韓瑋, 沙沐, 徐萬海*, 劉彬

(1.嘉興恒創(chuàng)電力設(shè)計研究院有限公司, 嘉興 314033; 2.天津大學(xué)水利工程仿真與安全國家重點實驗室, 天津 300350;3.中國電力科學(xué)研究院有限公司, 北京 100192)

隨著經(jīng)濟(jì)的高速增長,國家的電力需求急劇擴(kuò)張,對供電可靠性要求也逐步提高,高塔身、雙回路輸電塔已經(jīng)成為電力工程設(shè)計應(yīng)用的主流。然而輸電塔結(jié)構(gòu)易遭受臺風(fēng)、龍卷風(fēng)等自然災(zāi)害的侵襲,給電力系統(tǒng)的安全運行造成隱患。輸電塔的塔影效應(yīng)屬于發(fā)電過程中出現(xiàn)的一種負(fù)面效果,主要是指氣流在塔架結(jié)構(gòu)的干擾作用下,塔身后方出現(xiàn)的風(fēng)速降低的現(xiàn)象。塔影效應(yīng)的形成易加劇塔身空氣載荷的不均勻分布與非定常波動,引發(fā)輸電塔共振或激發(fā)嚴(yán)重的疲勞破壞問題。尤其在臺風(fēng)等高速和高湍流度的情況下,短時間內(nèi)甚至?xí)斐筛鼮閲?yán)重的倒塔事故。而同時,塔影效應(yīng)所造成的復(fù)雜風(fēng)速場變化,影響了風(fēng)速儀器對實際風(fēng)矢量的觀測記錄,降低風(fēng)資源評估的準(zhǔn)確度,給氣象監(jiān)測工作帶來諸多挑戰(zhàn)。因此,研究輸電塔的塔影干擾效應(yīng),對確保結(jié)構(gòu)安全性,提高氣象監(jiān)測的準(zhǔn)確性具有重要的工程意義。

國內(nèi)外有關(guān)輸電塔整體或分段風(fēng)荷載特性的研究較多,而塔身后方或構(gòu)件附近流場分布規(guī)律的系統(tǒng)研究相對較少,主要包括現(xiàn)場實測、風(fēng)洞試驗和計算流體動力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)分析3種研究手段。在輸電塔等高建筑物結(jié)構(gòu)的受力特征方面,英國國家海運研究所現(xiàn)場測量了銳邊桿件正方形塔架的風(fēng)荷載[1]。楊風(fēng)利等[2]通過風(fēng)洞試驗確定了亞臨界區(qū)內(nèi)鋼管輸電塔桿件間距比對背風(fēng)面桿件風(fēng)荷載遮擋效應(yīng)的影響。孟龍等[3]采用CFD方法,對風(fēng)力機(jī)開展了塔影效應(yīng)的分析研究。判斷出塔影效應(yīng)的存在將使風(fēng)力機(jī)氣動荷載出現(xiàn)突變, 對風(fēng)機(jī)塔架的疲勞壽命造成不利影響。Watakabe等[4]則分別開展全尺度實測、風(fēng)洞試驗和CFD研究,對比CFD計算獲得的平均風(fēng)壓系數(shù)與風(fēng)洞試驗和全尺寸試驗結(jié)果吻合較好。由于不同地區(qū)和不同地勢條件下盛行風(fēng)向均有所差異,有必要考慮不同風(fēng)向角下高層塔架空氣動力的變化。鄒良浩等[5]利用天平風(fēng)洞試驗分析了輸電塔架在不同風(fēng)向角工況下的風(fēng)載體型系數(shù),確定風(fēng)載系數(shù)最大時所對應(yīng)的風(fēng)向角。

