随着我国电力能源基础设施的快速建设，架设在山区峡谷中的输电线路不断增多，传统输电塔-线体系的输电线路走廊和塔位选择愈发困难，电力行业开始探索适用于山区峡谷地形的新型输电结构。悬索支撑输电结构^[1]是一类适用于山区峡谷地形的新型输电结构，其为支撑悬索和输电导线共同组成的耦联系统^[2]。由于该新型输电结构的支撑悬索和输电导线具有大跨度、高柔性等结构特点^{[3 − 4]}，其动力响应受风荷载影响较为显著，有必要对悬索支撑输电结构风振响应进行分析。

由于悬索支撑输电结构位于山区峡谷地形中，而山区峡谷地形会干扰来流风场特性，其通常会形成峡谷风和越山风两类山区风，此将进一步影响悬索支撑输电结构的风振响应。虽然现有研究^{[1 − 2, 5]}针对悬索支撑输电结构所处的山地风场特性和风振响应分析等方面开展了较为系统的研究，但是其主要关注越山风对应的山地风场模型及考虑越山风影响的悬索支撑输电结构风振响应研究。然而，山区峡谷地形中的来流风向并不唯一，悬索支撑输电结构风振响应不仅会受到越山风影响，亦会受到峡谷风影响。故而有必要对实际山区峡谷地形中悬索支撑输电结构所处峡谷风场特性以及考虑峡谷风场影响的悬索支撑输电结构风振响应开展研究。

目前，针对峡谷地形风场特性的研究方法主要包括风洞实验^{[6 − 7]}、数值模拟^{[8 − 9]}和现场实测^{[10 − 15]}等。由于风洞实验室尺寸的限制，对于大范围山区峡谷地形的风场模拟，风洞试验难以保证来流入口边界条件等与实际山区峡谷情况一致；而数值模拟采用了简化的假定边界条件和理论模型，此将导致结果出现一定程度的失真；相比而言，现场实测是最为直接和有效的方法。通过现场实测可获得风速、风向角和风攻角等风场数据，进而可对实测风场数据进行分析以获取真实的峡谷风场特性。

为此，本文针对某悬索支撑输电结构所处的峡谷风场进行了现场实测，统计分析了实测数据样本的平均风特性和脉动风特性；然后，发展了考虑峡谷风场效应的悬索支撑输电结构非线性风振响应分析方法；最后，通过对比分析，讨论了峡谷风场效应对悬索支撑输电结构风振响应的影响。

1   山区峡谷风场实测与风场特性

1.1   现场实测概况

某悬索支撑输电结构处于典型的山区峡谷地貌中，该山区峡谷及周围的地形地貌如图1所示，悬索支撑输电结构所在的峡谷地形走向大致呈“W”形，其走向由四段组成，与正北方向的夹角从左到右分别约为0°、72°、0°和106°。悬索支撑输电结构布置于两处较陡峭的山坡之间，南侧山坡的坡角约为34°，北侧山坡的坡角约为19°。支撑悬索走向与正北方向的夹角约为58°，同一支撑悬索的端部处于同一海拔，其距谷底垂直距离约为210 m，端部之间的水平距离为1200 m，支撑导线悬索与支撑地线悬索相差20 m，相邻两跨支撑悬索之间的输电导线端部水平距离相距800 m。

图  1  山区峡谷中悬索支撑输电结构　/m

Figure  1.  The suspension-braced transmission structure in mountainous gorge

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测风塔位于东北侧山坡的一处山脊上，距测风塔基础顶面45 m高度处安装了三维超声风速仪，其统计时段为2015年3月14日−2016年9月8日，实测数据具有较好的覆盖性。三维超声风速仪采集瞬时风速u_a、风向角$\theta$及风攻角$\alpha$等风场数据，其测量参数具体如图2所示。本文以0°风向角代表来流风向为正北方向，并以顺时针旋转方向为正方向。根据我国抗风规范^[16]，文中基本时距取为10 min，剔除缺失数据和明显失真数据，经过处理共得到29194条10 min记录数据。

