第一作者李正良男，教授，博士生導(dǎo)師,1963年生

特高壓雙柱懸索拉線塔塔線體系風(fēng)洞試驗(yàn)研究

李正良1，鄒鑫1，施菁華2，晏致濤1，俞登科1，肖正直1

(1.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院,重慶400045；2.華北電力設(shè)計(jì)院工程有限公司,北京100120)

摘要：針對(duì)雙柱懸索拉線塔線體系與自立式特高壓輸電塔線體系風(fēng)振特性顯著不同，為研究雙柱懸索拉線塔塔線體系風(fēng)振響應(yīng)隨風(fēng)向角及風(fēng)速變化，進(jìn)行單塔、塔線體系氣彈性模型風(fēng)洞試驗(yàn)。結(jié)果表明，塔線體系風(fēng)振響應(yīng)隨風(fēng)向角變化規(guī)律基本與單塔試驗(yàn)相同，但變化幅度明顯高于單塔。0°、45°、60°風(fēng)向角為工程設(shè)計(jì)不利工況。

關(guān)鍵詞：雙柱懸索拉線塔線體系；單塔模型；氣彈性模型；風(fēng)向角；風(fēng)振響應(yīng)；風(fēng)洞試驗(yàn)

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51308568)

收稿日期：2014-07-23修改稿收到日期：2014-09-25

中圖分類號(hào):TM723;TU317+.1;TU311.3

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2015.20.008

Abstract:The wind-induced responses of a cross-rope suspension tower-line are dramatically different from those of the self-supported UHV transmission tower-line. Aero-elastic wind tunnel tests were used to investigate the wind-induced responses of the cross-rope suspension tower-line, changing with the wind direction angle and the test velocity. Tests on both a single tower model and a tower-line coupling system model were carried out. The results indicate that the dynamic responses of both the models vary in a same way as the wind angle changes, but the vibration amplitude of the tower-line coupling system model is apparently bigger than that of the single tower model. 0°, 45°and 60° should be considered as the extreme conditions in the design process.

Wind tunnel test on ultra-high voltage cross-rope suspension tower-line

LIZheng-liang1,ZOUXin1,SHIJing-hua2,YANZhi-tao1,YUDeng-ke1,XIAOZheng-zhi1(1. School of Civil Engineering, Chongqing University, Chongqing, China, 400045, China； 2. North China Power Engineering Co., Ltd., Beijing, China 400045, China)

Key words:cross-rope suspension tower-line system; single tower; aero-elastic model; wind direction angle; wind-induced response; wind tunnel test

拉線、受壓格構(gòu)式柱聯(lián)合受力結(jié)構(gòu)體系由White[1]提出，并成功用于輸電線路跨越峽谷及偏遠(yuǎn)貧瘠地區(qū)。Behnckere等[2]通過闡述雙柱懸索拉線塔設(shè)計(jì)、施工及運(yùn)行過程，總結(jié)懸索拉線塔與自立式塔的優(yōu)缺點(diǎn)。Kempner等[3]通過對(duì)雙柱懸索拉線塔塔線體系模態(tài)及動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行理論分析、物理實(shí)驗(yàn)認(rèn)為，在高頻區(qū)域，拉線塔趨向發(fā)生“子導(dǎo)線震蕩”。Kahla[4-5]針對(duì)拉線塔拉線突然斷線問題進(jìn)行一系列研究。

隨我國特高壓輸電線路工程的深化，高壓雙柱懸索拉線塔因具有耗材少、易于施工等優(yōu)點(diǎn)逐漸受到關(guān)注。然而高壓雙柱懸索拉線塔占地范圍大，且國內(nèi)既無工程先例，對(duì)該結(jié)構(gòu)形式研究幾乎空白。

為深入了解雙柱懸索拉線塔風(fēng)致振動(dòng)特性，進(jìn)行雙柱懸索拉線塔單塔和塔線體系的氣動(dòng)彈性模型風(fēng)洞試驗(yàn)。試驗(yàn)雙柱懸索拉線塔原型塔高54 m，線路水平檔距480 m，六分裂導(dǎo)線分裂間距450 mm，型號(hào)6×JL/G3A-1000/45，地線采用2×LBGJ-150- 20AC，拉線及懸索型號(hào)為1×37-28.0-1470-B。

