輸電導(dǎo)線氣動(dòng)阻尼效應(yīng)的風(fēng)洞試驗(yàn)研究

王述良， 梁樞果， 鄒良浩， 汪大海

(1.武漢大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，武漢 430072；2.武漢理工大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，武漢 430070)

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輸電導(dǎo)線氣動(dòng)阻尼效應(yīng)的風(fēng)洞試驗(yàn)研究

王述良1， 梁樞果1， 鄒良浩1， 汪大海2

(1.武漢大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，武漢 430072；2.武漢理工大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，武漢 430070)

基于單跨六分裂輸電導(dǎo)線氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)，測得了不同風(fēng)速下輸電導(dǎo)線端部，即輸電導(dǎo)線傳遞給輸電塔的動(dòng)張力時(shí)程，結(jié)合經(jīng)驗(yàn)?zāi)B(tài)分解法(EMD)、小波分析及隨機(jī)減量法(RDT)識(shí)別了輸電導(dǎo)線的前四階氣動(dòng)阻尼比，并將其與基于準(zhǔn)定常理論的氣動(dòng)阻尼比進(jìn)行了對比?？紤]氣動(dòng)阻尼的影響，對輸電導(dǎo)線動(dòng)張力進(jìn)行了計(jì)算。研究結(jié)果表明：輸電導(dǎo)線的氣動(dòng)阻尼相對于結(jié)構(gòu)阻尼，占有主導(dǎo)地位，在強(qiáng)風(fēng)下可以達(dá)到結(jié)構(gòu)阻尼比的10倍以上；由于輸電導(dǎo)線的風(fēng)致非線性振動(dòng)，使得基于準(zhǔn)定常理論的氣動(dòng)阻尼比與識(shí)別結(jié)果相比存在顯著差異；強(qiáng)風(fēng)作用下，不考慮氣動(dòng)阻尼比的計(jì)算結(jié)果將嚴(yán)重地高估輸電導(dǎo)線的風(fēng)致動(dòng)張力響應(yīng)。

風(fēng)洞試驗(yàn)；氣彈模型；氣動(dòng)阻尼；輸電導(dǎo)線；風(fēng)致響應(yīng)

輸電導(dǎo)線是送電線路的重要組成部分，其結(jié)構(gòu)的安全性直接關(guān)系到整個(gè)送電系統(tǒng)的正常運(yùn)行，隨著用電需求地不斷增大，長距離送電已經(jīng)越來越多的應(yīng)用到實(shí)際工程中，輸電導(dǎo)線的檔距也相應(yīng)地不斷增大，使得其對風(fēng)荷載的作用更為敏感，由于輸電導(dǎo)線風(fēng)致振動(dòng)的強(qiáng)非線性，在風(fēng)荷載作用下，其風(fēng)致振動(dòng)機(jī)理十分復(fù)雜，氣彈效應(yīng)特別是氣動(dòng)阻尼效應(yīng)的影響不可忽略[1-2]。METHA等[3-4]通過實(shí)測數(shù)據(jù)證實(shí)了作用于輸電塔上的導(dǎo)地線的強(qiáng)氣動(dòng)阻尼力，在強(qiáng)風(fēng)作用下，輸電導(dǎo)線的幾何非線性和附加的氣動(dòng)阻尼力對輸電塔的作用十分明顯。因此，準(zhǔn)確的考慮氣動(dòng)阻尼對輸電導(dǎo)線風(fēng)致響應(yīng)的影響是進(jìn)行輸電線路精細(xì)化設(shè)計(jì)的重要基礎(chǔ)。盡管，對于整個(gè)輸電線路氣彈效應(yīng)的研究已經(jīng)受到較為廣泛的關(guān)注。TAKEUCHI等[5]運(yùn)用兩個(gè)實(shí)際輸電塔的實(shí)測數(shù)據(jù)，進(jìn)行了輸電塔的氣動(dòng)阻尼比識(shí)別，分析了輸電塔氣動(dòng)阻尼比隨風(fēng)速及頻率的變化規(guī)律。任坤等[6]通過風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了輸電塔線體系氣動(dòng)阻尼比識(shí)別。鄒良浩等[7]識(shí)別了輸電塔在掛線和不掛線情況下各階振型結(jié)構(gòu)阻尼比和氣動(dòng)阻尼比，分析輸電塔在掛線和不掛線情況下結(jié)構(gòu)阻尼比和氣動(dòng)阻尼比的變化規(guī)律。段成蔭等[8]采用特征系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)算法(ERA)對輸電塔風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了包括氣動(dòng)阻尼在內(nèi)的模態(tài)參數(shù)識(shí)別。樓文娟等[9]針對連續(xù)多跨輸電線路在瞬態(tài)風(fēng)場作用下的風(fēng)偏問題，提出考慮氣動(dòng)阻尼效應(yīng)的輸電線路風(fēng)偏動(dòng)態(tài)分析方法,結(jié)果表明輸電線路氣動(dòng)阻尼對風(fēng)偏動(dòng)態(tài)響應(yīng)影響顯著。對于輸電導(dǎo)線氣動(dòng)阻尼及其對傳遞給塔架的風(fēng)致動(dòng)張力影響的研究卻鮮有所見，然而了解輸電導(dǎo)線的氣動(dòng)阻尼，進(jìn)而精確計(jì)算輸電導(dǎo)線傳遞給塔架的荷載是了解塔線耦合振動(dòng)特性及進(jìn)行解耦分析的重要基礎(chǔ)。