图  2  三维超声风速仪及其测量参数

Figure  2.  The ultrasonic anemometer and measurement parameters

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1.2   数据处理

本文基于平稳风速模型^[10]开展峡谷风场特性分析，并采用矢量法^{[17 − 18]}处理实测风速数据。假定东西走向和南北走向分别为x轴和y轴，以竖向为z轴，根据任意10 min记录数据的瞬时风速${u_{\rm{a}}}$、风向角$\theta$及风攻角$\alpha$，可得到x、y和z方向的风速分量：

式中，${u_x}$、${u_y}$和${u_ {\textit{z}}}$分别为x、y和z方向风速分量。

10 min记录数据的平均风速U则可按下式计算：

式中，${\overline u_x}$和${\overline u_y}$分别为${u_x}$和${u_y}$的平均值。${\overline u_x}$和${\overline u_y}$与平均风速U的方向余弦分别为：

10 min记录数据的顺风向脉动风速u、横风向脉动风速v和竖向脉动风速w可按式(4)计算：

式中，${\overline u_ {\textit{z}}}$为${u_ {\textit{z}}}$的平均值。

1.3   平均风特性

1.3.1   平均风速、风向角与风攻角

观测期间，10 min平均风速分布直方图如图3所示，可以看出，10 min平均风速分布与Weibull分布较为接近。分析可得：10 min平均风速的均值为2.34 m/s，最大值为13.59 m/s，观测期间10 min平均风速超过4 m/s的样本占比13.94%，不小于8 m/s的样本占比1.10%。以4 m/s为阈值，10 min平均风速与风向的关系如图4所示。结果表明：对于10 min平均风速较小的样本，其风向分布区间大致为30°~330°，范围较广；而对于10 min平均风速较大的样本，其风向较为集中，主要分布在210°~240°以及90°附近，由于峡谷的阻挡效应，正北方向附近的风向对该山区峡谷风场影响非常小。由于该峡谷地形走向迂回曲折，并不通顺平直，故实测风速数据的主导风向与峡谷走向并非完全一致，而是呈现大偏角的情况。

图  3  10 min平均风速分布

Figure  3.  Histogram of 10 min average wind speed

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图  4  10 min平均风速与风向角

Figure  4.  Polar plot of 10 min average wind speed and wind direction angle

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风攻角、风速与风向角的关系如图5所示，可以看出：10 min平均风速较小的样本风攻角分布在−10°~25°，离散程度较大，在150°~300°风向角区间内，风攻角大多小于10°，而在30°~120°风向角区间内，风攻角基本处于10°~20°之间。对于10 min平均风速较大的样本，风攻角分布较为集中，在90°风向角附近，风攻角均超过10°，而在210°~240°风向角区间内，风攻角基本在0°附近。造成该现象的原因可能是由于峡谷地形影响，当风向角为90°附近时，来流为迎风，其风攻角为正攻角，当风向角在210°~240°时，来流受山坡地形影响较小，其风攻角在0°附近。

图  5  风攻角、风速与风向角

Figure  5.  Polar plot of wind attack angle, wind speed, and wind direction angle

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1.3.2   日最大风速与日极大风速

针对实测风速数据，采用滑动平均法^[19]计算得到日最大风速(10 min时距，1 min步长)与日极大风速(3 s时距，1 s步长)，日最大风速、日极大风速与风向的关系如图6所示。不难看出，日最大风速普遍不超过5 m/s，均值为3.23 m/s，最大为13.59 m/s，日最大风速对应的风向角分布较为离散。日极大风速分布在1 m/s~22 m/s，均值为6.16 m/s，最大为22.09 m/s，日极大风速对应的风向角大多分布在60°~120°。

