楊風(fēng)利， 牛華偉， 楊靖波， 張宏杰

(1．中國電力科學(xué)研究院，北京 100192； 2．湖南大學(xué) 風(fēng)工程試驗研究中心，長沙 410082)

酒杯塔是單回輸電線路的最常用塔型之一，在1 000 kV特高壓輸電工程中也得到廣泛應(yīng)用。而酒杯塔塔頭由水平橫擔(dān)、上曲臂和下曲臂構(gòu)成，其結(jié)構(gòu)型式與單回路干字型塔、雙回路傘型塔和鼓型塔塔頭有較大差別。目前國內(nèi)外設(shè)計規(guī)范[1-6]中均未針對酒杯塔塔頭結(jié)構(gòu)型式特點提出相應(yīng)的風(fēng)荷載計算方法，其體型系數(shù)和角度風(fēng)荷載計算取值與常規(guī)輸電鐵塔相同。

圖1 風(fēng)壓分段類型說明Fig.1 Illustration of the wind pressure segment

目前我國常用的輸電鐵塔結(jié)構(gòu)設(shè)計軟件有道亨、TTA等[7]，其風(fēng)壓分段型式如圖1所示。由于設(shè)計習(xí)慣差異且DL/T 5154—2012《架空輸電線路桿塔結(jié)構(gòu)設(shè)計技術(shù)規(guī)定》(以下簡稱“中國規(guī)范”)中未對曲臂風(fēng)壓分段歸類做出明確規(guī)定，不同設(shè)計人員計算曲臂風(fēng)荷載時所選分段類型并不一致，存在分別按照圖1所示的“橫擔(dān)”或“塔身”型式進(jìn)行計算的情況，造成酒杯塔曲臂風(fēng)荷載存在差異。風(fēng)荷載是輸電鐵塔的主要控制荷載，圖2所示的1 000 kV特高壓酒杯塔塔高73 m，上、下曲臂高度分別達(dá)到12.24 m和21.79 m。隨著特高壓工程建設(shè)規(guī)模的逐漸增大，加之特高壓輸電線路的重要性和可靠性相對一般線路有更高的要求，因此需要通過風(fēng)洞試驗或理論分析，研究酒杯塔塔頭橫擔(dān)和曲臂的平均阻力系數(shù)、背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)和角度風(fēng)分配系數(shù)等風(fēng)荷載計算參數(shù)，為更準(zhǔn)確的計算酒杯塔塔頭風(fēng)荷載提供參考和依據(jù)。

圖2 1 000 kV特高壓酒杯塔Fig.2 Cup-type tower of 1 000 kV UHV transmission lines

國內(nèi)外學(xué)者已采用高頻測力風(fēng)洞試驗開展了大量輸電鐵塔平均阻力系數(shù)(體型系數(shù))方面的研究工作。Bayar[8]通過剛體模型高頻天平測力風(fēng)洞試驗，識別了不同風(fēng)向角下正方形斷面格構(gòu)式塔架的平均阻力系數(shù)，其在45°風(fēng)向下的平均阻力系數(shù)最大。鄒良浩等[9]利用高頻測力天平風(fēng)洞試驗分別得到了貓頭型輸電鐵塔的整體基底彎矩、基底剪力時程，提出了格構(gòu)式塔架的風(fēng)載體型系數(shù)取值方法，進(jìn)而計算出塔架在不同工況下的風(fēng)載體型系數(shù)。張慶華等[10]通過高頻底座天平測力風(fēng)洞試驗，得到了典型500 kV酒杯型和貓頭型輸電塔塔頭結(jié)構(gòu)風(fēng)力系數(shù)的平均值和根方差值，給出了極值風(fēng)力下塔頭結(jié)構(gòu)順風(fēng)向、橫風(fēng)向基底剪力和基底扭矩的功率譜。鄧洪洲等[11]對1 000 kV淮南—上海特高壓輸電線路鋼管塔的塔身-橫擔(dān)連體模型進(jìn)行了高頻天平測力風(fēng)洞試驗，得到了模型的平均風(fēng)荷載和平均阻力系數(shù)，認(rèn)為風(fēng)向與橫擔(dān)軸向夾角為15°左右時，連體模型的風(fēng)荷載最大。Mara等[12]采用塔身與橫擔(dān)組合模型，通過風(fēng)洞試驗研究了角度風(fēng)作用下的橫擔(dān)設(shè)計荷載；認(rèn)為橫擔(dān)的空氣動力特性比塔身復(fù)雜，討論了風(fēng)洞試驗值與ASCE規(guī)范計算值的差異。已有成果可為開展酒杯型輸電鐵塔塔頭風(fēng)荷載風(fēng)洞試驗及理論分析研究提供重要的參考和借鑒，但上述文獻(xiàn)尚未針對酒杯塔曲臂的體型系數(shù)、背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)和角度風(fēng)荷載分別進(jìn)行系統(tǒng)研究并給出相關(guān)結(jié)論。

