拉線初張力對特高壓雙柱懸索拉線塔受力性能影響的風洞試驗研究

俞登科，李正良，施菁華，晏致濤，肖正直

(1.重慶大學 土木工程學院，重慶 400045;2華北電力設計院 工程有限公司，北京 100120)

雙柱懸索拉線塔作為拉線式桿塔中的一員，具有結構簡單、造價低、易于施工安裝等優點，已在加拿大、南非、阿根廷等國家得到廣泛應用［1］。圖1所示為阿根廷500 kV線路采用的雙柱懸索拉線塔。然而由于拉線的存在導致其占地面積較大，而主要適用于荒漠、隔壁等走廊開闊的平地地區。隨著我國西電東送項目的逐步實施，在特高壓輸電線路工程中將會經過大量戈壁荒漠地區，從而使得雙柱懸索拉線塔成為一種較優的選擇。其高聳、輕柔的結構特點，決定了風荷載是其控制荷載之一［2］。而拉線作為雙柱懸索拉線塔的重要受力構件，將直接影響其在風荷載作用下的動力響應。實際工程中必須通過對拉線施加一定的初始預張力以保證整塔的直立安裝和維持自身穩定［3］。拉線初始預張力的取值大小，對結構的整體剛度、穩定性等都將起到關鍵的作用。由此，對雙柱懸索拉線塔中不同拉線初始預張力對其風致振動響應產生的影響進行深入研究和分析顯得至關重要。

圖1 阿根廷500 kV線路雙柱懸索拉線塔Fig.1 Cross rope suspension tower in the 500 kV lines ofArgentina

目前，關于雙柱懸索拉線塔的研究甚少［4－5］。而對于拉線式桿塔中拉線的研究則大多限于理論方面。Sparling［6］提出拉線初始預拉力不僅提供塔體順風向剛度，也會影響橫風向剛度，且兩者是相互耦合的。Wahba等［7］探討了拉線式天線塔選取不同拉線初張力所產生的動力效應，指出有必要在設計中考慮初始預張力的影響。美國ASCE拉線式輸電線路結構導則［8］建議最小拉線初始預張力值的選取應保證在常規風荷載作用下背風側拉線不能完全松弛而導致倒塔。Kahla［9－10］考察拉線斷線對拉線式桿塔的影響，指出應控制拉線初張力以防造成塔架斜撐桿件的受壓破壞。Sparting等［11］研究了拉線在湍流風下的動力特性和共振耦合現象。Preidikman等［12］采用不同的拉線式桅桿模型進行動力分析對比研究了不同拉線預張力對結構體系整體剛度的影響。Ballaben等［13］對拉線式桿塔幾個重要設計參數進行了風振分析，結果揭示拉線預張力是影響桿塔塔頂位移的最主要變量。Luzardo等［14］對拉線式桅桿塔進行了不同拉線初張力情況下的分析，結果表明隨著初張力的增加，桅桿塔的自振頻率也會增大。國內相關的研究則甚少，郭峰等［15］進行了雙柱懸索拉線塔設計，提出設計過程中應對拉線和拉線金具進行疲勞計算及優化選擇。甘鳳林等［16］研究了拉線初始預應力分布對拉線桿塔的受力影響，指出應綜合考慮施工的便捷程度，確定預應力的合理值，以便更好地發揮這種預應力結構的優勢。

在風洞試驗方面，已有眾多國內外學者進行過研究，然而多限于自力式塔架，尚未有關于雙柱懸索拉線塔的風洞試驗研究［17－19］。對其拉線初張力影響的探討更屬空白。為此，本文制作了雙柱懸索拉線塔線體系的氣動彈性模型，首次研究了其在不同拉線初始預張力下風洞試驗紊流場中的風振響應特性，以期為雙柱懸索拉線塔及拉線組件在今后的抗風設計中提供建議與參考。

1 塔線體系氣動彈性模型及風洞試驗設計

1.1 氣動彈性模型設計

本次風洞試驗的模型是以哈密－鄭州±800 kV特高壓直流輸電線路工程中采用的雙柱懸索拉線塔為原型設計的。該原型塔高為54 m，線路水平檔距為480 m，導線采用呈正六邊形的布置，分裂間距為450mm，其型號為6×JL/G3A－1000/45，地線型號為2×LBGJ－150－20AC，拉線和懸索型號為1×37－28.0－1470－B，設計風速為33 m/s。

