拉线初张力对特高压双柱悬索拉线塔受力性能影响的风洞试验研究

俞登科，李正良，施菁华，晏致涛，肖正直

(1.重庆大学 土木工程学院，重庆 400045;2华北电力设计院 工程有限公司，北京 100120)

双柱悬索拉线塔作为拉线式杆塔中的一员，具有结构简单、造价低、易于施工安装等优点，已在加拿大、南非、阿根廷等国家得到广泛应用［1］。图1所示为阿根廷500 kV线路采用的双柱悬索拉线塔。然而由于拉线的存在导致其占地面积较大，而主要适用于荒漠、隔壁等走廊开阔的平地地区。随着我国西电东送项目的逐步实施，在特高压输电线路工程中将会经过大量戈壁荒漠地区，从而使得双柱悬索拉线塔成为一种较优的选择。其高耸、轻柔的结构特点，决定了风荷载是其控制荷载之一［2］。而拉线作为双柱悬索拉线塔的重要受力构件，将直接影响其在风荷载作用下的动力响应。实际工程中必须通过对拉线施加一定的初始预张力以保证整塔的直立安装和维持自身稳定［3］。拉线初始预张力的取值大小，对结构的整体刚度、稳定性等都将起到关键的作用。由此，对双柱悬索拉线塔中不同拉线初始预张力对其风致振动响应产生的影响进行深入研究和分析显得至关重要。

图1 阿根廷500 kV线路双柱悬索拉线塔Fig.1 Cross rope suspension tower in the 500 kV lines ofArgentina

目前，关于双柱悬索拉线塔的研究甚少［4－5］。而对于拉线式杆塔中拉线的研究则大多限于理论方面。Sparling［6］提出拉线初始预拉力不仅提供塔体顺风向刚度，也会影响横风向刚度，且两者是相互耦合的。Wahba等［7］探讨了拉线式天线塔选取不同拉线初张力所产生的动力效应，指出有必要在设计中考虑初始预张力的影响。美国ASCE拉线式输电线路结构导则［8］建议最小拉线初始预张力值的选取应保证在常规风荷载作用下背风侧拉线不能完全松弛而导致倒塔。Kahla［9－10］考察拉线断线对拉线式杆塔的影响，指出应控制拉线初张力以防造成塔架斜撑杆件的受压破坏。Sparting等［11］研究了拉线在湍流风下的动力特性和共振耦合现象。Preidikman等［12］采用不同的拉线式桅杆模型进行动力分析对比研究了不同拉线预张力对结构体系整体刚度的影响。Ballaben等［13］对拉线式杆塔几个重要设计参数进行了风振分析，结果揭示拉线预张力是影响杆塔塔顶位移的最主要变量。Luzardo等［14］对拉线式桅杆塔进行了不同拉线初张力情况下的分析，结果表明随着初张力的增加，桅杆塔的自振频率也会增大。国内相关的研究则甚少，郭峰等［15］进行了双柱悬索拉线塔设计，提出设计过程中应对拉线和拉线金具进行疲劳计算及优化选择。甘凤林等［16］研究了拉线初始预应力分布对拉线杆塔的受力影响，指出应综合考虑施工的便捷程度，确定预应力的合理值，以便更好地发挥这种预应力结构的优势。

在风洞试验方面，已有众多国内外学者进行过研究，然而多限于自力式塔架，尚未有关于双柱悬索拉线塔的风洞试验研究［17－19］。对其拉线初张力影响的探讨更属空白。为此，本文制作了双柱悬索拉线塔线体系的气动弹性模型，首次研究了其在不同拉线初始预张力下风洞试验紊流场中的风振响应特性，以期为双柱悬索拉线塔及拉线组件在今后的抗风设计中提供建议与参考。

