覆冰导线的非线性有限元动力分析

覆冰导线的非线性有限元动力分析

振动是消除风暴、下雪和冷冻气候条件下电气线路突然低频振动的重大低频振动，会影响电塔线的部件和电气，损害电网安全和正常电源的供应。自DenHartog和Nigol等分别提出竖向和扭转舞动机理以来,不少学者针对覆冰导线提出了各种二自由度和三自由度耦合舞动质点模型,并采用摄动法、多尺度法等近似解析的方式求解了舞动响应.然而鉴于质点舞动模型无法考虑导线大幅振动所致的几何非线性效应,Luongo、Liu和Yan等建立了二维或三维连续体耦合非线性模型,并针对导线在初始条件下的舞动稳定性、分岔特征以及内共振模式展开了一系列的定性分析.值得注意的是,以上连续体舞动模型仍然过于简化,忽略了实际大气环境下线路不均匀覆冰、几何刚度时变特征、不同阶振型之间的耦合效应以及不同档距导线之间的相互作用等因素的影响,不能有效反映输电线路舞动响应的动态物理特征.为此,Desai等针对覆冰导线舞动的非线性特征,提出了三节点抛物线索单元,并建立了用于单导线舞动分析的非线性有限元法.与商业有限元软件提供的索单元不同的是,Desai提出的索单元具有扭转自由度,同时能考虑偏心覆冰对舞动的影响.李黎等利用具有扭转自由度的二节点索单元,并通过将分裂导线等效为单导线的方式,建立了连续多档距覆冰导线有限元模型.然而有关研究表明,将分裂导线等效为单根导线无法考虑子导线之间的尾流干扰效应,从而导致得出的舞动幅值偏小.因此,刘小会等基于Desai提出的三节点抛物线索单元,采用对索节点扭转自由度扩充为3个方向上转动自由度的方式,建立了能够对各子导线施加不同气动荷载,且考虑间隔棒与子导线运动耦合效应的分裂导线有限元模型.值得注意的是,覆冰分裂导线的扭转刚度远大于单导线,致使两者在起舞机理方面有着显著差别.为此,本研究基于完全拉格朗日格式(TotalLagrange),建立适用于单导线和分裂导线舞动数值模拟的非线性有限元动力分析方法,采用具有扭转自由度的三节点抛物线索单元离散覆冰单导线.对于覆冰分裂导线,在单导线有限元法的基础上,利用欧拉梁单元模拟间隔棒的运动过程.为尽可能地提高计算效率,提出梁单元转动自由度缩聚法实现间隔棒与分裂子导线之间的耦合,并运用随转坐标系法求解舞动过程中的梁节点不平衡力.在此基础上,结合覆冰导线气动力系数的风洞试验结果,分别考察覆冰单导线和四分裂导线在湍流和均匀流场中的起舞机理和舞动响应特征之异同.1冰线的极限法1.1覆冰导线等效节点等效基于完全拉格朗日格式,具有扭转自由度的三节点抛物线索单元描述导线单元的非线性动力平衡方程为其中,和0tqce分别为单元加速度向量、单元速度向量和单元位移向量;BceT为单元应变矩阵;Mce和Cce分别为索单元质量矩阵和阻尼矩阵;0tKce为t时刻基于初始构型的索单元切线刚度矩阵,由线弹性矩阵0tKec,t和应力刚化矩阵0tKeσ,c组成;0tQce为索单元在t时刻的节点不平衡力向量;0tFce为索单元等效节点荷载向量,由导线所受的气动力和重力两部分组成.由于导线舞动属于典型的几何非线性问题,因此在每个荷载步增量求解完成后,均需根据当前位移向量对切线刚度矩阵0tKce、单元不平衡力向量0tQce和非线性气动荷载向量0tFce进行更新.受篇幅所限,表征单元特性的矩阵不再展开.如图1所示,作用于覆冰导线某截面的气动荷载可表示为其中,Fx、Fy和M分别为x向、y向和扭转向的节点气动荷载;ρair为空气密度;D为导线直径;Uz为来流风速;CL、CD和CM分别是导线截面的升力系数、阻力系数和扭转系数,与导线覆冰形状和风对导线的攻角α有关,其中,为竖向运动速度;β和θ分别为初始风攻角和t时刻导线的扭转角.式(6)右第3和第4项分别代表导线竖向和扭转运动速度对总风攻角的影响.1.2模拟仿真模型分裂导线由多根单导线和间隔棒共同组成.间隔棒的作用在于保持子导线间距,防止子导线之间由于电磁吸引以及风力而引发的相互靠近和碰撞鞭击.同时,受间隔棒约束作用的影响,分裂导线舞动时表现为显著的整体运动.因此从数值模拟的角度来看,只需对按照一定规律排列的多根子导线构成的振动系统中加入模拟间隔棒的梁单元即可.