Russian (CIS)English (United Kingdom)
ГлавнаяКонференцииВторая часть 1-й Международной конференции МГС → Основные положения методики определения климатических нагрузок на АМС при новом стороительстве
Основные положения методики определения климатических нагрузок на АМС при новом стороительстве

 

                                  

 

Автор: Турбин С.В., Некрасов Ю.П.

Донбасская национальная академия строительства и архитектуры.

Аннотация

Статья посвящена методам определения и принципам нормирования климатических нагрузок на антенно-мачтовые и башенные сооружения. В первой части приведены результаты исследований климатологической информации и полученные на их основании карты районирования территории Украины по ветровому давлению и гололедно-ветровым нагрузкам. Вторая часть описывает влияние динамической составляющей ветрового потока на конструкции.

 

Ключевые слова: мачтовые и башенные сооружения, климатические нагрузки, пульсации скорости ветра, коэффициент динамичности, экспериментальные исследования

 

Введение

3 июля 2006 года приказом Госстроя Украины были утверждены ДБН В.1.2-2:2006 “Система забезпечення надійності та безпеки будівельних об`єктів. Навантаження та впливи. Норми проектування” которые регламентируют назначение нагрузок на строительные конструкции, в том числе и на антенно-мачтовые сооружения. С 5 июля 2006 года были введены в действие Правила устройства электроустановок (главы 2.4 и 2.5), которые нормируют порядок определения нагрузок и воздействий на воздушные линии электропередачи. Несмотря на практически идентичные методики проведения расчетов и принципы назначения нагрузок и воздействий, между данными документами есть определенные различия, связанные прежде всего с выбором “надежности” объекта и определением динамических параметров воздействий, например, пульсационной составляющей скорости ветра.

Принципы нормирования климатических нагрузок и воздействий

При наблюдениях за ветровой нагрузкой фиксируются осредненная за 10 мин скорость и направление ветра. Собранная метеоинформация ставится в соответствие с многолетними данными соседних метеостанций и на основании этого, в частности, делается прогнозная оценка экстремальных значений ветровой нагрузки на длительный (50 лет) период повторяемости.

Сложившиеся традиции сбора метеорологической информации определили подход к методике статистического прогнозирования ветрового воздействия. При этом эмпирические распределения годовых максимумов скорости ветра аппроксимируются теоретическим законом распределения с учетом статистики экстремальных значений [[1]]. В дальнейшем производится экстраполяция выбранного закона распределения на необходимый период повторяемости.

При подготовке нормативных документов [[2], [3]] по метеостанциям производились расчеты нагрузок для стандартных условий (высота над уровнем земли – 10 м, диаметр провода – 10 мм) с использованием распределения Гумбеля.

Расчетные характеристики ветрового давления без гололеда были получены на основании обработки месячных максимумов д.т.н. Пашинским В.А. На основании проведенных исследований [[4]], была получена карта районирования территории Украины по ветровому давлению, которая вошла в нормативные документы [2, 3].

Рис. 1. Районирование территории Украины по ветровому давлению

Для нормирования ветрового давления при гололеде и стенки гололеда использовалось распределение Гумбеля на основании обработки годовых максимумов нагрузки:

.   (1)

Плотность распределения вероятности:

         (2)

Определение нагрузки с заданным периодом повторяемости выполняется с использованием уравнения:

,          (3)

где ,  - параметры распределения,  - период повторяемости нагрузки.

Также в основу предложенной методики было положено районирование территории по приведенной стенке гололеда b0, вычисляемой из замеров массы гололедных отложений на метеостанциях с учетом допущения о том, что гололед осаждается на круговых элементах в форме цилиндра и плотность гололеда составляет 900 кг/м3.

Для определения ветрового давления при гололеде выполнялись следующие вычисления. По реальным размерам гололеда (принимался вертикальный размер а) см. рис. 2 и замеренной скорости ветра при гололеде Wg вычислялось реальное ветровое давление на провод, которое затем пересчитывалось с учетом приведенной стенки гололеда b0.

Таким образом, ветровое давление получалось несколько большим, в некоторых случаях, однако наблюдалась обратная картина, связанная с тем, что гололед образовывается на проводе в виде овала и размер по горизонтали значительно превосходит размер по вертикали. В основной массе проведенных вычислений скорость ветра при гололеде пересчитанная приведенным выше способом отличалась от реально замеренной не более чем на 12-15%.

