1000kV圆钢管变电构架体型系数风洞试验研究

陈寅 朱东

(中国电力工程顾问集团中南电力设计院有限公司 武汉430071)

引言

1000kV 变电构架作为特高压变电站的重要组成部分,其安全性直接影响整个电网的正常运行。近年来,随着变电站电压等级的提高,变电构架高度和跨度也越来越大。综合考虑结构性能、经济美观、施工便捷的特点,在特高压变电构架结构中,越来越多地采用格构式钢管结构。

风荷载是变电构架的主要荷载之一,在变电构架抗风设计中,各杆件的体型系数是其重要参数。目前,国内外规范中对变电构架的体型系数取值,是参考输电塔或桁架结构得到的,且各国规范对其体型系数取值存在较大差异。而专门针对特高压圆钢变电构架的风洞试验较少,多为输电塔架的风洞试验。邓洪州等[1]在均匀流场中,对输电钢管塔节段进行测力试验,得到了满足设计要求的节段体型系数; 邹良浩等[2]在紊流场中对三种典型的格构式塔架进行测力试验,发现角钢截面格构式塔架体型系数试验值与我国《建筑结构荷载规范》(GB50009 -2012)的取值存在一定差别而与美国规范结果较接近; 沈国辉等[3]在紊流场中对整体圆钢输电塔架进行测力试验,其体型系数试验值与ASCE/SEI 等比较接近; 牛华伟[4]等对500kV 全联合变电构架进行测力试验,发现《建筑结构荷载规范》(GB50009 - 2012)、《变电站建筑结构设计规程》(DL/T5457 -2012)对横梁结构风荷载取值偏于不安全。尽管上述研究对格构式塔架体型系数研究取得了一些进展,然而,上述研究在针对节段模型试验时,没有进行整体模型的试验验证,而进行整体模型试验时,又缺乏节段模型的试验而缺少结构体型系数分布的细节。

基于以上分析,本文以1000kV圆钢管变电构架为例,设计制作了该结构典型部位的节段模型和整体模型,分别进行高频测力天平风洞试验。根据测得的基底剪力和弯矩计算得到变电构架不同风向角下的体型系数,并分析了其分布规律。同时,利用整体模型试验验证了节段模型体型系数试验值的合理性。通过将试验结果与国内外规范进行比较,得到了一些有用的结论,为特高压圆钢管变电构架风荷载体型系数取值提供了有用的参考,具有理论和实际意义。

1 风洞试验简介

1.1 试验设备

本次变电构架高频测力天平风洞试验,在武汉大学WD-1 风洞试验室中进行。该风洞试验段长×宽×高=16m×3.2m×2.1m,最大风速为30m/s,试验风速由1m/s 至30m/s 连续可调。通过风洞试验段上游设置的挡板、尖劈、粗糙元组合能准确地模拟大气边界层风场特性。直径2.5m 的自动控制工作转盘可以模拟0°至360°任一风向角的模型试验风场。试验采用美国DMS公司ATI DAQ F/T 六分量高频测力天平测量试验模型的基底剪力与弯矩时程。

1.2 试验模型

试验原型为三塔两跨1000kV 圆钢变电构架,跨度51m,高度61m。根据试验需要,设计制作节段模型和整体模型,所有杆件由薄壁钢管制作,杆件间焊接。其中,节段模型的几何缩尺比为1/30,整体模型为1/50。图1 给出了整体变电构架结构及节段模型选取示意,图2 为各模型风洞试验照片。

图1 变电构架及节段模型示意Fig.1 Schematic diagram of substation framework and segment model

图2 各试验模型Fig.2 Different test model

1.3 试验方法

由于变电构架原型各杆件处于临界区或者超临界区,若要满足雷诺数的相似关系,则要求的试验风速远大于低速风洞风速。增大模型表面粗糙度可一定程度上模拟高雷诺数的效果,但并不能消除低雷诺数的影响。增大风洞试验紊流度也可以模拟高雷诺数的圆柱绕流[5],考虑到实际的变电构架处于紊流状态,故本次试验选择了10%均匀紊流场和B 类地貌。紊流度剖面、风速剖面如图3 和图4 所示,图中Vt为风速,Iu为紊流度,Vz/VH为平均风速与参考点风速比值,α为地貌粗糙度指数。边界层顺风向风速谱与Karman 谱拟合较好,如图5 所示。其中,节段模型在10%均匀紊流场中试验,试验风速10m/s。整体模型在B 类风场中试验,参考点试验风速10m/s。利用试验模型的几何对称性,可有效减少试验所需风向角。1#节段、3#节段～5#节段、整体模型在0° ～90°内,每隔15°测试一次,共7 个风向角,2#节段在- 90° ～90°内,每隔15°测试一次,共13 个风向角,其余风向角数据可由对称性获得。试验采样频率为500Hz,采样时间60s。试验风向角和坐标系统如图6 所示。

图3 10%紊流度与风速剖面Fig.3 Turbulence and wind speed profile for 10% homogeneous turbulent profile

图4 B 类风场紊流度与平均风速剖面Fig.4 Turbulence and mean wind speed profile for Class B wind field

图5 归一化风速功率谱Fig.5 Normalized wind speed power spectrum

图6 试验风向角与坐标系统Fig.6 Wind direction and coordinate system in the test

2 体型系数计算与分析

2.1 试验数据处理方法

试验得到的是模型基底的6 个分量时程,包括X方向、Y方向、Z方向剪力时程Fx(t)、Fy(t)、Fz(t)和弯矩时程Mx(t)、My(t)、Mz(t)。本文主要利用X、Y方向的基底剪力和弯矩数据,可由式(1)式和(2)式求得各方向的平均剪力和平均弯矩。

