拉線初張力對(duì)特高壓雙柱懸索拉線塔受力性能影響的風(fēng)洞試驗(yàn)研究

俞登科，李正良，施菁華，晏致濤，肖正直

(1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045;2華北電力設(shè)計(jì)院 工程有限公司，北京 100120)

雙柱懸索拉線塔作為拉線式桿塔中的一員，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、造價(jià)低、易于施工安裝等優(yōu)點(diǎn)，已在加拿大、南非、阿根廷等國(guó)家得到廣泛應(yīng)用［1］。圖1所示為阿根廷500 kV線路采用的雙柱懸索拉線塔。然而由于拉線的存在導(dǎo)致其占地面積較大，而主要適用于荒漠、隔壁等走廊開闊的平地地區(qū)。隨著我國(guó)西電東送項(xiàng)目的逐步實(shí)施，在特高壓輸電線路工程中將會(huì)經(jīng)過(guò)大量戈壁荒漠地區(qū)，從而使得雙柱懸索拉線塔成為一種較優(yōu)的選擇。其高聳、輕柔的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，決定了風(fēng)荷載是其控制荷載之一［2］。而拉線作為雙柱懸索拉線塔的重要受力構(gòu)件，將直接影響其在風(fēng)荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)。實(shí)際工程中必須通過(guò)對(duì)拉線施加一定的初始預(yù)張力以保證整塔的直立安裝和維持自身穩(wěn)定［3］。拉線初始預(yù)張力的取值大小，對(duì)結(jié)構(gòu)的整體剛度、穩(wěn)定性等都將起到關(guān)鍵的作用。由此，對(duì)雙柱懸索拉線塔中不同拉線初始預(yù)張力對(duì)其風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng)產(chǎn)生的影響進(jìn)行深入研究和分析顯得至關(guān)重要。

圖1 阿根廷500 kV線路雙柱懸索拉線塔Fig.1 Cross rope suspension tower in the 500 kV lines ofArgentina

目前，關(guān)于雙柱懸索拉線塔的研究甚少［4－5］。而對(duì)于拉線式桿塔中拉線的研究則大多限于理論方面。Sparling［6］提出拉線初始預(yù)拉力不僅提供塔體順風(fēng)向剛度，也會(huì)影響橫風(fēng)向剛度，且兩者是相互耦合的。Wahba等［7］探討了拉線式天線塔選取不同拉線初張力所產(chǎn)生的動(dòng)力效應(yīng)，指出有必要在設(shè)計(jì)中考慮初始預(yù)張力的影響。美國(guó)ASCE拉線式輸電線路結(jié)構(gòu)導(dǎo)則［8］建議最小拉線初始預(yù)張力值的選取應(yīng)保證在常規(guī)風(fēng)荷載作用下背風(fēng)側(cè)拉線不能完全松弛而導(dǎo)致倒塔。Kahla［9－10］考察拉線斷線對(duì)拉線式桿塔的影響，指出應(yīng)控制拉線初張力以防造成塔架斜撐桿件的受壓破壞。Sparting等［11］研究了拉線在湍流風(fēng)下的動(dòng)力特性和共振耦合現(xiàn)象。Preidikman等［12］采用不同的拉線式桅桿模型進(jìn)行動(dòng)力分析對(duì)比研究了不同拉線預(yù)張力對(duì)結(jié)構(gòu)體系整體剛度的影響。Ballaben等［13］對(duì)拉線式桿塔幾個(gè)重要設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行了風(fēng)振分析，結(jié)果揭示拉線預(yù)張力是影響桿塔塔頂位移的最主要變量。Luzardo等［14］對(duì)拉線式桅桿塔進(jìn)行了不同拉線初張力情況下的分析，結(jié)果表明隨著初張力的增加，桅桿塔的自振頻率也會(huì)增大。國(guó)內(nèi)相關(guān)的研究則甚少，郭峰等［15］進(jìn)行了雙柱懸索拉線塔設(shè)計(jì)，提出設(shè)計(jì)過(guò)程中應(yīng)對(duì)拉線和拉線金具進(jìn)行疲勞計(jì)算及優(yōu)化選擇。甘鳳林等［16］研究了拉線初始預(yù)應(yīng)力分布對(duì)拉線桿塔的受力影響，指出應(yīng)綜合考慮施工的便捷程度，確定預(yù)應(yīng)力的合理值，以便更好地發(fā)揮這種預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢(shì)。

