轉角輸電塔線體系臺風風致響應

葛永慶,吳 炅,安利強,王璋奇

(華北電力大學 機械工程系,河北 保定 071003)

輸電線路面臨臺風等極端惡劣天氣時,其安全性將遭受嚴峻考驗.據統計,2014年超強臺風“威馬遜”造成海南電網35 kV及以上輸電線路跳閘117條,倒塔27基,給當地電網帶來了超過10億元的損失[1].耐張型轉角輸電鐵塔作為肩負線路轉角、承受線路不平衡張力、防止連續倒塔事故等重大責任的鐵塔,保證其安全穩定運行至關重要.因此,開展臺風作用下轉角塔線體系風致響應研究,掌握臺風對轉角塔受力的影響規律,對于提高耐張型轉角鐵塔的安全性及沿海地區輸電線路防風能力具有十分重要的意義.

目前,對于塔線體系風致響應的研究,國內外學者主要采用有限元數值模擬、風洞試驗以及現場實測方法[2].最早Ozono等[3]開始采用有限元方法,研究輸電線路中塔線檔距、導線質量、邊界條件等對風致動力響應和塔線耦合作用的影響.Yasui等[4]建立塔線體系的桁梁混合模型,從時域角度進行了風致動力響應特性分析,提出了輸電塔和導線氣動阻尼的計算方法.考慮惡劣風況下常伴隨著強降雨,Fu等[5-6]研究了風雨載荷共同作用下輸電塔線體系的動態響應,提出等效基本風速的概念簡化復雜的風雨載荷計算,并基于此進行風雨載荷作用下倒塔失效分析,指出雨水附著導線造成其截面的改變會對其氣動阻尼系數造成影響,明顯增大塔線體系的載荷效應.不同于普通的良態風場,臺風湍流強度大、風速大且變異性強[7].考慮臺風的脈動性,宋亞軍等[8]利用諧波疊加法生成研究點風速時程,對塔線體系進行脈動風速響應分析,通過研究塔線位移、主材軸力分布,探究塔線體系耦合作用的影響.樓文娟等[9-10]以沿海地區某輸電塔為分析模型,通過諧波疊加模擬了B類風場和臺風風場下輸電塔處的風速,同時結合風洞試驗,研究兩種風場下輸電塔的動態特性規律和差異.

上述研究對于輸電線路抗風設計具有很好的指導意義,但研究對象主要以直線型塔線體系為主,對于轉角塔線體系風致響應的研究十分有限,未能體現轉角輸電塔受力的特點.因此,綜合考慮線路轉角以及臺風強度大且風向不斷變化對轉角塔受力的影響,本文模擬臺風“威馬遜”登陸時刻寶邑Ⅱ線位置處的脈動風速以及登陸過程風向的變化,建立轉角塔線體系有限元模型,通過對其施加模擬所得脈動風荷載和不同方向臺風靜態荷載,研究臺風脈動特性以及風向變化特點對轉角塔受力的具體影響.

1 臺風數值模擬

1.1 臺風“威馬遜”反演

2014年7月18日15:30,臺風“威馬遜”于我國海南省文昌市登錄,選取其中7月18日05時—7月19日03時期間22 h的臺風“威馬遜”的關鍵參數,利用YanMeng風場[11]求解“威馬遜”期間海南省文昌市寶邑Ⅱ線位置10 m高度處10 min平均風的風場信息,并繪制圖1所示風速風向玫瑰圖.圖1中,圓周上0°～360°表示風向與正東方向的夾角,左側坐標軸表示對應點風速的大小.

圖1 “威馬遜”期間寶邑Ⅱ線風速風向圖Fig.1 Distribution of wind speed and wind direction of

從圖1中可以看出：在整個模擬區間內,寶邑Ⅱ線處風速呈現先增大后減小的趨勢,且風向沿逆時針方向變化了將近186°,其中在7月18日14:40,平均風速達到峰值44.47 m/s,風向與正東方向夾角為272°.此外,“威馬遜”登陸時刻(7月18日15:30)風向角為285°,與38#～40#線路走廊夾角為90°,對應平均風速為42 m/s.該圖描述了臺風“威馬遜”期間寶邑Ⅱ線處風速大且風向不斷變化的綜合特性,該特性將對轉角塔線體系的安全性帶來嚴重的影響.

1.2 臺風脈動風速模擬

考慮臺風高強度、高變異和高湍流的特性,進行轉角塔線體系風致響應分析時,在模擬所得“威馬遜”登陸期間寶邑Ⅱ線位置處變平均風速的基礎上,采用基于快速傅里葉變換的諧波疊加法，進行了脈動風速時程模擬.本文脈動風速譜采用石沅臺風風譜[12],其經驗公式為

(1)

此外,對于輸電鐵塔,由于其本身垂向跨度大且兩基鐵塔間橫風向距離通常大于100 m,故可僅考慮風場垂向的空間相關性,對應相干函數為[13]

(2)

對于輸電線來說,由于其橫風向跨度大且有一定的弧垂,故應同時考慮風場垂向和橫風向的空間相關性,對應相干函數為

Cohij(w)=

(3)

式中:y，z分別為模擬點的橫向和垂向坐標;Cy，Cz分別為兩個方向的衰減系數,分別取值16和10.

