牛華偉，劉淦彬，楊風(fēng)利，張宏杰

摘? ?要：對(duì)鋼管-角鋼組合輸電塔一類的風(fēng)敏感結(jié)構(gòu)，其各桿件的體型系數(shù)及折減系數(shù)是該結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計(jì)中重要的風(fēng)荷載參數(shù). 以500 kV和110 kV輸電塔為工程背景，首先設(shè)計(jì)縮尺比分別為1 ∶ 8.5的塔身和1 ∶ 2.5橫擔(dān)剛性節(jié)段模型，然后在3個(gè)不同均勻來流風(fēng)速及不同風(fēng)向角下進(jìn)行同步測壓風(fēng)洞試驗(yàn)，得到角鋼及鋼管桿件的體型系數(shù)與背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)的變化規(guī)律. 并以此歸納了塔身和橫擔(dān)各桿件的體型系數(shù)分布及不同風(fēng)向角下節(jié)段模型整體體型系數(shù)，最后將試驗(yàn)確定的結(jié)果與國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范值進(jìn)行比較. 結(jié)果表明：來流風(fēng)速對(duì)塔身和橫擔(dān)中的角鋼體型系數(shù)幾乎無影響. 在0°風(fēng)向角下，塔身角鋼體型系數(shù)沿塔身節(jié)段呈上小下大的變化趨勢. 塔身?xiàng)U件中的角鋼折減系數(shù)與日本規(guī)范較吻合. 在不同雷諾數(shù)下的塔身（3.10×104～4.34×104）或橫擔(dān)（5.57×104～8.00×104）節(jié)段模型折減系數(shù)的差值很小. 塔身和橫擔(dān)節(jié)段模型阻力系數(shù)與日本規(guī)范較吻合，中國規(guī)范取值分別偏小7.2%和4.5%.

關(guān)鍵詞：風(fēng)洞試驗(yàn);輸電塔;塔身;橫擔(dān);角鋼;鋼管;體型系數(shù);遮擋效應(yīng)

中圖分類號(hào)：TM753;TU347? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Wind Tunnel Tests on Shape Coefficient and Shielding Factor

of Members for Tubular-angle Steel Transmission Tower

NIU Huawei1？覮，LIU Ganbin1，YANG Fengli2，ZHANG Hongjie2

（1. College of Civil Engineering，Hunan University，Changsha 410082，China;

2. China Electric Power Research Institute，Beijing 100055，China）

Abstract：The shape coefficient and shielding factor of each member are important in the wind resistant design of the structure for wind sensitive structures such as tubular-angle steel transmission towers. Taking 500 kV and 110 kV transmission towers as the engineering background， the rigid section model of tower body with a scale ratio of 1 ∶ 8.5 and cross-arm with a scale ratio of 1 ∶ 2.5 are designed firstly. Then， through the wind tunnel tests on synchronous pressure measurement of the model under three different wind speeds and different wind incidence angles， the variation rules of shape coefficient and shielding factor of angle and steel pipe members are obtained. On this basis， the shape coefficient distribution of members in the tower body and cross-arm， and the shape coefficients of the section models under different wind incidence angles are summarized. Finally， the results determined by the test are compared with the relevant normative values at home and abroad. The results show that the incoming wind speed has little effect on the shape coefficients of angles in tower body and cross-arm. The shape coefficients of angles in the tower body tend to be small at the top but large at the bottom along the section of tower body under 0° incidence angle. The shielding factors of angles in tower body are consistent with that in the Japanese code JEC. In the test， the difference of the shielding factors of tower body （3.10×104～4.34×104） and cross-arm （5.57×104～8.00×104） under different Reynolds number of main materials is very small. The drag coefficients of tower body and cross-arm are consistent with that in Japanese standard， whereas the values of Chinese standard are 7.2% and 4.5% lower， respectively.

