海岛环境下大跨越输电塔风荷载关键参数特性研究
电力输电线路大跨越铁塔结构的设计分析
电力输电线路大跨越铁塔结构的设计分析摘要：输电线路铁路塔可视为一种三维建筑形式,通常用于在空气中安装高压或超高压输电线路,有时也用于安装雷电线路。
在正式使用过程中,工作人员可以根据回路和电压值的差异,并根据现场实际情况准确划分塔架结构,以便合理选择和应用。
在实际施工过程中,有关人员应高度重视塔架结构的应用和性能的提高。
关键词：电力输电线路；大跨越铁塔结构；设计引言大跨越铁塔是输电线路杆塔中设计难度最大、结构最为复杂的塔型，该项目使用经过二次开发的三维数字化软件进行大跨越铁塔三维数字化成品的设计。
设计成品是通过采用三维数字化技术建立的工程信息集合，具备完备性、关联性、一致性、唯一性、扩展性等特点，满足可视化、可分析、可编辑、可出图等工程全生命周期应用需求的模型，同时包含完备的数字化信息，以期实现避免构件碰撞、完善结构设计、提高设计准确性、适应加工要求及配合施工组织等目的。
1输电线路大跨越铁塔结构设计的原理与其他类型的结构不同,通过铁塔结构的大型传输线提供高度稳定性,因此注意这种结构的设计原则非常重要。
输电线路有一定的权重,在长距离传输过程中,输电线路自身的权重和环境因素都会影响其稳定性,为了保证输电线路的有效支撑,必须设计合理的结构。
塔的设计可以更好地改变输电线路的电压,并可以通过在遇到恶劣天气和其他环境因素时合理分配力量来减少危险情况的发生。
在使用跨塔架结构的输电线路时,存在一些问题,特别是施工成本高。
这种结构的建设更加复杂,在整个项目中需要更长的时间,从而导致更高的投资。
铁塔大跨度输电线路结构也需要加强,目前一些电力项目不能根据实际情况和基本条件进行设计,在预埋过程中应采用小跨度埋设法,这在一定程度上会影响铁塔大跨度结构的稳定性。
最有效的措施是增加地基的面积,以增加与地面的接触面积,以提高其稳定性。
2输电线路大跨越铁塔正向设计目前，输电线路中铁塔常规设计方法仍以二维设计为主，设计成品一般为纸质施工蓝图。
架空输电线路大跨越档导线分段防振方案试验研究
运营维护技术Telecom Power Technology固定端Bate阻尼线防振捶连接金具振动台线夹张拉端力传感器平衡点P w =P c +P dP wlog(Y /D )P c +P d 2023年４月25日第40卷第８期· ２３７ ·动频率的上限（65 Hz ）和下限（15 Hz ），初始防振装置的设计如图4所示。
固定端1.0 4.5 4.0 3.5 3.02.7 2.4 2.1 2.0 1.9 1.81.7 1.61.5FR-14NL 防振捶 FR-8NL 防振捶导线Bate阻尼线护线条剥1层线32.7单位： m图4 初始联合防振装置导线系统特性的计算方法与自阻尼特性的计算方法相似。
在计算导线自阻尼特性时，测试功率P t 由导线自身消耗，即 P t =P c =Φ( f ,Y )=10 β(Y /D )a（7）导线系统消耗的功率则为 P t =P c +P d =Φ( f ,Y )=10 β(Y /D )a（8）用上述方法可以得到导线系统特性。
传统防振设计中，通常在某档导线两端各安装一套联合防振（即Bate 阻尼线+防振锤）装置。
然而，由于湘江大跨越工程中使用的导线钢比较大，且为单导线，因此防振试验的难度大大增加，安装初始防振装置的导线频率响应如图5所示，与标准要求还有很大差距。
频率/Hz10255075100125150175200002040305060709080100弯曲应变/με图5 安装初始防振装置的导线系统频率响应为解决上述问题，将该2 000 m 档距平均分为2段，将2段作为独立的档距进行防振方案的设计。
根据图5中的频率响应测试结果，改变对应于导线20～ 55 Hz 频段的阻尼线的长度或直径，通过试验及其结果对防振装置逐步进行优化，最终得出防振装置如图6所示。
与以往不同，该工程在2 000 m 档距中使用了4套联合防振装置。
该档导线系统特性如图7所示，满足了标准要求。
2010版pkpm参数设置规范对照版及高层六大比值的控制(绝对经典)详解
第一节结构模型输入及参数设置1、总信息：1.1水平力与整体坐标系夹角：0根据抗规（GB50011-2001）5.1.1条规定，“一般情况下，应允许在建筑结构的两个主轴方向分别计算水平地震作用并进行抗震验算，各方向的水平地震作用应由该方向的抗侧力构件承担；有斜交抗侧力构件的结构，当相交角度大于15度时，应分别计算各抗侧力构件方向的水平地震作用”。
当计算地震夹角大于15度时，给出水平力与整体坐标系的夹角（逆时针为正），程序改变整体坐标系，但不增加工况数。
同时，该参数不仅对地震作用起作用，对风荷载同样起作用。