在風(fēng)洞試驗(yàn)方面，已有眾多國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行過(guò)研究，然而多限于自力式塔架，尚未有關(guān)于雙柱懸索拉線塔的風(fēng)洞試驗(yàn)研究［17－19］。對(duì)其拉線初張力影響的探討更屬空白。為此，本文制作了雙柱懸索拉線塔線體系的氣動(dòng)彈性模型，首次研究了其在不同拉線初始預(yù)張力下風(fēng)洞試驗(yàn)紊流場(chǎng)中的風(fēng)振響應(yīng)特性，以期為雙柱懸索拉線塔及拉線組件在今后的抗風(fēng)設(shè)計(jì)中提供建議與參考。

1 塔線體系氣動(dòng)彈性模型及風(fēng)洞試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 氣動(dòng)彈性模型設(shè)計(jì)

本次風(fēng)洞試驗(yàn)的模型是以哈密－鄭州±800 kV特高壓直流輸電線路工程中采用的雙柱懸索拉線塔為原型設(shè)計(jì)的。該原型塔高為54 m，線路水平檔距為480 m，導(dǎo)線采用呈正六邊形的布置，分裂間距為450mm，其型號(hào)為6×JL/G3A－1000/45，地線型號(hào)為2×LBGJ－150－20AC，拉線和懸索型號(hào)為1×37－28.0－1470－B，設(shè)計(jì)風(fēng)速為33 m/s。

試驗(yàn)在西南交通大學(xué)XNJD－3號(hào)風(fēng)洞中進(jìn)行，該試驗(yàn)室尺寸為22.5 m×36 m×4.5 m，考慮到風(fēng)洞試驗(yàn)室尺寸限制，塔體氣彈性模型的幾何相似比取為1∶30，導(dǎo)地線的幾何相似比則按照Davenport等［20］提出的修正方法取為1∶60。除幾何相似要求以外，氣彈性模型還需滿足Strouhal數(shù)、Froude數(shù)、Cauchy數(shù)、慣性參數(shù)和阻尼比等相似，具體設(shè)計(jì)相似比參數(shù)如表1所示。

表1 模型主要參數(shù)相似比Tab.1 Primary similarity parameters of the test model

立柱氣彈性模型的角鋼桿件采用鋁合金薄板加工成角鋼形狀以滿足外形幾何相似，并在角鋼內(nèi)角均勻粘貼小段螺桿實(shí)現(xiàn)質(zhì)量模擬。模型的彈性剛度相似則采用本課題組自行研制的“U”型彈簧片法進(jìn)行模擬［21］，將立柱模型分成多段剛性節(jié)段，各個(gè)節(jié)段質(zhì)量分布與原型一致，在節(jié)段之間粘貼“U”型彈簧片，通過(guò)不斷調(diào)整彈簧片的寬度及厚度從而實(shí)現(xiàn)彎曲剛度和軸向剛度的模擬。導(dǎo)地線采用不銹鋼絲模擬拉伸剛度，并選取外包塑料管以保證氣動(dòng)外形相似。其相似比取1:60，根據(jù)Davenport等提出的轉(zhuǎn)換公式，此時(shí)，縮聚系數(shù)為0.5。其正常縮尺模型與縮聚模型之間有如下關(guān)系:

其中:下標(biāo)S表示縮聚模型，P表示正?？s尺模型，L為跨度，M為單位長(zhǎng)度質(zhì)量，D為外觀直徑，E為彈性模量，S為垂度，d為受力部分直徑，γ為縮聚系數(shù)。

而拉線、懸索及鋼索的相似比取為1∶30，采用細(xì)電纜線直接模擬幾何氣動(dòng)外形，并在纜線表面均勻間隔地包裹鉛皮以滿足質(zhì)量相似比的要求，而軸向拉伸剛度的相似比模擬則通過(guò)添加小彈簧段來(lái)實(shí)現(xiàn)，小彈簧段剛度相似比為幾何相似比的三次方，如表1中所述。

由于雙柱懸索拉線塔兩側(cè)拉線存在預(yù)張力。為此，本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)并精加工制作了整塔基座及相應(yīng)的預(yù)張力裝置。預(yù)張力裝置則是在拉線底部添加固定支座、固定螺栓和線扣，經(jīng)由光滑小滑輪懸掛不同重量的砝碼來(lái)實(shí)現(xiàn)拉線不同的預(yù)張力，最后將繩扣扣死在固定螺栓上即可取下相應(yīng)砝碼。詳細(xì)構(gòu)造如圖2所示。制作好的雙柱懸索拉線塔線體系模型如圖3所示。

