牛華偉，孔凱歌，陳 寅，陳政清

(1. 湖南大學 風工程研究中心，湖南 長沙 410082;2．廣西交通規(guī)劃勘察設計研究院，廣西 南寧 530000；3. 中南電力設計院，湖北 武漢 430071)

500 kV全聯(lián)合變電構架體型系數(shù)風洞試驗及風振系數(shù)取值分析*

牛華偉1?，孔凱歌1，2，陳 寅3，陳政清1

(1. 湖南大學 風工程研究中心，湖南 長沙 410082;2．廣西交通規(guī)劃勘察設計研究院，廣西 南寧 530000；3. 中南電力設計院，湖北 武漢 430071)

以典型的500 kV全聯(lián)合變電構架為背景，通過風洞試驗測試與有限元計算分析相結合，研究全聯(lián)合變電構架的風荷載體型系數(shù)、風振系數(shù)的取值.分別制作了1/11的單根橫梁模型和1/32的七跨全聯(lián)合構架模型，測試了不同類型橫梁的風荷載體型系數(shù)，并基于風洞試驗得到的體型系數(shù)對全聯(lián)合構架進行風振響應分析，計算了其風振系數(shù)取值.結果表明，A,B和C三類橫梁體型系數(shù)測試值分別為2.23，2.35和2.18，比《建筑結構荷載規(guī)范》和《變電站建筑結構設計技術規(guī)程》取值分別大8%，14%和7%；阻尼比2%時，20 m，26 m和34 m標高處橫梁的風振系數(shù)分別為1.60，1.80和1.58，比《變電站建筑結構設計技術規(guī)程》的取值分別大7%，6%和5%，國內(nèi)規(guī)范對此類結構的風荷載取值偏于不安全.

變電構架；風洞試驗；風荷載；體型系數(shù)；風振系數(shù)

500 kV變電構架是電網(wǎng)系統(tǒng)中最為重要的一個環(huán)節(jié)，其安全性直接影響著國民經(jīng)濟的發(fā)展，且其造價在整個輸變電線路中占了很大的比例．為了在保證安全性的同時盡可能降低工程造價，目前較為常用的就是采用全聯(lián)合的構架布置，它能使構架梁、柱在受力范圍和受力方向形成聯(lián)合受力體系.但是結構布置的特殊性卻使500 kV全聯(lián)合變電構架成為變電站中結構最為復雜的構筑物.全聯(lián)合變電構架在不同標高設置構架橫梁，這使得結構迎風面較單孔門型構架大幅增加，同時也使得結構整體趨于柔性化，致使風荷載作用效應顯著，導致風荷載成為結構設計中控制性的水平動力荷載.

構架橫梁一般采用三角變斷面，主弦桿采用鋼管，腹桿為角鋼構件，螺栓連接形成格構式鋼梁．這種桿件的組合形成了更加復雜的風荷載產(chǎn)生機理，但是目前關于此類全聯(lián)合變電構架風荷載參數(shù)與機理方面的研究卻很少.國內(nèi)的陳寅、楊明、潘峰等人對1 000 kV全聯(lián)合構架風振系數(shù)取值進行了計算分析[1-3];韓文慶等計算分析了風荷載對500 kV全聯(lián)合構架的影響[4]，而國外由于此類全聯(lián)合構架使用較少，作者并未檢索到專門研究其風荷載特性的英文文獻.同時值得指出，上述研究中計算風振系數(shù)采用的風荷載體型系數(shù)均是以規(guī)范取值為依據(jù)進行的，缺乏相應的風洞試驗數(shù)據(jù).此外，我國有關規(guī)范[5-7]中可參考的體型系數(shù)取值都是基于輸電塔或桁架結構得到的，但其取值卻相對較為簡略[8]，直接用于變截面的全聯(lián)合構架需要進一步探討，甚至產(chǎn)生較大的偏差.而規(guī)范中規(guī)定的風振系數(shù)取值也很不合理，需要專門進行研究.為此，本文以典型的500 kV變電站全聯(lián)合構架為對象，通過風洞試驗測試了橫梁的體型系數(shù)，近一步計算了聯(lián)合構架不同高度橫梁的風振系數(shù)取值，以期為工程設計實踐提供依據(jù)和參考.

1 脈動風速模擬與氣動力時程

為了分析全聯(lián)合變電構架在脈動風荷載作用下的風振響應，首先采用Deodatis等[9]提出的諧波合成法生成了脈動風速時程樣本.模擬過程采用的風場參數(shù)如下：場地類型B類，離地10 m高度處風速U10=23.9 m/s，對應基準風壓0.35 kN/m2,地貌粗糙度高度Z0=0.05 m，Von Karman常數(shù)K取為0.4.順風向脈動風速自功率譜采用我國建筑結構荷載規(guī)范建議的Davenport風譜，其形式如下：

(1)

coh(r,ω)=

(2)

式中:Cz和Cy分別為順風向脈動風速在豎向及跨向的空間相關性衰減系數(shù)，按照規(guī)范分別取為10和16.

