1000kv同塔双回输电线路气弹模型风致响应

1000kv同塔双回输电线路气弹模型风致响应

0特高压输电塔线体系风洞试验研究高压供电是一种典型的风敏感结构，容易产生大的风振响应。在实际应用工程中,连接有较强非线性特征的输电导线后,塔-线耦联体系在风荷载作用下的耦联作用不容忽视。同时,随着电压等级的不断提高,输电塔高度和输电线分裂导线数目的增加,导致输电塔-线耦联体系的破坏形式更难把握。现行的输电线路设计规程中对800kV及以上的特高压输电线路抗风设计尚未涉及,而用现有的方法来设计、分析特高压输电塔的动力特性和响应时,缺少现场实测和模型试验的指导,给设计人员造成了不小的困难,也给特高压输电塔的抗风安全运行带来了更多不确定性。多年来,国内外的研究者已分别对输电单塔、输电线进行了风洞试验的研究。不少研究者开始认识到输电塔耦联体系互相作用后对输电塔破坏的事实,对塔线体系进行了风洞试验。楼文娟等和付国宏、程志军等通过试验发现在脉动风作用下,结构的顺风向和横风向响应相当,现行的荷载规范和输电铁塔设计规范中需考虑横风向的风振响应。邓洪洲等对大跨越输电塔线体系动力特性和风振响应进行了研究,发现塔线体系的阻尼比单塔显著提高,且塔线体系平面内自振频率也略高于平面外。谢强等根据现场调查发现:输电塔塔身横膈面设置过少是导致输电塔风振破坏的一个主要原因,并且通过对不同横膈面配置方式的500kV输电塔线耦联体系的风洞试验对此进行了试验验证。虽然国内外输电塔线研究已有一定进展,但对于塔线耦联体系风荷载传递机理和输电塔破坏机理的认识仍然不足。随着我国特高压电网建设的全面开展,特高压输电塔以及大截面8分裂导线的动力特性以及风振响应成为研究的一个关键。李正良等结合特高压汉江大跨越对塔线体系进行了风洞试验研究。本文以在建的1000kV双回输电线路为背景,采用气动弹性模型风洞试验的方法,研究了1000kV特高压输电塔与8分裂导线、地线、绝缘子的风致振动的特点,从而为特高压输电线路的抗风设计提供有意义的参考。1气动弹模型的设计和风场的模拟1.1导地线模型设计皖电东送淮南-上海输变电工程起点为安徽淮南变电站,止于上海沪西变电站,线路总长度为2×650km,全线采用同塔双回钢管塔。本次风洞试验输电塔模型的原型即为此条送电线路中采用的直线自立塔,塔高为103.6m,呼高为57m。线路的水平档距为510m,垂直档距为720m。导线为双回共6相,通过绝缘子分别挂于两侧上中下横担悬臂上,每相导线为8分裂的架设方式,采用8×ACSR-630/40的型号,分裂导线的间距为400mm,在整个档距中通过米字形阻尼间隔棒不均匀档距地隔开,导线的弧垂达到24m。地线一根采用LBGJ-240-20AC铝包钢绞线,另一根采用OPGW,弧垂为18m。该塔的设计基准风速为离地20m高、100年一遇、10min平均最大风速27m/s;设计覆冰厚度为10mm。此次试验在同济大学土木工程防灾国家重点实验室TJ-3风洞进行,该试验室的尺寸为14m×15m×2m,鉴于场地大小的限制,此次风洞试验模型的几何相似比取值如下:输电塔气动弹性模型的几何相似比为1:60,按照Davenport等考虑场地条件提出的导地线模型设计方法,将修正系数设为0.5,可得导地线的几何相似比为1:120。根据流体力学试验的设计要求,除几何相似外,完全的气动弹性模型仍需满足Strouhal数、弗劳德数、弹性参数和阻尼比的相似。但由于导线模型制作工艺上的原因,本次风洞试验略微放松了弗劳德数相似的条件,由此自定试验风速和实际风速比为1:3;此外还需设计构件断面几何形状以满足输电塔和导地线气动外形的相似,质量和刚度的空间分布相似。具体的设计相似比参数见表1。