750 kV 變電站構架柱頂避雷針及地線柱結構風洞試驗研究

朱殿之 鄭海濤 羅 烈 張廣平 萬 磊 孫先磊

（1.中國能源建設集團甘肅省電力設計院有限公司，蘭州730050；2.同濟大學土木工程學院，上海200092）

0 引 言

變電站避雷針及地線柱一般設置在構架柱頂，通常采用圓鋼管制作，各鋼管段之間采用剛性外法蘭螺栓連接，是一類主要承受風荷載作用的超細柔高聳結構。近年來，電力行業多次發生變電站避雷針及地線柱結構的風致倒塌的破壞事故［1］（圖1），給電力設施的安全運行帶來很大的影響。

變電站避雷針及地線柱結構近似為懸壁結構，具有超大高寬比、塔身變截面、剛度及質量沿高度非連續性變化等特點。我國現行《建筑結構荷載規范》（GB 50009—2012）是通過假定結構沿高度變化的質量與寬度的平方成正比和截面剛度變化與寬度的四次方成正比來得到理論的基本周期、振型函數和脈動影響系數等參數，這一假定對自立式高聳結構并不一定成立［2］。為研究變電站構架柱頂避雷針結構的風振響應特性，并檢驗現行設計方法的可靠性，本文針對西北地區某750kV構架柱頂避雷針結構進行了氣動彈性模型風洞試驗，獲得結構的動力特性、順風向風振響應和風振系數。

圖1 變電站避雷針倒塌事故Fig.1 Failure of lightning rod in substation

1 工程背景

該750 kV電站位于河西走廊的西端戈壁灘，設計風速為31.8 m∕s。避雷針及地線柱位于標高18.8 m構架頂，為Q235B鋼材多節段變直徑鋼管結構，節段間采用剛性外法蘭普通螺栓連接（圖2），管段幾何尺寸及質量參數見表1。

表1 管段幾何尺寸及質量Table 1 Geometry and weight of pipe segments

2 試驗方案

2.1 相似準則

地線柱及避雷針結構體系氣彈模型風洞試驗必須滿足的相似性條件可以用表2中的無量綱參數來表示［3］。表中，參數ρ表示空氣質量密度，取ρ=1.225 kg∕m3；U表示平均風速；B表示結構特征尺寸（本試驗取避雷針及地線柱構件段的直徑）；μ表示空氣運動黏性系數；g表示重力加速度；f表示結構振動頻率；E表示結構材料彈性模量；ρs表示結構材料質量密度；δ表示結構阻尼對數衰減率。本次試驗在大氣邊界層風洞中實施，主要研究結構的順風向風振響應特性，故對雷諾數相似的要求適度放松。

表2 無量綱參數相似準則Table 2 Dimensionless parameter similarity criterion

2.2 模型的設計與制作

試驗在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室TJ-2邊界層風洞進行，風洞高度為2.5 m，結構原型高26.2 m，故采用1∶12的幾何縮尺比，風洞堵塞率小于1%。根據表2無量綱參數的相似要求，初步確定風速比為1∶ 12，其余主要物理量相似關系見表3。

表3 模型相似比Table 3 Model similarity ratio

結構原型是鋼管結構，如完全模擬原型截面形式則模型的壁厚太薄，難以加工。故采用Q235鋼核心棒模擬結構剛度，以擠塑式聚苯乙烯板制作外衣模擬結構外形和橫向尺寸。

2.3 試驗工況

試驗對象為懸臂桿結構，在水平面內中心對稱。為消除模型的制作誤差對試驗結果的影響，利用結構的平面對稱性，取試驗風攻角為0°和90°，對比模型兩個正交主軸方向的自振特性和風振響應。試驗時，通過安裝在參考點處的皮托管以及與之連接的微壓計監控風速，參考點位于模型前上方，離地面約2.1 m，相當于實際結構25.2 m高處。由于原結構設計風速為33.0 m∕s（原結構10.0 m處），根據B類地貌風剖面函數計算實際結構25.2 m高處的設計風速為36.9 m∕s，根據風速比換算到模型2.1 m高度處對應加載風速為10.64 m∕s，故本試驗中取試驗風速范圍為0～11.0 m∕s，對應實際風速0～36.9 m∕s。