利用上述方法分別模擬了六層高度共計250個節(jié)點的脈動風速時程，同時保證了每根橫梁上面至少存在三個風速模擬節(jié)點，對應每層高度位置沿縱向每隔7 m左右生成一個脈動風速點，平均風速按基本風壓和B類風場計算，不同高度的風壓按照B類風場基準風壓乘以風壓高度變化系數(shù)得到.

在獲得了各節(jié)點位置處的脈動風時程后即可依據(jù)體型系數(shù)按照準定常理論建立節(jié)點脈動風荷載.計算中僅考慮水平向風荷載作用，作用在橫梁節(jié)段i的順風向脈動風荷載為：

(3)

(4)

將平均風荷載與脈動風荷載進行疊加即可得到計算風荷載的數(shù)據(jù).

2 風荷載體型系數(shù)風洞試驗

2.1 試驗紊流風場

考慮到聯(lián)合構架體系主要受力部分為橫梁，而每根橫梁可以看作在來流紊流度和風速保持不變的同一個平面內(nèi)，因此風場模擬時根據(jù)測試對象分為兩種類型：1)單根橫梁模型測試試驗，采用不考慮風速剖面的格柵紊流風場，紊流度按照B類風場對應高度的數(shù)據(jù)取值約12%，如圖1所示；2)多跨聯(lián)合構架模型風洞試驗，對應規(guī)范中B類紊流風場模擬，風速剖面與紊流度剖面如圖2所示.上述兩類紊流場主要模擬橫梁高度的紊流度和順風向脈動風譜等主要參數(shù).

測點位置/m

測點位置/m

2.2 試驗模型

全聯(lián)合變電構架橫向為兩跨2X30 m，跨向為七跨7X28 m，3層橫梁標高分別為20 m，26 m和34 m.構架跨向與橫向橫梁共46根，編號如圖3所示.這些橫梁共分為3類：(A)28 m跨邊梁，編號1～7,15～21；(B)28 m跨中梁，即在28 m跨邊梁上增加了3個掛線橫擔，編號8～14；(C)30 m跨橫梁，編號22～46.在實際結構中，A，B，C每類橫梁根據(jù)位置不同其構件并不完全相同，但僅有少量腹桿尺寸變化，本研究中為了測試方便把A，B，C每類橫梁均制作為完全相同.其中A，B兩類橫梁透風率為0.25(不考慮橫擔).C類橫梁透風率為0.26.

U/U80

紊流度/%

圖3 全聯(lián)合構架橫梁編號及風向角定義

根據(jù)聯(lián)合構架橫梁及整體布置尺寸，考慮風洞截面的大小，單根橫梁體型系數(shù)測試模型制作比例為1/11，而全聯(lián)合構架模型制作比例為1/32，安裝在風洞內(nèi)的試驗模型照片分別如圖4和圖5所示.

圖4 單梁模型照片(1/11)

(a)全聯(lián)合構架模型

(b)全聯(lián)合構架中的單梁照片

2．3 單梁體型系數(shù)測試

分別以A，B，C三類橫梁比例1/11的單根橫梁模型為基準進行測試，同時，為了考慮全聯(lián)合構架體型系數(shù)測試時由于模型制作比例不同產(chǎn)生的誤差，此處在相同的格柵紊流風場中測試了三類橫梁比例1/32的單梁模型.由于模型比例不同，氣動力荷載差別較大，為了提高測試精度，對1/11的橫梁采用兩端支承雙天平系統(tǒng)測試，天平為綿陽六維科技有限公司開發(fā)的五分量桿式天平；對1/32的單梁模型在梁中采用單天平測試，此時天平為量程較小的美國ATI動態(tài)高頻天平.兩類測試中均修正了由于天平支架造成的干擾作用.風洞試驗在湖南大學HD-2風洞第一試驗段進行，該試驗段長17 m，寬3 m，高2.5 m，風速0～58 m/s連續(xù)可調(diào).試驗時，格柵紊流場來流平均風速20 m/s，采樣頻率為200 Hz，采樣時間120 s.根據(jù)結構對稱性，測試風向角為0～90°，定義當來流與橫梁軸線垂直時為0°風向角，逆時針旋轉至來流與橫梁軸線平行時為90°風向角，具體定義見圖6.

圖6 單梁試驗風向角定義

兩種比例三類梁在紊流場下體型系數(shù)測試值隨風向角變化曲線如圖7和圖8所示.

風向角/(°)

風向角/(°)

由圖7可知，單根橫梁的體型系數(shù)隨著風向角的增大而減小，0°風向角由于擋風面積最大而體型系數(shù)最大，90°風向角體型系數(shù)約為0°風向角體型系數(shù)的21%.

