鄧洪洲， 段成蔭， 徐海江

(同濟大學(xué) 建筑工程系， 上海 200092)

我國東南沿海地區(qū)臺風(fēng)頻發(fā)，嚴(yán)重威脅著輸電線路的安全運行。2004年臺風(fēng)“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(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[2]和輸電線路行業(yè)設(shè)計規(guī)范[3-4]僅給出了良態(tài)風(fēng)場下輸電線路設(shè)計準(zhǔn)則和設(shè)計方法，臺風(fēng)風(fēng)場下結(jié)構(gòu)設(shè)計無明確的規(guī)定。

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

鑒于目前臺風(fēng)風(fēng)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(shè)計了塔線體系氣彈模型，開展了良態(tài)風(fēng)場和臺風(fēng)風(fēng)場(以下簡稱兩類風(fēng)場)下多種風(fēng)速和多個風(fēng)向角的單塔及塔線體系風(fēng)洞試驗，比較了兩類風(fēng)場中單塔及塔線體系風(fēng)振響應(yīng)和風(fēng)振系數(shù)，為臺風(fēng)區(qū)輸電線路設(shè)計提供參考。

1 風(fēng)洞試驗設(shè)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(dān)主斜材均為熱軋角鋼。導(dǎo)地線水平檔距為630 m。

輸電塔模型設(shè)計時除了需要保證幾何相似、剛度相似和質(zhì)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(zhǔn)則。由于輸電塔的風(fēng)振響應(yīng)主要發(fā)生在水平向，而重力對于導(dǎo)線的影響可通過調(diào)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(jié)構(gòu)，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(yīng)，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(jié)果吻合，說明紊流場中格構(gòu)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(fēng)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(dǎo)地線氣彈模型相似比Tab.2 Similarity ratios of aeroelastic model of lines

為了準(zhǔn)確模擬原型的動力特性和風(fēng)振響應(yīng)，采用質(zhì)量和剛度分離的離散剛度法[14]設(shè)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(xì)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(zhì)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(dǎo)地線采用不銹鋼絲制作，為保證質(zhì)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(dān)按原型比例設(shè)計。塔線體系氣彈模型如圖1所示。

圖1 風(fēng)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?zāi)Ｐ偷念l率和阻尼比，在風(fēng)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(biāo)定，如表3所示。x向和y向頻率的理論值和標(biāo)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(shè)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(fēng) 場

本次試驗在同濟大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點實驗室TJ-3低速風(fēng)洞中進行，試驗段尺寸14 m×15 m×2 m，實際可調(diào)風(fēng)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(fēng)場。良態(tài)風(fēng)場的風(fēng)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(fēng)風(fēng)場的風(fēng)剖面指數(shù)采用文獻[9]關(guān)于廣州地區(qū)B類場地條件極值風(fēng)速Monte-Carlo模擬結(jié)果，取為0.08，梯度風(fēng)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(fēng)風(fēng)場，Non-TC表示良態(tài)風(fēng)場，對于B類地貌κ取1.48。

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

圖2 兩類風(fēng)場平均風(fēng)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(fēng)洞試驗考慮0°、15°、30°、45°、60°、75°和90°共七種風(fēng)向角(風(fēng)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(shè)計，模型桿件的長細(xì)比遠(yuǎn)大于原型，在達到設(shè)計風(fēng)速之前模型就可能由于桿件失穩(wěn)而破壞。又因為相同風(fēng)速下塔線體系風(fēng)荷載遠(yuǎn)大于單塔，故塔線體系的試驗風(fēng)速應(yīng)更低。綜上，此次風(fēng)洞試驗單塔最大試驗風(fēng)速約10 m/s，塔線體系最大試驗風(fēng)速約7 m/s。良態(tài)風(fēng)場和臺風(fēng)風(fēng)場中試驗風(fēng)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(fēng)洞尺寸的限制，塔線體系風(fēng)洞試驗在良態(tài)風(fēng)場和臺風(fēng)風(fēng)場下分別考慮75°、90°兩種風(fēng)向角以及60°、75°和90°三種風(fēng)向角，試驗風(fēng)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(fēng)速的參考高度位于塔頂處。

為了測量輸電塔的風(fēng)振響應(yīng)，在三層橫擔(dān)的端部分別布置x向和y向激光位移計，同時在下橫擔(dān)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(biāo)定義 Fig.3 Layouts of measurement points and definition of coordinates

2 結(jié)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(fēng)場中各工況下輸電塔的總阻尼，由總阻尼減去結(jié)構(gòu)阻尼得到氣動阻尼，其中結(jié)構(gòu)阻尼根據(jù)表3取1.4%。x向和y向氣動阻尼的識別結(jié)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(fēng)速關(guān)系復(fù)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(jié)果大多數(shù)為正阻尼，對結(jié)構(gòu)設(shè)計有利。某些工況下氣動阻尼超過結(jié)構(gòu)阻尼，表明氣動阻尼的影響不能忽略。0°、90°風(fēng)向角下，順風(fēng)向氣動阻尼隨風(fēng)速增大而單調(diào)增加，而橫風(fēng)向氣動阻尼較小或為0，這是由于輸電塔的格構(gòu)式特點導(dǎo)致橫風(fēng)向或者接近橫風(fēng)時難以產(chǎn)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(fēng)振響應(yīng)

