500 kV全联合变电构架体型系数风洞试验及风振系数取值分析*

牛华伟，孔凯歌，陈 寅，陈政清

(1. 湖南大学 风工程研究中心，湖南 长沙 410082;2．广西交通规划勘察设计研究院，广西 南宁 530000；3. 中南电力设计院，湖北 武汉 430071)

500 kV全联合变电构架体型系数风洞试验及风振系数取值分析*

牛华伟1†，孔凯歌1，2，陈 寅3，陈政清1

(1. 湖南大学 风工程研究中心，湖南 长沙 410082;2．广西交通规划勘察设计研究院，广西 南宁 530000；3. 中南电力设计院，湖北 武汉 430071)

以典型的500 kV全联合变电构架为背景，通过风洞试验测试与有限元计算分析相结合，研究全联合变电构架的风荷载体型系数、风振系数的取值.分别制作了1/11的单根横梁模型和1/32的七跨全联合构架模型，测试了不同类型横梁的风荷载体型系数，并基于风洞试验得到的体型系数对全联合构架进行风振响应分析，计算了其风振系数取值.结果表明，A,B和C三类横梁体型系数测试值分别为2.23，2.35和2.18，比《建筑结构荷载规范》和《变电站建筑结构设计技术规程》取值分别大8%，14%和7%；阻尼比2%时，20 m，26 m和34 m标高处横梁的风振系数分别为1.60，1.80和1.58，比《变电站建筑结构设计技术规程》的取值分别大7%，6%和5%，国内规范对此类结构的风荷载取值偏于不安全.

变电构架；风洞试验；风荷载；体型系数；风振系数

500 kV变电构架是电网系统中最为重要的一个环节，其安全性直接影响着国民经济的发展，且其造价在整个输变电线路中占了很大的比例．为了在保证安全性的同时尽可能降低工程造价，目前较为常用的就是采用全联合的构架布置，它能使构架梁、柱在受力范围和受力方向形成联合受力体系.但是结构布置的特殊性却使500 kV全联合变电构架成为变电站中结构最为复杂的构筑物.全联合变电构架在不同标高设置构架横梁，这使得结构迎风面较单孔门型构架大幅增加，同时也使得结构整体趋于柔性化，致使风荷载作用效应显著，导致风荷载成为结构设计中控制性的水平动力荷载.

构架横梁一般采用三角变断面，主弦杆采用钢管，腹杆为角钢构件，螺栓连接形成格构式钢梁．这种杆件的组合形成了更加复杂的风荷载产生机理，但是目前关于此类全联合变电构架风荷载参数与机理方面的研究却很少.国内的陈寅、杨明、潘峰等人对1 000 kV全联合构架风振系数取值进行了计算分析[1-3];韩文庆等计算分析了风荷载对500 kV全联合构架的影响[4]，而国外由于此类全联合构架使用较少，作者并未检索到专门研究其风荷载特性的英文文献.同时值得指出，上述研究中计算风振系数采用的风荷载体型系数均是以规范取值为依据进行的，缺乏相应的风洞试验数据.此外，我国有关规范[5-7]中可参考的体型系数取值都是基于输电塔或桁架结构得到的，但其取值却相对较为简略[8]，直接用于变截面的全联合构架需要进一步探讨，甚至产生较大的偏差.而规范中规定的风振系数取值也很不合理，需要专门进行研究.为此，本文以典型的500 kV变电站全联合构架为对象，通过风洞试验测试了横梁的体型系数，近一步计算了联合构架不同高度横梁的风振系数取值，以期为工程设计实践提供依据和参考.

1 脉动风速模拟与气动力时程

为了分析全联合变电构架在脉动风荷载作用下的风振响应，首先采用Deodatis等[9]提出的谐波合成法生成了脉动风速时程样本.模拟过程采用的风场参数如下：场地类型B类，离地10 m高度处风速U10=23.9 m/s，对应基准风压0.35 kN/m2,地貌粗糙度高度Z0=0.05 m，Von Karman常数K取为0.4.顺风向脉动风速自功率谱采用我国建筑结构荷载规范建议的Davenport风谱，其形式如下：

(1)

coh(r,ω)=

(2)

式中:Cz和Cy分别为顺风向脉动风速在竖向及跨向的空间相关性衰减系数，按照规范分别取为10和16.