在風(fēng)場鄰域,國內(nèi)外學(xué)者針對登陸臺風(fēng)風(fēng)場開展了大量現(xiàn)場數(shù)據(jù)監(jiān)測工作[6-11],然而研究耗時長,對設(shè)備和操作水平的要求較高。對于臺風(fēng)等極端強(qiáng)風(fēng)襲擊輸電塔后所形成的風(fēng)湍流脈動變化,實驗捕捉的難度更大,因此相關(guān)實測、風(fēng)洞試驗研究報告較為少見。何宏明等[12]分析了臺風(fēng)“海馬”經(jīng)過期間塔身所處位置的風(fēng)場特性,發(fā)現(xiàn)了塔身位置處的順風(fēng)向脈動風(fēng)速譜低頻段與von Karman經(jīng)驗譜吻合較好,但高頻區(qū)域能量明顯偏低。借助CFD的流場顯示技術(shù),風(fēng)力發(fā)電機(jī)等高建筑結(jié)構(gòu)周圍風(fēng)場的基本分布規(guī)律得以更加高效地呈現(xiàn)。任年鑫等[13]對5 MW海上風(fēng)力機(jī)的性能及其尾跡區(qū)域的風(fēng)場特征進(jìn)行了較為系統(tǒng)的數(shù)值模擬,獲取了尾流平均風(fēng)速的分布特征。楊莉等[14]的數(shù)值仿真結(jié)果揭示了不同高度處風(fēng)機(jī)尾跡區(qū)內(nèi)速度梯度的分布具有相似特征,塔架背后的渦流可能影響風(fēng)機(jī)下游尾跡。不同于風(fēng)力機(jī),輸電塔屬于高層架空結(jié)構(gòu),桿件細(xì)長且數(shù)量多,節(jié)點構(gòu)造復(fù)雜,所流經(jīng)的風(fēng)場因而更可能受到強(qiáng)烈的干擾?；陲L(fēng)速比計算方法,肖凱等[15]探究了不同地形、地貌對輸電塔線工作高度范圍內(nèi)的風(fēng)加速比及風(fēng)剖面造成的影響,為輸電塔的塔影效應(yīng)研究打下基礎(chǔ)。

現(xiàn)階段,關(guān)于輸電塔塔影效應(yīng)所引起的流場分布變化的研究仍較缺乏,且多局限于少數(shù)風(fēng)向角的工況,無法全面分析盛行風(fēng)向條件的變化對氣象數(shù)據(jù)監(jiān)測準(zhǔn)確性的影響?，F(xiàn)運用Star-CCM+軟件開展幾何建模、網(wǎng)格劃分以及數(shù)值計算工作。針對架空輸電線路輸電塔對風(fēng)場氣象監(jiān)測的塔影干擾效應(yīng),對高速強(qiáng)風(fēng)條件下,不同風(fēng)向角工況中雙回路直線/耐張兩用塔中的5C3-SJ3型輸電塔繞流風(fēng)場開展數(shù)值模擬,以確定風(fēng)向角變化對塔影干擾效應(yīng)的影響,探究風(fēng)速場受擾最弱的橫截面,為實際風(fēng)場數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確獲取提供參考依據(jù)。

1 模型的建立

1.1 幾何模型

選取了雙回路直線/耐張兩用塔的5C3-SJ3型輸電塔作為研究對象。該類塔主要由角鋼桿件構(gòu)成,塔高51.413 m,塔底座尺寸為12.525 m×12.525 m。定義順流方向為z向(或i方向),橫流方向為x向(或j方向),沿塔高方向為y向(或k方向),建立如圖1(a)所示的流體域。該域的順流方向長度設(shè)為100 m,橫流方向?qū)挾仍O(shè)為60 m,高度設(shè)為90 m。塔架底座中心點位于流體域入口邊界下游20 m,距離流體域前后側(cè)面邊界均為30 m處。定義輸電塔上橫擔(dān)較長的延伸端與來流方向的夾角為風(fēng)向角α,由于5C3-SJ3型輸電塔為平面單軸對稱結(jié)構(gòu),因此需考慮0°～180°的風(fēng)向角范圍,每隔45°設(shè)置一個工況。圖1(b)為5C3-SJ3型輸電塔的主視圖,標(biāo)記了所關(guān)注的輸電塔各個截面,后續(xù)將重點討論這些截面上的風(fēng)速分布情況。

圖1 輸電塔繞流計算域及各截面劃分Fig.1 Computational domain and different cross sections of the transmission tower

