多回路高壓輸電塔典型橫擔(dān)結(jié)構(gòu)風(fēng)力系數(shù)風(fēng)洞試驗(yàn)研究

張慶華， 馬文勇

(1. 華北水利水電大學(xué) 土木與交通學(xué)院，鄭州　450000；2. 石家莊鐵道大學(xué) 風(fēng)工程研究中心，石家莊　050043)

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多回路高壓輸電塔典型橫擔(dān)結(jié)構(gòu)風(fēng)力系數(shù)風(fēng)洞試驗(yàn)研究

張慶華1， 馬文勇2

(1. 華北水利水電大學(xué) 土木與交通學(xué)院，鄭州450000；2. 石家莊鐵道大學(xué) 風(fēng)工程研究中心，石家莊050043)

應(yīng)用高頻測(cè)力天平技術(shù)，對(duì)多回路高壓輸電塔典型橫擔(dān)模型進(jìn)行了不同紊流度下的風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了其風(fēng)力特性。結(jié)果表明風(fēng)場(chǎng)對(duì)橫擔(dān)結(jié)構(gòu)的平均風(fēng)力系數(shù)影響較小，靜風(fēng)力主要以順風(fēng)向風(fēng)力為主，而順、橫風(fēng)向和扭矩向脈動(dòng)風(fēng)力值都較大，不能忽略。橫擔(dān)阻力系數(shù)0°風(fēng)向附近取值最大，隨風(fēng)向基本呈單調(diào)遞減趨勢(shì)。通過對(duì)比不同模型升力系數(shù)可以發(fā)現(xiàn)，升力系數(shù)取值與橫擔(dān)的長(zhǎng)度有關(guān)，橫擔(dān)越長(zhǎng)，橫風(fēng)向升力系數(shù)越大。不同規(guī)范中給出阻力系數(shù)與本文試驗(yàn)結(jié)果較為接近，但需要注意的是，相關(guān)格構(gòu)式結(jié)構(gòu)規(guī)范均未考慮橫、扭風(fēng)向風(fēng)力對(duì)結(jié)構(gòu)的影響。通過相關(guān)性分析可以看到，橫擔(dān)基底剪力與扭矩相關(guān)性很小，風(fēng)場(chǎng)對(duì)相關(guān)性有一定的影響。

輸電塔；橫擔(dān)；風(fēng)力系數(shù)；風(fēng)洞試驗(yàn)；高頻動(dòng)態(tài)測(cè)力天平

作為輸電線路主要的承載結(jié)構(gòu)，輕質(zhì)、高柔、小阻尼是輸電塔的主要特性，其風(fēng)損和風(fēng)毀事故在世界各地頻發(fā)[1-2]，大量的輸電塔在強(qiáng)風(fēng)作用下的破壞或功能失效表明輸電塔抗風(fēng)研究中仍有許多理論和應(yīng)用方面的問題亟待解決。

格構(gòu)式結(jié)構(gòu)自身特點(diǎn)決定了高頻天平測(cè)力試驗(yàn)是結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載測(cè)試的主要手段。CARRIL[3]采用節(jié)段模型對(duì)格構(gòu)式通訊塔架平均和脈動(dòng)阻力系數(shù)進(jìn)行了研究，分析了風(fēng)向角、擋風(fēng)系數(shù)、遮蔽效應(yīng)以及紊流度對(duì)阻力系數(shù)的影響。梁樞果等[4-5]給出了三種典型的格構(gòu)式塔架(輸電塔、通訊塔和電視塔)三維動(dòng)力風(fēng)荷載，建立了格構(gòu)式塔架動(dòng)力風(fēng)荷載解析模型。張慶華等[6-7]以500 kV單回路輸電塔為研究對(duì)象，將輸電塔分為塔頭、塔身和塔腿三部分，分別對(duì)其風(fēng)荷載特性及作用機(jī)理進(jìn)行了試驗(yàn)研究。從已有的研究來看，采用高頻天平對(duì)格構(gòu)式結(jié)構(gòu)節(jié)段或整體模型測(cè)力試驗(yàn)是分析和研究格構(gòu)式結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載特性的主要方法。