1 塔线体系气动弹性模型及风洞试验设计

1.1 气动弹性模型设计

本次风洞试验的模型是以哈密－郑州±800 kV特高压直流输电线路工程中采用的双柱悬索拉线塔为原型设计的。该原型塔高为54 m，线路水平档距为480 m，导线采用呈正六边形的布置，分裂间距为450mm，其型号为6×JL/G3A－1000/45，地线型号为2×LBGJ－150－20AC，拉线和悬索型号为1×37－28.0－1470－B，设计风速为33 m/s。

试验在西南交通大学XNJD－3号风洞中进行，该试验室尺寸为22.5 m×36 m×4.5 m，考虑到风洞试验室尺寸限制，塔体气弹性模型的几何相似比取为1∶30，导地线的几何相似比则按照Davenport等［20］提出的修正方法取为1∶60。除几何相似要求以外，气弹性模型还需满足Strouhal数、Froude数、Cauchy数、惯性参数和阻尼比等相似，具体设计相似比参数如表1所示。

表1 模型主要参数相似比Tab.1 Primary similarity parameters of the test model

立柱气弹性模型的角钢杆件采用铝合金薄板加工成角钢形状以满足外形几何相似，并在角钢内角均匀粘贴小段螺杆实现质量模拟。模型的弹性刚度相似则采用本课题组自行研制的“U”型弹簧片法进行模拟［21］，将立柱模型分成多段刚性节段，各个节段质量分布与原型一致，在节段之间粘贴“U”型弹簧片，通过不断调整弹簧片的宽度及厚度从而实现弯曲刚度和轴向刚度的模拟。导地线采用不锈钢丝模拟拉伸刚度，并选取外包塑料管以保证气动外形相似。其相似比取1:60，根据Davenport等提出的转换公式，此时，缩聚系数为0.5。其正常缩尺模型与缩聚模型之间有如下关系:

其中:下标S表示缩聚模型，P表示正常缩尺模型，L为跨度，M为单位长度质量，D为外观直径，E为弹性模量，S为垂度，d为受力部分直径，γ为缩聚系数。

而拉线、悬索及钢索的相似比取为1∶30，采用细电缆线直接模拟几何气动外形，并在缆线表面均匀间隔地包裹铅皮以满足质量相似比的要求，而轴向拉伸刚度的相似比模拟则通过添加小弹簧段来实现，小弹簧段刚度相似比为几何相似比的三次方，如表1中所述。

由于双柱悬索拉线塔两侧拉线存在预张力。为此，本次试验设计并精加工制作了整塔基座及相应的预张力装置。预张力装置则是在拉线底部添加固定支座、固定螺栓和线扣，经由光滑小滑轮悬挂不同重量的砝码来实现拉线不同的预张力，最后将绳扣扣死在固定螺栓上即可取下相应砝码。详细构造如图2所示。制作好的双柱悬索拉线塔线体系模型如图3所示。

1.2 风场模拟

本次风洞试验通过尖塔漩涡发生器+格栅+分布立方体粗糙元，来模拟1∶30比例的B类紊流风场。图4为在模型放置处测得的平均风速、湍流度剖面和顺风向脉动风速功率谱密度。其中，HG和vg分别为梯度风高度和梯度风风速，vz为高度z处的平均风速，Iu为湍流强度，f为频率，Sv(f)为风速功率谱密度，v*为摩擦速度。结果表明风洞试验模拟的风场环境符合规范要求［22］。

图2 拉线预拉力装置Fig.2 The pretension device of guys

图3 双柱悬索拉线塔线体系气动弹性模型Fig.3 Aero elastic model of cross rope suspension tower-line system