这一过程中首先需要解决的是如何高效、可靠地实现分裂子导线与间隔棒的连接.另外,分裂导线发生舞动时间隔棒的运动表现出典型的大转动、小应变特征,精确求解间隔棒在运动过程中的单元不平衡抗力向量,是保证舞动计算收敛性的关键.本研究分别采用梁单元转动自由度缩聚和随转坐标系法,实现子导线与间隔棒的连接,并求解梁单元节点的不平衡抗力向量.1.2.1梁单元节点利益分配分裂导线由单导线和间隔棒组成,其有限元模型如图2所示.各子导线之间通过由欧拉梁单元模拟的间隔棒相连,其中梁单元节点有3个平动自由度及3个扭转自由度,子导线单元节点有3个平动自由度和1个转动自由度.针对分裂子导线与间隔棒的连接问题,文献提出一种对索单元节点扭转自由度扩张的方式来模拟子导线与间隔棒的连接.即在间隔棒与子导线的交点处,将索节点扭转自由度投影至梁节点3个方向的转动自由度上,交点处索节点自由度数由4个增加至6个.采用该连接方式会在一定程度上增加整个系统的自由度数,从而影响求解效率.为尽可能地减小计算量,提高舞动分析效率,本研究采用对梁节点扭转自由度缩聚的方法实现梁单元节点与索单元节点的耦合.在间隔棒与子导线的连接处,保持索单元节点的4个自由度不变,将梁单元节点在整体坐标系下的3个转动自由度缩聚为1个沿索单元轴线方向的扭转自由度.以导线初始构型为参考构型,t时刻梁单元在整体坐标系下的节点位移向量可表示为如图3,根据t时刻自由度缩聚矩阵tR对梁单元节点位移向量0tqB进行处理,即沿索单元节点处的切线方向将梁单元节点的3个转角位移投影至绕索单元轴向的扭转角位移.经过自由度缩聚处理后,每个梁节点自由度数由原来的6个减少至4个.若间隔棒的数目为n组,导线分裂数为m,那么采用缩聚方式可以减少系统整体矩阵中的自由度数为2mn.由此可见,与索节点转动自由度扩展法相比,本研究提出的梁节点转动自由度缩聚法可有效降低系统自由度数,提高计算分析效率.另外采用自由度缩聚法可使导线单元和间隔棒单元在连接节点处具有一致的自由度数,使系统非线性计算分析过程更为简便.缩聚后梁单元节点位移向量可表示为其中,0tθS,k是t时刻梁单元第k个节点在整体坐标系下绕导线轴向的扭转角;自由度缩聚矩阵tR为其中,I为单位矩阵;O为零矩阵;αtk、βtk和γtk分别是t时刻梁单元第k个节点处索单元切线方向与x、y、z轴的夹角.对梁单元在整体坐标系下的荷载向量t0FB,R、质量矩阵MB及切线刚度矩阵可做相同处理,1.2.2局部位移向量分裂导线舞动过程中,间隔棒的节点位移可分解为刚体运动和单元变形两部分.传统的完全拉格朗日列式法仅适用于转动较小的情形,转动位移较大时无法有效分离单元的刚体转动和单元变形,导致在结构非线性增量求解过程中无法精确计算由于纯变形产生的单元抗力.为此,本研究运用随转坐标系方法解决问题.如图4,选定t=0时刻梁单元构型所在的局部坐标系为初始坐标系,则t时刻梁单元节点在初始坐标系下的位移向量可表示为其中,0t-ΔtT为t-Δt时刻梁单元局部坐标系到整体坐标系之间的坐标转换矩阵,采用欧拉角计算;0t-ΔtT是t-Δt时刻的自由度缩聚矩阵.在初始局部坐标系下梁单元两端平动位移增量可表示为由于梁单元在运动过程中变形较小,因此在t时刻的弦长Lt可表示为则梁单元的伸长量ΔLt为如图5,将梁单元在t时刻局部坐标系的坐标原点移至初始时刻局部坐标系的坐标原点,则转动刚体位移可用梁端位移平动位移增量和扭转角表示为梁节点在t时刻局部坐标系下的转动变形位移为综上所述,梁单元在t时刻局部坐标系下的变形位移向量0tqedef为其中,0tΔuie=0tΔvie=0tΔwie=0;0tΔuje=ΔLt;0tΔvje=0tΔwje=0.在此基础上,梁单元节点抗力向量可表示为其中,0tKeB,S为梁单元割线刚度矩阵.将梁单元在局部坐标系下的单元抗力转换至整体坐标系下,并进行自由度缩聚,可得梁单元在整体坐标系下的节点抗力为1.3位移向量迭代求解算法求得表征子导线和间隔棒舞动特性的单元矩阵和荷载向量后,便可根据单元定位向量获得单导线或者分裂导线系统的非线性运动方程.本研究采用无条件稳定的Newmark法对方程直接积分求解,并运用Newton-Raphson法对每个时间步末尾的位移向量进行迭代求解.Newmark法采用平均加速度方案,即积分精度参数α和稳定性参数β分别取0.25和0.5.