特高壓輸電線路塔架和輸電塔–線體系橫風(fēng)速響應(yīng)風(fēng)洞試驗(yàn)研究

特高壓輸電線路塔架和輸電塔–線體系橫風(fēng)速響應(yīng)風(fēng)洞試驗(yàn)研究

0風(fēng)荷載及風(fēng)效應(yīng)研究電塔是一種典型的風(fēng)敏感結(jié)構(gòu)。隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)發(fā)展,特高壓輸電工程在我國(guó)進(jìn)入大量建設(shè)時(shí)期,特高壓輸電塔的風(fēng)振響應(yīng)也越來(lái)越受到人們的關(guān)注。J.D.Holmes對(duì)格構(gòu)式塔架順風(fēng)向響應(yīng)進(jìn)行深入研究,而在風(fēng)荷載作用下,一些輕型塔桅結(jié)構(gòu)的破壞和劇烈振動(dòng)通常由橫風(fēng)向振動(dòng)所致。與順風(fēng)向振動(dòng)相比,橫風(fēng)向振動(dòng)形成機(jī)制復(fù)雜,對(duì)于高層建筑的橫風(fēng)向風(fēng)荷載及風(fēng)效應(yīng),已有相關(guān)理論研究和簡(jiǎn)化計(jì)算方法[10,11,12,13,14,15],而對(duì)于輸電塔橫風(fēng)向振動(dòng)的研究仍主要集中在現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和風(fēng)洞試驗(yàn)。文獻(xiàn)[16-17]針對(duì)正六邊形格構(gòu)式塔架和鋼框架微波發(fā)射塔進(jìn)行風(fēng)振實(shí)測(cè)。文獻(xiàn)通過(guò)氣動(dòng)彈性模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究了高聳塔架的橫風(fēng)向動(dòng)力風(fēng)效應(yīng)。文獻(xiàn)設(shè)計(jì)制作了輸電塔架氣動(dòng)彈性模型,進(jìn)行了風(fēng)振響應(yīng)的試驗(yàn)研究。文獻(xiàn)做氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn),分析了單塔及塔–線體系在紊流場(chǎng)中的加速度及位移響應(yīng)。文獻(xiàn)以某典型500kV高壓輸電線路結(jié)構(gòu)為原型,設(shè)計(jì)制作了單塔與塔–線體系的完全氣彈模型,進(jìn)行了單塔和塔–線體系在紊流風(fēng)場(chǎng)中的完全氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)。文獻(xiàn)[22-23]以1000kV特高壓輸電線路為對(duì)象,進(jìn)行單塔和塔–線體系在均勻流場(chǎng)、紊流場(chǎng)中包括覆冰工況在內(nèi)的多種工況的風(fēng)洞試驗(yàn)研究。1000kV輸電塔比其他電壓等級(jí)輸電塔更高,且鋼管桿件也使其對(duì)風(fēng)荷載更為敏感。本文通過(guò)完全氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究了某1000kV輸電塔在掛線和不掛線條件下的橫風(fēng)向風(fēng)振響應(yīng)。1氣彈模型與風(fēng)洞測(cè)試設(shè)計(jì)1.1滬西變電站試驗(yàn)原型為皖電東送淮南—上海1000kV輸電線路。起點(diǎn)為安徽淮南變電站,終點(diǎn)為上海滬西變電站,線路總長(zhǎng)度為2×650km,全線采用同塔雙回鋼管塔。試驗(yàn)輸電塔的原型即此線路中的直線自立塔,塔架橫斷面為正方形,塔腿根開(kāi)為18m×18m,塔高103.6m,呼高57m。線路的水平檔距510m,垂直檔距720m。輸電導(dǎo)線為8分裂,雙回路六相。1.2幾何相似比檢驗(yàn)試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室TJ-3風(fēng)洞進(jìn)行,實(shí)驗(yàn)室的尺寸為14m×15m×2m。