大跨越输电塔线体系气动弹性模型设计方法与流程

本发明涉及输电线路模型设计
技术领域：
，具体的说是一种大跨越输电塔线体系气动弹性模型设计方法。
背景技术：
风荷载作用下，由于导线与输电塔的耦合运动、流体与运动结构的耦合、三维气动力之间的耦合，大跨越输电塔线体系成为相当复杂的耦联柔性体系。气动弹性模型风洞试验是深入研究各种风致耦合振动现象的有效手段。有专业人士制作了刚性模型，模拟格构式输电塔外形，通过风洞试验研究密实度、风向角、风攻角等参数对阻力系数的影响，提出了阻力系数的计算公式，然而刚性模型测定的属于静态风效应。输电线风洞试验的研究，早期是通过节段模型获取阻力系数，然而模型风洞试验的结果通常要比实测结果大得多。有人认为模型比例和边界条件会引起这种差异，但是主要原因却没有发现。由于风洞实验室的限制，有人采用小比例设计方案制作全跨输电线的气动弹性模型，通过风洞试验研究其动力行为。然而，与桥梁的缆索不同，输电线单位长度的质量和刚度均很小，从而过小的相似比使其气动弹性模型在结构基本缩尺律和构件层面的缩尺律等方面都存在一些问题。由于输电线气动弹性模型设计的困难，为了克服这种困难，有人按照相似准则设计全塔气动弹性模型，通过风洞试验获得了风振响应和风振系数，但是研究结果未考虑输电线影响。专业人士loredo-souza提出一种变比例的输电线模型设计方案，采用该方案，可以进一步缩小输电线模型的跨度，从而有效地解决了输电线气动弹性模型设计难题。在此基础上，诸多学者进行了塔线体系气动弹性模型的风洞试验。其中，梁枢果等人以500kv的某高压输电线路为背景，除了采用变比例输电线模型方案，其它缩尺率均满足相似准则，从而设计出精细的塔线体系气动弹性模型，研究了塔线耦联对输电塔风振响应的影响。同时，在大跨越输电塔线体系的风洞试验研究也取得了进展。其中，李正良以1000kv汉江大跨越特高压输电线路为工程背景，对主跨1650m，塔高181.8m的塔线体系，通过放松输电塔的froude数相似准则进行了气动弹性模型风洞试验研究。邓洪洲以500kv江阴大跨越高压输电线路为工程背景，对主跨2300m，塔高346.5m，构件为角钢组合断面的塔线体系，通过气动弹性模型的风洞试验研究了塔线体系的风致响应和风振控制。郭勇以500kv舟山大跨越高压输电线路为工程背景，对主跨2750m，塔高370m的塔线体系，通过放松输电塔的弗劳德数(froude数)相似准则进行气动弹性模型的风洞试验并结合时域和频域分析，研究了塔线体系的风致响应和风振控制。以往的研究为输电塔线体系风洞试验的气动弹性模型设计提供了参考。对于塔高和跨度小的塔线体系而言，已经有了成熟的气动弹性模型设计方案，对于大跨越，目前还存在以下问题没有解决。在现有技术中，为了模型制作的可行，需要放松苏通大跨越输电塔模型的froude数相似准则，；基于同一风速原则，输电线模型不满足斯特劳哈尔数(strouhal数)相似准则，进而气动阻尼不满足理论相似比；如果输电线垂跨比大，采用传统的变比例输电线模型设计会导致模型的气动阻力与理论值的误差大于5％；塔身主材采用钢管混凝土材料，高风速下混凝土会因为受拉失效，可能会影响实验结果的准确性；风洞实验室难以模拟梯度风高度以上的风剖面，风洞试验结果不准确，未考虑梯度风高度的影响。技术实现要素：针对上述问题，本发明提供了一种大跨越输电塔线体系气动弹性模型设计方法，基于刚性模型的边界层风洞试验数据，采用有限元模型分别计算输电塔放松froude数相似准则，改变输电线刚度和2种变比例输电线模型对风致响应的影响，设计出大跨越的气动弹性模型，进一步通过有限元模型分析钢管混凝土的材料非线性和梯度风高度对风致响应的影响。通过增大输电线弹性刚度和采用精确的线长相似比，合理地设计出大跨越气动弹性模型；设计风速下考虑钢管混凝土的材料非线性对风致响应影响小，考虑梯度风高度后风致响应减小。