Key words：wind tunnel test;lattice towers;tower body;cross-arm;angle members;steel pipe;shape coefficient;shielding effect

輸電塔由于自身獨(dú)特的結(jié)構(gòu)，對(duì)風(fēng)荷載極其敏感，因此對(duì)于不同結(jié)構(gòu)形式的輸電塔風(fēng)荷載計(jì)算和參數(shù)運(yùn)用是必不可少的. 體型系數(shù)和背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)是輸電塔風(fēng)荷載中的關(guān)鍵參數(shù). 近年來，鋼管-角鋼組合輸電塔的運(yùn)用越來越廣泛，而對(duì)鋼管-角鋼組合輸電塔的風(fēng)荷載研究卻很少.

目前，國內(nèi)外針對(duì)輸電塔等格構(gòu)式結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載研究主要為測力[1]和測壓[2]風(fēng)洞試驗(yàn). 孫遠(yuǎn)等[3]通過高頻天平測力試驗(yàn)得到了不同湍流度下格構(gòu)式塔架的靜力風(fēng)和脈動(dòng)風(fēng)荷載. 樓文娟等[4]對(duì)角鋼塔身節(jié)段模型進(jìn)行某一風(fēng)速下的測壓試驗(yàn)，獲得了角鋼桿件和節(jié)段模型的體型系數(shù)，改進(jìn)了JEC總計(jì)法的參數(shù). 楊風(fēng)利[5]通過測力試驗(yàn)分析，得到3個(gè)風(fēng)速下兩個(gè)角鋼橫擔(dān)節(jié)段模型阻力系數(shù)，發(fā)現(xiàn)風(fēng)速對(duì)角鋼橫擔(dān)的阻力系數(shù)影響很小. Mara和Ho[6]采用橫擔(dān)與塔身組合模型的測力試驗(yàn)，認(rèn)為橫擔(dān)的氣動(dòng)特征較塔身復(fù)雜，美國規(guī)范得到垂直于線路方向的風(fēng)荷載較小. 卞榮等[7]通過不同的密實(shí)度、高寬比、湍流度的鋼管塔身節(jié)段模型和單片桁架模型的測力試驗(yàn)，得到了節(jié)段模型體型系數(shù)和背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù). 李正等[8]對(duì)某一典型鋼管-角鋼組合塔身進(jìn)行兩個(gè)風(fēng)速下0°～90°風(fēng)向角的測力試驗(yàn)，識(shí)別了不同風(fēng)向角的阻力系數(shù). 楊風(fēng)利等[9]篩選出有代表性的角鋼和雙拼角鋼并對(duì)其進(jìn)行不同間距比桿件遮擋測力試驗(yàn)，獲得輸電塔角鋼桿件在空風(fēng)場下的阻力系數(shù)和背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)，但是試驗(yàn)結(jié)果忽略了桿件及塔架整體的三維擾流影響.

國外規(guī)范[10-15]中除日本規(guī)范單獨(dú)給出了橫擔(dān)結(jié)構(gòu)的體型系數(shù)計(jì)算公式外，其他國家對(duì)于橫擔(dān)和塔身體型系數(shù)計(jì)算公式是相同的. 中國規(guī)范[16]的體型系數(shù)計(jì)算公式主要通過背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)來體現(xiàn)，但是規(guī)范并未對(duì)角鋼和鋼管的折減系數(shù)進(jìn)行區(qū)分.楊風(fēng)利等[17]在塔身單片桁架測力試驗(yàn)中，發(fā)現(xiàn)角鋼和鋼管-角鋼組合塔身的折減系數(shù)試驗(yàn)值較規(guī)范值低，鋼管塔身的折減系數(shù)試驗(yàn)值與規(guī)范值較為接近. 鋼管和角鋼的體型系數(shù)區(qū)別較大，背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)也有一定區(qū)別. 國內(nèi)外通過天平測力試驗(yàn)研究輸電塔的體型系數(shù)，只能測得整體結(jié)構(gòu)的氣動(dòng)力，無法獲得桿件風(fēng)荷載分布. 對(duì)于高聳輸電塔的桿件，不同位置風(fēng)荷載不同，斷面較小時(shí)，安全富余度不大，需準(zhǔn)確計(jì)算風(fēng)荷載. 橫擔(dān)做測力試驗(yàn)時(shí)，需測得塔身和橫擔(dān)總力，再扣除塔身所承擔(dān)的力，兩次試驗(yàn)累計(jì)了更多誤差. 通過風(fēng)洞測壓試驗(yàn)研究塔身及橫擔(dān)的單根桿件體型系數(shù)和背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)時(shí)，桿件受到空間桁架節(jié)段中其他桿件的三維擾流影響，試驗(yàn)結(jié)果更有參考意義和運(yùn)用價(jià)值.

