趙 爽， 晏致濤,2， 李正良， 董建堯， 聶小春

(1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400044；2.重慶科技學(xué)院 建筑工程學(xué)院，重慶 401331；3.華東電力設(shè)計(jì)院有限公司，上海 200001)

擬建的蘇通大跨越輸電塔線路(下文簡(jiǎn)稱蘇通大跨越)是迄今為止世界上塔身最高、跨度最長(zhǎng)的輸電線路。風(fēng)荷載作用下，由于導(dǎo)線與輸電塔的耦合運(yùn)動(dòng)、流體與運(yùn)動(dòng)結(jié)構(gòu)的耦合、三維氣動(dòng)力之間的耦合，大跨越輸電塔線體系成為相當(dāng)復(fù)雜的耦聯(lián)柔性體系。氣動(dòng)彈性模型風(fēng)洞試驗(yàn)是深入研究各種風(fēng)致耦合振動(dòng)現(xiàn)象的有效手段。

Bayar[1]制作剛性模型，模擬格構(gòu)式輸電塔外形，通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究密實(shí)度、風(fēng)向角、風(fēng)攻角等參數(shù)對(duì)阻力系數(shù)的影響，提出了阻力系數(shù)的計(jì)算公式，然而剛性模型測(cè)定的屬于靜態(tài)風(fēng)效應(yīng)。輸電線風(fēng)洞試驗(yàn)的研究，早期是通過節(jié)段模型獲取阻力系數(shù)，然而模型風(fēng)洞試驗(yàn)的結(jié)果通常要比實(shí)測(cè)結(jié)果大得多。Ball等[2]認(rèn)為模型比例和邊界條件會(huì)引起這種差異，但是主要原因卻沒有發(fā)現(xiàn)。由于風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室的限制，Wardlaw等[3]采用小比例設(shè)計(jì)方案制作全跨輸電線的氣動(dòng)彈性模型，通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究其動(dòng)力行為。然而，與橋梁的纜索不同，輸電線單位長(zhǎng)度的質(zhì)量和剛度均很小，從而過小的相似比使其氣動(dòng)彈性模型在結(jié)構(gòu)基本縮尺律和構(gòu)件層面的縮尺律等方面都存在一些問題。由于輸電線氣動(dòng)彈性模型設(shè)計(jì)的困難，樓文娟[4]按照相似準(zhǔn)則設(shè)計(jì)全塔氣動(dòng)彈性模型，通過風(fēng)洞試驗(yàn)獲得了風(fēng)振響應(yīng)和風(fēng)振系數(shù)，研究結(jié)果未考慮輸電線影響。Loredo-Souza等[5]提出一種變比例的輸電線模型設(shè)計(jì)方案，采用該方案，可以進(jìn)一步縮小輸電線模型的跨度，從而有效地解決了輸電線氣動(dòng)彈性模型設(shè)計(jì)難題。在此基礎(chǔ)上，諸多學(xué)者進(jìn)行了塔線體系氣動(dòng)彈性模型的風(fēng)洞試驗(yàn)。梁樞果[6]以500 kV的某高壓輸電線路為背景，除了采用變比例輸電線模型方案，其它縮尺率均滿足相似準(zhǔn)則，從而設(shè)計(jì)出精細(xì)的塔線體系氣動(dòng)彈性模型，研究了塔線耦聯(lián)對(duì)輸電塔風(fēng)振響應(yīng)的影響。同時(shí)，在大跨越輸電塔線體系的風(fēng)洞試驗(yàn)研究上也取得了進(jìn)展。李正良[7]以1 000 kV漢江大跨越特高壓輸電線路為工程背景，對(duì)主跨1 650 m，塔高181.8 m的塔線體系，通過放松輸電塔的Froude數(shù)相似準(zhǔn)則進(jìn)行了氣動(dòng)彈性模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究。鄧洪洲等[8-10]以500 kV江陰大跨越高壓輸電線路為工程背景，對(duì)主跨2 300 m，塔高346.5 m，構(gòu)件為角鋼組合斷面的塔線體系，通過氣動(dòng)彈性模型的風(fēng)洞試驗(yàn)研究了塔線體系的風(fēng)致響應(yīng)和風(fēng)振控制。郭勇等[11-14]以500 kV舟山大跨越高壓輸電線路為工程背景，對(duì)主跨2 750 m，塔高370 m的塔線體系，通過放松輸電塔的Froude數(shù)相似準(zhǔn)則進(jìn)行氣動(dòng)彈性模型的風(fēng)洞試驗(yàn)并結(jié)合時(shí)域和頻域分析，研究了塔線體系的風(fēng)致響應(yīng)和風(fēng)振控制。