1.2 網(wǎng)格劃分

由于輸電塔架外形較為復(fù)雜,選擇混合型網(wǎng)格的生成方法,采用切割體網(wǎng)格對流體域進(jìn)行空間離散。以90°風(fēng)向角為例,利用表面包面技術(shù)、表面重構(gòu)技術(shù)、切割體網(wǎng)格技術(shù)劃分網(wǎng)格切片圖,如圖2所示。

圖2 輸電塔周圍切割體網(wǎng)格切片圖Fig.2 Slice of the trimmed mesh around the transmission tower

表面包面是一種對原始CAD表面的擬合逼近技術(shù),能夠自動封閉計算域的拓?fù)浔砻?修復(fù)CAD導(dǎo)入表面的穿刺、干涉、重疊、縫隙、小漏洞等錯誤。表面重構(gòu)是在已有拓?fù)浞忾]表面的基礎(chǔ)上,提升三角形表面網(wǎng)格質(zhì)量的技術(shù),可為生成高質(zhì)量的體網(wǎng)格做好準(zhǔn)備。包面后的網(wǎng)格質(zhì)量一般不會很好,因此需要在表面包面完成的基礎(chǔ)上,再進(jìn)行表面重構(gòu)。切割體網(wǎng)格能夠精確地表示出物體的邊界,從而保證在邊界處的初始準(zhǔn)確度。采用自適應(yīng)網(wǎng)格方法,由于只關(guān)注輸電塔附近的速度場與流場,僅需要對塔架周圍的方形區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密。加密區(qū)高55 m,且以塔架底面中心為基準(zhǔn),順流向長為20 m,橫流向?qū)挒?0 m。輸電塔桿件周圍流場變量梯度變化較大,為準(zhǔn)確捕捉桿件周圍較強(qiáng)的流動分離現(xiàn)象,同時節(jié)省計算資源,設(shè)置三層棱柱層網(wǎng)格,運用Two-Layer全y+壁面處理方法,距離壁面最近的第一層網(wǎng)格高度滿足y+=300,以模擬壁面附近的湍流邊界層。體網(wǎng)格生成后,進(jìn)行光順處理,對畸變率較大的網(wǎng)格進(jìn)行重新劃分或調(diào)整,這樣確保了棱柱層外大部分區(qū)域為計算性能較好的六面體網(wǎng)格,提高整體網(wǎng)格的質(zhì)量,也就保證了計算的精度。網(wǎng)格劃分過程中采用并行的方式,使用多個核心加速網(wǎng)格的生成。

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

在開展系統(tǒng)研究之前,首先對5C3-SJ3型輸電塔的計算網(wǎng)格開展了無關(guān)性驗證,以確保進(jìn)一步加密網(wǎng)格對數(shù)值模擬結(jié)果的影響較小。對于每種輸電塔,分別生成了3套網(wǎng)格,其中M1網(wǎng)格較為稀疏,M2為中等密度的網(wǎng)格,M3的網(wǎng)格密度最高。利用不同的網(wǎng)格對均勻來流流速為50 m/s,風(fēng)向角為90°的工況進(jìn)行了模擬,并選取了具有代表性的截面外緣桿件附近的風(fēng)速進(jìn)行了對比。表1為不同網(wǎng)格計算結(jié)果的對比。通過對比可見,對于所考慮的3種不同塔型的輸電塔,M1與M2之間的最大百分比誤差在10%,隨著網(wǎng)格的細(xì)化,M2與M3之間的最大百分比誤差不超過3%。綜合平衡計算精度與計算時間,3種塔型均選用相應(yīng)的M2網(wǎng)格進(jìn)行后續(xù)的數(shù)值模擬研究。

表1 風(fēng)向角α = 90°時雙回路直線/耐張兩用輸電塔網(wǎng)格計算結(jié)果對比Table 1 Comparison of results from different mesh systems for double circuit linear/tensioning tower when α = 90°

2 湍流模型的選取

輸電塔周圍流場采用三維非定常雷諾平均Navier-Stokes方程求解。運用Realizablek-ε湍流模型[16]對Navier-Stokes方程中的雷諾應(yīng)力項進(jìn)行封閉。與標(biāo)準(zhǔn)模型[17]不同,Realizablek-ε模型包含了湍流黍黏度的變換方程,極大地提高了壁面附近低雷諾數(shù)區(qū)域的湍流模擬精度?？刂品匠倘缦?。