本研究以500 kV和110 kV鋼管-角鋼組合輸電塔為原型，考慮到鋼管體型系數(shù)受雷諾數(shù)的影響，分別取一段塔身和橫擔(dān)進(jìn)行3個(gè)風(fēng)速下的風(fēng)洞測壓試驗(yàn)，獲得3個(gè)風(fēng)速下不同風(fēng)向角的桿件體型系數(shù)及其風(fēng)荷載分布，計(jì)算得到桿件和節(jié)段模型的背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)、單片桁架和節(jié)段模型的體型系數(shù)，并與各國技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行比較分析. 試驗(yàn)結(jié)果可為基于單根桿件到整體輸電鐵塔及其他高聳桁架結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載精細(xì)化計(jì)算提供參考.

1? ?風(fēng)洞試驗(yàn)

1.1? ?工程背景

塔身和橫擔(dān)原型分別取自某500 kV和110 kV高壓鋼管-角鋼組合輸電塔，其所處的區(qū)域均在海岸線附近，風(fēng)環(huán)境復(fù)雜，大風(fēng)天數(shù)多. 因此根據(jù)橫擔(dān)和塔身的桿件特征，選取圖1框中塔身和橫擔(dān)為試驗(yàn)?zāi)Ｐ?

1.2? ?節(jié)段模型設(shè)計(jì)

為保證模型能牢固安裝，滿足阻塞比5%等要求，設(shè)計(jì)塔身模型縮尺比為1 ∶ 8.5，橫擔(dān)模型縮尺比為1 ∶ 2.5. 由于測壓孔直徑的限制，角鋼桿件的肢厚很難按照比例縮尺，因此塔身和橫擔(dān)的角鋼肢厚均設(shè)為4 mm. 塔身縮尺后的鋼管直徑為45 mm，角鋼肢寬為24 mm，橫擔(dān)縮尺后的鋼管直徑為80 mm，角鋼肢寬18 mm. 模型鋼管和角鋼分別用有機(jī)玻璃和ABS板制作而成. 塔身和橫擔(dān)節(jié)段模型密實(shí)度分別為0.300和0.493，其鋼管迎風(fēng)投影面積占比分別為56.8%和87.0%. 為消除風(fēng)洞底部邊界層的影響，模型下部連接一個(gè)20 cm高的底座. 整個(gè)模型裝置安裝在風(fēng)洞轉(zhuǎn)盤上，轉(zhuǎn)動(dòng)轉(zhuǎn)盤獲取不同的風(fēng)向角. 節(jié)段模型安裝試驗(yàn)如圖2所示.

由于塔身和橫擔(dān)都為雙軸對(duì)稱圖形，測壓點(diǎn)布置在模型迎風(fēng)面和背風(fēng)面的各一半，側(cè)面角鋼不布置測壓點(diǎn). 角鋼尺寸較小，考慮測壓孔布置可行性，每個(gè)角鋼測壓層截面布置12個(gè)測壓孔. 鋼管測壓層截面一周均勻布置20個(gè)測壓孔. 當(dāng)風(fēng)向角為0°時(shí)，同一高度迎背風(fēng)面的測壓層是順線向平行對(duì)應(yīng). 橫擔(dān)和塔身節(jié)段模型的測壓層布置位置及測壓層截面測孔布置情況如圖3所示，其中GA、GB和JA～JH為測壓層，具體含義見表1（相對(duì)應(yīng)的迎背風(fēng)面桿件代號(hào)和編號(hào)一致）. 塔身共布置352個(gè)測壓點(diǎn). 橫擔(dān)共布置376個(gè)測壓點(diǎn). 模型底部連接底板，測壓管設(shè)置在角鋼和鋼管內(nèi)部，順桿件傳至底板下方，防止測壓管對(duì)桿件風(fēng)荷載的影響.

