張宏杰， 黃 陽， 周 奇,3

(1. 中國(guó)電力科學(xué)研究院，北京 100055； 2. 汕頭大學(xué) 土木與環(huán)境工程系，廣東 汕頭 515063；3. 汕頭大學(xué) 廣東省高等學(xué)校結(jié)構(gòu)與風(fēng)洞重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 汕頭 515063)

輸電塔線體系是電力系統(tǒng)中的輸電載體，而輸電塔一般采用格構(gòu)式鋼結(jié)構(gòu)。隨著國(guó)民經(jīng)濟(jì)水平的提高，高壓、特高壓輸電體系在送電工程中越來越多地得到應(yīng)用。這些輸電塔高度高、塔距大、質(zhì)量輕、剛度柔，對(duì)風(fēng)荷載更為敏感。調(diào)查表明已有大量輸電結(jié)構(gòu)毀于風(fēng)災(zāi)，而風(fēng)荷載也成為了高壓、特高壓輸電塔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的控制荷載之一。20世紀(jì)80年代起，輸電塔線抗風(fēng)設(shè)計(jì)已是風(fēng)工程界長(zhǎng)期關(guān)注且至今未能很好解決的研究課題。

國(guó)際上，美國(guó)、加拿大、日本和澳大利亞等國(guó)風(fēng)工程界對(duì)該課題進(jìn)行了相關(guān)研究，并取得了階段性成果[1-5]。國(guó)內(nèi)風(fēng)工程界也在輸電塔-線體系動(dòng)力計(jì)算模型與動(dòng)力特性分析、風(fēng)荷載模型與風(fēng)振響應(yīng)分析方法[6-7]、以及風(fēng)洞試驗(yàn)[8-9]、現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)等方面的研究取得了一些進(jìn)展。但是，近幾年的輸電塔體系風(fēng)毀事故說明了當(dāng)前輸電塔體系抗風(fēng)研究和設(shè)計(jì)仍然存在著嚴(yán)重不足。不足之處主要表現(xiàn)在幾個(gè)方面：①對(duì)橫風(fēng)向和扭轉(zhuǎn)方向風(fēng)荷載考慮不足。文獻(xiàn)資料表明：輸電塔橫風(fēng)向振動(dòng)響應(yīng)與順風(fēng)向相當(dāng)，甚至比順風(fēng)向大，同時(shí)高壓輸電塔的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)也不可忽略。②風(fēng)荷載作用下輸電導(dǎo)線的非線性效應(yīng)考慮不足。輸電導(dǎo)線類似于繩索結(jié)構(gòu)，剛度低，質(zhì)量小，發(fā)生振動(dòng)時(shí)呈現(xiàn)出明顯的非線性效應(yīng)。同時(shí)，輸電導(dǎo)線外形一般為圓形，且振動(dòng)幅度大，導(dǎo)線與風(fēng)的相互作用較為明顯，使其風(fēng)荷載的非線性效應(yīng)十分顯著。③風(fēng)荷載作用下的塔線體系的耦合作用考慮不足。這里的耦合作用包括鐵塔與導(dǎo)線之間的結(jié)構(gòu)耦合、三維氣動(dòng)力之間的耦合和結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)與氣動(dòng)力之間的耦合。由于耦合機(jī)理十分復(fù)雜，目前風(fēng)工程界至今未能建立一種具有較高精度的格構(gòu)式輸電塔-線體系風(fēng)振響應(yīng)分析計(jì)算方法。④對(duì)于輸電塔體系的三維風(fēng)荷載考慮不足。目前對(duì)于輸電塔體系的風(fēng)荷載研究主要集中在水平風(fēng)荷載作用研究，對(duì)于豎向風(fēng)的作用研究十分少見。而實(shí)際工程中，臺(tái)風(fēng)、雷暴風(fēng)、龍卷風(fēng)等非良態(tài)氣候強(qiáng)風(fēng)一般都具有顯著的豎向風(fēng)分量。實(shí)際上，大量的風(fēng)災(zāi)事故表明輸電塔體系大多毀于非良態(tài)氣候強(qiáng)風(fēng)，由此可見豎向風(fēng)作用可能也是不可忽略的因素之一[10-11]。

