CN111506944B - 考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法，适用于常规输电塔和超高输电塔的杆塔风荷载脉动折减系数的表达式。从而提出了采用杆塔风荷载脉动折减系数来考虑塔线耦合影响的输电塔风荷载设计方法。接着，通过算例验证推导公式的合理性。最后，对等效阻尼比和脉动荷载组合系数进行参数分析。有益效果：考虑塔线耦合对共振响应分量的影响和ε_c后，可以更准确地设计杆塔。

Description

考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法

技术领域

本发明涉及输电塔的设计技术领域，具体的说是一种考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法。

背景技术

输电塔的设计风荷载通常都是由单塔计算参数确定的，没有考虑输电塔挂线后产生的影响。然而实际工程中的输电线路是由输电塔、绝缘子串、导地线组成的塔线体系。为了让由单塔计算参数确定的设计风荷载能够准确地应用到塔线体系中，在计算设计风荷载时应考虑进塔线耦合的影响。

采用现场实测研究塔线耦合的影响是一种直接的研究方式。通过对输电线路进行现场实测，把握了塔线耦合体系的动力特性和气动阻尼特性。由于现场实测受风场特性不稳定的影响，测试结果的离散型较大，并且电晕会对测试结果有所干扰，影响测量精度，现场实测的研究结果需要进一步完善。

我国现行的电力相关标准采用塔线分离的方式，分别将杆塔、导线的等效静力风荷载施加到输电塔上，以此来设计输电塔。风荷载作用下，杆塔为小变形，荷载-位移满足线性叠加原理。如此，采用塔线分离的方式得到的杆塔最大风振位移为杆塔的等效静力风荷载引起的最大位移和导线的等效静力风荷载引起的最大位移的线性叠加。然而，这两部分荷载引起的最大位移并不是同时发生的，采用线性叠加的处理方式将会导致设计偏保守。

发明内容

针对上述问题，本发明提供了一种考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法，适用于常规输电塔和超高输电塔的杆塔风荷载脉动折减系数的表达式。从而提出了采用杆塔风荷载脉动折减系数来考虑塔线耦合影响的输电塔风荷载设计方法。

为达到上述目的，本发明采用的具体技术方案如下：

一种考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法，其关键技术在于具体步骤为：

S1：基于塔线体系的布置方案、物理参数以及单塔类型，构建塔线体系计算模型，并得到塔线体系计算模型图；

所述塔线体系计算模型中的杆塔为密实结构，塔身为正方形的变截面，由下至上尺寸变小，横担为等截面；所述塔线体系计算模型中的导线两端等高，与固定铰支座连接；所述塔线体系计算模型中的杆塔高度为H，横担悬臂长度为l_ca，绝缘子长度为l_in，导线跨度为L。导线挂点无高差；

所述单塔类型或为常规单塔，或为超高单塔；

S2：根据单塔类型，建立杆塔响应与杆塔风振系数的关系，得到塔高H处建立杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值σ_ut(H)与杆塔风振系数β(H)的关系式；

当导线悬挂于杆塔顶部时，建立导线与导线风振系数的关系，得到导线荷载引起塔顶位移的均方根值σ_uc的计算公式；

S3：根据步骤S1得到的内容，采用SRSS的方法确定塔线体系下杆塔的峰值响应计算公式；

S4：基于步骤S3的塔线体系下杆塔的峰值响应计算公式，采用塔线分离方法，引入杆塔风荷载脉动折减系数，并得到所述杆塔的峰值响应计算公式的等价峰值响应计算公式；

S5：以塔顶位移响应为目标，对步骤S4得到的所述杆塔的峰值响应计算公式的等价峰值响应计算公式进一步更新，得到带未知导线荷载引起塔顶位移的均方根值和未知杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值的脉动折减系数更新计算公式；

S6：将步骤S2中的计算得到的导线荷载引起塔顶位移的均方根值和杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值带入步骤S5得到脉动折减系数的更新计算公式中，得到脉动折减系数的最终计算公式，并计算杆塔风荷载脉动折减系数。