1.2 風(fēng)場(chǎng)模擬

本次風(fēng)洞試驗(yàn)通過(guò)尖塔漩渦發(fā)生器+格柵+分布立方體粗糙元，來(lái)模擬1∶30比例的B類紊流風(fēng)場(chǎng)。圖4為在模型放置處測(cè)得的平均風(fēng)速、湍流度剖面和順風(fēng)向脈動(dòng)風(fēng)速功率譜密度。其中，HG和vg分別為梯度風(fēng)高度和梯度風(fēng)風(fēng)速，vz為高度z處的平均風(fēng)速，Iu為湍流強(qiáng)度，f為頻率，Sv(f)為風(fēng)速功率譜密度，v*為摩擦速度。結(jié)果表明風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)M的風(fēng)場(chǎng)環(huán)境符合規(guī)范要求［22］。

圖2 拉線預(yù)拉力裝置Fig.2 The pretension device of guys

圖3 雙柱懸索拉線塔線體系氣動(dòng)彈性模型Fig.3 Aero elastic model of cross rope suspension tower-line system

1.3 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置和試驗(yàn)工況

本次風(fēng)洞試驗(yàn)風(fēng)向角為來(lái)流垂直于導(dǎo)線方向，分別取拉線初始預(yù)張力為其設(shè)計(jì)承載力的15%、20%和25%共3種工況進(jìn)行對(duì)比。各個(gè)工況下的塔線體系風(fēng)速級(jí)數(shù)范圍均為3～7 m/s，風(fēng)速間隔為0.5 m/s。試驗(yàn)中在兩個(gè)立柱的底部鉸接處各布置1個(gè)三分量高頻天平以測(cè)量立柱基底反力。對(duì)于4根拉線則采用電阻應(yīng)變片布置了4個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)以測(cè)量拉線拉力，由于來(lái)流風(fēng)向垂直于導(dǎo)線方向，由結(jié)構(gòu)對(duì)稱性將迎風(fēng)側(cè)拉線設(shè)為一組，背風(fēng)側(cè)為另一組。將應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置于拉線的近地端部(可見圖2)，為保證應(yīng)變測(cè)試精度，預(yù)先通過(guò)加載不同重量的砝碼對(duì)應(yīng)變信號(hào)進(jìn)行標(biāo)定，由此可將電壓信號(hào)轉(zhuǎn)化為力信號(hào)。同時(shí)，在迎風(fēng)側(cè)立柱跨中安裝兩個(gè)加速度傳感器，分別測(cè)量順風(fēng)向和橫風(fēng)向加速度響應(yīng)。高頻天平、應(yīng)變片和加速度傳感器采樣頻率均為256 Hz。測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示。

圖4 風(fēng)洞試驗(yàn)風(fēng)場(chǎng)模擬結(jié)果Fig.4 Simulation results of wind field in wind tunnel

圖5 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Arrangement of measuring points

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

圖6給出了在紊流風(fēng)場(chǎng)中，迎風(fēng)側(cè)立柱跨中順風(fēng)向與橫風(fēng)向加速度響應(yīng)均方根值隨風(fēng)速的變化情況。由圖可知，首先，在固定拉線初張力下，迎風(fēng)側(cè)立柱順風(fēng)向和橫風(fēng)向響應(yīng)均方根均隨風(fēng)速增加而增加，且順風(fēng)向響應(yīng)值大于橫風(fēng)向響應(yīng)值，不過(guò)兩者仍處于同一數(shù)量級(jí)。其次，當(dāng)增加拉線初始預(yù)張力時(shí)，立柱順風(fēng)向和橫風(fēng)向響應(yīng)均隨之減小。這是由于拉線初始預(yù)張力的存在，為立柱在順風(fēng)向和橫風(fēng)向均提供了一定的側(cè)向剛度，使得立柱變形減小。且當(dāng)風(fēng)速大于5 m/s以后，預(yù)張力越大，對(duì)立柱橫風(fēng)向剛度的貢獻(xiàn)比順風(fēng)向相對(duì)更明顯。以風(fēng)速6 m/s(對(duì)應(yīng)設(shè)計(jì)風(fēng)速33 m/s)時(shí)為例，拉線初張力選取設(shè)計(jì)承載力的15%、20%和25%時(shí)，對(duì)應(yīng)順風(fēng)向加速度均方根分別為0.168 m/s2，0.155 m/s2，0.150 m/s2橫風(fēng)向均方根分別為 0.129 m/s2，0.115 m/s2，0.104 m/s2。可見，當(dāng)拉線初張力從15%提高到20%時(shí)，順風(fēng)向加速度均方根減小了7.9%，橫風(fēng)向加速度均方根減小了10.8%;當(dāng)拉線初張力從20%提高到25%時(shí)，順風(fēng)向加速度均方根減小了2.6%，而橫風(fēng)向加速度均方根減小了8.9%;因此，在對(duì)應(yīng)設(shè)計(jì)風(fēng)速下，拉線初始預(yù)張力的增加，會(huì)較明顯提高塔體立柱橫風(fēng)向側(cè)向剛度。