图  6  日最大风速与日极大风速

Figure  6.  Polar plot of wind speed of daily maximum and extreme

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1.4   脉动风特性

1.4.1   紊流强度

紊流强度可以衡量峡谷风场中风速的脉动强度，通过10 min平均风速U及3个脉动风速分量可获得风速样本的紊流强度：

式中：u、v和w分别为顺风向、横风向与竖向；I_u、I_v和I_w分别为顺风向、横风向与竖向的脉动风速紊流强度；σ_u、σ_v和σ_w分别为顺风向、横风向与竖向的脉动风速均方根值。

由于强风样本(U≥8 m/s)的紊流特性更加稳定，故采用强风样本进行脉动风特性分析。统计观测期间强风样本紊流强度，其与风向的关系如图7所示。图7表明：强风样本紊流强度的离散程度较大，其分布在0.05~0.45。I_u主要分布在0.05~0.45，其统计均值为0.25，标准差为0.06；I_v主要分布在0.08~0.42，其统计均值为0.20，标准差为0.05；I_w主要分布在0.07~0.25，其统计均值为0.15，标准差为0.03。I_u、I_v和I_w均值的比值为1.00∶0.80∶0.60。规范^[16]推荐比值为1.00∶0.88∶0.50，I_v/I_u比规范推荐值小9.09%，而I_w/I_u比规范推荐值大20%。

图  7  紊流强度与风向角

Figure  7.  Polar plot of turbulence intensity and wind direction angle

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1.4.2   脉动风速功率谱密度

强风样本的顺风向、横风向和竖向平均单边功率谱密度如图8所示。图8中亦给出了常用功率谱Von Karman谱^{[20 − 21]}(其归一化横坐标转换为了nz/U)、顺风向功率谱Kaimal谱^{[20, 22]}、横风向功率谱Simiu谱^{[20, 22]}和竖向功率谱Panofsky谱^[23]，其中，z均为45 m。不难发现，实测顺风向功率谱与Von Karman谱存在较大偏差，而其在中低频段与Kaimal谱较为吻合，在高频段出现较为明显的回升现象。实测横风向功率谱曲线趋势在低频段与Von Karman谱曲线趋势吻合较好，在中高频段与Simiu谱曲线趋势吻合较好，但其高于Simiu谱。实测竖向功率谱与Von Karman谱存在较大偏差，而其与Panofsky谱的曲线趋势一致，但高于Panofsky谱。在高频段，实测功率谱均出现了回升现象，典型的实测强风样本脉动风速及其归一化风速谱如图9所示。显然，该强风样本的脉动风速时程无明显下雨环境噪声干扰，而其归一化风速谱在高频段出现了可见的回升现象，可以排除下雨环境噪声干扰的可能性。

图  8  实测功率谱与理论功率谱

Figure  8.  Measured power spectrum and theoretical spectrum

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图  9  典型的实测强风样本

Figure  9.  The typical measured strong wind sample

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根据Kolmogrove理论^[24]，在各向同性紊流条件下，各脉动风速分量的功率谱密度在惯性子区均遵循“−5/3定律”，即功率谱密度与频率的关系可表示为“y=Ax^−5/3”形式。采用“y=Ax^B”的形式对0.1 Hz~1 Hz区间内的实测脉动风速功率谱密度进行拟合，结果如图10所示。可以看出，顺风向、横风向和竖向脉动风速功率谱密度在惯性子区的拟合斜率分别为−1.50、−1.59和−1.83。与“−5/3定律”相比，顺风向和竖向脉动风速功率谱密度的拟合斜率偏差较大，偏差程度分别为10%和9.8%，而横风向脉动风速功率谱密度的拟合斜率偏差程度仅为5%。

图  10  实测功率谱拟合

Figure  10.  Fitting of measured power spectrum

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在上述分析的基础上，采用最小二乘法对该山区峡谷的脉动风速功率谱密度进行拟合，拟合结果如图10所示。实测顺风向、横风向与竖向脉动风速功率谱密度拟合结果如下：