通常情况下，当Satwe文本信息“周期、振型、地震力”中地震作用最大方向与设计假定大于15度（包括X、Y两个方向）时，应将此方向重新输入到该参数进行计算。
注意事项：（1）为避免填入该角度后图形旋转带来的不便，也可以将最不利地震作用方向在多方向水平地震参数中输入。
（2）本参数不是规范要求的，供设计人员选用。
（3）本参数也可以考虑最大风力作用的方向，但需要用户自行设定多个角度进行计算，比较多次计算结构取最不利值。
1.2混凝土容重：26本参数用于程序近似考虑其没有自动计算的结构面层重量。
同时由于程序未自动扣除梁板重叠区域的结构荷载，因而该参数主要近似计算竖向构件的面层重量。
通常对于框架结构取26；框架-剪力墙结构取27；剪力墙结构，取28。
注意事项：如果结构分析是不想考虑混凝土构件自重荷载，可以填0。
1.3钢容重：78一般情况下取78，当考虑饰面设计时可以适当增加。
1.4裙房层数：按实际填入1.混凝土高规（JGJ3-2002）第4.8.6条规定：与主楼连为整体的裙楼的抗震等级不应低于主楼的抗震等级，主楼结构在裙房顶部上下各一层应适当加强抗震措施。
2.同时抗规（GB50011-2001）6.1.10条条文说明要求：带有大底盘的高层抗震墙（筒体）结构，抗震墙的底部加强部位可取地下室顶板以上H/8，向下延伸一层，大底盘顶板以上至少包括一层。
湄洲湾大跨越输电塔风振系数取值讨论
赵金飞，陈允清，翁兰溪
（福建省电力勘测设计院，福建 福州 350003）
摘要：建立了莆田 LNG 项目大跨越直线铁塔的有限元模型，计算了该模型第一周期、第一振型系数，确定其
风振系数，以指导该塔的抗风设计。
关键词：大跨越直线塔；自振周期；风振系数
Abstract:This paper establishes the finite element model for the large -span tangent towers of LNG project in
本文周期计算结果为 T1=（0.036~0.038）H/姨b+B 之间，与以往的研究经验类似。 同时，由于导线布置 方式与以往的研究不同，具有特殊性。
4 风振系数的计算
述得到第一周期 T1=0.841 s， 并考虑一定的放大系 数，这个结果比式（1）计算的结果更精确。 利用上述 方法得到结构第一自振周期，依据《建筑结构荷载规 范》公式即可求得塔身不同高度的风振系数，再分层 输入铁塔计算软件，就可估算 SZK 大跨越塔的风振 系数。
结构的自振频率和振型是求解结构动力反应的 基本要素，通过求解自由振动，可得到这些数值。 由 于没有外力作用， 自振频率和振型是刚度和质量分 布的直接函数， 其结果很大程度上取决于对质量的 模拟，这种变化也将影响反应谱和强迫振动的结果。 因此， 在动力分析中应注意对质量的模拟。 在 STAAD/CHINA 中， 所有可移动方向的质量应模拟
按《建筑结构荷载规范》计算风振系数 ，根据上
（ 收 稿 日 期 ：2009-01-05）
－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－－
法国积极推动太阳能发电产业
美国开始建设太阳能混合燃料电站
台风-浪-流耦合作用下海上10_MW级特大型风力机风荷载特性分析
第 36 卷第 2 期2023 年4 月振 动 工 程 学 报Journal of Vibration EngineeringVol. 36 No. 2Apr. 2023台风‑浪‑流耦合作用下海上10 MW级特大型风力机风荷载特性分析柯世堂1，2，王硕1，2，赵永发1，2，张伟1，2，李晔3（1.南京航空航天大学土木与机场工程系，江苏南京 211106；2.南京航空航天大学江苏省风力机设计高技术研究重点实验室，江苏南京 211106；3.上海交通大学海洋工程国家重点实验室，上海 200240）摘要: 为揭示海上台风⁃浪⁃流耦合作用下海上风力机的风荷载分布特性，以广东外罗10 MW特大型风力机为研究对象，采用Model Coupling Toolkit（MCT）建立中尺度WRF⁃SWAN⁃FVCOM（W⁃S⁃F）实时耦合模拟平台，分析超强台风“威马逊”过境全过程海上风电场台风⁃浪⁃流的时空演变，再结合中/小尺度嵌套方法分析了风力机风荷载分布特性与叶片⁃塔筒⁃波浪面之间的干扰效应，提出了极端风况下海上风力机典型位置极值荷载模型。
结果表明：建立的中尺度W⁃S⁃F耦合平台能准确模拟台风、波浪和海流间的相互作用；塔筒风荷载在叶片干扰段以横风向为主，在波浪干扰段以顺风向为主，并在低空波面附近表现出较强的脉动特征；A位置叶片最安全而B位置最危险；T4相位为海上风力机单桩基础强度设计的最不利相位，基底剪力最大达7.68×106量级，基底弯矩最大达5.2×108量级。