1.3 试验测点布置和试验工况

本次风洞试验风向角为来流垂直于导线方向，分别取拉线初始预张力为其设计承载力的15%、20%和25%共3种工况进行对比。各个工况下的塔线体系风速级数范围均为3～7 m/s，风速间隔为0.5 m/s。试验中在两个立柱的底部铰接处各布置1个三分量高频天平以测量立柱基底反力。对于4根拉线则采用电阻应变片布置了4个应变测点以测量拉线拉力，由于来流风向垂直于导线方向，由结构对称性将迎风侧拉线设为一组，背风侧为另一组。将应变测点布置于拉线的近地端部(可见图2)，为保证应变测试精度，预先通过加载不同重量的砝码对应变信号进行标定，由此可将电压信号转化为力信号。同时，在迎风侧立柱跨中安装两个加速度传感器，分别测量顺风向和横风向加速度响应。高频天平、应变片和加速度传感器采样频率均为256 Hz。测点布置如图5所示。

图4 风洞试验风场模拟结果Fig.4 Simulation results of wind field in wind tunnel

图5 试验测点布置Fig.5 Arrangement of measuring points

2 试验结果及分析

图6给出了在紊流风场中，迎风侧立柱跨中顺风向与横风向加速度响应均方根值随风速的变化情况。由图可知，首先，在固定拉线初张力下，迎风侧立柱顺风向和横风向响应均方根均随风速增加而增加，且顺风向响应值大于横风向响应值，不过两者仍处于同一数量级。其次，当增加拉线初始预张力时，立柱顺风向和横风向响应均随之减小。这是由于拉线初始预张力的存在，为立柱在顺风向和横风向均提供了一定的侧向刚度，使得立柱变形减小。且当风速大于5 m/s以后，预张力越大，对立柱横风向刚度的贡献比顺风向相对更明显。以风速6 m/s(对应设计风速33 m/s)时为例，拉线初张力选取设计承载力的15%、20%和25%时，对应顺风向加速度均方根分别为0.168 m/s2，0.155 m/s2，0.150 m/s2横风向均方根分别为 0.129 m/s2，0.115 m/s2，0.104 m/s2。可见，当拉线初张力从15%提高到20%时，顺风向加速度均方根减小了7.9%，横风向加速度均方根减小了10.8%;当拉线初张力从20%提高到25%时，顺风向加速度均方根减小了2.6%，而横风向加速度均方根减小了8.9%;因此，在对应设计风速下，拉线初始预张力的增加，会较明显提高塔体立柱横风向侧向刚度。

图6 加速度响应均方根Fig.6 Root mean square of acceleration

图7所示为迎风侧和背风侧拉线组平均拉力及对应均方根响应的试验测试结果。在3组拉线初始预张力下，迎风侧拉线组平均拉力值随风速增大而增大，而背风侧拉线组平均拉力值则减小。对应的均方根值均随风速增大而增大，且迎风侧均方根值较背风侧大。由此可见，当风速增加时，六分裂导线及塔身立柱受到来流风荷载作用越大，使得迎风侧拉线受力变大而被张紧，同时，背风侧拉线受力减小而相对松弛。随着拉线初张力增加，迎风侧与背风侧拉线拉力均方根值均略有提高，且迎风侧拉线平均拉力值增加明显。由此，拉线初始预张力越大，对迎风侧拉线尤为不利，需注意拉线断线问题。而初张力值越小，则有可能导致背风侧拉线过度松弛而使塔身失稳。

以风速6 m/s(对应设计风速33 m/s)为例，在三种拉线预张力下(7.10 N、8.88 N、10.65 N)，迎风侧拉线平均拉力分别为 9.39 N，11.18 N，12.86 N，对应拉力均方根则为 0.16 N，0.17 N，0.19 N，背风侧拉线平均拉力分别为 4.80 N，6.59 N，8.38 N，对应均方根为0.15 N，0.17 N，0.18 N。三种拉线预张力下迎风侧拉线的脉动荷载增大系数分别为:1.07、1.05、1.05，而背风侧的则为:1.13、1.08、1.07。迎风侧与背风侧拉线的脉动荷载增大系数不一致，且均要略大于《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》(DLT 5154－2002)［23］中规定的1.05的增大系数。建议迎风侧拉线的脉动荷载增大系数约取1.06，背风侧拉线约取1.1。拉线拉力均方根的变化较小。对于平均拉力而言，当拉线初张力为7.10 N时，6 m/s风速下，迎风侧拉线平均拉力比初张力增加了32.2%，背风侧拉线平均拉力比初张力减小了32.4%;当拉线初张力为8.88 N，风速为6 m/s时，则迎风侧拉线平均拉力增加了25.9%，背风侧拉线平均拉力减小了25.8%;而当拉线初张力为10.65 N，风速达到6 m/s时，迎风侧拉线平均拉力增加了20.7%，背风侧拉线平均拉力减小了21.3%;说明随着拉线初始预张力的提高，迎风侧拉线平均拉力的增加及背风侧拉线平均拉力的减小趋势均变缓，体现了体系塔线偶联的非线性特质。