2.2.1 位移均值

兩類風(fēng)場下單塔塔頂?shù)奈灰凭惦S風(fēng)向角的變化如圖5所示，對應(yīng)良態(tài)風(fēng)場和臺風(fēng)風(fēng)場的試驗風(fēng)速分別為7.69 m/s和6.95 m/s。兩類風(fēng)場下位移均值隨風(fēng)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(fēng)場下0°～60°風(fēng)向角對應(yīng)的位移變化幅度較小， 60°～90°時位移變化劇烈，而臺風(fēng)風(fēng)場下位移隨風(fēng)向角的變化基本呈線性，這是輸電塔兩個方向質(zhì)量、剛度分布特點及風(fēng)場特性共同影響的結(jié)果。

兩類風(fēng)場下單塔0°風(fēng)向角和塔線體系90°風(fēng)向角對應(yīng)的塔頂位移均值隨風(fēng)速的變化如圖6所示。兩類風(fēng)場下單塔和塔線體系的順風(fēng)向位移隨風(fēng)速增大而單調(diào)增加，橫風(fēng)向位移基本為0。臺風(fēng)風(fēng)場下單塔和塔線體系的位移均值均大于良態(tài)風(fēng)場。兩者的單塔位移差值隨風(fēng)速增大而單調(diào)增加。風(fēng)速約7 m/s時，臺風(fēng)風(fēng)場下的單塔位移比良態(tài)風(fēng)場下大20%左右。兩者的塔線體系位移差值在風(fēng)速小于4.5 m/s時隨風(fēng)速增大而增加，風(fēng)速超過4.5 m/s時差值隨風(fēng)速變化不明顯。風(fēng)速約7 m/s時，臺風(fēng)風(fēng)場下塔線體系位移比良態(tài)風(fēng)場下大30%左右。兩類風(fēng)場下塔線體系順風(fēng)向位移均遠(yuǎn)大于單塔，主要是由于大跨度導(dǎo)地線的存在增大了順風(fēng)向擋風(fēng)面積，從而增加了順風(fēng)向風(fēng)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(fēng)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(fēng)場下模型0.9 m位置的單塔加速度根方差(RMS)隨風(fēng)向角的變化如圖7所示。加速度RMS隨風(fēng)向角的變化不明顯，基本維持在某個值附近，說明各個風(fēng)向角下橫風(fēng)向振動與順風(fēng)向相當(dāng)，因此工程設(shè)計中橫風(fēng)向振動不能忽略。這種變化規(guī)律也間接指出行業(yè)設(shè)計規(guī)范[3]中計算不同風(fēng)向角下等效靜力風(fēng)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(fēng)速變化曲線 Fig.6 Mean displacement with change of wind speed

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

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

90°風(fēng)向角兩類風(fēng)場下單塔與塔線體系加速度RMS比較如表4所示。兩類風(fēng)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(dǎo)線對輸電塔兩個主方向的約束效應(yīng)不同。由于導(dǎo)線增加了迎風(fēng)面積，塔線體系x向風(fēng)荷載遠(yuǎn)大于單塔，而導(dǎo)線對輸電塔x向約束很弱，所以塔線體系x向加速度RMS遠(yuǎn)大于單塔；塔線體系y向風(fēng)荷載并無顯著增加，但是導(dǎo)線對輸電塔y向約束作用強，加上導(dǎo)線阻尼的綜合作用，導(dǎo)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(fēng)速的變化曲線 Fig.8 RMS value acceleration with change of wind speed

體系良態(tài)風(fēng)場x向y向臺風(fēng)風(fēng)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(fēng)振系數(shù)

風(fēng)振系數(shù)根據(jù)風(fēng)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(fēng)壓;μs為體型系數(shù);μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù);A為迎風(fēng)面積;m為節(jié)段質(zhì)量;g為峰值因子，取2.5;σa為加速RMS。

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

表5 風(fēng)振系數(shù)計算結(jié)果Tab.5 Wind vibration coefficients

3 結(jié) 論

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

(1)阻尼識別結(jié)果表明輸電塔風(fēng)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(jié)構(gòu)阻尼，因此設(shè)計時應(yīng)當(dāng)考慮其有利的影響。

(2)兩類風(fēng)場下輸電塔的風(fēng)振響應(yīng)隨風(fēng)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(fēng)向角變化不明顯，基本維持在某個值附近，說明橫風(fēng)向響應(yīng)與順風(fēng)向響應(yīng)處于同一量級，設(shè)計時需要考慮橫風(fēng)向振動。

(3)兩類風(fēng)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(dǎo)線對y向振動的約束作用更明顯。

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

(5)臺風(fēng)風(fēng)場下風(fēng)振系數(shù)比良態(tài)風(fēng)場大7%以上，表明臺風(fēng)區(qū)輸電線路設(shè)計時要考慮臺風(fēng)高湍流特性對風(fēng)荷載的放大作用。

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