以往的研究為輸電塔線體系風(fēng)洞試驗(yàn)的氣動(dòng)彈性模型設(shè)計(jì)提供了參考。對(duì)于塔高和跨度小的塔線體系而言，已經(jīng)有了成熟的氣動(dòng)彈性模型設(shè)計(jì)方案，對(duì)于蘇通大跨越，目前還存在以下問題沒有解決。為了模型制作的可行，需要放松蘇通大跨越輸電塔模型的Froude數(shù)相似準(zhǔn)則，基于同一風(fēng)速原則，輸電線模型將不滿足Strouhal數(shù)相似準(zhǔn)則，進(jìn)而氣動(dòng)阻尼不滿足理論相似比；由于輸電線垂跨比大，采用傳統(tǒng)的變比例輸電線模型設(shè)計(jì)會(huì)導(dǎo)致模型的氣動(dòng)阻力與理論值的誤差大于5%；塔身主材采用鋼管混凝土材料，高風(fēng)速下混凝土?xí)驗(yàn)槭芾?，從而影響?shí)驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性；風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室難以模擬梯度風(fēng)高度以上的風(fēng)剖面，需要對(duì)風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行處理，考慮梯度風(fēng)高度的影響。本文通過剛性模型的風(fēng)洞試驗(yàn)獲取輸電塔的氣動(dòng)力參數(shù)，進(jìn)一步采用有限元模型分析輸電塔放松Froude數(shù)相似準(zhǔn)則和采用傳統(tǒng)變比例輸電線模型對(duì)輸電塔位移、絕緣子內(nèi)力、絕緣子風(fēng)偏角和輸電線位移的影響。通過增大輸電線彈性剛度和采用公式推導(dǎo)出的精確變比例輸電線模型，設(shè)計(jì)塔線體系氣動(dòng)彈性模型。在此基礎(chǔ)上通過有限元模型分析梯度風(fēng)高度和鋼管混凝土的材料非線性對(duì)輸電塔位移、絕緣子內(nèi)力、絕緣子風(fēng)偏角和輸電線位移的影響。通過本文的研究，為此類塔線體系的氣動(dòng)彈性模型設(shè)計(jì)提供參考，并保證進(jìn)一步的氣動(dòng)彈性模型風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果具有參考價(jià)值。

1 工程簡(jiǎn)介

蘇通大跨越，屬于淮南-南京-上海(北環(huán))走向的1 000 kV雙回路交流輸變電線路試驗(yàn)示范工程的關(guān)鍵跨越。采用耐張塔-直線塔-直線塔-耐張塔布置，整個(gè)耐張段約5 km，導(dǎo)線與地線的跨度和垂度，如表1所示。采用6分裂導(dǎo)線，間隔棒間距45 m，導(dǎo)線物理參數(shù)，如表2所示。地線物理參數(shù)，如表3所示。直線塔高455 m，采用鋼管混凝土的結(jié)構(gòu)方案，混凝土灌到360 m高度處，耐張塔高112 m，主跨2 600 m。設(shè)計(jì)風(fēng)速40 m/s，按B類地貌考慮。蘇通大跨越示意圖，如圖1所示。

(a)輸電塔(m)

(b) 塔線體系(m)

Tab.1 The span and sag of conductors andground wires (m)

類別邊跨中間跨邊跨檔距111326001344地線垂度42.5231.563.4導(dǎo)線垂度45245.967.1

表2 JLHA1/G6A-500/400鋼芯鋁絞線物理參數(shù)

Tab.2 Physical parameters of JLHA1/G6A-500/400 ACSR

截面積/mm2保證拉斷力/kN單位長(zhǎng)度質(zhì)量/(kg·km-1)外徑/mm903.73860.224567.4139.14

表3 OPGW-350T物理參數(shù)

