安利強(qiáng), 張志強(qiáng), 黃仁謀, 張榮倫, 龐松嶺, 梁 成, 楊文剛

(1.華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，河北 保定 071003； 2.海南電力技術(shù)研究院，海南 ?？?570125)

臺(tái)風(fēng)作用下輸電塔線體系動(dòng)力響應(yīng)分析

安利強(qiáng)1, 張志強(qiáng)1, 黃仁謀2, 張榮倫2, 龐松嶺2, 梁 成1, 楊文剛1

(1.華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，河北 保定 071003； 2.海南電力技術(shù)研究院，海南 ?？?570125)

臺(tái)風(fēng)作用下輸電線路倒塔事故時(shí)有發(fā)生。通過YanMeng臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)和Monte Carlo法模擬得出了?？谑械臉O值風(fēng)速和風(fēng)剖面指數(shù)，并采用石沅臺(tái)風(fēng)風(fēng)譜進(jìn)行了臺(tái)風(fēng)脈動(dòng)風(fēng)的數(shù)值模擬，在ANSYS中建立一塔兩線模型，計(jì)算了模型在臺(tái)風(fēng)風(fēng)載荷作用下的風(fēng)載荷效應(yīng)。分析表明：導(dǎo)、地線線條風(fēng)載荷對(duì)主材軸力的貢獻(xiàn)率很大，極值狀態(tài)時(shí)達(dá)到了58.9%，通過在臺(tái)風(fēng)區(qū)適當(dāng)減小檔距或者采用落線護(hù)塔的方式可以減小臺(tái)風(fēng)帶來的損害；臺(tái)風(fēng)的高強(qiáng)度和高湍流特性，導(dǎo)致在極值狀態(tài)下的響應(yīng)遠(yuǎn)大于靜風(fēng)等效作用下的響應(yīng)，規(guī)范中所取的風(fēng)載荷調(diào)整系數(shù)偏小，對(duì)于臺(tái)風(fēng)工況，應(yīng)充分考慮其動(dòng)力放大作用。

極值風(fēng)速；臺(tái)風(fēng)；塔線體系；動(dòng)態(tài)響應(yīng)

高壓架空輸電線路是由地基、鐵塔、絕緣子串、導(dǎo)地線等組成的力學(xué)體系，一條輸電線路分為多個(gè)耐張段，一個(gè)耐張段兩端為耐張塔，中間為直線塔，輸電線路對(duì)風(fēng)具有很高的敏感性[1]，尤其是臺(tái)風(fēng)這種高湍流、高強(qiáng)度、高變異的復(fù)雜風(fēng)場(chǎng)。臺(tái)風(fēng)對(duì)輸電線路造成的損失巨大，如2014年超強(qiáng)臺(tái)風(fēng)“威馬遜”造成海南電網(wǎng)35 kV及以上輸電線路跳閘共117條、倒塔27 基，圖1為110 kV玉甸Ⅱ線跨江直線塔倒塔，倒塔方向與臺(tái)風(fēng)風(fēng)向一致。

