張春濤，李正良，2，范文亮，2，汪之松，2，孫 毅

山地地形中，由于遮擋山體的存在致使山地風(fēng)場的平均風(fēng)速、湍流度、空間相關(guān)性、脈動(dòng)風(fēng)等更加復(fù)雜［1-2］。結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載計(jì)算和風(fēng)致響應(yīng)分析時(shí)均不能采用一般平地風(fēng)場的計(jì)算方法。因此，對周圍地形中存在遮擋山體干擾的高聳結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗風(fēng)設(shè)計(jì)和研究時(shí)，必須考慮具體山地情況。同時(shí)，特高壓大跨越輸電塔大多建設(shè)在地勢較高的山坡或江河兩邊較高的山頂上，受風(fēng)場影響巨大，設(shè)計(jì)中對抗風(fēng)亦提出了更高的要求［3-4］。

風(fēng)荷載作用下，一方面輸電塔與輸電線的風(fēng)致振動(dòng)相互影響、共同作用，形成復(fù)雜的動(dòng)力耦合體系;另一方面特高壓輸電塔線體系同時(shí)兼有高聳結(jié)構(gòu)和大跨度結(jié)構(gòu)的共同特點(diǎn)。因此，輸電塔線體系對風(fēng)荷載作用十分敏感，容易發(fā)生振動(dòng)疲勞破壞和動(dòng)態(tài)坍塌。于是，近年來輸電塔線體系的風(fēng)振疲勞得到了獲得了廣泛關(guān)注。Havard等［5］對多個(gè)服役15年左右的輸電塔進(jìn)行觀察發(fā)現(xiàn)風(fēng)荷載致使橫擔(dān)上出現(xiàn)了疲勞裂紋，并進(jìn)一步分析得到風(fēng)荷載和導(dǎo)線運(yùn)動(dòng)是疲勞裂紋產(chǎn)生的主要原因;Repetto等［6-9］對風(fēng)荷載作用下高細(xì)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)、風(fēng)振疲勞等進(jìn)行了一系列的研究，得到了計(jì)算疲勞壽命的建議方法，但動(dòng)力分析時(shí)未對風(fēng)向風(fēng)速分布進(jìn)行全面考慮;王之宏［10］、屠海明等［11］、鄧洪洲等［12］分別通過等效應(yīng)力法、雨流法和等效窄帶法對格構(gòu)式桅桿結(jié)構(gòu)進(jìn)行了風(fēng)振疲勞研究;謝強(qiáng)等［13］通過氣彈性風(fēng)洞試驗(yàn)研究了1000kV特高壓輸電塔線體系在均勻流場和紊流場的風(fēng)致響應(yīng)，并首次采用光纖光柵測得了塔體及導(dǎo)線等的動(dòng)應(yīng)變;李正良等［14］、汪之松等［15-16］、肖正直［17］基于風(fēng)洞試驗(yàn)研究了特高壓輸電塔線體系的時(shí)域和頻域風(fēng)振響應(yīng)，并利用Miner損傷理論分析了輸電塔的風(fēng)振疲勞特性，預(yù)測了風(fēng)荷載作用下該塔線體系的剩余壽命。

綜上述及，雖然上述研究者對輸電塔線體系的風(fēng)振響應(yīng)、風(fēng)振疲勞特性等做出了卓有成效的研究，為后續(xù)研究和實(shí)際工程應(yīng)用均奠定了良好的基礎(chǔ)。但是不難發(fā)現(xiàn)上述研究均是在平地風(fēng)場中對輸電塔線體系的相關(guān)性能進(jìn)行了研究，而對山地風(fēng)場作用下輸電塔線體系風(fēng)振響應(yīng)和風(fēng)振疲勞等特性的研究尚屬起步階段，資料相對匱乏。然而，實(shí)際工程中特高壓輸電塔常建在地勢較高的山坡或山頂，致使整個(gè)服役期均處于受山地地形影響的風(fēng)場中。為此，本文通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究了在多個(gè)山體中，遮擋山體的高度、坡度和間距對受擾山體風(fēng)場特性的影響規(guī)律，同時(shí)，將風(fēng)向風(fēng)速的統(tǒng)計(jì)概率與時(shí)域和頻域疲勞累積損傷理論相結(jié)合，對特高壓輸電塔線體系進(jìn)行了風(fēng)振疲勞分析，研究了其風(fēng)振疲勞壽命隨遮擋山體坡度、高度和間距的變化規(guī)律。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)概況