試驗在西南交通大學XNJD－3號風洞中進行，該試驗室尺寸為22.5 m×36 m×4.5 m，考慮到風洞試驗室尺寸限制，塔體氣彈性模型的幾何相似比取為1∶30，導地線的幾何相似比則按照Davenport等［20］提出的修正方法取為1∶60。除幾何相似要求以外，氣彈性模型還需滿足Strouhal數、Froude數、Cauchy數、慣性參數和阻尼比等相似，具體設計相似比參數如表1所示。

表1 模型主要參數相似比Tab.1 Primary similarity parameters of the test model

立柱氣彈性模型的角鋼桿件采用鋁合金薄板加工成角鋼形狀以滿足外形幾何相似，并在角鋼內角均勻粘貼小段螺桿實現質量模擬。模型的彈性剛度相似則采用本課題組自行研制的“U”型彈簧片法進行模擬［21］，將立柱模型分成多段剛性節段，各個節段質量分布與原型一致，在節段之間粘貼“U”型彈簧片，通過不斷調整彈簧片的寬度及厚度從而實現彎曲剛度和軸向剛度的模擬。導地線采用不銹鋼絲模擬拉伸剛度，并選取外包塑料管以保證氣動外形相似。其相似比取1:60，根據Davenport等提出的轉換公式，此時，縮聚系數為0.5。其正?？s尺模型與縮聚模型之間有如下關系:

其中:下標S表示縮聚模型，P表示正?？s尺模型，L為跨度，M為單位長度質量，D為外觀直徑，E為彈性模量，S為垂度，d為受力部分直徑，γ為縮聚系數。

而拉線、懸索及鋼索的相似比取為1∶30，采用細電纜線直接模擬幾何氣動外形，并在纜線表面均勻間隔地包裹鉛皮以滿足質量相似比的要求，而軸向拉伸剛度的相似比模擬則通過添加小彈簧段來實現，小彈簧段剛度相似比為幾何相似比的三次方，如表1中所述。

由于雙柱懸索拉線塔兩側拉線存在預張力。為此，本次試驗設計并精加工制作了整塔基座及相應的預張力裝置。預張力裝置則是在拉線底部添加固定支座、固定螺栓和線扣，經由光滑小滑輪懸掛不同重量的砝碼來實現拉線不同的預張力，最后將繩扣扣死在固定螺栓上即可取下相應砝碼。詳細構造如圖2所示。制作好的雙柱懸索拉線塔線體系模型如圖3所示。

1.2 風場模擬

本次風洞試驗通過尖塔漩渦發生器+格柵+分布立方體粗糙元，來模擬1∶30比例的B類紊流風場。圖4為在模型放置處測得的平均風速、湍流度剖面和順風向脈動風速功率譜密度。其中，HG和vg分別為梯度風高度和梯度風風速，vz為高度z處的平均風速，Iu為湍流強度，f為頻率，Sv(f)為風速功率譜密度，v*為摩擦速度。結果表明風洞試驗模擬的風場環境符合規范要求［22］。

圖2 拉線預拉力裝置Fig.2 The pretension device of guys

圖3 雙柱懸索拉線塔線體系氣動彈性模型Fig.3 Aero elastic model of cross rope suspension tower-line system

1.3 試驗測點布置和試驗工況

本次風洞試驗風向角為來流垂直于導線方向，分別取拉線初始預張力為其設計承載力的15%、20%和25%共3種工況進行對比。各個工況下的塔線體系風速級數范圍均為3～7 m/s，風速間隔為0.5 m/s。試驗中在兩個立柱的底部鉸接處各布置1個三分量高頻天平以測量立柱基底反力。對于4根拉線則采用電阻應變片布置了4個應變測點以測量拉線拉力，由于來流風向垂直于導線方向，由結構對稱性將迎風側拉線設為一組，背風側為另一組。將應變測點布置于拉線的近地端部(可見圖2)，為保證應變測試精度，預先通過加載不同重量的砝碼對應變信號進行標定，由此可將電壓信號轉化為力信號。同時，在迎風側立柱跨中安裝兩個加速度傳感器，分別測量順風向和橫風向加速度響應。高頻天平、應變片和加速度傳感器采樣頻率均為256 Hz。測點布置如圖5所示。