在计算杆塔荷载时，通过对输电塔风振系数和导线风振系数进行修正，考虑杆塔风荷载的脉动折减效应。由于脉动折减效应只与脉动荷载有关，与平均风荷载无关，杆塔的荷载-位移满足线性叠加原理，这两个修正风振系数可以表示为：

在计算到杆塔风荷载脉动折减系数后，通过上式可以计算得到风振系数；从而采用用β^*(z)、β^*分别替换β(z)、β后，根据DL/T 5154计算杆塔的设计风荷载和输电线的设计风荷载。采用塔线分离的方式设计杆塔

进一步的技术方案，步骤2中，若单塔为常规单塔，所述塔高H处建立杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值σ_ut(H)与杆塔风振系数β(H)的关系式为：

其中，ω₀为基本风压；μ_z(H)为风压随常规单塔高度变化系数；μ_s(H)为杆塔随高度阻力系数；b_s(H)随高度变化的迎风面宽度；g_s为峰值因子；ω₁为顺风向1阶模态的自振圆频率；m(H)为随高度变化的单位高度质量；

所述导线荷载引起塔顶位移的均方根值σ_uc的计算公式为：

其中，N_p为导线的相数；μ_sc为导线阻力系数；μ_z(H_c)为风压随导线高度变化系数N_c为分裂导线的个数；D_c为子导线/地线的计算外径；L_p为水平档距；H为塔高高度；E_t为弹性模量。

对于常规单塔，建立响应与风振系数的关系。σ_ut(z)与杆塔风振系数β(z)的关系为：

/>

在塔高H处建立σ_ut(H)与β(H)的关系：

结合步骤S1的塔线体系计算模型，当导线悬挂于杆塔顶部时，σ_uc与导线风振系数β的关系为：

σ_uc＝N_pW_xi_u/g_s, (1.40)

式中，N_p为导线的相数；i_u为单位荷载作用于塔顶时的塔顶位移。

对于步骤S1的塔线体系计算模型的杆塔而言，i_u的表达式为：

式中，E_t为杆塔的弹性模量。

不考虑覆冰影响，令σ_uc＝σ_uc(H)，将公式(1.41)代入公式(1.40)后得到：

导线的计算高度取为H_c，

s为导线的垂度。

同理，步骤2中，若单塔为超高单塔，所述塔高H处建立杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值σ_ut(H)与杆塔风振系数β(H)的关系式为：

其中，ω₀为基本风压；μ_z(H_g)为风压随超高单塔高度变化系数；μ_s(H)为杆塔随高度阻力系数；b_s(H)随高度变化的迎风面宽度；g_s为峰值因子；ω₁为顺风向1阶模态的自振圆频率；m(H)为随高度变化的单位高度质量；

所述导线荷载引起塔顶位移的均方根值σ_uc的计算公式为：

其中，N_p为导线的相数；μ_sc为导线阻力系数；N_c为分裂导线的个数；D_c为子导线/地线的计算外径；L_p为水平档距；H为塔高高度；E_t为弹性模量。

再进一步的技术方案，杆塔风荷载脉动折减系数主要用于杆塔的设计，在进行导线和绝缘子串的设计时，比如绝缘子串的风偏角计算，不应考虑该系数。

杆塔的脉动荷载主要为竖向相关，而导线的脉动荷载主要为水平相关，两者为独立变量步骤S3中的所述塔线体系下杆塔的峰值响应计算公式为：

/>

其中，所述

为由杆塔平均风荷载引起的杆塔响应；/>

为由导线平均风荷载引起的杆塔响应；/>

为塔线体系平均风荷载引起的杆塔响应σ_r为塔线体系下杆塔响应的标准差；g_s为峰值因子；σ_rt为由杆塔脉动风荷载引起的塔体均方根响应；σ_rc为由导线脉动风荷载引起的塔体均方根响应。