上述研究的不足之處中，對(duì)于第一個(gè)方面風(fēng)工程界已經(jīng)取得了一些研究進(jìn)展，對(duì)于第二和第三個(gè)方面，由于問題復(fù)雜性和難度大，目前仍然沒有取得突破性結(jié)果，而對(duì)于第四個(gè)方面，目前鮮有文獻(xiàn)報(bào)道，該方面的研究幾乎處于空白階段。有鑒于此，本文采用多臺(tái)微型高頻動(dòng)態(tài)天平同步測(cè)力方法對(duì)水平風(fēng)和豎向風(fēng)共同作用下的輸電塔塔身結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)研究。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)介紹

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

本文以某格構(gòu)式圓管輸電塔為研究對(duì)象，鐵塔呼高為85.5 m，塔身的平面為正方形，全塔單線圖如圖1所示。

選取輸電塔某段塔身為試驗(yàn)對(duì)象，塔身段位置如圖1所示。試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛶缀慰s尺比λR為1∶25，模型由上補(bǔ)償段、測(cè)試段和下補(bǔ)償段組成。模型總高為1.512 m，其中測(cè)試段高度為0.760 m，上補(bǔ)償段高度為0.432 m，下補(bǔ)償段高度為0.320 m。模型上補(bǔ)償段頂端為正方形，邊長(zhǎng)為0.172 m，下補(bǔ)償段底端亦為正方形，邊長(zhǎng)為0.460 m。模型測(cè)試段頂端為正方形，邊長(zhǎng)為0.240 m，底端亦為正方形，邊長(zhǎng)為0.396 m。模型四個(gè)邊柱為圓柱形，外徑為24.4 mm和22.4 mm，斜撐為邊長(zhǎng)7.8 mm的角鋼和和外徑為6.4 mm圓管，模型總實(shí)積率為0.233。試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎帽′摴芎捅〗卿摵附又谱鞫?，其中模型測(cè)試段的重量為3.65 kg(含天平端板)。為保證測(cè)力天平安裝剛度，下補(bǔ)償段鋼管厚度適當(dāng)加厚。

圖1 輸電塔單線圖及節(jié)段模型位置(m)Fig.1 Line diagram of transmission tower and location of sectional model (m)

1.2 試驗(yàn)裝置及測(cè)力系統(tǒng)

輸電塔塔身節(jié)段模型測(cè)力風(fēng)洞試驗(yàn)在汕頭大學(xué)大氣邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行。汕頭大學(xué)邊界層風(fēng)洞是一座回流閉口式低速風(fēng)洞，試驗(yàn)段尺寸為3.0 m(寬)×2.0 m(高)×20 m(長(zhǎng))。電機(jī)功率為450 kw，空風(fēng)洞試驗(yàn)風(fēng)速范圍為1.0～45 m/s。流場(chǎng)不均勻性指標(biāo)δU/U≤1.0%， 湍流度Iu≤1.0%， 氣流豎向偏角Δα≤±1°， 水平偏角Δβ≤±1°。常規(guī)風(fēng)洞試驗(yàn)中，通過旋轉(zhuǎn)風(fēng)洞轉(zhuǎn)盤改變模型相對(duì)角度以模擬不同風(fēng)向下風(fēng)荷載作用，如模型垂直放置時(shí)，模擬風(fēng)偏角的改變，模型水平放置時(shí)，模擬風(fēng)攻角的改變。為了能在風(fēng)洞里同時(shí)模擬不同風(fēng)偏角和不同風(fēng)攻角作用下的風(fēng)荷載，本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)了一個(gè)包含內(nèi)框架和外框架的模型支撐系統(tǒng)，如圖2所示。支撐系統(tǒng)的內(nèi)框架和外框架均采用鋁合金型材拼裝而成，為了減少框架本身的氣流繞流影響，鋁合金型材選用了流線型陽極氧化鋁合金型材。內(nèi)框架和外框架通過鋼轉(zhuǎn)盤連接，改變鋼轉(zhuǎn)盤的連接角度可以實(shí)現(xiàn)內(nèi)框架360°旋轉(zhuǎn)。外框架通過底部鋼板與風(fēng)洞轉(zhuǎn)盤固定連接，旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)盤也可以實(shí)現(xiàn)整個(gè)模型支撐系統(tǒng)360°旋轉(zhuǎn)。本次試驗(yàn)中，通過旋轉(zhuǎn)風(fēng)洞轉(zhuǎn)盤改變作用在模型上的風(fēng)偏角，而通過旋轉(zhuǎn)內(nèi)框架改變作用在模型上的風(fēng)攻角。試驗(yàn)中，考慮到模型的對(duì)稱性和減少模型支撐系統(tǒng)對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷挠绊?，風(fēng)偏角的試驗(yàn)范圍為0°～90°，且安裝模型時(shí)，45°如圖2所示，風(fēng)攻角的試驗(yàn)范圍為-30°～30°。模型安裝時(shí)，首先將模型下補(bǔ)償段底部端板與內(nèi)框架底部端板固定連接，然后將測(cè)力天平固定在下補(bǔ)償段模型頂部，接著連接模型測(cè)力段與測(cè)力天平，最后將模型上補(bǔ)償段頂部端板與內(nèi)框架頂部端板固定連接。為了保證模型測(cè)試段單獨(dú)受力，模型上補(bǔ)償段與模型測(cè)試段斷開，并保留3 mm的間隙。

