陳寅 朱東

(中國電力工程顧問集團(tuán)中南電力設(shè)計(jì)院有限公司 武漢430071)

引言

1000kV 變電構(gòu)架作為特高壓變電站的重要組成部分,其安全性直接影響整個(gè)電網(wǎng)的正常運(yùn)行。近年來,隨著變電站電壓等級(jí)的提高,變電構(gòu)架高度和跨度也越來越大。綜合考慮結(jié)構(gòu)性能、經(jīng)濟(jì)美觀、施工便捷的特點(diǎn),在特高壓變電構(gòu)架結(jié)構(gòu)中,越來越多地采用格構(gòu)式鋼管結(jié)構(gòu)。

風(fēng)荷載是變電構(gòu)架的主要荷載之一,在變電構(gòu)架抗風(fēng)設(shè)計(jì)中,各桿件的體型系數(shù)是其重要參數(shù)。目前,國內(nèi)外規(guī)范中對(duì)變電構(gòu)架的體型系數(shù)取值,是參考輸電塔或桁架結(jié)構(gòu)得到的,且各國規(guī)范對(duì)其體型系數(shù)取值存在較大差異。而專門針對(duì)特高壓圓鋼變電構(gòu)架的風(fēng)洞試驗(yàn)較少,多為輸電塔架的風(fēng)洞試驗(yàn)。鄧洪州等[1]在均勻流場(chǎng)中,對(duì)輸電鋼管塔節(jié)段進(jìn)行測(cè)力試驗(yàn),得到了滿足設(shè)計(jì)要求的節(jié)段體型系數(shù); 鄒良浩等[2]在紊流場(chǎng)中對(duì)三種典型的格構(gòu)式塔架進(jìn)行測(cè)力試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)角鋼截面格構(gòu)式塔架體型系數(shù)試驗(yàn)值與我國《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB50009 -2012)的取值存在一定差別而與美國規(guī)范結(jié)果較接近; 沈國輝等[3]在紊流場(chǎng)中對(duì)整體圓鋼輸電塔架進(jìn)行測(cè)力試驗(yàn),其體型系數(shù)試驗(yàn)值與ASCE/SEI 等比較接近; 牛華偉[4]等對(duì)500kV 全聯(lián)合變電構(gòu)架進(jìn)行測(cè)力試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB50009 - 2012)、《變電站建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)程》(DL/T5457 -2012)對(duì)橫梁結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載取值偏于不安全。盡管上述研究對(duì)格構(gòu)式塔架體型系數(shù)研究取得了一些進(jìn)展,然而,上述研究在針對(duì)節(jié)段模型試驗(yàn)時(shí),沒有進(jìn)行整體模型的試驗(yàn)驗(yàn)證,而進(jìn)行整體模型試驗(yàn)時(shí),又缺乏節(jié)段模型的試驗(yàn)而缺少結(jié)構(gòu)體型系數(shù)分布的細(xì)節(jié)。

基于以上分析,本文以1000kV圓鋼管變電構(gòu)架為例,設(shè)計(jì)制作了該結(jié)構(gòu)典型部位的節(jié)段模型和整體模型,分別進(jìn)行高頻測(cè)力天平風(fēng)洞試驗(yàn)。根據(jù)測(cè)得的基底剪力和彎矩計(jì)算得到變電構(gòu)架不同風(fēng)向角下的體型系數(shù),并分析了其分布規(guī)律。同時(shí),利用整體模型試驗(yàn)驗(yàn)證了節(jié)段模型體型系數(shù)試驗(yàn)值的合理性。通過將試驗(yàn)結(jié)果與國內(nèi)外規(guī)范進(jìn)行比較,得到了一些有用的結(jié)論,為特高壓圓鋼管變電構(gòu)架風(fēng)荷載體型系數(shù)取值提供了有用的參考,具有理論和實(shí)際意義。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)簡介

