台风风场下角钢塔风振特性风洞试验研究

     按照相似准则,设计制作了精细的角钢输电塔气弹模型,基于过境台风气象资料和台风风场模型确定了工程所在地区的风场参数,并进行了B类风场和台风风场的测振对比试验,研究了台风风场作用下角钢塔的风振特性。试验结果表明两类风场作用下,角钢塔的风振特性基本相似,各风向角下除了塔身整体双向弯曲振动外,还伴随了较明显的塔头扭转振动,导致各工况下横担端部测点的加速度响应约为相近高度塔身的156~245倍,因此长横担角钢输电塔的风致扭转振动值得注意;相比B类风场,台风风场的高湍流特性导致顺风向风振响应增大明显,为B类风场的13~16倍,但横风向风振响应增大并不明显,这也说明横风向风振响应主与结构本身特征湍流相关,与来流的湍流度相关性较弱。关键词 风振响应; 风洞试验; 台风风场; 角钢塔 
中图分类号 TU311.3;TU973.32文献标识码 A文章编号 10044523(2013)02020707 
引言 
近年来,随着中国沿海地区经济快速发展,大量输电线路被建造于东南沿海强台风多发地区。由于输电塔风致响应的复杂性、台风气候模式及危险性分析尚不成熟、依据现有设计规范无法考虑台风风场对输电塔的作用等,台风灾害造成的输电塔倒塌、受损事故频繁发生1,2。因而,研究台风风场作用下输电塔的风振特性,对于理论分析和工程设计均有较大的参考价值。 
实测研究已证实,台风气候模式具有以下特点在200~300 m的近地边界层内,平均风速随高度的变化一般能较好地满足幂指数关系,平均风剖面指数α的变化范围在01~03之间3~5;湍流强度和脉动风速谱的能量均明显超过良态风场下的对应值,且风谱离散性较大6~7。文献8采集台风“韦帕”经过时输电线路的振动加速度,并识别了自振频率与阻尼比。但现场实测仅能反映特定台风和场地条件下输电线路的风振响应,且对仪器设备精度求高,因而目前气动弹性风洞试验仍是分析输电塔风振响应最有效的方法。不同类型的输电塔、导地线及塔线耦联体系在良态风作用下的风振特性已经得到了研究9~11,但是台风风场特别是高湍流特性对风振响应的影响仍相对缺乏。 
本文以某典型220 kV长横担角钢输电塔结构为研究对象,设计并制作了精细的角钢塔气弹模型,基于过境台风气象资料和Yan Meng台风风场模型确定了工程所在地区的台风风场参数,进行了B类风场和台风风场的测振对比试验,根据测得的加速度响应和功率谱研究了台风风场作用下长横担角钢塔的风振特性,为此类输电塔抗台设计提供指导。 
对于台风风场,基于1949~2010年间对输电塔所在工程场地有影响的实测台风记录和Yan Meng台风风场模型,确定平均风剖面指数α=0143,基本风速取值与B类风场一致。台风风场湍流强度模拟参考Sharma基于实测得出的计算公式12I(TY)=148I (2)式中I为B类风场离地高度为z时对应的湍流度。 
本次试验在浙江大学ZD1边界层风洞中进行。图2为风洞中模拟的风速及湍流度剖面(散点)与理论值(实线)对比,其中zr和Vr分别为风洞试验参考点的高度和风速,本试验中zr=21 m,对应原型高度63 m。 
沿模型高度方向选定5个测点层,各层均布置X向与Y向两个加速度传感器;另外在上层横担两端各布置1个Y向加速度传感器,如图3所示,其中X和Y向分别对应垂直导线与顺导线方向。 
在B类风场试验中采集了风洞参考点风速为53~132 m/s(对应原型10 m高度处风速为130~323 m/s)共7个风速下的加速度响应时程;在台风风场试验中采集了风洞参考点风速为36~115 m/s(对应原型10 m高度处风速为90~ 290 m/s)共6个风速下的加速度时程。7个试验风向角定义如图3所示。试验采样频率为500 Hz,采样时间为60 s。 
3测点布置及试验工况〖2〗31动力特性标定根据原型结构有限元动力特性分析,输电塔的前3阶自振模态分别为X向1阶弯曲,Y向1阶弯曲与1阶扭转。此外,由表2所列原型计算频率可知,原型1阶扭转振动频率与前两阶弯曲频率非常接近,容易出现弯扭耦合振动。 
为了检验模型与原型动力特性的一致性,在测振试验前采用力锤激振法进行了单塔气弹模型动力特性标定试验,1阶扭转频率通过上层横担两端测点的响应差求得。联合采用经验模态分解法、随机减量法和希尔伯特变换法识别出模型前3阶阻尼比。分析表2动力特性标定结果可得,模型实测频率与模型期望频率(基于原型频率与相似关系确定)十分接近,说明模型制作合理,满足动力特性相似条件。 
33台风风场下加速度响应分析 
根据加速度相似系数,可将模型试验采集到的加速度响应转换到原型,得到各测点的加速度均方根响应与原型10 m高度处风速的关系。台风风场0°,45°和90°三个典型风向角下,输电塔X向与Y向加速度响应随风速变化的规律如图5所示。 
