唐浩, 李方慧*, 趙杰, 支旭東

(1.黑龍江大學(xué)建筑工程學(xué)院, 哈爾濱 150086; 2.安徽省建筑工程質(zhì)量第二監(jiān)督檢測站, 合肥 230088; 3.哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點實驗室, 哈爾濱 150090; 4.哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程智能防災(zāi)減災(zāi)工業(yè)和信息化部重點實驗室, 哈爾濱 150090)

在輸送功率相同的情況下,1 000kV特高壓輸電塔的功率損耗約為500 kV輸電塔的1/16,具有高效、節(jié)能的特點,但強風(fēng)作用容易導(dǎo)致構(gòu)架架體破壞,風(fēng)荷載已成為此類建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計的主要控制荷載之一。近年來,國內(nèi)外學(xué)者對220～800 kV等特高壓輸電塔線結(jié)構(gòu)風(fēng)工程展開細致研究,樓文娟等[1]和張慶華等[2]基于風(fēng)洞試驗獲得220 kV輸電塔桿件風(fēng)壓分布、體型系數(shù)、風(fēng)振系數(shù)以及位移、加速度等風(fēng)致響應(yīng)。凌曉斌等[3]和嚴波等[4]結(jié)合增量動力分析法和弧長法有限元分析等方法研究了220 kV輸電塔及塔線耦合體系的風(fēng)致動力穩(wěn)定。牛華偉等[5]和Shan等[6]利用風(fēng)洞試驗計算500 kV輸電塔風(fēng)力系數(shù)及體型系數(shù),并結(jié)合數(shù)值模擬等方法研究結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)。丁建智[7]采用風(fēng)力譜分析法,考察風(fēng)向、阻尼比和脈動風(fēng)速譜等對750kV變電構(gòu)架結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)的影響規(guī)律。李正良等[8]和Zhou等[9]針對800 kV特高壓輸電塔進行高頻天平測力和氣彈模型風(fēng)洞試驗,分析該類結(jié)構(gòu)的風(fēng)致響應(yīng)及風(fēng)荷載空間分布。同時,Ronaldo等[10]和Stengel等[11]等研究了風(fēng)荷載作用下輸電構(gòu)架結(jié)構(gòu)的氣動阻尼、動力特性和穩(wěn)定性。上述一系列特高壓輸電構(gòu)架成熟的抗風(fēng)設(shè)計理論為1 000 kV特高壓變電構(gòu)架風(fēng)荷載研究提供指導(dǎo)。李方慧等[12]針對1 000 kV特高壓變電構(gòu)架整體及節(jié)段結(jié)構(gòu)的氣動力系數(shù)及其統(tǒng)計特性對比分析,詳細考察風(fēng)向、地貌等因素對風(fēng)荷載特性的影響規(guī)律。潘峰等[13]基于多模態(tài)顯式積分法推導(dǎo)1 000 kV變電構(gòu)架結(jié)構(gòu)風(fēng)振系數(shù)的計算公式,考察構(gòu)架的風(fēng)振響應(yīng)時程及分布特點。李正良等[14]和謝強等[15]進行1 000 kV塔線體系氣彈模型風(fēng)洞試驗,分析單塔及塔線體系在均勻流及紊流場下的風(fēng)振響應(yīng)。汪之松等[16]通過高頻天平測力試驗得到1 000 kV輸電塔不同高度處的風(fēng)荷載自譜和互譜,研究輸電塔結(jié)構(gòu)的等效靜力風(fēng)荷載。