Далее полученное ветровое давление аппроксимировалось функцией распределения Гумбеля в ходе чего были получены исходные данные для районирования территории Украины, которые затем обрабатывались с учетом принятой за основу методики. Для районирования были взяты значения с периодом повторяемости 50 лет, а для вычисления коэффициента надежности по нагрузке были получены логарифмические зависимости:

Для стенки гололеда:

            ,    (1)

 

Для ветрового давления при гололеде:

            .    (2)

где lgT - десятичный логарифм периода повторяемости.

Также был проведен анализ сочетания максимальных гололедных нагрузок с максимальной скоростью ветра при гололеде. Коэффициент корреляции массы гололеда и скорости ветра при гололеде в данном случае необходимо принимать равным 1, т.к. в большинстве метеостанций (свыше 75 %) были зафиксированы максимальные ветровые нагрузки при максимальном гололеде. Эта предпосылка значительно упрощает проведение расчетов при этом вносит незначительные погрешности в результаты расчета которые, однако идут в «запас» надежности.

Суммарное количество метеостанций для которых наблюдается расхождение данных по режимам максимального веса гололеда и максимального скоростного напора более чем на 20% составляет 22 шт, т.е. около 10%. Т.к. данные метеостанции не являются сосредоточенными в каком-либо регионе, а равномерно распределены по территории Украины можно сделать вывод либо о влиянии неучтенных микроклиматических особенностей места расположения либо о непредставительности измерений. Для нивелирования подобного рода выбросов была применена методика сглаживания [4].

В подавляющем большинстве случаев сглаженное значение находится между значениями расчетных режимов однако в некоторых случаях сглаженное значение превышает исходное значение до сглаживания, в данном случае метеостанция либо находится в специфических микроклиматических условиях, либо данные последней не являются показательными в сравнении с данными близлежащих метеостанций.

Стоит добавить ко всему выше сказанному тот факт, что несмотря на некоторые методические различия ДБН «Нагрузки и воздействия» [3] от ПУЭ-2006 [2] результаты полученные в ходе проведенных расчетов являются практически идентичными, что в свою очередь позволило решить основную проблему связанную с учетом гололеда на строительные конструкции и ВЛ в бывшем Советском Союзе. Строительные нормы и ПУЭ имели не только различные расчетные предпосылки, но и различную интерпретацию одних и тех же физических процессов, например, зависимости возрастания гололеда с высотой. Результаты, полученные по ПУЭ-86 были выше, чем результаты, полученные по СНиП «Нагрузки и воздействия». К сказанному следует добавить, что в ПУЭ были ссылки на некоторые положения СНиП “Нагрузки и воздействия”.

Рис. 3. Карта районирования территории Украины по весу и стенке гололеда

Рис. 4. Карта районирования территории Украины по давлению ветра при гололеде

Все это вносило определенное недопонимание в принципы расчета гололедно-ветровых нагрузок со стороны не только широкой инженерной общественности но и некоторых ведущих специалистов проектных институтов.

На рис. 3 и рис. 4 приведены карты районирования территории Украины которые вошли в ПУЭ-2006 и ДБН «Нагрузки и воздействия». Хотя районирование выполнено для веса гололеда, а стенка гололеда получена путем перерасчета по предложенной методике, основные методические положения методик достаточно близки, что позволит в дальнейшем получать по двум нормативным документам сопоставимые результаты.

 

Динамические воздействия на башенные и мачтовые сооружения

Нормативные документы [2, 3] при определении динамической составляющей ветрового давления на опоры линий электропередачи и антенно-мачтовые сооружения оперируют коэффициентами динамичности. Как величина достаточно условная, коэффициент динамичности не может в полной мере отобразить действительную реакцию сооружения на динамическое ветровое воздействие. Это связано в первую очередь со спецификой ветрового воздействия в конкретном месте и особенностями конструкций. Далее приведены основные результаты, полученные авторами в процессе иследований реального ветрового воздействия на башенные конструкции.

Проблематика учета действительного ветрового воздействия на антенные сооружения

Практика расчета строительных конструкций на динамическое воздействие ветрового потока опирается на сложившуюся традицию осреднения скорости ветра. В основном, в качестве интервала принимается [tоср] = 10мин = 600с, либо [tоср] = 1ч = 3600с [[5]].

Вопросы, связанные с осреднением скорости ветра освещены в работе T. Lockart [[6]], в которой рассматриваются 5-ти, 3-х и 1-секундные интервалы осреднения. Результаты, полученные в данной работе, свидетельствуют о необходимости учета реального ветрового воздействия при расчетах гибких конструкций, т.е. применение часового и 10-ти минутного осреднения неприемлемо.