圖1 玉甸Ⅱ線倒塔Fig.1 Tower collapse of Yu Dian II transmission line

為了研究近地層臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)特性并揭示輸電塔線體系在風(fēng)荷載作用下的振動(dòng)機(jī)理，研究人員們做了大量的研究：黃國(guó)勝等[2]利用石沅臺(tái)風(fēng)風(fēng)譜模擬了輸電塔的臺(tái)風(fēng)脈動(dòng)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)；李杰等[3]建立了華東地區(qū)強(qiáng)風(fēng)觀臺(tái)陣，監(jiān)測(cè)了臺(tái)風(fēng)"韋帕"相關(guān)特性并進(jìn)行了輸電塔線體系的動(dòng)力識(shí)別；樓文娟等[4-5]對(duì)比了B類風(fēng)場(chǎng)和臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)作用下輸電塔的順風(fēng)向風(fēng)振響應(yīng)，通過氣彈模型研究，指出兩種風(fēng)場(chǎng)作用下的輸電塔風(fēng)振系數(shù)的差異；郭勇等[6-7]結(jié)合風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)研究了輸電塔線體系風(fēng)振響應(yīng)下，背景響應(yīng)和共振響應(yīng)兩部分的作用結(jié)果并采用黏性阻尼器進(jìn)行了風(fēng)振控制；顧明等[8]根據(jù)不同規(guī)范按照靜風(fēng)等效方法計(jì)算出了塔身風(fēng)效應(yīng)，并與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，指出靜風(fēng)等效計(jì)算方法的不足；何敏娟等[9]基于實(shí)驗(yàn)得到的廣義載荷譜模擬了塔線體系順風(fēng)向和橫風(fēng)向風(fēng)載 荷，并考慮塔線耦合作用，從功率譜角度分析了塔線體系的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。目前對(duì)于臺(tái)風(fēng)作用下輸電線路倒塔分析主要是采用設(shè)計(jì)規(guī)范中基于最大設(shè)計(jì)風(fēng)速的評(píng)價(jià)方法，提高輸電鐵塔抗風(fēng)能力主要是提高設(shè)計(jì)風(fēng)速，這些方法對(duì)于沿海地區(qū)輸電線路抗風(fēng)能力的提高起到了很好的作用。為了更精細(xì)化評(píng)價(jià)臺(tái)風(fēng)作用下輸電線路桿塔安全性，需要研究臺(tái)風(fēng)的動(dòng)態(tài)效應(yīng)以及輸電鐵塔與導(dǎo)線間的動(dòng)態(tài)耦合效應(yīng)對(duì)塔線體系動(dòng)力響應(yīng)的影響。

本文選取海南省?？谑袨檠芯奎c(diǎn)，采用模擬圓方法進(jìn)行臺(tái)風(fēng)關(guān)鍵參數(shù)的概率分布研究?；赮anMeng臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)，計(jì)算了?？谑械臉O值風(fēng)速和當(dāng)?shù)氐奶荻蕊L(fēng)高度及風(fēng)剖面指數(shù)，然后采用石沅臺(tái)風(fēng)風(fēng)譜模擬了脈動(dòng)風(fēng)，在ANSYS軟件中建立了輸電塔線體系模型，在時(shí)域內(nèi)進(jìn)行了輸電塔線體系模型順風(fēng)向的數(shù)值分析，研究輸電塔線體系的振動(dòng)響應(yīng)特性，為沿海地區(qū)的輸電線路抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。

1 臺(tái)風(fēng)極值風(fēng)速推算

通過推算臺(tái)風(fēng)的極值風(fēng)速可以得出所研究地區(qū)各個(gè)重現(xiàn)期的風(fēng)速，從而可將其作為平均風(fēng)進(jìn)行臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)的模擬。推算臺(tái)風(fēng)極值風(fēng)速時(shí)，首先需要確定研究區(qū)域，統(tǒng)計(jì)近幾十年過境的熱帶氣旋，對(duì)各臺(tái)風(fēng)參數(shù)進(jìn)行概率統(tǒng)計(jì)，擬合確定最優(yōu)的概率分布形式。然后采用Monte Carlo模擬，基于各關(guān)鍵參數(shù)的概率分布形式，對(duì)隨機(jī)抽樣得到的若干組模擬臺(tái)風(fēng)數(shù)據(jù)分別代入YanMeng臺(tái)風(fēng)模型計(jì)算。

1.1 臺(tái)風(fēng)關(guān)鍵參數(shù)概率分布

一個(gè)成熟的臺(tái)風(fēng)，可以用臺(tái)風(fēng)移動(dòng)方向、臺(tái)風(fēng)移動(dòng)速度、臺(tái)風(fēng)最大風(fēng)速半徑、臺(tái)風(fēng)中心到研究點(diǎn)最小距離和臺(tái)風(fēng)中心氣壓來描述。本文以海南省?？谑?109.806 9°E，19.184 6°N)為研究點(diǎn)，采用模擬圓方法提取進(jìn)入模擬圓的所有熱帶氣旋(剔除熱帶低壓)，進(jìn)行臺(tái)風(fēng)關(guān)鍵參數(shù)的概率分布研究。臺(tái)風(fēng)關(guān)鍵數(shù)據(jù)來源為《中國(guó)臺(tái)風(fēng)網(wǎng)》熱帶氣旋年鑒，選取1965～2014年50年間所有的熱帶氣旋。如圖2所示，以?？谑袨閳A心，250 km為半徑，采用模擬圓方法進(jìn)行熱帶氣旋的篩選，篩選出所有進(jìn)入模擬圓的熱帶氣旋，將這些熱帶氣旋的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行數(shù)理統(tǒng)計(jì)分析，得到相應(yīng)的最優(yōu)概率分布，如圖3(a)～3(d)所示，表1中為關(guān)鍵參數(shù)分布參數(shù)。