為了進一步對1 000 kV特高壓變電構(gòu)架的風(fēng)荷載特性、風(fēng)致響應(yīng)和抗風(fēng)機理進行研究,現(xiàn)利用1 000 kV特高壓變電構(gòu)架節(jié)段及整體模型的高頻天平測力風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù),詳細考察不同風(fēng)場和不同風(fēng)向下各節(jié)段及整體結(jié)構(gòu)體型系數(shù)的變化規(guī)律,并與國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范體型系數(shù)取值進行對比。此外,基于大型有限元分析軟件計算1 000 kV特高壓變電構(gòu)架結(jié)構(gòu)的風(fēng)致響應(yīng),分析風(fēng)振系數(shù)隨風(fēng)向角變化規(guī)律,為此類結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計提供取值建議。

1 風(fēng)洞試驗概況

風(fēng)洞試驗在哈爾濱工業(yè)大學(xué)風(fēng)洞與浪槽聯(lián)合實驗室小試驗段進行,小試驗段寬4.0 m,高3.0 m,長25.0 m,風(fēng)速連續(xù)可調(diào)最大風(fēng)速可達50 m/s,流場性能良好。試驗采用ATI delta ip68 si-660-60六分力傳感器天平,采樣頻率和時間分別為1 000 Hz和60 s,利用Cobra Probe眼鏡蛇三維脈動風(fēng)速儀進行風(fēng)速采集。對1 000 kV特高壓變電構(gòu)架整體及節(jié)段模型進行風(fēng)洞試驗,構(gòu)架原型結(jié)構(gòu)高70 m,寬49 m,A～D節(jié)段模型劃分如圖1所示。試驗?zāi)Ｐ途捎肧LA光敏樹脂3D打印而成,根據(jù)《建筑工程風(fēng)洞試驗方法標準》(JGJ/T 338—2014)[17]規(guī)定,整體和節(jié)段模型的縮尺比分別為1∶100和1∶50,圖2～圖4依次為B節(jié)段、橫梁及整體結(jié)構(gòu)的風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ?。試驗通過轉(zhuǎn)動轉(zhuǎn)盤模擬不同風(fēng)向,利用結(jié)構(gòu)對稱性,僅在0°～90°范圍內(nèi)每間隔15°測量一次,風(fēng)向模擬示意圖如圖5所示。為確保風(fēng)洞流場品質(zhì),對風(fēng)速剖面和湍流度分布曲線與規(guī)范公式進行對比。圖6表明平均風(fēng)速剖面與荷載規(guī)范曲線擬合較好,置信度在5%以內(nèi),A類和B類地貌湍流度剖面擬合曲線與經(jīng)驗公式吻合良好。

圖1 節(jié)段劃分示意圖Fig.1 Schematic diagram of segmentation

圖2 B節(jié)段風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ蛨DFig.2 Wind tunnel test model diagram of segment B

圖3 橫梁結(jié)構(gòu)風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ蛨DFig.3 Wind tunnel test model diagram of beam structure

圖4 整體結(jié)構(gòu)風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ蛨DFig.4 Wind tunnel test model diagram of overall structure

圖5 風(fēng)向模擬示意圖Fig.5 Wind direction simulation diagram

圖6 風(fēng)場模擬對比圖 Fig.6 Comparison diagram of wind field simulation

利用剛性模型同步測力試驗獲得基底反力和基底彎矩數(shù)據(jù),氣動力系數(shù)計算公式為

(1)

(2)

2 體型系數(shù)分析

2.1 節(jié)段模型體型系數(shù)

圖7給出了均勻流、A類和B類地貌下A節(jié)段和B節(jié)段模型不同風(fēng)向體型系數(shù)的變化規(guī)律。分析可知,A節(jié)段三類風(fēng)場體型系數(shù)分別在75°、90°和0°風(fēng)向角出現(xiàn)最大值1.74、1.55和0.67,比值為1∶0.89∶0.39,均勻流場中最不利風(fēng)向出現(xiàn)在75°風(fēng)向。B節(jié)段三類地貌體型系數(shù)均在0°風(fēng)向角取得最大值2.03、1.75和0.74,比值為1∶0.86∶0.36,表明三類風(fēng)場下最不利風(fēng)向均為0°風(fēng)向。主要原因是不同風(fēng)向時橫向和縱向剛度對結(jié)構(gòu)整體剛度的貢獻發(fā)生變化。