关键词:风荷载分布；台风⁃浪⁃流耦合模拟；海上风力机；中/小尺度嵌套；干扰效应中图分类号: TU312+.1； TK83 文献标志码: A 文章编号: 1004-4523（2023）02-0299-12DOI：10.16385/ki.issn.1004-4523.2023.02.001引言与陆上相比，海上风力机运行环境更加恶劣，承受复杂多变的风况与海况，面临台风、巨浪、急流等极端复杂海洋环境的严峻挑战。
海上风电基础研究现状
用 水 深 10 25 m 软 基 础 ，其 受 力 明 确 ，技 术 成 熟 ，适用范围广
泛 ,浅 水 区 地 质 条 件 较 好 时 经 济 性 最 优 ，施 工 最 快 。 单桩基础使用较早，应 用 广 泛 ，国 内 外 相 继 开 展 了 大 量 的 理
论 分 析 、实 验 和 数 值 仿 真 等 研 究 ，并 形 成 了 相 对 成 熟 的 一 些 评 价 方法。国内外基 本 上 有 四 种 分 析 计 算 方 法 :有 限 单 元 法 、极限地 基反力法、弹性地基反力法和P — F 曲线法。P — 7 曲线法用法较
续进行了改进。 近些年国内学者主要研究了动荷载作用下海上风电单桩基
础承载特性。尤 汉 强 和 杨 敏 等 [4]对循环 荷 载 作 用 下 海 上 风 电 单 桩 基 础 模 型 进 行 了 简 化 分 析 ，研 究 了 土 体 极 限 抗 力 退 化 和 桩 土 开 脱效应对桩基承载力的影响;罗庆[5]通 过 数 值 分 析 ，并结合室内 试 验 的 方 法 ，研 究 了 循 环 荷 载 在 水 平 向 、竖 向 及双向耦合作用下 的单桩基础响应，分 析 了 循 环 频 率 和 循 环 次 数 对 桩 基 础 的 影 响 ； 杨 永 鑫 等 在 软 黏 土 中 进 行 了 水 平 静 载 和 循 环 动 载 的 加 载 试 验 ，并 以双曲线型P —F 曲线模型对水平静力与循环动载下桩身弯矩展 开 模 拟 与 比 较 ，研 究 发 现 刚 度 对 计 算 结 果 有 重 要 的 影 响 。 3 . 2 海上风电导管架基袖
特高压输电塔线体系风振响应及风振疲劳性能研究的开题报告
特高压输电塔线体系风振响应及风振疲劳性能研究的开题报告一、研究背景和意义特高压输电塔线体系是电力系统重要的输电通道，其安全可靠性对能源的供给和经济社会的发展具有至关重要的作用。
在输电线路建设中，传统的输电线路存在限制跨越河流、穿越城市等问题，而特高压输电线路以其覆盖范围广、线损小等优势逐步得到广泛应用。
特高压输电塔线体系的安全性、可靠性和经济性是保障输电线路正常运行的重要因素之一。
然而，特高压输电塔线体系的风振响应及风振疲劳性能却是制约其安全可靠性的重要因素。
风是导致输电线路掉线的主要原因之一。
在强风的作用下，特高压输电塔线体系会产生振动，设置在塔身上的导线也会因为受到风力的作用而发生“割线”现象，从而影响输电线路的正常运行。
因此，研究特高压输电塔线体系的风振响应及风振疲劳性能，对于提高其安全可靠性具有重要意义。
二、研究内容和目标本课题主要研究特高压输电塔线体系的风振响应及风振疲劳性能。
具体研究内容包括：1. 建立特高压输电塔的数学模型，考虑其结构和材料等因素，分析其振动特性和抗风能力。
2. 研究特高压输电塔线体系受风时的动力响应特性，包括振动加速度、位移等参数。
3. 建立特高压输电塔线体系风振疲劳计算模型，分析其疲劳损伤程度和可靠寿命。
4. 对比分析不同特高压输电塔的风振响应和风振疲劳性能，寻求设计和改进建议，加强输电塔线体系的抗风能力。
本课题旨在研究特高压输电塔线体系的风振响应及其疲劳性能，为输电塔的设计和改进提供科学依据，提高特高压输电塔线体系的安全可靠性。
三、研究方法和技术路线本课题主要采用数值模拟方法和实验测量方法，具体步骤如下：1. 建立特高压输电塔的数学模型，进行有限元分析，考虑其结构和材料等因素，确定其振动特性和抗风能力指标。
2. 构建特高压输电塔线体系的实验平台，进行风洞试验，测量塔体和导线等部位受风时的动力响应参数。
3. 基于测量数据，建立特高压输电塔线体系风振疲劳计算模型，分析其疲劳损伤程度和可靠寿命。
大跨越架空输电导线钢芯铝股应力分布特性研究