(1)

(2)

式中:ρ為流體密度;t為時間;k為湍動能;xi為笛卡爾坐標(biāo);ui為xi方向的速度分量;μ為流體動力黏度;μt為湍流黏度;ε為湍動能耗散率;Pk和Pb分別為由平均速度梯度和浮力產(chǎn)生的湍動能;YM為可壓縮湍流中脈動膨脹對總耗散率的貢獻(xiàn);Sk和Sε分別為湍動能與湍流耗散率的源項;S為平均應(yīng)變率張量模量;C1、C2、C1ε、C3ε為常數(shù)。

與平常的良態(tài)風(fēng)相比,極端強(qiáng)風(fēng)的風(fēng)速剖面垂直方向速度梯度較小,湍流強(qiáng)度較大[8],因此來流風(fēng)可近似看作均勻流。流場入口邊界采用速度入口條件,設(shè)置均勻來流風(fēng)速為50 m/s,對應(yīng)15級強(qiáng)臺風(fēng)風(fēng)速。流場出口邊界設(shè)置為壓力出口,輸電塔的表面采用無滑移壁面邊界條件,地面、上邊界和前、后邊界為滑移壁面邊界條件。風(fēng)場的空氣密度為1.181 45 kg/m3,動力黏度為1.855 08×10-5Pa·s,湍流強(qiáng)度為20%。

3 結(jié)果分析

3.1 風(fēng)向角α為0°和180°

主要討論高速、高湍流度的強(qiáng)風(fēng)條件下,風(fēng)向角對5C3-SJ3型輸電塔各截面塔影干擾效應(yīng)的影響。首先通過風(fēng)速云圖定性分析風(fēng)向及風(fēng)速受干擾較低的截面區(qū)域。在風(fēng)向角α為0°和180°,5C3-SJ3型輸電塔的塔腿橫隔面、塔身橫隔面二維時間平均風(fēng)速場分量剖面圖如圖3和圖4所示。

圖3 輸電塔塔腿橫隔面的風(fēng)速分布Fig.3 Wind velocity contours for the tower leg cross section

圖4 輸電塔塔身橫隔面的風(fēng)速分布Fig.4 Wind velocity contours for the tower body cross section

從圖3和圖4可知,0°與180°工況下低層兩橫隔面的風(fēng)速分布特征幾乎一致。塔腿、塔身橫隔面迎風(fēng)側(cè)桿件附近的順流方向風(fēng)速大小均與初始風(fēng)速相近,迎風(fēng)側(cè)的風(fēng)速較低區(qū)域集中在截面的頂點位置。而在順風(fēng)向的桿件上,順流方向風(fēng)速急劇降低,在背風(fēng)側(cè)桿件及其后側(cè)形成低風(fēng)速尾流場。塔腿橫隔面上游,順流方向風(fēng)速略有下降,同時迎風(fēng)側(cè)桿件前沿大部分區(qū)域的橫流方向風(fēng)速很小,同樣僅在頂點附近有較顯著的橫流方向的風(fēng)出現(xiàn)。這說明在迎風(fēng)側(cè)桿件附近大部分區(qū)域內(nèi),風(fēng)向幾乎不發(fā)生改變。相比塔腿橫隔面,塔身橫隔面迎風(fēng)側(cè)桿件前沿位置上順流方向低風(fēng)速區(qū)域略有擴(kuò)大,而橫流方向風(fēng)速的分布特征則基本一致。特別地,在塔身橫隔面背風(fēng)側(cè)桿件附近,還明顯存在著一塊順流方向風(fēng)速與原風(fēng)速相近,同時橫流方向風(fēng)速也很小的區(qū)域。在其他風(fēng)向角工況中,相同截面上類似風(fēng)速受干擾較小的區(qū)域則難以觀察得到。