本次試驗(yàn)在中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心低速所的FL-11風(fēng)洞中進(jìn)行，風(fēng)洞截面尺寸為1.4 m×1.4 m，試驗(yàn)段長為6.3 m。試驗(yàn)采取余弦平方型山體模，如圖1所示;模型幾何縮尺比為1∶1 000，風(fēng)速縮尺比約1∶2.5;試驗(yàn)中利用DSM3400電子掃描閥系統(tǒng)采集試驗(yàn)數(shù)據(jù)，采樣頻率為156 Hz，每個(gè)測點(diǎn)采用時(shí)間步數(shù)為4 096步，排管高0.7 m，沿其高度平均分布20根探針，如圖2所示。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽鈭DFig.1 Schematic diagram of specimens

圖2 試驗(yàn)測點(diǎn)位置Fig.2 Distribution of test measuring points

試驗(yàn)中，由不同幾何尺寸的山體模型(如表1所示)模擬遮擋山體(施擾山體)對受擾山體風(fēng)場的影響。本次試驗(yàn)從遮擋山體的5種坡度、3種高度和與受擾山體的5種遮擋間距共三類地形分別研究了受擾山體平均風(fēng)和脈動(dòng)風(fēng)加速比ΔS的變化情況，即在平地和山地同一高度z處，山地平均風(fēng)速U(z)與平地平均風(fēng)速U0(z)之差與平地平均風(fēng)速的比值，表達(dá)式為:

表1 山體模型及試驗(yàn)工況Tab.1 Test conditions of hilly terrain wind filed

1.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

1.2.1 遮擋山體坡度

試驗(yàn)中，分別以高度相同坡度不同的DX2～DX6五個(gè)模型作為遮擋山體，以模型DX2和DX6為受擾山體。同時(shí)，試驗(yàn)中干擾和受擾山體坡腳相連，即各工況中遮擋間距始終為0。山體模型DX2和DX6在不同坡度的遮擋山體的干擾作用下山頂和背風(fēng)面山腳風(fēng)場特性的變化規(guī)律如圖3～圖5所示。

不難發(fā)現(xiàn)，受擾山頂近地面47 mm到121 mm高度范圍內(nèi)，平均風(fēng)速加速比ΔS曲線隨遮擋山體坡度增加而遞增，但隨高度增加ΔS增勢減緩;隨受擾山體坡度增加，ΔS出現(xiàn)最大值所對應(yīng)的遮擋山體坡度增大，但ΔS的最大值卻逐漸減小。圖4中受擾山體DX2背風(fēng)面山腳的ΔS在121 mm高度以下為負(fù)值，具有明顯的減速效應(yīng)，而在121 mm到269 mm高度范圍內(nèi)產(chǎn)生了較小的加速效應(yīng);隨坡度增加，121 mm高度以下的近地面ΔS增大，121 mm高度以上的ΔS逐漸減小，而且在遮擋山體坡度為0.75時(shí)ΔS均為0。DX6山體背風(fēng)面山腳的近地面平均風(fēng)效應(yīng)逐漸減弱，在遮擋山體坡度為0.375時(shí)，ΔS亦均為0。當(dāng)坡度繼續(xù)增大時(shí)，加速比變?yōu)檎龜?shù)后，并不斷增加。在坡度大于0.75后，ΔS已基本保持不變，而且121 mm以上測點(diǎn)的ΔS隨遮擋山體的坡度增大稍有減小。由圖5中各曲線可知，當(dāng)受擾山體坡度較大時(shí)，背風(fēng)面脈動(dòng)風(fēng)遮擋效應(yīng)隨遮擋山體坡度增大而顯著增加，脈動(dòng)風(fēng)加速比隨遮擋山體坡度減小而增大;受擾山體坡度較小時(shí)，雖然遮擋山體坡度較大時(shí)遮擋效果亦比較明顯，但脈動(dòng)風(fēng)加速比卻隨遮擋山體坡度減小而增大，隨遮擋山體坡度增大而減小。

圖3 山頂平均風(fēng)加速比隨遮擋山體坡度的變化Fig.3 Effect of slope of occluding hill on speed-up ratio at crest