再进一步的技术方案，步骤S4中的所述杆塔的峰值响应计算公式的等价峰值响应计算公式为：

表示杆塔荷载引起的峰值响应，/>

表示输电线荷载引起的峰值响应。

引入ε_c后，杆塔的最大响应可以由两部分荷载引起杆塔最大响应折减后的线性叠加确定。若不考虑ε_c，

表示杆塔荷载引起的峰值响应，/>

表示输电线荷载引起的峰值响应，此时线性叠加的结果将比实际值偏大。

再进一步的技术方案，步骤S5中得到的带未知导线荷载引起塔顶位移的均方根值和未知杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值的脉动折减系数的计算公式为：

σ_uc表示导线荷载引起塔顶位移的均方根值；σ_ut(H)为随高度变化的杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值。

再进一步的，根据上述数据和公式，若单塔为常规单塔，步骤S6中的所述脉动折减系数的最终计算公式为：

其中，

若单塔为超高单塔，步骤S6中的所述脉动折减系数的最终计算公式为：

其中，

本发明的有益效果：本发明考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法，适用于常规输电塔和超高输电塔的杆塔风荷载脉动折减系数的表达式。从而提出了采用杆塔风荷载脉动折减系数来考虑塔线耦合影响的输电塔风荷载设计方法。接着，通过算例验证推导公式的合理性。最后，对等效阻尼比和脉动荷载组合系数进行参数分析。有益效果：考虑塔线耦合对共振响应分量的影响和ε_c后，可以更准确地设计杆塔。

附图说明

图1是本发明计算方法流程图；

图2是塔线体系计算模型图；

图3是单塔风振系数及最大位移示意图；

图4是导线等效静力风荷载及其分量示意图；

图5是是否考虑ε_c对杆塔最大位移的影响对比示意图；

图6是输电塔的风振系数对杆塔风荷载脉动折减系数的影响对比示意图；

图7是导线的风振系数对杆塔风荷载脉动折减系数的影响对比示意图；

图8是塔高对杆塔风荷载脉动折减系数的影响对比示意图；

图9是水平档距对杆塔风荷载脉动折减系数的影响对比示意图；

图10是导线相数对杆塔风荷载脉动折减系数的影响对比示意图。

具体实施方式

下面结合附图对本发明的具体实施方式以及工作原理作进一步详细说明。

在本实施例中，采用有限元模型和本发明推导的理论公式对图2的输电线路进行计算，对比两者的计算结果，验证推导公式的合理性。理论公式适用于基于不同方法确定的风振系数，这里采用我国荷载规范计算风振系数的惯性力法，不失一般性。杆塔和导线的等效静力风荷载均采用基于随机振动理论的频域公式计算。

一种考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法，结合图1可以看出，具体步骤为：

S1：基于塔线体系的布置方案、物理参数以及单塔类型，构建塔线体系计算模型，并得到塔线体系计算模型图；其中，塔线体系计算模型图如图2所示。

所述塔线体系计算模型中的杆塔为密实结构，塔身为正方形的变截面，由下至上尺寸变小，横担为等截面；所述塔线体系计算模型中的导线两端等高，与固定铰支座连接；所述塔线体系计算模型中的杆塔高度为H，横担悬臂长度为l_ca，绝缘子长度为l_in，导线跨度为L。导线挂点无高差；

所述单塔类型或为常规单塔，或为超高单塔；

在本实施例中，计算参数为：H＝90m，

A_s，ca＝0372m²，M_ca＝5514.522kg，/>

μ_s(z)＝1，l_in＝10m，L＝700m，N_c＝6，m_c＝1.917kg/m，D_c＝0.032m，μ_sc＝1，T₀＝70500.446N，m_in＝123.808kg/m，D_in＝0.36m，α＝015，/>

N_p＝2；以上参数中T₀为导线的水平初张力。来流风向为90°，杆塔不考虑被风面的风荷载，横担的被风面风荷载与迎风面风荷载相同，不考虑遮挡效应。杆塔和导线的体形系数取1。

