基于原型觀測數據的輸電塔風振控制效果

王偉，趙東陽，鐘萬里，徐俊，凌杰，肖曉暉

(1. 廣東電網公司 電力科學研究院，廣東 廣州，510080；2. 武漢大學 動力與機械學院，湖北 武漢，430072)

高壓輸電塔是一種典型的高聳鋼結構，具有自振頻率低、阻尼小的特點，在強風作用下極易產生大振幅振動，嚴重時可能導致斷裂、倒塔等事故，如2002年臺風造成日本茨城服10基高壓輸電塔連續倒塌[1]。采用阻尼耗能原理來控制輸電塔的風振響應，是一種經濟有效的措施。然而，目前基于阻尼器的輸電線路風振控制的研究還局限于數值仿真、風洞試驗[2?3]階段，缺少現場工程實施的數據支撐以及工程實施有效性的分析與評估。針對輸電塔?線體系的風振控制，早在20世紀70年代，調諧質量阻尼器(TMD)就開始用于高聳和高層鋼結構的風振控制。鄧洪洲等[4?5]采用黏彈性阻尼器(VED)和調諧質量阻尼器(TMD)控制輸電塔線體系風振，通過仿真分析，比較控制前后塔頂加速度、位移響應時程曲線，計算的響應最大值減小了10%～20%；楊靖波等[6]以1 MV淮南—上海輸變電工程同塔雙回鋼管塔為研究對象，采用 VED并聯于鋼管主材外側、TMD置于橫擔端部的方案，通過數值仿真，發現桿塔彎、扭轉振動位移響應均方根可降低17%～32%，加速度響應的均方根可降低 25%～45%。梁峰[7]以晉東南—南陽—荊門1 MV輸電線路中的耐張塔、直線塔為工程背景，采用雙層黏彈性材料和鉛組合的黏彈性鉛芯阻尼器進行風振控制，提出7種布置方案，通過仿真分析時域內的控制效果，發現加設黏彈性鉛芯阻尼器后，塔頂位移均值降低24.99%，塔頂速度、加速度響應的最大值和均方值均明顯減小；尹鵬[8]以榕江大跨越輸電塔為工程背景，采用橡膠鉛芯阻尼器控制輸電塔線體系風振，通過仿真分析，發現安裝阻尼器后各控制點的橫線向和順線向位移、加速度響應的減振率均為24%左右，各控制鋼管的內力減振率均為20%左右。Shehata等[9]對輸電塔線體系的風振響應進行了有限元分析；Yasui[10]等采用時程分析方法計算了輸電塔?線體系的風振響應，證明了采用時程分析所得的位移峰值比采用功率譜分析所得的位移峰值大；Park等[11]通過周期荷載試驗，驗證了摩擦阻尼器對輸電線塔有較好的減振效果。然而，針對基于阻尼耗能原理的輸電線路振動控制，相關研究還局限于數值仿真、風洞模擬實驗等，缺少現場工程實施的驗證以及有效性的評估,忽略了現場因素對風振控制效果的影響。為此，本文作者在前期數值分析與方案優化研究[12]的基礎上，通過示范工程的實施與1個臺風周期(在9～10級臺風，21～24 m/s風速下)的數據分析，比較風振控制前后塔頂的位移均值、速度和加速度響應的峰值和均方值，以及功率譜密度函數，以量化評估阻尼器的控制效果。

1 輸電塔風振控制阻尼器布置方案

采用阻尼器抑制輸電線路的振動時，阻尼器的參數以及在桿塔上的安裝位置都影響振動控制的效果，此外，由于輸電線路的塔?線系統是一個剛柔耦合的非線性系統，其風致振動響應是一個非線性過程，因此，本文作者在前期研究中[13]，建立了輸電塔?導線體系的有限元模型，并以廣東省某輸電線路的酒杯型桿塔為對象，設計相應的阻尼器布置方案。初步擬定的6種方案見圖1。其中：方案1在塔頂前后各布置2個阻尼器，在塔身主材上方前后左右各布置1個，在塔身主材下方前后左右各布置1個，共12個阻尼器；方案2在塔頂前后各布置2個阻尼器，在塔身主材上方前后左右各布置1個，共8個阻尼器； 方案3在塔身主材上方前后左右各布置1個阻尼器，在塔身主材下方前后左右各布置1個阻尼器，共8個阻尼器；方案4只在塔頂前后各布置2個阻尼器，共4個阻尼器；方案5只在塔身主材上方前后左右各布置1個阻尼器，共4個阻尼器；方案6只在塔身主材下方前后左右各布置1個阻尼器，共4個阻尼器。