圖2 風(fēng)洞中支撐裝置及試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig. 2 Supporting installation and test model in wind tunnel

測(cè)力系統(tǒng)由四個(gè)完全相同的獨(dú)立高頻動(dòng)態(tài)天平，數(shù)據(jù)采集儀和計(jì)算機(jī)組成。高頻動(dòng)態(tài)天平采用美國(guó)ATI公司生產(chǎn)的高頻動(dòng)態(tài)天平，天平為圓柱形，直徑為4 cm，高度為1.22 cm，重量為50 g。動(dòng)態(tài)天平的量程和精度如表1所示，本次試驗(yàn)中采用的是SI-20-1型量程。

表1 高頻動(dòng)態(tài)天平參數(shù)表Tab.1 Parameters of high-frequency dynamic balance

2 風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果及對(duì)比驗(yàn)證

2.1 塔身六分力系數(shù)計(jì)算方法

坐標(biāo)系XYZ為模型體軸坐標(biāo)系，坐標(biāo)原點(diǎn)位于模型底部中心。坐標(biāo)系XiYiZi(i=1,2,3,4)表示第i個(gè)動(dòng)態(tài)天平的局部坐標(biāo)系，坐標(biāo)原點(diǎn)位于天平中心。0°風(fēng)攻角時(shí)，測(cè)力模型及高頻天平的坐標(biāo)系平面布置如圖3所示，所有Z軸均與圖3所示平面垂直，且遵循右手螺旋法則。0°風(fēng)攻角時(shí)，風(fēng)速方向與坐標(biāo)軸X方向保持一致，Y軸在圖3所示的平面內(nèi)，且保證Z軸正向朝上。風(fēng)偏角定義為模型X軸與平均風(fēng)速U方向的夾角，且升力為負(fù)時(shí)偏角為正，圖3所示亦為0°風(fēng)偏角狀態(tài)。風(fēng)攻角定義為平均風(fēng)速U方向與模型YOZ平面的夾角，且當(dāng)豎向軸力為正時(shí)風(fēng)攻角為正。根據(jù)上述坐標(biāo)系統(tǒng)的定義，可以獲得各個(gè)高頻動(dòng)態(tài)天平各力分量與模型各力分量之間的關(guān)系，具體可通過式(1)計(jì)算

圖3 模型及天平坐標(biāo)系示意圖Fig.3 Definition of model and balance coordinate system

(1)

式中：Fb(b=x,y,z)為作用在模型XYZ軸方向上的氣動(dòng)力；Mb(b=x,y,z)為模型繞XYZ軸方向的氣動(dòng)力矩；fb(i)(b=x,y,z;i=1～4)為作用在動(dòng)態(tài)天平XiYiZi軸方向上的氣動(dòng)力；mb(b=x,y,z)為動(dòng)態(tài)天平繞xyz軸方向的氣動(dòng)力矩；x(i)和y(i) (i=1～4)分別為動(dòng)態(tài)天平中心處坐標(biāo)值。風(fēng)軸下氣動(dòng)力和氣動(dòng)力矩可以通過式(2)換算獲得

Fw=TbwCFb,Mw=TbwCMb

(2)