式中：f为莫宁坐标，即：f=nz/U。

2   考虑峡谷风场影响的悬索支撑输电结构风振非线性有限元分析

2.1   悬索支撑输电结构有限元模型及单元特性矩阵

在山区峡谷中，悬索支撑输电结构简化模型和结构参数如图11所示。l_s为同一悬索两侧固定点的水平距离；l_c为相邻两跨悬索的水平距离；h_s为同一悬索两侧固定端的高差；h_c为同一跨导线或者地线在相邻悬索挂点位置之间的高差；h_wg为地线悬索端点与对应的支撑导线悬索端点之间的高差。

图  11  悬索支撑输电结构简化模型

Figure  11.  Simplified model of the suspension-braced transmission structure

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对于支撑悬索和输电线，其初始形状可简化为抛物线模型^[1]。在悬索支撑输电结构边界处，支撑悬索的端部与固定支架的连接处为固定铰接点，输电线在边界处主要与相应悬索上的金具连接，连接方式亦为固定铰接。在不考虑扭转的风振响应分析中，可以忽略支撑悬索和输电线的抗弯能力和抗扭能力^{[1 − 2]}。因此，在考虑山地风场效应的悬索支撑输电结构风振响应分析中，支撑悬索和输电线主要考虑轴向抗拉能力。耐张绝缘子串刚度较大，其亦主要考虑轴向抗拉能力。

根据悬索支撑输电结构的力学特点，其支撑悬索、输电线和耐张绝缘子串风振响应属于大变形小应变问题，结合该输电结构受力特性，可采用考虑大变形小应变的三维杆单元建立其有限元模型。根据文献[1, 3]，悬索支撑输电结构的支撑悬索、输电线和耐张绝缘子串单元特性矩阵为：

式中：${{\boldsymbol{K}}_{\mathrm{e}}}$为单元刚度矩阵；${{\boldsymbol{M}}_{\mathrm{e}}}$为单元质量矩阵；${{\boldsymbol{C}}_{\mathrm{e}}}$为单元阻尼矩阵；l为变形后单元长度；${l_0}$为单元初始长度；$\varepsilon$为单元应变，$\varepsilon = (l - {l_0})/{l_0}$；E为弹性模量；A为横截面积；${{\boldsymbol{I}}_{3 \times 3}}$为3阶单位矩阵；$\rho$为质量密度；${\alpha _{\mathrm{v}}}$和${\beta _{\mathrm{v}}}$为Rayleigh阻尼常数，可取${\alpha _{\mathrm{v}}} = 0.05$和${\beta _{\mathrm{v}}} = 0$^[25]；${{\boldsymbol{a}}_{\mathrm{e}}}$为变形后的单元向量。

在上述分析的基础上，可获得图11所示的悬索支撑输电结构自振频率和振型。悬索支撑输电结构的支撑导线部分前6阶自振频率如表1所示，其前3阶振型如图12所示。显然，第1阶振型为导线反对称竖弯，第2阶振型为导线对称侧弯，第3阶振型为导线反对称侧弯。

表  1  支撑导线部分前6阶自振频率

Table  1.  First six orders natural frequency of the suspension-braced conductor part

频率阶数	自振频率/Hz		频率阶数	自振频率/Hz
1阶	0.1 176 815		4阶	0.1 186 948
2阶	0.1 182 439		5阶	0.1 186 988
3阶	0.1 186 677		6阶	0.1 186 992

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图  12  支撑导线部分前3阶振型

Figure  12.  First three orders mode of vibration of the suspension-braced conductor part

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2.2   峡谷风场模拟与风荷载计算

峡谷风场中的各模拟点风速由平均风速和脉动风速组成：

式中：${U_ {\textit{z}}}$为z高度处的平均风速；$U(t)$为峡谷风场中的脉动风速；${U_{10}}$为10 m高度处的平均风速；α为地面粗糙度系数。

将实测脉动风速功率谱密度转换为双边自功率谱密度：

式中：j为风速模拟点；N为风速模拟点数量。

在此基础上，可获得第j点和第k点之间的脉动风速分量互功率谱密度：

式中，${\mathrm{Coh}}({ {\textit{z}}_{jk}},n)$为第j点和第k点之间的空间相干函数，本文采用Davenport空间相干函数模型^[26]。