圖2 篩選進(jìn)入模擬圓的熱帶氣旋Fig.2 Pick the cyclone tropical in simulation circle

1.2 ?？谑信_(tái)風(fēng)極值風(fēng)速推算

根據(jù)得到的臺(tái)風(fēng)關(guān)鍵參數(shù)的近似概率分布模型，通Monte Carlo模擬，生成若干組臺(tái)風(fēng)關(guān)鍵參數(shù)，用于標(biāo)定模擬的臺(tái)風(fēng)，每組關(guān)鍵參數(shù)僅用于計(jì)算一次臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)模擬計(jì)算。假設(shè)模擬臺(tái)風(fēng)路徑為直線，即臺(tái)風(fēng)移動(dòng)方向β、移動(dòng)速度Vc和最小距離Dmin在一次模擬中為恒定值，通過這三個(gè)參數(shù)可以確定模擬臺(tái)風(fēng)路徑的方程。模擬過程中，以臺(tái)風(fēng)路徑進(jìn)入模擬圓為初始點(diǎn)(即t=0)，在臺(tái)風(fēng)登陸之前，認(rèn)為臺(tái)風(fēng)中心氣壓p0與初始點(diǎn)相同，當(dāng)臺(tái)風(fēng)登陸后，根據(jù)氣壓衰減模型[10]，計(jì)算臺(tái)風(fēng)的中心氣壓。

(a) 臺(tái)風(fēng)中心移向概率分布

(b) 臺(tái)風(fēng)中心移速概率分布

(c) 臺(tái)風(fēng)中心氣壓差概率分布

(d) 臺(tái)風(fēng)最小距離概率分布圖3 關(guān)鍵參數(shù)概率分布Fig.3 Distribution model of key-parameter表1 關(guān)鍵參數(shù)概率分布模型及參數(shù)Tab.1 Distribution model and parameters of key-parameter

分布類型分布參數(shù)移動(dòng)方向t-Location分布μ=162.8,σ=19.1,ν=1.8移動(dòng)速度正態(tài)分布μ=5.0,σ=2.2中心氣壓差對(duì)數(shù)正態(tài)分布μ=3.4,σ=5.7最小距離均勻分布a=-249,b=248

根據(jù)模擬臺(tái)風(fēng)路徑方程和模擬圓的交點(diǎn)可以確定初始點(diǎn)的臺(tái)風(fēng)中心經(jīng)緯度坐標(biāo)，而后根據(jù)模擬臺(tái)風(fēng)的移動(dòng)速度，每1 h為一次計(jì)算間隔，可以求出不同時(shí)刻點(diǎn)臺(tái)風(fēng)的中心經(jīng)緯度坐標(biāo)，根據(jù)海岸線方程可以求得登陸點(diǎn)坐標(biāo)，進(jìn)而可以得出臺(tái)風(fēng)在不同位置處的中心氣壓值。圖4為模擬臺(tái)風(fēng)路徑示意圖，其中B點(diǎn)為臺(tái)風(fēng)登陸點(diǎn)，類似于橢圓形邊界為海南省海岸線邊界輪廓，A點(diǎn)為初始點(diǎn)，即與模擬圓首次交點(diǎn)。

圖4 臺(tái)風(fēng)路徑示意圖Fig.4 Sketch of typhoon route

將每次抽樣得到的關(guān)鍵參數(shù)帶入YanMeng臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)[11]，編程求解模擬臺(tái)風(fēng)在海口市的風(fēng)速響應(yīng)，求解得到?？谑酗L(fēng)速序列，取最大值，得到一組?？谑袠O值風(fēng)速序列，(根據(jù)對(duì)?？谑羞^境臺(tái)風(fēng)反演，確定氣壓剖面參數(shù)為B=0.98，等效粗糙度長(zhǎng)度為z0=0.1 m。)