從圖5中可發(fā)現(xiàn),0°與180°工況之間橫擔(dān)面的風(fēng)速分布類似。當(dāng)風(fēng)吹過橫擔(dān)面后,自中心平臺迎風(fēng)側(cè)角點處向后形成了低風(fēng)速尾流。順流方向上,各層橫擔(dān)外緣各桿件附近風(fēng)速普遍減弱,且向桿件外圍風(fēng)速變化梯度較大,風(fēng)速變化較為敏感。對于同一橫擔(dān)的外緣,橫擔(dān)迎風(fēng)側(cè)桿件附近區(qū)域的順流方向風(fēng)速大小受影響較小。與下方的兩層橫隔面相比,各橫擔(dān)桿件周圍橫流方向風(fēng)速繼續(xù)增大,風(fēng)速增大區(qū)域主要集中在迎風(fēng)的一半橫擔(dān),且更靠近桿件結(jié)構(gòu),導(dǎo)致初始風(fēng)速方向受到的干擾加強(qiáng),風(fēng)向發(fā)生大變動的范圍擴(kuò)大。而此時基本能保持初始風(fēng)向的區(qū)域大多位于背風(fēng)的一半橫擔(dān)。

圖5 輸電塔第一層橫擔(dān)的風(fēng)速分布Fig.5 Wind velocity contours for the cross section of the first set of the cross arm

如圖6所示,對于第四層橫擔(dān)面之下的平面,其迎風(fēng)側(cè)桿件附近的順流方向風(fēng)速普遍低于初始風(fēng)速。同一側(cè)桿件上,低橫流方向風(fēng)速涵蓋的范圍較大。因此與塔腿、塔身橫隔面類似,該截面迎風(fēng)側(cè)上的風(fēng)向受到影響同樣很小,但風(fēng)速顯著下降。

圖6 輸電塔第四層橫擔(dān)下的截面速度分布Fig.6 Wind velocity contours for cross section under the fourth set of the cross arm

以風(fēng)向角0°的工況為例,針對上述不同的截面,在它們的外緣桿件及其外側(cè)0～30 cm的范圍進(jìn)行了風(fēng)速定量監(jiān)測。各截面的監(jiān)測點在順流方向風(fēng)速大小受影響較低,且整體風(fēng)向改變較小的區(qū)域內(nèi)選取。結(jié)合上文風(fēng)速分布圖,可發(fā)現(xiàn)塔腿、塔身橫隔面以及第四層橫擔(dān)之下截面在迎風(fēng)側(cè)桿件附近的風(fēng)向改變量較小;而各層橫擔(dān)面上,長邊方向的桿件外側(cè)或迎風(fēng)的橫向桿件附近的風(fēng)向改變量相對較小,因而將風(fēng)速測點選擇在上述區(qū)域。表2列出了測點處各風(fēng)速分量的大小、平臺平面內(nèi)二維風(fēng)速大小以及監(jiān)測點相對于平臺中心點的坐標(biāo)。通過風(fēng)速大小的對比可發(fā)現(xiàn),風(fēng)向角0°工況內(nèi),塔腿、塔身橫隔面的迎風(fēng)側(cè)桿件外側(cè)風(fēng)速受塔架結(jié)構(gòu)的影響較小,而其他各橫擔(dān)面處風(fēng)速均顯著低于原風(fēng)速,塔影干擾較大。由于風(fēng)速場分布的相似性,從風(fēng)向角180°工況的風(fēng)速監(jiān)測數(shù)據(jù)中也可歸納出同樣的結(jié)論。

表2 風(fēng)向角α = 0°時輸電塔各截面外緣桿件附近的風(fēng)速Table 2 Wind velocity near the outer bars of each cross section of transmission tower when α = 0°

3.2 風(fēng)向角α為45°和135°

從圖7發(fā)現(xiàn),風(fēng)向角α為45°和135°工況之間塔腿橫隔面的時均風(fēng)速場分布幾乎相同。與風(fēng)向角α=0°的情況類似,塔腿橫隔面迎風(fēng)的兩側(cè)邊桿件附近的順流方向風(fēng)速大小均接近初始風(fēng)速。同風(fēng)向角下塔身橫隔面上與初始風(fēng)速相近的順流方向風(fēng)速區(qū)域也出現(xiàn)在迎風(fēng)的兩側(cè)桿件附近。