橫擔(dān)作為桿塔中重要的組成部分，它的作用是用來安裝絕緣子及金具，以支承導(dǎo)線、避雷線，橫擔(dān)結(jié)構(gòu)的安全性和可靠性對(duì)輸電線系統(tǒng)的安全運(yùn)行至關(guān)重要。橫擔(dān)位于塔的頂部，對(duì)風(fēng)荷載更為敏感，然而，通過對(duì)國(guó)內(nèi)外四種常見格構(gòu)式結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載規(guī)范的對(duì)比分析[8]可以看到，橫擔(dān)處的風(fēng)荷載體型系數(shù)未能在規(guī)范中體現(xiàn)，在風(fēng)荷載計(jì)算中，通常并不考慮橫擔(dān)的結(jié)構(gòu)特征，仍采用標(biāo)準(zhǔn)形狀(如矩形、三角形截面等)計(jì)算橫擔(dān)的體型系數(shù)，這將會(huì)導(dǎo)致風(fēng)荷載計(jì)算及結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)計(jì)算的誤差。準(zhǔn)確評(píng)估作用于結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載，必須建立在準(zhǔn)確的風(fēng)荷載體型系數(shù)基礎(chǔ)上。本文通過高頻天平測(cè)力風(fēng)洞試驗(yàn)的方法研究了常見多回路高壓輸電塔典型橫擔(dān)結(jié)構(gòu)的體型系數(shù)，特別關(guān)注了橫擔(dān)外伸長(zhǎng)度等參數(shù)對(duì)體型系數(shù)的影響，并將試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范進(jìn)行了對(duì)比和分析。

1　風(fēng)洞試驗(yàn)概況

1.1試驗(yàn)設(shè)備

本次試驗(yàn)在石家莊鐵道大學(xué)風(fēng)工程研究中心大氣邊界層風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室低速試驗(yàn)段內(nèi)完成， 該試驗(yàn)段模型區(qū)寬4.4 m，高3.0 m，長(zhǎng)24.0 m，最大風(fēng)速大于30.0 m/s，速度場(chǎng)不均勻性小于1.0%，湍流度小于0.5%，流場(chǎng)品質(zhì)優(yōu)秀。試驗(yàn)采用的測(cè)試設(shè)備主要包括：高頻測(cè)力天平、cobra三維風(fēng)速探頭、信號(hào)分析和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等。

1.2試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

根據(jù)《國(guó)家電網(wǎng)公司輸變電工程典型設(shè)計(jì) 500 kV輸電線路分冊(cè)》[9]，國(guó)內(nèi)500 kV高壓路輸電線路通?？煞譃閱位芈罚p(多)回路兩種。其中，單回路輸電鐵塔有酒杯型、貓頭型兩種，雙(多)回路為鼓型塔，均為角鋼塔。對(duì)于單回路酒杯型、貓頭型輸電塔其塔頭外形復(fù)雜，橫擔(dān)處的風(fēng)荷載特性很難單獨(dú)研究，常以塔頭整體為研究對(duì)象[6-7]。而對(duì)雙(多)回路鼓型塔，其相對(duì)于標(biāo)準(zhǔn)截面(如矩形、三角形截面等)格構(gòu)式結(jié)構(gòu)最大的不同在于橫擔(dān)處有較大的外伸臂，且由于橫擔(dān)位于塔的頂端，對(duì)風(fēng)荷載更為敏感。本文以多回路高壓輸電塔常見的橫擔(dān)結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，重點(diǎn)關(guān)注風(fēng)場(chǎng)、風(fēng)向及外伸長(zhǎng)度等參數(shù)對(duì)橫擔(dān)結(jié)構(gòu)體型系數(shù)的影響，選取的典型橫擔(dān)結(jié)構(gòu)參見圖1。

