良態(tài)風場與臺風風場下輸電塔線體系氣彈模型風洞試驗

鄧洪洲， 段成蔭， 徐海江

(同濟大學 建筑工程系， 上海 200092)

我國東南沿海地區(qū)臺風頻發(fā)，嚴重威脅著輸電線路的安全運行。2004年臺風“云娜”登陸浙江，造成3 000多公里輸電線路損壞[1]。然而我國《建筑結構荷載規(guī)范》[2]和輸電線路行業(yè)設計規(guī)范[3-4]僅給出了良態(tài)風場下輸電線路設計準則和設計方法，臺風風場下結構設計無明確的規(guī)定。

由于臺風變異性較大，風參數(shù)取值需要根據(jù)當?shù)囟啻闻_風實測數(shù)據(jù)統(tǒng)計分析確定[5]。已有研究表明臺風風場具有高湍流性[6]，平均風速剖面可用指數(shù)律擬合[7]，順風向脈動風速譜與Von Karman譜吻合較好[8]等。由于實測數(shù)據(jù)有限，風場數(shù)值模擬成為臺風研究的趨勢，如趙林等[9]通過Monte-Carlo模擬方法優(yōu)化了臺風風場參數(shù)并用于預測極值風速。風洞試驗方面，樓文娟等[10-11]開展了常規(guī)風場和臺風風場下的角鋼塔氣彈模型風洞試驗，比較了兩類風場中輸電塔風振響應和風振系數(shù)，結果表明臺風高湍流特性引起動力風荷載增大，臺風風場下輸電塔順風向響應大于B類風場下的取值。

鑒于目前臺風風場下塔線體系研究較少，本文以一個500 kV五塔四線耐張段為原型，采用離散剛度法設計了塔線體系氣彈模型，開展了良態(tài)風場和臺風風場(以下簡稱兩類風場)下多種風速和多個風向角的單塔及塔線體系風洞試驗，比較了兩類風場中單塔及塔線體系風振響應和風振系數(shù)，為臺風區(qū)輸電線路設計提供參考。

1 風洞試驗設計

1.1 氣彈模型

五塔四線塔線體系原型為三基直線塔和兩基耐張塔。正中間的直線塔高101 m，呼高72 m，72 m以下主斜材均為薄壁鋼管，72 m以上塔身主材為薄壁鋼管，塔身斜材、橫擔主斜材均為熱軋角鋼。導地線水平檔距為630 m。

輸電塔模型設計時除了需要保證幾何相似、剛度相似和質量分布一致外，還要滿足重力參數(shù)、雷諾數(shù)、彈性參數(shù)、慣性參數(shù)和阻尼參數(shù)等相似準則。由于輸電塔的風振響應主要發(fā)生在水平向，而重力對于導線的影響可通過調節(jié)垂度實現(xiàn)動力特性相似，考慮到若滿足重力參數(shù)則模型桿件尺寸過小難以加工，本次試驗放棄了重力參數(shù)的模擬。對于鋼管結構，縮尺后雷諾數(shù)一般比原型小2～3個數(shù)量級，雷諾數(shù)的影響不可忽略。鄧洪洲等[12]通過高頻測力天平試驗測量了均勻流場和紊流場中整塔阻力系數(shù)并對均勻流場中阻力系數(shù)進行修正以考慮雷諾數(shù)效應，發(fā)現(xiàn)修正后的阻力系數(shù)與紊流場中測得的阻力系數(shù)非常接近，且與類似試驗結果吻合，說明紊流場中格構式塔架受雷諾數(shù)的影響較小可以忽略不計。因為本次試驗的兩類風場均為紊流場，故放棄了雷諾數(shù)的要求。