圖4 風洞試驗風場模擬結果Fig.4 Simulation results of wind field in wind tunnel

圖5 試驗測點布置Fig.5 Arrangement of measuring points

2 試驗結果及分析

圖6給出了在紊流風場中，迎風側立柱跨中順風向與橫風向加速度響應均方根值隨風速的變化情況。由圖可知，首先，在固定拉線初張力下，迎風側立柱順風向和橫風向響應均方根均隨風速增加而增加，且順風向響應值大于橫風向響應值，不過兩者仍處于同一數量級。其次，當增加拉線初始預張力時，立柱順風向和橫風向響應均隨之減小。這是由于拉線初始預張力的存在，為立柱在順風向和橫風向均提供了一定的側向剛度，使得立柱變形減小。且當風速大于5 m/s以后，預張力越大，對立柱橫風向剛度的貢獻比順風向相對更明顯。以風速6 m/s(對應設計風速33 m/s)時為例，拉線初張力選取設計承載力的15%、20%和25%時，對應順風向加速度均方根分別為0.168 m/s2，0.155 m/s2，0.150 m/s2橫風向均方根分別為 0.129 m/s2，0.115 m/s2，0.104 m/s2?？梢?，當拉線初張力從15%提高到20%時，順風向加速度均方根減小了7.9%，橫風向加速度均方根減小了10.8%;當拉線初張力從20%提高到25%時，順風向加速度均方根減小了2.6%，而橫風向加速度均方根減小了8.9%;因此，在對應設計風速下，拉線初始預張力的增加，會較明顯提高塔體立柱橫風向側向剛度。

圖6 加速度響應均方根Fig.6 Root mean square of acceleration

圖7所示為迎風側和背風側拉線組平均拉力及對應均方根響應的試驗測試結果。在3組拉線初始預張力下，迎風側拉線組平均拉力值隨風速增大而增大，而背風側拉線組平均拉力值則減小。對應的均方根值均隨風速增大而增大，且迎風側均方根值較背風側大。由此可見，當風速增加時，六分裂導線及塔身立柱受到來流風荷載作用越大，使得迎風側拉線受力變大而被張緊，同時，背風側拉線受力減小而相對松弛。隨著拉線初張力增加，迎風側與背風側拉線拉力均方根值均略有提高，且迎風側拉線平均拉力值增加明顯。由此，拉線初始預張力越大，對迎風側拉線尤為不利，需注意拉線斷線問題。而初張力值越小，則有可能導致背風側拉線過度松弛而使塔身失穩。

以風速6 m/s(對應設計風速33 m/s)為例，在三種拉線預張力下(7.10 N、8.88 N、10.65 N)，迎風側拉線平均拉力分別為 9.39 N，11.18 N，12.86 N，對應拉力均方根則為 0.16 N，0.17 N，0.19 N，背風側拉線平均拉力分別為 4.80 N，6.59 N，8.38 N，對應均方根為0.15 N，0.17 N，0.18 N。三種拉線預張力下迎風側拉線的脈動荷載增大系數分別為:1.07、1.05、1.05，而背風側的則為:1.13、1.08、1.07。迎風側與背風側拉線的脈動荷載增大系數不一致，且均要略大于《架空送電線路桿塔結構設計技術規定》(DLT 5154－2002)［23］中規定的1.05的增大系數。建議迎風側拉線的脈動荷載增大系數約取1.06，背風側拉線約取1.1。拉線拉力均方根的變化較小。對于平均拉力而言，當拉線初張力為7.10 N時，6 m/s風速下，迎風側拉線平均拉力比初張力增加了32.2%，背風側拉線平均拉力比初張力減小了32.4%;當拉線初張力為8.88 N，風速為6 m/s時，則迎風側拉線平均拉力增加了25.9%，背風側拉線平均拉力減小了25.8%;而當拉線初張力為10.65 N，風速達到6 m/s時，迎風側拉線平均拉力增加了20.7%，背風側拉線平均拉力減小了21.3%;說明隨著拉線初始預張力的提高，迎風側拉線平均拉力的增加及背風側拉線平均拉力的減小趨勢均變緩，體現了體系塔線偶聯的非線性特質。