式中：Fw為風(fēng)軸下氣動(dòng)力矢量矩陣；Fb為體軸下氣動(dòng)力矢量矩陣；C為多天平系統(tǒng)標(biāo)定矩陣；Mw為風(fēng)軸下氣動(dòng)力矩矢量矩陣；Mb為體軸下氣動(dòng)力矩矢量矩陣；Tbw為氣動(dòng)力和氣動(dòng)力矩由體軸向風(fēng)軸轉(zhuǎn)換的轉(zhuǎn)換矩陣。轉(zhuǎn)換矩陣可按式(3)計(jì)算

(3)

式中：θ為風(fēng)攻角；β為風(fēng)偏角。獲得模型體軸和體軸下作用氣動(dòng)力和氣動(dòng)力矩后，無量綱平均六分力系數(shù)可按式(4)計(jì)算

(4)

式中：Cw(w=p,h,q)為風(fēng)軸下平均氣動(dòng)阻力系數(shù)、平均氣動(dòng)升力系數(shù)和平均氣動(dòng)軸力系數(shù)；CMw(w=p,h,q)為風(fēng)軸下平均氣動(dòng)搖擺力矩系數(shù)、平均氣動(dòng)俯仰力矩系數(shù)和平均氣動(dòng)偏轉(zhuǎn)力矩系數(shù)；V為試驗(yàn)平均風(fēng)速；H為模型高度；Bs為0°風(fēng)偏角時(shí)的模型投影寬度，本次試驗(yàn)取48.8 mm；Bf為0°風(fēng)偏角時(shí)的力臂寬度，本次試驗(yàn)取396 mm。

2.2 不同風(fēng)速下試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

對(duì)于圓形截面，氣流流經(jīng)后的繞流狀態(tài)跟雷諾數(shù)有關(guān)，輸電塔塔身四個(gè)邊柱和部分斜撐均為圓形截面，為了考慮雷諾數(shù)效應(yīng)和試驗(yàn)精度，本次試驗(yàn)中共進(jìn)行了五種試驗(yàn)風(fēng)速，即5 m/s，10 m/s，15 m/s，20 m/s和25 m/s。根據(jù)雷諾數(shù)的計(jì)算公式Re=VD/υ，式中：D為構(gòu)件外直徑；υ為空氣比例黏性系數(shù)，取值1.46×10-5m2/s，計(jì)算的雷諾數(shù)結(jié)果如表2所示。

表2 不同試驗(yàn)風(fēng)速下圓形桿件的雷諾數(shù)計(jì)算結(jié)果Tab.2 Renold numbers of tubular members under different wind speeds

圖4為輸電塔塔身在不同試驗(yàn)風(fēng)速下平均氣動(dòng)力系數(shù)隨風(fēng)偏角變化的試驗(yàn)結(jié)果。從圖中可以看出，所有氣動(dòng)力系數(shù)隨風(fēng)偏角的變化趨勢(shì)基本一致。試驗(yàn)風(fēng)速為5 m/s時(shí)，平均氣動(dòng)阻力系數(shù)、平均氣動(dòng)升力系數(shù)和平均氣動(dòng)軸力系數(shù)的試驗(yàn)結(jié)果均要明顯大于試驗(yàn)風(fēng)速為10 m/s，15 m/s和20 m/s的試驗(yàn)結(jié)果；平均氣動(dòng)搖擺力矩系數(shù)和氣動(dòng)平均偏轉(zhuǎn)力矩系數(shù)要明顯小于試驗(yàn)風(fēng)速10 m/s，15 m/s和20 m/s試驗(yàn)結(jié)果，而氣動(dòng)平均俯仰力矩系數(shù)則大于試驗(yàn)風(fēng)速為10 m/s，15 m/s和20 m/s的試驗(yàn)結(jié)果。查詢?cè)囼?yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，此時(shí)最小的平均氣動(dòng)力只有0.2 N左右，而試驗(yàn)天平的測(cè)試精度為0.2～0.25 N，表明測(cè)試精度較低。觀察試驗(yàn)風(fēng)速25 m/s的試驗(yàn)結(jié)果時(shí)發(fā)現(xiàn)，平均氣動(dòng)阻力系數(shù)和平均氣動(dòng)俯仰力矩系數(shù)的測(cè)試結(jié)果要略大于試驗(yàn)風(fēng)速為10 m/s，15 m/s和20 m/s的試驗(yàn)結(jié)果，而其他平均氣動(dòng)力系數(shù)的測(cè)試結(jié)果與試驗(yàn)風(fēng)速為10 m/s，15 m/s和20 m/s的試驗(yàn)結(jié)果偏差不大。查看數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)各天平測(cè)試獲得的阻力根方差為0.8 N左右，表明該風(fēng)速下模型的振動(dòng)將對(duì)試驗(yàn)結(jié)果有一定的影響。如表2所示，測(cè)試段的圓管雷諾數(shù)均處于亞臨界范圍(即Re<4×104)。Schewe[12]和ASCE[13]研究表明，當(dāng)雷諾數(shù)處于Re<5.5×104和Re<2×104時(shí)，阻力系數(shù)會(huì)隨著試驗(yàn)風(fēng)速的增大而增大。但試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)試驗(yàn)風(fēng)速為10 m/s，15 m/s和20 m/s時(shí)，天平測(cè)試獲得的模型升力系數(shù)幾乎完全重合，而阻力系數(shù)也相差不大，如圖4所示。這表明當(dāng)前試驗(yàn)雷諾數(shù)范圍內(nèi)，雷諾數(shù)效應(yīng)對(duì)該塔身平均六分力系數(shù)影響可以忽略，這可能是因?yàn)闇y(cè)試段中的角鋼存在，影響了整個(gè)測(cè)試段的氣流擾流所致。