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

本次變電構(gòu)架高頻測(cè)力天平風(fēng)洞試驗(yàn),在武漢大學(xué)WD-1 風(fēng)洞試驗(yàn)室中進(jìn)行。該風(fēng)洞試驗(yàn)段長×寬×高=16m×3.2m×2.1m,最大風(fēng)速為30m/s,試驗(yàn)風(fēng)速由1m/s 至30m/s 連續(xù)可調(diào)。通過風(fēng)洞試驗(yàn)段上游設(shè)置的擋板、尖劈、粗糙元組合能準(zhǔn)確地模擬大氣邊界層風(fēng)場(chǎng)特性。直徑2.5m 的自動(dòng)控制工作轉(zhuǎn)盤可以模擬0°至360°任一風(fēng)向角的模型試驗(yàn)風(fēng)場(chǎng)。試驗(yàn)采用美國DMS公司ATI DAQ F/T 六分量高頻測(cè)力天平測(cè)量試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷幕准袅εc彎矩時(shí)程。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

試驗(yàn)原型為三塔兩跨1000kV 圓鋼變電構(gòu)架,跨度51m,高度61m。根據(jù)試驗(yàn)需要,設(shè)計(jì)制作節(jié)段模型和整體模型,所有桿件由薄壁鋼管制作,桿件間焊接。其中,節(jié)段模型的幾何縮尺比為1/30,整體模型為1/50。圖1 給出了整體變電構(gòu)架結(jié)構(gòu)及節(jié)段模型選取示意,圖2 為各模型風(fēng)洞試驗(yàn)照片。

圖1 變電構(gòu)架及節(jié)段模型示意Fig.1 Schematic diagram of substation framework and segment model

圖2 各試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.2 Different test model

1.3 試驗(yàn)方法

由于變電構(gòu)架原型各桿件處于臨界區(qū)或者超臨界區(qū),若要滿足雷諾數(shù)的相似關(guān)系,則要求的試驗(yàn)風(fēng)速遠(yuǎn)大于低速風(fēng)洞風(fēng)速。增大模型表面粗糙度可一定程度上模擬高雷諾數(shù)的效果,但并不能消除低雷諾數(shù)的影響。增大風(fēng)洞試驗(yàn)紊流度也可以模擬高雷諾數(shù)的圓柱繞流[5],考慮到實(shí)際的變電構(gòu)架處于紊流狀態(tài),故本次試驗(yàn)選擇了10%均勻紊流場(chǎng)和B 類地貌。紊流度剖面、風(fēng)速剖面如圖3 和圖4 所示,圖中Vt為風(fēng)速,Iu為紊流度,Vz/VH為平均風(fēng)速與參考點(diǎn)風(fēng)速比值,α為地貌粗糙度指數(shù)。邊界層順風(fēng)向風(fēng)速譜與Karman 譜擬合較好,如圖5 所示。其中,節(jié)段模型在10%均勻紊流場(chǎng)中試驗(yàn),試驗(yàn)風(fēng)速10m/s。整體模型在B 類風(fēng)場(chǎng)中試驗(yàn),參考點(diǎn)試驗(yàn)風(fēng)速10m/s。利用試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膸缀螌?duì)稱性,可有效減少試驗(yàn)所需風(fēng)向角。1#節(jié)段、3#節(jié)段～5#節(jié)段、整體模型在0° ～90°內(nèi),每隔15°測(cè)試一次,共7 個(gè)風(fēng)向角,2#節(jié)段在- 90° ～90°內(nèi),每隔15°測(cè)試一次,共13 個(gè)風(fēng)向角,其余風(fēng)向角數(shù)據(jù)可由對(duì)稱性獲得。試驗(yàn)采樣頻率為500Hz,采樣時(shí)間60s。試驗(yàn)風(fēng)向角和坐標(biāo)系統(tǒng)如圖6 所示。

圖3 10%紊流度與風(fēng)速剖面Fig.3 Turbulence and wind speed profile for 10% homogeneous turbulent profile

圖4 B 類風(fēng)場(chǎng)紊流度與平均風(fēng)速剖面Fig.4 Turbulence and mean wind speed profile for Class B wind field

圖5 歸一化風(fēng)速功率譜Fig.5 Normalized wind speed power spectrum

圖6 試驗(yàn)風(fēng)向角與坐標(biāo)系統(tǒng)Fig.6 Wind direction and coordinate system in the test