本文完成了15 m/s和20 m/s來流風(fēng)速下酒杯型輸電鐵塔曲臂模型的風(fēng)洞試驗，得到了不同風(fēng)向角下的風(fēng)軸和體軸平均阻力系數(shù)，獲得了曲臂模型迎風(fēng)面、背風(fēng)面體型系數(shù)和背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η，分析了酒杯型輸電鐵塔曲臂角度風(fēng)荷載系數(shù)和有效投影面積，將試驗確定的酒杯型輸電鐵塔曲臂角度風(fēng)荷載計算參數(shù)與國內(nèi)外規(guī)范計算值進(jìn)行了對比分析，提出了酒杯型輸電鐵塔曲臂角度風(fēng)荷載的設(shè)計取值建議。

1 模型選取及設(shè)計風(fēng)荷載差異

為盡量增大風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ偷目s尺比例，以220 kV輸電線路2B1-ZB1型酒杯塔作為研究對象，該塔塔高39 m，設(shè)計風(fēng)速取10 m高、10 min平均風(fēng)速23.5 m/s，鐵塔風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù)βz=1.34。考慮節(jié)點板、螺栓等影響，設(shè)計時桿件投影面積的增大系數(shù)取1.60。在輸電鐵塔設(shè)計軟件TTA中，可分別按照圖1中的“橫擔(dān)”或“塔身”兩種風(fēng)壓分段類型，計算2B1-ZB1型酒杯塔上曲臂風(fēng)荷載，正面和側(cè)面風(fēng)荷載計算參數(shù)及整體風(fēng)荷載Ws計算結(jié)果對比見表1。根據(jù)中國規(guī)范表3.1.3關(guān)于鐵塔塔身角度風(fēng)荷載計算規(guī)定，0°、45°、60°和90°風(fēng)作用下，按“橫擔(dān)”和“塔身”兩種類型計算得到上曲臂的節(jié)點風(fēng)荷載見表2。表1和表2中參數(shù)b/a、φ和η分別表示曲臂寬高比、擋風(fēng)系數(shù)和背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)。

表1 上曲臂風(fēng)荷載對比

表2 上曲臂節(jié)點角度風(fēng)荷載

結(jié)合中國規(guī)范表3.1.3和表2可以看出，按“橫擔(dān)”和“塔身”兩種模型計算得到的0°風(fēng)橫線向風(fēng)荷載FX和90°風(fēng)順線向風(fēng)荷載FY相同(均為0)；由于按“橫擔(dān)”模型計算角度風(fēng)荷載時，側(cè)面風(fēng)荷載僅計入迎風(fēng)面風(fēng)荷載，不考慮背風(fēng)面風(fēng)荷載影響(即背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η=0)，按“塔身”模型計算得到的45°、60°橫線向風(fēng)荷載FX及順線向風(fēng)荷載FY比按“橫擔(dān)”模型的計算值高約14.4%和20.0%，90°橫線向風(fēng)荷載FX高約21.2%，說明模型選擇對酒杯型輸電鐵塔曲臂設(shè)計風(fēng)荷載的影響不可忽略。