为达到上述目的，本发明采用的具体技术方案如下：一种大跨越输电塔线体系气动弹性模型设计方法，其关键在于具体步骤为：s1：获取大跨越输变电线路数据，建立大跨越输变电线路有限元模型；s2：设定几何相似比，建立输电塔的刚性模型，并对刚性模型的气动力进行测试，确定输电塔各段的气动力参数；s3：采用有限元模型分析输电塔放松弗劳德数相似准则对挂线输电塔位移、绝缘子内力、绝缘子风偏角和输电线位移的影响；s4：采用有限元模型分析变比例输电线模型对输电塔位移、绝缘子内力、绝缘子风偏角和输电线位移的影响；s5：根据步骤s3和步骤s4的分析结果，设计大跨越塔线体系气动弹性模型；s6：通过建立有限元模型分析钢管混凝土的材料非线性因素和梯度风高度因素对输电塔风致响应的影响。通过刚性模型的风洞试验获取输电塔的气动力参数，进一步采用有限元模型分析输电塔放松froude数相似准则和采用传统变比例输电线模型对挂线输电塔位移、绝缘子内力、绝缘子风偏角和输电线位移的影响。通过增大输电线弹性刚度和采用公式推导出的精确变比例输电线模型，设计塔线体系气动弹性模型。在此基础上通过有限元模型分析梯度风高度和钢管混凝土的材料非线性对输电塔位移、绝缘子内力、绝缘子风偏角和输电线位移的影响。通过该设计，为大跨越塔线体系的气动弹性模型设计提供参考，并保证进一步的气动弹性模型风洞试验结果具有参考价值。进一步的，步骤s1中，所述大跨越输变电线路数据至少包括：输电塔塔形种类、输电塔形排布列表、输电塔位置、导线与地线的跨度和垂度明细、间隔棒结构、间隔棒间距、所有输电塔高度、输电塔线跨度、输电塔线垂度、设计风速、输电线路地形地貌、所有输电塔建筑材料、输电塔建筑结构、输电塔建筑尺寸、输电线模拟材料、输电线模拟结构。再进一步描述，步骤s2的具体内容为：s21：设定几何相似比；s22：获取雷诺数：通过对原型节段的数值模拟和与之对应的节段模型风洞试验分别获得彼此的雷诺数，根据雷诺数与阻力系数的曲线图，通过对模型迎风直径进行修正来确定输电塔各个位置的雷诺数修正系数；s23：采用不锈钢管制作输电塔刚性模型；通过增加钢管厚度保证其刚度。s24：设定所述刚性模型的气动力试验风速、采样时间、采样频率，来流风向垂直于输电线路，对刚性模型输电塔进行测试，得到输电塔各段的阻力系数。再进一步描述，在步骤s3的具体内容为：s31：基于斯特劳哈尔数相似准则、柯西数相似准则，得到输电塔杆件横截面积的相似比sa与频率相似比sf的关系式(1)、风速相似比sv、输电线模型第i阶模态的气动阻尼比ζai：其中，se为弹性模量的相似比，根据输电塔建筑材料取值；sg为几何相似比；输电塔杆件横截面积的相似比sa根据选取的实际模型材料规格确定；风速相似比sv：sv＝sfsg(2)输电线模型第i阶模态的气动阻尼比ζai：cd为阻力系数；ρa为单位体积空气密度；d为输电线模型的迎风外径；为单位长度的质量；v为风速；fij为第i阶模态频率，其中j＝1，2，3分别表示平面外模态，平面内反对称和对称模态；第i阶平面外模态频率：第i阶平面内反对称模态频率：第i阶平面内对称模态频率：h为张力水平分量；无量纲频率函数ε由超越方程确定：其中，l为线长；e为输电线弹性模量；a为输电线横截面积；s32：根据步骤s31中的公式4-8得到，输电线的频率相似比是垂度的函数；根据步骤s31中的公式2-8得到输电线气动阻力相似比s33：基于输电塔线体系满足几何相似、斯特劳哈尔数(strouhal数)相似准则、柯西数(cauchy数)相似准则、雷诺数(reynolds数)相似准则、弗劳德数(froude数)相似准则和惯性参数，结合步骤s31和步骤s32得到的数据，放松输电塔的弗劳德数相似准则，增大输电塔模型杆件的横截面积的相似比；基于同一风速相似原则，得到输电线模型的气动阻尼相似比；s34：或改变输电线模型的重力刚度；或改变输电线模型的弹性刚度；或改变输电线模型的几何刚度，对输电线模型的频率相似比进行修正。