鑒于此，本文進(jìn)行了典型六分裂輸電導(dǎo)線全跨縮尺氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)，測得了其端部動(dòng)張力即傳遞給塔架的荷載，并基于動(dòng)張力時(shí)程，結(jié)合運(yùn)用EMD,小波分析以及隨機(jī)減量技術(shù)識(shí)別氣動(dòng)阻尼:首先通過EMD對振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行分解，進(jìn)一步運(yùn)用小波分析消除頻率混疊的影響，最后運(yùn)用RDT進(jìn)行氣動(dòng)阻尼識(shí)別，使得識(shí)別結(jié)果更為穩(wěn)定;并將識(shí)別結(jié)果與基于準(zhǔn)定常理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對比分析。此外，基于輸電導(dǎo)線動(dòng)張力計(jì)算模型，分析了考慮與不考慮氣動(dòng)阻尼對輸電導(dǎo)線風(fēng)致動(dòng)張力的影響。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)方案

1.1 氣彈模型設(shè)計(jì)與制作

根據(jù)相似理論，設(shè)計(jì)了原型為JL/G3A-1000/45的單跨輸電導(dǎo)線氣彈模型，其外徑為42.08 mm，線密度3 100 kg/m，彈性模量60.6 GPa，跨度500 m，弧垂17.5 m，分裂間距500 mm。氣彈模型設(shè)計(jì)時(shí)，除應(yīng)該滿足幾何相似以外，還應(yīng)該滿足質(zhì)量相似、阻尼相似以及弗勞德數(shù)、斯托羅哈數(shù)、柯西數(shù)等氣動(dòng)參數(shù)的相似，雖然在風(fēng)洞中難以滿足雷諾數(shù)相似的要求，但是由于多分裂輸電導(dǎo)線間氣流的相互穿梭擾亂了漩渦的形成，使得雷諾數(shù)效應(yīng)并不顯著，本文模型設(shè)計(jì)時(shí)不予考慮，氣彈模型相似參數(shù)如表1所示。

表1 輸電導(dǎo)線氣彈模型相似參數(shù)

基于此，采用銅絲模擬輸電導(dǎo)線的拉伸剛度，采用塑料管模擬輸電導(dǎo)線的外形，分段包于銅絲之外，不提供輸電導(dǎo)線模型的拉伸剛度，并用鉛絲緊密纏繞于塑料管表面提供附加質(zhì)量以模擬輸電導(dǎo)線的線密度，且對輸電導(dǎo)線的迎風(fēng)面積影響甚微。使用1 mm厚ABS板模擬六分裂輸電導(dǎo)線間隔棒，其質(zhì)量相對于輸電導(dǎo)線本身而言可以忽略，間隔棒的設(shè)計(jì)如圖1所示。

圖1 間隔棒模型設(shè)計(jì)Fig.1 Spacers design

1.2 風(fēng)洞試驗(yàn)

輸電導(dǎo)線氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)(如圖2所示)在西南交通大學(xué)XNJD-3號(hào)風(fēng)洞中進(jìn)行，該風(fēng)洞為立式回流閉口式邊界層風(fēng)洞，試驗(yàn)段截面寬22.5 m，高4.5 m，長36 m。試驗(yàn)風(fēng)速范圍為1～16.5 m/s連續(xù)可調(diào)。試驗(yàn)時(shí)，采用多個(gè)尖劈和分布立方體粗糙元模擬輸電塔-線體系B類典型地貌紊流風(fēng)場。圖3(a)、3(b)為模型放置位置的平均風(fēng)速和紊流度剖面、脈動(dòng)風(fēng)速功率譜密度與Karman譜的對比。