圖7 塔腿橫隔面順流向風(fēng)速的分布Fig.7 In-line wind velocity contours for the tower leg cross section of the transmission tower

相對而言,塔身橫隔面兩側(cè)邊桿件外圍出現(xiàn)高速橫流方向風(fēng)的范圍也將擴(kuò)大,且更加靠近迎風(fēng)側(cè)桿件,如圖8所示。這意味著與塔腿橫隔面相比,塔身橫隔面附近總風(fēng)速的方向受到的干擾同樣更大一些。

圖8 風(fēng)向角α=45°時兩個橫隔面橫流向風(fēng)速的分布Fig.8 Cross-flow wind velocity contours for the tower leg and tower body cross sections when α=45°

圖9以第二層橫擔(dān)為例,反映風(fēng)向角α為45°和135°工況中橫擔(dān)截面風(fēng)速場的主要特征。上述兩工況風(fēng)速的分布基本上關(guān)于流場橫流向的中心截面(x=30 m)對稱。與風(fēng)向角α=0°工況類似,輸電塔橫擔(dān)外側(cè)各桿件及其附近區(qū)域普遍出現(xiàn)順流方向風(fēng)速減弱的現(xiàn)象。同一橫擔(dān)的外緣上,迎風(fēng)側(cè)長邊方向桿件上的順流方向風(fēng)更接近50 m/s。與下層的橫隔面相比,桿件結(jié)構(gòu)附近的橫流方向風(fēng)變化更加劇烈,對初始風(fēng)速方向的干擾加強(qiáng),干擾范圍也隨之?dāng)U大。因此各橫擔(dān)面外緣能基本保持初始風(fēng)向的區(qū)域?qū)⒎浅Ｓ邢?。同時,在迎風(fēng)側(cè)桿件附近,橫流方向風(fēng)速在橫擔(dān)靠近來流入口的一端上增量相對較小。

圖9 風(fēng)向角α=45°與α=135°時第二層橫擔(dān)的風(fēng)速分布Fig.9 Wind velocity contours for the cross sections of the second set of the cross arm when α=45° and α=135°

如圖10所示,相比于各橫擔(dān)面,第四層橫擔(dān)下截面的整體風(fēng)速與風(fēng)向受到的影響較小。兩風(fēng)向角工況的順流方向風(fēng)速分布同樣近似關(guān)于流場橫流向的中心截面對稱。當(dāng)風(fēng)向角α=45°時,在與初始風(fēng)速方向成45°夾角的迎風(fēng)側(cè)桿件上,順流方向風(fēng)速更接近原風(fēng)速;而當(dāng)風(fēng)向角α=135°時,與初始風(fēng)速方向成135°夾角的迎風(fēng)側(cè)桿件的順流方向風(fēng)速更接近原風(fēng)速。然而與同風(fēng)向角下的橫隔面相比,該截面上順流方向風(fēng)受影響程度更大,風(fēng)速大小仍偏低,這將導(dǎo)致總風(fēng)速明顯小于初始風(fēng)速。與風(fēng)向角0°工況相比,橫流方向高風(fēng)速區(qū)域也更貼近上述的迎風(fēng)側(cè)桿件。

圖10 風(fēng)向角α=45°與α=135°時輸電塔第四層橫擔(dān)下的截面的順流向風(fēng)速分布Fig.10 In-line wind velocity contours for the cross section under the fourth set of the cross arm when α=45° and α=135°

以45°風(fēng)向角工況為例,結(jié)合風(fēng)速分布圖,發(fā)現(xiàn)塔腿、塔身橫隔面在兩個迎風(fēng)側(cè)邊的附近的風(fēng)向改變較小;各層橫擔(dān)面在迎風(fēng)側(cè)與橫擔(dān)長邊方向的局部桿件附近風(fēng)向改變較小;而第四層橫擔(dān)下截面的風(fēng)向僅在與來風(fēng)方向成45°夾角的迎風(fēng)側(cè)桿件上的改變量較小,因而監(jiān)測點選在相應(yīng)區(qū)域內(nèi)。通過表3風(fēng)速大小的對比可發(fā)現(xiàn),塔腿與塔身橫隔面迎風(fēng)側(cè)的二維風(fēng)速與初始風(fēng)速大小更為接近,且風(fēng)向不易發(fā)生改變;而其他截面處的二維風(fēng)速均低于原風(fēng)速,尤其在第二層橫擔(dān)面,其桿件外圍的總風(fēng)速大小和風(fēng)向改變量將非常大?？傮w上看,4個橫擔(dān)面處塔影干擾非常大,而塔腿、塔身橫隔面迎風(fēng)側(cè)氣象監(jiān)測的塔影干擾最小。由于風(fēng)速場分布的對稱性,從風(fēng)向角135°工況的風(fēng)速監(jiān)測數(shù)據(jù)中也可歸納出同樣的結(jié)論。

