变电站高耸避雷针顺风向风振响应分析

2020-06-17董新胜张军锋管品武

结构工程师 2020年2期

董新胜张军锋杨洋管品武

（1.国网新疆电力公司电力科学研究院，乌鲁木齐830011；2.郑州大学土木工程学院，郑州450001）

0 引言

变电站作为电网的关键节点，其安全性至关重要。为避免雷击现象，变电站内往往建立高耸的独立避雷针，或者是在变电构架上安装避雷针，以保护设备的安全。避雷针结构属于典型的高耸结构，风振效应较为显著，并且偶有破坏事故发生［1-4］。但是，现行《变电站建筑结构设计技术规程》［5］仅简单对避雷针风振系数取值β=2.0，并未考虑结构形式、基频、阻尼以及场地类型和风速等影响风振效应的因素。

在众多形式的避雷针结构中，独柱避雷针的基频往往最小，故以一座典型独柱避雷针为例，在结构表面脉动风场模拟的基础上进行风振响应时程计算，分析了场地类型和风速的影响，并分析了位移、弯矩和剪力风振系数的差异。

1 工程背景和计算方法

本例位于新疆某750 kV变电站（图1），高度为60 m，其中顶部塔尖2 m，下部58 m塔身由7段变截面薄壁钢管组成，采用Q345钢材，每段钢管之间采用插接+法兰盘连接，钢管尺寸和插接长度见图1。采用ANSYS中的Beam188单元建模计算，计算中不含塔尖，不考虑钢管之间的插接重叠区，认为钢管之间仅为界面连接且为刚接。下部6段钢管均等分5个单元，最上部1段钢管为1个单元，共计31个单元。经动力特性计算可得其前5 阶侧弯振型如图 1（c）所示，频率f1～f5分别为0.751 Hz、2.09 Hz、4.31 Hz、7.46 Hz和 11.66 Hz。实际结构现场动力特性测试所得基频为0.713 3 Hz，与有限元结果吻合良好。由于下文风荷载沿X方向，图1（c）所列仅为XZ平面内的振型，因结构的对称性，YZ平面内亦有相同的振型。

图1 避雷针几何参数及有限元模型Fig.1 Geometry parameters and the FE model of the lightning rod

为评价场地类型的影响，根据荷载规范［6］和文献［7］选择4类场地（表1）计算。每种场地除考虑场地基本风速V0=35.8 m∕s外，还考虑V0=24 m∕s、30 m∕s、40 m∕s，共计四种风速，这也是荷载规范中V0的取值范围。其中B类场地V0=35.8 m∕s为基准工况。

由于避雷针等构筑物的设计控制指标为内力而非位移，故为得到内力的动力响应而采用时程计算。首先依表1参数和Davenport谱采用谐波叠加法［8-9］进行脉动风场模拟，再由准定常气动力假定得各节点脉动风荷载时程（式（1））。

表1 规范中场地参数取值［6-7］Table 1 Parameters for different terrain［6-7］

式中：Ai为节点迎风面积；空气密度ρ=1.25 kg∕m3；规范［5］阻力系数CD=0.6。

脉动风模拟采用单索引频率模拟方法［10-12］，根据文献［8］所给参数取值原则取频率上限fu=6.0 Hz和时频点比值M∕N=2，即时间步长Δt=1∕12，以使后续动力计算中能充分计入结构的共振效应；模拟周期T0=600 s，共计7 200个时间点。图2给出了目标谱与模拟所得四个高度脉动风速样本风谱，可知模拟效果良好。

图2 目标谱与模拟所得四个高度脉动风速样本风谱Fig.2 Target and simulated wind spectrums for four locations

动力计算在ANSYS中进行，脉动荷载的每个时间步长Δt对应ANSYS求解中的一个荷载步。为准确计入动力效应，一般要求时程计算中的积分步长ITS＜1∕（20fR），其中fR为需计入的最高阶模态对应的频率，对本例取f3=4.31 Hz，故取子步数为4。通过瑞利阻尼对前两阶频率取阻尼比ζ=1%和ζ=2%以分析阻尼的影响。另外，为校核时程结果，还采用频域法计入前5阶模态进行了计算，详见文献［13］。