圖2 氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)Fig.2 Aero-elastic model wind tunnel test

采用六分量測力天平測試輸電導(dǎo)線端部動(dòng)張力, 測力天平采樣頻率均為200 Hz，采樣時(shí)間90 s。風(fēng)向角90°～0°，間隔10°的一個(gè)工況，本文針對最不利風(fēng)向角90°時(shí)的情況進(jìn)行研究。風(fēng)洞試驗(yàn)風(fēng)速2～7 m/s，間隔0.5 m/s。風(fēng)向角及坐標(biāo)定義如圖4所示，測力天平的三個(gè)剪力測試分量分別對應(yīng)于輸電導(dǎo)線水平向、豎向以及順線向端部張力分量。

圖3 風(fēng)場模擬Fig.3 Wind field simulation

圖4 風(fēng)向角及坐標(biāo)定義示意圖Fig.4 Definition of wind direction and coordinate

2 動(dòng)力特性測試

根據(jù)懸索理論[10]，可以求得本次試驗(yàn)輸電導(dǎo)線模型振型頻率的理論解， 為了驗(yàn)證輸電導(dǎo)線氣彈模型制作的效果，對輸電導(dǎo)線模型進(jìn)行了自由振動(dòng)響應(yīng)的測試，采用測力天平測得張力進(jìn)行頻率的識(shí)別。圖5和圖6給出了輸電導(dǎo)線自由振動(dòng)平面內(nèi)、平面外動(dòng)張力時(shí)程以及對應(yīng)的功率譜密度函數(shù)，并可以識(shí)別出結(jié)構(gòu)的前四階振型阻尼比及頻率，識(shí)別結(jié)果與理論值對比如表2所示。由表2可以看出輸電導(dǎo)線模型面外一階對稱振型頻率實(shí)測值為0.66與目標(biāo)值比較接近，豎向激發(fā)出面內(nèi)一階對稱振型，其頻率為1.63與目標(biāo)值也比較接近，同時(shí)也激發(fā)出了具有一定貢獻(xiàn)的二階振型，且頻率與理論值也比較接近，從而驗(yàn)證了本文模型制作的可靠性。

圖5 輸電導(dǎo)線平面外自由振動(dòng)及功率譜Fig.5 Time history and PSD of out-of-plane tension of transmission conductor

圖6 輸電導(dǎo)線平面內(nèi)自由振動(dòng)及功率譜Fig.6 Time history and PSD of in-plane tension of transmission conductor

階數(shù)理論頻率/Hz實(shí)測頻率/Hz阻尼比/%振型描述10.650.660.97面外對稱振型21.31.21.11面外反對稱振型31.61.631.54面內(nèi)對稱振型42.152.21.64面內(nèi)對稱振型

3 氣動(dòng)阻尼識(shí)別與分析

3.1 氣動(dòng)阻尼識(shí)別

由于輸電導(dǎo)線的風(fēng)致振動(dòng)頻率分布特別密集，其動(dòng)張力數(shù)據(jù)包含很多頻率十分接近的成分，如圖7所示，為90°風(fēng)向角時(shí)，輸電導(dǎo)線端部動(dòng)張力功率譜。單純的使用隨機(jī)減量技術(shù)(RDT)進(jìn)行氣動(dòng)阻尼識(shí)別，得到的自由振動(dòng)信號(hào)往往會(huì)產(chǎn)生頻率混疊的現(xiàn)象，這樣會(huì)影響阻尼識(shí)別的精度。為此，本文根據(jù)文獻(xiàn)[7]提出的EMD,小波分析以及RDT相結(jié)合的方法，對輸電導(dǎo)線的氣動(dòng)阻尼進(jìn)行識(shí)別。

通過EMD分解得到各個(gè)IMF分量，進(jìn)而挑選出與輸電導(dǎo)線各階振型頻率對應(yīng)的IMF量。圖8給出了試驗(yàn)風(fēng)速7 m/s時(shí)，輸電導(dǎo)線水平向動(dòng)張力通過EMD分解得到的前5個(gè)IMF分量及其頻譜。從圖8可以看出,前3個(gè)IMF分量分別為高頻的噪聲以及結(jié)構(gòu)的高頻分量，第4個(gè)和第5個(gè)IMF分量分別對應(yīng)于輸電導(dǎo)線的面內(nèi)一階和面內(nèi)二階對稱振型信號(hào)，頻率為2.2 Hz及1.6 Hz，而第6個(gè)和第7個(gè)IMF分量對應(yīng)于輸電導(dǎo)線的面外一階、二階振型，頻率分別為0.66 Hz及1.2 Hz，但限于篇幅，本文沒有給出相應(yīng)的時(shí)程及頻譜圖。