利用上述方法分别模拟了六层高度共计250个节点的脉动风速时程，同时保证了每根横梁上面至少存在三个风速模拟节点，对应每层高度位置沿纵向每隔7 m左右生成一个脉动风速点，平均风速按基本风压和B类风场计算，不同高度的风压按照B类风场基准风压乘以风压高度变化系数得到.

在获得了各节点位置处的脉动风时程后即可依据体型系数按照准定常理论建立节点脉动风荷载.计算中仅考虑水平向风荷载作用，作用在横梁节段i的顺风向脉动风荷载为：

(3)

(4)

将平均风荷载与脉动风荷载进行叠加即可得到计算风荷载的数据.

2 风荷载体型系数风洞试验

2.1 试验紊流风场

考虑到联合构架体系主要受力部分为横梁，而每根横梁可以看作在来流紊流度和风速保持不变的同一个平面内，因此风场模拟时根据测试对象分为两种类型：1)单根横梁模型测试试验，采用不考虑风速剖面的格栅紊流风场，紊流度按照B类风场对应高度的数据取值约12%，如图1所示；2)多跨联合构架模型风洞试验，对应规范中B类紊流风场模拟，风速剖面与紊流度剖面如图2所示.上述两类紊流场主要模拟横梁高度的紊流度和顺风向脉动风谱等主要参数.

测点位置/m

测点位置/m

2.2 试验模型

全联合变电构架横向为两跨2X30 m，跨向为七跨7X28 m，3层横梁标高分别为20 m，26 m和34 m.构架跨向与横向横梁共46根，编号如图3所示.这些横梁共分为3类：(A)28 m跨边梁，编号1～7,15～21；(B)28 m跨中梁，即在28 m跨边梁上增加了3个挂线横担，编号8～14；(C)30 m跨横梁，编号22～46.在实际结构中，A，B，C每类横梁根据位置不同其构件并不完全相同，但仅有少量腹杆尺寸变化，本研究中为了测试方便把A，B，C每类横梁均制作为完全相同.其中A，B两类横梁透风率为0.25(不考虑横担).C类横梁透风率为0.26.

U/U80

紊流度/%

图3 全联合构架横梁编号及风向角定义

根据联合构架横梁及整体布置尺寸，考虑风洞截面的大小，单根横梁体型系数测试模型制作比例为1/11，而全联合构架模型制作比例为1/32，安装在风洞内的试验模型照片分别如图4和图5所示.

图4 单梁模型照片(1/11)

(a)全联合构架模型

(b)全联合构架中的单梁照片

2．3 单梁体型系数测试

分别以A，B，C三类横梁比例1/11的单根横梁模型为基准进行测试，同时，为了考虑全联合构架体型系数测试时由于模型制作比例不同产生的误差，此处在相同的格栅紊流风场中测试了三类横梁比例1/32的单梁模型.由于模型比例不同，气动力荷载差别较大，为了提高测试精度，对1/11的横梁采用两端支承双天平系统测试，天平为绵阳六维科技有限公司开发的五分量杆式天平；对1/32的单梁模型在梁中采用单天平测试，此时天平为量程较小的美国ATI动态高频天平.两类测试中均修正了由于天平支架造成的干扰作用.风洞试验在湖南大学HD-2风洞第一试验段进行，该试验段长17 m，宽3 m，高2.5 m，风速0～58 m/s连续可调.试验时，格栅紊流场来流平均风速20 m/s，采样频率为200 Hz，采样时间120 s.根据结构对称性，测试风向角为0～90°，定义当来流与横梁轴线垂直时为0°风向角，逆时针旋转至来流与横梁轴线平行时为90°风向角，具体定义见图6.

图6 单梁试验风向角定义

两种比例三类梁在紊流场下体型系数测试值随风向角变化曲线如图7和图8所示.

风向角/(°)

风向角/(°)

由图7可知，单根横梁的体型系数随着风向角的增大而减小，0°风向角由于挡风面积最大而体型系数最大，90°风向角体型系数约为0°风向角体型系数的21%.

