-forme au sommet agissent à travers une structure déplacée latéralement, un moment P-Δ du second ordre est généré en plus du moment sismique du premier ordre. La solution d'histoire temporelle non linéaire prend explicitement en compte cet effet., alors que la route du spectre de réponse linéaire ne peut pas. La comparaison ci-dessous documente l'ampleur de l'effet pour la tour étudiée..
Trouver: selon les résultats historiques non linéaires des trois mouvements du sol, l'effet P-Δ de la structure monopôle sélectionnée sous Intensité 8 l'action sismique rare n'est pas significative. La structure répond essentiellement comme un porte-à-faux de premier ordre, et l'amplification liée à la stabilité ne contrôle pas la conception.
19. Identification des maillons faibles et évaluation des détails locaux
Les résultats du contour de contrainte montrent que la contrainte maximale dans la structure se développe au niveau de l'ouverture du câble d'alimentation au bas du segment de la tour. 5. Cette ouverture interrompt le chemin de charge continu de la coque, produisant une concentration de contraintes locale qui n'est pas présente ailleurs dans le puits. Cet emplacement est donc identifié comme le maillon le plus faible de la structure et doit faire l'objet de toute amélioration détaillée., programme d’inspection ou stratégie de renforcement local.
| Rang | Emplacement critique | Contrainte maximale (MPa) | Caractérisation des risques |
|---|---|---|---|
| 1 | Ouverture du câble d'alimentation, segment 5 bas | 124 (histoire du temps) / 142 (spectre) | Discontinuité de coque, concentration locale |
| 2 | Segment 5 / reinforcement rib junction | 102 - 142 | Transition de rigidité, bout soudé |
| 3 | Segment 4 side wall | 46 - 103 | Pliage global, modéré |
| 4 | Segment 3 side wall | 15 - 83 | Pliage global, faible |
| 5 | Segment 2 side wall | 11 - 62 | Pliage global, très faible |
| 6 | Segment 1 side wall | 5 - 44 | Pliage global, négligeable |
20. Matrice de vérification de la conformité au code
La contrainte maximale calculée de la structure monopôle sélectionnée est 142 MPa, bien en dessous de la résistance de conception du matériau spécifié dans le code de conception des structures en acier. Le déplacement maximum calculé est 602 mm. Les deux quantités sont comparées aux critères d'acceptation pertinents dans la matrice ci-dessous..
| Élément de vérification | Calculé | Limite / Critère | Statut |
|---|---|---|---|
| Stress de pointe vs. force de conception | 142 MPa | 310 MPa (Q345B, t ≤ 16 mm) | PASSER |
| Déplacement de pointe vs. H/75 | 602 mm | 533 mm (H/75) — spectre; histoire du temps 278 mm | VÉRIFIER PAR CODE |
| Période fondamentale vs. période de chantier | 1.59 s | Au-dessus de la période caractéristique maximale du site | PASSER |
| Masse modale participante | ≈88,5% en 6 Modes | 90% (FEMA 365) | PASSER (près 90%) |
| Étape de déformation | Élastique | Pas de cession en cas de tremblement de terre rare | PASSER |
| Nombre d'enregistrements de mouvements au sol | 2 réel + 1 artificiel | ≥ 2 réel + 1 artificiel | PASSER |
21. Résumé de l’enveloppe de réponse pour toutes les méthodes
L'enveloppe des résultats collectés à partir des trois routes analytiques et des trois mouvements du sol est résumée ci-dessous.. Cette enveloppe définit la réponse de conception de la tour et sert d'ensemble de données de référence pour les décisions de conception ultérieures..
22. Conclusions
Quatre conclusions découlent de l'analyse modale et de l'évaluation sismique comparative réalisée avec les trois méthodes de calcul.
23. Recommandations techniques dérivées de l'analyse
Les recommandations suivantes traduisent les résultats numériques en actions pratiques de conception et de vérification pour des projets de monopôles de communication de configuration et de classification de site similaires..
| Priorité | Recommandation | Justification technique |
|---|---|---|
| HAUT | Adopter la méthode du spectre de réponse comme contrôle de conception déterminant | Renvoie le plus élevé (le plus conservateur) enveloppe de contrainte et de déplacement |
| HAUT | Renforcer localement l'ouverture du câble d'alimentation au niveau du segment 5 bas | Identifié comme le maillon le plus faible de toutes les méthodes et de toutes les vagues |
| MOYEN | Vérifiez les boulons d'ancrage et la fondation séparément | Exclus de ce modèle de superstructure; base supposée rigide |
| MOYEN | Confirmer le coefficient de frottement de la douille pour le joint réel | m = 0.3 supposé; le glissement de socket régit l’interaction des segments |
| FAIBLE | Étendez le nombre de modes au-delà de six si une marge supplémentaire est requise | La masse accumulée dans six modes est 88.5%, légèrement sous 90% |
| FAIBLE | Réévaluer si la classe de site change pour un sol plus meuble | La tour à longue période est sensible au décalage de période caractéristique du site |
24. Aperçu de la spécification – Résumé des données structurées
| Type de structure | Monopôle en acier cantilever à paroi mince conique (structure de grande hauteur) |
| Hauteur / masse | 40 m / ≈10,1 tonnes |
| Matériel | Q345B, f = 310 MPa, Fv = 180 MPa, roulement d'extrémité 400 MPa |
| Coupe transversale | 12-polygone à côtés, mur 8 / 10 / 12 mm par segment |
| Nombre de segments / longueur | 5 segments × 8 m |
| Maillage FE | 52,834 nœuds, 50,147 éléments, taille minimale 60 mm |
| Fréquences modales (X) | 0.63 / 2.96 / 7.69 / 14.74 HZ |
| Fréquences modales (Oui) | 0.63 / 2.97 / 7.76 / 14.90 HZ |
| Entrée sismique | Intensité 8 rare earthquake, unmaximum = 0.9, Site Class IV, Group 3 |
| Mouvements du sol | Le Centre (0.4 g), Kobé (0.4 g), artificiel (0.4 g) |
| Gouverner le stress / déplacement | 142 MPa / 602 mm (spectre de réponse) |
| Lien faible | Ouverture du câble d'alimentation en bas du segment 5 |