大跨越架空输电导线钢芯铝股应力分布特性研究黄欲成;陈池;汪峰;赵全江;柏晓路;文晓旭【摘要】准确评估输电导线运行张力的分层特性是大跨越输电导线选型设计的重要问题.以大跨越架空用特强钢芯高强铝合金AACSR-EST500/230型导线为例,考虑股线泊松比影响,提出了大跨越输电导线股线轴向张力计算方法,建立了大跨越输电导线三维结构有限元实体模型,通过耦合同层和相邻层节点模拟各层股线之间的接触边界条件,重点研究了运行张力作用下输电导线钢芯和铝股的空间应力分布规律,并与理论结果对比分析,探讨了导线比载与钢芯铝股张力比的相关关系.结果表明:在轴向张力作用下,钢芯承担了约60％张力,铝股共承担了40％张力,其张力比约为3∶2,且钢芯和铝股的张力从内至外各自呈增大趋势;大跨越输电导线在悬挂点处的铝股应力强度高于跨中,距离悬挂点越近,股线应力受边界约束影响越大;输电导线相邻层股线的轴向应力峰值呈现相位差;随着导线比载的增加,钢芯和铝股的张力比呈增大趋势.【期刊名称】《三峡大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2016(038)004【总页数】6页(P76-81)【关键词】大跨越架空输电线;钢芯铝绞线;有限元模型;应力分布;张力比【作者】黄欲成;陈池;汪峰;赵全江;柏晓路;文晓旭【作者单位】中南电力设计院有限公司,武汉 430071;三峡大学土木与建筑学院,湖北宜昌 443002;三峡大学土木与建筑学院,湖北宜昌 443002;中南电力设计院有限公司,武汉 430071;中南电力设计院有限公司,武汉 430071;三峡大学土木与建筑学院,湖北宜昌 443002【正文语种】中文【中图分类】TM726.3大跨越架空输电导线具有跨越能力强、悬挂点高、档距大等特点，是特高压输电线路跨越湖泊、海峡的重要工程．其典型构造是由多根高强度钢芯和铝合金股线绞制而成，钢芯和铝股共同承担张力．目前我国输电导线设计规范采用整根导线的平均应力进行导线寿命评估和选型设计，忽略了导线钢芯和铝股各层空间应力分布特性．实际上由于两种材料的弹性模量、股线捻角、空间螺旋形态不同，钢芯和铝股应力分布十分复杂，在风雨、覆冰作用下导线线夹出口会产生应力集中，导致疲劳断股．实践表明，服役期输电导线张力分层特性制约着导线的使用寿命．如2008年，衡阳至长沙的500 kV船星I线中的导线在线夹出口附近铝股线全部断裂[1]．2013年对某电站进行巡视时发现多股铝线发生了断股现象，影响了输电线路的安全运营[2]．针对不同档距的输电导线钢芯和铝股力学特性，国内外学者开展了广泛研究．文献[3]根据平截面假定，建立了导线受拉时各单线所受到的沿绞线轴向方向的纵向力和相邻层之间挤压力的控制方程，推导出了绞线应力的计算方法，并揭示了绞线受拉时应力的分布规律，为推算绞线的机械性能提供了解析方法．Majid Kermani[4]等以覆冰输电导线为对象，运用动力学法求解出导线微风振动方程，并运用ABAQUS有限元软件建立导线节段模型，分析得到导线在径向方向上等效应力的分布．文献[5]在考虑钢芯铝绞线结构特性的情况下，通过ANSYS有限元软件建立了钢芯铝绞线模型，并对有限元模型施加了适当的边界条件，分析了股线的应力应变分布情况．文献[6]以ACSR-720/50型架空导线为研究对象，运用ANSYS软件进行数值模拟，通过单股应力分布、横截面应力状态以及铝股截面等效应力变化规律三个方面来说明导线应力分布规律．文献[7-8]根据微分几何学理论分析钢丝绳股内钢丝的空间位置关系，利用ANSYS软件建立了钢丝绳有限元模型并进行数值模拟，得到了股内各丝的轴向应力、剪应力及轴向变形的分布规律，研究了股内各钢丝受力变形规律．文献[9-10]研究了类似于导线结构的钢丝绳外股层钢丝应力及变形分布规律．上述研究对象多为普通档距的钢芯铝绞线，钢芯和铝股层数少，捻角小．而大跨越输电线多由高强度镀锌钢芯和外层铝合金股线绞制而成，其钢芯和铝股层数多，螺旋形态复杂，钢芯和铝股应力分布复杂．因此本文以大跨越架空AACSR-500/230型输电导线为对象，考虑导线泊松比，提出轴向张力作用下导线钢芯和铝股承担的张力计算公式．利用耦合同层和相邻层接触的节点模拟各层股线之间的边界条件，建立输电导线的三维结构有限元模型，重点研究输电导线在静张力作用下铝股应力分布特性，并与理论计算结果进行对比．研究结果为大跨越输电导线的疲劳寿命评估和截面选型设计提供理论依据．大跨越输电导线是由多层高强度钢芯和高强度铝合金股线绕制而成．每层钢股和铝股在空间呈现螺旋状．在运行张力作用下，导线会轴向伸长，但各层之间也相互挤压．为了量化整根导线在轴向力作用下各股线的张力分布规律，通过导线的应力-应变特性，建立单线纵向力的控制方程．同时反映研究问题的本质，作两点假设：(1)同层股线受力状态相同，且各股线的轴心线位于同一圆柱面内；(2)同层股线的螺旋升角变化微小．单根钢股或铝股线的结构特性由自身相关参数体现，如图1(a)所示．其中股线直径为dn，捻角为αn，每缠绕一周股线旋绕上升的轴向距离为节距ln，截面圆心至第n层股线中心的距离为节圆半径Rn，一个节距内股线的长度为Sn，下标n 表示股线层数．同层股线具有相同的dn、αn、Rn，三者关系如下：导线在自重、运行张力等荷载作用下，由于各层股线的长度和空间螺旋形态不同，导线各层股线的应力分配存在差异，且导线股线的力学性能会对整根导线的力学性能产生重要的影响．