S2：根据单塔类型，建立杆塔响应与杆塔风振系数的关系，得到塔高H处建立杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值σ_ut(H)与杆塔风振系数β(H)的关系式；

当导线悬挂于杆塔顶部时，建立导线与导线风振系数的关系，得到导线荷载引起塔顶位移的均方根值σ_uc的计算公式；

步骤S2中，若单塔为常规单塔，所述塔高H处建立杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值σ_ut(H)与杆塔风振系数β(H)的关系式为：

其中，ω₀为基本风压；μ_z(H)为风压随常规单塔高度变化系数；μ_s(H)为杆塔随高度阻力系数；b_s(H)随高度变化的迎风面宽度；g_s为峰值因子；ω₁为顺风向1阶模态的自振圆频率；m(H)为随高度变化的单位高度质量；

所述导线荷载引起塔顶位移的均方根值σ_uc的计算公式为：

其中，N_p为导线的相数；μ_sc为导线阻力系数；μ_z(H_c)为风压随导线高度变化系数N_c为分裂导线的个数；D_c为子导线/地线的计算外径；L_p为水平档距；H为塔高高度；E_t为弹性模量。

若单塔为超高单塔，所述塔高H处建立杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值σ_ut(H)与杆塔风振系数β(H)的关系式为：

其中，ω₀为基本风压；μ_z(H_g)为风压随超高单塔高度变化系数；μ_s(H)为杆塔随高度阻力系数；b_s(H)随高度变化的迎风面宽度；g_s为峰值因子；ω₁为顺风向1阶模态的自振圆频率；m(H)为随高度变化的单位高度质量；

所述导线荷载引起塔顶位移的均方根值σ_uc的计算公式为：

其中，N_p为导线的相数；μ_sc为导线阻力系数；N_c为分裂导线的个数；D_c为子导线/地线的计算外径；L_p为水平档距；H为塔高高度；E_t为弹性模量。

(1)确定单塔的风振系数

基于随机振动理论确定单塔的风振系数分布，此时ζ＝1％。并将等效静力风荷载施加在杆塔上，对比频域与时域计算的杆塔位移最大值，验证风振系数计算的正确性，如图3所示。对比表明频域计算的等效静力风荷载可靠。在本实施例中，结合图3可以看出，β(H)＝1.776。采用基于塔线耦合影响因子的输电塔共振响应的等效阻尼系数计算方法计算等效阻尼系数，得到等效阻尼系数ζ＝ζ_e＝5.2％，则重新计算β(H)＝1.478。

其中，基于塔线耦合影响因子的输电塔共振响应的等效阻尼系数计算方法计算步骤为：步骤1：基于塔线体系的布置方案和物理参数，构建塔线体系计算模型，并得到塔线体系计算模型图；

步骤2：设定导线和绝缘子串振动的假设条件，得到的塔线体系中导线和绝缘子串的振型图以及迎风面、被风面导线和绝缘子串的广义质量、广义刚度和广义阻尼；并将塔线体系中导线和绝缘子串组合形成索结构体系；

所述导线和绝缘子串振动的假设条件为：迎风面和背风面的导线在风荷载下的振动同步；绝缘子串的频率和阻尼比由导线控制，与导线的一致。

所述迎风面、被风面导线的广义质量计算公式为：

所述迎风面、被风面导线的广义刚度计算公式为：

所述迎风面、被风面导线的广义阻尼计算公式为：

m_c为单根导线单位线长的质量；单根导线振型

γ_g为导线的自重比载；σ₀为导线的水平初应力；Γ为导线的线长，/>

ζ_c＝ζ_sc+ζ_ac；ζ_sc为导线结构阻尼比；ζ_ac为导线启动阻尼比；N_c为分裂导线的个数；T_w为平均风状态下单根导线的水平张力；ζ_c为导线阻尼比；

