1000kV圓鋼管變電構架體型系數風洞試驗研究

陳寅 朱東

(中國電力工程顧問集團中南電力設計院有限公司 武漢430071)

引言

1000kV 變電構架作為特高壓變電站的重要組成部分,其安全性直接影響整個電網的正常運行。近年來,隨著變電站電壓等級的提高,變電構架高度和跨度也越來越大。綜合考慮結構性能、經濟美觀、施工便捷的特點,在特高壓變電構架結構中,越來越多地采用格構式鋼管結構。

風荷載是變電構架的主要荷載之一,在變電構架抗風設計中,各桿件的體型系數是其重要參數。目前,國內外規范中對變電構架的體型系數取值,是參考輸電塔或桁架結構得到的,且各國規范對其體型系數取值存在較大差異。而專門針對特高壓圓鋼變電構架的風洞試驗較少,多為輸電塔架的風洞試驗。鄧洪州等[1]在均勻流場中,對輸電鋼管塔節段進行測力試驗,得到了滿足設計要求的節段體型系數; 鄒良浩等[2]在紊流場中對三種典型的格構式塔架進行測力試驗,發現角鋼截面格構式塔架體型系數試驗值與我國《建筑結構荷載規范》(GB50009 -2012)的取值存在一定差別而與美國規范結果較接近; 沈國輝等[3]在紊流場中對整體圓鋼輸電塔架進行測力試驗,其體型系數試驗值與ASCE/SEI 等比較接近; 牛華偉[4]等對500kV 全聯合變電構架進行測力試驗,發現《建筑結構荷載規范》(GB50009 - 2012)、《變電站建筑結構設計規程》(DL/T5457 -2012)對橫梁結構風荷載取值偏于不安全。盡管上述研究對格構式塔架體型系數研究取得了一些進展,然而,上述研究在針對節段模型試驗時,沒有進行整體模型的試驗驗證,而進行整體模型試驗時,又缺乏節段模型的試驗而缺少結構體型系數分布的細節。

基于以上分析,本文以1000kV圓鋼管變電構架為例,設計制作了該結構典型部位的節段模型和整體模型,分別進行高頻測力天平風洞試驗。根據測得的基底剪力和彎矩計算得到變電構架不同風向角下的體型系數,并分析了其分布規律。同時,利用整體模型試驗驗證了節段模型體型系數試驗值的合理性。通過將試驗結果與國內外規范進行比較,得到了一些有用的結論,為特高壓圓鋼管變電構架風荷載體型系數取值提供了有用的參考,具有理論和實際意義。

1 風洞試驗簡介

1.1 試驗設備

本次變電構架高頻測力天平風洞試驗,在武漢大學WD-1 風洞試驗室中進行。該風洞試驗段長×寬×高=16m×3.2m×2.1m,最大風速為30m/s,試驗風速由1m/s 至30m/s 連續可調。通過風洞試驗段上游設置的擋板、尖劈、粗糙元組合能準確地模擬大氣邊界層風場特性。直徑2.5m 的自動控制工作轉盤可以模擬0°至360°任一風向角的模型試驗風場。試驗采用美國DMS公司ATI DAQ F/T 六分量高頻測力天平測量試驗模型的基底剪力與彎矩時程。

1.2 試驗模型

試驗原型為三塔兩跨1000kV 圓鋼變電構架,跨度51m,高度61m。根據試驗需要,設計制作節段模型和整體模型,所有桿件由薄壁鋼管制作,桿件間焊接。其中,節段模型的幾何縮尺比為1/30,整體模型為1/50。圖1 給出了整體變電構架結構及節段模型選取示意,圖2 為各模型風洞試驗照片。