股线平面展开图如图1中(b)所示，股线拉伸图如1中(c)所示，导线股向伸长量见式(2)：式中，为导线拉伸后一个节距的股线长度，Sn为拉伸前一个节距的股线长度．由三角函数关系可得：式中，ln为拉伸前股线悬臂长度；αn为拉伸前股线捻角，为拉伸后股线捻角；Δu 为股线轴向伸长量．导线股线伸长率εl与轴向伸长率εi分别为：由此可知，股线伸长率为：导线受轴力作用下，具有相同的轴向伸长率，轴向伸长率εi计算公式为：式中，T为作用在整根导线上的轴力；A为整根导线截面面积；E′为整根导线等效弹性模量，计算为：式中，EG、EL分别为钢和铝股线的弹性模量；AGn、ALn分别为钢、铝股线第n 层的截面面积；βGn、βLn分别为钢、铝股线第n层的捻角．由图1可知：式中，μ为该层股线泊松比．代入式(5)可得：由材料力学可知导线股向应力为：式中，En为该层股线弹性模量．则该层股线轴向张力t为：式中，An为该层股线截面面积．假定绞线受拉后各股无塑性变形，且考虑股线自身因拉伸产生的截面收缩变形即考虑泊松比，忽略挤压变形，可得导线的第n层股线轴向张力：式中，下标n表示股线层数；dn为股线直径；zn为股线股数；En为股线弹性模量．大跨越钢芯铝绞线从内到外依次为高强度钢芯和铝股，股线以一定的角度紧密缠绕在钢芯外侧，且相邻层的股线螺旋方向相反，最外层绞制方向为右旋．建立模型时，可利用几何相关理论分析输电导线的结构特点及股线的空间螺旋缠绕关系，建立导线的结构有限元模型[11]，并结合导线运行状态，施加边界条件，确定合理的分析类型和计算模式．以大跨越架空输电线AACSR/EST-500/230型导线为对象，该导线由3层高强度钢股和2层高强度铝合金股丝构成．导线结构参数见表1．本文建模思路：首先将每根股线视为细长圆柱体，采用ANSYS软件自底向上的建模方法，建立导线各股线的横截面，然后在柱坐标系下，利用螺旋线功能建立各股线的母线，利用拉伸命令将截面沿母线拉伸成实体模型．为减小计算机时，同时考虑约束边界对导线结构应力分布的影响，建立长度为50 mm的三维有限元实体模型，并采用Solid45实体单元，运用六面体单元进行网格划分．单元划分后模型有167 384个节点，134 017个单元，输电导线有限元模型如图2所示．在轴向张力作用下，钢芯和铝股实际上存在接触摩擦效应，考虑到接触对设置量非常巨大，且计算可能出现不收敛．因此本文忽略钢股和铝股间摩擦效应，采用钢股和铝股的节点耦合方法，建立2种有限元模型，研究静张力作用下导线股丝应力分布规律．模型1为只耦合同层股线接触节点的自由度；模型2为分别耦合相邻层、同层股线接触节点的自由度．考虑大跨越输电导线是对称轴向受拉结构，因此在输电导线有限元模型中z=0的端面上约束x、y、z三个方向的自由度．在z=50 mm端面外建立一个刚域点，然后和该端面形成刚域，最后在刚域点上施加运行张力，自重通过施加重力加速度考虑．目前我国大跨越输电导线的运行张力一般为15%～20% RTS(导线额定拉断力)，本文该导线额定拉断力为509.8 kN，本文运行张力按照20%取值，即101.96kN．由于导线工作时，由于导线工作时，股线横截面具有较大的转动，导线受力问题属于大转动小应变几何非线性问题，计算时，在“Analysis Options”区域指定“Large Displacement Static”选项．理论分析中式(12)可计算输电导线每层股线的轴向张力，导线各层股线轴向张力有限元模型结果与理论计算结果见表2，内力与层数关系曲线如图3所示．由表2可知，运行张力作用下，大跨越输电导线内3层钢芯共承担了约60%张力，外层铝芯共承担了约40%的张力，其钢芯和铝股张力比为3∶2，且每层钢芯承受的张力从内至外，呈增大趋势．由于模型中股丝间自由度耦合的处理不同，两种有限元模型的铝部张力趋势不尽相同．在模型2中，外层的铝芯从内至外也是依次增加，但模型1中外层的铝芯依次减小．由图3可知，模型2的钢芯和铝股张力分布计算结果与理论结果更为吻合．其原因是建立模型2时考虑了相邻层、同层股线接触节点的自由度耦合变形，能够较为准确地模拟导线受力状况．因此，后文采用模型2进行导线截面应力特性分析．通过对比分析可知，对于大跨越输电导线铝股，外层铝股承担的轴向张力比内层大，但在实际工程中，应注意平衡导线外层铝股的导电性和安全性两方面的性能．为研究导线横截面应力沿轴向的变化规律，选取输电导线模型的10个横截面，如图4(a)所示．5号截面应力云图如图4(b)所示．提取各横截面轴线应力的最大值，变化曲线如图5所示．由图5可知，导线股线应力强度与股线受约束情况相关，跨中5号截面最大轴向应力仅为16.01 MPa，7号截面最大轴向应力为20.94 MPa，而端部10号截面最大轴向应力为258.32 MPa．