特高压双柱悬索拉线塔塔线体系风洞试验研究

第一作者李正良男，教授，博士生导师,1963年生

特高压双柱悬索拉线塔塔线体系风洞试验研究

李正良1，邹鑫1，施菁华2，晏致涛1，俞登科1，肖正直1

(1.重庆大学土木工程学院,重庆400045；2.华北电力设计院工程有限公司,北京100120)

摘要：针对双柱悬索拉线塔线体系与自立式特高压输电塔线体系风振特性显著不同，为研究双柱悬索拉线塔塔线体系风振响应随风向角及风速变化，进行单塔、塔线体系气弹性模型风洞试验。结果表明，塔线体系风振响应随风向角变化规律基本与单塔试验相同，但变化幅度明显高于单塔。0°、45°、60°风向角为工程设计不利工况。

关键词：双柱悬索拉线塔线体系；单塔模型；气弹性模型；风向角；风振响应；风洞试验

基金项目：国家自然科学基金项目(51308568)

收稿日期：2014-07-23修改稿收到日期：2014-09-25

中图分类号:TM723;TU317+.1;TU311.3

文献标志码：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

拉线、受压格构式柱联合受力结构体系由White[1]提出，并成功用于输电线路跨越峡谷及偏远贫瘠地区。Behnckere等[2]通过阐述双柱悬索拉线塔设计、施工及运行过程，总结悬索拉线塔与自立式塔的优缺点。Kempner等[3]通过对双柱悬索拉线塔塔线体系模态及动力响应进行理论分析、物理实验认为，在高频区域，拉线塔趋向发生“子导线震荡”。Kahla[4-5]针对拉线塔拉线突然断线问题进行一系列研究。

随我国特高压输电线路工程的深化，高压双柱悬索拉线塔因具有耗材少、易于施工等优点逐渐受到关注。然而高压双柱悬索拉线塔占地范围大，且国内既无工程先例，对该结构形式研究几乎空白。

为深入了解双柱悬索拉线塔风致振动特性，进行双柱悬索拉线塔单塔和塔线体系的气动弹性模型风洞试验。试验双柱悬索拉线塔原型塔高54 m，线路水平档距480 m，六分裂导线分裂间距450 mm，型号6×JL/G3A-1000/45，地线采用2×LBGJ-150- 20AC，拉线及悬索型号为1×37-28.0-1470-B。

1风洞试验概况

试验在西南交通大学XNJD-3号风洞中进行。试验段长36 m，宽22.5 m，高4.5 m。据实际工程场地资料，采用粗糙元与尖塔等被动措施模拟缩尺比1∶30的B类大气边界层风场。模型测试位置平均风速剖面及湍流度剖面见图1。

图1　平均风速剖面和湍流度剖面 Fig.1 Mean wind velocity profile and turbulence intensity profile

1.1气弹性模型制作

利用气动弹性模型风洞试验方法对特高压输电塔线体系已有诸多研究[6-13]。综合考虑气弹性模型相似准则、塔线体系原型及XNJD-3试验段尺寸，确定双柱悬索拉线塔模型比例为1∶30。据Davenport缩聚理论，导线长度缩尺比为1∶60。模型主要参数相似比见表1。

表1　模型主要参数相似比

本试验模型采用单塔两跨线塔线体系，选L型铝杆模拟立柱角钢杆件，通过在铝杆内角配重方式保证质量相似，采用半刚性节段加U型弹簧片方法模拟立柱整体刚度。导地线模型用不锈钢丝为内芯模拟轴向刚度，外包塑料管模拟几何相似。拉线、悬索及钢索按缩尺比采用细电缆线制作，并通过添加小弹簧、外裹小铅片实现轴向拉伸刚度及质量相似。塔线体系模型见图2。

1.2测点布置及试验工况

试验设0°风向对应来流垂直导线情况，90°风向对应来流平行导线情况。风速级数变化为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。各试验工况针对单塔、塔线体系分别进行。 试验时，在4根拉线上各自布置电阻应变片测试拉力，应变片与拉线连接见图3。在0°风向角下迎风侧立柱中部布置2个加速度传感器，分别测试塔身顺风向、横风向加速度。因拉线塔立柱底部铰接，立柱底部反力无弯矩。每根立柱底部布置三分量高频动态天平测试立柱基地反力。采样频率均256 Hz。0°时测点位置及编号对应关系见表2。所测0°、30°、45°、60°、90°风向角工况见图4。

图3 拉线应变片Fig.3Straingaugeinguys图4 试验风向角示意图Fig.4Illustrationofwinddirection

表2　试验测试位置与测点编号对应关系

2试验结果分析及讨论

2.1塔身加速度响应

塔线体系立柱顺风向、横风向加速度响应均方根随试验风速及风向角变化见图5。由图5看出，塔身顺、横风向加速度均方根均随试验风速增加单调递增。设计风速(相当于试验风速6 m/s)内，顺、横风向加速度均方根均在0°风向角时最大。超越设计风速时横风向加速度均方根在45°风向角下急剧增大。塔身顺风向振动受风向角影响明显大于横风向。