表1 輸電塔氣彈模型相似比Tab.1 Similarity ratios of aeroelastic model oftransmission tower

表2 導地線氣彈模型相似比Tab.2 Similarity ratios of aeroelastic model of lines

為了準確模擬原型的動力特性和風振響應，采用質量和剛度分離的離散剛度法[14]設計中間直線塔的氣彈模型?？紤]到材料阻尼的相似，模型材料選用黃銅，全塔所有桿件均采用毛細黃銅管制作。模型的剛度由金屬桿件焊接而成的骨架提供。模型的氣動外形通過骨架上安放的輕質無剛度外衣模擬。角鋼外形使用ABS板，鋼管外形使用泡沫塑料，節(jié)點處斷開以免提供額外剛度。導地線采用不銹鋼絲制作，為保證質量和外形等相似要求，并通過外包塑料軟管模擬外徑和線密度。絕緣子串采用ABS板模擬。其它直線塔和耐張塔采用等代塔模型，由三段變截面桿身的鋼管作為主桿，桿身和橫擔按原型比例設計。塔線體系氣彈模型如圖1所示。

圖1 風洞中的輸電塔線體系氣彈模型 Fig.1 Aeroelastic model of transmission tower-line system in wind tunnel

為了檢驗模型的頻率和阻尼比，在風洞試驗開始之前，進行了單塔及塔線體系氣彈模型動力特性的標定，如表3所示。x向和y向頻率的理論值和標定值吻合較好，且模型阻尼比和理論值接近，因此氣彈模型的設計和制作滿足試驗要求。

表3 單塔和塔線體系的頻率和阻尼比Tab.3 Frequencies and damping ratios of transmissiontower and tower-line system

1.2 風 場

本次試驗在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室TJ-3低速風洞中進行，試驗段尺寸14 m×15 m×2 m，實際可調風速范圍1～17.6 m/s。試驗采用三角形尖劈、矩形格柵、多排粗糙元模擬兩類風場。良態(tài)風場的風剖面指數(shù)采用規(guī)范[2]建議值0.15，湍流度剖面采用歐洲規(guī)范[15]公式，

(1)

臺風風場的風剖面指數(shù)采用文獻[9]關于廣州地區(qū)B類場地條件極值風速Monte-Carlo模擬結果，取為0.08，梯度風高度為150 m。湍流度剖面根據(jù)Sharma等[16]推薦的公式計算，

Iu(TC)=κ×Iu(Non-TC)

(2)

式中：TC表示臺風風場，Non-TC表示良態(tài)風場，對于B類地貌κ取1.48。

兩類風場的平均風速和湍流度剖面如圖2所示。由于被動模擬技術的缺陷，風洞中部0.45～1 m的臺風風速較目標值大5%以內，結構代表高度0.6 H(約0.76 m)以上臺風湍流度與目標值差異較小，但是湍流度沿高度的變化梯度不大，因而風洞底部的湍流度偏小。

圖2 兩類風場平均風速和湍流度剖面 Fig.2 Mean wind speeds and turbulent intensities of normal wind field and typhoon wind field

1.3 試驗工況和測點布置

輸電塔風洞試驗考慮0°、15°、30°、45°、60°、75°和90°共七種風向角(風向角定義如圖3所示)。由于氣動彈性模型采用離散剛度法設計，模型桿件的長細比遠大于原型，在達到設計風速之前模型就可能由于桿件失穩(wěn)而破壞。又因為相同風速下塔線體系風荷載遠大于單塔，故塔線體系的試驗風速應更低。綜上，此次風洞試驗單塔最大試驗風速約10 m/s，塔線體系最大試驗風速約7 m/s。良態(tài)風場和臺風風場中試驗風速分別為2.53～10.25 m/s(十種工況)以及2.12～8.65 m/s(九種工況)。由于風洞尺寸的限制，塔線體系風洞試驗在良態(tài)風場和臺風風場下分別考慮75°、90°兩種風向角以及60°、75°和90°三種風向角，試驗風速分別為2.53～7.69 m/s(七種工況)以及2.12～6.95 m/s(七種工況)。風速的參考高度位于塔頂處。