由此可知，大跨越输电导线沿轴向截面应力并不均匀．输电导线约束端应力强度明显高于档距跨中的应力强度，距离约束端面越近，股线的应力受端面约束影响越大．该规律与实际工程吻合，大跨越输电导线的悬挂点线夹出口处即为约束端，受力较为复杂，此处应力强度较大，容易发生磨损破坏和疲劳断股．因此建议强化大跨越输电线导线线夹出口处的悬挂设计并定期检查．导线第3层钢股和第5层铝股轴向应力云图分别如图6(a)和图6(b)所示．输电导线各层股线截面轴向应力沿截面圆周方向的变化曲线如图7所示(远中心轴处为0°/360°)．由图6可知，每根股丝沿轴向的应力分布不均匀，两端较大，中间较小．其原因是两端应力受到边界条件的影响．第3层钢芯最大轴向应力比第5层的铝芯应力大．由图7可知，导线内3层钢芯应力强度大于外两层铝．第1层钢芯圆周方向的强度最大，第2层和第3层次之，第3层钢股在247～300°之间的轴向应力稍大于中心钢股轴向应力，分析原因是有限元模型中施加节点自由度耦合造成局部的应力集中．当第2股线轴向应力处于峰值时，则第3股线的轴向应力则为最小值，第4层与第5层间也有类似规律．说明输电导线相邻层股线的轴向张力峰值呈现相位差，其原因在于输电导线相邻层绞制方向相反．由图7可知，对于导线铝股部分，即图中的第4层和第5层，第4层铝股的最大轴向张力为140.90 MPa，第5层铝股的最大轴向张力为147.69 MPa，可知外层铝股的应力水平高于内层的铝股应力水平．因材料的屈服极限与其应力大小有关，因此在轴向拉力作用下外层铝股首先产生失效的可能性较大．因此，对大跨越输电导线材料选择与导线制作时，建议内层铝股可选择导电率较高的铝线，提高输电容量，外层铝股则选择强度较高的铝合金线，以保证输电线安全运行．为了明确大跨越输电导线自重比载与钢芯铝股张力比的相关关系．本文选取7种常用的大跨越输电导线型号，并采用上述理论公式，计算了不同自重比载作用下导线钢芯和铝股张力比值，如图8所示．通过图8可知，不同输电导线的自重比载，钢芯和铝股承担张力比并不相同．例如AACSR-EST500/230型导线，自重比载为0.042 6，钢芯和铝股的张力比值为1.5，而AACSR-EST640/290，自重比载为0.042 9，钢芯和铝股的张力比为1.602 6．随着自重比载的增大，大跨越输电导线钢芯和铝股的张力比呈增大趋势．本文建立了大跨越架空AACSR-500/230型输电导线三维有限元模型，研究了大跨越输电导线钢芯和铝部应力分布特征．有如下结论：1)在轴向拉力作用下，大跨越输电导线钢芯承担了约60%的张力，铝芯约40%．其钢芯和铝股张力比约为3∶2，且每层钢芯和铝股承受的张力从内至外，呈增大趋势．2)输电导线股线截面应力大小与其所受约束距离有关，距约束端越近，则股线截面应力值越大．大跨越输电导线的悬挂点线夹出口处即为约束端，受力较为复杂，建议强化大跨越输电线导线线夹出口处的悬挂设计并定期检查．3)输电导线相邻层股线的轴向张力峰值呈现相位差，在轴向拉力的作用下外层铝股首先发生失效的可能性较大．在输电导线材料选择与导线制作时，建议内层铝股选择导电率较高的铝线，提高输电容量，外层铝股则应选择强度较高的铝合金线．4)随着自重比载的增大，大跨越输电导线钢芯和铝股的张力比呈增大趋势．5)考虑相邻层、同层股线接触节点的自由度耦合的有限元模型与理论值较为接近，可用于大跨越输电导线张力分层特性分析．。
- 1、下载文档前请自行甄别文档内容的完整性，平台不提供额外的编辑、内容补充、找答案等附加服务。
- 2、"仅部分预览"的文档,不可在线预览部分如存在完整性等问题,可反馈申请退款(可完整预览的文档不适用该条件!)。
- 3、如文档侵犯您的权益，请联系客服反馈,我们会尽快为您处理(人工客服工作时间：9:00-18:30)。
海岛环境下大跨越输电塔风荷载关键参数特性研究施力;潘峰;聂建波;陈成;郑剑伟【摘要】大跨越输电塔是集高耸结构和空间杆系结构2种特征于一体的风敏感结构,风与结构的相互作用十分复杂,风荷载是主要的设计荷载之一.以某一海岛环境大跨越输电塔为研究对象,研究了适用于工程的风速过渡区、风压高度变化系数;结合以往工程经验,提出体型系数的推荐取值;同时,参考国内外规范(IEC60826、BS50341),并通过CFD模拟,得出了塔身与横担角度风荷载的分配系数推荐值;通过研究,揭示了海岛环境下大跨越塔的风荷载关键参数的特性,结果可作为大跨越铁塔结构抗风设计的参考.【期刊名称】《电网与清洁能源》【年(卷),期】2015(031)004【总页数】7页(P25-31)【关键词】大跨越输电塔;风压调整系数;风速过渡区;体形系数;角度风荷载;分配系数【作者】施力;潘峰;聂建波;陈成;郑剑伟【作者单位】中国水利水电第四工程局有限公司国际公司,北京100070;中国能源建设集团浙江省电力设计院有限公司,浙江杭州310012;国网浙江省电力公司物资分公司,浙江杭州 310003;中国能源建设集团浙江省电力设计院有限公司,浙江杭州310012;中国能源建设集团浙江省电力设计院有限公司,浙江杭州310012【正文语种】中文【中图分类】TU311220 kV舟山本岛—岱山双回输电线路改造工程主要包括灌门大跨越、龟山大跨越和高亭大跨越三个大跨越，其中龟山大跨越处于线路的中间位置，连接秀山岛和官山岛，中间跨越龟山水道，大跨越耐张段长度3 714 m，最大跨越档距2 349 m，最大设计风速44 m/s。