結合上述脈動風速譜以及相干函數,對本文研究轉角塔線體系中的111個模擬點在臺風“威馬遜”登陸時刻的順風向脈動風速時程進行同步模擬.選取模擬39#輸電鐵塔塔頂高度處的脈動風速時程曲線及其功率譜密度曲線,如圖2所示.

圖2 塔頂處風速時程及功率密度曲線Fig.2 Wind speed and power density curve

2 理論分析及建模

2.1 轉角塔受力分析

耐張型轉角塔除了承受自身重力及風荷載之外,還要同時承受導地線重力以及附加橫向水平荷載(角度荷載)和縱向水平荷載(不平衡張力),且由于轉角前后兩檔導地線與風向之間夾角β的不同,將對轉角塔所受導地線水平荷載產生復雜的影響.

圖3 輸電線路轉角Fig.3 Diagram of transmission line with angle

由于轉角塔的橫擔方向為線路轉角的角平分線,造成兩種情況下轉角塔導地線掛點處X(線路方向)和Y(垂直線路方向)所受水平荷載不同.考慮導地線風荷載W1和W2、導地線張力T1和T2,兩種形式轉角塔所受X,Y方向導地線水平荷載可計算如下(小號側為1,大號側為2).

逆風向轉角:

(1) 0≤θ≤90°-α

(4)

(2) 90°-α≤θ≤90°

(5)

(3) 90°≤θ≤180°-α

(6)

(4) 180°-α≤θ≤180°

(7)

順風向轉角:

(1) 0≤θ≤α

(8)

(2)α≤θ≤90°

(9)

(3) 90°≤θ≤90°+α

(10)

(4) 90°+α≤θ≤180°

(11)

式(4)～式(11)中:W1X,W1Y和W2X,W2Y分別為轉角塔兩側導地線風荷載沿X,Y軸正向的分量,其大小可根據文獻[14]計算.

同時,由式(12)和式(13)可知,線路轉角α還會導致轉角前后兩檔導地線β以及無冰風壓比載γ不同,進而影響導地線應力σ,最終造成張力T1和T2之間的差異并影響轉角塔的受力,即

式中:β為風向與導地線的夾角;αf為風速不均勻系數;d為導地線外徑,mm;c為風載體型系數;Wv為基本風壓,Pa;A為導地線的截面積,mm2;σ2,σ1為兩種狀態下導地線弧垂最低點的應力;γ2,γ1為兩種狀態下導地線比載;t1,t2為兩種狀態下溫度;l為該檔導地線檔距;αc,Ec為導地線的溫度膨脹系數和彈性系數.

通過上述理論分析可知,轉角塔所受導地線水平荷載在X,Y方向分量均與線路轉角α密切相關.由于逆風向轉角輸電線路中導線張力在水平方向分量抵消部分水平風荷載,而相應順風向轉角會增大水平荷載,故逆風向轉角線路中的轉角塔受力比對應順風向線路中的轉角小.同時,線路轉角α和風向角θ之間的關系也會影響轉角塔受力,具體影響應通過轉角塔線體系風致響應進行研究與分析.

2.2 轉角塔線體系建模及加載

建立寶邑Ⅱ線中37#～39#轉角塔線體系有限元模型,如圖4所示.

圖4 逆風向15°轉角塔線體系有限元模型Fig.4 Finite element model of tower-line system with upwind angle of 15°

導線型號為JL/LB1A-240,地線型號為JLB23-50.其中,37#與39#塔為直線塔,38#為耐張型轉角塔,線路走廊自西向東,如圖4所示.結合圖1所示寶邑Ⅱ線處風速風向信息,超強臺風“威馬遜”登陸時刻,線路轉角為逆風向轉角,大小為-15°,且風向與線路轉角前后夾角分別為75°和90°.同時,考慮順、逆風向轉角對轉角塔受力的影響,建立相應順風向15°轉角塔線體系共同進行研究.

根據臺風風場數值模擬結果,按照文獻[14]計算該轉角塔線體系所受導地線風荷載和塔身風荷載,并對順、逆風向15°轉角塔線體系有限元模型施加靜態荷載以及臺風脈動荷載,進行轉角塔線體系臺風風致響應研究.同時，結合2.1節理論分析,考慮臺風“威馬遜”風向不斷改變的特性,對兩種轉角塔線體系模型施加不同方向的臺風靜態風荷載(對應風速42 m/s),研究風向對轉角塔受力的影響.