2 剛性模型氣動(dòng)力

在進(jìn)行氣動(dòng)彈性模型設(shè)計(jì)之前，應(yīng)該先進(jìn)行剛性模型的氣動(dòng)力測(cè)試。剛性模型按照1/120的幾何相似比設(shè)計(jì)[15]。輸電塔構(gòu)件為圓形截面，需要考慮Reynolds數(shù)影響，本文通過對(duì)原型節(jié)段的數(shù)值模擬和與之對(duì)應(yīng)的節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)分別獲得彼此的Reynolds數(shù)，根據(jù)Reynolds數(shù)與阻力系數(shù)的曲線圖[16]，通過對(duì)模型迎風(fēng)直徑的修正來(lái)考慮Reynolds影響。采用不銹鋼管制作輸電塔剛性模型，通過增加鋼管厚度保證其剛度。制作好的剛性模型，見圖2。剛性模型采用五分量應(yīng)變天平測(cè)量氣動(dòng)力，采樣時(shí)間10 s，采樣頻率800 Hz，試驗(yàn)風(fēng)速11.11 m/s，來(lái)流風(fēng)向垂直于線路走向。通過剛性模型確定輸電塔各段的氣動(dòng)力參數(shù)，阻力系數(shù)的分布，見圖3。

圖2 剛性模型

圖3 阻力系數(shù)分布

3 氣動(dòng)彈性模型設(shè)計(jì)

氣動(dòng)彈性模型難以滿足所有相似準(zhǔn)則，根據(jù)研究目的，可以放松部分相似準(zhǔn)則。采用諧波合成法[17-18]模擬風(fēng)場(chǎng)。經(jīng)對(duì)比，模擬風(fēng)場(chǎng)與預(yù)期值吻合度好。輸入剛性模型風(fēng)洞試驗(yàn)確定的氣動(dòng)力參數(shù)，通過有限元模型計(jì)算塔線體系的塔身順風(fēng)向位移、上橫擔(dān)懸掛絕緣子內(nèi)力、上橫擔(dān)懸掛絕緣子風(fēng)偏角和上橫擔(dān)懸掛導(dǎo)線的跨中順風(fēng)向位移。計(jì)算數(shù)據(jù)均還原到原型結(jié)構(gòu)。

3.1 放松輸電塔Froude數(shù)的塔線體系模型設(shè)計(jì)

輸電塔桿件以軸力為主，按二元桿考慮，通過Strouhal數(shù)相似準(zhǔn)則和Cauchy數(shù)相似準(zhǔn)則，桿件橫截面積的相似比SA與頻率相似比Sf的關(guān)系表達(dá)式為

(1)

式中:SE為彈性模量的相似比，Sg為幾何相似比。

蘇通大跨越輸電塔桿件規(guī)格多，嚴(yán)格按照相似準(zhǔn)則設(shè)計(jì)時(shí)，由于模型桿件橫截面積很小，不能找到合適材料制作模型骨架。為了解決這個(gè)問題，可以通過放松輸電塔模型的Froude數(shù)相似準(zhǔn)則來(lái)增大模型桿件的橫截面積。這樣，根據(jù)Strouhal數(shù)相似準(zhǔn)則，風(fēng)速相似比Sv=SfSg。

輸電線的結(jié)構(gòu)阻尼小，強(qiáng)風(fēng)下以氣動(dòng)阻尼為主，輸電線模型第i階模態(tài)的氣動(dòng)阻尼比[5]表達(dá)式為

(2)

(3)