圖1 變電構架及節段模型示意Fig.1 Schematic diagram of substation framework and segment model

圖2 各試驗模型Fig.2 Different test model

1.3 試驗方法

由于變電構架原型各桿件處于臨界區或者超臨界區,若要滿足雷諾數的相似關系,則要求的試驗風速遠大于低速風洞風速。增大模型表面粗糙度可一定程度上模擬高雷諾數的效果,但并不能消除低雷諾數的影響。增大風洞試驗紊流度也可以模擬高雷諾數的圓柱繞流[5],考慮到實際的變電構架處于紊流狀態,故本次試驗選擇了10%均勻紊流場和B 類地貌。紊流度剖面、風速剖面如圖3 和圖4 所示,圖中Vt為風速,Iu為紊流度,Vz/VH為平均風速與參考點風速比值,α為地貌粗糙度指數。邊界層順風向風速譜與Karman 譜擬合較好,如圖5 所示。其中,節段模型在10%均勻紊流場中試驗,試驗風速10m/s。整體模型在B 類風場中試驗,參考點試驗風速10m/s。利用試驗模型的幾何對稱性,可有效減少試驗所需風向角。1#節段、3#節段～5#節段、整體模型在0° ～90°內,每隔15°測試一次,共7 個風向角,2#節段在- 90° ～90°內,每隔15°測試一次,共13 個風向角,其余風向角數據可由對稱性獲得。試驗采樣頻率為500Hz,采樣時間60s。試驗風向角和坐標系統如圖6 所示。

圖3 10%紊流度與風速剖面Fig.3 Turbulence and wind speed profile for 10% homogeneous turbulent profile

圖4 B 類風場紊流度與平均風速剖面Fig.4 Turbulence and mean wind speed profile for Class B wind field

圖5 歸一化風速功率譜Fig.5 Normalized wind speed power spectrum

圖6 試驗風向角與坐標系統Fig.6 Wind direction and coordinate system in the test

2 體型系數計算與分析

2.1 試驗數據處理方法

試驗得到的是模型基底的6 個分量時程,包括X方向、Y方向、Z方向剪力時程Fx(t)、Fy(t)、Fz(t)和彎矩時程Mx(t)、My(t)、Mz(t)。本文主要利用X、Y方向的基底剪力和彎矩數據,可由式(1)式和(2)式求得各方向的平均剪力和平均彎矩。

式中:N為各模型的采樣點數;和分別為該模型的平均基底剪力和彎矩;Fi和Mi分別為i瞬時基底剪力和彎矩。

求得節段模型基底平均剪力和彎矩后,其結構局部體型系數計算如下:

式中:μsF和μsM分別為由節段模型基底剪力和彎矩計算得到的結構體型系數;ρ為空氣密度;Uj為第j個節段模型試驗風速;Aj、Hj和Rj分別為節段模型輪廓面積、高度和擋風系數。

2.2 試驗數據分析

根據上述公式進行數據處理,獲得各模型在各風向角下的體型系數。由于平均基底剪力系數和平均基底彎矩系數比較接近,取兩者的平均值作為各向平均體型系數。由于2#節段體型系數從-90° ～90°的風向角關于0°對稱,故取兩者平均值,給出0° ～90°的體型系數值,如圖7 所示。

國內外多個規范對圓鋼塔架的體型系數給出了不同的規定。本次對比參考的規范有: 《建筑結構荷載規范》(GB50009 -2012)[6],《變電站建筑結構設計規程》(DL/T5457 -2012)[7],《高聳結構設計規范》(GB50135 -2006)[8],《架空輸電線路桿塔結構設計技術規定》 (DL/T5154 -2012)[9],Recommendations for Loads on Buildings AIJ -2004[10],Guidelines for Electrical Transmission Line Structral Loading ASCE74 - 2009[11],Minimum Design Loads for Buildings and Other Structures ASCE7/SEI7 -10[12],Actions on structures Eurocode 1[13],Design criteria of overhead transmission lines IEC60826 -2003[14]。圖8 給出了各國規范體型系數及各節段模型在垂直風向角情況的體型系數比較。取上述X軸向90°風向角和Y軸向0°風向角下處理得到的平均體形系數試驗值與國內外現有規范計算值對比,結果如表1、表2 所示。

由圖7、圖8 和表1、表2 可以看出:

(1)由試驗數據得到變電構架結構X軸向在0°風向角(橫風向)體型系數較小,接近于0。隨著風向角的增加,其值先增大后減小,在75°達到極大值。其Y軸向(0°風向角為順風向)的體型系數隨著風向角的增加先增大后減小,在90°風向角(橫風向)其值接近于0,在15°風向角達到極大值。而各國規范只考慮了垂直風向情況,忽略了此最不利風向角情況。

圖7 平均體型系數Fig.7 Average shape coefficient

圖8 各規范與試驗值比較Fig.8 The comparison between different code and test value

表1 Y 軸向0°風向角平均體型系數比較Tab.1 The average shape coefficient of 0° direction for Y axial

表2 X 軸向90°風向角平均體型系數比較Tab.2 The average shape coefficient of 90° direction for X axial

(2)各國規范對體型系數的取值都與擋風系數相關,大部分規范考慮了雷諾數的影響。對于矩形圓鋼管結構,各國規范取值差別較大,IEC60826 -2003 規范的取值最小,DL/T5154 -2012 規范的取值最大,是因為新規范中未對圓鋼塔架取值作區分,若根據DL/T5154 -2002 取值,則結果與GB50009 -2012 接近,且DL/T5457 -2012、GB50135 - 2006 與GB50009 - 2012 取值相同。

通過將本次試驗體型系數與各國規范值進行對照,總體上來看,其值與我國規范結果較接近。

(3)需要指出的是,在X軸向,1#、2#、3#節段、5#節段模型為方形截面模型,其體型系數值比較接近,而由于4#節段為橫梁節段模型,該處橫梁在X軸向跨度大,導致X軸向體型系數值較大,考慮到此方向迎風面積小,其整體風荷載并不大,總體看來,對于方形截面,由本次試驗得到的結構體型系數與我國規范的值較接近。

2.3 體型系數校核

為了檢驗由節段模型得到的體型系數的合理性,用節段模型得到的體型系數計算整體模型的基底剪力和彎矩,并與整體模型的風洞試驗值進行比較。

模型基底平均剪力和彎矩采用如下方法進行評估:

式中:μsF(z)、μsM(z)為節段模型風洞試驗得到的剪力和彎矩體型系數;UH為模型頂部風速;H為模型高度;α為地貌粗糙度指數;R(z)為高度z處的擋風系數;B(z)為模型高度z處的寬度。

計算得到的整體模型基底剪力和彎矩與風洞試驗結果對比如圖9、圖10所示。由圖9、圖10 可以得到: 通過節段模型得到的體型系數代入整體模型對應各部分計算得到整體模型的基底剪力和彎矩與整體模型試驗結果比較接近,驗證了節段模型體型系數的合理性。

圖9 基底剪力比較Fig.9 Comparison of base shear

圖10 基底彎矩比較Fig.10 Comparison of base moment

3 結論

本文通過1000kV 變電構架節段模型和整體模型高頻測力天平風洞試驗測試得到了變電構架各部分和整體結構基底剪力和彎矩,并通過計算分析得到了圓鋼管格構式結構體型系數,通過將試驗結果與各國規范結果進行對照,得出如下結論:

1.對于圓鋼管格構式結構,各國規范對其體型系數的取值差別較大,IEC60826 -2003 規范的取值最小,DL/T5154 - 2012 規范取值最大。本文試驗結果與GB50009 - 2012(DL/T5457 -2012、GB50135 -2006)比較接近,比ASCE7 -10、Eurocode 1、IEC60826 -2003 規范的值大,比DL/T5154 -2012 取值小。

2.通過分析變電構架體型系數隨風向角的變化情況,在與結構軸向成15°或30°情況下,體型系數達到極大值,各國規范均未考慮此風向角的情況,應引起結構設計的重視。

3.用節段模型得到的體型系數計算整體模型的基底剪力和彎矩與整體模型的試驗值較接近,驗證了節段模型體型系數的合理性,也說明對于格構式結構體系,采用節段模型進行局部風荷載評估具有較高的精度。