再进一步描述，变比例输电线模型是将几何相似比乘以变比例系数γ得到模型的跨度相似比，输电线需满足变比例前后质量、阻力和频率一致的原则；在步骤s4的具体内容为：s41：基于输电塔线跨度和输电塔线垂度，通过积分得到两端等高的悬链线线长l：其中，s为输电塔线垂度；l为输电塔线跨度；根据公式(10)得到变比例模型在两端等高时的精确线长相似比s42：基于输电线变比例前后质量一致的原则得到：变比例单位长度质量的相似比为单位长度质量的相似比；其中输电线变比例前后质量一致的原则为：其中，下标m表示模型，上标*表示变比例；基于输电线变比例前后阻力一致的原则得到：变比例输电线模型的迎风外径其中输电线变比例前后阻力一致的原则为：d为输电线模型的迎风外径；s43：由于输电线频率是垂度的函数，通过保持垂度相似比一致使频率相似比一致；根据风洞试验是尺寸设定几何相似比sg和变比例系数γ，输电塔模型的频率相似根据实际制作模型的频率与原型频率的比例确定，风速相似比根据公式(2)确定；输电线的频率相似比由几何相似比sg确定。再进一步描述，步骤s5的具体内容为：综合考虑放松输电塔弗劳德数相似准则和输电线变比例模型得到大跨越塔线体系气动弹性模型；其中，输电线模型的刚度改变值根据输电线采用的模拟材料进行确定；所述雷诺数的雷诺数塔身修正系数根据输电塔位置进行确定；变比例系数γ通过具体风洞实验室尺寸确定。再进一步描述，在步骤s6中：气动弹性模型的设计是基于线弹性结构而言，不考虑钢管混凝土的材料非线性因素，采用增大钢材截面积来模拟钢管混凝土的抗压刚度，并保持外径和质量一致；对于梯度风高度因素采用风洞试验结果通过乘以梯度风高度修正系数来弥补；其中定义梯度风高度修正系数为考虑梯度风高度的风致响应值与不考虑梯度风高度的风致响应值的比值。本发明的有益效果：第一，当输电塔放松弗劳德数(froude数)相似准则，基于同一风速相似原则，输电线气动阻力将会偏小。由于输电塔和输电线的频率不一致，输电塔位移的动力响应偏小，绝缘子内力和风偏角以及输电线位移的动力响应偏大。本发明通过增大输电线弹性刚度进行修正，大跨越设计模型结构的风致响应与理论值吻合度好。在本实施例中，增大输电线弹性刚度的倍数根据有限元模型计算确定。第二，当输电线的垂跨比大时，采用传统的变比例输电线模型，输电线模型的气动力偏大。通过公式推导确定精确变比例输电线模型的设计方案。塔线体系下，误差小，吻合度小。第三，通过增大输电线的刚度和采用精确变比例输电线模型方案设计出大跨越塔线体系气动弹性模型。误差小。第四，通过有限元分析，设计风速下少数钢管混凝土构件中混凝土会因为受拉失效，但对实际输电塔风致位移影响小。第五，考虑梯度风高度，对平均响应影响小，对均方根响应影响大，对输电线位移的平均值和均方根值的影响小，对塔顶位移均方根值的影响大。塔身位移平均值和均方根值的梯度风高度修正系数与高度呈线性关系。塔身位移平均值和绝缘子风偏角平均值以及输电线位移平均值和均方根值的梯度风高度修正系数与风速呈线性关系。其它响应的的梯度风高度修正系数与风速呈非线性关系。通过上述设计，充分考虑了相似准则数，气动阻力与理论值的误差小，充分考虑了高风速下混凝土会因为受拉失效，实验结果准确度高。同时考虑了梯度风高度，风洞实验准确性高。附图说明图1为苏通大跨越几何模型示意图；图2为刚性模型确定输电塔各段的气动力参数—阻力系数分布图；图3为放松输电塔froude数相似准则和改变输电线弹性刚度对塔身位移平均值误差示意图；图4为放松输电塔froude数相似准则和改变输电线弹性刚度对塔身位移均方根值误差示意图；图5是采用变比例输电线模型对输电塔位移平均值误差以示意图；图6是采用变比例输电线模型对输电塔位移均方根值误差示意图；图7是不同设计模型的输电塔位移平均值误差示意图；图8是不同设计模型的输电塔位移均方根值误差示意图；图9是不同高度的塔身位移梯度风高度修正系数示意图；图10是不同风速下平均响应的梯度风高度修正系数示意图；图11是不同风速下均方根响应的梯度风高度修正系数示意图；图12是大跨越输电塔线体系气动弹性模型设计方法流程图。