圖6 加速度響應(yīng)均方根Fig.6 Root mean square of acceleration

圖7所示為迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)拉線組平均拉力及對(duì)應(yīng)均方根響應(yīng)的試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果。在3組拉線初始預(yù)張力下，迎風(fēng)側(cè)拉線組平均拉力值隨風(fēng)速增大而增大，而背風(fēng)側(cè)拉線組平均拉力值則減小。對(duì)應(yīng)的均方根值均隨風(fēng)速增大而增大，且迎風(fēng)側(cè)均方根值較背風(fēng)側(cè)大。由此可見，當(dāng)風(fēng)速增加時(shí)，六分裂導(dǎo)線及塔身立柱受到來(lái)流風(fēng)荷載作用越大，使得迎風(fēng)側(cè)拉線受力變大而被張緊，同時(shí)，背風(fēng)側(cè)拉線受力減小而相對(duì)松弛。隨著拉線初張力增加，迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)拉線拉力均方根值均略有提高，且迎風(fēng)側(cè)拉線平均拉力值增加明顯。由此，拉線初始預(yù)張力越大，對(duì)迎風(fēng)側(cè)拉線尤為不利，需注意拉線斷線問題。而初張力值越小，則有可能導(dǎo)致背風(fēng)側(cè)拉線過(guò)度松弛而使塔身失穩(wěn)。

以風(fēng)速6 m/s(對(duì)應(yīng)設(shè)計(jì)風(fēng)速33 m/s)為例，在三種拉線預(yù)張力下(7.10 N、8.88 N、10.65 N)，迎風(fēng)側(cè)拉線平均拉力分別為 9.39 N，11.18 N，12.86 N，對(duì)應(yīng)拉力均方根則為 0.16 N，0.17 N，0.19 N，背風(fēng)側(cè)拉線平均拉力分別為 4.80 N，6.59 N，8.38 N，對(duì)應(yīng)均方根為0.15 N，0.17 N，0.18 N。三種拉線預(yù)張力下迎風(fēng)側(cè)拉線的脈動(dòng)荷載增大系數(shù)分別為:1.07、1.05、1.05，而背風(fēng)側(cè)的則為:1.13、1.08、1.07。迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)拉線的脈動(dòng)荷載增大系數(shù)不一致，且均要略大于《架空送電線路桿塔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)定》(DLT 5154－2002)［23］中規(guī)定的1.05的增大系數(shù)。建議迎風(fēng)側(cè)拉線的脈動(dòng)荷載增大系數(shù)約取1.06，背風(fēng)側(cè)拉線約取1.1。拉線拉力均方根的變化較小。對(duì)于平均拉力而言，當(dāng)拉線初張力為7.10 N時(shí)，6 m/s風(fēng)速下，迎風(fēng)側(cè)拉線平均拉力比初張力增加了32.2%，背風(fēng)側(cè)拉線平均拉力比初張力減小了32.4%;當(dāng)拉線初張力為8.88 N，風(fēng)速為6 m/s時(shí)，則迎風(fēng)側(cè)拉線平均拉力增加了25.9%，背風(fēng)側(cè)拉線平均拉力減小了25.8%;而當(dāng)拉線初張力為10.65 N，風(fēng)速達(dá)到6 m/s時(shí)，迎風(fēng)側(cè)拉線平均拉力增加了20.7%，背風(fēng)側(cè)拉線平均拉力減小了21.3%;說(shuō)明隨著拉線初始預(yù)張力的提高，迎風(fēng)側(cè)拉線平均拉力的增加及背風(fēng)側(cè)拉線平均拉力的減小趨勢(shì)均變緩，體現(xiàn)了體系塔線偶聯(lián)的非線性特質(zhì)。