為了測量輸電塔的風振響應，在三層橫擔的端部分別布置x向和y向激光位移計，同時在下橫擔與塔身交點附近布置x向和y向加速度傳感器。測點布置如圖3所示。

圖3 測點布置及坐標定義 Fig.3 Layouts of measurement points and definition of coordinates

2 結果分析

2.1 氣動阻尼

根據(jù)加速度傳感器采集的x向和y向加速度時程數(shù)據(jù)，采用隨機減量法[17]和特征系統(tǒng)實現(xiàn)算法[18]識別了良態(tài)風場中各工況下輸電塔的總阻尼，由總阻尼減去結構阻尼得到氣動阻尼，其中結構阻尼根據(jù)表3取1.4%。x向和y向氣動阻尼的識別結果如圖4所示?？傮w來說，各工況下氣動阻尼離散性較大，與平均風速關系復雜。x向氣動阻尼為-0.14%～1.19%，y向氣動阻尼為-0.15%～1.73%，y向氣動阻尼比x向稍大。氣動阻尼識別結果大多數(shù)為正阻尼，對結構設計有利。某些工況下氣動阻尼超過結構阻尼，表明氣動阻尼的影響不能忽略。0°、90°風向角下，順風向氣動阻尼隨風速增大而單調增加，而橫風向氣動阻尼較小或為0，這是由于輸電塔的格構式特點導致橫風向或者接近橫風時難以產生規(guī)律的漩渦脫落，而是同時受自激力、橫向紊流及桿件尾流等因素的影響，因此氣動阻尼規(guī)律性不強。

2.2 風振響應

2.2.1 位移均值

兩類風場下單塔塔頂?shù)奈灰凭惦S風向角的變化如圖5所示，對應良態(tài)風場和臺風風場的試驗風速分別為7.69 m/s和6.95 m/s。兩類風場下位移均值隨風向角的變化規(guī)律基本相同：y向位移均值從0°到90°遞減，0°和15°時最大，90°時最小，x向的變化規(guī)律相反。良態(tài)風場下0°～60°風向角對應的位移變化幅度較小， 60°～90°時位移變化劇烈，而臺風風場下位移隨風向角的變化基本呈線性，這是輸電塔兩個方向質量、剛度分布特點及風場特性共同影響的結果。

兩類風場下單塔0°風向角和塔線體系90°風向角對應的塔頂位移均值隨風速的變化如圖6所示。兩類風場下單塔和塔線體系的順風向位移隨風速增大而單調增加，橫風向位移基本為0。臺風風場下單塔和塔線體系的位移均值均大于良態(tài)風場。兩者的單塔位移差值隨風速增大而單調增加。風速約7 m/s時，臺風風場下的單塔位移比良態(tài)風場下大20%左右。兩者的塔線體系位移差值在風速小于4.5 m/s時隨風速增大而增加，風速超過4.5 m/s時差值隨風速變化不明顯。風速約7 m/s時，臺風風場下塔線體系位移比良態(tài)風場下大30%左右。兩類風場下塔線體系順風向位移均遠大于單塔，主要是由于大跨度導地線的存在增大了順風向擋風面積，從而增加了順風向風荷載。

(a)x向

(b)y向圖4 氣動阻尼 Fig.4 Aerodynamic damping in

圖5 單塔位移均值隨風攻角變化曲線 Fig.5 Mean displacement of transmission tower with change of wind incidence angle

2.2.2 加速度根方差

兩類風場下模型0.9 m位置的單塔加速度根方差(RMS)隨風向角的變化如圖7所示。加速度RMS隨風向角的變化不明顯，基本維持在某個值附近，說明各個風向角下橫風向振動與順風向相當，因此工程設計中橫風向振動不能忽略。這種變化規(guī)律也間接指出行業(yè)設計規(guī)范[3]中計算不同風向角下等效靜力風荷載時采用的三角分解方法存在問題。

(a)單塔

(b)塔線體系圖6 位移均值隨風速變化曲線 Fig.6 Mean displacement with change of wind speed

圖7 單塔加速度RMS隨風向角的變化曲線 Fig.7 RMS acceleration of transmission tower with change of wind incidence angle

兩類風場下0°和90°風向角對應的單塔及塔線體系加速度RMS隨風速的變化如圖8所示。兩類風場下單塔和塔線體系的順風向和橫風向的加速度RMS隨風速增大而單調增加，且臺風風場下加速度RMS均大于良態(tài)風場。兩者的差值隨風速的增大而單調增加。風速約7 m/s時，臺風風場下單塔加速度RMS比良態(tài)風下大50%左右，塔線體系加速度RMS比良態(tài)風下大100%左右。這主要是由于臺風風場的高湍流特性增大了脈動風荷載。