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。从图1和图12可以看出，一种大跨越输电塔线体系气动弹性模型设计方法，具体步骤为：s1：获取大跨越输变电线路数据，建立大跨越输变电线路有限元模型；所述大跨越输变电线路数据至少包括：输电塔塔形种类、输电塔形排布列表、输电塔位置、导线与地线的跨度和垂度明细、间隔棒结构、间隔棒间距、所有输电塔高度、输电塔线跨度、输电塔线垂度、设计风速、输电线路地形地貌、所有输电塔建筑材料、输电塔建筑结构、输电塔建筑尺寸、输电线模拟材料、输电线模拟结构。在本实施例中，以苏通大跨越为例于淮南—南京—上海(北环)走向的1000kv双回路交流输变电线路试验示范工程的关键跨越。采用耐张塔-直线塔-直线塔-耐张塔布置，整个耐张段约5公里，导线与地线的跨度和垂度如表1所示。采用6分裂导线，间隔棒间距45m。直线塔高455m，采用钢管混凝土的结构方案，混凝土灌到360m高度处，耐张塔高112m，主跨2600m。设计风速40m/s，按b类地貌考虑。苏通大跨越几何模型如图1所示。表1导线与地线的跨度和垂度(m)类别边跨中间跨边跨档距111326001344地线垂度42.5231.563.4导线垂度45245.967.1s2：设定几何相似比，建立输电塔的刚性模型，并对刚性模型的气动力进行测试，确定输电塔各段的气动力参数；步骤s2的具体内容为：s21：设定几何相似比；在本实施例中，几何相似比sg＝1/120；输电塔构件为圆形截面，需要考虑雷诺数(reynoldsnumber)数影响，雷诺数(reynoldsnumber)一种可用来表征流体流动情况的无量纲数。s22：获取雷诺数：通过对原型节段的数值模拟和与之对应的节段模型风洞试验分别获得彼此的雷诺数，根据雷诺数与阻力系数的曲线图，通过对模型迎风直径进行修正来确定输电塔各个位置的雷诺数修正系数；采用不锈钢管制作输电塔刚性模型，通过增加钢管厚度保证其刚度。s23：采用不锈钢管制作输电塔刚性模型；s24：设定所述刚性模型的气动力试验风速、采样时间、采样频率，来流风向垂直于输电线路，对刚性模型输电塔进行测试，得到输电塔各段的阻力系数。在本实施例中，刚性模型采用五分量应变天平测量气动力，采样时间10s，采样频率800hz，试验风速11.11m/s，来流风向垂直于线路走向。通过刚性模型确定输电塔各段的气动力参数，阻力系数的分布见图2。s3：采用有限元模型分析输电塔放松弗劳德数相似准则对挂线输电塔位移、绝缘子内力、绝缘子风偏角和输电线位移的影响；输电塔杆件以轴力为主，按二元杆考虑。步骤s3的具体内容为：s31：基于斯特劳哈尔数相似准则、柯西数相似准则，得到输电塔杆件横截面积的相似比sa与频率相似比sf的关系式(1)、风速相似比sv、输电线模型第i阶模态的气动阻尼比ζai：其中，se为弹性模量的相似比，根据输电塔建筑材料取值；sg为几何相似比；苏通大跨越输电塔杆件规格多，严格按照相似准则设计时，由于模型杆件横截面积很小，不能找到合适材料制作模型骨架。为了解决这个问题，可以通过放松输电塔模型的弗劳德数(froude数)相似准则来增大模型杆件的横截面积。根据斯特劳哈尔数相似准则(strouhal数相似准则)，输电塔杆件横截面积的相似比sa根据选取的实际模型材料规格确定；风速相似比sv：sv＝sfsg(2)输电线模型第i阶模态的气动阻尼比ζai：cd为阻力系数；ρa为单位体积空气密度；d为迎风外径；为单位长度的质量；v为风速；fij为第i阶模态频率，其中j＝1，2，3分别表示平面外模态，平面内反对称和对称模态；第i阶平面外模态频率：第i阶平面内反对称模态频率：第i阶平面内对称模态频率：h为张力水平分量；无量纲频率函数ε由超越方程确定：其中，l为线长；e为输电线弹性模量；a为输电线横截面积；s32：根据步骤s31中的公式4-8得到，输电线的频率相似比是垂度的函数；根据步骤s31中的公式2-8得到输电线气动阻力相似比考虑风洞实验室的最大截面尺寸(22.5×4.5m)后，取sg＝1/120。