比較可知，兩種比例模型三類橫梁的測試結果趨勢相同，但數(shù)值略有差別，其主要原因在于：1)主弦桿為圓桿，不同縮尺比模型會受到雷諾數(shù)效應的影響；2) 1/32模型各構件尺寸較小，節(jié)點板等部位很難準確加工.為此，下文全聯(lián)合構架的測試值均采用兩種比例模型在同一風向角下的體型系數(shù)比值對測試結果進行修正，即所有測試結果均以1/11橫梁體型系數(shù)為基準.

2.4 全聯(lián)合變電構架模型橫梁體型系數(shù)

全聯(lián)合變電構架橫梁體型系數(shù)測試在湖南大學HD-2風洞大試驗段進行，截面寬8 m，高2 m，風場采用圖2所示的B類紊流場.與比例1/32單梁測試相同，試驗仍采用單天平系統(tǒng).0°,45°和90°三種典型風向角下聯(lián)合構架各橫梁體型系數(shù)測試結果如圖9～11所示.

角度/(°)

角度/(°)

全聯(lián)合構架風洞測試的橫梁編號和風向角如圖3所示，當風向角為0°時風向與1～21號橫梁軸向垂直而與22～46號橫梁軸線平行，故風向角從0到90°變化時1～21號梁體型系數(shù)由大到小變化，而22～46號梁由小到大變化.

3 風振響應與風振系數(shù)分析

3.1 全聯(lián)合構架動力特性分析

采用大型通用有限元分析軟件ANSYS10.0對聯(lián)合構架進行建模，立柱、桁架梁統(tǒng)一采用beam188梁單元模擬.共計46根梁，24根柱，計算節(jié)點數(shù)3 562個.模型邊界條件為在立柱底端固結，梁柱之間的連接根據(jù)允許的軸向位移按剛度等效為矩形梁模擬.模態(tài)分析得到了結構的自振頻率和振型，前兩階振型如圖12所示.

角度/(°)

(a) 第1階振型圖，f=0.657 1

(b) 第2階振型圖，f=0.716 3

3.2 聯(lián)合構架的風振響應

采用時程響應分析方法，對全聯(lián)合構架進行風振響應計算.計算中考慮各立柱荷載，各立柱阻力系數(shù)均按照1.2取值，計算阻尼比2%，計算風向角0°,45°和90°，僅統(tǒng)計每根橫梁順風向最大平均位移及其對應的脈動位移響應，如圖13～15所示.

梁編號

梁編號

梁編號

由圖13～15可知，不同標高處橫梁的平均位移響應隨風向角增大而增大，其主要原因在于：1) 分析表明，0°風向時，沿跨向中線方向布置的人字柱對整體剛度的貢獻很大，致使聯(lián)合構架沿橫向的剛度明顯大于沿跨向的剛度，因此在相同風荷載作用下0°風向角的位移響應更?。?)橫梁的位移主要由立柱變形引起的，其自身變形很小.以26 m高度處4號橫梁為例，90°風向時，其最大平均位移響應為96.519 mm，此時該橫梁端部立柱的平均位移響應為94.755 mm，橫梁自身變形不足2 mm；3)90°風向正面迎風的橫梁多于0°風向正面迎風的橫梁， 其風荷載比0°風向大.

3.3 橫梁順風向風振系數(shù)

以Davenport提出的陣風荷載因子法來計算風振系數(shù)，其定義為：

(5)

根據(jù)計算得到的橫梁各節(jié)點的位移時程，依式(5)求出各橫梁的風振系數(shù).阻尼比2%時，各橫梁在0°,45°和90°三種典型風向角下順風向位移風振系數(shù)如圖16～18所示.

角度/(°)

角度/(°)

角度/(°)

3.4 阻尼對風振系數(shù)的影響

為考慮阻尼特性的影響，根據(jù)文獻[5]和高層民用建筑鋼結構技術規(guī)程[10]關于鋼結構阻尼比的規(guī)定，比較計算了0°和90°風向角與風向垂直的各橫梁在阻尼比1%和2%時的風振系數(shù)，如圖19和圖20所示.

梁編號

梁編號

從上圖中可以看出，在同一風向角下同一橫梁在阻尼比1%時的風振系數(shù)比阻尼比2%時的取值更大，最大偏差可達11%.

4 比較與分析

4.1 構架橫梁體型系數(shù)

將全聯(lián)合構架橫梁0°風向角下體型系數(shù)風洞實測值與GB50009-2012《建筑結構荷載規(guī)范》和DL/T5457-2012《變電站建筑結構設計技術規(guī)程》中的取值進行比較如表1所示.