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

设计风速内单塔、塔线体系塔身横风向加速度均方根几乎不随风向角变化，加速度均方根可通过来流风速估计。对单塔、塔线体系分别给出与试验数据相符的立柱横风向加速度均方根估计公式为

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

(1)

acrsm=-0.029+0.011v+0.002 1v2

(2)

立柱横风向加速度均方根估计见图6。设计风速内，塔身加速度均方根在0°风向角下达最大。单塔、塔线体系对应0°风向角时塔身横风向加速度均方根值见图7。由图7可见，随试验风速增加塔线体系横风向加速度均方根增大幅度小于单塔工况。原因为由于挂上导线后拉线张紧，一定程度会增大体系刚度。二者在0°工况下来流垂直于导线，导线所受风荷载远大于格构式塔身，导致两端铰接的F7立柱压力增加，见图8。导线对立柱振动有一定抑制作用。

图6 立柱横风向加速度均方根估计Fig.6TheaccelerationRSMestimationinmastatcross-winddirection图7 0°工况立柱横风向加速度均方根Fig.7AccelerationRSMinmastatcross-winddirectionat0°windangle图8 0°工况立柱竖向反力均值Fig.8Meanverticalcompressresponsesinmastsat0°windangle

2.2拉线拉力响应

塔线体系拉线拉力均值变化规律与单塔大致相同。区别在于塔线体系受导线影响，拉线拉力随风向角改变幅度大于单塔工况。限于篇幅，仅给出单塔时拉线拉力均值随风向角、试验风速变化见图9。由图9看出，0～90°内D2拉线始终在迎风侧，而D3始终处于背风侧，故D2拉线拉力在所有风向角下均随试验风速增加而增大，而D3则随试验风速增加而减小。随风向角从0°改变到90°，D1开始位于迎风侧，之后转向背风面。D4开始处于背风侧，而后转向迎风侧。因而D1拉力先随试验风速增加而增大，后随试验风速增加而减小，D4拉力变化规律恰恰相反。60°风向角时拉线拉力均值随试验风速增加基本不变。总体而言，迎风侧拉线拉力随试验风速增加单调递增，而背风侧拉线单调递减。拉线拉力最大值出现在来流风向60°时，拉线设计应重点考虑此风向角下是否存在断线问题。

拉线拉力均方根随风向角变化规律在所有风向角工况中基本一致。随风向角改变拉线拉力均方根波动范围较小，且随试验风速增加线性递增，见图10。

图9　单塔拉线拉力均值 Fig.9 Mean tensile responses in guys of single tower

图10　塔线体系D3拉力均方根 Fig.10 Compression RSM in guys at D3

2.3立柱底部竖向反力响应

单塔、塔线体系立柱基地竖向反力均值沿风向角及试验风速变化见图11。单塔试验中，F8立柱在0～60°范围内位于背风侧或斜风侧，立柱竖向反力均值随试验风速增加而减小。风向角从0°改变到60°过程中减小幅度愈小。90°风向角下F8立柱位于迎风侧，竖向反力均值随试验风速增加而增大。F7立柱在试验风向角范围内始终位于迎风侧，因而立柱竖向反力始终随试验风速增加而增大。F8立柱竖向反力在90°工况时达最大，F7立柱最大竖向反力出现于0°风向角。

塔线体系立柱竖向反力均值与单塔相比规律基本相同。因导线影响,塔线体系立柱竖向反力均值随风向角变化幅度显著高于单塔试验。值得注意的是，在来流平行于导线90°风向角时，立柱竖向反力均值基本不随试验风速的增加而增加。主要因此风向角下导线的风力明显低于其它工况，而立柱自身所受风力显著小于导线，故立柱所受风荷载增加仅能稍改变体系底部竖向反力。

图11　单塔和塔线体系立柱基底竖向反力均值 Fig.11 Mean vertical responses of compression in masts

3结论

(1)立柱横风向加速度响应与顺风向相当，设计时应同时考虑两方向振动。在各风向角工况下，横风、顺风向加速度均方根随来流速度增加呈单调递增趋势。

(2)立柱横风向加速度均方根几乎不随风向改变而变化。在设计风速范围内，横风向加速度均方根随来流平均风速的递增关系接近二次函数关系，并给出立柱横风向加速度均方根估计关系。

(3)迎风侧拉线随试验风速增加单调递增，而背风侧拉线单调递减。60°风向角下拉线拉力达到最大值，工程设计应重点关注是否存在断线问题。

(4)设计风速以内，立柱加速度响应最大值出现在0°工况。超越设计风速时，立柱横风向加速均方根在45°工况时迅速增大。

(5)塔线体系底部竖向反力最大值出现在0°工况下。应重点关注此风向角工况下拉线塔塔身稳定问题，防止立柱失稳破坏。

(6)单塔、塔线体系对应响应随风向角及试验风速变化趋势相同。塔线体系受导线影响，测试信号随风向角变化幅度高于单塔。

(7)综合立柱加速度、拉线拉力和立柱底部竖向反力响应，建议0°、45°及60°为工程设计较不利工况。

参考文献

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