模型骨架选用毛细不锈钢材料，se＝1/1。由模型材料规格确定sa＝16.4182/1204，进一步根据公式(1)得到sf＝16.418/1。s33：基于输电塔线体系满足几何相似、斯特劳哈尔数(strouhal数)相似准则、柯西数(cauchy数)相似准则、雷诺数(reynolds数)相似准则、弗劳德数(froude数)相似准则和惯性参数，结合步骤s31和步骤s32得到的数据，放松输电塔的弗劳德数相似准则，增大输电塔模型杆件的横截面积的相似比；基于同一风速相似原则，得到输电线模型的气动阻尼相似比；在本实施例中，输电塔模型和输电线模型的频率相似比见表2。当放松输电塔弗劳德数(froude数)相似准则，基于同一风速相似原则，表2中的相似比存在2个问题：1)输电塔模型和输电线模型的频率相似比不一致，输电线模型将不满足斯特劳哈尔数(strouhal数)相似准则，进而阻力相似比小于理论值1。这会导致输电塔位移的动力响应偏小，绝缘子内力和风偏角以及输电线位移的动力响应偏大；2)输电线模型的质量相似比大于理论值1/1203，由于输电线在风荷载下为准静态响应，质量在一定范围内变化影响不大。输电线的刚度矩阵由重力刚度、弹性刚度和几何刚度构成。s34：或改变输电线模型的重力刚度；或改变输电线模型的弹性刚度；或改变输电线模型的几何刚度，对输电线模型的频率相似比进行修正。在本实施例中，采用改变的刚度类型是弹性刚度，即为改变输电线模型的弹性刚度，对输电线模型的频率相似比进行修正。在本发明中，通过改变输电线模型的弹性刚度对模型进行修正。表2放松输电塔froude数相似的塔线体系相似比通过对比5种模型工况，研究输电线改变弹性刚度对风致响应的影响。工况1为输电塔放松弗劳德数(froude数)的塔线体系模型，工况2-5为输电塔放松弗劳德数(froude数)后，输电线刚度分别为1.5倍-3倍(间隔0.5倍)的塔线体系模型。与原型结构对比，各工况的塔身位移、绝缘子内力、绝缘子风偏角和导线位移的相对误差分别如图3、图4、表3、表4和表5。图3表明，放松输电塔弗劳德数(froude数)相似准则和改变输电线弹性刚度对塔身位移平均值影响小。图4中，放松输电塔弗劳德数(froude数)相似准则后，塔身位移均方根值比理论值偏小，其相对误差由下到上逐渐减小。这是由于输电塔与输电线的频率不一致，输电线气动阻力变小时，塔线耦合下输电塔的动力响应反而变小。增大输电线弹性刚度，位移均方根值增大，与理论值比较，其相对误差由下到上逐渐增大。输电线弹性刚度为1.5倍-3倍(间隔0.5倍)时，均方根位移绝对值最大的相对误差分别为8.34％、5.81％、4.76％、3.83％和3.60％。表3中，放松输电塔弗劳德数(froude数)相似准则对绝缘子内力平均值影响小，增大输电线模型刚度，绝缘子内力平均值增大，并且相对误差均小于5％。表4和表5中，输电塔放松弗劳德数(froude数)相似准则对绝缘子风偏角和输电线位移的平均值影响小，增大输电线模型刚度，两者的平均值减小，并且相对误差均小于5％。表3-5均表明，放松输电塔弗劳德数(froude数)相似准则，绝缘子内力和风偏角以及输电线位移的均方根值均增大，相对误差大于5％，但增大输电线模型刚度后响应的均方根值减小。以上分析表明，在一定范围内增大输电线模型刚度对放松输电塔弗劳德数(froude数)相似准则的塔线体系模型具有修正作用。