90°風向角兩類風場下單塔與塔線體系加速度RMS比較如表4所示。兩類風場下單塔y向加速度RMS均大于x向，而塔線體系x向加速度RMS大于y向。而且塔線體系x向加速度RMS比單塔大70%以上，y向僅為單塔的60%～70%。這主要是由于導線對輸電塔兩個主方向的約束效應不同。由于導線增加了迎風面積，塔線體系x向風荷載遠大于單塔，而導線對輸電塔x向約束很弱，所以塔線體系x向加速度RMS遠大于單塔；塔線體系y向風荷載并無顯著增加，但是導線對輸電塔y向約束作用強，加上導線阻尼的綜合作用，導致輸電塔y向加速度RMS較單塔大幅減小。

(a)單塔

(b)塔線體系圖8 加速度RMS隨風速的變化曲線 Fig.8 RMS value acceleration with change of wind speed

體系良態(tài)風場x向y向臺風風場x向y向單塔0.7311.0650.8801.409塔線體系1.2340.6651.5490.938塔線體系單塔1.690.621.760.67

2.3 風振系數(shù)

風振系數(shù)根據(jù)風洞試驗得到的加速度時程，采用慣性荷載法[14]計算，

(3)

式中:W0為基本風壓;μs為體型系數(shù);μz為風壓高度變化系數(shù);A為迎風面積;m為節(jié)段質量;g為峰值因子，取2.5;σa為加速RMS。

90°風向角下x向單塔和塔線體系風振系數(shù)計算結果如表5所示。單塔和塔線體系的平均風荷載相同，而根據(jù)表4塔線體系x向加速度RMS遠大于單塔，故由公式(3)可得塔線體系風振系數(shù)大于單塔。表5顯示臺風風場下風振系數(shù)比良態(tài)風場大7%以上?？紤]當塔頂風速相同時，相同高度處臺風風場的平均風速大于良態(tài)風場，見圖2，又由于臺風風場加速度RMS大于良態(tài)風場，根據(jù)公式(3)可知臺風的高湍流性引起的加速度RMS增大對風振系數(shù)起主導作用。綜上，臺風區(qū)輸電線路設計要考慮臺風的高湍流度對風荷載的放大作用。

表5 風振系數(shù)計算結果Tab.5 Wind vibration coefficients

3 結 論

本文通過良態(tài)風場和臺風風場下單塔及塔線體系在多個風向角和風速下的氣彈模型風洞試驗，比較了兩類風場中輸電塔的風振響應特點和風振系數(shù)，得出以下結論：

(1)阻尼識別結果表明輸電塔風振時存在不可忽略的氣動阻尼，大多數(shù)情況下為正阻尼，某些工況下氣動阻尼甚至超過結構阻尼，因此設計時應當考慮其有利的影響。

(2)兩類風場下輸電塔的風振響應隨風向角的變化規(guī)律相似。y向位移均值從0°～90°遞減，0°和15°時最大，90°時最小，x向變化規(guī)律相反。加速度根方差隨風向角變化不明顯，基本維持在某個值附近，說明橫風向響應與順風向響應處于同一量級，設計時需要考慮橫風向振動。

(3)兩類風場下單塔y向加速度RMS大于x向，而塔線體系x向加速度RMS大于y向。而且塔線體系x向加速度RMS比單塔大70%以上，y向僅為單塔的60%～70%。說明導線對y向振動的約束作用更明顯。

(4)兩類風場下單塔和塔線體系的風振響應均比良態(tài)風場大。試驗風速約7 m/s時，臺風風場下單塔和塔線體系位移均值分別比良態(tài)風場下大20%和30%左右，臺風風場下單塔和塔線體系加速度根方差分別比良態(tài)風場下大50%和100%左右。

(5)臺風風場下風振系數(shù)比良態(tài)風場大7%以上，表明臺風區(qū)輸電線路設計時要考慮臺風高湍流特性對風荷載的放大作用。

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