考慮風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室的最大截面尺寸(22.5 m×4.5 m)后，取Sg=1/120。模型骨架選用毛細(xì)不銹鋼材料，SE=1/1。由模型材料規(guī)格確定SA=16.4182/1204，進(jìn)一步根據(jù)公式得到Sf=16.418/1。滿足幾何相似、Strouhal數(shù)相似準(zhǔn)則(輸電線不滿足)、Cauchy數(shù)相似準(zhǔn)則、Reynolds數(shù)相似準(zhǔn)則、Froude數(shù)相似準(zhǔn)則(輸電塔不滿足)和慣性參數(shù)(輸電線不滿足)后確定的相似比，如表4所示。當(dāng)放松輸電塔Froude數(shù)相似準(zhǔn)則，基于同一風(fēng)速相似原則，表4中的相似比存在2個(gè)問題：①輸電塔模型和輸電線模型的頻率相似比不一致，輸電線模型將不滿足Strouhal數(shù)相似準(zhǔn)則，進(jìn)而阻力相似比小于理論值1。這會(huì)導(dǎo)致輸電塔位移的動(dòng)力響應(yīng)偏小，絕緣子內(nèi)力和風(fēng)偏角以及輸電線位移的動(dòng)力響應(yīng)偏大；②輸電線模型的質(zhì)量相似比大于理論值1/1203，由于輸電線在風(fēng)荷載下為準(zhǔn)靜態(tài)響應(yīng)[20]，質(zhì)量在一定范圍內(nèi)變化影響不大。輸電線的剛度矩陣由重力剛度、彈性剛度和幾何剛度構(gòu)成，本項(xiàng)目通過改變輸電線模型的彈性剛度對(duì)模型進(jìn)行修正。

通過對(duì)比5種模型工況，研究輸電線改變彈性剛度對(duì)風(fēng)致響應(yīng)的影響。工況1為輸電塔放松Froude數(shù)的塔線體系模型，工況2～5為輸電塔放松Froude數(shù)后，輸電線剛度分別為1.5倍～3倍(間隔0.5倍)的塔線體系模型。與原型結(jié)構(gòu)對(duì)比，各工況的塔身位移、絕緣子內(nèi)力、絕緣子風(fēng)偏角和導(dǎo)線位移的相對(duì)誤差，分別見圖4、表5、表6和表7。圖4(a)表明，放松輸電塔Froude數(shù)相似準(zhǔn)則和改變輸電線彈性剛度對(duì)塔身位移平均值影響小。圖4(b)中，放松輸電塔Froude數(shù)相似準(zhǔn)則后，塔身位移均方根值比理論值偏小，其相對(duì)誤差由下到上逐漸減小。這是由于輸電塔與輸電線的頻率不一致，輸電線氣動(dòng)阻力變小時(shí)，塔線耦合下輸電塔的動(dòng)力響應(yīng)反而變小。增大輸電線彈性剛度，位移均方根值增大，與理論值比較，其相對(duì)誤差由下到上逐漸增大。輸電線彈性剛度為1.5倍～3倍(間隔0.5倍)時(shí)，均方根位移絕對(duì)值最大的相對(duì)誤差分別為8.34%、5.81%、4.76%、3.83%和3.60%。

(a)平均值

(b)均方根值

表5中，放松輸電塔Froude數(shù)相似準(zhǔn)則對(duì)絕緣子內(nèi)力平均值影響小，增大輸電線模型剛度，絕緣子內(nèi)力平均值增大，并且相對(duì)誤差均小于5%。表6和表7中，輸電塔放松Froude數(shù)相似準(zhǔn)則對(duì)絕緣子風(fēng)偏角和輸電線位移的平均值影響小，增大輸電線模型剛度，兩者的平均值減小，并且相對(duì)誤差均小于5%。表5～表7表明，放松輸電塔Froude數(shù)相似準(zhǔn)則，絕緣子內(nèi)力和風(fēng)偏角以及輸電線位移的均方根值均增大，相對(duì)誤差大于5%，但增大輸電線模型剛度后響應(yīng)的均方根值減小。以上分析表明，在一定范圍內(nèi)增大輸電線模型剛度對(duì)放松輸電塔Froude數(shù)相似準(zhǔn)則的塔線體系模型具有修正作用。

表4 放松輸電塔Froude數(shù)相似的塔線體系相似比

表5 改變輸電線彈性剛度對(duì)絕緣子內(nèi)力影響(%)

表6 改變輸電線彈性剛度對(duì)絕緣子風(fēng)偏角影響(%)

表7 改變輸電線彈性剛度對(duì)輸電線位移影響(%)

3.2 采用變比例輸電線模型的塔線體系模型設(shè)計(jì)