圖7 A節(jié)段和B節(jié)段模型體型系數(shù)變化規(guī)律 Fig.7 Variation law of shape factors of segment A and B models

C節(jié)段和D節(jié)段模型三類風(fēng)場不同風(fēng)向體型系數(shù)變化規(guī)律如圖8所示。C節(jié)段均勻流、A類和B類地貌體型系數(shù)分別在0°、90°和0°風(fēng)向角取得最大值1.67、1.57和0.68,比值為1∶0.94∶0.41;D節(jié)段三類風(fēng)場體型系數(shù)分別在0°、90°和90°取得最大值2.43、2.10和0.91,比值為1∶0.86∶0.37?？梢园l(fā)現(xiàn),0°向和90°對C節(jié)段和D節(jié)段最不利。

圖8 C節(jié)段和D節(jié)段模型體型系數(shù)變化規(guī)律 Fig.8 Variation law of shape factors of segment C and D models

2.2 橫梁及整體模型體型系數(shù)

橫梁結(jié)構(gòu)均勻流場下不同風(fēng)向體型系數(shù)變化規(guī)律如圖9所示,在90°風(fēng)向角取得最大值3.27,90°是橫梁結(jié)構(gòu)的最不利風(fēng)向。圖10為均勻流、A類和B類地貌下整體模型不同風(fēng)向體型系數(shù)的變化規(guī)律。三類風(fēng)場均在90°風(fēng)向角取得最大值3.40、2.42和0.97,比值為1∶0.71∶0.29,表明90°風(fēng)向為整體結(jié)構(gòu)的最不利風(fēng)向且均勻流場各風(fēng)向角體型系數(shù)均比相對應(yīng)的A類、B類地貌體型系數(shù)大。分析可知,試驗?zāi)Ｐ蜅U件直徑為0.89～3.77 mm,均勻流場試驗塔頂參考風(fēng)速為V=14.1 m/s,則模型雷諾數(shù)為6.47×102～2.74×103,屬于亞臨界范圍。

圖9 橫梁結(jié)構(gòu)體型系數(shù)變化規(guī)律Fig.9 Variation law of shape factors of beam structure model

圖10 整體模型體型系數(shù)變化規(guī)律Fig.10 Variation law of shape factors of overall model

2.3 各節(jié)段與整體體型系數(shù)對比

上述分析僅僅給出了各節(jié)段模型以及整體模型體型系數(shù)的地貌對比關(guān)系,而各節(jié)段模型與整體模型的體型系數(shù)占比關(guān)系尚未明確。由上述分析可知,節(jié)段及整體模型可能在0°、75°和90°出現(xiàn)最不利風(fēng)向,通過對比不同地貌下節(jié)段和整體模型0°、75°和90°風(fēng)向體型系數(shù)探究節(jié)段與整體的比例關(guān)系。節(jié)段及整體結(jié)構(gòu)三類風(fēng)場0°、75°和90°風(fēng)向體型系數(shù)如表1所示,在均勻流場、A類和B類地貌0°風(fēng)向下,整體與各節(jié)段模型體型系數(shù)之比分別為1∶0.63∶0.79∶0.65∶0.95、1∶0.69∶0.81∶0.65∶0.67和1∶0.70∶0.77∶0.71∶0.58,均勻流場下D節(jié)段占比最大,而兩類紊流場下B節(jié)段占比最大。75°風(fēng)向下,整體與各節(jié)段體型系數(shù)比值分別為1∶0.57∶0.59∶0.48∶0.68、1∶0.74∶0.73∶0.62∶0.76和1∶0.71∶0.74∶0.58∶0.87,在90°風(fēng)向下,比值分別為1∶0.48∶0.56∶0.46∶0.66、1∶0.64∶0.68∶0.65∶0.87和1∶0.68∶0.64∶0.64∶0.94。可以發(fā)現(xiàn),在三類風(fēng)場75°和90°風(fēng)向下,D節(jié)段體型系數(shù)在整體模型中占比最大,主要原因是塔頭部分體形變小且僅一端受約束作用,而橫梁對整體結(jié)構(gòu)有加強作用。

