转角输电塔线体系台风风致响应

葛永庆,吴 炅,安利强,王璋奇

(华北电力大学 机械工程系,河北 保定 071003)

输电线路面临台风等极端恶劣天气时,其安全性将遭受严峻考验.据统计,2014年超强台风“威马逊”造成海南电网35 kV及以上输电线路跳闸117条,倒塔27基,给当地电网带来了超过10亿元的损失[1].耐张型转角输电铁塔作为肩负线路转角、承受线路不平衡张力、防止连续倒塔事故等重大责任的铁塔,保证其安全稳定运行至关重要.因此,开展台风作用下转角塔线体系风致响应研究,掌握台风对转角塔受力的影响规律,对于提高耐张型转角铁塔的安全性及沿海地区输电线路防风能力具有十分重要的意义.

目前,对于塔线体系风致响应的研究,国内外学者主要采用有限元数值模拟、风洞试验以及现场实测方法[2].最早Ozono等[3]开始采用有限元方法,研究输电线路中塔线档距、导线质量、边界条件等对风致动力响应和塔线耦合作用的影响.Yasui等[4]建立塔线体系的桁梁混合模型,从时域角度进行了风致动力响应特性分析,提出了输电塔和导线气动阻尼的计算方法.考虑恶劣风况下常伴随着强降雨,Fu等[5-6]研究了风雨载荷共同作用下输电塔线体系的动态响应,提出等效基本风速的概念简化复杂的风雨载荷计算,并基于此进行风雨载荷作用下倒塔失效分析,指出雨水附着导线造成其截面的改变会对其气动阻尼系数造成影响,明显增大塔线体系的载荷效应.不同于普通的良态风场,台风湍流强度大、风速大且变异性强[7].考虑台风的脉动性,宋亚军等[8]利用谐波叠加法生成研究点风速时程,对塔线体系进行脉动风速响应分析,通过研究塔线位移、主材轴力分布,探究塔线体系耦合作用的影响.楼文娟等[9-10]以沿海地区某输电塔为分析模型,通过谐波叠加模拟了B类风场和台风风场下输电塔处的风速,同时结合风洞试验,研究两种风场下输电塔的动态特性规律和差异.

上述研究对于输电线路抗风设计具有很好的指导意义,但研究对象主要以直线型塔线体系为主,对于转角塔线体系风致响应的研究十分有限,未能体现转角输电塔受力的特点.因此,综合考虑线路转角以及台风强度大且风向不断变化对转角塔受力的影响,本文模拟台风“威马逊”登陆时刻宝邑Ⅱ线位置处的脉动风速以及登陆过程风向的变化,建立转角塔线体系有限元模型,通过对其施加模拟所得脉动风荷载和不同方向台风静态荷载,研究台风脉动特性以及风向变化特点对转角塔受力的具体影响.

1 台风数值模拟

1.1 台风“威马逊”反演

2014年7月18日15:30,台风“威马逊”于我国海南省文昌市登录,选取其中7月18日05时—7月19日03时期间22 h的台风“威马逊”的关键参数,利用YanMeng风场[11]求解“威马逊”期间海南省文昌市宝邑Ⅱ线位置10 m高度处10 min平均风的风场信息,并绘制图1所示风速风向玫瑰图.图1中,圆周上0°～360°表示风向与正东方向的夹角,左侧坐标轴表示对应点风速的大小.

图1 “威马逊”期间宝邑Ⅱ线风速风向图Fig.1 Distribution of wind speed and wind direction of

从图1中可以看出：在整个模拟区间内,宝邑Ⅱ线处风速呈现先增大后减小的趋势,且风向沿逆时针方向变化了将近186°,其中在7月18日14:40,平均风速达到峰值44.47 m/s,风向与正东方向夹角为272°.此外,“威马逊”登陆时刻(7月18日15:30)风向角为285°,与38#～40#线路走廊夹角为90°,对应平均风速为42 m/s.该图描述了台风“威马逊”期间宝邑Ⅱ线处风速大且风向不断变化的综合特性,该特性将对转角塔线体系的安全性带来严重的影响.