式中:N为各模型的采样点数;和分别为该模型的平均基底剪力和弯矩;Fi和Mi分别为i瞬时基底剪力和弯矩。

求得节段模型基底平均剪力和弯矩后,其结构局部体型系数计算如下:

式中:μsF和μsM分别为由节段模型基底剪力和弯矩计算得到的结构体型系数;ρ为空气密度;Uj为第j个节段模型试验风速;Aj、Hj和Rj分别为节段模型轮廓面积、高度和挡风系数。

2.2 试验数据分析

根据上述公式进行数据处理,获得各模型在各风向角下的体型系数。由于平均基底剪力系数和平均基底弯矩系数比较接近,取两者的平均值作为各向平均体型系数。由于2#节段体型系数从-90° ～90°的风向角关于0°对称,故取两者平均值,给出0° ～90°的体型系数值,如图7 所示。

国内外多个规范对圆钢塔架的体型系数给出了不同的规定。本次对比参考的规范有: 《建筑结构荷载规范》(GB50009 -2012)[6],《变电站建筑结构设计规程》(DL/T5457 -2012)[7],《高耸结构设计规范》(GB50135 -2006)[8],《架空输电线路杆塔结构设计技术规定》 (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]。图8 给出了各国规范体型系数及各节段模型在垂直风向角情况的体型系数比较。取上述X轴向90°风向角和Y轴向0°风向角下处理得到的平均体形系数试验值与国内外现有规范计算值对比,结果如表1、表2 所示。

由图7、图8 和表1、表2 可以看出:

(1)由试验数据得到变电构架结构X轴向在0°风向角(横风向)体型系数较小,接近于0。随着风向角的增加,其值先增大后减小,在75°达到极大值。其Y轴向(0°风向角为顺风向)的体型系数随着风向角的增加先增大后减小,在90°风向角(横风向)其值接近于0,在15°风向角达到极大值。而各国规范只考虑了垂直风向情况,忽略了此最不利风向角情况。

图7 平均体型系数Fig.7 Average shape coefficient

图8 各规范与试验值比较Fig.8 The comparison between different code and test value

表1 Y 轴向0°风向角平均体型系数比较Tab.1 The average shape coefficient of 0° direction for Y axial

表2 X 轴向90°风向角平均体型系数比较Tab.2 The average shape coefficient of 90° direction for X axial

(2)各国规范对体型系数的取值都与挡风系数相关,大部分规范考虑了雷诺数的影响。对于矩形圆钢管结构,各国规范取值差别较大,IEC60826 -2003 规范的取值最小,DL/T5154 -2012 规范的取值最大,是因为新规范中未对圆钢塔架取值作区分,若根据DL/T5154 -2002 取值,则结果与GB50009 -2012 接近,且DL/T5457 -2012、GB50135 - 2006 与GB50009 - 2012 取值相同。

通过将本次试验体型系数与各国规范值进行对照,总体上来看,其值与我国规范结果较接近。

(3)需要指出的是,在X轴向,1#、2#、3#节段、5#节段模型为方形截面模型,其体型系数值比较接近,而由于4#节段为横梁节段模型,该处横梁在X轴向跨度大,导致X轴向体型系数值较大,考虑到此方向迎风面积小,其整体风荷载并不大,总体看来,对于方形截面,由本次试验得到的结构体型系数与我国规范的值较接近。

2.3 体型系数校核

为了检验由节段模型得到的体型系数的合理性,用节段模型得到的体型系数计算整体模型的基底剪力和弯矩,并与整体模型的风洞试验值进行比较。

模型基底平均剪力和弯矩采用如下方法进行评估:

式中:μsF(z)、μsM(z)为节段模型风洞试验得到的剪力和弯矩体型系数;UH为模型顶部风速;H为模型高度;α为地貌粗糙度指数;R(z)为高度z处的挡风系数;B(z)为模型高度z处的宽度。

计算得到的整体模型基底剪力和弯矩与风洞试验结果对比如图9、图10所示。由图9、图10 可以得到: 通过节段模型得到的体型系数代入整体模型对应各部分计算得到整体模型的基底剪力和弯矩与整体模型试验结果比较接近,验证了节段模型体型系数的合理性。

图9 基底剪力比较Fig.9 Comparison of base shear

图10 基底弯矩比较Fig.10 Comparison of base moment

3 结论

本文通过1000kV 变电构架节段模型和整体模型高频测力天平风洞试验测试得到了变电构架各部分和整体结构基底剪力和弯矩,并通过计算分析得到了圆钢管格构式结构体型系数,通过将试验结果与各国规范结果进行对照,得出如下结论:

1.对于圆钢管格构式结构,各国规范对其体型系数的取值差别较大,IEC60826 -2003 规范的取值最小,DL/T5154 - 2012 规范取值最大。本文试验结果与GB50009 - 2012(DL/T5457 -2012、GB50135 -2006)比较接近,比ASCE7 -10、Eurocode 1、IEC60826 -2003 规范的值大,比DL/T5154 -2012 取值小。

2.通过分析变电构架体型系数随风向角的变化情况,在与结构轴向成15°或30°情况下,体型系数达到极大值,各国规范均未考虑此风向角的情况,应引起结构设计的重视。

3.用节段模型得到的体型系数计算整体模型的基底剪力和弯矩与整体模型的试验值较接近,验证了节段模型体型系数的合理性,也说明对于格构式结构体系,采用节段模型进行局部风荷载评估具有较高的精度。