2 體型系數(shù)計(jì)算與分析

2.1 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方法

試驗(yàn)得到的是模型基底的6 個(gè)分量時(shí)程,包括X方向、Y方向、Z方向剪力時(shí)程Fx(t)、Fy(t)、Fz(t)和彎矩時(shí)程Mx(t)、My(t)、Mz(t)。本文主要利用X、Y方向的基底剪力和彎矩?cái)?shù)據(jù),可由式(1)式和(2)式求得各方向的平均剪力和平均彎矩。

式中:N為各模型的采樣點(diǎn)數(shù);和分別為該模型的平均基底剪力和彎矩;Fi和Mi分別為i瞬時(shí)基底剪力和彎矩。

求得節(jié)段模型基底平均剪力和彎矩后,其結(jié)構(gòu)局部體型系數(shù)計(jì)算如下:

式中:μsF和μsM分別為由節(jié)段模型基底剪力和彎矩計(jì)算得到的結(jié)構(gòu)體型系數(shù);ρ為空氣密度;Uj為第j個(gè)節(jié)段模型試驗(yàn)風(fēng)速;Aj、Hj和Rj分別為節(jié)段模型輪廓面積、高度和擋風(fēng)系數(shù)。

2.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

根據(jù)上述公式進(jìn)行數(shù)據(jù)處理,獲得各模型在各風(fēng)向角下的體型系數(shù)。由于平均基底剪力系數(shù)和平均基底彎矩系數(shù)比較接近,取兩者的平均值作為各向平均體型系數(shù)。由于2#節(jié)段體型系數(shù)從-90° ～90°的風(fēng)向角關(guān)于0°對(duì)稱,故取兩者平均值,給出0° ～90°的體型系數(shù)值,如圖7 所示。

國內(nèi)外多個(gè)規(guī)范對(duì)圓鋼塔架的體型系數(shù)給出了不同的規(guī)定。本次對(duì)比參考的規(guī)范有: 《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB50009 -2012)[6],《變電站建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)程》(DL/T5457 -2012)[7],《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50135 -2006)[8],《架空輸電線路桿塔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)定》 (DL/T5154 -2012)[9],Recommendations for Loads on Buildings AIJ -2004[10],Guidelines for Electrical Transmission Line Structral Loading ASCE74 - 2009[11],Minimum Design Loads for Buildings and Other Structures ASCE7/SEI7 -10[12],Actions on structures Eurocode 1[13],Design criteria of overhead transmission lines IEC60826 -2003[14]。圖8 給出了各國規(guī)范體型系數(shù)及各節(jié)段模型在垂直風(fēng)向角情況的體型系數(shù)比較。取上述X軸向90°風(fēng)向角和Y軸向0°風(fēng)向角下處理得到的平均體形系數(shù)試驗(yàn)值與國內(nèi)外現(xiàn)有規(guī)范計(jì)算值對(duì)比,結(jié)果如表1、表2 所示。

由圖7、圖8 和表1、表2 可以看出:

(1)由試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到變電構(gòu)架結(jié)構(gòu)X軸向在0°風(fēng)向角(橫風(fēng)向)體型系數(shù)較小,接近于0。隨著風(fēng)向角的增加,其值先增大后減小,在75°達(dá)到極大值。其Y軸向(0°風(fēng)向角為順風(fēng)向)的體型系數(shù)隨著風(fēng)向角的增加先增大后減小,在90°風(fēng)向角(橫風(fēng)向)其值接近于0,在15°風(fēng)向角達(dá)到極大值。而各國規(guī)范只考慮了垂直風(fēng)向情況,忽略了此最不利風(fēng)向角情況。

圖7 平均體型系數(shù)Fig.7 Average shape coefficient

圖8 各規(guī)范與試驗(yàn)值比較Fig.8 The comparison between different code and test value

表1 Y 軸向0°風(fēng)向角平均體型系數(shù)比較Tab.1 The average shape coefficient of 0° direction for Y axial

表2 X 軸向90°風(fēng)向角平均體型系數(shù)比較Tab.2 The average shape coefficient of 90° direction for X axial