分析图5可以得出以下主结论 
(1)各风向角下,输电塔各测点加速度响应普遍随风速增大而非线性增加。多数测点的响应与风速呈现出二次曲线关系。 
(2)各工况下,塔头X与Y向测点3与4的加速度均方根数值十分接近,其余各层X向测点风振响应稍大于Y向测点风振响应,说明横风向响应与顺风向响应量值相当,与以往大量格构式高耸塔架的试验结果一致,因而在输电塔设计中需考虑横风作用。 
(3)如图5(b)所示,最大加速度响应出现在上层横担端部,在290 m/s风速工况下均方根达243 m/s2, 而此时塔顶处均方根仅为131 m/s2;其余各工况下,横担端部测点的加速度响应均明显大于塔顶处的响应,比值约为156~245,因此设计时必须特别注意长横担处的风振效应。 
(4)由于在脉动风荷载作用下塔头被激发出较图4台风风场0°风向角参考风速为516 m/s时的加速度功率谱
  低的扭转频率,所以除了塔身整体弯曲振动外,还伴随了较明显的塔头扭转振动,则对于角钢输电塔的风致扭转振动需引起足够的重视。 
34两类风场下风振响应对比 
341相同风速工况下加速度均方根对比 
图6分别列出了原型10 m高度处风速V10=13 m/s工况下两类风场输电塔横担和塔身测点加速度响应随风向角的变化。从中可得,对于同一测点,两类风场下风振响应随风向角变化曲线的形态有一定的相似性,且台风风场下的风振响应明显大于B类风场下的对应值;风振响应最大值多数发生于15°风向角,极个别发生于0°风向角,设计时应考虑此最不利风向角的影响。 
图7为原型10 m高度处风速V10=22和V10=25 m/s工况下,两类风场作用时全部风向角下所有测点的加速度均方根分布统计图,横坐标表示加速度均方根分布区间值,纵坐标表示所有风向角下加速度均方根位于该区间的样本数占全部样本数的比率。由于台风风场的高湍流特性,台风风场作用下加速度均方根较大区域的样本比率远高于B类风场下的样本比率。图7(a)中,B类风场下加速度均方根大于05 m/s2的比例累计有95%,而台风作用下该比例为143%;图7(b)中,B类风场下加速度均方根大于06 m/s2的比例累计有107%,而台风作用下该比例为250%。 
此外,当V10=22和V10=25 m/s时,台风风场全部风向角下所有测点的加速度响应均方根与B类风场的对应值之比平均约为138和150,因此在设计中必须考虑台风风场高湍流引起的风振响应增大效应。 
342横风向响应与顺风向响应 
根据角钢塔模型在0°和90°风向角下,不同风速工况作用时横担与塔头部分的加速度响应,得到台风风场与B类风场顺风向加速度均方根比值和横风向加速度均方根比值,分别列于表3和4。 
分析表3和4数据,可以发现本试验考虑的台风风场高湍流特性对输电塔顺风向与横风向风振响应的影响有所不同。顺风向风振响应与来流的湍流度密切相关,因此台风风场湍流度增大直接导致输电塔风振响应增大,各风速工况下,台风风场与B类风场顺风向加速度均方根之比约为13~16;而横风向风振响应与来流湍流、结构本身特征湍流等复杂因素相关,各风速工况下,台风风场作用下横风向风振响应与B类风场作用下的对应值之比约为08~12,风振响应增大效应并不明显。 
4结论 
设计并制作了某典型220 kV长横担角钢输电塔的精细气弹模型,不仅同时满足了几何和拉伸刚度相似,而且避免了“外衣”引起的各种问题。基于过境台风气象资料和成熟台风风场模型确定了工程所在地区的台风风场参数,进行了B类风场和台风风场的测振对比试验,可以得出以下结论 
(1)两类风场作用下输电塔风振特性基本相似,多数测点的加速度响应随风速呈二次曲线增大;各测点风振响应最大值多数发生于15°风向角;横风向与顺风向风振响应量值相当,因而在角钢塔设计中需考虑横风作用。 
(2)长横担引起塔头质量和外形突变,导致各工况下,横担端部测点的加速度响应均明显大于塔身相同高度处的响应,比值约为156~245,因此横担处的风振效应须得到特别注意。 
(3)由于在脉动风荷载作用下塔头被激发出较低的扭转频率,所以除了塔身整体弯曲振动外,还伴随了较明显的塔头扭转振动,则对于长横担角钢输电塔的风致扭转振动需引起足够的重视。 
(4)台风风场作用下,来流湍流度增大导致输电塔顺风向风振响应与B类风场作用相比增大明显,因此在设计中必须考虑台风风场高湍流引起的风振响应增大效应,而横风向风振响应还与结构本身特征湍流相关,增大效应并不明显。 
参考文献 
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