圖7 輸電導(dǎo)線動(dòng)張力功率譜Fig.7 Power spectra of dynamic tensions

圖8 IMF分量及其頻譜Fig.8 IMF component and its spectrum

從圖8還可以看出，盡管EMD能夠得到頻率成分相對單一的時(shí)程信號(hào)，但是依然存在部分頻率非常接近的成分混疊的現(xiàn)象，文獻(xiàn)[11]指出對信號(hào)進(jìn)行連續(xù)的復(fù)Morlet小波變換可以方便地解決這個(gè)問題，限于篇幅，具體方法本文不再贅述。因此,進(jìn)一步通過小波變換，對其進(jìn)行處理，便可以得到更為純凈的信號(hào)，最后通過RDT進(jìn)行氣動(dòng)阻尼識(shí)別，從而使得識(shí)別結(jié)果更為精確。圖9給出了根據(jù)上述方法得到的輸電導(dǎo)線前兩階振型自由衰減曲線，可以看出得到的自由衰減曲線比較平滑，氣動(dòng)阻尼識(shí)別結(jié)果比較穩(wěn)定。

圖9 隨機(jī)減量衰減曲線Fig.9 RDT decay curve

3.2 基于準(zhǔn)定常理論的氣動(dòng)阻尼計(jì)算

對于來流垂直作用于輸電導(dǎo)線軸線方向的情況，其運(yùn)動(dòng)與作用力如圖10所示。

圖10 輸電線風(fēng)致振動(dòng)示意圖Fig.10 Incident wind and resulting force on a moving transmission line

基于準(zhǔn)定常理論，輸電導(dǎo)線單位長度上的阻力可表示為[12]：

(1)

式中，ρ為空氣密度，D為輸電線直徑，CD為阻力系數(shù)，u為輸電導(dǎo)線的運(yùn)動(dòng)速度，V為來流風(fēng)速，φ為來流風(fēng)速與輸電導(dǎo)線運(yùn)動(dòng)方向的夾角。

忽略高階小量，式(1)可近似為：

(2)

式(2)表明阻力包含作用于輸電導(dǎo)線上的擬靜力項(xiàng)和與輸電導(dǎo)線運(yùn)動(dòng)速度成正比的氣動(dòng)阻尼力項(xiàng)，因此氣動(dòng)阻尼可表示為：

(3)

式中，ωn為輸電線的第n階圓頻率，m為輸電導(dǎo)線的線密度。

需要指出的是，既有研究[13]表明輸電導(dǎo)線阻力系數(shù)并不是取規(guī)范規(guī)定的一個(gè)值，而是隨風(fēng)速的變化而變化，因此為了符合實(shí)際，在計(jì)算氣動(dòng)阻尼比時(shí)，阻力系數(shù)取試驗(yàn)的實(shí)測值。φ的取值由輸電導(dǎo)線平均風(fēng)偏角確定：

(4)