2 風(fēng)洞試驗及數(shù)據(jù)分析

2.1 試驗概況

風(fēng)洞試驗在湖南大學(xué)風(fēng)工程試驗研究中心HD-2風(fēng)洞完成，測試時風(fēng)場為均勻流場，湍流強度不超過0.2%，風(fēng)速參考高度為0.5 m。2B1-ZB1型酒杯塔塔頭全部由角鋼構(gòu)件組成，模型幾何縮尺比例為1∶10，尺寸如圖3所示。上、下曲臂模型的正面投影面積Aml分別為0.011 4 m2和0.013 1 m2，擋風(fēng)系數(shù)φ分別為0.392和0.366；側(cè)面投影面積Amt分別為0.015 0 m2和0.018 5 m2，擋風(fēng)系數(shù)φ分別為0.313和0.229。

圖3 模型幾何尺寸(單位：mm)Fig.3 Geometrical dimensions of the model(unit:mm)

來流風(fēng)向角規(guī)定如圖4所示，風(fēng)向角θ為來流方向與輸電線路順線向的夾角，順線向即與曲臂正面垂直的方向。定義0°風(fēng)時Y軸負(fù)方向指向來流，即此時模型受到的阻力為正值，X軸向右。曲臂模型無量綱的力系數(shù)可按照式(1)求出

Ci=Fi/(0.5ρV2S)

(1)

式中：i=X、Y、Z，為體軸坐標(biāo)系對應(yīng)的三個主方向；Fi和Ci分別為i向氣動力及其對應(yīng)的氣動力系數(shù)；V為來流平均風(fēng)速，為驗證來流風(fēng)速與角鋼橫擔(dān)模型阻力系數(shù)的無關(guān)性，取15 m/s和20 m/s；ρ為空氣密度，取1.225 kg·m-3；S為參考面積，取0°風(fēng)向角時曲臂正面的迎風(fēng)面投影面積。

將式(1)計算得到的體軸阻力系數(shù)CXθ、CYθ沿風(fēng)軸坐標(biāo)系方向投影，即可得到曲臂模型的風(fēng)軸阻力系數(shù)CDθ和升力系數(shù)CDθ，CDθ和CLθ的計算式為

《數(shù)據(jù)庫維護(hù)與編程》是計算機(jī)科學(xué)與技術(shù)、軟件工程等計算機(jī)類專業(yè)的核心課程之一，實踐性和操作性都很強。數(shù)據(jù)庫技術(shù)是管理信息系統(tǒng)、辦公自動化系統(tǒng)、決策支持系統(tǒng)等各類信息系統(tǒng)的核心部分，是進(jìn)行科學(xué)研究和決策管理的重要技術(shù)手段[1]。所以，熟練掌握數(shù)據(jù)庫維護(hù)與編程技術(shù)，對計算機(jī)類專業(yè)的學(xué)生尤為重要。

CDθ=(CXθcosθ+CYθsinθ)CLθ=(CYθcosθ-CXθsinθ)

(2)

根據(jù)式(2)，曲臂風(fēng)荷載合力力系數(shù)CRθ的計算式為

(3)

圖4 曲臂風(fēng)向說明Fig.4 Demonstration of the wind incidence angle of the crank arm

2.2 平均阻力系數(shù)

曲臂測力模型的試驗照片如圖5所示，其中塔身連接段用于消除底部不穩(wěn)定風(fēng)場對曲臂測力準(zhǔn)確性的干擾。將圖5(a)所示的上曲臂、下曲臂和塔身連接段整體模型一起進(jìn)行測力試驗，而后單獨進(jìn)行圖5(b)所示的下曲臂和塔身連接段模型測力試驗，兩段模型測力值相減得到上曲臂模型的力；將圖5(b)所示的下曲臂模型與塔身連接段一起進(jìn)行測力試驗，而后單獨進(jìn)行圖5(c)所示的塔身連接段模型測力試驗，兩段模型測力值相減得到下曲臂模型的力。