所述迎风面、被风面绝缘子串的广义质量计算公式为：

所述迎风面、被风面绝缘子串的广义刚度计算公式为：

所述迎风面、被风面绝缘子串的广义阻尼计算公式为：

其中，m_in为绝缘子串单位高度质量；D_in为绝缘子串迎风外径；绝缘子串振型

H-l_in≤z≤H；ζ_in为绝缘子串阻尼比；/>

l_in为绝缘子长度；其中，索结构体系对应的广义质量、广义刚度和广义阻尼的计算公式为：

步骤3：将步骤2得到的数据构建索结构体系结合杆塔结构组成塔线耦合简化计算模型；

步骤4：基于杆塔结构组成塔线耦合简化计算模型，求取塔线体系下杆塔顺风向位移的共振分量的均方值和单塔时杆塔顺风向位移共振分量的均方值；从而得到二者的比例式；步骤4中所述塔线体系下杆塔顺风向位移的共振分量的均方值的计算公式为：

其中，

/>

λ_n＝n_ci/n_t；

杆塔1阶模态的振型φ_t(z)＝(z/H)²，0≤z≤H；

为杆塔的广义质量，/>

M_ca为横担的质量，m_t(z)为随高度变化的杆塔单位高度质量；

coh(z₁,z₂)为z₁和z₂高度处两点的脉动风速的相干函数；

S_f(n_t)为归一化风速谱，n_t为杆塔脉动风速的频率；

σ_v'为脉动风速的标准差；

为索结构与杆塔的广义质量比值，/>

λ_n为索结构与杆塔的频率比值；λ_n＝n_ci/n_t；导线悬挂于杆塔的顶部，

ζ_t为总阻尼比；ζ_t＝ζ_st+ζ_at；ζ_st为杆塔结构阻尼比；ω_t为杆塔无阻尼振动的圆频率；ζ_ci为索结构总阻尼比，近视取导线阻尼比，ζ_ci≈ζ_c，ζ_c＝ζ_sc+ζ_ac；

ρ_a为空气密度，μ_s(z)为风压随高度变化系数；b_s(z)为随高度变化的迎风面宽度；

随高度变化的平均风速，σ_v'为脉动风速的标准差；

ζ_at为杆塔气动阻尼比；

A_s，ca为横担的挡风面积；

所述单塔时杆塔顺风向位移共振分量的均方值的计算公式为：

其中，

所述塔线体系下杆塔顺风向位移的共振分量和所述单塔时杆塔顺风向位移共振分量的比例式为：

步骤5：基于步骤4得到的计算公式，推导悬挂导线后塔线等效阻尼系数的计算公式，并计算得出对应的塔线等效阻尼系数。步骤5中推导悬挂导线后塔线等效阻尼系数的计算公式的步骤为：

悬挂导线后杆塔的等效阻尼比为：

其中，ρ与ζ_e的关系为：

对于输电塔线体系而言，索结构为柔性体系，卓越频率远小于杆塔的频率；则忽略λ_n的高阶项；

杆塔的阻尼比约为0.01，索结构的阻尼比小于1，则忽略

项；

导线悬挂于杆塔的顶部，

故悬挂导线后塔线等效阻尼系数的计算公式为：ζ_e≈ζ_t+μ_M*λ_nζ_ci。

(2)确定导线的风振系数

以绝缘子串传递给杆塔的力为响应目标，采用频域方法确定导线的等效静力风荷载分布如图4所示。

绝缘子串传递给杆塔的力为水平档距内导线风荷载的总和。等效静力风荷载作用下，水平档距内迎风面和被风面的导线风荷载总和为3.257×10²kN；平均风荷载作用下，水平档距内迎风面和被风面的导线风荷载总和为2.682×10²kN，由两者比值确定的风振系数为1.214。通过有限元模型的时域计算分析确定的风振系数为1.229。时域计算结果与频域计算结果的误差为1.22％，两者吻合度好。