圖8為三分量高頻天平所測得的迎風側與背風側立柱基底力平均值和均方根響應。其中，Fz為豎向分力，Fx為順風向分力，橫風向分力其值較小，幾乎為零而并未在圖中示出。并以豎向分力Fz為例，給出了其均方根響應隨風速變化的結果。由圖可知，隨風速增加，迎風側立柱所受壓力增加，而背風側立柱則對應減少，且兩根立柱主要承受豎向分力為主。同時，迎風側與背風側立柱豎向分力均方根響應值均隨風速增大而呈現增大趨勢?？梢?，雙柱懸索拉線塔的受荷路徑最終傳遞到兩根立柱受壓，尤其是迎風側立柱。而隨著拉線初張力的增加，會導致迎風側立柱受壓更明顯，相應均方根響應也越大。

仍以風速6 m/s(對應設計風速33 m/s)為例，在三種拉線預張力下，迎風側及背風側立柱豎向力在無風狀態下初始值分別為 19.59 N，21.50 N，23.45 N。當風速達到6 m/s時，迎風側立柱豎向力平均值分別為32.05 N，33.16 N，34.24 N，對應均方根為1.21 N，1.32 N，1.37 N;而背風側立柱豎向力平均值則為 6.73 N，7.89 N，10.73 N，對應均方根為 1.19 N，1.27 N，1.32 N。當拉線初張力選取設計承載力的15%時，迎風側立柱豎向力在6m/s風速下相對無風狀態增加了63.6%，背風側立柱豎向力則減小了65.6%;當拉線初張力選取設計承載力的20%時，迎風側立柱豎向力增加了54.2%，背風側立柱豎向力則減小了63.3%;而當拉線初張力達到25%時，迎風側立柱豎向力增加了46.0%，背風側立柱豎向力則減小了54.2%。因此，在6m/s風速下，迎風側立柱豎向力的增加及背風側立柱豎向力的減小量均非常明顯。且在拉線初張力從15%提高到20%時，迎風側立柱豎向力增加的百分比有所降低，然而背風側豎向力減小的百分比只從65.6%減小為63.3%，幾乎無影響;而當拉線初張力從20%提高到25%時，迎風側立柱豎向力增加的百分比進一步下降，同時背風側立柱豎向力減小的百分比也顯著下降，從63.3%變為54.2%。呈現了迎風側與背風側立柱不一致的非線性特征。

圖7 拉線拉力平均值和均方根響應Fig.7 Mean responses and root mean square responses of tension in guys

圖8 立柱基底力均值和均方根響應Fig.8 Mean responses and root mean square responses of compression in masts

3 結論

(1)拉線初張力的提高，將使立柱順風向和橫風向加速度響應均方根隨之減小，為立柱提供一定的側向支撐剛度。

(2)建議迎風側拉線的脈動荷載增大系數約取1.06，背風側拉線則約取1.1，均大于《架空送電線路桿塔結構設計技術規定》(DLT 5154－2002)中規定的1.05的增大系數。

(3)隨著拉線初張力和風速的增加，迎風側拉線張緊，背風側拉線相對松弛;迎風側立柱受壓增加，背風側立柱受壓減小，拉線初張力對拉線和立柱受力的影響明顯，且呈非線性的關系。

［1］Behncke R H，White H B.The cross rope suspension structure［J］.Electrical Transmission in a New Age，2002:259－267.

［2］俞登科，李正良，李茂華，等.基于矩方法的特高壓輸電塔抗風可靠度分析［J］.工程力學，2013，30(5):311－316.YU Deng-ke，LI Zheng-liang，LI Mao-hua，et al.Windresistant reliability analysis of UHV transmission tower based on moment methods ［J］.Engineering Mechanics，2013，30(5):311－316.

［3］Murty K S.Dynamic response of lattice towers and guyed masts［M］.ASCE，2002.

［4］White H B. Cross suspension system-kemano kitimat transmission line ［J］.Engineering Journal，1956，39(7):901－926.