1風(fēng)洞試驗(yàn)概況

試驗(yàn)在西南交通大學(xué)XNJD-3號(hào)風(fēng)洞中進(jìn)行。試驗(yàn)段長36 m，寬22.5 m，高4.5 m。據(jù)實(shí)際工程場(chǎng)地資料，采用粗糙元與尖塔等被動(dòng)措施模擬縮尺比1∶30的B類大氣邊界層風(fēng)場(chǎng)。模型測(cè)試位置平均風(fēng)速剖面及湍流度剖面見圖1。

圖1　平均風(fēng)速剖面和湍流度剖面 Fig.1 Mean wind velocity profile and turbulence intensity profile

1.1氣彈性模型制作

利用氣動(dòng)彈性模型風(fēng)洞試驗(yàn)方法對(duì)特高壓輸電塔線體系已有諸多研究[6-13]。綜合考慮氣彈性模型相似準(zhǔn)則、塔線體系原型及XNJD-3試驗(yàn)段尺寸，確定雙柱懸索拉線塔模型比例為1∶30。據(jù)Davenport縮聚理論，導(dǎo)線長度縮尺比為1∶60。模型主要參數(shù)相似比見表1。

表1　模型主要參數(shù)相似比

本試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎脝嗡煽缇€塔線體系，選L型鋁桿模擬立柱角鋼桿件，通過在鋁桿內(nèi)角配重方式保證質(zhì)量相似，采用半剛性節(jié)段加U型彈簧片方法模擬立柱整體剛度。導(dǎo)地線模型用不銹鋼絲為內(nèi)芯模擬軸向剛度，外包塑料管模擬幾何相似。拉線、懸索及鋼索按縮尺比采用細(xì)電纜線制作，并通過添加小彈簧、外裹小鉛片實(shí)現(xiàn)軸向拉伸剛度及質(zhì)量相似。塔線體系模型見圖2。

1.2測(cè)點(diǎn)布置及試驗(yàn)工況

試驗(yàn)設(shè)0°風(fēng)向?qū)?yīng)來流垂直導(dǎo)線情況，90°風(fēng)向?qū)?yīng)來流平行導(dǎo)線情況。風(fēng)速級(jí)數(shù)變化為3 m/s、3.5 m/s、4 m/s、4.5 m/s、5 m/s、5.5 m/s、6 m/s、6.5 m/s、7 m/s。各試驗(yàn)工況針對(duì)單塔、塔線體系分別進(jìn)行。 試驗(yàn)時(shí)，在4根拉線上各自布置電阻應(yīng)變片測(cè)試?yán)?，?yīng)變片與拉線連接見圖3。在0°風(fēng)向角下迎風(fēng)側(cè)立柱中部布置2個(gè)加速度傳感器，分別測(cè)試塔身順風(fēng)向、橫風(fēng)向加速度。因拉線塔立柱底部鉸接，立柱底部反力無彎矩。每根立柱底部布置三分量高頻動(dòng)態(tài)天平測(cè)試立柱基地反力。采樣頻率均256 Hz。0°時(shí)測(cè)點(diǎn)位置及編號(hào)對(duì)應(yīng)關(guān)系見表2。所測(cè)0°、30°、45°、60°、90°風(fēng)向角工況見圖4。

圖3 拉線應(yīng)變片F(xiàn)ig.3Straingaugeinguys圖4 試驗(yàn)風(fēng)向角示意圖Fig.4Illustrationofwinddirection

表2　試驗(yàn)測(cè)試位置與測(cè)點(diǎn)編號(hào)對(duì)應(yīng)關(guān)系

2試驗(yàn)結(jié)果分析及討論

2.1塔身加速度響應(yīng)

塔線體系立柱順風(fēng)向、橫風(fēng)向加速度響應(yīng)均方根隨試驗(yàn)風(fēng)速及風(fēng)向角變化見圖5。由圖5看出，塔身順、橫風(fēng)向加速度均方根均隨試驗(yàn)風(fēng)速增加單調(diào)遞增。設(shè)計(jì)風(fēng)速(相當(dāng)于試驗(yàn)風(fēng)速6 m/s)內(nèi)，順、橫風(fēng)向加速度均方根均在0°風(fēng)向角時(shí)最大。超越設(shè)計(jì)風(fēng)速時(shí)橫風(fēng)向加速度均方根在45°風(fēng)向角下急劇增大。塔身順風(fēng)向振動(dòng)受風(fēng)向角影響明顯大于橫風(fēng)向。