15 m/s和20 m/s來流風(fēng)速、11種風(fēng)向角下(0°、10°、20°、30°、40°、45°、50°、60°、70°、80°、90°)，上曲臂和下曲臂模型的體軸平均阻力系數(shù)CXθ、CYθ及風(fēng)軸平均阻力系數(shù)CDθ的試驗曲線分別見圖6(a)和圖6(b)。由圖6可以看出，兩種風(fēng)速下的風(fēng)軸平均阻力系數(shù)CDθ變化較小，上曲臂相差1.5%～6.3%，下曲臂相差-0.1%～2.0%，說明來流風(fēng)速對角鋼曲臂模型氣動力系數(shù)的影響較小。曲臂體軸平均阻力系數(shù)CXθ、CYθ分別在風(fēng)向角θ為70°和20°時達(dá)到最大值，即橫線向風(fēng)荷載FX和順線向風(fēng)荷載FY分別達(dá)到最大值；風(fēng)向角θ為60°時，曲臂風(fēng)軸平均阻力系數(shù)CDθ最大，曲臂整體風(fēng)荷載達(dá)到最大值。

圖5 曲臂模型測力風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ虵ig.5 Photos of the crank arms for wind force tests

圖6 曲臂風(fēng)軸、體軸平均阻力系數(shù)曲線Fig.6 Drag coefficients of the crank arms in body-fitted axis and wind directional axis

來流方向與曲臂正面垂直時(θ=0°)，風(fēng)洞試驗得到的曲臂平均阻力系數(shù)和國內(nèi)外規(guī)范規(guī)定的平均阻力系數(shù)值見表3。ASCE和IEC規(guī)范中未考慮寬高比b/a變化對平均阻力系數(shù)的影響，其他規(guī)范寬高比取曲臂側(cè)面主材中心線距離b與正面主材中心線距離a之比(見圖4)。由表3可以看出，ASCE、IEC和中國規(guī)范曲臂平均阻力系數(shù)低于風(fēng)洞試驗值，JEC和英國規(guī)范計算值高于風(fēng)洞試驗值，英國規(guī)范的平均阻力系數(shù)計算值與試驗值最為接近；中國規(guī)范計算值最小，上曲臂和下曲臂平均阻力系數(shù)計算值分別比試驗值低9.7%和18.3%。

表3 曲臂平均阻力系數(shù)

2.3 背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η

表征迎風(fēng)面屏蔽效應(yīng)的設(shè)計參數(shù)為背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η。上曲臂模型屏蔽效應(yīng)測試照片如圖7所示，分別把曲臂迎風(fēng)面或背風(fēng)面單獨安裝在測力天平上，另一個面安裝在滑動導(dǎo)軌上移動以考慮其遮擋效應(yīng)。試驗時將曲臂的某個面(迎風(fēng)面或背風(fēng)面)安裝在測力天平上，而另一個面則不與測力天平連接，便能測出每個面的體型系數(shù)，將背風(fēng)面體型系數(shù)CDb與迎風(fēng)面體型系數(shù)CDf相比可以得到背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η。由2.1節(jié)可知，風(fēng)速變化對角鋼曲臂平均阻力系數(shù)影響較小，本節(jié)僅對15 m/s風(fēng)速作用下的上曲臂背風(fēng)面降低系數(shù)η進(jìn)行分析，研究風(fēng)向角θ及寬高比b/a對屏蔽效應(yīng)的影響。

圖7 屏蔽效應(yīng)測試照片F(xiàn)ig.7 Photos of the shielding effect test

上曲臂模型3種寬高比b/a、10種風(fēng)向角θ時的迎風(fēng)面體型系數(shù)CDf、背風(fēng)面體型系數(shù)CDb、背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η見表4～表6。背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η隨風(fēng)向角θ的變化逐漸改變，θ=0°時迎風(fēng)面對背風(fēng)面風(fēng)荷載的遮擋效應(yīng)最為明顯。下曲臂不同風(fēng)向角時的背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)不再詳述。由于現(xiàn)行規(guī)范一般采用風(fēng)向與迎風(fēng)面垂直的單片桁架體型系數(shù)并考慮背風(fēng)面風(fēng)荷載降低影響，計算得到桁架整體體型系數(shù)，因此本次分析重點關(guān)注試驗中風(fēng)向角θ=0°時的背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)。由表4～表6可見，隨寬高比b/a的增大，θ=0°時上曲臂背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η逐漸增大，即背風(fēng)面的遮擋效應(yīng)逐漸降低。

圖8 背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η擬合曲線Fig.8 The fitting curve of shielding factor η