表4 模型設計參數Table 4 Model design parameters

表5 試驗風速Table 5 Test wind speed

2.4 整體試驗系統

整個試驗系統包括試驗加載及測試系統、數據采集系統和監控系統（圖3）。測量系統包括同濟大學自主研發的加速度傳感器、HL-C235CE-W高精度激光位移傳感器、東方振動與噪聲技術研究所生產的6.18盒式采集儀及與其配套的DASP2000 Professional信號采集與分析系統和PC計算機。測振試驗的采樣頻率為200 Hz，采樣時間間隔為0.005 s，采樣時長120 s。

圖3 試驗系統流程圖Fig.3 Test system flow chart

2.5 測點布置方案

沿模型高度共布置5個測點，分別采集各測點的順風向及橫風向位移響應以及1、2測點的加速度響應。布置方案見表6。

表6 位移及加速度傳感器布置方案Table 6 Displacement and acceleration sensors arangement

圖4 激光位移計安裝位置Fig.4 Laser displacement meter installation

2.6 風場模擬

試驗紊流流場要求按《建筑結構荷載規范》（GB 50009—2012）以1∕12的幾何縮尺比進行模擬。B類地貌，地貌指數取∝=0.14。風洞參考風速點離洞底板0.8m，參考風速為6.0 m∕s。在風洞試驗段入口處設置2塊尖劈，并在風洞底壁上布置尺寸為6 mm×7.5 mm×4.5 mm及10 mm×10 mm×10 mm的立方體粗糙元。采用眼鏡蛇熱線風速測量儀（Cobra Probe）、PC計算機和專用軟件來測量風場中不同高度處風速及湍流度。圖5為風洞試驗實景，風剖面測試結果見圖6，湍流度剖面測試結果見圖7，其中點線為實測數據，實線為荷載規范規定取值。

圖5 風洞試驗實景Fig.5 Wind tunnel test

圖6 風速剖面模擬Fig.6 Wind speed profile

圖7 紊流度剖面模擬Fig.7 Turbulence profile

3 試驗結果分析

3.1 模型動力特性

模態試驗測定的氣彈模型基頻與經相似關系換算得到的理論數值基本吻合，故氣彈模型風洞試驗的風速相似系數和其他相似系數可直接按照表7取值，不需進行修正。

表7 模型模態參數實測值Table 7 Measured modal parameters

3.2 風振位移響應

圖8、圖9分別為各測點在0～13.5 m∕s試驗風速下的順風向位移均值和最大值。

圖8 各測點順風向位移均值Fig.8 Along-wind mean displacement

圖9 各測點順風向位移最大值Fig.9 Along-wind maximum displacement

由于當順風向測點位移超過30 mm時會導致橫風向激光位移計的激光點完全脫離靶片（考慮到靶片的擾流作用，不能采用過大的靶片），各測點記錄到橫向位移的風速范圍分別為：測點5（0～4.5 m∕s），測點4（0～5.0 m∕s），測點3（0～8.5 m∕s），測點1、2（0～11.0 m∕s）。圖10為各測點在0～11.0 m∕s試驗風速內橫風向位移均值。

圖10 各測點橫風向位移均值Fig.10 Crosswind mean displacement

圖11 各測點橫風向位移最大值Fig.11 Crosswind maximum displacement

試驗數據表明：

（1）各測點順風向位移均值、幅值隨風速升高，呈拋物線型單調上升；而橫風向位移盡管也隨風速提高緩慢增大，但同一風速下橫風向位移幅值遠小于順風向位移幅值，當風速到達3.5 m∕s以上時，順風向位移幅值為橫風向位移幅值的3倍以上。

（2）橫風向位移幅值隨風速近似均勻遞增，未出現顯著的幅值突變狀況，可判斷試驗風速內，模型未出現渦激振動。（圖9中風速2.5 m∕s、3.5 m∕s、5.0 m∕s時橫風向位移幅值有小幅突變，但圖8所示對應的順風向位移幅值亦有小幅突變，判斷此處突變是由于風動風機輸出功率不穩定造成的，而非渦激振動的特征）

（3）橫風向位移響應均值隨風速變化接近0。因此可忽略橫風向平均位移響應。

3.3 風振位移響應時程

試驗得到了各測點在不同風速下的位移時程曲線及其自功率譜曲線，以下對最大試驗風速11.0 m∕s（對應實際設計風速33.0 m∕s）下，各測點順風向位移時程曲線和其自功率譜曲線（圖12）進行分析。

圖12 風速11.0m∕s順風向位移時程及其自功率譜曲線Fig.12 Along-wind displacement time history curve and its self-power spectrum curve v=11.0m∕s