大跨越输电塔是集高耸结构和空间杆系结构2种特征于一体的风敏感结构。
风荷载是主要的设计荷载之一；与常规塔相比，大跨越的档距、导地线荷载、铁塔高度等都有大幅度提高，有着特殊的风荷载特性和规律。
国内规范对于输电塔动力特性的处理主要是引入了风振系数的概念来调整基本风压，从而将脉动风转换为等效静风荷载进行计算。
《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》［1-2］（DL/T 5154-2002，以下简称《技术规定》）中规定，当杆塔全高超过60 m时，杆塔风振系数应按《建筑结构荷载规范》［3-4］（GB50009-2012）采用由下到上逐段增大的数值。
然而荷载规范中的风振系数计算公式仅适用于结构外形和质量沿高度分布均匀或规则变化的高层建筑或高耸结构，大跨越输电塔由于横担的存在使得全塔质量和受风面积分布不再均匀，设计时无法简单套用规范。
另外，对于风荷载的其他一些参数（过渡区，风高系数，体形系数，角度风分配）等的正确选取，都给设计人员提出了新的更高的要求，有必要进行深入细致的研究。
本文根据大跨越特定工程环境，研究适用于工程的风速过渡区、风压高度变化系数；结合以往工程经验，提出体型系数推荐值；参考国内外规范，补充塔身与横担风荷载角度风荷载分配系数，得出大跨越塔风荷载设计的一些结论。
近地风在其行程中会遇到各种各样的障碍物，随着流动风向障碍物粗糙度的变化，风速大小的变化也不尽一致。
一般，不同地面粗糙度类别有不同的风剖面，当风进入新的风剖面中，在达到平衡状态前，必须经过某一地面距离，称为过渡区，随着风流程的增加，新的风剖面将逐步形成。
风速随地面粗糙度类别的改变如图1所示。
一般地，在过渡区内的风速是逐步变化的，其风速应进行相应修正。
按我国目前的状况和习惯，未具体建议风速（风压）修正的方法，而是参考欧美等国家的相关规范，直接选择过渡区距离x=1 500 m进行分析和地面粗糙度类别分类。
欧美等国的相关规范条文如下：1）澳大利亚规范x－xi≥1 500 m为过渡区；2）英国规范认为需要1 000 m或更长的行程作为过渡区；3）美国规范规定B类地面粗糙度类别（相当于中国C类地面粗糙度类别）所代表的地区，在上风方向上要有大于460 m或10倍建筑物或其他结构物高度的距离，二者中取大值；规定A类地面粗糙度类别（相当于中国D类地面粗糙度类别）所代表的地区，在上风方向要有大于800 m或10倍建筑物高度的距离，二者中取大值；4）加拿大规范B类和C类地面粗糙度类别的上风方向至少要保持1 500 m的距离，否则要对风压高度变化系数进行修正。
因此，过渡区长度取1 500 m是比较合适的。
从国内外文献［4-6］可知，基本上一致认为在新地貌粗糙度改变点开始的下游500 m距离之内，风速剖面线仍与上游的风速剖面线相同。
当风从海面或湖面吹至陆地时，不管岸上陆地属何种地面粗糙度，都应从海岸边或湖岸边向陆地方向至少划出500 m的距离，视此区域属A类地面粗糙度类别，以此进行结构的抗风设计；对于从海岸边或湖岸边向陆地方向500 m至1 500 m的距离范围，其风流程仍处于新的地面粗糙度的过渡区内，可以仍按照A类地面粗糙度进行设计或者进行修正设计；而对于从海岸边或湖岸边向陆地方向大于1 500 m的距离范围，结构物按照新的地面粗糙度类别进行设计。
因此，根据本工程塔位与海岸线相对距离，取A类地面粗糙度是合理的。
风经过不同的地形会产生不同的变化，比较典型的有“爬坡效应”、“狭管效应”和“遮挡效应”等。
本工程大跨越高塔所处的海岛地形最为显著的是“爬坡效应”，即当风从海面吹向海岛后，由于遇到山坡或悬崖的阻碍会在坡顶或崖顶出现风速增大的现象。
国内外许多学者对此进行了大量的研究，如今较为成熟的处理方法主要有2种：虚拟接腿法与风压调整系数法。
虚拟接腿法顾名思义便是将塔下地形近似为塔的一部分塔腿，如图2所示。
在计算风荷载时，定义海平面为风压高度起算平面，风剖面截取地形以上部分，因此在风压高度变化系数的作用下，真实杆塔所受风荷载便被放大。