為了保證模型既具有足夠的剛度又使質(zhì)量盡量小，本試驗(yàn)選用質(zhì)地較輕又有較高剛度的有機(jī)玻璃和ABS材料制作模型，模型的幾何縮尺比為1/8，四種橫擔(dān)模型的編號(hào)分別為： M1、M2、M3、M4，模型的實(shí)際輪廓尺寸參見圖1。

圖1　橫擔(dān)模型及幾何縮尺比Fig.1 Crossarms and length scale of testing models

1.3風(fēng)場(chǎng)模擬

對(duì)橫擔(dān)節(jié)段來說，本身高度不大，在每個(gè)節(jié)段高度范圍內(nèi)平均風(fēng)速和紊流度的變化均不大，因此，本次試驗(yàn)中各節(jié)段模型的測(cè)力試驗(yàn)在由被動(dòng)格柵紊流發(fā)生器生成的空間均勻紊流場(chǎng)中進(jìn)行，也即，對(duì)每個(gè)節(jié)段模型，試驗(yàn)平均風(fēng)速和紊流度均沿高度不變，而平均風(fēng)速剖面對(duì)原型結(jié)構(gòu)風(fēng)力的影響將在根據(jù)氣動(dòng)力系數(shù)計(jì)算實(shí)際結(jié)構(gòu)風(fēng)力時(shí)考慮。實(shí)際上，廣州新電視塔(全球第一高塔)[10]、單回路典型輸電塔頭、塔身抗風(fēng)研究[6-7]中均采用了這種方法。作為一般性研究，本文試驗(yàn)將在均勻風(fēng)場(chǎng)和兩種紊流風(fēng)場(chǎng)(紊流度分別為9%和12%)中進(jìn)行，圖 2給出了兩種紊流風(fēng)場(chǎng)的格柵布置，對(duì)模型安裝區(qū)域進(jìn)行了紊流度和風(fēng)速測(cè)試(見表 1)。經(jīng)過不同風(fēng)速的測(cè)試，風(fēng)場(chǎng)的風(fēng)速與紊流度不均勻性小于5%，能夠保證風(fēng)洞測(cè)試的精度及可靠性。

需要說明的是，由于本文所研究的橫擔(dān)結(jié)構(gòu)完全由角鋼構(gòu)成(存在尖銳前緣)，風(fēng)洞試驗(yàn)中的雷諾數(shù)效應(yīng)將不予考慮。

圖2　風(fēng)場(chǎng)格柵布置Fig.2 Grid arrangement of turbulent wind fields

格柵布置風(fēng)速平均值不均勻性紊流度平均值不均勻性9%紊流場(chǎng)6.7m/s1.93%9.0%5.0%12.2m/s1.78%9.2%3.79%12%紊流場(chǎng)4.6m/s3.49%12.7%3.76%7.8m/s4.91%13.1%4.2%

試驗(yàn)時(shí)將塔頭模型放置在風(fēng)洞轉(zhuǎn)盤上，通過轉(zhuǎn)動(dòng)轉(zhuǎn)盤模擬不同風(fēng)向。風(fēng)向角按逆時(shí)針方向以15°的間隔增加，考慮輸電塔結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，變化范圍為0°～90°，即共有7個(gè)風(fēng)向。圖 3給出了模型坐標(biāo)系與試驗(yàn)風(fēng)向角定義，z軸可按右手螺線定則確定。模型安裝完成后，對(duì)天平-模型系統(tǒng)的自振頻率進(jìn)行了測(cè)量，參見表2。

圖3　模型坐標(biāo)系與試驗(yàn)風(fēng)向角Fig.3 Coordinate system and wind angles

模型天平-模型系統(tǒng)的自振頻率/HzXYZM123.325.527.6M227.223.243.4M325.925.244.1M425.325.143.8

1.4數(shù)據(jù)處理

作用在模型上的氣動(dòng)力通過高頻動(dòng)態(tài)測(cè)力天平直接測(cè)得，高頻天平的采樣頻率為500 Hz，采樣時(shí)間對(duì)應(yīng)于實(shí)際結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)時(shí)間12～15 min。