［5］Kempner L，Jr Smith S.Cross-rope transmission tower-line dynamic analysis［J］.Journal of Structural Engineering ASCE，1984，110(6):1321－1335.

［6］Sparling B F.The dynamic behavior of guys and guyed masts in turbulent winds［D］.University of Western Ontario，London，Ontario，1995.

［7］Yohanna M F W，Murty K S M，Gerard R M.Effect of guy initial tension on design of guyed antenna towers ［J］.Canadian Journal of Civil Engineering，1996，23(2):457－463.

［8］Design of Guyed Electrical Transmission Structures［M］.ASCE Manuals and Reports on Engineering Practice No.91，New York，1997:49－51.

［9］Kahla N B.Nonlinear dynamic response of a guyed tower to a sudden guy rupture［J］.Engineering Structures，1997，19(11):879－890.

［10］Kahla N B.Response of a guyed tower to aguy ruptures under no wind pressure［J］.Engineering Structures，2000，22(6):699－706.

［11］Sparling B F，Davenport A G.Nonlinear dynamic behavior of guy cables in turbulent winds［J］.Canadian Journal of Civil Engineering，2001，28(1):98－110.

［12］Preidikman S，Massa J，Roccia B.Análisis dinámico de mástiles arriostrados.Rev.Int.de Desastres Naturales［J］.Accidentes e Infraestructura Civil，2006，6(1):85–102.

［13］Ballaben J，Guzman M，Rosales M.Parametric studies of guyed towers under wind and seismic loads［J］.Asociación Argentina de Mecánica Computacional， 2011， 30:1019－1032.

［14］Luzardo A C，Parnas V E，Rodriguez P M.Guy tension influence on the structural behavior of a guyed mast［J］.The International Association for Shell and Spatial Structures，2012，53(2):111－116.

［15］郭峰，李晨，施菁華，等.直流輸電線路雙柱懸索拉線塔設計 ［J］.電力建設，2012，33(5):78 －81.GUO Feng，LI Chen，SHI Jing-hua，et，al.Design for double column suspended guyed tower in DC transmission lines［J］.Electric Power Construction，2012，33(5):78－81.

［16］甘鳳林，李小磊，高 黔.拉線初始預應力分布對拉線桿塔受力影響的研究［J］.廣東電力，2010，23(9):7 －10.GAN Feng-lin，LI Xiao-lei，GAO Qian.Influence of initial prestress distribution of guy for mechanics of guyed transmission tower［J］.Guangdong Eleectric Power，2010，23(9):7－10.

［17］Lin W E，Savory E，Mclntyre R P，et，al.The response of an overhead electrical power transmission line to two types of wind forcing［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2012，100(1):58 －69.

［18］謝強，管政，嚴承涌.1000 kV輸電塔橫風向振動風洞試驗研究［J］.電網技術，2011，35(5):21－26.XIE Qiang，GUAN Zheng，YAN Cheng-yong.Wind tunnel test on across－wind vibration of 1000 kV UHV transmission tower［J］.Power System Technology，2011，35(5):21－26.

［19］謝強，楊潔.輸電塔線耦聯體系風洞試驗及數值模擬研究［J］.電網技術，2013，37(5):1237－1243.XIE Qiang，YANG Jie.Wind tunnel and numerical simulation on transmission tower-line coupling system［J］.Power System Technology，2013，37(5):1237 －1243.

［20］Loredo-Souza A M，Davenport A G.A novel approach for wind tunnel modeling of transmission lines［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics.2001，89:1017－1029.

［21］李正良，肖正直，韓楓，等.1000kV漢江大跨越特高壓輸電塔線體系氣動彈性模型的設計與風洞試驗［J］.電網技術，2008，32(12):1－5.LI Zheng-liang， XIAO Zheng-zhi， HAN Feng， et al.Aeroelastic model design and wind tunnel tests of 1000kV Hanjiang long span transmission line system ［J］.Power System Technology，2008，32(12):1－5.

［22］GB 50009－2012，建筑結構荷載規范［S］.北京:中國建筑工業出版社，2012.

［23］DLT 5154－2002，架空送電線路桿塔結構設計技術規定［S］.北京:中國電力出版社，2002.