第一作者李正良男，教授，博士生導師,1963年生

特高壓雙柱懸索拉線塔塔線體系風洞試驗研究

李正良1，鄒鑫1，施菁華2，晏致濤1，俞登科1，肖正直1

(1.重慶大學土木工程學院,重慶400045；2.華北電力設計院工程有限公司,北京100120)

摘要：針對雙柱懸索拉線塔線體系與自立式特高壓輸電塔線體系風振特性顯著不同，為研究雙柱懸索拉線塔塔線體系風振響應隨風向角及風速變化，進行單塔、塔線體系氣彈性模型風洞試驗。結果表明，塔線體系風振響應隨風向角變化規(guī)律基本與單塔試驗相同，但變化幅度明顯高于單塔。0°、45°、60°風向角為工程設計不利工況。

關鍵詞：雙柱懸索拉線塔線體系；單塔模型；氣彈性模型；風向角；風振響應；風洞試驗

基金項目：國家自然科學基金項目(51308568)

收稿日期：2014-07-23修改稿收到日期：2014-09-25

中圖分類號:TM723;TU317+.1;TU311.3

文獻標志碼：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、受壓格構式柱聯(lián)合受力結構體系由White[1]提出，并成功用于輸電線路跨越峽谷及偏遠貧瘠地區(qū)。Behnckere等[2]通過闡述雙柱懸索拉線塔設計、施工及運行過程，總結懸索拉線塔與自立式塔的優(yōu)缺點。Kempner等[3]通過對雙柱懸索拉線塔塔線體系模態(tài)及動力響應進行理論分析、物理實驗認為，在高頻區(qū)域，拉線塔趨向發(fā)生“子導線震蕩”。Kahla[4-5]針對拉線塔拉線突然斷線問題進行一系列研究。

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)點逐漸受到關注。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，對該結構形式研究幾乎空白。

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

1風洞試驗概況

試驗在西南交通大學XNJD-3號風洞中進行。試驗段長36 m，寬22.5 m，高4.5 m。據(jù)實際工程場地資料，采用粗糙元與尖塔等被動措施模擬縮尺比1∶30的B類大氣邊界層風場。模型測試位置平均風速剖面及湍流度剖面見圖1。

圖1　平均風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

利用氣動彈性模型風洞試驗方法對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則、塔線體系原型及XNJD-3試驗段尺寸，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

本試驗模型采用單塔兩跨線塔線體系，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電纜線制作，并通過添加小彈簧、外裹小鉛片實現(xiàn)軸向拉伸剛度及質(zhì)量相似。塔線體系模型見圖2。

1.2測點布置及試驗工況

試驗設0°風向?qū)獊砹鞔怪睂Ь€情況，90°風向?qū)獊砹髌叫袑Ь€情況。風速級數(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。各試驗工況針對單塔、塔線體系分別進行。 試驗時，在4根拉線上各自布置電阻應變片測試拉力，應變片與拉線連接見圖3。在0°風向角下迎風側立柱中部布置2個加速度傳感器，分別測試塔身順風向、橫風向加速度。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態(tài)天平測試立柱基地反力。采樣頻率均256 Hz。0°時測點位置及編號對應關系見表2。所測0°、30°、45°、60°、90°風向角工況見圖4。

圖3 拉線應變片F(xiàn)ig.3Straingaugeinguys圖4 試驗風向角示意圖Fig.4Illustrationofwinddirection

表2　試驗測試位置與測點編號對應關系

2試驗結果分析及討論

2.1塔身加速度響應

塔線體系立柱順風向、橫風向加速度響應均方根隨試驗風速及風向角變化見圖5。由圖5看出，塔身順、橫風向加速度均方根均隨試驗風速增加單調(diào)遞增。設計風速(相當于試驗風速6 m/s)內(nèi)，順、橫風向加速度均方根均在0°風向角時最大。超越設計風速時橫風向加速度均方根在45°風向角下急劇增大。塔身順風向振動受風向角影響明顯大于橫風向。

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

設計風速內(nèi)單塔、塔線體系塔身橫風向加速度均方根幾乎不隨風向角變化，加速度均方根可通過來流風速估計。對單塔、塔線體系分別給出與試驗數(shù)據(jù)相符的立柱橫風向加速度均方根估計公式為

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

(1)

acrsm=-0.029+0.011v+0.002 1v2

(2)

立柱橫風向加速度均方根估計見圖6。設計風速內(nèi)，塔身加速度均方根在0°風向角下達最大。單塔、塔線體系對應0°風向角時塔身橫風向加速度均方根值見圖7。由圖7可見，隨試驗風速增加塔線體系橫風向加速度均方根增大幅度小于單塔工況。原因為由于掛上導線后拉線張緊，一定程度會增大體系剛度。二者在0°工況下來流垂直于導線，導線所受風荷載遠大于格構式塔身，導致兩端鉸接的F7立柱壓力增加，見圖8。導線對立柱振動有一定抑制作用。

圖6 立柱橫風向加速度均方根估計Fig.6TheaccelerationRSMestimationinmastatcross-winddirection圖7 0°工況立柱橫風向加速度均方根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

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線影響，拉線拉力隨風向角改變幅度大于單塔工況。限于篇幅，僅給出單塔時拉線拉力均值隨風向角、試驗風速變化見圖9。由圖9看出，0～90°內(nèi)D2拉線始終在迎風側，而D3始終處于背風側，故D2拉線拉力在所有風向角下均隨試驗風速增加而增大，而D3則隨試驗風速增加而減小。隨風向角從0°改變到90°，D1開始位于迎風側，之后轉(zhuǎn)向背風面。D4開始處于背風側，而后轉(zhuǎn)向迎風側。因而D1拉力先隨試驗風速增加而增大，后隨試驗風速增加而減小，D4拉力變化規(guī)律恰恰相反。60°風向角時拉線拉力均值隨試驗風速增加基本不變。總體而言，迎風側拉線拉力隨試驗風速增加單調(diào)遞增，而背風側拉線單調(diào)遞減。拉線拉力最大值出現(xiàn)在來流風向60°時，拉線設計應重點考慮此風向角下是否存在斷線問題。

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

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

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向角變化幅度顯著高于單塔試驗。值得注意的是，在來流平行于導線90°風向角時，立柱豎向反力均值基本不隨試驗風速的增加而增加。主要因此風向角下導線的風力明顯低于其它工況，而立柱自身所受風力顯著小于導線，故立柱所受風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結論

(1)立柱橫風向加速度響應與順風向相當，設計時應同時考慮兩方向振動。在各風向角工況下，橫風、順風向加速度均方根隨來流速度增加呈單調(diào)遞增趨勢。

(2)立柱橫風向加速度均方根幾乎不隨風向改變而變化。在設計風速范圍內(nèi)，橫風向加速度均方根隨來流平均風速的遞增關系接近二次函數(shù)關系，并給出立柱橫風向加速度均方根估計關系。

(3)迎風側拉線隨試驗風速增加單調(diào)遞增，而背風側拉線單調(diào)遞減。60°風向角下拉線拉力達到最大值，工程設計應重點關注是否存在斷線問題。

(4)設計風速以內(nèi)，立柱加速度響應最大值出現(xiàn)在0°工況。超越設計風速時，立柱橫風向加速均方根在45°工況時迅速增大。

(5)塔線體系底部豎向反力最大值出現(xiàn)在0°工況下。應重點關注此風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、塔線體系對應響應隨風向角及試驗風速變化趨勢相同。塔線體系受導線影響，測試信號隨風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，建議0°、45°及60°為工程設計較不利工況。

參考文獻

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