格構(gòu)式輸電塔一階固有頻率約為2～4 Hz[11]，考慮幾何縮尺比和風(fēng)速縮尺比，使用濾波截止頻率為20 Hz的低通濾波器對(duì)信號(hào)進(jìn)行數(shù)字濾波，消除模型-天平系統(tǒng)在風(fēng)作用下的微幅振動(dòng)對(duì)測(cè)試結(jié)果的影響。

2　試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1風(fēng)力系數(shù)分析

通過六分量高頻天平測(cè)力風(fēng)洞試驗(yàn)直接測(cè)量得到的數(shù)據(jù)為六分量力信號(hào)的時(shí)程，對(duì)于橫擔(dān)節(jié)段模型，主要關(guān)心X方向和Y方向的總水平風(fēng)力和繞Z軸的總扭轉(zhuǎn)風(fēng)力矩的時(shí)程，其靜態(tài)部分記為為FX、FY、MZ，均方根記為σX、σY、σZ。

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

式中:ρ為空氣密度；U為試驗(yàn)平均風(fēng)速；D為模型底部特征寬度；An=ΦA(chǔ)，為0°風(fēng)向時(shí)迎風(fēng)面實(shí)際擋風(fēng)面積；Φ為擋風(fēng)系數(shù)；A為0°風(fēng)向迎風(fēng)向輪廓面積。

圖4給出了均勻流場(chǎng)、12%、9%紊流度下典型橫擔(dān)模型無(wú)量綱平均基底剪力系數(shù)、平均基底扭矩系數(shù)隨風(fēng)向變化曲線?？梢钥吹剑瑢?duì)同一種橫擔(dān)模型，三種風(fēng)場(chǎng)條件下的平均基底剪力、基底扭矩系數(shù)值基本相同，隨風(fēng)相變化一致，可以說風(fēng)場(chǎng)對(duì)橫擔(dān)結(jié)構(gòu)的平均風(fēng)力系數(shù)影響很小，是可以忽略的。四種典型橫擔(dān)平均風(fēng)力系數(shù)隨風(fēng)向變化基本一致，其中，X向基本呈單調(diào)遞減趨勢(shì)， 0°風(fēng)向附近達(dá)最大值，90°風(fēng)向接近于0。與X向相反，Y向平均剪力系數(shù)0°風(fēng)向時(shí)值最小，75°風(fēng)向附近達(dá)到最大值；平均扭矩系數(shù)值較小接近于0，隨風(fēng)向變化不大。

圖 5給出了三種風(fēng)場(chǎng)條件下，模型無(wú)量綱脈動(dòng)基底剪力、基底扭矩系數(shù)隨風(fēng)向變化曲線。圖中可見，橫擔(dān)模型無(wú)量綱脈動(dòng)基底剪力系數(shù)和脈動(dòng)基底扭矩系數(shù)值都較大，不能忽略。其中，X、Y向脈動(dòng)基底剪力系數(shù)隨風(fēng)向變化不大，基本在0.2～0.4間波動(dòng)。脈動(dòng)基底彎矩系數(shù)略低于基底剪力系數(shù)，隨風(fēng)向變化較小，基本都在0.15附近。由于紊流度較高，12%紊流場(chǎng)的脈動(dòng)風(fēng)力系數(shù)明顯大于9%紊流風(fēng)場(chǎng)。

由模型坐標(biāo)系圖3可知，0°風(fēng)向X向，90°風(fēng)向Y向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)的順風(fēng)向，而0°風(fēng)向Y向，90°風(fēng)向X向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)橫風(fēng)向，根據(jù)上述分析可以看到，對(duì)于橫擔(dān)結(jié)構(gòu)，其平均風(fēng)力主要為順風(fēng)向，橫風(fēng)向和扭轉(zhuǎn)向平均風(fēng)力系數(shù)接近于0，可以忽略。但是，對(duì)于脈動(dòng)風(fēng)力系數(shù)，橫風(fēng)向、順風(fēng)向和扭轉(zhuǎn)向系數(shù)都較大，不能忽略。