圖4 不同風(fēng)速下塔身節(jié)段氣動(dòng)力系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果Fig.4 Test results of aerodynamic coefficients of tower sectional model under different wind speeds

2.3 對(duì)比驗(yàn)證試驗(yàn)

為了驗(yàn)證多天平同步測(cè)力試驗(yàn)方法的可靠性，本文還進(jìn)行了兩種常規(guī)節(jié)段模型測(cè)力風(fēng)洞試驗(yàn)，對(duì)0°風(fēng)攻角下不同風(fēng)偏角的塔身六分力系數(shù)進(jìn)行測(cè)量。圖5為對(duì)比試驗(yàn)1的風(fēng)洞試驗(yàn)照片，圖6為對(duì)比試驗(yàn)2的風(fēng)洞試驗(yàn)照片。如圖所示，對(duì)比試驗(yàn)1和對(duì)比試驗(yàn)2均通過支撐框架的方式懸吊上補(bǔ)償模型，不同于對(duì)比試驗(yàn)2，對(duì)比試驗(yàn)1還設(shè)置了分離平臺(tái)，模型測(cè)試段安裝與分離平臺(tái)上以減少風(fēng)洞地面邊界層效應(yīng)。

圖5 對(duì)比試驗(yàn)1Fig.5 No.1 contrast experiment

圖6 對(duì)比試驗(yàn)2Fig.6 No.2 contrast experiment

圖7為0°風(fēng)攻角下輸電塔塔身氣動(dòng)力系數(shù)三種風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。從圖中可以看出，塔身氣動(dòng)力系數(shù)隨風(fēng)偏角的變化特征基本一致，且氣動(dòng)力系數(shù)與其對(duì)應(yīng)的氣動(dòng)力矩系數(shù)變化規(guī)律一致。對(duì)于阻力系數(shù)，對(duì)比試驗(yàn)1和多天平試驗(yàn)結(jié)果較為接近，相差不大，而對(duì)比試驗(yàn)2試驗(yàn)結(jié)果明顯小于前兩者。這主要是因?yàn)轱L(fēng)洞邊界層效應(yīng)導(dǎo)致風(fēng)洞近地面的來流風(fēng)速要小于遠(yuǎn)離風(fēng)洞地面處風(fēng)速的原因。對(duì)于升力系數(shù)，對(duì)比試驗(yàn)1和對(duì)比試驗(yàn)2的試驗(yàn)結(jié)果基本一致，而多天平試驗(yàn)結(jié)果的數(shù)值要略大于前兩者。這可能是因?yàn)槎嗵炱皆囼?yàn)中裝有下補(bǔ)償段模型，產(chǎn)生升力的氣流擾流存在三維特性，而在對(duì)比試驗(yàn)1和對(duì)比試驗(yàn)2中未安裝下補(bǔ)償模型，氣流擾流被分離成準(zhǔn)二維流動(dòng)。也即，多天平試驗(yàn)中計(jì)入了氣流擾流的三維效應(yīng)，對(duì)比試驗(yàn)1和對(duì)比試驗(yàn)2未能計(jì)入。對(duì)于豎向軸力系數(shù)，多天平試驗(yàn)和對(duì)比試驗(yàn)1的試驗(yàn)結(jié)果均接近于0，而對(duì)比試驗(yàn)2試驗(yàn)結(jié)果要大于前兩者。實(shí)際上，對(duì)于0°風(fēng)攻角的水平風(fēng)作用下，豎向軸力應(yīng)當(dāng)接近0，對(duì)比試驗(yàn)2的結(jié)果表明由于邊界層效應(yīng)的存在，風(fēng)洞近地面氣流存在一定的正攻角，這導(dǎo)致了對(duì)比試驗(yàn)2的試驗(yàn)結(jié)果明顯大于0。