1.2 台风脉动风速模拟

考虑台风高强度、高变异和高湍流的特性,进行转角塔线体系风致响应分析时,在模拟所得“威马逊”登陆期间宝邑Ⅱ线位置处变平均风速的基础上,采用基于快速傅里叶变换的谐波叠加法，进行了脉动风速时程模拟.本文脉动风速谱采用石沅台风风谱[12],其经验公式为

(1)

此外,对于输电铁塔,由于其本身垂向跨度大且两基铁塔间横风向距离通常大于100 m,故可仅考虑风场垂向的空间相关性,对应相干函数为[13]

(2)

对于输电线来说,由于其横风向跨度大且有一定的弧垂,故应同时考虑风场垂向和横风向的空间相关性,对应相干函数为

Cohij(w)=

(3)

式中:y，z分别为模拟点的横向和垂向坐标;Cy，Cz分别为两个方向的衰减系数,分别取值16和10.

结合上述脉动风速谱以及相干函数,对本文研究转角塔线体系中的111个模拟点在台风“威马逊”登陆时刻的顺风向脉动风速时程进行同步模拟.选取模拟39#输电铁塔塔顶高度处的脉动风速时程曲线及其功率谱密度曲线,如图2所示.

图2 塔顶处风速时程及功率密度曲线Fig.2 Wind speed and power density curve

2 理论分析及建模

2.1 转角塔受力分析

耐张型转角塔除了承受自身重力及风荷载之外,还要同时承受导地线重力以及附加横向水平荷载(角度荷载)和纵向水平荷载(不平衡张力),且由于转角前后两档导地线与风向之间夹角β的不同,将对转角塔所受导地线水平荷载产生复杂的影响.

图3 输电线路转角Fig.3 Diagram of transmission line with angle

由于转角塔的横担方向为线路转角的角平分线,造成两种情况下转角塔导地线挂点处X(线路方向)和Y(垂直线路方向)所受水平荷载不同.考虑导地线风荷载W1和W2、导地线张力T1和T2,两种形式转角塔所受X,Y方向导地线水平荷载可计算如下(小号侧为1,大号侧为2).

逆风向转角:

(1) 0≤θ≤90°-α

(4)

(2) 90°-α≤θ≤90°

(5)

(3) 90°≤θ≤180°-α

(6)

(4) 180°-α≤θ≤180°

(7)

顺风向转角:

(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分别为转角塔两侧导地线风荷载沿X,Y轴正向的分量,其大小可根据文献[14]计算.

同时,由式(12)和式(13)可知,线路转角α还会导致转角前后两档导地线β以及无冰风压比载γ不同,进而影响导地线应力σ,最终造成张力T1和T2之间的差异并影响转角塔的受力,即

式中:β为风向与导地线的夹角;αf为风速不均匀系数;d为导地线外径,mm;c为风载体型系数;Wv为基本风压,Pa;A为导地线的截面积,mm2;σ2,σ1为两种状态下导地线弧垂最低点的应力;γ2,γ1为两种状态下导地线比载;t1,t2为两种状态下温度;l为该档导地线档距;αc,Ec为导地线的温度膨胀系数和弹性系数.

通过上述理论分析可知,转角塔所受导地线水平荷载在X,Y方向分量均与线路转角α密切相关.由于逆风向转角输电线路中导线张力在水平方向分量抵消部分水平风荷载,而相应顺风向转角会增大水平荷载,故逆风向转角线路中的转角塔受力比对应顺风向线路中的转角小.同时,线路转角α和风向角θ之间的关系也会影响转角塔受力,具体影响应通过转角塔线体系风致响应进行研究与分析.

2.2 转角塔线体系建模及加载

建立宝邑Ⅱ线中37#～39#转角塔线体系有限元模型,如图4所示.

图4 逆风向15°转角塔线体系有限元模型Fig.4 Finite element model of tower-line system with upwind angle of 15°

导线型号为JL/LB1A-240,地线型号为JLB23-50.其中,37#与39#塔为直线塔,38#为耐张型转角塔,线路走廊自西向东,如图4所示.结合图1所示宝邑Ⅱ线处风速风向信息,超强台风“威马逊”登陆时刻,线路转角为逆风向转角,大小为-15°,且风向与线路转角前后夹角分别为75°和90°.同时,考虑顺、逆风向转角对转角塔受力的影响,建立相应顺风向15°转角塔线体系共同进行研究.

根据台风风场数值模拟结果,按照文献[14]计算该转角塔线体系所受导地线风荷载和塔身风荷载,并对顺、逆风向15°转角塔线体系有限元模型施加静态荷载以及台风脉动荷载,进行转角塔线体系台风风致响应研究.同时，结合2.1节理论分析,考虑台风“威马逊”风向不断改变的特性,对两种转角塔线体系模型施加不同方向的台风静态风荷载(对应风速42 m/s),研究风向对转角塔受力的影响.