表1 節(jié)段及整體模型體型系數(shù)最大值Table 1 The maximum values of shape factor of segment and overall models

2.4 體型系數(shù)試驗值與規(guī)范值對比

通過體型系數(shù)試驗值與規(guī)范值的對比可以為1 000 kV特高壓變電構(gòu)架的抗風(fēng)設(shè)計提供參考。由于與輸電塔相關(guān)的各種規(guī)范適用于不同結(jié)構(gòu)形式和尺寸的塔架結(jié)構(gòu),選取《架空輸電線路桿塔結(jié)構(gòu)設(shè)計技術(shù)規(guī)定》(DL/T 5154—2012)(以下簡稱DL/T 5154—2012)[18]、日本《AIJ Recommendations for Loads on Building(2015)》(以下簡稱AIJ—2015)[19]和美國《Minimum Design Loads and Associated Criteria for Buildings and Other Structures 》(ASCE7—16)(以下簡稱ASCE7—16)[20]規(guī)范值與均勻流場體型系數(shù)風(fēng)洞試驗值進行對比。DL/T 5154—2012、AIJ—2015和ASCE7—16規(guī)范風(fēng)荷載計算公式及參數(shù)說明如表2所示。需要注意的是,日本規(guī)范AIJ—2015風(fēng)力系數(shù)Cf通過擋風(fēng)系數(shù)φ(充實率)查表可得,但僅給出0°和45°兩個風(fēng)向體型系數(shù),所以,在后續(xù)分析中,重點對比0°和45°兩個風(fēng)向體型系數(shù)。

表2 各規(guī)范風(fēng)荷載計算方法對比Table 2 Comparison of wind load calculation methods of various codes

表3為A節(jié)段及B節(jié)段0°和45°風(fēng)向體型系數(shù)風(fēng)洞試驗值和各規(guī)范值。在A節(jié)段0°風(fēng)向時,均勻流場試驗值與DL/T 5154—2012、AIJ—2015和ASCE7—16規(guī)范值的之比為1∶1.61∶1.42∶1.41,表明0°風(fēng)向試驗值比規(guī)范值小41～61 。B節(jié)段0°風(fēng)向試驗值與規(guī)范值之比為1∶1.28∶1.13∶1.11、比規(guī)范值小11%～28%。45°風(fēng)向時,A節(jié)段和B節(jié)段體型系數(shù)試驗值比規(guī)范值小31%～50%。

表3 A節(jié)段和B節(jié)段0°和45°風(fēng)向體型系數(shù)試驗值與規(guī)范值Table 3 Test values and code values of shape factors of segment A and B models under 0°and 45° yaw angle

C節(jié)段、D節(jié)段和橫梁0°和45°風(fēng)向體型系數(shù)試驗值和各規(guī)范值如表4所示。在0°風(fēng)向時,C節(jié)段體型系數(shù)試驗值與各規(guī)范值之比為1∶1.56∶1.37∶1.35。對D節(jié)段0°風(fēng)向來說,均勻流場試驗值比DL/T 5154—2012規(guī)范值小7%,驗證了0°風(fēng)向是D節(jié)段的最不利風(fēng)向。45°風(fēng)向時,C節(jié)段和D節(jié)段體型系數(shù)試驗值比規(guī)范值小28%～61%。橫梁結(jié)構(gòu)體型系數(shù)在0°和45°風(fēng)向試驗值分別比規(guī)范值小10%～22%和69%～73%。