图8为三分量高频天平所测得的迎风侧与背风侧立柱基底力平均值和均方根响应。其中，Fz为竖向分力，Fx为顺风向分力，横风向分力其值较小，几乎为零而并未在图中示出。并以竖向分力Fz为例，给出了其均方根响应随风速变化的结果。由图可知，随风速增加，迎风侧立柱所受压力增加，而背风侧立柱则对应减少，且两根立柱主要承受竖向分力为主。同时，迎风侧与背风侧立柱竖向分力均方根响应值均随风速增大而呈现增大趋势。可见，双柱悬索拉线塔的受荷路径最终传递到两根立柱受压，尤其是迎风侧立柱。而随着拉线初张力的增加，会导致迎风侧立柱受压更明显，相应均方根响应也越大。

仍以风速6 m/s(对应设计风速33 m/s)为例，在三种拉线预张力下，迎风侧及背风侧立柱竖向力在无风状态下初始值分别为 19.59 N，21.50 N，23.45 N。当风速达到6 m/s时，迎风侧立柱竖向力平均值分别为32.05 N，33.16 N，34.24 N，对应均方根为1.21 N，1.32 N，1.37 N;而背风侧立柱竖向力平均值则为 6.73 N，7.89 N，10.73 N，对应均方根为 1.19 N，1.27 N，1.32 N。当拉线初张力选取设计承载力的15%时，迎风侧立柱竖向力在6m/s风速下相对无风状态增加了63.6%，背风侧立柱竖向力则减小了65.6%;当拉线初张力选取设计承载力的20%时，迎风侧立柱竖向力增加了54.2%，背风侧立柱竖向力则减小了63.3%;而当拉线初张力达到25%时，迎风侧立柱竖向力增加了46.0%，背风侧立柱竖向力则减小了54.2%。因此，在6m/s风速下，迎风侧立柱竖向力的增加及背风侧立柱竖向力的减小量均非常明显。且在拉线初张力从15%提高到20%时，迎风侧立柱竖向力增加的百分比有所降低，然而背风侧竖向力减小的百分比只从65.6%减小为63.3%，几乎无影响;而当拉线初张力从20%提高到25%时，迎风侧立柱竖向力增加的百分比进一步下降，同时背风侧立柱竖向力减小的百分比也显著下降，从63.3%变为54.2%。呈现了迎风侧与背风侧立柱不一致的非线性特征。

图7 拉线拉力平均值和均方根响应Fig.7 Mean responses and root mean square responses of tension in guys

图8 立柱基底力均值和均方根响应Fig.8 Mean responses and root mean square responses of compression in masts

3 结论

(1)拉线初张力的提高，将使立柱顺风向和横风向加速度响应均方根随之减小，为立柱提供一定的侧向支撑刚度。

(2)建议迎风侧拉线的脉动荷载增大系数约取1.06，背风侧拉线则约取1.1，均大于《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》(DLT 5154－2002)中规定的1.05的增大系数。

(3)随着拉线初张力和风速的增加，迎风侧拉线张紧，背风侧拉线相对松弛;迎风侧立柱受压增加，背风侧立柱受压减小，拉线初张力对拉线和立柱受力的影响明显，且呈非线性的关系。

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