3 转角塔线体系风致响应分析

3.1 台风脉动特性对转角塔受力影响

图5为台风“威马逊”登陆时刻,逆风向15°转角塔线体系(宝邑Ⅱ线实际走廊)以及顺风向15°转角塔线体系中38#转角塔单元1对应主材轴力响应时程,对应极值分别为-521.6和-919.1 kN.同时,将转角塔不同高度处迎风侧以及背风侧主材(见图4中，38#塔第1节间中1号主材单元)，在脉动风作用下，轴力极值列于表1中,拉力为正,压力为负.

图5 38#塔1单元轴力响应时程Fig.5 Time-history of the axial force in element 1 of tower 38#

表1 38#塔不同高度主材轴力极值Tab.1 Extreme axial force of leg members at different

从图5中可以看出：受台风风速脉动特性以及整档导线风速分布不均的影响,本文研究转角塔线体系中转角塔主材轴力随风速不断变化.对于逆风向转角15°线路中的转角塔,上述台风特性将导致其所受水平荷载不断变化,其背风侧主材存在两种受力情况:Y方向水平风荷载主导的压力以及X方向不平衡张力主导的拉力;对顺风向转角15°线路中的转角塔,受线路转角的影响,其背风侧主材受力主要为Y水平方向风荷载主导的压力.

从表1中可以看出：逆风向转角塔线体系中转角塔受力小于顺风向转角塔线体系中转角塔,证实了2.1节中的理论分析,即由于导线张力在水平方向分量抵消了部分风荷载,减小了逆风向转角线路中转角塔受力.在台风脉动风荷载作用下,逆风向15°转角塔线体系中转角塔主材轴力极值为相应顺风向15°的56.8%.

3.2 台风风向对转角塔受力的影响

考虑台风在登陆过程中风向不断变化的特点,通过对顺、逆风向15°转角塔线体系施加风向θ在0°～180°(间隔15°,正东方向为0°)变化对应的静态台风风荷载,研究宝邑Ⅱ线中转角塔线体系在全方位风向作用下的风致响应.其中,各个风向下输电铁塔以及导线风荷载的分配系数如文献[15].

图6和图7分别为在不同风向台风静态荷载作用下,顺、逆风向15°转角塔线体系中38#转角塔1～4号单元主材轴力变化.从图6和图7中可以看出：随着风向不断变化,转角塔主材轴力在受力形式(拉、压)和最大值均发生相应变化.

从输电铁塔结构安全角度出发,定义使其主材轴力达到最大值的风向角为塔线体系最不利风向,故从图6和图7中可以看出:转角输电线路的最不利风向并非垂直线路90°方向,对于顺风向15°转角输电线路,其最不利风向为与转角后夹角105°;对于逆风向15°转角输电线路,其最不利风向为与线路转角后夹角30°.

图6 顺风向转角15°转角塔主材轴力随风向变化规律Fig.6 Variation of axial force in leg members of angle

图7 逆风向转角15°转角塔主材轴力随风向变化规律Fig.7 Variation of axial force in leg members of angle

将各方向台风静态荷载作用下顺、逆风向15°转角塔线体系中转角塔轴力最大值列于表2中.由表2中可知：在各个风向台风静态荷载作用下,顺风向15°转角线路中转角塔主材轴力均大于逆风向15°转角线路中相应轴力,且在风向角为90°时达到399.9%.该结果与2.1节分析一致,表明线路转角α与风向β间关系对转角塔受力有严重的影响.

表2 各方向台风静态荷载作用下38#塔主材轴力最大值Tab.2 Maximum axial force of leg members in tower

4 结论

本文重点研究台风风速脉动特性以及风向变化特点对转角塔受力的影响,所得结论如下:

(1) 逆风向转角输电线路中导地线张力在水平方向分量会抵消部分水平风荷载,从而减小转角塔整体受力;顺风向转角线路中导地线张力则会增大水平荷载以及转角塔整体受力.

(2) 90°风向台风脉动风荷载作用下,转角塔主材轴力随风速不断变化,逆风向15°输电线路中转角塔主材轴力极值为-521.6 kN,为对应顺风向15°极值-919.1 kN的56.8%.

(3) 各风向台风静态荷载作用下,顺风向15°转角线路中转角塔主材轴力最大值均大于逆风向15°转角线路中相应轴力最大值,且相对百分比最大可达399.9%.

(4) 转角输电线路最不利风向并非垂直线路90°方向,对于顺风向15°转角输电线路,其最不利风向为与转角后夹角105°;对于逆风向15°转角输电线路,其最不利风向为与线路转角后夹角30°.