背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η隨風(fēng)向角θ的變化曲線如圖8所示。由圖8可見，η隨風(fēng)向角θ呈非線性變化趨勢，θ=60°或70°時，η達(dá)到最大值。

由風(fēng)洞試驗結(jié)果分析得到上曲臂的背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)及與中國規(guī)范和英國規(guī)范計算值的對比情況見表7。由表7可以看出，對于角鋼曲臂，當(dāng)寬高比b/a分別為1.67、2.0和3.0時，中國規(guī)范和英國規(guī)范的背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η計算值偏小，中國規(guī)范計算值比試驗值低6.5%～16.8%，英國規(guī)范計算值比試驗值低32.1%～38.4%。

表4 上曲臂模型風(fēng)洞試驗值(b/a=1.67)

表5 上曲臂模型風(fēng)洞試驗值(b/a=2.0)

表6 上曲臂模型風(fēng)洞試驗值(b/a=3.0)

表7 背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η對比

2.4 角度風(fēng)荷載系數(shù)Kθ

ASCE(1991)、IEC等規(guī)范關(guān)于角度風(fēng)作用下曲臂風(fēng)荷載的計算公式為

(4)

式中：FD為曲臂沿風(fēng)軸的阻力，不考慮沿風(fēng)軸升力FL的影響；CD為風(fēng)向與曲臂正面垂直時(θ=0°)時，曲臂的平均阻力系數(shù)；Ac為曲臂迎風(fēng)面投影面積，即0°風(fēng)時曲臂正面構(gòu)件的迎風(fēng)面投影面積，這一規(guī)定與風(fēng)洞試驗中參考面積S的定義相同；角度風(fēng)荷載系數(shù)Kθ=CDθ/CD。

由JEC規(guī)范和Yang等[13]的研究成果可知，沿風(fēng)軸的升力對兩個體軸的風(fēng)荷載均會產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響塔身或橫擔(dān)的角度風(fēng)荷載系數(shù)取值?？紤]升力影響的曲臂風(fēng)荷載合力的計算公式為

(5)

式中：CR是風(fēng)向與曲臂正面垂直時(θ=0°)，曲臂的風(fēng)荷載合力系數(shù)，CR≈CD；角度風(fēng)荷載系數(shù)Kθ=CRθ/CR。

來流風(fēng)速15 m/s、風(fēng)向角θ在0°～90°內(nèi)變化時，上、下曲臂風(fēng)荷載合力系數(shù)CRθ與風(fēng)軸平均阻力系數(shù)CDθ的曲線對比如圖9所示?？梢钥闯觯酆狭Rθ與風(fēng)軸阻力CDθ基本一致，最大相對差值小于1%，即升力對曲臂合力的貢獻(xiàn)可以忽略。下面將采用Kθ=CDθ/CD計算曲臂的角度風(fēng)系數(shù)。

圖9 曲臂合力系數(shù)與平均阻力系數(shù)曲線Fig.9 Resultant force coefficients and drag coefficients of the crank arms

15 m/s來流風(fēng)速作用上曲臂和下曲臂的Kθ計算結(jié)果見表8，θ=60°時的Kθ值最大，即此時曲臂整體沿風(fēng)軸的平均阻力系數(shù)最大，曲臂承受的風(fēng)荷載達(dá)到最大值。上曲臂和下曲臂Kθ試驗曲線與ASCE規(guī)范曲線的對比如圖10所示?？梢钥闯觯?45°時，ASCE規(guī)范的Kθ計算值最大；當(dāng)10°≤θ≤90°時，Kθ試驗值均高于ASCE規(guī)范計算值。

表8 曲臂角度風(fēng)荷載系數(shù)試驗值

2.5 有效投影面積

國內(nèi)外規(guī)范在計算輸電鐵塔塔身或橫擔(dān)角度風(fēng)荷載時，有些采用正面投影面積作為基準(zhǔn)計算，有些則采用正、側(cè)面風(fēng)荷載進(jìn)行組合計算。由2.2節(jié)可知，中國規(guī)范的曲臂平均阻力系數(shù)與國外規(guī)范也存在較大差異。為便于比較各國規(guī)范曲臂角度風(fēng)風(fēng)荷載的差異，引入“有效投影面積(Effective Projected Areas, EPA)”CDAp反映角度風(fēng)作用下曲臂整體合力的變化趨勢，國內(nèi)外規(guī)范有效投影面積(CDAp)θ及其在橫線向和順線向分量(CDAp)θt、(CDAp)θt的計算方法見表9。