本次極值風(fēng)速計(jì)算概率模型采用極值III型Weibull分布，三參數(shù)Weibull分布累積分布概率模型為

(1)

式中:α為尺度參數(shù)；γ為位置參數(shù)；β為形狀參數(shù)。

假設(shè)最大風(fēng)速X超過XT平均每T年發(fā)生一次，則稱T為風(fēng)速XT的重現(xiàn)期(MRP)。

X小于XT的概率為

P(X

(2)

則XT的超越概率為

P(X>XT)=1-F(XT)

(3)

重現(xiàn)期T即為超越概率的倒數(shù)

(4)

采用極大似然估計(jì)方法，引入海口市極值風(fēng)速序列，對(duì)Weibull分布參數(shù)進(jìn)行迭代求解，求解得到Weibull分布的三個(gè)參數(shù)分別為

α=17.800 4；γ=2.533 3；β=12.843 6。

通過模擬得到?？谑袠O值風(fēng)速累積概率分布曲線和?？谑袠O值風(fēng)速100年內(nèi)重現(xiàn)期曲線,如圖5,6所示。

圖5 ?？谑袠O值風(fēng)速累積概率分布曲線Fig.5 CDF of extreme wind speed in Hai Kou

圖6 ?？谑袠O值風(fēng)速重現(xiàn)期曲線Fig.6 MRP of extreme wind speed in Hai Kou

1.3 風(fēng)剖面指數(shù)計(jì)算

風(fēng)剖面反映的是風(fēng)速沿高度方向上的分布規(guī)律，文中計(jì)算臺(tái)風(fēng)極值風(fēng)速時(shí)考慮了地形地貌對(duì)臺(tái)風(fēng)極值風(fēng)速的影響，因而不能簡(jiǎn)單的根據(jù)地貌類型劃分查得研究區(qū)域的風(fēng)剖面指數(shù)，本文通過YanMeng臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)推算當(dāng)?shù)氐奶荻蕊L(fēng)高度和風(fēng)剖面指數(shù)[12]。根據(jù)規(guī)范[13]，采用對(duì)數(shù)律風(fēng)剖面，進(jìn)行風(fēng)剖面指數(shù)的計(jì)算，計(jì)算式為

(5)

式中:UZ為Z高度處的風(fēng)速;UZg為梯度風(fēng)速;α為風(fēng)剖面指數(shù);Zg為梯度高度，在梯度高度處，風(fēng)速往上不再增加。

根據(jù)海口市臺(tái)風(fēng)關(guān)鍵參數(shù)的概率模型和YanMeng臺(tái)風(fēng)模型，以?？谑袨檠芯奎c(diǎn)，在不同高度處進(jìn)行臺(tái)風(fēng)風(fēng)速序列模擬，并計(jì)算該高度處，所有風(fēng)速序列的平均值，繪制H-Uz/Ug曲線,如圖7所示。

圖7 ?？谑酗L(fēng)剖面模擬圖Fig.7 Simulation graph of wind profile in Hai Kou

從圖7可以估算出，?？谑刑荻蕊L(fēng)高度為Zg=550 m，風(fēng)剖面指數(shù)α=0.129。

2 脈動(dòng)風(fēng)模擬

為了得到臺(tái)風(fēng)的脈動(dòng)風(fēng)速，采用石沅臺(tái)風(fēng)風(fēng)譜進(jìn)行脈動(dòng)風(fēng)模擬，石沅臺(tái)風(fēng)風(fēng)譜經(jīng)過多數(shù)研究人員的驗(yàn)證[14]，具有很高的適應(yīng)性，石沅等學(xué)者用計(jì)算機(jī)擬合給出的不隨高度變化的臺(tái)風(fēng)水平風(fēng)速譜經(jīng)驗(yàn)公式為

(6)

取上一節(jié)計(jì)算得到的50年重現(xiàn)期風(fēng)速作為基準(zhǔn)風(fēng)速，即v10=33 m/s，粗糙度長(zhǎng)度取k=0.1 m，風(fēng)剖面指數(shù)取α=0.129，時(shí)間間隔為0.1 s，在MATLAB軟件中模擬石沅臺(tái)風(fēng)風(fēng)譜，進(jìn)行臺(tái)風(fēng)脈動(dòng)風(fēng)模擬，臺(tái)風(fēng)湍流強(qiáng)度根據(jù)模擬的石沅臺(tái)風(fēng)風(fēng)譜計(jì)算：