比较可知，两种比例模型三类横梁的测试结果趋势相同，但数值略有差别，其主要原因在于：1)主弦杆为圆杆，不同缩尺比模型会受到雷诺数效应的影响；2) 1/32模型各构件尺寸较小，节点板等部位很难准确加工.为此，下文全联合构架的测试值均采用两种比例模型在同一风向角下的体型系数比值对测试结果进行修正，即所有测试结果均以1/11横梁体型系数为基准.

2.4 全联合变电构架模型横梁体型系数

全联合变电构架横梁体型系数测试在湖南大学HD-2风洞大试验段进行，截面宽8 m，高2 m，风场采用图2所示的B类紊流场.与比例1/32单梁测试相同，试验仍采用单天平系统.0°,45°和90°三种典型风向角下联合构架各横梁体型系数测试结果如图9～11所示.

角度/(°)

角度/(°)

全联合构架风洞测试的横梁编号和风向角如图3所示，当风向角为0°时风向与1～21号横梁轴向垂直而与22～46号横梁轴线平行，故风向角从0到90°变化时1～21号梁体型系数由大到小变化，而22～46号梁由小到大变化.

3 风振响应与风振系数分析

3.1 全联合构架动力特性分析

采用大型通用有限元分析软件ANSYS10.0对联合构架进行建模，立柱、桁架梁统一采用beam188梁单元模拟.共计46根梁，24根柱，计算节点数3 562个.模型边界条件为在立柱底端固结，梁柱之间的连接根据允许的轴向位移按刚度等效为矩形梁模拟.模态分析得到了结构的自振频率和振型，前两阶振型如图12所示.

角度/(°)

(a) 第1阶振型图，f=0.657 1

(b) 第2阶振型图，f=0.716 3

3.2 联合构架的风振响应

采用时程响应分析方法，对全联合构架进行风振响应计算.计算中考虑各立柱荷载，各立柱阻力系数均按照1.2取值，计算阻尼比2%，计算风向角0°,45°和90°，仅统计每根横梁顺风向最大平均位移及其对应的脉动位移响应，如图13～15所示.

梁编号

梁编号

梁编号

由图13～15可知，不同标高处横梁的平均位移响应随风向角增大而增大，其主要原因在于：1) 分析表明，0°风向时，沿跨向中线方向布置的人字柱对整体刚度的贡献很大，致使联合构架沿横向的刚度明显大于沿跨向的刚度，因此在相同风荷载作用下0°风向角的位移响应更小；2)横梁的位移主要由立柱变形引起的，其自身变形很小.以26 m高度处4号横梁为例，90°风向时，其最大平均位移响应为96.519 mm，此时该横梁端部立柱的平均位移响应为94.755 mm，横梁自身变形不足2 mm；3)90°风向正面迎风的横梁多于0°风向正面迎风的横梁， 其风荷载比0°风向大.

3.3 横梁顺风向风振系数

以Davenport提出的阵风荷载因子法来计算风振系数，其定义为：

(5)

根据计算得到的横梁各节点的位移时程，依式(5)求出各横梁的风振系数.阻尼比2%时，各横梁在0°,45°和90°三种典型风向角下顺风向位移风振系数如图16～18所示.

角度/(°)

角度/(°)

角度/(°)

3.4 阻尼对风振系数的影响

为考虑阻尼特性的影响，根据文献[5]和高层民用建筑钢结构技术规程[10]关于钢结构阻尼比的规定，比较计算了0°和90°风向角与风向垂直的各横梁在阻尼比1%和2%时的风振系数，如图19和图20所示.

梁编号

梁编号

从上图中可以看出，在同一风向角下同一横梁在阻尼比1%时的风振系数比阻尼比2%时的取值更大，最大偏差可达11%.

4 比较与分析

4.1 构架横梁体型系数

将全联合构架横梁0°风向角下体型系数风洞实测值与GB50009-2012《建筑结构荷载规范》和DL/T5457-2012《变电站建筑结构设计技术规程》中的取值进行比较如表1所示.