表3 風(fēng)向角α = 45°時輸電塔各截面外緣桿件附近的風(fēng)速監(jiān)測數(shù)據(jù)Table 3 Wind velocity monitoring data near the outer bars of each cross section of transmission tower when α = 45°

3.3 風(fēng)向角α為90°

在90°風(fēng)向角下,橫隔面的速度場分布也與0°風(fēng)向角工況的結(jié)果接近。從圖11觀察到,低層橫隔面的迎風(fēng)側(cè)桿件外側(cè)順流方向、橫流方向風(fēng)速大小變化較小。塔架四層橫擔(dān)以及與它們相鄰的截面上,迎風(fēng)側(cè)順流方向的風(fēng)速減小區(qū)域擴(kuò)大并將整個截面周邊覆蓋,風(fēng)速大小普遍降至46 m/s以下;橫流方向風(fēng)速增強(qiáng),以中心平臺為基準(zhǔn),風(fēng)沿橫擔(dān)長邊朝塔架外相背運動,因此中心平臺處橫流方向風(fēng)速相對較小。

圖11 輸電塔第四層橫擔(dān)下的截面的風(fēng)速分布Fig.11 Wind velocity contours for the cross section under the fourth set of the cross arm

塔腿、塔身橫隔面以及第四層橫擔(dān)之下截面風(fēng)向改變量最小的區(qū)域在迎風(fēng)側(cè)桿件附近;而各層橫擔(dān)面的中心平臺迎風(fēng)側(cè)桿件附近風(fēng)向改變量最小。通過表4中風(fēng)速大小的對比可發(fā)現(xiàn),塔腿與塔身橫隔面迎風(fēng)側(cè)風(fēng)速趨近于原風(fēng)速,說明塔腿、塔身橫隔面迎風(fēng)側(cè)氣象監(jiān)測的塔影干擾較小。而其他截面處風(fēng)速均顯著低于原風(fēng)速,塔影干擾較大。

表4 風(fēng)向角α = 90°時輸電塔各截面外緣桿件附近的風(fēng)速Table 4 Wind velocity near the outer bars of each section of transmission tower when α = 90°

塔腿、塔身橫隔面以及第四層橫擔(dān)以初始風(fēng)速為參照,不同風(fēng)向角工況下,輸電塔高度范圍內(nèi)二維風(fēng)速的剖面如圖12所示,風(fēng)速測點同樣依所研究的方式于各截面選取,V0為來流的平均風(fēng)速,通過將折損風(fēng)速與原風(fēng)速做對比,從而比較不同風(fēng)向角下輸電塔的塔影效應(yīng)強(qiáng)弱。顯然,底層兩橫隔面測點的總風(fēng)速總是接近來流速度,塔影干擾效應(yīng)較弱;而高層橫擔(dān)截面測點的總風(fēng)速均偏低,風(fēng)場受到桿件結(jié)構(gòu)一定的阻滯效應(yīng)。不同風(fēng)向角工況間風(fēng)速在高度范圍內(nèi)的變化趨勢趨于一致。特別地,在風(fēng)向角180°工況下,第四層橫擔(dān)下截面測點的總風(fēng)速也趨近于來流風(fēng)速,此時該截面上同樣存在塔影效應(yīng)很低的區(qū)域。綜合風(fēng)速云圖及監(jiān)測數(shù)據(jù)分析可知,風(fēng)向角的變化對于塔影效應(yīng)最小的截面的選取,以及相關(guān)截面上來流受干擾最小的區(qū)域的確定并沒有影響。塔腿、塔身橫隔面迎風(fēng)側(cè)桿件附近,來流風(fēng)速及風(fēng)向所受干擾總是最小。