S3：根据步骤S1得到的内容，采用SRSS的方法确定塔线体系下杆塔的峰值响应计算公式；步骤S3中的所述塔线体系下杆塔的峰值响应计算公式为：

其中，所述

为由杆塔平均风荷载引起的杆塔响应；/>

为由导线平均风荷载引起的杆塔响应；/>

为塔线体系平均风荷载引起的杆塔响应σ_r为塔线体系下杆塔响应的标准差；g_s为峰值因子；σ_rt为由杆塔脉动风荷载引起的塔体均方根响应；σ_rc为由导线脉动风荷载引起的塔体均方根响应。

S4：基于步骤S3的塔线体系下杆塔的峰值响应计算公式，采用塔线分离方法，引入杆塔风荷载脉动折减系数，并得到所述杆塔的峰值响应计算公式的等价峰值响应计算公式；

步骤S4中的所述杆塔的峰值响应计算公式的等价峰值响应计算公式为：

表示杆塔荷载引起的峰值响应，/>

表示输电线荷载引起的峰值响应。

S5：以塔顶位移响应为目标，对步骤S4得到的所述杆塔的峰值响应计算公式的等价峰值响应计算公式进一步更新，得到带未知导线荷载引起塔顶位移的均方根值和未知杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值的脉动折减系数更新计算公式；

步骤S5中得到的带未知导线荷载引起塔顶位移的均方根值和未知杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值的脉动折减系数的计算公式为：

σ_uc表示导线荷载引起塔顶位移的均方根值；σ_ut(H)为随高度变化的杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值。

S6：将步骤S2中的计算得到的导线荷载引起塔顶位移的均方根值和杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值带入步骤S5得到脉动折减系数的更新计算公式中，得到脉动折减系数的最终计算公式，并计算杆塔风荷载脉动折减系数。

若单塔为常规单塔，步骤S6中的所述脉动折减系数的最终计算公式为：

其中，

若单塔为超高单塔，步骤S6中的所述脉动折减系数的最终计算公式为：

其中，

(3)确定塔与线的脉动风荷载组合系数

将β(H)＝1.478和β＝1.214代入公式

计算ε_c＝0.791。采用公式e'＝ε_c-1计算e′＝-20.9％。这意味着采用传统的塔线分离方法，不考虑ε_c时引起杆塔位移均方根的误差为-20.9％。分别采用时域、频域方法计算塔线体系下杆塔响应的最大值，评估是否考虑ε_c引起杆塔响应最大值的误差，如图5所示。

图5中，考虑ε_c时，计算的杆塔最大位移与实际值的吻合度更好，表明本章推导ε_c的计算公式是正确的。不考虑ε_c时，计算的杆塔最大位移比实际值偏大，最大误差达到4.85％。由于杆塔响应的平均分量在总响应中的占比大，因而不考虑ε_c对杆塔位移最大值的影响要比对杆塔位移均方根值的影响小。若不考虑ε_c，即取ε_c＝1，也不考虑塔线耦合的杆塔共振响应的影响，即取ζ＝1％，此时引起的最大误差到达到7.87％，不满足工程使用需求。

当图5中的地面粗糙度类别由B类调整为C类、D类时，杆塔响应脉动分量与总响应的比值增大，不考虑ε_c时引起杆塔位移最大值的误差也将进一步增大。为使杆塔的设计更为合理，建议计算杆塔风荷载时考虑ε。

影响参数分析

(1)输电塔的风振系数和导线的风振系数

输电塔的风振系数对ε_c的影响如图6所示，随着输电塔的风振系数的增大，ε_c非线性地减小，并且减小趋势逐渐变缓。在风振系数的变化范围内，ε_c的取值范围为0.71～1.00。

导线的风振系数对ε_c的影响如图7所示，随着导线的风振系数的增大，ε_c非线性地先减小再增大，减小趋势逐渐变缓，增大趋势接近于线性。在风振系数的变化范围内，ε_c的取值范围为0.71～1.00。