圖4 背風(fēng)面山腳平均風(fēng)加速比隨遮擋山體坡度的變化Fig.4 Effect of slope of occluding hill on speed-up ratio at hill foot in lee side

圖5 背風(fēng)面脈動(dòng)風(fēng)加速比隨遮擋山體坡度的變化Fig.5 Effect of slope of occluding hill on fluctuate speed-up ratio at hill base in lee side

1.2.2 遮擋山體高度

考察遮擋山體坡度對受擾山體風(fēng)場的影響時(shí)，以坡度相同，高度不同的山體模型DX1、DX4、DX7(阻塞度為3.57%)為遮擋山體，并仍以DX2和DX6為受擾山體，各工況中遮擋距離亦為0。

由圖6～圖8可以看出，隨遮擋山體高度增加，受擾山體山頂及背風(fēng)面山腳僅近地面10 mm高度的ΔS稍有變化，而其余高度的ΔS幾乎相等;同時(shí)，脈動(dòng)風(fēng)最大加速比亦不隨山體高度發(fā)生變化。由此可見，遮擋山體高度對受擾山體的風(fēng)場影響小。

圖6 山頂平均風(fēng)加速比隨遮擋山體高度的變化Fig.6 Effect of height of occluding hill on speed-up ratio at crest

圖7 背風(fēng)面山腳加速比隨遮擋山體高度的變化Fig.7 Effect of height of occluding hill on speed-up ratio at hill foot in lee side

圖8 背風(fēng)面脈動(dòng)風(fēng)加速比隨遮擋山體高度的變化Fig.8 Effect of height of occluding hill on fluctuate speed-up ratio at hill base in lee side

1.2.3 遮擋山體間距

試驗(yàn)中，對遮擋距離為 0、200 mm、400 mm、600 mm、800 mm的DX2和DX6兩類山體的相同模型分別進(jìn)行了試驗(yàn)。

由圖9～圖10可知，不同遮擋間距的兩山體坡度較大時(shí)，下風(fēng)向模型受干擾嚴(yán)重，遮擋間距為0時(shí)山頂ΔS達(dá)到最大值，但隨間距增加ΔS迅速減小，間距大于400 mm和近地高度大于150 mm時(shí)ΔS均不再隨間距發(fā)生變化;坡度較小時(shí)，遮擋效應(yīng)也相應(yīng)減小，間距大于600 mm和高度大于150 mm時(shí)ΔS才不再發(fā)生變化。坡度較大而且間距小時(shí)，受擾山體背風(fēng)面山腳近地面的ΔS均為正值，并且在121 mm高度處最大，但隨遮擋間距增大，近地面4個(gè)高度的ΔS迅速減小，并由加速變?yōu)闇p速;高度大于158 mm和間距大于800 mm時(shí)，ΔS基本趨于穩(wěn)定，遮擋效應(yīng)基本消失。圖11則反映出山體坡度較大且遮擋間距較小時(shí)，背風(fēng)面山腳的脈動(dòng)風(fēng)速最大加速比受到一定遮擋干擾，隨遮擋間距增大，最大加速比基本重合。

圖9 山頂平均風(fēng)加速比隨遮擋距離的變化Fig.9 Effect of occlusion distance on speed-up ratio at crest

圖10 背風(fēng)面山腳平均風(fēng)加速比隨遮擋山體間距的變化Fig.10 Effect of height of occluding hill on speed-up ratio at hill foot in lee side

圖11 背風(fēng)面脈動(dòng)風(fēng)加速比隨遮擋山體距離的變化Fig.11 Effect of occlusion distance on fluctuate speed-up ratio at hill base in lee side