(2)各國規(guī)范對(duì)體型系數(shù)的取值都與擋風(fēng)系數(shù)相關(guān),大部分規(guī)范考慮了雷諾數(shù)的影響。對(duì)于矩形圓鋼管結(jié)構(gòu),各國規(guī)范取值差別較大,IEC60826 -2003 規(guī)范的取值最小,DL/T5154 -2012 規(guī)范的取值最大,是因?yàn)樾乱?guī)范中未對(duì)圓鋼塔架取值作區(qū)分,若根據(jù)DL/T5154 -2002 取值,則結(jié)果與GB50009 -2012 接近,且DL/T5457 -2012、GB50135 - 2006 與GB50009 - 2012 取值相同。

通過將本次試驗(yàn)體型系數(shù)與各國規(guī)范值進(jìn)行對(duì)照,總體上來看,其值與我國規(guī)范結(jié)果較接近。

(3)需要指出的是,在X軸向,1#、2#、3#節(jié)段、5#節(jié)段模型為方形截面模型,其體型系數(shù)值比較接近,而由于4#節(jié)段為橫梁節(jié)段模型,該處橫梁在X軸向跨度大,導(dǎo)致X軸向體型系數(shù)值較大,考慮到此方向迎風(fēng)面積小,其整體風(fēng)荷載并不大,總體看來,對(duì)于方形截面,由本次試驗(yàn)得到的結(jié)構(gòu)體型系數(shù)與我國規(guī)范的值較接近。

2.3 體型系數(shù)校核

為了檢驗(yàn)由節(jié)段模型得到的體型系數(shù)的合理性,用節(jié)段模型得到的體型系數(shù)計(jì)算整體模型的基底剪力和彎矩,并與整體模型的風(fēng)洞試驗(yàn)值進(jìn)行比較。

模型基底平均剪力和彎矩采用如下方法進(jìn)行評(píng)估:

式中:μsF(z)、μsM(z)為節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)得到的剪力和彎矩體型系數(shù);UH為模型頂部風(fēng)速;H為模型高度;α為地貌粗糙度指數(shù);R(z)為高度z處的擋風(fēng)系數(shù);B(z)為模型高度z處的寬度。

計(jì)算得到的整體模型基底剪力和彎矩與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖9、圖10所示。由圖9、圖10 可以得到: 通過節(jié)段模型得到的體型系數(shù)代入整體模型對(duì)應(yīng)各部分計(jì)算得到整體模型的基底剪力和彎矩與整體模型試驗(yàn)結(jié)果比較接近,驗(yàn)證了節(jié)段模型體型系數(shù)的合理性。

圖9 基底剪力比較Fig.9 Comparison of base shear

圖10 基底彎矩比較Fig.10 Comparison of base moment

3 結(jié)論

本文通過1000kV 變電構(gòu)架節(jié)段模型和整體模型高頻測(cè)力天平風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試得到了變電構(gòu)架各部分和整體結(jié)構(gòu)基底剪力和彎矩,并通過計(jì)算分析得到了圓鋼管格構(gòu)式結(jié)構(gòu)體型系數(shù),通過將試驗(yàn)結(jié)果與各國規(guī)范結(jié)果進(jìn)行對(duì)照,得出如下結(jié)論:

1.對(duì)于圓鋼管格構(gòu)式結(jié)構(gòu),各國規(guī)范對(duì)其體型系數(shù)的取值差別較大,IEC60826 -2003 規(guī)范的取值最小,DL/T5154 - 2012 規(guī)范取值最大。本文試驗(yàn)結(jié)果與GB50009 - 2012(DL/T5457 -2012、GB50135 -2006)比較接近,比ASCE7 -10、Eurocode 1、IEC60826 -2003 規(guī)范的值大,比DL/T5154 -2012 取值小。

2.通過分析變電構(gòu)架體型系數(shù)隨風(fēng)向角的變化情況,在與結(jié)構(gòu)軸向成15°或30°情況下,體型系數(shù)達(dá)到極大值,各國規(guī)范均未考慮此風(fēng)向角的情況,應(yīng)引起結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的重視。

3.用節(jié)段模型得到的體型系數(shù)計(jì)算整體模型的基底剪力和彎矩與整體模型的試驗(yàn)值較接近,驗(yàn)證了節(jié)段模型體型系數(shù)的合理性,也說明對(duì)于格構(gòu)式結(jié)構(gòu)體系,采用節(jié)段模型進(jìn)行局部風(fēng)荷載評(píng)估具有較高的精度。