表9 有效投影面積

圖10 角度風(fēng)荷載系數(shù)對比Fig.10 Comparison of the skewed wind load factors

由風(fēng)洞試驗和國內(nèi)外規(guī)范計算得到的曲臂有效投影面積見圖11。由圖11(a)可以看出，風(fēng)向角為0°≤θ≤40°時，規(guī)范計算的曲臂整體有效投影面積低于風(fēng)洞試驗值，風(fēng)洞試驗曲線與ASCE(1991)和按中國規(guī)范“塔身”計算曲線的趨勢基本一致，整體有效投影面積在θ=60°達(dá)到最大值。對于輸電鐵塔設(shè)計所關(guān)注的四個控制風(fēng)向角0°、45°、60°、90°，風(fēng)洞試驗值比ASCE(1991)和按中國規(guī)范“塔身”模型計算值低約0%、3.9%、7.2%和31.6%，說明按中國規(guī)范“塔身”模型計算曲臂風(fēng)荷載滿足安全要求，但θ=90°時曲臂風(fēng)整體風(fēng)荷載取值偏于保守。θ=45°、60°和90°時，按中國規(guī)范“橫擔(dān)”模型計算的曲臂有效投影面積遠(yuǎn)低于風(fēng)洞試驗值，計算值與試驗值分別相差約19.9%、26.8%和19.6%，將低估曲臂風(fēng)荷載并使結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計存在安全隱患。由圖11(b)可以看出，風(fēng)向角為0°≤θ≤70°時，曲臂橫線向有效投影面積風(fēng)洞試驗曲線與ASCE(1991)、ASCE(2010)和按中國規(guī)范“塔身”模型所得計算曲線基本一致，曲臂橫線向有效投影面積在達(dá)到最大值；θ為80°和90°時，ASCE(1991)和按中國規(guī)范“塔身”模型計算值比風(fēng)洞試驗值分別高出14.7%和31.7%。由圖11(c)可以看出，風(fēng)向角為30°≤θ≤70°時，曲臂順線向有效投影面積的風(fēng)洞試驗曲線與規(guī)范計算曲線基本一致；0°<θ<30°時，規(guī)范計算值小于風(fēng)洞試驗值，即現(xiàn)行規(guī)范可能低估曲臂順線向的風(fēng)荷載。

(a)整體有效投影面積

(b)橫線向有效投影面積

(c)順線向有效投影面積

3 結(jié) 論

本文討論了目前設(shè)計時采用“塔身”模型和“橫擔(dān)”模型對計算曲臂風(fēng)荷載的影響，通過風(fēng)洞試驗研究了酒杯型輸電鐵塔曲臂平均阻力系數(shù)、背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)和角度風(fēng)計算方法，提出了酒杯型輸電鐵塔曲臂風(fēng)荷載的設(shè)計建議。主要結(jié)論如下：

(1)15 m/s和20 m/s兩種來流風(fēng)速下的角鋼曲臂模型阻力系數(shù)變化較小，來流風(fēng)速對角鋼曲臂模型阻力系數(shù)的影響可以忽略。

(2)模型選擇對酒杯型輸電鐵塔曲臂設(shè)計風(fēng)荷載的影響不可忽略。以2B-ZB1塔為例，按“塔身”模型計算得到的45°、60°橫線向風(fēng)荷載FX及順線向風(fēng)荷載FY比按“橫擔(dān)”模型的計算值高約14.4%和20.0%，90°橫線向風(fēng)荷載FX高約21.2%。

(3)ASCE、IEC和中國規(guī)范曲臂平均阻力系數(shù)低于風(fēng)洞試驗值，JEC和英國規(guī)范計算值高于風(fēng)洞試驗值，英國規(guī)范的平均阻力系數(shù)計算值與試驗值最為接近；中國規(guī)范計算值最小，上曲臂和下曲臂計算值分別比試驗值低9.7%和18.3%。