风压变化调整系数法是将地形进行简化处理，如图3所示，用理想曲线代替实际地形，然后应用控制变量法通过大量模拟与试验，考察风在越地形过程中风速的改变，拟合出包含高度、坡度及与目标建筑相对位置等地形特征量与风速增大比值之间的关系，并将风速比转化为风压比，用风压地形修正系数表示［7-9］。
ASCE规范在风压调整系数法模拟实际地形上应用了三维模型，计算结果更为合理，因此，参考其《Guidelines For Electrical Transmission Line Structural Loading》［10］（ASCE 74-2009）中的风压地形修正系数取值方法，计算海岛地形上大跨越输电高塔的风荷载，所得结果与虚拟接腿法进行对比，如表1、图4所示。
从对比结果可以得出：2种计算方法所得增大系数较为接近，风压增大系数在岛平面以上100 m范围内自下而上逐渐减小，100 m以上部分地形引起加速效应几乎消失，风压增大系数接近为1。
风压变化调整系数法较虚拟接腿法在100 m范围内考虑风速的增大效应更为合理，但2种计算方法所得增大系数最大相差在30%以内，且由于大跨越输电高塔控制风荷载以塔身上部为主，100 m相对239.5 m高塔未到塔身一半，且最大相差30%的风荷载偏差对全塔风荷载作用相差不大，因此虚拟接腿法的精度在工程可接受范围内，但更推荐使用ASCE风压变化调整系数法对风荷载进行修正。
一般推导的风压高度变化系数μz是以B类地貌的地面粗糙度类别为基准推导得出的，其计算公式如下：式中，W（z）为任一粗糙度类别z高度处的风压值。
由于本工程设计时取用的基本风压值W0是根据当地气象台站的统计资料分析得出的A类地貌风速，即W0≠WB0，此时再按照规范公式计算风压高度变化系数显然是错误的。
无论按照《建筑结构荷载规范》还是《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》查表，得到的μz值都不能直接代入计算杆塔风载标准值。
风压高度变化系数μz实质反应了风压随高度的变化规律，针对本工程，风压高度变化系数为A类地貌下z高度处风压值W（z）与同一地貌基准高度处风压W0的比值，即：式中，V（z）为z高度处的风速。
将式（3）代入式（2），得到风压高度变化系数μz的计算公式为：综上所述，本工程风压高度变化系数推荐选取下式：式中，η′为海岛地形风压高度增大系数，查表1。
《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》（DL/T 5154-2012）中规定，由圆钢管断面杆件组成的塔架，构件体型系数取值为：式中，η为塔架背风面荷载降低系数，对于方形截面塔主要与塔架挡风系数相关，可按《技术规定》表5.7-1查取。
式（6）中对于体型系数未给出确定的计算值，而是给出了一个取值范围0.7～1.2，这是由于塔架的体型系数受到钢管雷诺数、表面粗糙度等多项因素的影响，很难给出理论解，最有效的方法仍是通过模型风洞试验进行测定。
查阅文献资料，国内已完成的大跨越输电钢管塔都是进行了风洞试验对体型系数进行了测定。
通过天平测力试验，由天平测量模型在各风向角下所受的力和力矩，通过对测力结果的适当修正，即可得到塔架的体型系数。
对于输电塔而言，由于塔头的形状与塔身差异较大，应分别测定塔身及塔头的体型系数。
表2列出了其他工程4个跨越塔风洞试验测得的0°、90°风体型系数。
大跨越输电塔塔身的挡风系数通常在0.15～0.20之间，将表中体型系数进行换算，得到0°风向角塔身体型系数的值约为0.75，考虑到模型试验与实际受荷的差异，因此风荷载体形系数推荐取0.8。
当风向与塔身成夹角时，塔身所受风荷载在垂直和顺线条方向的分量随风向角的变化而不同。
张瑚［9］（2013）研究了角度风对转角塔水平荷载的影响，直线塔是转角塔的特殊情况。
杆塔规定2002、2012中，只给出了0°、45°、60°和90°4个风向角下塔身和横担的角度风荷载分配系数，如表3所示，角度风作用如图5所示。
注：K为塔身风载断面形状系数，单角钢取1.0，对组合角钢取1.1。
在已完成的诸多工程中多有遇到最不利风向角为15°、30°或其他角度的情况。
为此，根据IEC 60826-2003［11］（以下简称IEC）中关于杆塔塔身风荷载相关表述，并结合我国规范中风向角的定义，按照IEC规范中，塔身风荷载表达式都为：式中，Cx、Gt分别为体形系数（风阻系数）和风荷载组合系数；γW根据重现期的不同取值，一般取为1.00；β为计算角度，β=90－θ。
根据式（7）就可以计算得到塔身任意角度风向角下塔身所受风荷载，将0°、45°、60°和90°4个风向角扩展到0°～90°按15°一档进行细化，如表4所示。
可以得出：我国杆塔设计技术规定中0°、45°、60°和90°4个风向角下塔身风荷载的分量分配系数与IEC规范一致，建议本工程大跨越塔塔身风荷载按照15°一档进行多角度精细化分析。