圖5　塔身加速度均方根 Fig.5 The mast acceleration RSM in tower-line system

設(shè)計(jì)風(fēng)速內(nèi)單塔、塔線體系塔身橫風(fēng)向加速度均方根幾乎不隨風(fēng)向角變化，加速度均方根可通過來流風(fēng)速估計(jì)。對(duì)單塔、塔線體系分別給出與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相符的立柱橫風(fēng)向加速度均方根估計(jì)公式為

acrsm=-0.029+0.006 5v+0.004 5v2

(1)

acrsm=-0.029+0.011v+0.002 1v2

(2)

立柱橫風(fēng)向加速度均方根估計(jì)見圖6。設(shè)計(jì)風(fēng)速內(nèi)，塔身加速度均方根在0°風(fēng)向角下達(dá)最大。單塔、塔線體系對(duì)應(yīng)0°風(fēng)向角時(shí)塔身橫風(fēng)向加速度均方根值見圖7。由圖7可見，隨試驗(yàn)風(fēng)速增加塔線體系橫風(fēng)向加速度均方根增大幅度小于單塔工況。原因?yàn)橛捎趻焐蠈?dǎo)線后拉線張緊，一定程度會(huì)增大體系剛度。二者在0°工況下來流垂直于導(dǎo)線，導(dǎo)線所受風(fēng)荷載遠(yuǎn)大于格構(gòu)式塔身，導(dǎo)致兩端鉸接的F7立柱壓力增加，見圖8。導(dǎo)線對(duì)立柱振動(dòng)有一定抑制作用。

圖6 立柱橫風(fēng)向加速度均方根估計(jì)Fig.6TheaccelerationRSMestimationinmastatcross-winddirection圖7 0°工況立柱橫風(fēng)向加速度均方根Fig.7AccelerationRSMinmastatcross-winddirectionat0°windangle圖8 0°工況立柱豎向反力均值Fig.8Meanverticalcompressresponsesinmastsat0°windangle

2.2拉線拉力響應(yīng)

塔線體系拉線拉力均值變化規(guī)律與單塔大致相同。區(qū)別在于塔線體系受導(dǎo)線影響，拉線拉力隨風(fēng)向角改變幅度大于單塔工況。限于篇幅，僅給出單塔時(shí)拉線拉力均值隨風(fēng)向角、試驗(yàn)風(fēng)速變化見圖9。由圖9看出，0～90°內(nèi)D2拉線始終在迎風(fēng)側(cè)，而D3始終處于背風(fēng)側(cè)，故D2拉線拉力在所有風(fēng)向角下均隨試驗(yàn)風(fēng)速增加而增大，而D3則隨試驗(yàn)風(fēng)速增加而減小。隨風(fēng)向角從0°改變到90°，D1開始位于迎風(fēng)側(cè)，之后轉(zhuǎn)向背風(fēng)面。D4開始處于背風(fēng)側(cè)，而后轉(zhuǎn)向迎風(fēng)側(cè)。因而D1拉力先隨試驗(yàn)風(fēng)速增加而增大，后隨試驗(yàn)風(fēng)速增加而減小，D4拉力變化規(guī)律恰恰相反。60°風(fēng)向角時(shí)拉線拉力均值隨試驗(yàn)風(fēng)速增加基本不變?？傮w而言，迎風(fēng)側(cè)拉線拉力隨試驗(yàn)風(fēng)速增加單調(diào)遞增，而背風(fēng)側(cè)拉線單調(diào)遞減。拉線拉力最大值出現(xiàn)在來流風(fēng)向60°時(shí)，拉線設(shè)計(jì)應(yīng)重點(diǎn)考慮此風(fēng)向角下是否存在斷線問題。

拉線拉力均方根隨風(fēng)向角變化規(guī)律在所有風(fēng)向角工況中基本一致。隨風(fēng)向角改變拉線拉力均方根波動(dòng)范圍較小，且隨試驗(yàn)風(fēng)速增加線性遞增，見圖10。