圖1 阻尼器布置方案Fig.1 Arrangements of dampers

基于有限元法的數值分析，從減振效果、經濟性和現場原型觀測操作性3個方面對方案進行分析，結果表明：方案1的減振效果最好，但由于阻尼器數量多且需到塔頂安裝阻尼器，所以，經濟性較差，現場操作不方便；方案2的減振效果較好，經濟性適中，但操作不方便；方案3的減振效果比前兩者的差，經濟性適中，操作方便；方案4的經濟性好，效果好，但操作不便；方案5和方案6幾乎沒有減振效果。經比較分析，只在某一層塔身上安裝阻尼器控制效果不好。

進一步對20，25和35 m/s風速下比較3種方案：方案1(減振最優方案)，方案3(操作最優方案)，方案4(經濟最優方案)。分析表明：在塔頂安裝阻尼器，阻尼器對減少軸應力的控制效果最明顯；在塔身主材上，靠近上方的地方安裝阻尼器，比在下方安裝阻尼器對主材軸應力的控制效果略優。在控制塔身主材軸應力上，塔頂的阻尼器比塔身的阻尼器起到更大的作用；考慮風速增加時，塔頂的阻尼器對塔頂位移的控制更好一些；而塔身的阻尼器對軸應力增加量的控制更好。

綜上可見：考慮控制效果、實施經濟性和現場原型觀測操作性3個方面，選擇塔身阻尼器控制方案即方案3用于現場原型觀測試驗。

2 現場原型觀測數據分析

2.1 時域特征分析

根據以上研究得到的布置方案，對廣東省某線路進行現場原型觀測。為了對比分析控制效果，本文監測同一線路相鄰的2個同型號桿塔，其中對48號塔按確定的方案安裝阻尼器，2個桿塔的順線向和橫線向分別布置加速度傳感器。2012?08“啟德”臺風登陸期間，在9～10級臺風(21～24 m/s風速)時，得到圖2和圖3所示2個桿塔的振動加速度(進行了去均值處理，即各30 min的加速度均減去該30 min時均值，以消除傳感器長時間運行產生的漂移對測量結果的影響)。

加阻尼器的桿塔的加速度傳感器比無阻尼器的桿塔的加速度傳感器晚開動約12 min，早關閉約1 h。無阻尼器的桿塔在剛開機后的6.3 min內測得的加速度存在明顯誤差，將該段數據去掉。因而，圖2和圖3中曲線開始段存在一段間隙。

通過順線向和橫線向的振動加速度矢量合成，可得出桿塔整體振動加速度的幅值，如圖4所示。

分析得到的振動數據的峰值、均方根及減振率見表1和圖4。其中，減振率定義如下：

其中：d為減振率；N為無阻尼器的桿塔的振動特征值；D為有阻尼器的桿塔的振動特征值。分析表2和圖5可見：

(1) 無阻尼器的桿塔順線向和橫線向的振動峰值與均方根的變化趨勢與風速的變化趨勢基本一致。

(2) 加裝阻尼器對桿塔的合成振動具有明顯的抑制效果。如不計第1個30 min和最后1個30 min的振動加速度(因 2段時間內兩桿塔上傳感器有效運行時間不同)，峰值和均方根減振率分別達到 52%～80%和41%～60%。

圖2 無阻尼器和加阻尼器兩桿塔順線向振動?時間歷程Fig.2 Time history curve of acceleration along wires of two towers without and with dampers

圖3 無阻尼器和加阻尼器兩桿塔橫線向振動?時間歷程Fig.3 Time history curve of acceleration across wires at two towers without and with dampers

圖4 無阻尼器和加阻尼器兩桿塔振動加速度幅值Fig.4 Time history curve of acceleration to wires at two towers without and with dampers

表1 實測的風振控制效果Table 1 Control effect of measured wind vibration

圖5 無阻尼器和加阻尼器的兩輸電塔的風振加速度的特征值及環境風速Fig.5 Acceleration eigenvalue of wind-induced vibration and wind speed at two towers with and without dampers to wires