對(duì)比四種橫擔(dān)模型可以發(fā)現(xiàn)，M2模型由于具有最長(zhǎng)的外伸臂因而其順風(fēng)向平均風(fēng)力和脈動(dòng)風(fēng)力系數(shù)值最大。四種橫擔(dān)橫、扭脈動(dòng)風(fēng)力系數(shù)值上下波動(dòng)，隨風(fēng)向變化不大。

圖4　平均風(fēng)力系數(shù)Fig.4 The mean wind forces coefficients

圖5　脈動(dòng)風(fēng)力系數(shù)Fig.5 The RMS wind forces coefficients

2.2平均阻力系數(shù)及升力系數(shù)

上面關(guān)于橫擔(dān)結(jié)構(gòu)的風(fēng)力系數(shù)都是建立在體軸基礎(chǔ)上的，這樣能夠清楚地看到結(jié)構(gòu)在不同風(fēng)向上受到的風(fēng)荷載，便于響應(yīng)的計(jì)算分析。但是，為了詳細(xì)研究橫擔(dān)順、橫風(fēng)向及扭轉(zhuǎn)向風(fēng)荷載特性，為了便于和國(guó)內(nèi)外的輸電線系統(tǒng)荷載規(guī)范(或標(biāo)準(zhǔn))的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行比較，需要將結(jié)構(gòu)受到的體軸風(fēng)力轉(zhuǎn)換為風(fēng)軸風(fēng)力。根據(jù)圖3，可以求得沿風(fēng)向角α結(jié)構(gòu)體軸和風(fēng)軸平均風(fēng)力之間的關(guān)系為：

(7)

(8)

式中：CD，CL為橫擔(dān)順風(fēng)向平均阻力系數(shù)及橫風(fēng)向平均升力系數(shù)。圖 6、圖 7分布給出了橫擔(dān)結(jié)構(gòu)順、橫風(fēng)向阻力系數(shù)、升力系數(shù)隨風(fēng)向變化情況。可以看到，與體軸平均風(fēng)力系數(shù)相同，不同風(fēng)場(chǎng)對(duì)橫擔(dān)平均阻力、升力系數(shù)影響很小，可以忽略。隨風(fēng)向變化，阻力系數(shù)基本呈單調(diào)遞減，0°風(fēng)向阻力系數(shù)值最大。

橫擔(dān)結(jié)構(gòu)不同風(fēng)向角下升力系數(shù)呈先增大后減小趨勢(shì)，最大升力系數(shù)發(fā)生30°～45°風(fēng)向角下。一般情況下，風(fēng)作用在某個(gè)結(jié)構(gòu)上，若該結(jié)構(gòu)關(guān)于風(fēng)向軸線不對(duì)稱，一定會(huì)產(chǎn)生橫風(fēng)向的升力，通過對(duì)比不同模型升力系數(shù)可以發(fā)現(xiàn)，平均升力系數(shù)值與橫擔(dān)的長(zhǎng)度有關(guān)，橫擔(dān)越長(zhǎng)，斜風(fēng)下的不對(duì)稱性越強(qiáng)，橫風(fēng)向升力系數(shù)越大。模型M2具有最大的外伸長(zhǎng)度，因而其最大升力系數(shù)接近-0.6，隨著橫擔(dān)外伸長(zhǎng)度的減小，M3，M4最大升力系數(shù)逐漸減小，M4外伸長(zhǎng)度最小，其最大升力系數(shù)僅為-0.3。