3 轉角塔線體系風致響應分析

3.1 臺風脈動特性對轉角塔受力影響

圖5為臺風“威馬遜”登陸時刻,逆風向15°轉角塔線體系(寶邑Ⅱ線實際走廊)以及順風向15°轉角塔線體系中38#轉角塔單元1對應主材軸力響應時程,對應極值分別為-521.6和-919.1 kN.同時,將轉角塔不同高度處迎風側以及背風側主材(見圖4中，38#塔第1節間中1號主材單元)，在脈動風作用下，軸力極值列于表1中,拉力為正,壓力為負.

圖5 38#塔1單元軸力響應時程Fig.5 Time-history of the axial force in element 1 of tower 38#

表1 38#塔不同高度主材軸力極值Tab.1 Extreme axial force of leg members at different

從圖5中可以看出：受臺風風速脈動特性以及整檔導線風速分布不均的影響,本文研究轉角塔線體系中轉角塔主材軸力隨風速不斷變化.對于逆風向轉角15°線路中的轉角塔,上述臺風特性將導致其所受水平荷載不斷變化,其背風側主材存在兩種受力情況:Y方向水平風荷載主導的壓力以及X方向不平衡張力主導的拉力;對順風向轉角15°線路中的轉角塔,受線路轉角的影響,其背風側主材受力主要為Y水平方向風荷載主導的壓力.

從表1中可以看出：逆風向轉角塔線體系中轉角塔受力小于順風向轉角塔線體系中轉角塔,證實了2.1節中的理論分析,即由于導線張力在水平方向分量抵消了部分風荷載,減小了逆風向轉角線路中轉角塔受力.在臺風脈動風荷載作用下,逆風向15°轉角塔線體系中轉角塔主材軸力極值為相應順風向15°的56.8%.

3.2 臺風風向對轉角塔受力的影響

考慮臺風在登陸過程中風向不斷變化的特點,通過對順、逆風向15°轉角塔線體系施加風向θ在0°～180°(間隔15°,正東方向為0°)變化對應的靜態臺風風荷載,研究寶邑Ⅱ線中轉角塔線體系在全方位風向作用下的風致響應.其中,各個風向下輸電鐵塔以及導線風荷載的分配系數如文獻[15].

圖6和圖7分別為在不同風向臺風靜態荷載作用下,順、逆風向15°轉角塔線體系中38#轉角塔1～4號單元主材軸力變化.從圖6和圖7中可以看出：隨著風向不斷變化,轉角塔主材軸力在受力形式(拉、壓)和最大值均發生相應變化.

從輸電鐵塔結構安全角度出發,定義使其主材軸力達到最大值的風向角為塔線體系最不利風向,故從圖6和圖7中可以看出:轉角輸電線路的最不利風向并非垂直線路90°方向,對于順風向15°轉角輸電線路,其最不利風向為與轉角后夾角105°;對于逆風向15°轉角輸電線路,其最不利風向為與線路轉角后夾角30°.

圖6 順風向轉角15°轉角塔主材軸力隨風向變化規律Fig.6 Variation of axial force in leg members of angle

圖7 逆風向轉角15°轉角塔主材軸力隨風向變化規律Fig.7 Variation of axial force in leg members of angle

將各方向臺風靜態荷載作用下順、逆風向15°轉角塔線體系中轉角塔軸力最大值列于表2中.由表2中可知：在各個風向臺風靜態荷載作用下,順風向15°轉角線路中轉角塔主材軸力均大于逆風向15°轉角線路中相應軸力,且在風向角為90°時達到399.9%.該結果與2.1節分析一致,表明線路轉角α與風向β間關系對轉角塔受力有嚴重的影響.

表2 各方向臺風靜態荷載作用下38#塔主材軸力最大值Tab.2 Maximum axial force of leg members in tower

4 結論

本文重點研究臺風風速脈動特性以及風向變化特點對轉角塔受力的影響,所得結論如下:

(1) 逆風向轉角輸電線路中導地線張力在水平方向分量會抵消部分水平風荷載,從而減小轉角塔整體受力;順風向轉角線路中導地線張力則會增大水平荷載以及轉角塔整體受力.

(2) 90°風向臺風脈動風荷載作用下,轉角塔主材軸力隨風速不斷變化,逆風向15°輸電線路中轉角塔主材軸力極值為-521.6 kN,為對應順風向15°極值-919.1 kN的56.8%.

(3) 各風向臺風靜態荷載作用下,順風向15°轉角線路中轉角塔主材軸力最大值均大于逆風向15°轉角線路中相應軸力最大值,且相對百分比最大可達399.9%.

(4) 轉角輸電線路最不利風向并非垂直線路90°方向,對于順風向15°轉角輸電線路,其最不利風向為與轉角后夾角105°;對于逆風向15°轉角輸電線路,其最不利風向為與線路轉角后夾角30°.