然后，可通过谐波合成法^[27]获得模拟峡谷风场中的三维脉动风速。根据峡谷风场风速，悬索支撑输电结构单位长度上的风荷载按式(16)计算：

式中：${\rho _{{\mathrm{a}}}}$为空气密度，可取为1.225 kg/m；${C_{\mathrm{D}}}$为阻力系数，可取为0.6^[28]；${A_{\mathrm{m}}}$为单位长度上顺风向投影面积。进而，将风荷载转换为等效节点荷载向量${{\boldsymbol{F}}_{\mathrm{e}}}$。

2.3   悬索支撑输电结构非线性动力学方程及求解

在上述分析的基础上，可建立$t + \Delta t$时刻悬索支撑输电结构单元非线性动力方程：

式中：“$t + \Delta t$”为时刻；${}^{t + \Delta t}{{\boldsymbol{\ddot u}}_{\mathrm{e}}}$、${}^{t + \Delta t}{{\boldsymbol{\dot u}}_{\mathrm{e}}}$和${}^{t + \Delta t}{{\boldsymbol{u}}_{\mathrm{e}}}$分别为单元在$t + \Delta t$时刻的加速度向量、速度向量和位移向量；${{\boldsymbol{Q}}_{\mathrm{e}}}({}^{t + \Delta t}{{\boldsymbol{u}}_{\mathrm{e}}})$和${{\boldsymbol{Q}}_{\mathrm{e}}}({}^0{{\boldsymbol{u}}_{\mathrm{e}}})$为单元在$t + \Delta t$时刻和基准位置的抗力向量，即内部节点荷载向量；${}^{t + \Delta t}{{\boldsymbol{F}}_{\mathrm{e}}}$为$t + \Delta t$时刻的等效节点荷载向量。

将各单元的质量矩阵、阻尼矩阵、抗力向量和等效节点荷载向量分别进行组集，在基准位置处建立$t + \Delta t$时刻的悬索支撑输电结构非线性动力方程：

式中：${}^{t + \Delta t}{\boldsymbol{\ddot u}}$和${}^{t + \Delta t}{\boldsymbol{\dot u}}$分别为结构在$t + \Delta t$时刻的加速度向量和速度向量；${\boldsymbol{M}}$和${\boldsymbol{C}}$分别为结构的质量矩阵和阻尼矩阵；${\boldsymbol{Q}}({}^{t + \Delta t}{\boldsymbol{u}})$和${\boldsymbol{Q}}({}^0{\boldsymbol{u}})$分别为结构在$t + \Delta t$时刻和基准位置的抗力向量；${}^{t + \Delta t}{\boldsymbol{F}}$为在$t + \Delta t$时刻的结构等效节点荷载向量。

将${\boldsymbol{Q}}({}^{t + \Delta t}{\boldsymbol{u}})$在${}^t{\boldsymbol{u}}$处进行泰勒展开并略去高阶项，可得：

式中：${\boldsymbol{Q}}({}^t{\boldsymbol{u}})$为$t$时刻的结构抗力向量；${}^t{\boldsymbol{K}}$为结构在$t$时刻的刚度矩阵；${\boldsymbol{u}}$为结构在$\Delta t$内的位移增量，即${\boldsymbol{u}} = {}^{t + \Delta t}{\boldsymbol{u}} - {}^t{\boldsymbol{u}}$。

综合式(18)和式(19)，可得：

本文采用结合Newton-Raphson法的Newmark-β法迭代求解式(20)所示的非线性有限元方程。

3   结果分析

就峡谷风场的风速特性分析结果而言，在U≥8 m/s的情况下，来流风向与支撑悬索走向大致成0°夹角和30°夹角。为综合考虑峡谷风场对悬索支撑输电结构风振响应的影响，选取夹角为30°的来流风作为工况。工况其余参数为：U₁₀=13.59 m/s、I_u=0.25、I_v=0.20和I_w=0.15。由于测风塔离河岸较近，来流风的下垫面为河面，开阔水面对来流的摩擦作用较小^[11]，因此，本文取α=0.12。另外，支撑导线悬索型号为JG3A-767，输电导线型号为JLG1A-400/35，支撑地线悬索和地线型号分别为JG3A-240和JLB20A-120^[29]。