表1 橫梁體型系數(shù)實測值與規(guī)范取值比較

Tab.1 The comparison of the measured shape factors and those specified in standards

模型編號實測值變電站規(guī)范建筑結構荷載規(guī)范A類2.2302.032.06B類2.3522.032.06C類2.1842.022.04

由表1可知，兩種荷載規(guī)范體型系數(shù)取值基本一致，而三類梁在紊流場下的實測值較規(guī)范值分別大8%，14%和7%，規(guī)范值偏于不安全.

4.2 構架橫梁風振系數(shù)

為了比較，分別將20 m，26 m和34 m高度橫梁風振系數(shù)取平均代表該標高處橫梁的風振系數(shù)，不同風向角兩種阻尼比下各橫梁風振系數(shù)如表2所示.

表2 不同高度不同阻尼比橫梁風振系數(shù)均值

Tab.2 Mean dynamic response factors of beam in different height and damping ratio

風向高度/m 阻尼比1% 阻尼比2% 0°45°90°0°45°90°201.941.721.661.811.641.60261.931.621.631.801.571.56342.081.701.651.911.631.58

為了與規(guī)范比較，將表2中不同標高橫梁正面迎風時的風振系數(shù)測試值與規(guī)范值列表為表3.可見，阻尼比2%時計算風振系數(shù)值比《高聳結構設計規(guī)范》取值小而比《變電站建筑結構設計技術規(guī)程》取值大，且其沿高度變化規(guī)律與變電站規(guī)程基本一致.

表3 風振系數(shù)規(guī)范值與測試值對比

Tab.3 The comparison of the measured dynamic response factors and those specified in standard

梁高/m阻尼比1%阻尼比2%高聳規(guī)范變電站規(guī)程201.661.601.801.5261.931.802.051.7341.651.582.401.5

5 結 論

本文通過對500 kV全聯(lián)合構架進行風洞試驗及風振響應分析得到如下主要結論：

1) A，C兩類橫梁體型系數(shù)測試值比變電站規(guī)范取值偏大了9.9%和7.9%，比建筑荷載規(guī)范取值分別大了8.3%和6.9%.在此基礎上，B類橫梁由于橫擔的存在其體型系數(shù)比A類梁又增大了5.4%，規(guī)范中的此類橫梁體型系數(shù)取值偏于不安全.

2) 基于風洞測試橫梁體型系數(shù)和時程響應分析計算的聯(lián)合構架橫梁風振系數(shù)取值比規(guī)范值更大.阻尼比2%時，20 m，26 m和34 m橫梁風振系數(shù)分別為1.60，1.80和1.58.比變電站建筑結構設計技術規(guī)程分別大7%，6%和5%.

3) 阻尼比對風振系數(shù)的取值存在較明顯的影響.橫梁正面迎風時，阻尼比1%的風振系數(shù)比阻尼比2%時的最大增大了11%.

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500 kV Whole Combined Substation Framework Shape Factor of Wind Tunnel Test and Dynamic Response Factor Analysis

NIU Hua-wei1?, KONG Kai-ge1，2, CHEN Yin3, CHEN Zheng-qing1

(1. Wind Engineering Research Center, Hunan Univ, Changsha,Hunan 410082，China;2.Guangxi Transportation Planning Survey and Design Institute, Nanning,Guangxi 530000,China;3.Central Southern China Electric Power Design Institute, Wuhan,Hubei 430071,China)

Taking a typical 500kV full combined substation framework as the background, the shape factor of the wind load and the dynamic response factor of this structure were investigated by combining wind tunnel tests and finite element calculation analysis. Three single beam models and a full combined framework model were produced at 1∶11 and 1∶32 model scale, respectively. Then a series of experiments were conducted to test the shape factors. Finally, based on the wind tunnel results, the wind-induced response analysis of the full combined substation framework was done, and the dynamic response factors were obtained. The results show that the test values of the shape factors of beams A, B, and C are 2.23, 2.35 and 2.18, which is 8%, 14% and 7% larger than the corresponding values stipulated in load code for the design of building structures and the technical code for the design of substation buildings and structures. For a 2% damping ratio, the dynamic response factors of the beams at 20m, 26m and 34m are 1.60, 1.80 and 1.58, respectively. And those are 7%, 6% and 5% larger than the dynamic response factors prescribed in the technical code for the design of substation buildings and structures. This indicates that the design loads specified in current domestic provisions for this structure are non-conservative.

substation framework; wind tunnel test; wind load; shape factor; dynamic response factor

2014-12-23

國家自然科學基金資助項目(51478181),National Natural Science Foundation of China(51478181)

牛華偉(1978-)，男，河南駐馬店人，湖南大學高級工程師，工學博士

?通訊聯(lián)系人，E-mail:niuhw@hnu.edu.cn

1674-2974(2015)11-0080-08

TB123; TU317

A