I=σz/Uz

(7)

式中:σz為Z高度處風(fēng)速標(biāo)準(zhǔn)差;Uz為Z高度處風(fēng)速均值。

為了對(duì)比臺(tái)風(fēng)湍流強(qiáng)度與良態(tài)風(fēng)湍流強(qiáng)度關(guān)系，下面給出良態(tài)風(fēng)湍流強(qiáng)度計(jì)算方法。良態(tài)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)取B類風(fēng)場(chǎng)，對(duì)于B類風(fēng)場(chǎng)，根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》規(guī)定，可以查出風(fēng)速剖面指數(shù)取值為α=0.16，湍流強(qiáng)度計(jì)算依據(jù)公式I=0.1(z/350)-α-0.05模擬。

下圖8所示為某一節(jié)點(diǎn)的風(fēng)速時(shí)程曲線及自相關(guān)密度譜，圖9為模擬的臺(tái)風(fēng)湍流強(qiáng)度和B類風(fēng)場(chǎng)團(tuán)里強(qiáng)度隨高度變化規(guī)律，可以看出，同一高度下，臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)的湍流強(qiáng)度明顯大于B類風(fēng)場(chǎng)。

圖8 脈動(dòng)風(fēng)及自相關(guān)密度譜Fig.8 Fluctuating wind and power spectral density

圖9 模擬湍流強(qiáng)度隨高度變化規(guī)律Fig.9 Change rules with height of turbulence intensity

3 輸電塔線體系動(dòng)力響應(yīng)分析

3.1 有限元模型

以某地區(qū)一220 kV同塔雙回輸電線路為研究對(duì)象，在ANSYS軟件中建立一塔兩線模型。輸電鐵塔的材料為Q345和Q235兩種。導(dǎo)線懸垂絕緣子串采用WZDX1絕緣子，導(dǎo)、地線型號(hào)參數(shù)如表2所示。采用Beam188單元模擬塔的主材和橫隔材構(gòu)件，Link8單元模擬鐵塔的斜材構(gòu)件和懸垂絕緣子串。由于導(dǎo)線長(zhǎng)度較大，屬典型的柔索結(jié)構(gòu)，用Link10單元模擬導(dǎo)線。輸電塔線體系有限元模型如下圖10所示。

表2 導(dǎo)、地線型號(hào)及參數(shù)表Tab.2 Model and parameters of conductor and ground wire

3.2 風(fēng)致動(dòng)力響應(yīng)分析

根據(jù)設(shè)計(jì)手冊(cè)[15]將模擬出的臺(tái)風(fēng)風(fēng)速換算為作用于導(dǎo)、地線和塔身線上的風(fēng)載荷，在ANSYS中，采用Newmark法對(duì)模型進(jìn)行求解，為對(duì)比模型的響應(yīng)規(guī)律，同時(shí)還進(jìn)行了靜態(tài)等效風(fēng)載荷和平均風(fēng)載荷下的靜態(tài)響應(yīng)分析。

圖10 輸電塔線體系有限元模型Fig.10 Finite model of transmission tower-line system

等效靜風(fēng)載荷計(jì)算方法參照文獻(xiàn)[15]中的計(jì)算公式,其中導(dǎo)、地線風(fēng)荷載采用式(9)計(jì)算：

PD=αfW0μzμscβzdLsin2θ

(8)

塔身風(fēng)荷載采用式(10)計(jì)算：

PT=μzμscβzAW0

(9)

式中：αf為風(fēng)壓不均勻系數(shù)；W0為基本風(fēng)壓；μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù)；μsc為體型系數(shù)；βc為風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù)；d為導(dǎo)線直徑；L為導(dǎo)線長(zhǎng)度(計(jì)算時(shí)采用的是導(dǎo)線剖分后的單元長(zhǎng)度)；θ為風(fēng)向與導(dǎo)線方向夾角，本算例取90°；A為塔身段凈投影面積。