多跨塔線體系，跨度通常是塔高的十幾倍甚至幾十倍，在風(fēng)洞試驗(yàn)中需要跨度相似比的進(jìn)一步縮小。變比例輸電線模型是將幾何相似比乘以變比例系數(shù)γ得到模型的跨度相似比。輸電線要滿足變比例前后質(zhì)量、阻力和頻率一致的原則[5]。在已知跨度和垂度時(shí)，通過積分得到兩端等高的懸鏈線線長(zhǎng)表達(dá)式為

(4)

(5)

式中：s為垂度。質(zhì)量一致的表達(dá)式為

(6)

(7)

表8 采用變比例輸電線模型的塔線體系相似比

分別對(duì)Davenport提出的變比例輸電線模型(簡(jiǎn)稱變比例1)和本文提出的精確變比例輸電線模型(簡(jiǎn)稱變比例2)采用有限元分析，對(duì)比其結(jié)構(gòu)的風(fēng)致響應(yīng)與理論值的相對(duì)誤差。其中，塔身位移、絕緣子內(nèi)力和絕緣子風(fēng)偏角的相對(duì)誤差，分別見圖5、表9和表10。圖5中，變比例1的位移平均值和均方根值比理論值偏大，變比例2的和理論值的吻合度好。變比例1和變比例2的平均位移的絕對(duì)值最大的相對(duì)誤差分別為5.58%和1.94%，均方根位移的絕對(duì)值最大的相對(duì)誤差分別為6.48%和3.17%。表9和表10中，變比例1的絕緣子內(nèi)力和風(fēng)偏角的平均值、均方根值比理論值偏大。由于直線塔和耐張塔的輸電線掛點(diǎn)有高差，采用兩邊等高的線長(zhǎng)公式時(shí)，變比例2的絕緣子內(nèi)力和風(fēng)偏角的平均值、均方根值同樣比理論值偏大，但是其相對(duì)誤差在5%以內(nèi)，與理論值吻合度好。以上分析表明，采用變比例2的設(shè)計(jì)方案更合理。

(a)平均值

(b)均方根值

類別變比例1變比例2平均值相對(duì)誤差7.212.28均方根值相對(duì)誤差13.021.83

表10 變比例輸電線模型對(duì)絕緣子風(fēng)偏角影響(%)

3.3 蘇通大跨越塔線體系模型設(shè)計(jì)

通過增大輸電線的剛度和采用本文提出的精確變比例輸電線模型設(shè)計(jì)蘇通大跨越塔線體系的氣動(dòng)彈性模型。輸電線模型采用碳素線制作，直徑按設(shè)計(jì)的迎風(fēng)外徑取值，免除包裹“外衣”的處理過程，由此確定輸電線模型的彈性剛度將增大2.161倍。采用γ=0.5的精確變比例輸電線模型方案，與剛性模型設(shè)計(jì)一樣，氣動(dòng)彈性模型通過改變迎風(fēng)外徑來(lái)滿足Reynolds數(shù)相似準(zhǔn)則，塔身修正系數(shù)μ不為定值，與位置有關(guān)，輸電線的修正系數(shù)μ=0.917。設(shè)計(jì)模型相似比，見表11。

采用有限元分析，對(duì)比本文設(shè)計(jì)模型和未修正模型(不改變輸電線彈性剛度和采用傳統(tǒng)變比例輸電線模型)的風(fēng)致響應(yīng)與理論值的相對(duì)誤差。塔身位移、絕緣子內(nèi)力、絕緣子風(fēng)偏角和導(dǎo)線位移的相對(duì)誤差，分別見圖6、表12、表13和表14。無(wú)修正模型和本文設(shè)計(jì)模型塔身的平均位移的絕對(duì)值最大的相對(duì)誤差分別為5.08%和2.94%，均方根位移的絕對(duì)值最大的相對(duì)誤差分別為6.90%和3.57%。就絕緣子內(nèi)力、絕緣子風(fēng)偏角和導(dǎo)線位移而言，無(wú)修正模型的均方根值的相對(duì)誤差大于5%，而設(shè)計(jì)模型的平均值和均方根值的相對(duì)誤差均小于5%。結(jié)果表明，蘇通大跨越設(shè)計(jì)模型與理論值吻合度好。