2.3風(fēng)力系數(shù)規(guī)范比較

由2.2分析可知，橫擔(dān)結(jié)構(gòu)其最大阻力系數(shù)發(fā)生在0°風(fēng)向附近，這里選取0°風(fēng)向角下體型系數(shù)分別與中國(guó)110～750 kV架空輸電線路設(shè)計(jì)規(guī)范(GB 50545—2010[12])、國(guó)際電工委員會(huì)架空輸電線設(shè)計(jì)規(guī)范(IEC 60826(2003)[13]、歐洲架空輸電線規(guī)范(BS EN 50341-1:2012)[14]以及ASCE輸電線系統(tǒng)荷載導(dǎo)則(ASCE No.74(2009))[15]等規(guī)范的體型系數(shù)對(duì)比(見圖 8)。圖中可見，多數(shù)規(guī)范(IEC 60826、BS EN 50341、ASCE No.74)規(guī)定的阻力系數(shù)隨風(fēng)向變化都較為接近。當(dāng)擋風(fēng)系數(shù)Φ∈[0，0.4]，中國(guó)規(guī)范給出的風(fēng)力系數(shù)值要明顯小于其他規(guī)范。對(duì)于本次試驗(yàn)的橫擔(dān)結(jié)構(gòu)來說，試驗(yàn)結(jié)果與大多數(shù)國(guó)家規(guī)范給出的阻力系數(shù)都較為接近。

此外，需要強(qiáng)調(diào)的是，橫擔(dān)與常見格構(gòu)式結(jié)構(gòu)相比最大的特點(diǎn)是具有較大的外伸臂，通過2.1、2.2節(jié)分析可知，橫擔(dān)結(jié)構(gòu)平均升力系數(shù)在30°～45°風(fēng)向角下達(dá)到最大值，且橫擔(dān)脈動(dòng)風(fēng)荷載順、橫、扭方向值都較大，因而對(duì)格構(gòu)式輸電塔(特別是橫擔(dān)結(jié)構(gòu))不僅要考慮順風(fēng)向，還要考慮橫、扭風(fēng)向，遺憾的是，現(xiàn)行的格構(gòu)式結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范中，均未考慮橫、扭的影響。

圖6　橫擔(dān)阻力系數(shù)Fig.6 The drag coefficients of crossarms

圖7　橫擔(dān)升力系數(shù)Fig.7 The RMS wind forces coefficients of crossarms

M1M212%紊流9%紊流Fx(順風(fēng)向)Fy(橫風(fēng)向)Mz(扭轉(zhuǎn)向)12%紊流9%紊流Fx(順風(fēng)向)Fy(橫風(fēng)向)Mz(扭轉(zhuǎn)向)Fx(順風(fēng)向)1-0.05470.0560Fx(順風(fēng)向)10.0319-0.0127Fy(橫風(fēng)向)0.04981-0.0647Fy(橫風(fēng)向)0.02231-0.0422Mz(扭轉(zhuǎn)向)0.0245-0.03141Mz(扭轉(zhuǎn)向)0.01280.00131M3M412%紊流9%紊流Fx(順風(fēng)向)Fy(橫風(fēng)向)Mz(扭轉(zhuǎn)向)12%紊流9%紊流Fx(順風(fēng)向)Fy(橫風(fēng)向)Mz(扭轉(zhuǎn)向)Fx(順風(fēng)向)10.03650.0228Fx(順風(fēng)向)10.0276-0.0368Fy(橫風(fēng)向)0.03231-0.0443Fy(橫風(fēng)向)-0.03351-0.0433Mz(扭轉(zhuǎn)向)-0.0129-0.02921Mz(扭轉(zhuǎn)向)-0.02900.01351

2.4脈動(dòng)風(fēng)力相關(guān)性分析

順風(fēng)力、橫風(fēng)力和扭矩的互相關(guān)性征了各風(fēng)力間的相關(guān)特征，對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)特征具有較大影響。

表3給出了0°風(fēng)向12%紊流風(fēng)場(chǎng)和9%紊流風(fēng)場(chǎng)下基底剪力、基底扭轉(zhuǎn)之間的相關(guān)性。圖中可見，四種橫擔(dān)模型在兩種風(fēng)場(chǎng)下順-橫風(fēng)向基底剪力、順風(fēng)向剪力與扭轉(zhuǎn)向彎矩、橫風(fēng)向剪力與扭轉(zhuǎn)向彎矩相關(guān)性都小，都小于0.1。9%紊流場(chǎng)下脈動(dòng)風(fēng)力的相關(guān)性明顯大于12%紊流場(chǎng)，即紊流度的增加會(huì)使風(fēng)力之間的相關(guān)性減弱。