2 風(fēng)向風(fēng)速的聯(lián)合統(tǒng)計(jì)概率

重慶市氣象局提供了重慶市1980年1月1日至2010年6月30日的日最大風(fēng)速值(10 min平均時(shí)距)和相應(yīng)風(fēng)向記錄(共16個(gè)方位，正北為0度方向，順時(shí)針方向?yàn)檎?的實(shí)測數(shù)據(jù)。由此數(shù)據(jù)，一方面可整理計(jì)算出16個(gè)風(fēng)向所對應(yīng)的風(fēng)速概率直方圖，并結(jié)合對數(shù)正態(tài)分布、Gumbel分布、Gamma分布、兩參數(shù) Weibull分布等典型概率密度函數(shù)可統(tǒng)計(jì)出各風(fēng)向所有風(fēng)速的分布概率。因篇幅所限，此處僅給出風(fēng)向2(11.25°～33.76°)、風(fēng)向6(101.25°～123.76°)、風(fēng)向10(191.25°～213.76°)以及風(fēng)向14(281.25°～303.76°)四個(gè)方向的結(jié)果，如圖12所示。另一方面，由方位記錄法根據(jù)風(fēng)速數(shù)據(jù)可統(tǒng)計(jì)出風(fēng)向頻度值，如表2所示。最后，結(jié)合風(fēng)向頻度及風(fēng)速概率即可得到整個(gè)計(jì)算期內(nèi)風(fēng)向風(fēng)速的聯(lián)合統(tǒng)計(jì)概率，部分風(fēng)向風(fēng)速聯(lián)合分布統(tǒng)計(jì)概率如表3所示。

圖12 不同風(fēng)向內(nèi)風(fēng)速概率直方圖和典型概率密度函數(shù)的比較Fig.12 Comparison with typical distributions for wind speed in wind direction

3 輸電塔線體系風(fēng)振疲勞計(jì)算

3.1 風(fēng)荷載處理

結(jié)構(gòu)上某點(diǎn)X(x，y，z)的瞬時(shí)風(fēng)速U(X，t)是平均風(fēng)速(X)與脈動(dòng)風(fēng)速U(X，t)={u(X，t)，v(X，t)，w(X，t)}之和。顯然，風(fēng)荷載是由平均風(fēng)引起的靜風(fēng)力、脈動(dòng)風(fēng)引起的抖振力和氣動(dòng)耦合產(chǎn)生的自激力三部分組成。其中，靜風(fēng)荷載由模型風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)獲得的靜力三分力系數(shù)確定;抖振力按準(zhǔn)定常氣動(dòng)公式計(jì)算，不考慮氣動(dòng)導(dǎo)納的修正;自激力在輸電塔線體系的風(fēng)振響應(yīng)亦不予考慮。并且脈動(dòng)風(fēng)速一般看作一個(gè)零均值的平穩(wěn)高斯過程，根據(jù)準(zhǔn)定常假設(shè)認(rèn)為來流在結(jié)構(gòu)表面重分布的影響可以忽略不計(jì)［17］。為此，基于準(zhǔn)定常假設(shè)和不考慮氣動(dòng)導(dǎo)納的修正時(shí)，X(x，y，z)點(diǎn)所受的脈動(dòng)風(fēng)荷載僅與該點(diǎn)來流的速度有關(guān)，即

表2 風(fēng)向頻度函數(shù)表(%)Tab.2 Frequency function of wind direction(%)

表3 部分風(fēng)向風(fēng)速的聯(lián)合分布的統(tǒng)計(jì)概率(%)Tab.3 The joint statistic probability value of wind speech for each wind direction(%)

式中:ρ、CD(M)、A(M)分別表示空氣密度，結(jié)構(gòu)的截面的阻力系數(shù)和結(jié)構(gòu)的迎風(fēng)面積。

3.2 風(fēng)振疲勞時(shí)域計(jì)算方法

首先根據(jù)重慶市氣象局提供的重慶地區(qū)1980年1月1日至2010年6月30日的風(fēng)速數(shù)據(jù)，按荷載規(guī)范采用指數(shù)型風(fēng)剖面［18］，根據(jù)文獻(xiàn)［17］的建議方法即由平均風(fēng)速和地貌指數(shù)生成平地風(fēng)速功率譜;然后，由前述風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)對風(fēng)速功率譜進(jìn)行修正，得到相應(yīng)工況下山地風(fēng)速功率譜;最后，利用公式(3)和公式(4)將各風(fēng)速功率譜轉(zhuǎn)化為氣動(dòng)力并對輸電塔線體系進(jìn)行時(shí)程分析，得到各風(fēng)向中不同風(fēng)速下輸電塔線結(jié)構(gòu)體系中各桿件的風(fēng)致響應(yīng)后，通過ANSYS進(jìn)行對比分析即可尋找出最不利受力桿件(關(guān)鍵桿件)的應(yīng)力時(shí)程，由此可計(jì)算出各風(fēng)向中各平均風(fēng)速模擬出的風(fēng)場在整個(gè)計(jì)算期對構(gòu)件造成的損傷，然后再結(jié)合該風(fēng)速和其所在風(fēng)向的聯(lián)合概率即可求得該風(fēng)向中該風(fēng)速對應(yīng)功率譜對結(jié)構(gòu)在整個(gè)計(jì)算期內(nèi)造成的實(shí)際損傷，最后再將各風(fēng)向中所有風(fēng)速對構(gòu)件的損傷相疊加即為整個(gè)計(jì)算期內(nèi)結(jié)構(gòu)的實(shí)際風(fēng)振疲勞損傷。