圖8為三分量高頻天平所測(cè)得的迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)立柱基底力平均值和均方根響應(yīng)。其中，F(xiàn)z為豎向分力，F(xiàn)x為順風(fēng)向分力，橫風(fēng)向分力其值較小，幾乎為零而并未在圖中示出。并以豎向分力Fz為例，給出了其均方根響應(yīng)隨風(fēng)速變化的結(jié)果。由圖可知，隨風(fēng)速增加，迎風(fēng)側(cè)立柱所受壓力增加，而背風(fēng)側(cè)立柱則對(duì)應(yīng)減少，且兩根立柱主要承受豎向分力為主。同時(shí)，迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)立柱豎向分力均方根響應(yīng)值均隨風(fēng)速增大而呈現(xiàn)增大趨勢(shì)?？梢姡p柱懸索拉線塔的受荷路徑最終傳遞到兩根立柱受壓，尤其是迎風(fēng)側(cè)立柱。而隨著拉線初張力的增加，會(huì)導(dǎo)致迎風(fēng)側(cè)立柱受壓更明顯，相應(yīng)均方根響應(yīng)也越大。

仍以風(fēng)速6 m/s(對(duì)應(yīng)設(shè)計(jì)風(fēng)速33 m/s)為例，在三種拉線預(yù)張力下，迎風(fēng)側(cè)及背風(fēng)側(cè)立柱豎向力在無(wú)風(fēng)狀態(tài)下初始值分別為 19.59 N，21.50 N，23.45 N。當(dāng)風(fēng)速達(dá)到6 m/s時(shí)，迎風(fēng)側(cè)立柱豎向力平均值分別為32.05 N，33.16 N，34.24 N，對(duì)應(yīng)均方根為1.21 N，1.32 N，1.37 N;而背風(fēng)側(cè)立柱豎向力平均值則為 6.73 N，7.89 N，10.73 N，對(duì)應(yīng)均方根為 1.19 N，1.27 N，1.32 N。當(dāng)拉線初張力選取設(shè)計(jì)承載力的15%時(shí)，迎風(fēng)側(cè)立柱豎向力在6m/s風(fēng)速下相對(duì)無(wú)風(fēng)狀態(tài)增加了63.6%，背風(fēng)側(cè)立柱豎向力則減小了65.6%;當(dāng)拉線初張力選取設(shè)計(jì)承載力的20%時(shí)，迎風(fēng)側(cè)立柱豎向力增加了54.2%，背風(fēng)側(cè)立柱豎向力則減小了63.3%;而當(dāng)拉線初張力達(dá)到25%時(shí)，迎風(fēng)側(cè)立柱豎向力增加了46.0%，背風(fēng)側(cè)立柱豎向力則減小了54.2%。因此，在6m/s風(fēng)速下，迎風(fēng)側(cè)立柱豎向力的增加及背風(fēng)側(cè)立柱豎向力的減小量均非常明顯。且在拉線初張力從15%提高到20%時(shí)，迎風(fēng)側(cè)立柱豎向力增加的百分比有所降低，然而背風(fēng)側(cè)豎向力減小的百分比只從65.6%減小為63.3%，幾乎無(wú)影響;而當(dāng)拉線初張力從20%提高到25%時(shí)，迎風(fēng)側(cè)立柱豎向力增加的百分比進(jìn)一步下降，同時(shí)背風(fēng)側(cè)立柱豎向力減小的百分比也顯著下降，從63.3%變?yōu)?4.2%。呈現(xiàn)了迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)立柱不一致的非線性特征。

圖7 拉線拉力平均值和均方根響應(yīng)Fig.7 Mean responses and root mean square responses of tension in guys

圖8 立柱基底力均值和均方根響應(yīng)Fig.8 Mean responses and root mean square responses of compression in masts

3 結(jié)論

(1)拉線初張力的提高，將使立柱順風(fēng)向和橫風(fēng)向加速度響應(yīng)均方根隨之減小，為立柱提供一定的側(cè)向支撐剛度。

(2)建議迎風(fēng)側(cè)拉線的脈動(dòng)荷載增大系數(shù)約取1.06，背風(fēng)側(cè)拉線則約取1.1，均大于《架空送電線路桿塔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)定》(DLT 5154－2002)中規(guī)定的1.05的增大系數(shù)。

(3)隨著拉線初張力和風(fēng)速的增加，迎風(fēng)側(cè)拉線張緊，背風(fēng)側(cè)拉線相對(duì)松弛;迎風(fēng)側(cè)立柱受壓增加，背風(fēng)側(cè)立柱受壓減小，拉線初張力對(duì)拉線和立柱受力的影響明顯，且呈非線性的關(guān)系。

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