3.3 氣動(dòng)阻尼分析

圖11和圖12分別給出了輸電導(dǎo)線各階振型氣動(dòng)阻尼識(shí)別結(jié)果以及基于準(zhǔn)定常理論計(jì)算得到的各階振型氣動(dòng)阻尼。從圖11可以看出：① 總體而言，輸電導(dǎo)線各階氣動(dòng)阻尼比都大于零，且均隨風(fēng)速增加而呈遞增趨勢，強(qiáng)風(fēng)作用下，輸電導(dǎo)線的振型氣動(dòng)阻尼比可達(dá)結(jié)構(gòu)振型阻尼比的十倍以上，氣動(dòng)阻尼比相對于結(jié)構(gòu)阻尼比占絕對的主導(dǎo)地位；② 輸電導(dǎo)線低階振型氣動(dòng)阻尼比相對于高階振型氣動(dòng)阻尼比大。對比圖11與圖12可知：基于準(zhǔn)定常理論計(jì)算得到的氣動(dòng)阻尼比相對于識(shí)別結(jié)果隨風(fēng)速的變化規(guī)律基本一致，但基于準(zhǔn)定常理論計(jì)算得到的輸電導(dǎo)線面外振型氣動(dòng)阻尼比大了近一倍之多。而面內(nèi)振型氣動(dòng)阻尼比相對于識(shí)別結(jié)果小得多，且隨風(fēng)速變化不大。這種差異產(chǎn)生的原因是：由于基于準(zhǔn)定常理論計(jì)算的氣動(dòng)阻尼比只考慮了單根輸電導(dǎo)線的情況，不能考慮多分裂輸電導(dǎo)線幾何尺寸的影響，多分裂輸電導(dǎo)線迎風(fēng)面積并不是單根線的簡單倍數(shù)，分裂輸電導(dǎo)線間的相互干擾同樣會(huì)引起氣動(dòng)阻尼的變化，且準(zhǔn)定常假定包含了結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)應(yīng)大大小于風(fēng)速(需要考證，就是假定的條件)，而導(dǎo)線為大變形，多模態(tài)參與，因此準(zhǔn)穩(wěn)定理論的結(jié)果是否適用于輸電導(dǎo)線順風(fēng)向風(fēng)致振動(dòng)值得商榷。

圖11 輸電導(dǎo)線各階振型氣動(dòng)阻尼比識(shí)別結(jié)果Fig.11 Identification results of aerodynamic damping ratio of transmission conductor for different modes

圖12 輸電導(dǎo)線各階振型氣動(dòng)阻尼比計(jì)算結(jié)果Fig.12 Calculation results of aerodynamic damping ratio of transmission conductor for different modes

4 動(dòng)張力計(jì)算

為了分析氣動(dòng)阻尼對輸電導(dǎo)線風(fēng)致動(dòng)張力的影響，本文基于文獻(xiàn)[14-15]提出的大跨越輸電線路風(fēng)振動(dòng)張力模型，計(jì)算得到了考慮氣動(dòng)阻尼與不考慮氣動(dòng)阻尼情況下輸電導(dǎo)線動(dòng)張力。

4.1 輸電導(dǎo)線動(dòng)張力模型

圖13 輸電導(dǎo)線空間動(dòng)態(tài)構(gòu)形(文獻(xiàn)[14])Fig.13 Space dynamic configuration of conductor

在脈動(dòng)風(fēng)作用下，以輸電導(dǎo)線平均風(fēng)偏狀態(tài)時(shí)的形狀和剛度為條件計(jì)算脈動(dòng)風(fēng)作用時(shí)輸電導(dǎo)線的頻率與振型，再運(yùn)用振型疊加法求解脈動(dòng)位移和相應(yīng)的順線向動(dòng)張力，進(jìn)而根據(jù)矢量平衡條件就可以得到支座動(dòng)張力的3個(gè)方向的分量。輸電導(dǎo)線三個(gè)方向動(dòng)張力的理論功率譜可以表示為：

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

式中:*表示復(fù)數(shù)的共軛。

大多數(shù)情況下，對于張緊的小垂跨比輸電導(dǎo)線，其豎向尺寸與水平向尺寸相比要小得多，所以，式(8)～式(10)只考慮了風(fēng)荷載在水平方向上的空間相關(guān)性，而忽略了豎向的相關(guān)性。與我國目前荷載規(guī)范一致，水平相關(guān)性采用Shiotani簡化相關(guān)函數(shù)，表示為

(12)

式中，Su(ω)是風(fēng)速功率譜，可以采用風(fēng)洞模擬的卡門譜。由于廣義位移互譜之間存在以下關(guān)系：

Sv′w′*(ω)=Sw′v′(ω)

(13)

所以式(1)～式(3)可以進(jìn)一步整理為：

(14)

(15)

(16)式中:real表示復(fù)數(shù)的實(shí)部。其他參數(shù)意義與上述參數(shù)相同。

4.2 計(jì)算結(jié)果及分析

根據(jù)動(dòng)張力模型可以計(jì)算得到輸電導(dǎo)線各個(gè)方向的動(dòng)張力，如圖14所示。從圖可以看出：① 對水平向和順線向而言，不考?xì)鈩?dòng)阻尼會(huì)高估輸電導(dǎo)線的動(dòng)張力，尤其在強(qiáng)風(fēng)作用下，動(dòng)張力將被嚴(yán)重高估；② 對豎向而言，在較低風(fēng)速下，考慮與不考慮氣動(dòng)阻尼對輸電導(dǎo)線動(dòng)張力的影響不大，強(qiáng)風(fēng)作用下，不考慮氣動(dòng)阻尼亦會(huì)高估其動(dòng)力響應(yīng)；③ 考慮氣動(dòng)阻尼的動(dòng)張力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果吻合的比較好，說明了在進(jìn)行輸電導(dǎo)線風(fēng)致動(dòng)張力計(jì)算時(shí)，其氣彈效應(yīng)不可忽略，同時(shí)也驗(yàn)證了輸電導(dǎo)線動(dòng)張力理論模型的可靠性。