Традиционно считается, что неупорядоченный хаотический характер пульсаций скорости ветра в приземном слое обусловливает распределение пульсации скоростного напора в соответствии с нормальным законом распределения Гаусса. Такое предположение можно встретить в работах E.Simiu [[7]], Г.А.Савицкого [[8]] и других авторов. При этом, согласно U.Peil [[9]], добавка к скоростному напору, учитывающая порывистость, может быть определена из записей мгновенной скорости ветра в характерных районах, если средние величины скорости ветра во время наблюдений были достаточно большие. Тем не менее, многие исследователи, в частности, J.D.Holmes, K.R.Gurley, A.Kareem, J.Hojstrup и другие, основываясь на результатах натурных измерений, отмечают не-Гауссовский характер воздействия ветра на башни, мачты и другие инженерные сооружения [[10],[11],[12],[13]]. В частности, указывается на существенные отклонения плотности распределения вероятности ветрового напора от нормального. При этом увеличивается вероятность возникновения критических значений скорости ветра, а, следовательно, и критических нагрузок. Можно предположить, что указанная не-Гауссовость обусловлена высокими уровнями турбулентности (e>0,3) ветрового потока в приземном слое.

Разрыв между уровнем теоретических и экспериментальных исследований связан прежде всего с тем, что ветровые течения обладают значительной нестационарностью [[14], [15], [16], [17]], следовательно, рассмотрение ветра как эргодического случайного процесса не оправдывает себя. Поэтому, в последнее время большинство исследователей данного вопроса уделяют больше внимания экспериментальным исследованиям [[18], [19], [20]], нежели численному моделированию.

Порывы ветра, т.е. резкое кратковременное возрастание скорости ветра, являются одним из основных факторов, определяющих динамическое воздействие приземного слоя атмосферы на элементы ВЛ. Не случайно в зарубежных стандартах фактор порыва ветра (Gust-factor) является одним из важнейших, которые необходимо учитывать в процессе проектирования [[21]]. Фактор порыва ветра определяется статистикой отслеживания экстремального значения и представляет собой наиболее вероятное чрезвычайное скоростное значение или значение эквивалентной статической нагрузки. Максимум ожидаемой скорости ветра или соответствующей нагрузки в течение интервала времени T может быть выражен в виде суммы средней величины и произведения значения среднего квадратичного отклонения, на статистически определенный пиковый фактор:

            .  (3)

При этом фактор порыва определяется как [[22]]:

            ,       (4)

где g пиковый фактор, sx значение среднего квадратичного отклонения X, и G фактор порыва ветра.

Это приближение полагается на стохастическую теорию перевода динамического увеличения нагрузки, вызванной турбулентным потоком, и динамической чувствительностью конструкции, в эквивалентную статическую нагрузку. В дальнейшем динамические расчеты становятся аналогичными статическим. В существующих стандартах различных стран фактор порыва ветра определяется с помощью эмпирических формул, учитывающих, в частности, шероховатость земной поверхности, профиль продольной скорости  в приземном слое атмосферы, среднее значение скорости, определенное с 10-минутным или 60-минутным периодом осреднения. Опыт расчета конструкций на ветровую нагрузку с учетом действия порывов ветра и динамических свойств конструкций ограничен относительно узким классом сооружений и не распространяется на многие типы современных конструкций [[23]].

Следует отметить, что при расчетах конструкций не учитывается воздействие на них порывов ветра. Это связано с отсутствием реальной информации о границах квазистатической и резонансных частей спектра турбулентных пульсаций скорости ветра. При этом метод оценки границ частей спектра известен. Он основан на вычислении функции спектральной когерентности [[24]]:

                     (5)

где   функция когерентности,  – односторонний взаимный спектр сигналов, адекватных скорости ветра и параметра реакции сооружения,  – односторонний спектр скорости,  – односторонний спектр параметра реакции сооружения, например, напряжения в поясе башни.

В идеальном случае, когда сооружение, подвергающееся внешнему воздействию линейно, функция когерентности равна единице. Если внешнее воздействие и реакция системы независимы, то функция когерентности равна нулю. Если же значения функции когерентности находятся в интервале значений от нуля до единицы, то возможны следующие ситуации:

в измеренных реализациях сигналов присутствует внешний шум;

связь между внешним воздействием и реакцией системы не является строго линейной;

реакция системы, помимо указанного внешнего воздействия, зависит и от других процессов.