圖12 不同風(fēng)向角下輸電塔高度范圍內(nèi)二維風(fēng)速的剖面Fig.12 Two-dimensional wind velocity profile in the height direction of transmission tower for different wind directions

3.4 截面附近風(fēng)速分布

進(jìn)一步以風(fēng)向角180°工況為例,觀察相關(guān)平臺上下60 mm截面處的風(fēng)速分布,判斷在相應(yīng)截面垂向附近位置是否仍滿足上述塔影干擾效應(yīng)較小的結(jié)論。

如圖13所示,在距塔腿橫隔面60 mm的兩個剖面中,各方向速度分量的分布基本與塔腿橫隔面保持一致。但在下剖面的迎風(fēng)側(cè)桿件周圍,順流方向風(fēng)速較低的區(qū)域擴(kuò)大并更貼近桿件結(jié)構(gòu),導(dǎo)致僅在桿件結(jié)構(gòu)垂向上形成接近初始風(fēng)速的順流方向風(fēng)速區(qū)域。與下剖面略有不同,在塔腿橫隔面之上60 mm的剖面中,迎風(fēng)側(cè)桿件及其外圍的順流方向速度仍十分接近初始風(fēng)速,且在背風(fēng)側(cè)桿件附近,接近初始風(fēng)速的順流方向風(fēng)速區(qū)域也有所擴(kuò)大。相對塔腿橫隔面本身,兩個剖面橫流方向上的風(fēng)速分布幾乎未發(fā)生改變,仍在迎風(fēng)側(cè)大部分區(qū)域保持低值。同樣對于距塔身橫隔面60 mm的兩個剖面,它們各方向速度分量的分布也幾乎與塔身橫隔面的保持一致。

圖13 塔腿橫隔面垂向上下60 mm剖面處的速度分量分布Fig.13 Wind velocity contours on cross sections 60 mm above and below the tower leg diaphragm

4 結(jié)論

綜合上述的各風(fēng)向角工況來看,在極端高速風(fēng)作用下,5C3-SJ3型輸電塔的塔腿、塔身橫隔面的塔影干擾效應(yīng)相比于其他高層截面的塔影干擾效應(yīng)較弱,且在這兩個截面上,初始風(fēng)場于迎風(fēng)側(cè)桿件外圍0～30 cm區(qū)域所受到的干擾最小。輸電塔各截面附近流速與真實風(fēng)速接近的區(qū)域,并不因風(fēng)向角的改變而發(fā)生顯著變動,說明風(fēng)向角對輸電塔整體塔影效應(yīng)的影響有限。因此,可考慮將風(fēng)速儀裝置安裝在塔腿、塔身橫隔面的相應(yīng)位置,以滿足不同盛行風(fēng)向條件下風(fēng)速監(jiān)測的準(zhǔn)確度。

垂向上距塔腿、塔身橫隔面60 mm的剖面中,二維風(fēng)速場分布情況基本與兩截面的一致,截面垂向附近的塔影干擾效應(yīng)并不會發(fā)生明顯變化。所以也可考慮在塔腿、塔身橫隔面迎風(fēng)側(cè)垂向附近安裝氣象監(jiān)測裝置。

研究主要通過三維計算流體動力學(xué)的方法,對不同風(fēng)向角下輸電塔的塔影干擾效應(yīng)開展了系統(tǒng)的研究,并結(jié)合流場可視化技術(shù)展示了塔架附近的流速分布,探究了塔影干擾效應(yīng)的一般規(guī)律,彌補(bǔ)了此前相關(guān)研究的不足。由于主要考察風(fēng)流經(jīng)塔架結(jié)構(gòu)后的流速分布情況,因此不考慮輸電塔本身的風(fēng)激振動。在未來的研究中,考慮關(guān)注塔影效應(yīng)中結(jié)構(gòu)的振動特性,分析結(jié)構(gòu)振動對流場的影響,以進(jìn)一步提升研究的準(zhǔn)確性。