(a)平均值

(b)均方根值

模型參數(shù)相似比參數(shù)相似比直線塔幾何1/120迎風(fēng)直徑μ/120風(fēng)速16.418/120頻率16.418/1質(zhì)量1/1203拉伸剛度16.4182/1204阻尼1/1輸電線跨度0.5/120垂度1/120線長(zhǎng)11.806/2661迎風(fēng)直徑μ/63.898風(fēng)速16.418/120頻率1200.5/1質(zhì)量16.4182/1204拉伸剛度1/(7.116×105)阻尼1200.5/16.418

表12 不同設(shè)計(jì)模型的絕緣子內(nèi)力誤差(%)

Tab.12 Internal force error of insulator in different design models(%)

類別無(wú)修正模型設(shè)計(jì)模型平均值相對(duì)誤差7.522.16均方根值相對(duì)誤差19.014.00

表13 不同設(shè)計(jì)模型的風(fēng)偏角誤差(%)

Tab.13 Windage yaw angle error of insulatorin different design models(%)

類別無(wú)修正模型設(shè)計(jì)模型平均值相對(duì)誤差3.350.93均方根值相對(duì)誤差11.460.07

表14 不同設(shè)計(jì)模型的輸電線位移誤差(%)

Tab.14 Transmission line displacement error ofinsulator in different design models(%)

類別無(wú)修正模型設(shè)計(jì)模型平均值相對(duì)誤差-1.63-4.39均方根值相對(duì)誤差7.72-2.36

4 其他影響因素分析

4.1 材料非線性

由于模型構(gòu)件的尺寸小，難以制作復(fù)合材料模擬鋼管混凝土，并且氣動(dòng)彈性模型的相似準(zhǔn)則適用于線彈性結(jié)構(gòu)。通過有限元軟件建模對(duì)比分析是否考慮鋼管混凝土材料非線性對(duì)輸電塔風(fēng)致響應(yīng)的影響。分析表明，在設(shè)計(jì)風(fēng)速下，部分試驗(yàn)工況的部分鋼管混凝土?xí)蚴芾顺龉ぷ?，但是與設(shè)計(jì)模型的風(fēng)致響應(yīng)對(duì)比，考慮鋼管混凝土拉壓的非線性本構(gòu)后風(fēng)致響應(yīng)的最大相對(duì)誤差為3.858%，影響小。因此，對(duì)于該模型設(shè)計(jì)，可以忽略混凝土因受拉而退出工作的影響，只需要采用改變鋼材截面積來(lái)模擬鋼管混凝土的抗壓剛度，并保持外徑和質(zhì)量一致即可。

4.2 梯度風(fēng)高度

風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室不能準(zhǔn)確模擬梯度風(fēng)高度以上平流層，通過數(shù)值模擬B類地貌的理論風(fēng)場(chǎng)，梯度風(fēng)高度以上采用無(wú)湍流度的梯度風(fēng)風(fēng)速，并用有限元模型計(jì)算出考慮梯度風(fēng)高度的風(fēng)致響應(yīng)。定義梯度風(fēng)高度修正系數(shù)為考慮梯度風(fēng)高度的風(fēng)致響應(yīng)值與不考慮梯度風(fēng)高度的風(fēng)致響應(yīng)值的比值。風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果通過乘以梯度風(fēng)高度修正系數(shù)來(lái)彌補(bǔ)風(fēng)場(chǎng)模擬的不足。