Для линейных механических систем функцию когерентности можно трактовать как относительный вклад внешнего воздействия в средний квадрат реакции на частоте f.

Следует отметить, что различных публикациях имеются некоторые разночтения в определении термина «порыв». Так, например, в работе [[25]] под порывом понимается ветровой импульс с фронтом и спадом, характеризующийся длительностью и амплитудой. В рекомендациях Germanisher Lloid в качестве порыва принимается резкое увеличение (положительный порыв) или уменьшение (отрицательный порыв) скорости ветра. Под длительностью порыва понимается время нарастания (убывания) скорости, а под амплитудой – диапазон изменения скорости ветра от одного уровня к другому.

Динамический характер воздействия ветра на башенные сооружения во многом определяет особенности методик сбора и обработки измерительной информации, а также состав и характеристики измерительных преобразователей. Для точной оценки ветровой нагрузки необходима достоверная информация как о характеристиках ветра (скорости, направлении, распределению скорости по высоте, амплитуде и длительности порывов), так и о реакции конструкции.

Экспериментальное исследование ветрового воздействия на башенные сооружения, как правило, связано с большими массивами информативных параметров, описывающих как внешние воздействия, так и ответную реакцию конструктивных элементов. Основной функцией измерительных систем при этом является обеспечение как можно более полной представительности проводимых измерений как по количеству измеряемых параметров в реальных частотных и динамических диапазонах их изменения, так и по времени, которое характеризует указанное выше взаимодействие. Конфигурация системы в основном определяется видом выбранного метода исследования – натурного или модельного, в условиях аэродинамической трубы, а также количеством и составом измеряемых параметров. Поэтому в каждом конкретном случае реализованный набор инструментальных средств измерения представляет собой «уникальную» систему.

Экспериментальные исследования взаимодействия башенных конструкций с ветровым потоком

За последние шесть лет специалистами ДонНАСА было проведено более 50 экспериментов по изучению взаимодействия реального воздушного потока с башенными конструкциями при помощи разработанной системы сбора информации УСМК-1 (Универсальная система мониторинга металлических конструкций) [5]. При проведении данных экспериментальных исследований фиксировались как скорость и направление ветра, так и поведение конструкций при случайном загружении.

Ветровые воздействия

Сбор данных о скорости ветра произведен при помощи разработанного термоанемометра постоянной температуры, подключенного системе УСМК-1. Регистрация сигнала, адекватного скорости ветра осуществлялась в диапазоне частот пульсаций fÎ[0,001; 30] Гц при частоте выборки сигнала с помощью аналого-цифрового преобразователя fв=72 Гц. Нижняя граница частотного диапазона определена длительностью каждой из зарегистрированных реализаций сигналов. Она выбрана равной 1 часу.

Рис. 5. График изменения скорости ветра

На рис. 5 представлен типичный график изменения скорости ветра, измеренной с помощью термоанемометра в течение одного часа.  Из него видно, что воздушное течение в точке измерения имеет явно выраженный турбулентный характер. Острые пики на графике соответствуют порывам ветра.

Анализ практически всех реализаций скорости ветра позволяет сделать выводы о том, что фактические значения турбулентности воздушного потока значительно выше нормируемых, практически во всех типах местности и находится в пределах [0,39; 0,90]. Интегральный продольный масштаб турбулентности, определяемый согласно выражению , где - значение спектральной плотности скорости ветра на “нулевой” частоте,  среднеквадратичное отклонение скорости, - средняя скорость за час, изменяется в пределах LxÎ[37; 645] м. Вычисленные значения средней по ансамблю значений скорости ветра располагаются в диапазоне Î[0,6; 2,8] м/с, а значения максимальной скорости – в диапазоне VmaxÎ[2,6; 24,1] м/с.

Значительная длина записанных реализаций сигналов и большое количество зафиксированных порывов обусловили необходимость разработки методики определения их характеристик, среди которых наиболее значимые – амплитуда и длительность. В качестве критерия того, что пульсация скорости ветра является порывом, принято значение скорости, превышающее среднее по ансамблю значений, измеренных в течение часа: .

Такой выбор сделан на основании упомянутой выше существенной нестационарности значений средней скорости в 2- и 10-минутных интервалах. В дальнейшем из исходной реализации формируется вспомогательная реализация W(t), отфильтрованная цифровым фильтром нижних частот. Последняя необходима для отсеивания высокочастотных турбулентных пульсаций малой амплитуды и длительности, которые могут вызвать «ложные срабатывания» алгоритма выделения порывов. В качестве критерия длительности можно взять любое значение, например, 0,1 с, что соответствует частоте 10 Гц.