圖8　規(guī)范阻力系數(shù)比較Fig.8 The comparison of drag coefficient

3　結(jié)　論

通過對(duì)雙(多)回路高壓輸電塔四種典型橫擔(dān)結(jié)構(gòu)的高頻動(dòng)態(tài)天平的風(fēng)洞試驗(yàn)，得到如下結(jié)論：

(1) 風(fēng)場(chǎng)對(duì)橫擔(dān)結(jié)構(gòu)的平均風(fēng)力系數(shù)影響較小。其靜風(fēng)力主要是順風(fēng)向力。而對(duì)于脈動(dòng)風(fēng)力，順風(fēng)向、橫風(fēng)向和扭矩向值都較大，不能忽略。高紊流風(fēng)場(chǎng)下的脈動(dòng)風(fēng)力明顯大于紊流度較低的風(fēng)場(chǎng)。

(2) 橫擔(dān)結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)基本呈單調(diào)遞減，0°風(fēng)向附近阻力系數(shù)取值最大。最大升力系數(shù)發(fā)生30°～45°風(fēng)向角下。通過對(duì)比不同模型升力系數(shù)可以發(fā)現(xiàn)，升力系數(shù)的值與橫擔(dān)的長(zhǎng)度有關(guān)，橫擔(dān)越長(zhǎng)，橫風(fēng)向升力系數(shù)越大。

(3) 不同規(guī)范中給出的0°風(fēng)向下的阻力系數(shù)較為接近，本次風(fēng)洞試驗(yàn)的得到的阻力系數(shù)在0°風(fēng)向下與規(guī)范非常接近。但需要注意的是，通過風(fēng)力系數(shù)分析可知，對(duì)格構(gòu)式輸電塔(特別是橫擔(dān)結(jié)構(gòu))不僅要考慮順風(fēng)向，還要考慮橫、扭風(fēng)向，遺憾的是，現(xiàn)行的格構(gòu)式結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范中，均為考慮橫、扭的影響。

(4) 通過相關(guān)性分析可以看到，橫擔(dān)基底剪力與扭矩相關(guān)性都很小，紊流度的增加會(huì)使風(fēng)力之間的相關(guān)性減弱。

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Experimental study of wind force coefficients on typical crossarms of a multi-circuit high-voltage transmission tower

ZHANG Qinghua1, MA Wenyong2

(1. School of Civil Engineering and Communication, North China University of Water Resources and Electric Power, Zhengzhou 450000, China;2. Wind Engineering Research Center, Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang 050043, China)

Typical crossarms of a multi-circuit high-voltage transmission tower have been tested in a wind tunnel using high-frequency-force-balance technique to investigate the characteristics of wind forces acting on them. The results indicate that along-wind wind force is the major load on the crossarms for the static wind effects, while magnitudes of the along-wind, across-wind and torsional fluctuating loads are in the same level and each of them cannot be ignored. The drag coefficients of crossarms reach maximums at the 0° wind direction and generally decrease with the incoming wind directions. By comparing the lift coefficients of testing models, it can be seen that the lift coefficients of crossarms have a great relationship with the length of side arms. With the increase of side arm’s length, the lift coefficients will be larger. At same time, some exiting codes about drag coefficients are compared with testing results, it turns out that the testing results are very close to the code values, but all the codes do not consider the impact of across-wind force and the torsional moment acting on the crossarms. In addition, the correlation of along-wind, across-wind and torsional forces is small; wind field has some influence on the correlations.

transmission tower; crossarm; wind force coefficient; wind tunnel test; high-frequency-force-balance

NSFC-河南人才培養(yǎng)聯(lián)合基金(U1504502);河南省教育廳科學(xué)技術(shù)研究重點(diǎn)項(xiàng)目(13A560691)

2015-10-09修改稿收到日期：2016-01-18

張慶華 男，博士，講師，1977年生E-mail：zqh@ncwu.edu.cn

TU761.3; TU317

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.16.025