圖7 0°風(fēng)攻角下不同試驗(yàn)方法的氣動(dòng)力系數(shù)Fig.7 Aerodynamic coefficients under tilt angle of 0° via different test methods

綜上所述，通過兩種常規(guī)試驗(yàn)的對(duì)比驗(yàn)證了多天平同步測(cè)力風(fēng)洞試驗(yàn)的可靠性。同時(shí)，相比于對(duì)比試驗(yàn)，多天平試驗(yàn)還存在以下優(yōu)點(diǎn)：①避免了風(fēng)洞邊界層效應(yīng)的影響；②同時(shí)安裝上下補(bǔ)償段，可以準(zhǔn)確模擬塔身氣流擾流的三維效應(yīng)；③可以避免使用大端板進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)；④可以進(jìn)行水平風(fēng)和豎向風(fēng)聯(lián)合作用下的風(fēng)荷載測(cè)試；⑤在某些試驗(yàn)中可以直接測(cè)量風(fēng)荷載，而不需要通過兩次試驗(yàn)結(jié)果相減的方法獲得部分構(gòu)件風(fēng)荷載，如橫擔(dān)、塔頭等。

3 豎向風(fēng)對(duì)塔身風(fēng)荷載的影響

圖8為不同風(fēng)攻角下輸電塔塔身氣動(dòng)力系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果。從圖中可以觀察到幾點(diǎn)特征：①氣動(dòng)力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化規(guī)律與其對(duì)應(yīng)的氣動(dòng)力矩系數(shù)變化規(guī)律保持一致。如，阻力系數(shù)和俯仰力矩系數(shù)隨風(fēng)攻角的改變均呈現(xiàn)出余弦函數(shù)變化特征。②不同風(fēng)偏角下氣動(dòng)力系數(shù)隨風(fēng)攻角變化的改變大小不同。如30°和60°風(fēng)偏角下氣動(dòng)力系數(shù)的變化幅度要明顯大于0°和90°風(fēng)偏角下的變化幅度。③由于結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，氣動(dòng)力系數(shù)具有關(guān)于一定風(fēng)攻角和風(fēng)偏角的對(duì)稱性。如，氣動(dòng)力系數(shù)明顯關(guān)于0°風(fēng)攻角對(duì)稱，其對(duì)稱性的差別主要是由于輸電塔塔身結(jié)構(gòu)呈臺(tái)柱狀的原因，塔身上部結(jié)構(gòu)尺寸要小于塔身下部結(jié)構(gòu)尺寸。又如，不同風(fēng)攻角下阻力系數(shù)均關(guān)于45°風(fēng)偏角對(duì)稱，這與輸電塔結(jié)構(gòu)對(duì)稱性是一致的。

圖8 不同風(fēng)攻角下塔身節(jié)段氣動(dòng)力系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果Fig.8 Test results of aerodynamic coefficients of tower sectional model under different tilt angles