В дальнейшем на основании отфильтрованной реализации и описанного выше критерия формируется вторая вспомогательная реализация, отвечающая следующему критерию:

                 (6)

Эта реализация необходима для определения длительности, а также служит в качестве опорной при определении максимального значения скорости каждого из порывов. Длительность порыва определяется в соответствии со следующим выражением:

                    (7)

где i- номер выборки из реализации D(t); Dt-интервал времени между двумя последовательными выборками, задаваемый алгоритмом аналого-цифрового преобразования сигнала, t=i×Dt. В данном случае Dt=0,0139 с.

Максимальное значение скорости ветра в порыве определяется на основании реализаций  V(t) и D(t). При этом  из реализации  V(t) при D(t)=1 производится вырезка фрагмента, содержащего порыв и из ансамбля значений этого фрагмента находится максимальное. Количество порывовn  в реализации сигнала скорости ветра соответствует количеству максимумов. Алгоритм выделения порывов проиллюстрирован посредством рис. 6.

В табл. 1 приведены данные по количеству порывов ветра n, их средней длительности , с.к.о. длительности порывов ветра st, с.к.о. sg, среднему , максимальному Vmax и среднему максимальному значению скорости порыва ветра для часовых реализаций скоростных сигналов. Значительный разброс и длительности порывов ветра, так же как и разброс осреденных значений скорости ветра, свидетельствует о существенной нестационарности ветрового потока. Обращает на себя внимание тот факт, что среднее квадратичное отклонение длительности порывов ветра зачастую значительно превышает среднее значение. Это свидетельствует о том, что, как и в случае скорости ветра, функция плотности распределения вероятности также имеет не-Гауссовский характер.

Таблица 1. Результаты статистической обработки информации о порывах ветра

n

, с

st, с

sg, м/с

,м/с

,м/с

Направление ветра

1

655

2,31

3,18

1,85

17,2

4,6

С

2

454

1,52

3,08

1,61

12,2

3,8

С

3

482

2,24

3,82

0,87

7,1

4,0

СВ

4

258

2,85

5,00

0,35

2,6

1,1

В

5

422

2,66

4,01

1,07

8,2

3,0

В

6

442

2,47

3,47

1,21

11,0

4,0

В

7

380

2,92

4,40

1,17

9,4

4,1

В

8

400

3,50

5,60

1,20

9,7

4,2

В

9

412

2,98

5,30

1,18

8,3

3,8

ЮВ

10

467

2,90

4,77

1,89

13.1

4,9

ЮВ

11

435

4,11

10,33

2,15

15,2

5,0

ЮВ

12

503

1,75

3,02

2,07

14,9

5,2

ЮВ

13

412

2,83

4,81

1,31

5,0

2,1

Ю

14

457

2,73

4,96

0,60

6,2

2,2

Ю

15

378

2,78

5,02

0,85

6,1

2,2

Ю

16

496

3,10

5,04

0,60

8,0

1,5

Ю

17

407

2,23

3,44

1,06

6,0

2,5

Ю

18

643

2,44

3,96

0,73

5,2

1,7

ЮЗ

19

471

2,45

3,68

1,44

12,0

3,9

ЮЗ

20

405

2,34

4,44

1,17

24,1

4,2

З

21

620

1,57

2,43

0,61

4,9

1,7

З

22

457

2,6

4,76

1,19

5,8

3,3

 

 

На рис. 7 представлена гистограмма, подтверждающая это предположение. По характеру гистограммы можно предположить, что вид аппроксимирующей ее функции плотности распределения вероятности может быть экспоненциальным.

Рис. 6. Выделение порывов из реализации сигнала,
адекватного скорости ветра:

а – исходный сигнал V(t);
б – отфильтрованный сигнал W(t);
в – вспомогательный сигнал D(t);
г –выделенные порывы V1(t)

 

Анализ возможных аппроксимирующих функций  показал, что  наилучшим образом плотность распределения вероятности длительности порывов ветра для всех зарегистрированных реализаций описывается распределением Вейбулла:

             .          (8)

Параметры распределения a=1 и b=0,6 для всех зарегистрированных реализаций сигналов.