試驗(yàn)在中南大學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)室高速試驗(yàn)段中進(jìn)行，風(fēng)洞寬3 m，高3 m，長15 m. 測試風(fēng)場為均勻流場，湍流度不超過0.2%. 測壓儀器為PSI掃描閥，用澳大利亞TFI公司的三維眼鏡蛇探針測來流風(fēng)速. 風(fēng)向角正對(duì)模型TD1、TD4面時(shí)，阻塞比均小于5%. 塔身節(jié)段模型試驗(yàn)風(fēng)速為10.0 m/s、12.5 m/s、15.0 m/s，橫擔(dān)節(jié)段模型試驗(yàn)風(fēng)速為10.1 m/s、12.6 m/s、14.5 m/s，兩者的主材雷諾數(shù)都處于亞臨界區(qū)間. 試驗(yàn)風(fēng)向角為0°～90°，每隔5°轉(zhuǎn)一個(gè)風(fēng)向角.

1.3? ?數(shù)據(jù)處理

每個(gè)測壓點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)：

Cp（i） = ■? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? （1）

式中：i為測壓點(diǎn)編號(hào);Cp（i）為第i個(gè)測壓點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù);p（i）為i點(diǎn)處的風(fēng)壓;pr為參考點(diǎn)風(fēng)壓;ρ為來流空氣密度;vr參考點(diǎn)風(fēng)速.

角鋼和圓管每個(gè)測壓層可以采用表面積分法得到風(fēng)軸下體型系數(shù)，計(jì)算公式為：

CD = ■? ? ? ? （2）

CL = ■? ? ? ? （3）

式中：CD為測壓層風(fēng)軸下的阻力系數(shù);CL為測壓層風(fēng)軸下的升力系數(shù). di為測點(diǎn)i所占的計(jì)算長度;d為測壓層一周的計(jì)算長度;n為測壓層的測壓點(diǎn)數(shù);Cp（i）為測壓層第i個(gè)測壓點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù);αi為測壓點(diǎn)所在桿件面的法線的水平投影與來流反向的夾角;βi為測壓點(diǎn)所在桿件面的法線與水平面的夾角.

2? ?體型系數(shù)分析

2.1? ?角鋼桿件體型系數(shù)與風(fēng)速

限于篇幅，取塔身與橫擔(dān)各2個(gè)角鋼測壓層，其體型系數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線分別如圖4和圖5所示. 由圖4、圖5可知，同一角鋼測壓層3個(gè)風(fēng)速下的體型系數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線幾乎重合，來流風(fēng)速變化對(duì)輸電塔中角鋼的阻力系數(shù)和升力系數(shù)幾乎無影響，此結(jié)論驗(yàn)證了楊風(fēng)利等[9]的結(jié)論. 在背風(fēng)面，由于迎風(fēng)面桿件的干擾造成來流湍流度更大，此時(shí)不同風(fēng)速體型系數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線也幾乎重合. 同一桿件的不同測壓層的體型系數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線基本一致. 同一風(fēng)向角的不同測壓層體型系數(shù)基本重合，表明體型系數(shù)沿角鋼桿件的分布比較均勻，其中塔身曲線重合度更高.

2.2? ?角鋼桿件體型系數(shù)與風(fēng)向角

同個(gè)角鋼的不同風(fēng)速下的不同測壓層的體型系數(shù)變化曲線基本一致，因此把同個(gè)角鋼的不同測壓層不同風(fēng)速的體型系數(shù)進(jìn)行平均，得到單根角鋼桿件的體型系數(shù)隨風(fēng)向角變化曲線，如圖6和圖7所示.

由圖6和圖7可知，無論在塔身還是橫擔(dān)中，角鋼L型朝向的不同，造成體型系數(shù)隨風(fēng)向角的變化趨勢不同，體型系數(shù)主要有兩種變化趨勢. 塔身和橫擔(dān)中的角鋼擺放角度相似的，其體型系數(shù)隨風(fēng)向角變化曲線也是相似的. 塔身的角鋼空間位置更加相似，其變化趨勢也更相近. 當(dāng)風(fēng)向角在10°左右時(shí)，塔身和橫擔(dān)角鋼的迎風(fēng)面阻力系數(shù)和背風(fēng)面升力系數(shù)都處于較大值.