(2)塔高

塔高对ε_c的影响如图8所示，随着塔高的增大，ε_c非线性地先减小再增大，增大趋势逐渐变缓。在塔高的变化范围内，ε_c的取值范围为0.71～0.99。

(3)水平档距

水平档距对ε_c的影响如图9所示，随着水平档距的增大，ε_c近似线性地增大。在水平档距的变化范围内，ε_c的取值范围为0.71～0.79，水平档距对ε_c的影响较小。

(4)导线相数

导线相数对ε_c的影响如图10所示，随着导线相数的增大，ε_c非线性地增大，并且增大趋势逐渐变缓。在导线相数的变化范围内，ε_c的取值范围为0.71～0.89，导线相数对ε_c的影响较小。

综上所述，(1)本发明采用输电塔风振系数和输电线风振系数推导了适用于常规输电塔和超高输电塔的ε_c表达式。并给出发明提出的塔线分离方法的设计步骤，同时考虑塔线耦合对共振响应分量的影响和ε_c后，可以更准确地设计杆塔。

(2)通过时域计算验证本文推导的ε_c表达式的正确性，结果表明采用塔线分离的方式设计杆塔，考虑ε_c的结果与实际值接近，不考虑ε_c的结果比实际值偏大。是否考虑ε_c对杆塔脉动响应的影响大，对杆塔最大响应的影响相对较小。当杆塔的脉动响应在总响应中占比大时，ε_c对杆塔最大响应的影响不可忽略。采用传统的塔线分离方法计算杆塔的风振位移最大值，计算结果与实际结果的误差超出工程精度要求。采用发明提出的塔线分离方法的计算结果是准确解，可以运用到杆塔设计。

(3)ε_c受杆塔的风振系数、导线的风振系数、塔高、水平档距和导线相数的影响。当杆塔荷载和导线荷载各自引起的杆塔响应相等时，ε_c达到最小值0.71。当杆塔荷载、导线荷载各自引起的杆塔响应的差距增大时，ε_c增大，最大值接近于1。工程设计参数范围内，杆塔的风振系数、导线的风振系数和塔高对ε_c的影响明显。随着杆塔的风振系数的增大，ε_c非线性地减小，并且减小趋势逐渐变缓。随着导线的风振系数的增大，ε_c非线性地先减小再增大，减小趋势逐渐变缓，增大趋势接近于线性。随着塔高的增大，ε_c非线性地先减小再增大，增大趋势逐渐变缓。

应当指出的是，上述说明并非是对本发明的限制，本发明也并不仅限于上述举例，本技术领域的普通技术人员在本发明的实质范围内所做出的变化、改性、添加或替换，也应属于本发明的保护范围。

Claims (7)

1.一种考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法，其特征在于具体步骤为：

S1：基于塔线体系的布置方案、物理参数以及单塔类型，构建塔线体系计算模型，并得到塔线体系计算模型图；

所述塔线体系计算模型中的杆塔为密实结构，塔身为正方形的变截面，由下至上尺寸变小，横担为等截面；所述塔线体系计算模型中的导线两端等高，与固定铰支座连接；所述塔线体系计算模型中的杆塔高度为H，横担悬臂长度为l_ca，绝缘子长度为l_in，导线跨度为L，导线挂点无高差；

所述单塔类型或为常规单塔，或为超高单塔；

S2：根据单塔类型，建立杆塔响应与杆塔风振系数的关系，得到塔高H处建立杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值σ_ut(H)与杆塔风振系数β(H)的关系式；

当导线悬挂于杆塔顶部时，建立导线与导线风振系数的关系，得到导线荷载引起塔顶位移的均方根值σ_uc的计算公式；

S3：根据步骤S1得到的内容，采用SRSS的方法确定塔线体系下杆塔的峰值响应计算公式；

S4：基于步骤S3的塔线体系下杆塔的峰值响应计算公式，采用塔线分离方法，引入杆塔风荷载脉动折减系数，并得到所述杆塔的峰值响应计算公式的等价峰值响应计算公式；

S5：以塔顶位移响应为目标，对步骤S4得到的所述杆塔的峰值响应计算公式的等价峰值响应计算公式进一步更新，得到带未知导线荷载引起塔顶位移的均方根值和未知杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值的脉动折减系数更新计算公式；