(3) 分析觀測桿塔順線向和橫線向振動，順線向的振動能量大，振動抑制效果明顯。不計第1個30 min和最后1個30 min的振動加速度(因2段時間內2桿塔上傳感器有效運行的時間不同)，峰值和均方根分別下降了62%～79%和35%～66%；橫線向的振動峰值和均方根有增也有減，這可能與阻尼器的布置方式、塔的結構、風向以及相鄰2個塔所處的微地形及微氣象條件有所不同等有關。因此，要考察時域振動衰減效果，必須對通過矢量合成得到桿塔合成的振動加速度進行分析，將順線、橫線向的振動分離出來考慮減振效果是不合理的。

(4) 風速高，阻尼器的減振效果較明顯。

(5) 因加速度傳感器存在測量誤差，故難以得到各時間段內的準確峰值，由均方根所得評價結果更加可信，誤差更小。

2.2 功率譜分析

對2個桿塔順線向和橫線向振動加速度檢測結果進行功率譜分析，結果如圖6(a)所示(圖中未標示出頻率為0的分量)。分析圖6(a)可知：加裝阻尼器后桿塔各頻率段的振動幅值均有明顯衰減。

圖6 無阻尼器和加阻尼器的兩輸電塔的自功率譜圖Fig.6 Auto power spectrum of wind-induced vibration acceleration of two towers with and without dampers

不加裝阻尼器的桿塔的順線向和橫線向的振動加速度功率譜幾乎相同。不加裝阻尼器的桿塔的順線向和橫線向的振動加速度功率譜的形狀也幾乎相同。

不加裝阻尼器的桿塔在臺風的作用下，其順線向和橫線向振動的功率譜幾乎重合，而加裝阻尼器的桿塔在臺風的作用下，其順線向和橫線向振動的功率譜則有明顯差異。

桿塔順線向振動幅值的衰減程度要比橫線向的衰減程度大。由圖 7(a)可見：順線向幅值減振率可達50%～70%，橫線向幅值減振率在30%～55%的范圍內。

進一步考查減振率可發現：桿塔振動的減振率在不同的頻段波動較大，當頻率為 1，6，10，15，21和24 Hz時，減振率出現低值；當頻率為2，5，8，11，14，17，22和23 Hz時，減振率出現高值。

將桿塔振動順線向和橫線向加速度幅值分別作為復數的實部和虛部，對該復數列求取功率譜，得到合成加速度的功率譜和頻域幅值減振率如圖 6(b)和圖7(b)所示。

圖7 無阻尼器和加阻尼器的兩輸電塔的頻域減振率Fig.7 Damping ratio of wind-induced vibration at two transmission towers without and with dampers in frequency domain

由圖6(b)和圖7(b)可見：合成加速度功率譜的形狀和分加速度功率譜的形狀幾乎相同，合成加速度減振率在30%～55%的范圍內。

對比時域特征值與頻域特征值的分析結果可知：時域特征值順線向分加速度減振率和合成加速度減振率較明顯而橫線向分加速度減振率不明顯；頻域特征值分加速度減振率和合加速度減振率均較明顯。

從圖3可知：加阻尼器的桿塔橫線向振動加速度波動較大，加速度大的很大，而加速度小的很小，且大值點并不很多；而無阻尼器的桿塔橫線向振動加速度波動較小，振動加速度雖不大，但各點的加速度相差較小，因此，頻域能量衰減較明顯，而時域能量衰減不明顯。

3 結論

(1) 根據仿真分析得到的塔身阻尼器控制方案，對基于高分子阻尼器在輸電塔風振控制原型觀測數據，提取其時域和頻域特征值，分析其控制效果。

(2) 加裝阻尼器對桿塔整體振動抑制效果十分明顯，加速度的峰值和均方根減振率分別可達到54%～79%和 31%～58%；順線向的頻域幅值減振率可達50%～70%，橫線向頻域幅值減振率在30%～55%的范圍內，合成加速度減振率在30%～55%的范圍內。

(3) 當風速較高時，阻尼器的減振效果較明顯。同時，單純考察順線向和橫線向的時域特征值減振率不能真實反映阻尼器的減振效果，將順線向和橫線向振動加速度矢量合成得到的合成加速度，其特征值才能真實反映阻尼器的時域減振效果。

(4) 將桿塔振動順線向和橫線向加速度幅值分別作為復數的實部和虛部，對該復數列求取功率譜，得到合成加速度的功率譜和頻域幅值減振率，可真實反映阻尼器的頻域減振效果。

(5) 桿塔振動加速度橫線向頻域幅值減振率較明顯，而時域特征值減振率不明顯。

(6) 驗證了目前基于阻尼耗能機理的輸電塔風振控制研究的有效性。

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