關(guān)鍵單元如圖11所示，圖中局部放大圖顯示的是單元11的位置，也即截面I-I的位置。

圖11 鐵塔關(guān)鍵單元位置Fig.11 Locations of key-elements in tower

3.3 線條風(fēng)對(duì)主材軸力貢獻(xiàn)率

輸電塔線體系由于檔距跨度大，且大都多分裂導(dǎo)線，因此當(dāng)臺(tái)風(fēng)作用于輸電塔線體系時(shí)，產(chǎn)生的導(dǎo)、地線線條風(fēng)載荷不容忽視。為了研究導(dǎo)、地線風(fēng)載荷對(duì)塔身主材軸力的貢獻(xiàn)作用，取主材背風(fēng)側(cè)單元11(如圖11)為研究對(duì)象，分析在靜風(fēng)等效作用和臺(tái)風(fēng)作用下，導(dǎo)、地線線條風(fēng)載荷對(duì)主材軸力的影響。圖12為采用截面法計(jì)算塔身背風(fēng)側(cè)主材內(nèi)力簡(jiǎn)圖。

圖12 塔身背風(fēng)側(cè)主材內(nèi)力計(jì)算簡(jiǎn)圖

Fig.12 Sketch to calculate force of leeward side principal members in tower

(10)

表3對(duì)比了在靜風(fēng)等效作用下和臺(tái)風(fēng)作用下，線條風(fēng)載荷和塔身風(fēng)載荷的大小，并計(jì)算出了在有無線條風(fēng)載荷條件下單元11的軸力。

表3可以看出，在靜風(fēng)等效作用下和臺(tái)風(fēng)作用下，線條風(fēng)載荷對(duì)主材單元11軸力的貢獻(xiàn)率，在極值狀態(tài)下，線條風(fēng)載荷的貢獻(xiàn)率可高達(dá)58.9%，因此，塔線體系在臺(tái)風(fēng)作用下，線條風(fēng)載荷對(duì)主材軸力的作用不容忽視，其對(duì)主材軸力具有很高的貢獻(xiàn)率，在輸電線路防風(fēng)抗風(fēng)設(shè)計(jì)中，可以考慮在強(qiáng)風(fēng)來襲時(shí)，采用落線護(hù)塔的方式，釋放線條風(fēng)載荷對(duì)塔線體系的作用效果，從而減小塔身內(nèi)力。此外，上述結(jié)果是在檔距為400 m下的計(jì)算結(jié)果，隨著檔距的增大，線條風(fēng)載荷的作用效果將會(huì)更加明顯，因而在臺(tái)風(fēng)區(qū)，還應(yīng)適當(dāng)?shù)臏p小當(dāng)?shù)剌旊娋€路的檔距。

表3 線條風(fēng)載荷對(duì)單元11軸力的影響Tab.3 Effects of wind load of transmission lines on elements 11 s’ axial force

3.4 主材軸力分布

提取背風(fēng)側(cè)單元11、單元47、單元79、單元655和迎風(fēng)側(cè)單元12、單元48、單元80、單元656的軸力結(jié)果，單元位置見圖11。繪制背風(fēng)側(cè)主材軸力和對(duì)應(yīng)高度處的迎風(fēng)側(cè)主材軸力的時(shí)程結(jié)果,見圖13,14。

圖13 背風(fēng)側(cè)軸力時(shí)程曲線Fig.13 Time history curves of leeward side axial force

圖14 迎風(fēng)側(cè)軸力時(shí)程曲線Fig.14 Time history curves of windward side axial force

圖13,14中負(fù)值表示主材受壓，正值表示主材受拉，可見迎風(fēng)側(cè)主材在風(fēng)載荷作用下呈現(xiàn)受拉狀態(tài)，背風(fēng)側(cè)受壓。對(duì)比圖中數(shù)據(jù)可以看出，背風(fēng)側(cè)相同高度處的主材軸力明顯大于迎風(fēng)側(cè)主材軸力，且在圖13中顯示背風(fēng)側(cè)主材的軸力隨高度變化明顯，而迎風(fēng)側(cè)在圖14顯示軸力曲線較為集中，因?yàn)橛?jì)算背風(fēng)側(cè)主材軸力時(shí)，取矩點(diǎn)為O′點(diǎn)，重力的作用力矩和風(fēng)載荷作用力矩是同向的；而計(jì)算迎風(fēng)側(cè)主材軸力時(shí)，取矩點(diǎn)為O點(diǎn)，重力的作用力矩和風(fēng)載荷作用力矩剛好相反，如圖12所示，且隨著高度升高，風(fēng)載荷和重力載荷的作用力矩均減小，當(dāng)風(fēng)載荷作用力矩小于重力載荷時(shí)，甚至?xí)霈F(xiàn)迎風(fēng)側(cè)單元656受壓的狀態(tài)。