表3改变输电线弹性刚度对绝缘子内力影响(％)刚度倍数11.522.53平均值相对误差0.600.890.911.642.17均方根值相对误差16.051.421.722.122.35表4改变输电线弹性刚度对绝缘子风偏角影响(％)刚度倍数11.522.53平均值相对误差-0.02-1.42-2.87-3.83-4.52均方根值相对误差7.837.494.001.08-0.83表5改变输电线弹性刚度对输电线位移影响(％)刚度倍数11.522.53平均值相对误差-0.01-1.33-2.18-3.36-4.18均方根值相对误差13.578.735.883.892.40s4：采用有限元模型分析变比例输电线模型对输电塔位移、绝缘子内力、绝缘子风偏角和输电线位移的影响；多跨塔线体系，跨度通常是塔高的十几倍甚至几十倍，在风洞试验中需要跨度相似比的进一步缩小。变比例输电线模型是将几何相似比乘以变比例系数γ得到模型的跨度相似比，输电线需满足变比例前后质量、阻力和频率一致的原则。在步骤s4的具体内容为：s41：基于输电塔线跨度和输电塔线垂度，通过积分得到两端等高的悬链线线长l：其中，s为输电塔线垂度；l为输电塔线跨度；根据公式(10)得到变比例模型在两端等高时的精确线长相似比s42：基于输电线变比例前后质量一致的原则得到：变比例单位长度质量的相似比为单位长度质量的相似比；其中输电线变比例前后质量一致的原则为：其中，下标m表示模型，上标*表示变比例；基于输电线变比例前后阻力一致的原则得到：变比例输电线模型的迎风外径其中输电线变比例前后阻力一致的原则为：d为输电线模型的迎风外径；s43：由于输电线频率是垂度的函数，通过保持垂度相似比一致使频率相似比一致；根据风洞试验是尺寸设定几何相似比sg和变比例系数γ，输电塔模型的频率相似根据实际制作模型的频率与原型频率的比例确定，风速相似比根据公式(2)确定；输电线的频率相似比由几何相似比sg确定。由于输电线频率仅是垂度的函数，通过保持垂度相似比一致使频率相似比一致。在满足所有相似准则的塔线体系气动弹性模型基础上，在本实施例中，取γ＝0.5，按一定原则确定的变比例输电线模型塔线体系相似比如表6所示。表6采用变比例输电线模型的塔线体系相似比表6中的当按照传统的变比例输电线模型，即对比看出，传统的变比例输电线模型迎风外径偏大。苏通大跨越的垂跨比大，最大为9.458％，随着垂跨比的增大，精确变比例输电线模型和传统变比例输电线模型确定的迎风外径相似比的误差也将增大。分别对传统变比例输电线模型(简称变比例1)和本发明提出的精确变比例输电线模型(简称变比例2)采用有限元分析，对比其结构的风致响应与理论值的相对误差。其中，塔身位移、绝缘子内力和绝缘子风偏角的相对误差分别如图5、图6、表7和表8。图5和图6中，变比例1的位移平均值和均方根值比理论值偏大，变比例2的和理论值的吻合度好。变比例1和变比例2的平均位移的绝对值最大的相对误差分别为5.58％和1.94％，均方根位移的绝对值最大的相对误差分别为6.48％和3.17％。表7和表8中，变比例1的绝缘子内力和风偏角的平均值和均方根值比理论值偏大。由于直线塔和耐张塔的输电线挂点有高差，采用两边等高的线长公式时，变比例2的绝缘子内力和风偏角的平均值和均方根值同样比理论值偏大，但是其相对误差在5％以内，与理论值吻合度好。以上分析表明，采用变比例2的设计方案更合理。表7变比例输电线模型对绝缘子内力影响(％)表8变比例输电线模型对绝缘子风偏角影响(％)类别变比例1变比例2平均值相对误差3.581.4均方根值相对误差5.831.38s5：根据步骤s3和步骤s4的分析结果，设计大跨越塔线体系气动弹性模型；步骤s5的具体内容为：综合考虑放松输电塔弗劳德数相似准则和输电线变比例模型，得到大跨越塔线体系气动弹性模型；其中，输电线模型的刚度改变值根据输电线采用的模拟材料进行确定；所述雷诺数的雷诺数塔身修正系数根据输电塔位置进行确定；变比例系数γ通过具体风洞实验室尺寸确定。综合考虑放松输电塔弗劳德数(froude数)相似准则和输电线变比例模型设计苏通大跨越塔线体系气动弹性模型。这里，输电线采用碳素线模拟，碳素线直径按设计的迎风外径取值，经该输电线结构，由此确定的输电线弹性刚度增大2.161倍。采用γ＝0.5的精确变比例输电线模型。