根據(jù)原型高度和實(shí)驗(yàn)室的高度確定幾何相似比為1:60,而根據(jù)該相似比導(dǎo)(地)線長(zhǎng)度無(wú)法滿足,根據(jù)文獻(xiàn)提供的方法,將修正系數(shù)設(shè)為0.5,可得導(dǎo)地線的幾何相似比為1:120。根據(jù)各相似準(zhǔn)則,除滿足幾何相似、剛度相似、質(zhì)量分布一致以外,完全的氣動(dòng)彈性模型仍需滿足Strouhal數(shù)、弗勞德數(shù)、彈性參數(shù)和阻尼比的相似。試驗(yàn)時(shí)要滿足以上所有相似參數(shù)往往是不可能的,本文試驗(yàn)中略微放松了弗勞德數(shù)的相似條件,由此風(fēng)速的相似系數(shù)定為1:3,模型的相似系數(shù)如表1所示。1.3試驗(yàn)內(nèi)容和條件試驗(yàn)時(shí)采用加速度傳感器和激光位移計(jì)測(cè)量相應(yīng)部位的風(fēng)振響應(yīng)。在模型輸電塔上共布置了加速度測(cè)點(diǎn)6個(gè),位移測(cè)點(diǎn)6個(gè),單塔模型試驗(yàn)照片、測(cè)點(diǎn)布置和風(fēng)攻角示意如圖1所示,塔–線體系試驗(yàn)照片如圖2所示,對(duì)應(yīng)的測(cè)試內(nèi)容如表2所示。本文的風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)象為單塔和塔–線體系,試驗(yàn)內(nèi)容為測(cè)試其在紊流場(chǎng)中90°、0°風(fēng)攻角下的加速度和位移響應(yīng)。試驗(yàn)工況列舉如下:1)單塔,紊流場(chǎng),90°風(fēng)攻角,試驗(yàn)風(fēng)速級(jí)數(shù)范圍為2~6m/s,各風(fēng)速等級(jí)為2、3、4、4.5、5、5.5和6m/s。2)單塔,紊流場(chǎng),0°風(fēng)攻角,試驗(yàn)風(fēng)速級(jí)數(shù)范圍為2~6.5m/s,各風(fēng)速等級(jí)為2、3、4、4.5、5、5.5、6和6.5m/s。3)塔–線體系,紊流場(chǎng),90°風(fēng)攻角,試驗(yàn)風(fēng)速級(jí)數(shù)范圍為2~5m/s,各風(fēng)速等級(jí)為2、3、3.5、4、4.5和5m/s。試驗(yàn)時(shí)采樣頻率均為100Hz,采樣時(shí)間為90s。2風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果及分析2.1結(jié)構(gòu)內(nèi)最大橫向加速度響應(yīng)圖3為單塔模型在90°和0°風(fēng)攻角下部分測(cè)點(diǎn)的平均位移響應(yīng)、均方根位移響應(yīng)以及均方根加速度響應(yīng)。由于位移計(jì)位于橫擔(dān)兩端,圖中(D1+D2)/2和(D4+D5)/2表示由2測(cè)點(diǎn)的平均時(shí)程得出的結(jié)果,代表塔身處的響應(yīng)?？梢钥闯?上述響應(yīng)均隨風(fēng)速的增大而增大。對(duì)比單塔模型橫風(fēng)向和順風(fēng)向的風(fēng)振響應(yīng),可得如下結(jié)果:1)90°風(fēng)攻角時(shí),塔頂在試驗(yàn)風(fēng)速6m/s時(shí),發(fā)生順風(fēng)向1.08cm靜位移,橫風(fēng)向0.43cm靜位移,分別相當(dāng)于實(shí)際塔頂23.5m/s風(fēng)速下順風(fēng)向66cm靜位移,橫風(fēng)向26cm靜位移。在風(fēng)速變化過(guò)程中,塔頂橫風(fēng)向平均位移達(dá)到順風(fēng)向平均位移的40%~75%。隨著高度的降低,橫風(fēng)向與順風(fēng)向平均位移的比值呈增大趨勢(shì),在中橫擔(dān)處該比值范圍為41%~130%。橫、順風(fēng)向的均方根位移響應(yīng)比值在上述2高度處分別為23%~66%和80%~112%。2)90°風(fēng)攻角時(shí),塔頂和塔身變截面處的橫風(fēng)向均方根加速度響應(yīng)大致為順風(fēng)向的25%~38%。