 

Рис. 7. Гистограмма длительности порывов ветра и аппроксимирующая функция плотности распределения вероятности

Аналогичным образом выполнен и статистический анализ распределения максимумов порывов ветра. При этом на основании каждой из зарегистрированных реализаций сигналов производилось вычисление массива максимальных значений порывов. После этого выполнено преобразование их к безразмерному виду делением значений максимумов на среднее часовое значение скорости для данной реализации. В дальнейшем все массивы были объединены в один, по которому построена гистограмма, представленная на рис. 8.

Рис. 8. Гистограмма и функция плотности распределения вероятности безразмерных максимумов порывов ветра.

Аппроксимация полученных данных при помощи распределения Вейбулла

                      (9)

с использованием метода наименьших квадратов, показала, что при значениях параметров a=1 и b=1,28 последнее вполне удовлетворительно описывает плотность распределения вероятности максимальных значений скорости ветра в порывах. В выражении (2.10) , –безразмерный максимум порыва,  – максимальное значение скорости в порыве,  – среднее значение скорости, определенное на часовом интервале.

Следует отметить, что данное выражение позволяет применительно к локальным условиям ветрового течения на основании значения средней скорости, полученного либо прямым измерением, либо методом интерполяции данных метеостанций, определить максимально возможное для данной точки значение скорости в порыве. При этом необходимо произвести, согласно упомянутой выше методике перерасчета, переход к среднему часовому значению скорости ветра. Критерием максимально возможного значения скорости  служит значение безразмерной скорости vсrit, при котором полная вероятность  становится равной 0,95:

            .           (10)

С учетом (10) можно определить

            .  (11)

Разработанный алгоритм применим не только по отношению к порывам ветра, но и к подобным выбросам в других процессах. В частности, порывы ветра, воздействующие на ВЭУ, а также рыскание ветрогенератора вызывают перераспределение усилий в поясах решетчатых башен. При этом аналогичным образом изменяются нормальные напряжения в приопорной зоне поясов. Поэтому, применив указанный алгоритм к соответствующим тензосигналам, можно подсчитать количество циклов  перераспределения напряжений, а также их амплитуду.

С другой стороны, с использованием разработанного алгоритма, можно произвести аналогичный подсчет, основываясь на определении верхней граничной частоты fгр квазистатической области спектра скорости ветра при помощи построения функции когерентности. Зная значение fгр можно определить и минимальную длительность порыва ветра, который вызывает линейную реакцию конструкции. Так, если порыв ветра аппроксимировать половиной синусоиды с частотой fгр, его длительность τгр будет равна

            .  (12)

Основываясь на выражениях (9) и (12), а также определив среднее количество порывов  в локальной области расположения сооружения, например, в часовом интервале, можно определить ту их часть nL, которая вызывает линейную реакцию:

            .           (13)

Здесь τcrit определяется аналогично vcrit в выражении (11).

            .        (14)

Таким образом, разработаны критерии оценки количества циклов нагружения конструкций под действием порывов ветра, основанные на локальных статистических закономерностях распределения длительности порывов и когерентной спектральной оценке границы квазистатической области турбулентных пульсаций скорости ветра, применительно к параметрам реакции конструкции.

 

Экспериментальные исследования воздействия ветра на башенные конструкции

 

Для получения достоверной информации о реальном характере работы башенных конструкций при воздействии ветра необходимо одновременно измерять внешние параметры, такие как скорость и направление ветра но и внутренние параметры башни (механические напряжения и уровни вибраций) в совместимых частотных диапазонах. С этой целью в экспериментах использовались термоанемометры, измерители направления ветра, вибродатчики и тензорезисторы сопритивления. В процессе проведения исследований регистрировались информативные сигналы в полосе частот fÎ[0; 32] Гц. Эксперименты проводились на опорах ВЛ, опорах ветроэнергетических установок, осветительных башнях, башенных сооружениях связи и подобных им конструкциях. Не останавливаясь на определенном эксперименте, попытаемся привести общую методику, с наиболее представительными результатами.

Определение частотных характеристик башен

Для определения собственных частот колебаний опоры полученные реализации случайного процесса преобразовывались при помощи быстрого преобразования Фурье [24]:

 

  (15)

где Vk - реализация случайного процесса, причем Vk =2m (m>2);

n - число элементов в Vk;

i - мнимая единица.

Тогда односторонняя спектральная плотность распределения энергии по дискретным значениям частот в положительном интервале:

           (16)

где  - длина реализации Vk.