3.1   峡谷风场中悬索支撑输电结构的风荷载

在峡谷风场的风速特性基础上，采用谐波合成法模拟该峡谷风场，支撑导线悬索和导线的风场离散模拟点如图13所示。以悬索支撑输电结构中单跨导线的不同位置处为例，图14给出了峡谷风场的顺风向风速时程，另外采用规范风谱模拟风场与实测风谱模拟风场进行对比，对比结果如图14所示。规范风谱模拟风场参数为：顺风向功率谱Kaimal谱和竖向功率谱Panofsky谱，I_u=0.25、I_v=0.22和I_w=0.125，另外，横风向功率谱采用Simiu谱。可以看出，由于实测顺风向功率谱和Kaimal谱较为接近，峡谷风场和规范风谱模拟的顺风向风速无明显偏差。导线跨中位置所受风荷载时程如图15所示，峡谷风场中和规范风谱模拟风场中的导线跨中处风荷载变化幅度相当，无显著差异。

图  13  峡谷风场离散模拟点示意图

Figure  13.  Discrete simulation points of the gorge wind field

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图  14  峡谷风场模拟

Figure  14.  Simulation of gorge wind field

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图  15  导线跨中风荷载时程

Figure  15.  Wind load time history of the midpoint of the conductor

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3.2   峡谷风场效应对支撑导线悬索位移响应的影响

图16为支撑导线悬索跨中侧向位移时程和竖向位移时程。与支撑导线悬索跨中竖向位移相比，支撑导线悬索跨中侧向位移较小，这是因为在耦合系统中，支撑导线悬索跨中侧向位移方向与导线走向一致，导线较为显著地增加了支撑导线悬索侧向刚度，在风荷载作用下，支撑导线悬索侧向位移较小。

图  16  支撑导线悬索跨中位移时程

Figure  16.  Displacement time history of the midpoint of the supporting-conductor suspension cable

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表2为两类风场中的支撑导线悬索跨中位移时程均值和均方差汇总。分析可知，两类风场中的支撑导线悬索跨中侧向位移均值和均方差均较小，其数量级处于同一水平，相较于规范风谱模拟风场，峡谷风场中的支撑导线悬索跨中竖向位移均值和均方差均有较大幅度的增加，增大幅度分别为62.14%和15.28%。这主要是由于实测横风向紊流强度比规范推荐的横风向紊流强度更小，而实测横风向功率谱密度的谱值比Simiu谱更大，两类风场中支撑导线悬索所受水平风荷载较为接近，故支撑导线悬索跨中侧向位移均值和均方差较为接近。实测竖向紊流强度和功率谱密度的谱值均比规范推荐的更大，故而峡谷风场中的支撑导线悬索跨中竖向位移均值和均方差的增加幅度较大。

表  2  支撑导线悬索跨中位移时程均值和均方差

Table  2.  The mean and mean square deviation of the displacement time history of the midpoint of the midpoint of the supporting-conductor suspension cable

位移响应	均值/(×10−2 m)			均方差/(×10−2 m)
	实测风谱	规范风谱		实测风谱	规范风谱
侧向位移	0.61	0.64		0.68	0.67
竖向位移	1.67	1.03		7.47	6.48

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3.3   峡谷风场效应对导线位移响应的影响

沿单跨导线跨长方向的各位置处侧向位移和竖向位移均方差如图17所示。由图17可知，导线侧向位移和竖向位移均方差整体呈现出中部高两端低的现象，且导线侧向位移均方差大致关于跨中轴线对称。导线固定铰接点竖向位移均方差为0，而峡谷风场和规范风谱模拟风场中导线与支撑导线悬索耦合节点的竖向位移均方差分别为0.0747 m和0.0648 m，在100 m~700 m区间内，导线竖向位移均方差亦大致关于跨中轴线对称，此表明导线端部简化为固定铰接点对端部附近的位移响应影响较大，而对导线其他部位的位移响应无明显影响。