(4)酒杯型輸電鐵塔曲臂背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η隨風(fēng)向角θ呈非線性變化趨勢，θ為60°或70°時η達(dá)到最大值。背風(fēng)面風(fēng)荷載降低系數(shù)η按照中國規(guī)范取值偏低，寬高比b/a分別為1.67、2.0和3.0時，風(fēng)洞試驗值比中國規(guī)范計算值高6.5%～16.8%。

(5)按中國規(guī)范“塔身”模型計算曲臂風(fēng)荷載滿足安全要求，但風(fēng)向角θ=90°時曲臂風(fēng)整體風(fēng)荷載取值偏于保守；θ為45°、60°和90°時，按中國規(guī)范“橫擔(dān)”模型計算的曲臂風(fēng)荷載遠(yuǎn)低于風(fēng)洞試驗值，將低估曲臂風(fēng)荷載并使結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計存在安全隱患。

[ 1 ] 架空輸電線路桿塔結(jié)構(gòu)設(shè)計技術(shù)規(guī)定：DL/T 5154—2012 [S]．北京：中國計劃出版社， 2012．

[ 2 ] American society of civil engineers．ASCE manuals and reports on engineering practice No．74[S]．Reston：American Society of Civil Engineers，1991．

[ 3 ] American society of civil engineers．ASCE manuals and reports on engineering practice No．74[S]．Reston：American Society of Civil Engineers， 2010．

[ 4 ] International electrotechnical commission． Design criteria of overhead transmission lines：IEC 60826 [S]．Geneva：International electrotechnical commission， 2003．

[ 5 ] Japanese electrotechnical committee． Design standards on structures for transmissions：JEC-127—1979 [S]. Tokyo： JEC， 1979．

[ 6 ] British standards institution． Lattice tower and masts-Part1：Code of practice for loading ：BS-8100：1986 [S]．London：British Standards Institution，2005．

[ 7 ] 呂付玉，劉宏濱．道亨鐵塔滿應(yīng)力分析軟件與自立式鐵塔內(nèi)力分析軟件的對比分析[J]. 廣東電力，2011，24(6)： 31-34．

Lü Fuyu，LIU Hongbin．Comparative analysis of daoheng MYL software and TTA software[J]．Guangdong Electric Power，2011，24(6)： 31-34．

[ 8 ] BAYAR D C．Drag coefficients of latticed towers [J]. Journal of Structural Engineering，1986，112(2)： 417-430．

[ 9 ] 鄒良浩，梁樞果，鄒垚，等．格構(gòu)式塔架風(fēng)載體型系數(shù)的風(fēng)洞試驗研究[J]. 特種結(jié)構(gòu)，2008，25(5)： 41-43．

ZOU Lianghao，LIANG Shuguo，ZOU Yao，et al．Wind tunnel test on wind load shape coefficients of lattice towers[J]．Special Structures，2008，25(5)： 41-43．

[10] 張慶華，顧明，黃鵬．典型輸電塔塔頭風(fēng)力特性試驗研究[J]. 振動工程學(xué)報，2008，21(5)： 452-457．

ZHANG Qinghua，GU Ming，HUANG Peng．Experiment on wind force on typical superstructures of latticed transmission tower[J]．Journal of Vibration Engineering，2008，21(5)： 452-457．

[11] 鄧洪洲，張建明，帥群，等．輸電鋼管塔體型系數(shù)風(fēng)洞試驗研究[J]. 電網(wǎng)技術(shù)，2010，34(9)： 190-194．

DENG Hongzhou，ZHANG Jianming，SHUAI Qun，et al．Wind-tunnel investigation on pressure coefficient of steel tubular transmission tower[J]．Power System Technology，2010，34(9)： 190-194．

[12] MARA T G， HO T C E．Design loads for transmission towers under skewed wind loading[C]∥ Structures Congress 2011. Las Vegas: American Society of Civil Engineers，2001： 1246-1257．

[13] YANG Fengli， YANG Jingbo， NIU Huawei，et al．Design wind loads for tubular-angle steel cross-arms of transmission towers under skewed wind loading[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2015，140:10-18．