На рис. 9 представлены графики функций спектральной когерентности скорости ветра и напряжения в наветренных поясах башен ветроэнергетических установок (ВЭУ), рассчитанные на основании полученных реализаций сигналов. Из рисунка хорошо видно, что на частотах f<0,1 Гц башня ВЭУ ведет себя почти линейно (когерентность близка, но не равна единице). В этой области частот воздействие ветра на башни ветроагрегатов почти статическое и может определяться по указаниям норм с несущественной погрешностью, принимая во внимание то, что период осреднения должен соответствовать крайней частоте 0,1 Гц, т.е. для данного сооружения 10 с. На частотах f>0,1 Гц нелинейный характер ветрового воздействия выражен более явно. В данном случае наблюдаются три спектральных линии, на которых  и две, на которых , которые связаны с проявлением собственных частот колебаний башни.

Рис. 9. Функция спектральной когерентности напряжения в приопорной зоне пояса башни ВЭУ и скорости ветра, построенные в логарифмическом масштабе по частоте

Для установления уровня взаимосвязи между случайным входным процессом – скоростью ветра и случайным выходным – механическим напряжением в приопорной зоне поясов исследуемой башни произведена оценка их взаимных корреляционных функций. При этом последние определялись выражением:

            ,  (17)

где - взаимная корреляционная функция,- переменная временная задержка,  –значение скорости ветра,  - значение напряжения в поясе, определяемое с учетом задержки, и  средние по ансамблю значения скорости и напряжения и , соответственно, среднеквадратичные отклонения скорости и напряжения, N- количество отрезков реализаций сигналов, по которым производилась оценка. Графики взаимных корреляционных функций приведены на рис 10.

 

 

 

Рис. 10. Взаимно-корреляционные функции напряжений в приопорной зоне поясов и скорости ветра

1-для пояса с наветренной стороны; 2- 1-для пояса с подветренной стороны

 

 

Амплитудно-частотные характеристики практически любой башенной конструкции могут быть получены при помощи выражения [[26]]:

          (18)

где Fp - частота вынуждающих колебаний;

      Fс  - частота собственных колебаний.

 

При помощи уравнения (18) была получена амплитудно-частотная характеристика для металлической опоры ВЛ (см. рис.11), анализ которой позволяет сделать вывод, что при совпадении частот внешнего воздействия и собственных частот конструкции динамический коэффициент может составить 2,6, что гораздо больше нормируемого ПУЭ – 1,5.

Рис. 11. Амплитудно-частотная характеристика опоры ВЛ

Таким образом, на основании приведенных методик могут быть экспериментальным путем получены динамические характеристики башенных конструкций, а также функции когерентности процессов внешнего воздействия и отклика конструкций. На первый взгляд наибольшая опасность для конструкции кроется при порывах ветра близких по длительности к частоте первой формы собственных колебаний, однако данные порывы имеют не широкий фронт и, следовательно, не представляют существенной опасности. Наиболее опасной для данной конструкции будет верхняя граница квазистатической области, в которой конструкция воспринимает порыв ветра как статический (см. рис. 9). В настоящее время при расчетах башенных конструкций в нормах используется 10-ти минутное осреднение, с коэффициентом динамичности от 1,3 до 1,5. Используя результаты Дёста, описанные в [5] получаем интервал осреднения около 20 с. Согласно рекомендациям М.И. Казакевича [5] интервал осреднения в зависимости от периода колебаний Т и логарифмического декремента d определяется как с. Экспериментально полученные результаты с учетом частоты внешнего воздействия в области линейной реакции порядка 0,1 Гц (т.е. 10 с) и коэффициента когерентности внешнего воздействия и отклика конструкции равного 0,94, дают значение 11 с, что в случае оперирования расчетными значениями скорости ветра дают превышение нагрузки, рекомендуемой нормами на 8-10%.

Полученные результаты характеризуют несовершенство нормативной базы в области определения динамических нагрузок на башенные сооружения, и не только подтверждают некоторые расчетные предпосылки, но и ставят ряд существенных вопросов, которые касаются динамического воздействия ветра на конструкции со многими степенями свободы. Однако, в связи со значительной трудоемкостью предложенных методик, последние не могут пока использоваться для прямого определения динамических нагрузок, что связано в первую очередь, с необходимостью мониторинга значительного количества однотипных сооружений, и необходимостью детального исследования характеристик ветрового потока на строительной площадке.