設(shè)計(jì)風(fēng)速下，塔身位移響應(yīng)的梯度風(fēng)高度修正系數(shù)沿高度分布如圖7。不同風(fēng)速下，測(cè)量響應(yīng)平均值和均方根值的梯度風(fēng)高度修正系數(shù)分別如圖8和圖9。將擬合公式附在相應(yīng)的圖中，其中，η表示梯度風(fēng)高度修正系數(shù)；H為高度；v為平均風(fēng)速；下標(biāo)ut、uc、T、θ、mean、R.M.S分別表示輸電塔位移、輸電線位移、內(nèi)力、風(fēng)偏角、平均值、均方根值。圖7中，輸電塔位移的梯度風(fēng)高度修正系數(shù)與高度呈線性關(guān)系，是否考慮梯度風(fēng)高度對(duì)均方根位移的影響大，對(duì)平均位移的影響小，考慮梯度風(fēng)高度后位移均變小。圖8中，就響應(yīng)平均值的梯度風(fēng)高度修正系數(shù)而言，輸電塔位移、絕緣子風(fēng)偏角和輸電線位移的與風(fēng)速呈線性關(guān)系，然而絕緣子內(nèi)力都與風(fēng)速呈非線性關(guān)系，是否考慮梯度風(fēng)高度對(duì)平均響應(yīng)的影響小，考慮梯度風(fēng)高度后響應(yīng)的平均值均變小。圖9中，就響應(yīng)均方根值的梯度風(fēng)高度修正系數(shù)而言，輸電塔位移、絕緣子內(nèi)力、絕緣子風(fēng)偏角都與風(fēng)速呈非線性關(guān)系，然而輸電線位移都與風(fēng)速呈線性關(guān)系，是否考慮梯度風(fēng)高度對(duì)輸電線位移均方根響應(yīng)的影響小，對(duì)塔頂位移的影響大，考慮梯度風(fēng)高度后響應(yīng)的均方根值均變小。

圖7 不同高度的塔身位移梯度風(fēng)高度修正系數(shù)

圖8 不同風(fēng)速下平均響應(yīng)的梯度風(fēng)高度修正系數(shù)

圖9 不同風(fēng)速下均方根響應(yīng)的梯度風(fēng)高度修正系數(shù)

5 結(jié) 論

(1)當(dāng)輸電塔放松Froude數(shù)相似準(zhǔn)則，基于同一風(fēng)速相似原則，輸電線氣動(dòng)阻力將會(huì)偏小。由于輸電塔和輸電線的頻率不一致，輸電塔位移的動(dòng)力響應(yīng)偏小，絕緣子內(nèi)力和風(fēng)偏角以及輸電線位移的動(dòng)力響應(yīng)偏大。通過增大輸電線的彈性剛度進(jìn)行修正，蘇通大跨越設(shè)計(jì)模型的風(fēng)致響應(yīng)與理論值吻合度好。

(2)當(dāng)輸電線的垂跨比大時(shí)，采用傳統(tǒng)的變比例輸電線模型，輸電線模型的氣動(dòng)力偏大。通過公式推導(dǎo)確定精確變比例輸電線模型的設(shè)計(jì)方案。塔線體系下，對(duì)比傳統(tǒng)變比例輸電線模型和精確變比例輸電線模型的風(fēng)致響應(yīng)，結(jié)果表明前者與理論值的誤差大，后者與理論值的吻合度好。

(3)通過增大輸電線的彈性剛度和采用精確變比例輸電線模型方案設(shè)計(jì)出蘇通大跨越塔線體系氣動(dòng)彈性模型。對(duì)比無(wú)修正模型與設(shè)計(jì)模型的風(fēng)致響應(yīng)，結(jié)果表明前者與理論值的誤差大，后者與理論值的吻合度好。

(4)通過有限元分析，設(shè)計(jì)風(fēng)速下少數(shù)鋼管混凝土構(gòu)件中混凝土?xí)驗(yàn)槭芾Ф顺龉ぷ?，?duì)輸電塔風(fēng)致位移的影響小。

(5)是否考慮梯度風(fēng)高度，對(duì)平均響應(yīng)影響小，對(duì)均方根響應(yīng)影響大，對(duì)輸電線位移的平均值和均方根值的影響小，對(duì)塔頂位移均方根值的影響大。塔身位移平均值和均方根值的梯度風(fēng)高度修正系數(shù)與高度呈線性關(guān)系。塔身位移平均值、絕緣子風(fēng)偏角平均值、輸電線位移平均值和均方根值的梯度風(fēng)高度修正系數(shù)與風(fēng)速呈線性關(guān)系。其它響應(yīng)的梯度風(fēng)高度修正系數(shù)與風(fēng)速呈非線性關(guān)系。