2 结果分析

2.1 基准工况

采用阵风响应因子G表示风振效应。

图3给出了基准工况的风致静动力响应。可以看出，避雷针的动静力响应均符合悬臂结构受力特征；时域和频域所得根方差一致性良好，偏差在5%以内，也验证了时域结果的正确性。偏差的原因一方面是在频域计算中直接指定各阶模态的ζ=1%或ζ=2%，而时域方法瑞利阻尼所得高阶模态的不再恒有ζ=1%或ζ=2%；另一方面是时程计算结果直接与模拟所得样本风速有关，其结果不具有频域结果的统计特征。

图3 基准工况的风致响应Fig.3 The results of wind effects for the besic condtion

当ζ=1%时，从位移、弯矩和剪力阵风响应因子G的取值可分布可知，除基底局部高度范围剪力的G值小于2.0外，其他响应的G值均在2.0～3.0之间，明显大于现行《变电站建筑结构设计技术规程》［5］的风振系数取值2.0。这是由于此独柱避雷针的结构基频和阻尼较小，共振效应较为显著，明显大于背景效应（图4）。对比两种阻尼结果可知，当ζ由1%增加至2%时，共振效应显著下降，各响应的G值也都明显减小。这也说明规范的风振系数取值β应充分考虑结构风振效应的影响因素。

图4 顶点位移功率谱Fig.4 Spectrum of top displacement

另外，从图3（d）对比可知，对于整个结构高度，尽管位移和内力均值沿高度变化规律相反，但各响应均值和根方差沿高度的变化规律一致，故各响应G值均沿高度的增加而增加。但从数值对比可知，位移的G值明显小于内力的G值，并且内力G值沿高度的变化幅度也较位移G值更大。这说明传统按照位移所得阵风响应因子G值进行风振系数β取值对于避雷针结构是不合理的，这将低估脉动风荷载的风致内力，使结构设计偏于不安全。

对于避雷针结构，其荷载类型除自重外仅有风荷载，有条件对每个响应分别进行等效风荷载分析以获取各自的风振系数β：ζ=1%时，位移、弯矩和剪力的β分别取2.3、2.4和2.5；ζ=2%时，三者分别取2.0、2.1和2.2。图5给出以此所得等效静风响应与动力响应极值对比。由于弯矩和剪力的G值沿高度变化幅度较大，故尽管弯矩和剪力的等效静风响应在塔柱底部较动力响应极值偏大10%～15%，但在塔柱上端依然略小于动力响应极值，只是上部的内力幅值总体较小，实际并无碍于结构安全。位移的G值沿高度较为均匀，故其等效静风响应在塔柱底部较动力响应极值一致性良好，但其风振系数β却小于弯矩和剪力的β。

避雷针结构作为构筑物，设计过程中对内力尤其是弯矩更为关注，故实际设计中可仅根据弯矩响应确定风振系数β：对本例可取β=2.4（ζ=1%）或β=2.1（ζ=2%）。显然，β取值所得等效静风荷载所得位移始终大于实际动力位移，所得剪力在塔柱上部虽略有偏小，但因塔柱截面抗剪能力较高亦无碍设计安全。

2.2 多种影响因素分析

为考虑不同场地类型、风速的影响，依表1参数分别考虑A～D类场地配合V0=35.8 m∕s的计算以及B类场地四种风速的计算，分析共7种工况的阵风响应因子G并确定风振系数β（图6）。因钢结构设计往往偏保守取ζ=1%，故仅给出ζ=1%的结果，且仅给出弯矩的G值。可以看出，G值随着场地紊流度有显著增加，随风速亦有所增加但并不明显。

根据前文方法同样可确定7种工况的风振系数β：B类场地四种基本风速V0的β依次为2.1、2.3、2.4和2.4；而V0=35.8 m∕s对应的四种场地β依次为2.3、2.4、2.8和3.3。由此也可知，即使A类场地配合最小风速V0=24 m∕s，其风振系数β也不会小于2.0，现行《变电站建筑结构设计技术规程》取值β=2.0显然偏小，需在今后修订时考虑结构基频、阻尼、场地和风速的影响。