与刚性模型设计一样，气动弹性模型通过改变迎风外径来满足reynolds数相似准则，雷诺数塔身修正系数μ不为定值，与位置有关，输电线的修正系数μ＝0.917。设计模型相似比如表9。表9设计塔线体系气动弹性模型相似比采用有限元分析，对比本文设计模型和未修正模型(不改变输电线弹性刚度和采用传统变比例输电线模型)的风致响应与理论值的相对误差。塔身位移、绝缘子内力、绝缘子风偏角和导线位移的相对误差分别如图7、图8、表10、表11和表12。无修正模型和本文设计模型塔身的平均位移的绝对值最大的相对误差分别为5.08％和2.94％，均方根位移的绝对值最大的相对误差分别为6.90％和3.57％。就绝缘子内力、绝缘子风偏角和导线位移而言，无修正模型的平均值或均方根值的相对误差大于5％，而设计模型的平均值和均方根值的相对误差均小于5％。结果表明，苏通大跨越设计模型与理论值吻合度好。表10不同设计模型的绝缘子内力误差(％)类别无修正模型设计模型平均值相对误差7.522.16均方根值相对误差19.014.00表11不同设计模型的风偏角误差(％)表12不同设计模型的输电线位移误差(％)类别无修正模型设计模型平均值相对误差-1.63-4.39均方根值相对误差7.72-2.36s6：通过建立有限元模型分析钢管混凝土的材料非线性因素和梯度风高度因素对输电塔风致响应的影响。在步骤s6中：对于钢管混凝土的材料非线性因素采用改变钢材截面积来模拟钢管混凝土的抗压刚度，并保持外径和质量一致；由于模型构件的尺寸小，难以制作复合材料模拟钢管混凝土，并且气动弾性模型的相似准则适用于线弹性结构。在本实施例中，通过有限元软件建模对比分析考虑钢管混凝土材料非线性本构关系对输电塔风致响应的影响。分析表明，在设计风速下，部分试验工况的部分钢管混凝土会因受拉而退出工作，但是与设计模型的风致响应对比，考虑钢管混凝土拉压的非线性本构后风致响应的最大相对误差为3.858％，影响小。因此，对于本发明模型设计，忽略混凝土因受拉而退出工作的影响，只需要采用改变钢材截面积来模拟钢管混凝土的抗压刚度，并保持外径和质量一致即可。对于梯度风高度因素采用风洞试验结果通过乘以梯度风高度修正系数来弥补；其中定义梯度风高度修正系数为考虑梯度风高度的风致响应值与不考虑梯度风高度的风致响应值的比值。风洞实验室不能准确模拟梯度风高度以上平流层，通过数值模拟b类地貌的理论风场，梯度风高度以上采用无湍流度的梯度风风速，并用有限元模型计算出考虑梯度风高度的风致响应。定义梯度风高度修正系数为考虑梯度风高度的风致响应值与不考虑梯度风高度的风致响应值的比值。风洞试验结果通过乘以梯度风高度修正系数来弥补风场模拟的不足。结合图9可以看出，设计风速下，塔身位移响应的梯度风高度修正系数沿高度分布。不同风速下，测量响应平均值和均方根值的梯度风高度修正系数分别如图10和图11。将拟合公式附在相应的图中，其中，η表示梯度风高度修正系数；h为高度；v为平均风速；下标ut、uc、t、θ、mean、r.m.s分别表示输电塔位移、输电线位移、内力、风偏角、平均值、均方根值。图9中，输电塔位移的梯度风高度修正系数与高度呈线性关系，是否考虑梯度风高度对均方根位移的影响大，对平均位移的影响小，考虑梯度风高度后位移均变小。图10中，就响应平均值的梯度风高度修正系数而言，输电塔位移、绝缘子风偏角和输电线位移的与风速呈线性关系，然而绝缘子内力的与风速呈非线性关系，是否考虑梯度风高度对平均响应的影响小，考虑梯度风高度后响应的平均值均变小。图11中，就响应均方根值的梯度风高度修正系数而言，输电塔位移、绝缘子内力、绝缘子风偏角的与风速呈非线性关系，然而输电线位移的与风速呈线性关系，是否考虑梯度风高度对输电线位移均方根响应的影响小，对塔顶位移的影响大，考虑梯度风高度后响应的均方根值均变小。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。当前第1页12