考慮到輸電導(dǎo)線與輸電塔結(jié)構(gòu)的連接方式，0°，30°，45°，60°和90°均是輸電塔結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載設(shè)計(jì)的關(guān)鍵角度。為此，本文對(duì)上述關(guān)鍵風(fēng)偏角下不同風(fēng)攻角的阻力系數(shù)進(jìn)行了對(duì)比分析。表 3列出了主要風(fēng)偏角下不同風(fēng)攻角的阻力系數(shù)對(duì)比。Bayer的研究表明，在-10°～45°風(fēng)偏角和0°～15°風(fēng)攻角范圍內(nèi)，風(fēng)攻角對(duì)輸電塔阻力系數(shù)的影響小于3%。從表中可以看出，上述角度范圍內(nèi)，風(fēng)攻角引起的阻力系數(shù)最大偏差為-6.7%，高于Bayer的研究結(jié)論。在-5°～5°風(fēng)攻角范圍內(nèi)，風(fēng)攻角引起的阻力系數(shù)最大偏差為-5.3%，風(fēng)攻角對(duì)輸電塔阻力系數(shù)的影響較小，可以忽略。但在-30°～30°內(nèi)，風(fēng)攻角引起的阻力系數(shù)最大偏差為-21.3%，已超出Bayer的研究結(jié)論。

表3 主要風(fēng)偏角下不同風(fēng)攻角阻力系數(shù)對(duì)比Tab.3 Comparison of drag coefficients under some key yaw angles between different attak angles

由此可見，在風(fēng)攻角不大的來流風(fēng)作用下，風(fēng)攻角對(duì)輸電塔阻力系數(shù)的影響不大，可以忽略。然而，實(shí)際工程中有大量輸電塔位于山區(qū)地形，位于山坡或山頂?shù)妮旊娝?huì)遭受帶有較大風(fēng)攻角的斜坡風(fēng)作用。又如，臺(tái)風(fēng)、雷暴風(fēng)或者龍卷風(fēng)等強(qiáng)風(fēng)都是典型的三維風(fēng)，同時(shí)具有水平風(fēng)荷載和豎向風(fēng)荷載成分。此時(shí)，輸電塔風(fēng)荷載計(jì)算中有必要考慮風(fēng)攻角對(duì)氣動(dòng)力系數(shù)的影響。

4 結(jié) 論

本文采用多臺(tái)微型動(dòng)態(tài)天平同步測(cè)力的方法對(duì)格構(gòu)式輸電塔不同風(fēng)攻角和風(fēng)偏角作用下的平均氣動(dòng)力系數(shù)進(jìn)行考察。獲得以下幾點(diǎn)結(jié)論：

(1) 本文設(shè)計(jì)的模型支撐框架系統(tǒng)及多臺(tái)微型動(dòng)態(tài)天平同步測(cè)力技術(shù)可以直接測(cè)量輸電塔塔身風(fēng)荷載，同時(shí)微型動(dòng)態(tài)天平安裝在補(bǔ)償段模型可以直接測(cè)試輸電塔結(jié)構(gòu)中構(gòu)件風(fēng)荷載，如橫擔(dān)、塔頭等。

(2) 不同試驗(yàn)風(fēng)速下的試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)前雷諾數(shù)范圍內(nèi)，輸電塔塔身平均氣動(dòng)六分力系數(shù)的雷諾數(shù)效應(yīng)不是很顯著，但為了確保試驗(yàn)精度，應(yīng)選擇合適的試驗(yàn)風(fēng)速避免信噪比太小或模型振動(dòng)幅度太大。

(3) 對(duì)比試驗(yàn)驗(yàn)證了多天平同步測(cè)力方法的可靠性。多天平同步測(cè)力方法可以同時(shí)模擬不同風(fēng)攻角和風(fēng)偏角，也更為準(zhǔn)確地模擬氣流擾流，能減少或避免風(fēng)洞地面或分離平臺(tái)產(chǎn)生的邊界層效應(yīng)。

(4) 在±5°的風(fēng)攻角范圍內(nèi)，風(fēng)攻角對(duì)阻力系數(shù)的影響較小，可以忽略。但在±30°的風(fēng)攻角范圍內(nèi)，風(fēng)攻角引起的阻力系數(shù)偏差最大達(dá)到20%左右，不可忽略。因此，對(duì)于來流風(fēng)具有明顯豎向風(fēng)分量時(shí)，有必要考慮風(fēng)攻角對(duì)輸電塔塔身氣動(dòng)力系數(shù)的影響。