图  17  单跨导线各位置的位移均方差

Figure  17.  Mean square deviation of displacement at each position of a single span conductor

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图18为导线跨中侧向位移时程和竖向位移时程，相应的均值和均方差如表3所示，导线跨中侧向位移和竖向位移响应功率谱如图19所示。分析可得，考虑峡谷风场影响的导线跨中侧向位移均值和均方差较规范风谱模拟风场分别增大了3.16%和3.26%，导线跨中竖向位移均值和均方差则分别增大了7.85%和6.62%。在中低频段，考虑峡谷风场影响的导线跨中位移响应功率谱与规范风谱模拟风场的结果无明显差异，而在高频段，峡谷风场中的导线跨中位移响应功率谱更高。整体而言，峡谷风场对悬索支撑输电结构导线位移响应的影响较为显著。

图  18  导线跨中位移时程

Figure  18.  Displacement time history of the midpoint of the conductor

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表  3  导线跨中位移时程均值和均方差

Table  3.  The mean and mean square deviation of the displacement time history of the midpoint of the midpoint of the conductor

位移响应	均值/m			均方差/m
	实测风谱	规范风谱		实测风谱	规范风谱
侧向位移	4.12	3.99		4.22	4.09
竖向位移	0.22	0.20		0.29	0.28

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图  19  导线跨中位移功率谱

Figure  19.  Power spectrum of displacement of the midpoint of the conductor

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4   结论

山区峡谷风场特性受地形影响而变得复杂，跨越山区峡谷的悬索支撑输电结构风振响应需考虑峡谷风场影响。本文通过对山区峡谷风场的现场实测，统计分析了峡谷风场的平均风特性和脉动风特性，并结合峡谷风场特性发展了考虑峡谷风场效应的悬索支撑输电结构风振非线性有限元分析模型，最后基于该分析模型评估了峡谷风场效应对悬索支撑输电结构风振响应的影响。可得出主要结论如下：

(1) 实测期间，10 min平均风速的均值为2.34 m/s，最大值为13.59 m/s，不小于8 m/s的样本占比1.10%，所有样本风攻角分布在−10°~25°，强风样本风攻角与风向角的相关性较为显著；日最大风速均值为3.23 m/s，最大为13.59 m/s，日极大风速均值为6.16 m/s，最大为22.09 m/s。

(2) 强风样本紊流强度分量I_u、I_v和I_w的均值分别为0.25、0.20和0.15，I_v/I_u比规范推荐值小9.09%，而I_w/I_u比规范推荐值大20%；强风样本的功率谱密度在高频段出现较为明显的回升现象，顺风向、横风向和竖向脉动风速功率谱密度在惯性子区的拟合斜率分别为−1.50、−1.59和−1.83。

(3) 相较于规范风谱模拟风场，考虑峡谷风场效应的导线跨中侧向位移均值和均方差分别增大了3.16%和3.26%，竖向位移均值和均方差则分别增大了7.85%和6.62%，跨中位移响应功率谱在中低频段无明显变化，而在高频段则均有较大幅度的增大。

(4) 考虑峡谷风场效应的支撑导线悬索跨中侧向位移均值和均方差与规范风谱模拟风场较为接近，而考虑峡谷风场效应的支撑导线悬索跨中竖向位移均值和均方差较规范风谱模拟风场分别增大了62.14%和15.28%。

需要指出的是，虽然本文发展了山区峡谷中悬索支撑输电结构风振响应的基本分析框架，但仍有进一步的工作需要开展与完善，如通过现场实测等方式获取反映山区峡谷风场空间相关性的多位置风速数据，进而结合本文方法对处于山区峡谷中悬索支撑输电结构开展更为精细化的风振响应分析等。