表1 横梁体型系数实测值与规范取值比较

Tab.1 The comparison of the measured shape factors and those specified in standards

模型编号实测值变电站规范建筑结构荷载规范A类2.2302.032.06B类2.3522.032.06C类2.1842.022.04

由表1可知，两种荷载规范体型系数取值基本一致，而三类梁在紊流场下的实测值较规范值分别大8%，14%和7%，规范值偏于不安全.

4.2 构架横梁风振系数

为了比较，分别将20 m，26 m和34 m高度横梁风振系数取平均代表该标高处横梁的风振系数，不同风向角两种阻尼比下各横梁风振系数如表2所示.

表2 不同高度不同阻尼比横梁风振系数均值

Tab.2 Mean dynamic response factors of beam in different height and damping ratio

风向高度/m 阻尼比1% 阻尼比2% 0°45°90°0°45°90°201.941.721.661.811.641.60261.931.621.631.801.571.56342.081.701.651.911.631.58

为了与规范比较，将表2中不同标高横梁正面迎风时的风振系数测试值与规范值列表为表3.可见，阻尼比2%时计算风振系数值比《高耸结构设计规范》取值小而比《变电站建筑结构设计技术规程》取值大，且其沿高度变化规律与变电站规程基本一致.

表3 风振系数规范值与测试值对比

Tab.3 The comparison of the measured dynamic response factors and those specified in standard

梁高/m阻尼比1%阻尼比2%高耸规范变电站规程201.661.601.801.5261.931.802.051.7341.651.582.401.5

5 结 论

本文通过对500 kV全联合构架进行风洞试验及风振响应分析得到如下主要结论：

1) A，C两类横梁体型系数测试值比变电站规范取值偏大了9.9%和7.9%，比建筑荷载规范取值分别大了8.3%和6.9%.在此基础上，B类横梁由于横担的存在其体型系数比A类梁又增大了5.4%，规范中的此类横梁体型系数取值偏于不安全.

2) 基于风洞测试横梁体型系数和时程响应分析计算的联合构架横梁风振系数取值比规范值更大.阻尼比2%时，20 m，26 m和34 m横梁风振系数分别为1.60，1.80和1.58.比变电站建筑结构设计技术规程分别大7%，6%和5%.

3) 阻尼比对风振系数的取值存在较明显的影响.横梁正面迎风时，阻尼比1%的风振系数比阻尼比2%时的最大增大了11%.

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500 kV Whole Combined Substation Framework Shape Factor of Wind Tunnel Test and Dynamic Response Factor Analysis

NIU Hua-wei1†, KONG Kai-ge1，2, CHEN Yin3, CHEN Zheng-qing1

(1. Wind Engineering Research Center, Hunan Univ, Changsha,Hunan 410082，China;2.Guangxi Transportation Planning Survey and Design Institute, Nanning,Guangxi 530000,China;3.Central Southern China Electric Power Design Institute, Wuhan,Hubei 430071,China)

Taking a typical 500kV full combined substation framework as the background, the shape factor of the wind load and the dynamic response factor of this structure were investigated by combining wind tunnel tests and finite element calculation analysis. Three single beam models and a full combined framework model were produced at 1∶11 and 1∶32 model scale, respectively. Then a series of experiments were conducted to test the shape factors. Finally, based on the wind tunnel results, the wind-induced response analysis of the full combined substation framework was done, and the dynamic response factors were obtained. The results show that the test values of the shape factors of beams A, B, and C are 2.23, 2.35 and 2.18, which is 8%, 14% and 7% larger than the corresponding values stipulated in load code for the design of building structures and the technical code for the design of substation buildings and structures. For a 2% damping ratio, the dynamic response factors of the beams at 20m, 26m and 34m are 1.60, 1.80 and 1.58, respectively. And those are 7%, 6% and 5% larger than the dynamic response factors prescribed in the technical code for the design of substation buildings and structures. This indicates that the design loads specified in current domestic provisions for this structure are non-conservative.

substation framework; wind tunnel test; wind load; shape factor; dynamic response factor

2014-12-23

国家自然科学基金资助项目(51478181),National Natural Science Foundation of China(51478181)

牛华伟(1978-)，男，河南驻马店人，湖南大学高级工程师，工学博士

†通讯联系人，E-mail:niuhw@hnu.edu.cn

1674-2974(2015)11-0080-08

TB123; TU317

A