表2為0°風(fēng)向角的橫擔(dān)和塔身的角鋼體型系數(shù). 迎風(fēng)面的塔身角鋼阻力系數(shù)均值為1.77，橫擔(dān)角鋼阻力系數(shù)均值為2.05，相對(duì)于ASCE和AS規(guī)范的2.0規(guī)范值，分別相差-11.5%和2.5%，與楊風(fēng)利等[9]試驗(yàn)提出1.93的推薦值，分別相差-8.3%和6.2%. 塔身角鋼阻力系數(shù)較小，由于其長細(xì)較小，有末端效應(yīng)[14]. ASCE規(guī)范提出0.3的升力系數(shù)規(guī)范值，試驗(yàn)中只有JHD3的升力系數(shù)為0.3，其他角鋼升力系數(shù)均在0.1左右.

2.3? ?鋼管桿件體型系數(shù)與風(fēng)速、風(fēng)向角

鋼管桿件阻力系數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線如圖8所示，圖例的V1、V2和V3代表試驗(yàn)從小到大的3個(gè)來流風(fēng)速. 在0°風(fēng)向角下，塔身和橫擔(dān)的迎風(fēng)面的鋼管阻力系數(shù)分別處于0.97～1.13和0.90～1.05之間，小于單圓柱阻力系數(shù)規(guī)范取值[14]的1.2. 不同風(fēng)速下迎風(fēng)面的塔身和橫擔(dān)鋼管測壓層阻力系數(shù)曲線較為集中，而背風(fēng)面測壓層的阻力系數(shù)曲線較為分散. 這主要是由于迎風(fēng)面鋼管幾乎只有雷諾數(shù)不同，而對(duì)于背風(fēng)面鋼管，來流受迎風(fēng)面桿件干擾造成其湍流度也不同，因此不同風(fēng)速的阻力系數(shù)曲線較為分散.

塔身鋼管近似垂直于地面，當(dāng)風(fēng)向角大于80°，迎風(fēng)面鋼管被其他桿件遮擋，阻力系數(shù)不斷減小. 橫擔(dān)鋼管由于傾斜角較大，當(dāng)風(fēng)向角由0°增加到90°時(shí)，測壓層受到自身鋼管和其他桿件的影響，阻力系數(shù)越來越小.

2.4? ?迎背風(fēng)面鋼管與串列雙圓柱的阻力系數(shù)對(duì)比

對(duì)于鋼管-角鋼組合輸電塔結(jié)構(gòu)，在0°風(fēng)向角時(shí)，來流經(jīng)過迎背風(fēng)面的兩根鋼管，此時(shí)鋼管類似串列雙圓柱繞流. 塔身和橫擔(dān)鋼管與鉛垂面有2°～3°夾角，因此不同高度的迎背風(fēng)面鋼管測壓層的間距不同. 將本試驗(yàn)結(jié)果與國內(nèi)外的串列雙圓柱繞流試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖9所示，其中橫坐標(biāo)s為相對(duì)應(yīng)的迎背風(fēng)面測壓層圓心間距和直徑的比值，圖例的塔身或橫擔(dān)雷諾數(shù)指的是塔身或橫擔(dān)的鋼管處于該雷諾數(shù)下得到的試驗(yàn)值. 實(shí)心和空心圖例分別代表上、下游圓柱.

郭明旻[18]和楊群等[19]通過均勻流中的測壓試驗(yàn)得到參考文獻(xiàn)數(shù)值，Alam等[20]通過測力試驗(yàn)得到參考文獻(xiàn)值. 橫擔(dān)和塔身鋼管上游的阻力系數(shù)處于0.90～1.13之間，與楊群等的結(jié)果較為接近. 橫擔(dān)鋼管下游的阻力系數(shù)在0.25～0.45之間，都處于參考文獻(xiàn)的試驗(yàn)值范圍內(nèi). 塔身鋼管下游阻力系數(shù)處于0.39～0.57之間，比楊群等的試驗(yàn)值（0.38～0.43）稍大. 2.5? ?節(jié)段模型體型系數(shù)

為了解鋼管-角鋼組合輸電塔整個(gè)塔段的風(fēng)荷載分布規(guī)律，將0°風(fēng)向角下的鋼管和角鋼各測壓層的體型系數(shù)繪制到塔身和橫擔(dān)節(jié)段立面圖上，取最大風(fēng)速下的桿件體型系數(shù)，如圖10和圖11所示.