最大試驗風速11.0 m∕s時，模型頂部順風向位移均值為94.5 mm，對應原型頂部位移1 134.0 mm，順風向位移幅值為147.2 mm，對應原型頂部位移1 766.4 mm。從位移自功率譜曲線可以看出，各測點位移響應仍以一階振型響應占主導地位，而其他各階頻率成分表現不明顯，結構的風致位移主要來自于一階振型的貢獻。

3.4 風振加速度響應時程

將試驗所得的位移時程曲線進行2次求導，可以得到加速度時程曲線，再經傅立葉變換后可以得到各個測點的加速度自功率譜曲線。以下對11.0 m∕s風速時各測點順風向加速度時程曲線和其自功率譜曲線（圖13）進行分析。

圖13 風速11.0m∕s順風向加速度時程及自功率譜曲線Fig.13 Along-wind acceleration time history curve and its self-power spectrum curve v=11.0m∕s

從加速度自功率譜曲線可以看出，順風向的加速度響應功率譜有幾個明顯的峰值，頻率分布較寬。測點3、測點4加速度譜的第一、第二峰值較為接近，加速度響應的第二峰值在模型結構的二階頻率f=7.312 Hz附近；測點1、測點2、測點5的第二峰值顯著大于第一峰值。說明高頻振動對結構風致加速度響應的貢獻顯著大于對位移響應的貢獻。

4 風振系數

基于MATLAB程序，采用線性濾波法中的自回歸（Auto-regressive，AR）模型合成順風向脈動風荷載時程曲線，通過SAP2000軟件對原結構有限元模型進行了時程計算。

在設計風速時，時程分析計算得到的原結構順風向位移響應幅值與風洞模型試驗結果對比見表8。試驗結果與有限元計算得到的位移幅值的比值略大于1∕12的幾何縮尺比，這是由于模型實測阻尼比（表8）小于有限元計算時的取值（根據《高聳結構設計規范》［4］采用的阻尼比1%）。但兩種方法得到的位移幅值仍保持近似線性關系，說明兩種方法得到的風振響應具有可比性。

表8 有限元計算位移值與試驗結果比較Table 8 Displacement comparision between FEA and test results

分別依據《建筑結構荷載規范》（GB 50009—2012）［5］、《高 聳 結 構 設 計 規 范》（GB 50135—2006）［4］、有限元計算分析數據、風洞試驗實測數據計算結構（模型）在設計風速時的風振系數，結果見表9-表12。各方法所得風振系數的比較，見表13及圖14。

表9 風振系數計算（《建筑結構荷載規范》）［5］Table 9 Wind vibration coefficient calculation（GB 50009—2012）

表10 風振系數計算（《高聳結構設計規范》2006版）［6］Table 10 Wind vibration coefficient calculation（GB 50135—2006）

比較結果表明，除位于地線柱段的測點1處（構件節段直徑最大段）三種方法得到的風振系數較為相近外，其余各測點處有限元法與試驗法得到的風振系數均明顯高于《建筑結構荷載規范》和《高聳結構設計規范》的取值。

5 結論

通過氣動彈性模型試驗，得到了750 kV變電站構架柱頂避雷針結構在不同風況下的風致響應，并得到了該工程結構的一些重要受風特性：

表11 風振系數計算（有限元分析）Table 11 Wind vibration coefficient calculation（FEA）

表12 風振系數計算（氣彈試驗）Table 12 Wind vibration coefficient calculation（Aeroelastic elastic test）

表13 風振系數比較Table 13 Comparision of wind vibration coefficient

圖14 各測點風振系數Fig.14 Wind vibration coefficient

（1）模型順風向位移響應基本來自于一階振型貢獻，順風向位移均值、幅值隨風速升高而呈拋物線型單調上升。

（2）模型低風速下橫風向位移響應也基本來自于一階振型貢獻，振動均值基本為0，振動幅值明顯小于同風速下順風向響應。位移幅值隨風速升高而近似均勻增大，試驗風速范圍內未觀察到橫風向位移幅值突變，試驗中模型未發生顯著的渦激振動。

（3）高階振型對順風向加速度響應貢獻顯著，各工況下各測點的加速度響應功率譜中均有數個明顯峰值，峰值頻率分別近似對應結構的前數階自振頻率。

（4）在考慮高階振型對模型加速度貢獻的情況下，計算得到的模型風振系數顯著大于現行相關規范的規定取值。