步骤S5中得到的带未知导线荷载引起塔顶位移的均方根值和未知杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值的脉动折减系数的计算公式为：

σ_uc表示导线荷载引起塔顶位移的均方根值；σ_ut(H)为随高度变化的杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值；

再进一步的，根据上述数据和公式，若单塔为常规单塔，步骤S6中的所述脉动折减系数的最终计算公式为：

S6：将步骤S2中的计算得到的导线荷载引起塔顶位移的均方根值和杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值带入步骤S5得到脉动折减系数的更新计算公式中，得到脉动折减系数的最终计算公式，并计算杆塔风荷载脉动折减系数。

2.根据权利要求1所述的考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法，其特征在于步骤2中，若单塔为常规单塔，所述塔高H处建立杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值σ_ut(H)与杆塔风振系数β(H)的关系式为：

其中，ω₀为基本风压；μ_z(H)为风压随常规单塔高度变化系数；μ_s(H)为杆塔随高度阻力系数；b_s(H)随高度变化的迎风面宽度；g_s为峰值因子；ω₁为顺风向1阶模态的自振圆频率；m(H)为随高度变化的单位高度质量；

所述导线荷载引起塔顶位移的均方根值σ_uc的计算公式为：

其中，N_p为导线的相数；μ_sc为导线阻力系数；μ_z(H_c)为风压随导线高度变化系数N_c为分裂导线的个数；D_c为子导线/地线的计算外径；L_p为水平档距；H为塔高高度；E_t为弹性模量。

3.根据权利要求1所述的考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法，其特征在于步骤2中，若单塔为超高单塔，所述塔高H处建立杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值σ_ut(H)与杆塔风振系数β(H)的关系式为：

其中，ω₀为基本风压；μ_z(H_g)为风压随超高单塔高度变化系数；μ_s(H)为杆塔随高度阻力系数；b_s(H)随高度变化的迎风面宽度；g_s为峰值因子；ω₁为顺风向1阶模态的自振圆频率；m(H)为随高度变化的单位高度质量；

所述导线荷载引起塔顶位移的均方根值σ_uc的计算公式为：

其中，N_p为导线的相数；μ_sc为导线阻力系数；N_c为分裂导线的个数；D_c为子导线/地线的计算外径；L_p为水平档距；H为塔高高度；E_t为弹性模量。

4.根据权利要求2或3所述的考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法，其特征在于步骤S3中的所述塔线体系下杆塔的峰值响应计算公式为：

其中，所述

为由杆塔平均风荷载引起的杆塔响应；

为由导线平均风荷载引起的杆塔响应；

为塔线体系平均风荷载引起的杆塔响应σ_r为塔线体系下杆塔响应的标准差；g_s为峰值因子；σ_rt为由杆塔脉动风荷载引起的塔体均方根响应；σ_rc为由导线脉动风荷载引起的塔体均方根响应。

5.根据权利要求4所述的考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法，其特征在于步骤S4中的所述杆塔的峰值响应计算公式的等价峰值响应计算公式为：

表示杆塔荷载引起的峰值响应，

表示输电线荷载引起的峰值响应。

6.根据权利要求5所述的考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法，其特征在于步骤S5中得到的带未知导线荷载引起塔顶位移的均方根值和未知杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值的脉动折减系数的计算公式为：

σ_uc表示导线荷载引起塔顶位移的均方根值；σ_ut(H)为随高度变化的杆塔荷载引起塔顶位移的均方根值。

7.根据权利要求6所述的考虑塔线耦合效应的杆塔风荷载脉动折减系数计算方法，其特征在于：若单塔为常规单塔，步骤S6中的所述脉动折减系数的最终计算公式为：

其中，

若单塔为超高单塔，步骤S6中的所述脉动折减系数的最终计算公式为：

其中，

Images