那么t至t+Δt过程中,基于完全拉格朗日格式的递推迭代公式可表示为其中,M和C分别为整体质量矩阵和阻尼矩阵;t+Δt0F为整体荷载向量;Δd(l)、t+Δtl)0Q(和t0K(l)分别为在t至t+Δt过程中第l个迭代步的位移增量、不平衡力向量和切线刚度矩阵;t0d、t6)0d和t¨0d分别是t时刻下系统的位移、速度和加速度向量.需要说明的是,每个迭代过程完成后,都需要根据所得的节点位移向量更新切线刚度矩阵和不平衡力向量t+Δt0Q(l).2基于anasas的子导线和间隔棒为验证本研究计算分裂导线方法的有效性,以某工程的单跨四分裂导线为例,采用本研究方法和ANSYS有限元软件求解导线舞动响应.分裂导线等间距设置5组间隔棒,子导线物理参数如表1.ANSYS模型中分别采用Link10单元和Beam4单元离散子导线和间隔棒.由于分裂导线的整体抗扭刚度比子导线绕自身轴的抗扭刚度大得多,因此在ANSYS模型中不考虑子导线的抗扭刚度.本研究计算模型中,每根子导线划分20个三节点抛物线索单元.鉴于Link10单元是2节点单元,为保证两种方法的节点数量保持一致,ANSYS计算模型中每根子导线划分40个单元.分别在每根子导线跨中节点上同时施加400N、400N和40N·m的垂直、水平和扭转向突加荷载.经计算,两种方法所得的子导线跨中位移时间历程如图6.不难看出,两种方法得出的计算结果吻合很好,说明本算法可靠有效.3磁线的旋转值的模拟3.1覆冰导线气动分段运动规律以新月形覆冰为例,制作1∶1四分裂导线节段模型,模型长度为1.0m.鉴于舞动发生时的风速大多低于20m/s,本研究试验风速取为15m/s.利用高频动态测力天平,考察导线在均匀流和6%均匀湍流场下新月形覆冰四分裂导线整体气动三分力系数随攻角的变化规律(如图7).由于DenHartog系数和Nigol系数分别体现了覆冰导线的竖向和扭转稳定性,因此结合气动力测试结果,给出了以上2类系数随初始攻角的变化规律(如图8).不难看出,初始攻角落在25°和175°附近时两类系数均小于零,说明在此情形下导线极有可能丧失稳定性.3.2植生流和湍流条件下的摆动分析以表1导线参数为例,采用本研究提出的有限元法,分别对单根和四分裂导线在均匀流和湍流条件下进行舞动分析.结合图8给出的不稳定攻角范围,选取25°和175°为初始风攻角.鉴于舞动属于典型的自激振动,主要与平均风荷载有关,计算风速取为13m/s.另外,为保证算法的收敛性,舞动计算的时间步长取为0.01s.3.2.1单导线抗扭刚度图9为25°攻角下覆冰单导线在2类流场下的跨中舞动响应.初始风攻角为25°时,无论在湍流还是均匀流作用下,单导线在垂直方向上均保持稳定.但在这2种流场中未发生舞动的原因有着本质区别:在湍流场中,虽然DenHartog系数和Nigol系数均为负,但是单导线的抗扭刚度很小,在扭转系不稳定攻角范围内,单导线会发生振幅较大的扭转舞动,使动态攻角极易脱离DenHartog系数小于零的区域,所以其竖向振动幅值很小,可认为保持稳定;而流场为均匀流时,DenHartog系数和Nigol系数均为正,因此覆冰单导线并未发生舞动.图10给出当风向改变、使初始风攻角变为175°时的导线舞动响应.可见,湍流作用下覆冰单导线仅发生了大振幅的扭转舞动,其机理与湍流场中25°初始风攻角下的舞动机制相同.当流场为均匀流时,Nigol系数转变为正而DenHartog系数为负,因此单导线发生了振幅较大的竖向舞动.从图9(b)和图10(b)均不难发现,单导线扭转舞动的特征频率更高.3.2.2均匀流场中裂裂波场的横向振动图11为25°初始攻角下四分裂导线在两类流场中的跨中舞动响应.由于分裂导线的扭转刚度较大,因此在湍流场中即使初始攻角落入Nigol系数的不稳定区域,其扭转向仅发生了小幅振动.在此情形下,DenHartog系数起主导作用,所以分裂导线发生了显著的竖向舞动.流场为均匀流时,DenHartog系数和Nigol系数均大于零,因此分裂导线竖向和扭转向均保持稳定.图12给出175°攻角下分裂导线的