输电塔模型塔头和塔身的主材和斜撑杆件的刚度均采用电极铜管模拟,圆钢管截面外形采用塑料管模拟。为满足模型的质量空间分布相似,在电极铜管和塑料外衣之间加入配重。导线模型采用不锈钢丝模拟导线模型的拉伸刚度,外径的气动外形按照缩尺比采用外包热缩管。由于材料规格的限制,本次试验的地线模型材料与导线相同,理论证明和试验分析表明,地线的相似参数的略微放松对输电塔-线体系的风致振动影响非常小。考虑到工程中绝缘子原型为300kN合成绝缘子,本次试验的绝缘子串采用塑料管模拟,两端铰接,按照几何缩尺比模拟绝缘子串的直径和质量。对8分裂大截面导线设计间隔棒时,其分肢间距按导地线外径相似比1:60设计,间距布置采用1:120,材料选择ABS塑料板,质量相似比仍为1:603。为了模拟边界条件,试验中采用五塔四线模型。位于两端边界的塔根据原线路中的塔设计出其等代模型塔来模拟,在设计时保证等代塔的前两阶频率和振型与原型塔相似。1.2风洞试验的数值模拟本次风洞试验是在同济大学TJ-3边界层低速风洞中完成的,该风洞试验段尺寸为14m×15m×2m,风速控制范围为1.0~17.6m/s,连续可调。风洞试验中通过安装尖劈、格栅和多排粗糙元,模拟了1:60比例良态气候B类地貌流场,流场安装情况如图1所示。风速参考点高度为距风洞底壁0.33m处,在模型放置中心测得的平均风速剖面曲线和顺风向紊流度剖面曲线如图2所示,其中纵轴为离地高度,横轴风速比为实际高度处的风速与离地10m高度处的风速之比。结果表明风洞试验模拟的风场环境是符合规范要求的。1.3加速度传感器和试验风速试验时量测系统分别采用微型高灵敏度压电陶瓷加速度传感器、激光位移计和光纤布拉格光栅,塔线体系模型中共布置了40个测点,其中加速度测点6个,位移测点6个,动应变测点28个,如图3所示。图中模型输电塔的塔头和中部连接处上布置了A1~A6共6个加速度传感器,测试输电塔模型的加速度,在塔头上横担和中横担处共布置了D1~D6共6个激光位移计,塔腿处布置了4个光栅应变计,在上、中绝缘子处布置了2处动光栅应变计,在迎风面上、中导线布置了共20个动应变光栅,背风面中、下导线绝缘子布置了共2个光栅。加速度传感器、激光位移计与采集仪器接线号对应关系如表2所示。振动信号经电荷放大器放大后,记录在磁带记录仪上,通过NI板输入计算机并保存信号做数据后处理。图3中“□”标识的点是输电塔模型上加速度传感器的位置和编号,“+”标识的点是输电塔模型上位移计的位置及编号,“·”标识的点是导线、绝缘子和塔腿上的光栅位置及编号。五塔四线的塔线耦联体系模型整体布置如图4所示。在紊流风场中测试时的来流风向为60°和90°,试验风速级数范围为2~6m/s,采用各风速等级为2、3、3.5、4、4.5、5和5.5m/s。加速度、位移响应和动应变响应的采样频率均为100Hz,采样时间均为90s。2模型响应测试结果及分析2.1结构自振特性用自由振动法进行激振,用动态信号分析仪识别输电塔结构的自振频率和阻尼比,表3和表4给出了激励方向不同时测得的输电塔模型结构自振特性,其中,fi(i=1,2,3)是结构的第i阶自振频率,ξ1是结构的第1阶振型阻尼比。可以看出:挂线后输电塔的频率有较大幅度的降低,这主要来自导线对输电塔动力特性的影响。同时,挂线后输电塔的阻尼比有了大幅度的提高,主要原因是悬挂着的导线类似悬挂质量摆阻尼器,从而增大了输电塔的阻尼。2.2分组结构响应的频率特征图5给出了单塔和塔线在紊流场90°风攻角下,塔顶顺风向、横风向加速度的均方根响应比较。由图5可以看出:在90°风攻角情况下,单塔和塔线在顺线路方向的加速度响应差别不大,塔线的加速度响应是单塔对应响应的1.31倍;而在顺风向时,塔线的加速度响应较单塔有明显的增大,尤其当风速达到4.5m/s时,塔线的加速度响应约为单塔对应响应的1.73倍。