由圖10可看到：1）總體上，角鋼（斜材）阻力系數(shù)約為鋼管（主材）阻力系數(shù)的兩倍;2）阻力系數(shù)在迎背風(fēng)面鋼管沿桿件展長的分布趨勢不同，在迎風(fēng)面呈上小下大分布，在背風(fēng)面呈中間大兩端小分布;3）角鋼的體型系數(shù)在迎背風(fēng)面節(jié)段都呈上小下大的變化趨勢，造成該現(xiàn)象的原因可能是由于輸電塔塔身立面呈梯形，在下部的角鋼桿件長細(xì)比比上部的角鋼大;4）角鋼的迎風(fēng)面升力系數(shù)幾乎為0，而背風(fēng)面升力系數(shù)極大. 背風(fēng)面角鋼L型內(nèi)角迎風(fēng)，出現(xiàn)局部兜風(fēng)效應(yīng)[2]，此時(shí)其升力和阻力系數(shù)均較大.

由圖11可知：1）橫擔(dān)迎風(fēng)面鋼管阻力系數(shù)分布規(guī)律與塔身相同，都為沿桿件呈上小下大分布，但在背風(fēng)面鋼管則呈上大下小分布;2）橫擔(dān)的鋼管直徑與角鋼肢寬相差較大，由于鋼管對(duì)來流風(fēng)的遮擋，對(duì)鄰近的角鋼來流起到了一定的削弱作用，因此靠近橫擔(dān)整體形心（對(duì)于一側(cè)橫擔(dān)）位置的角鋼體型系數(shù)較大，而靠近鋼管位置的角鋼體型系數(shù)較小;3）與塔身相似，橫擔(dān)背風(fēng)面角鋼也有局部兜風(fēng)效應(yīng).

將各個(gè)桿件體型系數(shù)取桿件迎風(fēng)面積的加權(quán)平均值作為整體節(jié)段的體型系數(shù). 由于結(jié)構(gòu)輪廓變化較大的部位，如桿件連接處，往往很難布置測點(diǎn)，測壓結(jié)果忽視了該部分的風(fēng)荷載信息，因此該均值相較于真實(shí)值有誤差. 表3為0°風(fēng)向角下節(jié)段模型在最大風(fēng)速中的阻力系數(shù)值國內(nèi)外規(guī)范值的對(duì)比情況. 美國、日本規(guī)范值與塔身試驗(yàn)值較吻合，而且日本規(guī)范值與橫擔(dān)試驗(yàn)值也較吻合. 對(duì)于塔身規(guī)范值，除日本和美國規(guī)范外，其他規(guī)范值在1.95～1.99之間，差值均為-7%左右. 對(duì)于橫擔(dān)規(guī)范值，除日本規(guī)范外，其他規(guī)范差值均在-5%～-8%之間. 除日本的其他規(guī)范值，相對(duì)于塔身和橫擔(dān)的試驗(yàn)值都偏不安全各國家和地區(qū).

3? ?背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)與不同規(guī)范對(duì)比

3.1? ?角鋼桿件背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)

圖12為本試驗(yàn)角鋼背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)和參考文獻(xiàn)值的對(duì)比情況. 0°風(fēng)向角下單根桿件背風(fēng)面三風(fēng)速的阻力系數(shù)均值與迎風(fēng)面阻力系數(shù)均值的的比值為角鋼背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù). 角鋼遮擋距離與迎風(fēng)面桿件寬度（肢寬）的比值為s. 楊風(fēng)利等[9]和Prud′homme等[21]的桿件背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)都是通過測力試驗(yàn)獲得. 塔身角鋼折減系數(shù)與參考文獻(xiàn)都較為吻合，其中楊的最為接近，主要原因是楊的迎背風(fēng)面角鋼的L型朝向角度與輸電塔中的相同，而Prud′homme等是角鋼不同L型朝向角度曲線再擬合的. 橫擔(dān)角鋼折減系數(shù)比較分散，遠(yuǎn)離橫擔(dān)形心（橫擔(dān)的一側(cè)）的最外兩根角鋼（JHD1和JHD4）折減系數(shù)比參考文獻(xiàn)值偏小，比JEC分別偏小16.1%和42.0%.