具體計(jì)算過程為，由上述過程可得各風(fēng)向中不同風(fēng)速下輸電塔線結(jié)構(gòu)體系中最不利受力桿件(關(guān)鍵桿件)的應(yīng)力時(shí)程［σi，j］(風(fēng)向i=1，2…，16;風(fēng)速j=1，2，….，26)。但是計(jì)算過程中桿件應(yīng)力均值隨風(fēng)速變化而變化，因此，疲勞分析時(shí)應(yīng)利用Goodman模型對其進(jìn)行修正可得到等效應(yīng)力幅矩陣:

顯然，將式(5)代入下式

可得到各風(fēng)向中不同風(fēng)速下輸電塔的疲勞壽命矩陣，即:

同時(shí)，經(jīng)統(tǒng)計(jì)分析可得到整個(gè)計(jì)算期內(nèi)式(5)中各等效應(yīng)力幅對應(yīng)的輸電塔循環(huán)次數(shù):

根據(jù)Miner累積損傷理論，即:

可得到各風(fēng)向和風(fēng)速下桿件的損傷矩陣

然后，表3中根據(jù)實(shí)測數(shù)據(jù)得到的風(fēng)向風(fēng)速聯(lián)合分布統(tǒng)計(jì)概率可表示為:

于是，結(jié)合式(10)和式(11)可以得到整個(gè)計(jì)算周期T內(nèi)輸電塔的損傷:

將上式右邊矩陣中的每一項(xiàng)相加即可得到T時(shí)間內(nèi)總的損傷為:

再由Miner累積損傷理論，即可得輸電塔的最終疲勞壽命:

3.3 風(fēng)振疲勞頻域計(jì)算方法

將風(fēng)向風(fēng)速聯(lián)合分布的統(tǒng)計(jì)概率Pi，j引入理想窄帶疲勞損傷計(jì)算方法中［15］，對其進(jìn)行改進(jìn)。

利用3.2節(jié)中模擬的風(fēng)場對輸電塔線體系進(jìn)行時(shí)程分析，由此可計(jì)算出各風(fēng)向上不同風(fēng)速中輸電塔線結(jié)構(gòu)體系中最不利受力桿件(關(guān)鍵桿件)的窄帶隨機(jī)應(yīng)力響應(yīng)s(t)，應(yīng)力幅值由s到s+δs發(fā)生的循環(huán)次數(shù)在整個(gè)隨機(jī)循環(huán)中的概率為:

式中:f(s)為應(yīng)力幅值s所對應(yīng)的循環(huán)次數(shù)的概率密度函數(shù)，理想窄帶隨機(jī)應(yīng)力響應(yīng)過程中，因應(yīng)力峰值s符合Rayleigh分布，則:

若整個(gè)計(jì)算期T內(nèi)應(yīng)力循環(huán)次數(shù)為NT，那么，由s到s+δs應(yīng)力循環(huán)的次數(shù)為:

并且應(yīng)力幅值s對應(yīng)的疲勞壽命為N(s)，由此可得，該應(yīng)力作用下結(jié)構(gòu)的累積損傷為:

式中:C和k均為材料參數(shù)。

顯然，整個(gè)計(jì)算期內(nèi)i風(fēng)向上j風(fēng)速的所有應(yīng)力幅對結(jié)構(gòu)的累積損傷為:

式中:Pi，j為表3中的風(fēng)向風(fēng)速聯(lián)合分布的統(tǒng)計(jì)概率。

將式(13)代入式(16)，i風(fēng)向上的j風(fēng)速所有應(yīng)力幅對結(jié)構(gòu)的累積損傷可進(jìn)一步表示為:

式中，Г(·)為Gamma函數(shù)。

不難發(fā)現(xiàn)，結(jié)合表3中各風(fēng)向風(fēng)速的聯(lián)合分布的統(tǒng)計(jì)概率，在整個(gè)計(jì)算期T內(nèi)，窄帶應(yīng)力響應(yīng)過程所形成的損傷可表示為:

根據(jù)式(21)即可計(jì)算出結(jié)構(gòu)在整個(gè)計(jì)算期T內(nèi)的損傷后，再采用式(14)亦可得到結(jié)構(gòu)的疲勞壽命。

3.4 計(jì)算結(jié)果分析

文中基于工程實(shí)例及風(fēng)洞試驗(yàn)［1-3］，取特高壓大跨越輸電塔的總高為108 m，桿件設(shè)計(jì)強(qiáng)度為345 MPa，構(gòu)件材料疲勞參數(shù)取C為0.41×1012及β為3，服役期為100年，有限元模型如圖13所示。

圖13 輸電塔分段示意圖Fig.13 The schematic diagram of transmission tower

通過時(shí)程分析得到如圖13所示部位四根關(guān)鍵桿件兩端的應(yīng)力最大，然后利用3.2和3.3節(jié)給出的風(fēng)振疲勞計(jì)算方法計(jì)算出各工況下山頂和背風(fēng)面山腳塔線體系四根最不利受力桿件的平均疲勞壽命，從而預(yù)測出各工況下輸電塔線體系的疲勞壽命，如表4所示。

由表4中數(shù)據(jù)可知，同一高度不同坡度的遮擋山體對輸電塔疲勞壽命存在明顯影響，當(dāng)坡度較小或較大時(shí)受擾山體風(fēng)場干擾嚴(yán)重，輸電塔損傷較大，疲勞壽命較短，且背風(fēng)面山腳疲勞壽命最短;相同坡度不同高度的遮擋山體對受擾山體風(fēng)場無明顯干擾，輸電塔疲勞壽命未發(fā)生較大變化;遮擋山體間距較小時(shí)，下風(fēng)向受擾山體風(fēng)場受干擾嚴(yán)重，輸電塔疲勞壽命較短，但隨著遮擋間距受擾山體風(fēng)場逐漸趨于穩(wěn)定，疲勞壽命隨之延長。同時(shí)，對比雨流法(時(shí)域)和理想窄帶(頻域)兩種方法的計(jì)算結(jié)果，不難發(fā)現(xiàn)頻域法得到的疲勞損傷較大，疲勞壽命相對保守，與文獻(xiàn)［15］得到的規(guī)律相吻合。

綜上述及，高度相同坡度不同的遮擋山體以及不同間距的遮擋山體均會(huì)對受擾山體的風(fēng)場造成一定程度的干擾作用，致使輸電塔損傷最大，疲勞壽命變短。為此，輸電塔選址時(shí)應(yīng)盡量避免風(fēng)場干擾嚴(yán)重的不利位置。

表4 不同工況下輸電塔疲勞壽命(單位:年)Tab.4 Fatigue life of transmission tower under different hilly terrain wind field(year)

4 結(jié)論

本文基于風(fēng)洞試驗(yàn)對通過13種工況測試了遮擋山體坡度、高度以及間距對受擾山體山頂及背風(fēng)面山腳風(fēng)場的影響情況。同時(shí)，將風(fēng)向風(fēng)速聯(lián)合分布的統(tǒng)計(jì)概率與疲勞損傷理論相結(jié)合，得到了考慮風(fēng)向風(fēng)速的疲勞損傷計(jì)算方法。在此基礎(chǔ)上，根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合出了各工況的風(fēng)場，并對輸電塔進(jìn)行了風(fēng)致響應(yīng)計(jì)算和疲勞損傷分析，得到了輸電塔疲勞壽命隨遮擋山體坡度呈先增后減的復(fù)雜變化趨勢，且山體背風(fēng)面山腳疲勞壽命最短;坡度相同而高度不同的遮擋山體未對輸電塔疲勞壽命造成明顯變化;遮擋山體間距較小時(shí)輸電塔疲勞壽命最短，但隨遮擋間距增加受擾山體風(fēng)場逐漸趨于穩(wěn)定，疲勞壽命隨之延長。

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