3)0°風(fēng)攻角時(shí),中橫擔(dān)處橫風(fēng)向平均位移響應(yīng)占順風(fēng)向響應(yīng)的12%~93%,均方根位移響應(yīng)的此比值范圍為44%~67%。在最高試驗(yàn)風(fēng)速6.5m/s時(shí),中橫擔(dān)順風(fēng)向平均位移達(dá)到1.57cm,橫風(fēng)向平均位移也達(dá)到0.51cm,分別相當(dāng)于實(shí)際塔頂25.4m/s風(fēng)速下順風(fēng)向94cm靜位移,橫風(fēng)向31cm靜位移。4)0°風(fēng)攻角時(shí),塔頂和塔身變截面處的橫風(fēng)向均方根加速度響應(yīng)是順風(fēng)向的1.5~4倍。由以上結(jié)果可以看出,90°和0°風(fēng)攻角時(shí),單塔橫風(fēng)向平均位移和均方根位移基本上均小于順風(fēng)向位移響應(yīng),只在個(gè)別風(fēng)速較高工況下會(huì)超過(guò)順風(fēng)向;而塔頂橫風(fēng)向加速度響應(yīng)在0°風(fēng)攻角時(shí)大于順風(fēng)向,由于模型塔在x和y方向上的基頻接近,原因可能是90°風(fēng)攻角時(shí),上部橫擔(dān)迎風(fēng)面積小,旋渦脫落對(duì)橫風(fēng)向加速度影響較小,而0°風(fēng)攻角時(shí),上部橫擔(dān)迎風(fēng)面積大,旋渦脫落對(duì)橫風(fēng)向加速度影響較大。圖4為單塔與塔–線體系模型響應(yīng)對(duì)比結(jié)果?？梢钥闯?塔–線模型中塔的橫風(fēng)向均方根加速度響應(yīng)大于單塔模型。若單獨(dú)以D1、D4測(cè)點(diǎn)來(lái)分析橫風(fēng)向位移響應(yīng),則不論是平均位移值還是均方根位移值,塔–線體系均大于單塔;若取D1、D2或D4、D5測(cè)點(diǎn)的平均時(shí)程即塔身處的響應(yīng),來(lái)分析橫風(fēng)向位移響應(yīng),則發(fā)現(xiàn)大多數(shù)試驗(yàn)風(fēng)速內(nèi),塔–線體系中塔的橫風(fēng)向平均位移響應(yīng)小于單塔,只在較高風(fēng)速時(shí)略大于單塔。以上分析表明,塔–線體系中該模型塔有明顯的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)。塔身處,塔–線體系的橫風(fēng)向均方根位移響應(yīng)小于單塔。2.2單塔模型結(jié)構(gòu)內(nèi)加速度響應(yīng)在頻域內(nèi)對(duì)單塔的動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)程進(jìn)行分析,得到位移和加速度的響應(yīng)功率譜,通過(guò)對(duì)圖5、6功率譜的分析,結(jié)果如下:1)單塔模型在90°風(fēng)攻角時(shí),順風(fēng)向加速度響應(yīng)主要由一階和二階共振分量構(gòu)成,其中二階分量的貢獻(xiàn)比一階分量大得多;與順風(fēng)向相比,橫風(fēng)向加速度響應(yīng)除受一階和二階共振分量影響以外,還受一個(gè)高階分量影響,且能量比前2階都要高。2)單塔模型在0°風(fēng)攻角時(shí),順風(fēng)向加速度響應(yīng)由一階共振分量和一個(gè)高階分量構(gòu)成,其中該高階分量能量較高;橫風(fēng)向加速度響應(yīng)由前2階和1個(gè)高階共振分量構(gòu)成,前2階能量較高。3)單塔模型在90°風(fēng)攻角時(shí),順風(fēng)向和橫風(fēng)向位移響應(yīng)均由風(fēng)荷載引起的背景分量、一階和二階共振分量構(gòu)成,以一階分量為主;0°風(fēng)攻角時(shí)的情況與90°風(fēng)攻角情況類似。3橫向加速度響應(yīng)—結(jié)論1)時(shí)域內(nèi),單塔的橫風(fēng)向加速度和位移響應(yīng)均與順風(fēng)向響應(yīng)處于同一數(shù)量級(jí);某些風(fēng)速情況下,橫風(fēng)向位移響應(yīng)甚至大于順風(fēng)向。2)時(shí)域內(nèi),塔–線體系中模型塔的橫風(fēng)向加速度響應(yīng)大于單