表4 C節(jié)段、D節(jié)段和橫梁0°和45°風(fēng)向體型系數(shù)試驗值與規(guī)范值Table 4 Test values and code values of shape factors of segment C,D and beam models under 0° and 45° yaw angle

整體結(jié)構(gòu)0°、45°和90°風(fēng)向體型系數(shù)試驗值與各規(guī)范取值如表5所示。0°風(fēng)向時,均勻流場試驗值與DL/T 5154—2012、AIJ—2015和ASCE7—16規(guī)范值之比為1∶1.02∶0.89∶0.88,表明0°風(fēng)向體型系數(shù)試驗值與各規(guī)范值較為接近。45°風(fēng)向時,各規(guī)范值是試驗值的1.04～1.20倍。由于90°風(fēng)向是整體結(jié)構(gòu)的最不利風(fēng)向且AIJ—2015僅給出了0°和45°風(fēng)向的規(guī)范值,則90°風(fēng)向體型系數(shù)試驗值與DL/T 5154—2012、ASCE7—16規(guī)范值之比為1∶0.76∶0.67,試驗值比DL/T 5154—2012和ASCE7—16規(guī)范值大24%～33%。

表5 整體結(jié)構(gòu)0°、45°和90°風(fēng)向體型系數(shù)試驗值與規(guī)范值Table 5 Test values and code values of shape factors of overall structure under 0°, 45° and 90° yaw angle

3 風(fēng)致響應(yīng)分析

3.1 結(jié)構(gòu)響應(yīng)

由于試驗采用剛性模型,模型振動對結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)的影響可以忽略。基于式(3)和式(4)由塔架各節(jié)段的氣動力系數(shù)時程獲得整體結(jié)構(gòu)不同高度處的風(fēng)荷載時程,并施加到有限元模型上計算結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)及風(fēng)振系數(shù)。有限元模型各桿件均采用PIPE289單元,支座與各桿件約束條件均為剛接。模型采用瑞利阻尼,質(zhì)量阻尼系數(shù)α1和剛度阻尼系數(shù)β1分別為0.338和0.002,變電構(gòu)架有限元模型如圖11所示。結(jié)構(gòu)經(jīng)過計算,變電構(gòu)架結(jié)構(gòu)前3階自振頻率分別為1.07、1.31和1.56 Hz,自振周期分別為0.93、0.77和0.62 s,前三階振型圖如圖12所示。

圖11 有限元模型Fig.11 Finite element model

圖12 結(jié)構(gòu)前3階振型Fig.12 First 3 orders modes of the structure

(3)

(4)

Uzj=UG(Zj/HG)α

(5)

式中:Fx(t)和Fy(t)分別為x和y方向原型結(jié)構(gòu)各高度處的風(fēng)力時程;ρ為空氣密度,為1.225 kg/m3;D為原型結(jié)構(gòu)的底部寬度;Hj為Zj處的高度;Cx(t)和Cy(t)分別為x和y方向的氣動力系數(shù)時程;Uzj為實際風(fēng)場中高zj處的風(fēng)速,通過式(5)計算;HG和UG分別為梯度風(fēng)高度和梯度風(fēng)速;α為平均風(fēng)速剖面的冪函數(shù)指數(shù)。

分別選取了三類風(fēng)場下塔頂244號、塔中122號、塔底200號及橫梁145號4個典型節(jié)點X和Y方向的位移響應(yīng)分量,節(jié)點對應(yīng)的標高依次為70.000、40.800、40.800和4.800 m。由圖13和圖14可知,X方向位移均值和均方根值均隨風(fēng)向角增大而增大,在90°風(fēng)向達到最大,Y方向分量變化趨勢相反,在0°取得最大值,主要原因在于橫梁結(jié)構(gòu)致使構(gòu)架沿橫向的剛度明顯大于沿跨向的剛度。在兩類地貌下,244號節(jié)點各風(fēng)向角位移響應(yīng)均值和均方根值比其他3個節(jié)點都大,其中,均值最大分別為67.06 mm和52.70 mm,均方根最大值分別達到69.66 mm和61.51 mm。