3.2? ?鋼管桿件背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)

計(jì)算0°風(fēng)向角迎背風(fēng)面輸電塔鋼管測壓層阻力系數(shù)的比值，獲得鋼管背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)，如圖13所示，其中s為對(duì)應(yīng)的迎背風(fēng)面測壓層圓心間距和直徑的比值. 由圖13可知，試驗(yàn)值均在參考文獻(xiàn)范圍內(nèi). 無論在塔身還是橫擔(dān)中，s相近的鋼管折減系數(shù)差值較大，圖中試驗(yàn)值斜率均大于參考文獻(xiàn)值斜率. 塔身鋼管折減系數(shù)比JEC規(guī)范值偏小，橫擔(dān)靠下部的鋼管折減系數(shù)與JEC較吻合. 類似參考的3種雷諾數(shù)下折減系數(shù)在亞臨界區(qū)間，同一s下，鋼管折減系數(shù)均隨雷諾數(shù)的增大而減小.

3.3? ?節(jié)段模型背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)

表4為不同雷諾數(shù)下0°風(fēng)向角塔身和橫擔(dān)的迎背風(fēng)面單片桁架阻力系數(shù)和背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)，并與不同規(guī)范值的對(duì)比情況.

由表4可知，不同雷諾數(shù)下（本試驗(yàn)中）的單片桁架阻力系數(shù)和節(jié)段模型背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)的差值很小，節(jié)段模型的阻力系數(shù)也相差不大. 塔身和橫擔(dān)的中國規(guī)范折減系數(shù)與試驗(yàn)值分別相差19.0%和-13.3%. 日本規(guī)范（JEC）的折減系數(shù)較試驗(yàn)值大，而英國規(guī)范（BS）的折減系數(shù)較試驗(yàn)值小. 英國規(guī)范的塔身單片桁架迎風(fēng)面阻力系數(shù)和中國規(guī)范（DL/T ）的橫擔(dān)單片桁架迎風(fēng)面阻力系數(shù)都與試驗(yàn)值較為吻合.

4? ?結(jié)? ?論

通過對(duì)鋼管-角鋼組合塔身和橫擔(dān)節(jié)段模型進(jìn)行風(fēng)洞測壓試驗(yàn)，獲得了3個(gè)風(fēng)速下塔身和橫擔(dān)迎背風(fēng)面不同風(fēng)向角下的角鋼和鋼管桿件體型系數(shù)，分析了單根桿件和節(jié)段模型的背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)，得到如下結(jié)論：

1）均勻流場下，來流風(fēng)速對(duì)塔身和橫擔(dān)中的角鋼體型系數(shù)幾乎無影響. 0°風(fēng)向角下，塔身和橫擔(dān)中的角鋼迎風(fēng)面阻力系數(shù)均值分別為1.77和2.05，與ASCE和AS規(guī)范值的2.0，分別相差-11.5%和2.5%. 均勻流場雷諾數(shù)處于亞臨界區(qū)間，風(fēng)向角為0°時(shí)，塔身和橫擔(dān)中的鋼管迎風(fēng)面阻力系數(shù)分別處于0.97～1.13和0.90～1.05之間.

2）在0°風(fēng)向角下，塔身角鋼體型系數(shù)沿塔身節(jié)段呈上小下大變化.

3）0°風(fēng)向角下塔身和橫擔(dān)節(jié)段模型阻力系數(shù)與日本規(guī)范取值吻合，本國規(guī)范取值分別偏小7.2%和4.5%.

4）塔身中的角鋼背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)與JEC較吻合，遠(yuǎn)離橫擔(dān)（一側(cè)）形心的角鋼折減系數(shù)較JEC分別小16.1%和42.0%.

5）在不同雷諾數(shù)下，塔身（3.10×104～4.34×104）或橫擔(dān)（5.57×104～8.00×104）節(jié)段模型背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)的差值很小，阻力系數(shù)也相差不大.

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