Заключение

Методики учета гололедно-ветровых нагрузок и воздействий необходимо детализировать и далее. Так в соответствии с требованиями ряда зарубежных нормативов при расчетах ВЛ необходимо выполнить сопоставительный анализ трех возможных сочетаний ветра с гололедом. Данный принцип является передовым, однако в ходе длительных и жарких дискуссий он не был положен в основу ПУЭ-2006 [2]. Таким образом и ПУЭ-2006 и ДБН «Нагрузки и воздействия» являются определенной мерой надежности, предъявляемой к новым объектам. Тем не менее, дальнейшее уточнение гололедно-ветровых нагрузок, в том числе и с учетом динамической составляющей, необходимо для определения остаточного ресурса строительных объектов, в том числе воздушных линий электропередачи и антенно-мачтовых сооружений.

Литература



[1]. Княжевская С.Я. Климатическое обеспечение расчетов надежности систем электроснабжения//Методические вопросы исследования надежности больших систем энергетики. - Вып. 47 «Надежность и безопасность стареющих систем энергетики». - К.: Знание.-1995. - С. 111-116.

[2]. Правила устройства электроустановок. Глава 2.5. Воздушные линии электропередачи напряжением выше 1 кВ до 750 кВ. Киев. 2006. – 190 с.

[3]. ДБН В.1.2.-2:2006. Система забезпечення надійності та безпеки будівельних об`єктів. Навантаження і впливи. Норми проектування. Київ. 2006. С. 24-28.

[4]. Пашинський В.А. Атмосферні навантаження на будівельні конструкції для території України. - К.: УкрНДІПСК, 1999. - 185 с.

[7]. Симиу Э., Сканлан Р. Воздействие ветра на здания и сооружения.-М.: Стройиздат, 1984. – 360 c.

[8]. Савицкий Г.А. Ветровая нагрузка на сооружения. - М.: Стойиздат. - 1972.

[9]. Peil U., Telljohann G. A wind turbulence model based on long-term measurements // Proc. of International Conf. “Wind Engineering into 21st Century”, Rotterdam (Denmark). - 1999. - P. 148-153.

[10]. Holmes J.D. Non-Gaussian characteristics of wind pressure fluctuations//J. Wind Engineering and Industrial Aerodynamic. - 1981. - № 13. - P.197-208.

[11]. Gurley K.R., Tognarelli M.A., Karrem A. Analysis and Simulation Tools For Wind Engineering// Prob. Engng.Mech. - Vol 12, № 1. - P. 9 –31.

[12]. Horokhov Y.V., Nekrasov Y.P., Yugov A.M., Kolesnichenko S.V. Methodology of measurement and registration of local statistical characteristics of near-ground wind //Abstracts Of 4th International Colloquium on BBAA. - Bochum (Germany). - 2000. - P. 187-190.

[13]. Hojstrup, J.; Hansen, K.S.; Juul Pedersen, B.; Nielsen, M., Non-Gaussian turbulence  // Proc. 1999 European wind energy conference (EWEC '99). - Nice (FR). - 1999. - P. 1055-1057.

[21]. Emil Simiu Toward a New Generation of Standards for  Wind Loads: implications  for Design   Practice, Insurance, and Research //The Eighth U.S. National Conf. on Wind Engineering . - Baltimore (USA). - 1997. - CD-rom.

[22]. Kijewski T., Kareem A. Dynamic Wind Effects Provisions in Codes and Standards and Wind Tunnel Data: A Comparative Study // The Eighth U.S. National Conf. on Wind Engineering . - Baltimore (USA). - 1997. - CD-rom.

[23]. Горохов Е.В., Назим Я.В., Бакаев С.Н., Турбин С.В., Хорольский М.С. Исследования динамических характеристик опор ВЛ в уровне обреза фундаментов при пульсации ветрового потока// Вестник ДонГАСА. -Макеевка. - 1999. - Вып. 99-6 (20).- С. 49-55.

[24]. Бендат Дж., Пирсол А. Прикладной анализ случайных данных: Пер. с англ..-М.: Мир, 1989.-540 С., ил.

[25]. Försching H.W. Grunlagen der Aeroelastik. Springer-Verlag. - Berlin, Heidelberg. - 1974.

[26]. Germanisher Lloid. Rules and Regulations. IV – Non Marine Technology. Part 1 – Wind Energy. Regulation for the Certification of Wind Energy Conversion Systems. Chapter 1-10. Supplement #1 to the 1993 Edition, March, 1994.

 



Фото-5
Печи
Фото-5
Фото-16
Монтаж
Фото-16


Сейчас 183 гостей онлайн
Применение полимерных стоек, как опор ВЛ, в ближайшие 10 лет:
 
Locations of visitors to this page