圖9　單塔拉線拉力均值 Fig.9 Mean tensile responses in guys of single tower

圖10　塔線體系D3拉力均方根 Fig.10 Compression RSM in guys at D3

2.3立柱底部豎向反力響應(yīng)

單塔、塔線體系立柱基地豎向反力均值沿風(fēng)向角及試驗(yàn)風(fēng)速變化見圖11。單塔試驗(yàn)中，F(xiàn)8立柱在0～60°范圍內(nèi)位于背風(fēng)側(cè)或斜風(fēng)側(cè)，立柱豎向反力均值隨試驗(yàn)風(fēng)速增加而減小。風(fēng)向角從0°改變到60°過程中減小幅度愈小。90°風(fēng)向角下F8立柱位于迎風(fēng)側(cè)，豎向反力均值隨試驗(yàn)風(fēng)速增加而增大。F7立柱在試驗(yàn)風(fēng)向角范圍內(nèi)始終位于迎風(fēng)側(cè)，因而立柱豎向反力始終隨試驗(yàn)風(fēng)速增加而增大。F8立柱豎向反力在90°工況時(shí)達(dá)最大，F(xiàn)7立柱最大豎向反力出現(xiàn)于0°風(fēng)向角。

塔線體系立柱豎向反力均值與單塔相比規(guī)律基本相同。因?qū)Ь€影響,塔線體系立柱豎向反力均值隨風(fēng)向角變化幅度顯著高于單塔試驗(yàn)。值得注意的是，在來流平行于導(dǎo)線90°風(fēng)向角時(shí)，立柱豎向反力均值基本不隨試驗(yàn)風(fēng)速的增加而增加。主要因此風(fēng)向角下導(dǎo)線的風(fēng)力明顯低于其它工況，而立柱自身所受風(fēng)力顯著小于導(dǎo)線，故立柱所受風(fēng)荷載增加僅能稍改變體系底部豎向反力。

圖11　單塔和塔線體系立柱基底豎向反力均值 Fig.11 Mean vertical responses of compression in masts

3結(jié)論

(1)立柱橫風(fēng)向加速度響應(yīng)與順風(fēng)向相當(dāng)，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)同時(shí)考慮兩方向振動(dòng)。在各風(fēng)向角工況下，橫風(fēng)、順風(fēng)向加速度均方根隨來流速度增加呈單調(diào)遞增趨勢(shì)。

(2)立柱橫風(fēng)向加速度均方根幾乎不隨風(fēng)向改變而變化。在設(shè)計(jì)風(fēng)速范圍內(nèi)，橫風(fēng)向加速度均方根隨來流平均風(fēng)速的遞增關(guān)系接近二次函數(shù)關(guān)系，并給出立柱橫風(fēng)向加速度均方根估計(jì)關(guān)系。

(3)迎風(fēng)側(cè)拉線隨試驗(yàn)風(fēng)速增加單調(diào)遞增，而背風(fēng)側(cè)拉線單調(diào)遞減。60°風(fēng)向角下拉線拉力達(dá)到最大值，工程設(shè)計(jì)應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注是否存在斷線問題。

(4)設(shè)計(jì)風(fēng)速以內(nèi)，立柱加速度響應(yīng)最大值出現(xiàn)在0°工況。超越設(shè)計(jì)風(fēng)速時(shí)，立柱橫風(fēng)向加速均方根在45°工況時(shí)迅速增大。

(5)塔線體系底部豎向反力最大值出現(xiàn)在0°工況下。應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注此風(fēng)向角工況下拉線塔塔身穩(wěn)定問題，防止立柱失穩(wěn)破壞。

(6)單塔、塔線體系對(duì)應(yīng)響應(yīng)隨風(fēng)向角及試驗(yàn)風(fēng)速變化趨勢(shì)相同。塔線體系受導(dǎo)線影響，測(cè)試信號(hào)隨風(fēng)向角變化幅度高于單塔。

(7)綜合立柱加速度、拉線拉力和立柱底部豎向反力響應(yīng)，建議0°、45°及60°為工程設(shè)計(jì)較不利工況。

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