圖14 輸電導(dǎo)線端部張力均方根值比較Fig.14 Compare of RMS tension at the end of the transmission conductor between calculation and test

5 結(jié) 論

本文結(jié)合使用EMD，小波分析及隨機(jī)減量技術(shù)識(shí)別了輸電導(dǎo)線前四階振型氣動(dòng)阻尼比，并根據(jù)動(dòng)張力模型計(jì)算得到了考慮與不考慮氣動(dòng)阻尼對輸電導(dǎo)線風(fēng)致動(dòng)張力的影響，得到主要結(jié)論如下：

(1) 輸電導(dǎo)線振動(dòng)能量表現(xiàn)為密頻分布特性，綜合使用EMD，小波分析及隨機(jī)減量技術(shù)可以更好消除頻率混疊，得到更純凈的自由振動(dòng)衰減曲線，從而使得識(shí)別結(jié)果更為精確、穩(wěn)定。

(2) 輸電導(dǎo)線各階振型氣動(dòng)阻尼比均為正值，且隨風(fēng)速增加而遞增，強(qiáng)風(fēng)作用下輸電線的振型氣動(dòng)阻尼比可達(dá)結(jié)構(gòu)振型阻尼比的十倍以上，氣動(dòng)阻尼比相對于結(jié)構(gòu)阻尼比占主導(dǎo)地位。

(3) 輸電導(dǎo)線低階振型氣動(dòng)阻尼比相對于高階振型氣動(dòng)阻尼比大。

(4) 基于準(zhǔn)定常理論計(jì)算得到的氣動(dòng)阻尼比相對于識(shí)別結(jié)果大將近一倍，且由于面內(nèi)外耦合非線性的振動(dòng)特性，使得基于準(zhǔn)定常理論計(jì)算得到各階振型氣動(dòng)阻尼比之間的差異更為顯著，基于準(zhǔn)定常理論的計(jì)算結(jié)果值得商榷。

(5) 輸電導(dǎo)線氣動(dòng)阻尼比對其風(fēng)致響應(yīng)計(jì)算的影響較大，強(qiáng)風(fēng)作用下，不考慮氣動(dòng)阻尼會(huì)嚴(yán)重高估輸電導(dǎo)線的風(fēng)致響應(yīng)。

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Aerodynamic damping effects of a transmission conductor by wind tunnel tests

WANG Shuliang1, LIANG Shuguo1, ZOU Lianghao1, WANG Dahai2

(1. School of Civil Engineering, Wuhan University, Wuhan 430072, China;2. School of Civil & Architecture, Wuhan University of Technology, Wuhan 430070, China)

Based on aero-elastic model wind tunnel tests of a single-span six-bundled transmission conductor, time series of dynamic tensions at the end of the conductor under various wind speeds, namely the force transmitted to the tower, were measured by the force balances. Through the dynamic tensions, the first four modal aerodynamic damping ratios were evaluated by combining the empirical mode decomposition (EMD) method, wavelet analysis, and random decrement technology (RDT). The results were compared with those obtained by quasi-steady theory. Then, considering the effects of aerodynamic damping, wind-induced responses were calculated. The results illustrate that aerodynamic damping is dominant relative to the structural damping, which may reach more than ten times of structural damping ratio; due to the wind-induced nonlinear vibration of the conductor, the discrepancy of aerodynamic damping ratio obtained by wind tunnel tests and quasi-steady theory is significant; wind-induced dynamic tensions of the transmission conductor under strong wind would be overestimated seriously without considering the aerodynamic damping.

wind tunnel test; aero-elastic model; aerodynamic damping; transmission conductor; wind-induced response

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51078296)

2015-08-04 修改稿收到日期：2015-10-19

王述良 男，博士，1985年生

梁樞果 男，碩士，教授，1950年生

E-mail:liangsg@sohu.com

TH212；TH213.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.20.005