说明此类型特高压输电线路在90°风攻角大风时导线对输电塔结构产生了很大的耦合作用。图6给出了紊流场、4m/s风速、90°风攻角工况下,单塔和塔线部分测点加速度响应的功率谱比较。由图6(a)可以看出,在紊流场横风向下,虽然单塔和塔线的加速度响应幅值较小,但自功率谱在低频段比较密集,说明输电塔结构在低频段被紊流风激起了响应,且对整个响应的贡献是同一数量级的。由图6(b)可以看出,在紊流场顺风向下,单塔和塔线的加速度响应幅值较大,单塔的响应以顺风向的第1阶频率贡献为主,塔线的响应以10~20Hz段频率的贡献为主。以上这点从试验现象也得到了验证:当风速达到4m/s时,单塔和塔线在顺风向的变形较大,塔头部位在横风向发生小幅值明显的振动,说明单塔和塔线的低频能量对输电塔结构在横风向的响应起了不小的作用。如图7所示,在紊流场60°风攻角情况下,单塔和塔线在顺线路和垂直线路方向的响应均相差较小,在顺线路方向,塔线的加速度响应为单塔的1.31倍,而在垂直线路方向,单塔和塔线的响应幅值非常大,约为顺方向对应响应的4.2倍,可见60°大风情况下,输电塔线共同作用时还是以垂直线路方向的响应为主。比较在紊流场4m/s风速、60°风攻角情况下的功率谱曲线,如图8所示,单塔和塔线在顺线路方向和垂直线路方向的频谱能量不尽相同。单塔在两个方向上的高频段均出现峰值,说明60°风攻角对这两个方向单塔的风振响应均有耦合作用。塔线在顺线路方向的响应频谱呈密频特性,在每一个频段内都分布着许多频率成分,而在垂直线路方向的响应频谱分布较为明显,仅在单塔固有频率上以及少数的几个高频处出现了峰值,说明输电塔体系在紊流场90°和60°风攻角情况下,输电线的振动会造成输电塔结构在顺线路和垂直线路方向激起不同能量频率的振动,尤其在顺线路方向,各种峰值频率对应的振型的共同影响,致使输电塔塔头部分会在该方向不同风速下发生不同幅值和频率的振动,尤其是在风速达到3.5m/s后,这一现象尤为明显。本次风洞试验首次采用光纤Bragg光栅测得了输电塔结构的动应变。光纤Bragg光栅传感器是利用光栅的波长调制原理以及外界的微扰振动来改变光栅的栅距,再转化为对应的波长变化量,通过检测波长的变化来实时测量应变的大小。从图8可以看出在紊流场90°和60°风攻角情况下,塔线塔腿处的动应变分别为单塔塔腿处的11.9倍和21.5倍,由此也可以看出,在60°风攻角情况下,输电塔结构受压塔腿所受应力大于90°风攻角情况,从试验结果来看,约为1.48倍。图9和图10给出了塔线在90°和60°风攻角情况下紊流场与均匀流场加速度和位移响应均方根比较,从图中可以看出,紊流场中输电塔结构在顺导线方向和垂直导线方向的均方根响应均大于均匀流场的情况。而且,随着风速的增加,差值也随之增大,紊流场和均匀流场响应最大的比值达到2.75倍。由此可见在紊流场中,脉动风荷载对结构产生的动力作用远大于平均风对结构的静力作用,因此在风环境下,尤其是对于超限高度和电压等级的特高压输电塔来说,需要合理科学地考虑脉动风对结构的动力荷载作用。图11给出了在紊流场和均匀流场中导线端部和跨中动应变响应的均方根比较。跨中和端部导线在紊流场中的响应分别为在均匀流场中的2.79倍和4.67倍,可见紊流场中,脉动风荷载对导线的动力作用也远大于均匀风荷载的静力作用,而且由于导线跨中部分受到的风荷载作用较端部和绝缘子连接处导线更为复杂,使得跨中应变大于端部应变,同根导线不同部位不同应变的现象值得进一步研究。3动力荷载的影响a)特高压塔线体系气动弹性模型与单塔气动弹性模型相比,自振频率有所降低,阻尼有较大幅度