圖13 A類地貌下結(jié)構(gòu)典型節(jié)點位移響應(yīng)Fig.13 Displacement response of key structural nodes under terrain A

圖14 B類地貌下結(jié)構(gòu)典型節(jié)點位移響應(yīng)Fig.14 Displacement response of key structural nodes under terrain B

3.2 風(fēng)振系數(shù)

在風(fēng)致響應(yīng)分析過程中,對于高層建筑和塔架等豎向懸臂型結(jié)構(gòu),由于僅考慮結(jié)構(gòu)一階振型的影響,基于結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)采用峰值因子法,結(jié)構(gòu)風(fēng)振系數(shù)計算公式為

(6)

式(6)中:g為峰值因子,取2.5;σD為脈動位移響應(yīng);D為平均位移響應(yīng)。

表6為A類地貌下基于位移響應(yīng)4個典型節(jié)點高度X和Y方向的風(fēng)振系數(shù),可以發(fā)現(xiàn),122、145、200和244節(jié)點X方向風(fēng)振系數(shù)均在0°風(fēng)向取得最大值2.21、2.49、1.75和1.98,而Y方向風(fēng)振系數(shù)在90°達到最大值1.59、1.58、2.61和1.55。

表6 A類地貌基于位移響應(yīng)的風(fēng)振系數(shù)Table 6 Wind-induced vibration coefficients based on displacement response under terrain A

B類地貌下基于位移響應(yīng)各典型節(jié)點高度X和Y方向的風(fēng)振系數(shù)如表7所示,分析可知,122、145、200和244節(jié)點X方向風(fēng)振系數(shù)均在0°風(fēng)向取得最大值2.31、2.60、2.52和2.06,而Y方向風(fēng)振系數(shù)在90°達到最大值2.74、2.75、3.27和2.59。

表7 B類地貌基于位移響應(yīng)的風(fēng)振系數(shù)Table 7 Wind-induced vibration coefficients based on displacement response under terrain B

4 結(jié)論

采用高頻測力天平風(fēng)洞試驗詳細考察地貌類型對1 000 kV特高壓變電構(gòu)架整體和節(jié)段模型風(fēng)荷載體型系數(shù)的影響規(guī)律及比例關(guān)系,并與國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范進行對比,同時研究了結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)及風(fēng)振系數(shù)隨風(fēng)向角的變化規(guī)律,獲得主要結(jié)論如下。

(1)A～D節(jié)段體型系數(shù)均勻流、A類和B類地貌最大值之比分別為1∶0.89∶0.39、1∶0.86∶0.36、1∶0.94∶0.41和1∶0.86∶0.37。整體結(jié)構(gòu)三類風(fēng)場均在90°風(fēng)向角取得最大值3.40、2.42和0.97,比值為1∶0.71∶0.29。

(2)0°和45°風(fēng)向下,A～D節(jié)段體型系數(shù)比各規(guī)范值小28%～61%。整體結(jié)構(gòu)0°風(fēng)向體型系數(shù)與規(guī)范值之比為1∶1.02∶0.89∶0.88,90°風(fēng)向體型系數(shù)比DL/T 5154—2012和ASCE7—16規(guī)范值大24%～40%。

(3)在兩類紊流場下,結(jié)構(gòu)塔頂位置244節(jié)點X方向位移響應(yīng)均值和均方根值均在90°達到最大值67.06 mm和69.66 mm,Y方向分量均在0°取最大值52.70 mm和61.51 mm。

(4)在A類地貌下,4個典型節(jié)點X和Y方向風(fēng)振系數(shù)分別在0°和90°風(fēng)向取得最大值2.49和2.61,B類地貌下,典型節(jié)點X和Y方向風(fēng)振系數(shù)分別在0°和90°風(fēng)向取得最大值2.60和3.27。