選取圖11中帶圓圈的線條標(biāo)記的背風(fēng)側(cè)和迎風(fēng)側(cè)主材單元，提取該標(biāo)記的塔身主材單元在平均風(fēng)作用、靜風(fēng)等效作用和臺(tái)風(fēng)作用下，所有主材軸力極值，并繪制其沿高度方向上的分布規(guī)律，如圖15,16所示。

圖15 背風(fēng)側(cè)軸力極值隨高度變化規(guī)律Fig.15 Change rules with height of leeward side axial force

圖16 迎風(fēng)側(cè)軸力極值隨高度變化規(guī)律Fig.16 Change rules with height of windward side axial force

可見迎風(fēng)側(cè)主材在風(fēng)載荷作用下呈現(xiàn)受拉狀態(tài)，背風(fēng)側(cè)受壓。由于靜風(fēng)等效作用考慮了塔身風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù)，考慮了脈動(dòng)風(fēng)的放大作用，因此，靜風(fēng)等效作用下的主材軸力會(huì)大于平均風(fēng)作用下的軸力，而靜風(fēng)等效作用下的風(fēng)載荷調(diào)整系數(shù)是按照良態(tài)風(fēng)脈動(dòng)放大作用取值計(jì)算的，因此臺(tái)風(fēng)這種高湍流強(qiáng)度風(fēng)況，其脈動(dòng)放大作用將會(huì)更明顯。如圖所示，臺(tái)風(fēng)作用下的主材軸力明顯大于靜風(fēng)等效作用下的響應(yīng)值。

3.5 導(dǎo)、地線張力分析

為研究導(dǎo)、地線在靜風(fēng)載荷和動(dòng)態(tài)臺(tái)風(fēng)風(fēng)載荷作用下的張力結(jié)果，分別取導(dǎo)、地線在兩種不同風(fēng)載荷模式下的張力，表4為導(dǎo)、地線張力在臺(tái)風(fēng)(極值)、臺(tái)風(fēng)(均值)和靜風(fēng)等效作用下的張力值及對(duì)比結(jié)果(括號(hào)里的數(shù)據(jù)為相對(duì)靜風(fēng)等效作用時(shí)的增量)。

表4導(dǎo)、地線在風(fēng)載荷作用下張力對(duì)比

Tab.4Comparisonsoftensionofconductorandgroundwireunderwindload

地線張力/kN上導(dǎo)線張力/kN中導(dǎo)線張力/kN下導(dǎo)線張力/kN靜風(fēng)等效作用32.040.138.937.7臺(tái)風(fēng)作用(極值)54.1(69.1%)67.8(69.1%)67.1(72.5%)65.5(73.7%)臺(tái)風(fēng)作用(均值)32.5(1.5%)42.8(6.7%)42.7(9.7%)42.4(12.4%)

從表4可以看出，在臺(tái)風(fēng)風(fēng)載荷作用下，由于臺(tái)風(fēng)的高湍流特性導(dǎo)致導(dǎo)、地線張力明顯大于靜風(fēng)等效作用下的果，極值情況下甚至達(dá)到了73.7%，因此對(duì)于臺(tái)風(fēng)風(fēng)載荷條件下，根據(jù)靜風(fēng)等效作用計(jì)算時(shí)，規(guī)范中所取的風(fēng)載荷調(diào)整系數(shù)明顯偏小，對(duì)于臺(tái)風(fēng)工況，必須充分考慮其高湍流高強(qiáng)度帶來的脈動(dòng)放大作用。

4 結(jié) 論

本文應(yīng)用YanMeng臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)，結(jié)合Monte Carlo模擬得出了海口市的極值風(fēng)速和風(fēng)剖面指數(shù)，并采用石沅臺(tái)風(fēng)風(fēng)譜生成了臺(tái)風(fēng)的脈動(dòng)風(fēng)，以220 kV雙回路一塔兩線模型為研究對(duì)象，分析了其在臺(tái)風(fēng)作用下的風(fēng)振響應(yīng)，結(jié)論如下：

(1) 采用模擬圓方法和抽樣模擬方法，利用YanMeng臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)，求解出了海口市的極值風(fēng)速，并根據(jù)對(duì)數(shù)律風(fēng)速計(jì)算方法，估算出?？谑刑荻蕊L(fēng)高度為550 m，風(fēng)剖面系數(shù)為0.129，為臺(tái)風(fēng)風(fēng)譜模擬提供輸入數(shù)據(jù)。

(2) 利用截面法結(jié)合仿真結(jié)果，計(jì)算出了輸電塔線體系在風(fēng)載荷作用下，其線條風(fēng)載荷和塔身風(fēng)載荷的作用力矩，并求解出了線條風(fēng)載荷對(duì)主材軸力的貢獻(xiàn)率，計(jì)算發(fā)現(xiàn)，線條風(fēng)載荷對(duì)主材軸力的貢獻(xiàn)率很大，極值狀態(tài)下達(dá)到58.9%，因此在輸電線路防風(fēng)抗風(fēng)設(shè)計(jì)中，可以考慮在強(qiáng)風(fēng)來襲時(shí)，釋放線條風(fēng)載荷對(duì)塔線體系的作用效果，從而減小塔身內(nèi)力。另外在臺(tái)風(fēng)區(qū)還應(yīng)適當(dāng)減小當(dāng)?shù)剌旊娋€路的檔距，以減小導(dǎo)、地線線條風(fēng)載荷對(duì)塔身軸力的作用。

(3) 對(duì)比分析了在靜風(fēng)等效作用下、臺(tái)風(fēng)(極值)和臺(tái)風(fēng)(均值)情況下，主材軸力隨高度的變化規(guī)律和導(dǎo)、地線張力，分析表明主材迎風(fēng)側(cè)的拉力明顯小于背風(fēng)側(cè)對(duì)應(yīng)高度處的壓力，并且由于臺(tái)風(fēng)的高強(qiáng)度和高湍流特性，導(dǎo)致在極值狀態(tài)下的響應(yīng)遠(yuǎn)大于靜風(fēng)等效作用下的響應(yīng)，說明規(guī)范中所取的風(fēng)載荷調(diào)整系數(shù)明顯偏小，對(duì)于臺(tái)風(fēng)工況，必須充分考慮其高湍流高強(qiáng)度帶來的動(dòng)力放大作用。

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Dynamicresponseanalysisofatransmissiontower-linesystemundertyphoon

AN Liqiang1, ZHANG Zhiqiang1, HUANG Renmou2, ZHANG Ronglun2, PANG Songling2, LIANG Cheng1, YANG Wengang1

(1.School of Energy Resources, Power and Mechanical Engineering, North China Electric Power University, Baoding 071003, China; 2. Hainan Electric Power Technology Research Institute， Haikou 570125， China)

Collapse accidents of transmission tower-line systems under typhoon occur frequently. Here, the extreme wind speed and wind profile index were simulated using Monte-Carlo method and YanMeng typhoon field, the fluctuating wind of typhoon was calculated using Shiyuan typhoon spectrum. A model consisting of one tower and two-span conductors was established with the FE software ANSYS, and the wind load effect of the model was calculated under typhoon wind load. The analysis indicated that the wind load of conductors and ground wires make a significant contribution to the axial force of principal members, the contribution rate reaches 58.9% during extreme value status of typhoon; the damage due to typhoon can be reduced through appropriately decreasing span distance or dropping lines to protect towers in typhoon region; the dynamic responses of the model during extreme value status of typhoon are much larger than those of the model during the equivalent static wind status due to high strength and high turbulence’s characteristics of typhoon; the adjustment coefficient of wind load in the existing design code seems to be smaller, its dynamic amplification effect must be fully considered under typhoon condition.

extreme wind speed; typhoon; transmission tower-line system; dynamic response

河北省自然科學(xué)基金(E2016502102);中國(guó)南方電網(wǎng)有限責(zé)任公司科技項(xiàng)目(073000KK52160007);中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金(2014ZD33)

2016-05-23 修改稿收到日期：2016-09-11

安利強(qiáng) 男，博士，副教授，1974年11月生

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.23.037