牛華偉，劉淦彬，楊風(fēng)利，張宏杰

（1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082；2.中國(guó)電力科學(xué)研究院有限公司，北京 100055）

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(lái)，鋼管-角鋼組合輸電塔的運(yùn)用越來(lái)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(guó)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(cè)力[1]和測(cè)壓[2]風(fēng)洞試驗(yàn).孫遠(yuǎn)等[3]通過(guò)高頻天平測(cè)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(cè)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(guò)測(cè)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(cè)力試驗(yàn)，認(rèn)為橫擔(dān)的氣動(dòng)特征較塔身復(fù)雜，美國(guó)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(guò)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(cè)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(cè)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(cè)力試驗(yàn)，獲得輸電塔角鋼桿件在空風(fēng)場(chǎng)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(guó)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(guó)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(guó)規(guī)范[16]的體型系數(shù)計(jì)算公式主要通過(guò)背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)來(lái)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(cè)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(guó)內(nèi)外通過(guò)天平測(cè)力試驗(yàn)研究輸電塔的體型系數(shù)，只能測(cè)得整體結(jié)構(gòu)的氣動(dòng)力，無(wú)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(cè)力試驗(yàn)時(shí)，需測(cè)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(guò)風(fēng)洞測(cè)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(cè)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(guó)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?

圖1 鋼管-角鋼組合輸電塔原型（單位：mm）Fig.1 Prototype of tubular-angle steel transmission towers（unit：mm）

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(cè)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(pán)上，轉(zhuǎn)動(dòng)轉(zhuǎn)盤(pán)獲取不同的風(fēng)向角.節(jié)段模型安裝試驗(yàn)如圖2 所示.

圖2 風(fēng)洞試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.2 The photos of wind tunnel tests

由于塔身和橫擔(dān)都為雙軸對(duì)稱圖形，測(cè)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(cè)壓點(diǎn).角鋼尺寸較小，考慮測(cè)壓孔布置可行性，每個(gè)角鋼測(cè)壓層截面布置12 個(gè)測(cè)壓孔.鋼管測(cè)壓層截面一周均勻布置20 個(gè)測(cè)壓孔.當(dāng)風(fēng)向角為0°時(shí)，同一高度迎背風(fēng)面的測(cè)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(cè)壓層布置位置及測(cè)壓層截面測(cè)孔布置情況如圖3 所示，其中GA、GB 和JA～JH為測(cè)壓層，具體含義見(jiàn)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(cè)壓點(diǎn).橫擔(dān)共布置376 個(gè)測(cè)壓點(diǎn).模型底部連接底板，測(cè)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(cè)壓管對(duì)桿件風(fēng)荷載的影響.

圖3 節(jié)段模型測(cè)壓層及詳細(xì)測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Layout of pressure measuring points of section model

表1 輸電塔角鋼和鋼管桿件編號(hào)Tab.1 No.of steel pipe and angle members

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(zhǎng)15 m.測(cè)試風(fēng)場(chǎng)為均勻流場(chǎng)，湍流度不超過(guò)0.2%.測(cè)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(cè)來(lái)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(cè)壓點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)：

式中：i 為測(cè)壓點(diǎn)編號(hào)；Cp（i）為第i 個(gè)測(cè)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(lái)流空氣密度；vr參考點(diǎn)風(fēng)速.

角鋼和圓管每個(gè)測(cè)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：

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

圖4 塔身同一角鋼不同測(cè)壓層3 個(gè)風(fēng)速下體型系數(shù)隨風(fēng)向角變化曲線Fig.4 Variation curves of the shape coefficient with wind incidence angles under three wind speeds for the same angle of tower body with different pressure measuring sections

圖5 橫擔(dān)同一角鋼不同測(cè)壓層3 個(gè)風(fēng)速下體型系數(shù)隨風(fēng)向角變化曲線Fig.5 Variation curves of the shape coefficient with wind incidence angles under three wind speeds for the same angle of cross-arm with different pressure measuring sections

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(cè)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(cè)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.

圖6 角鋼迎風(fēng)面體型系數(shù)隨風(fēng)向角變化曲線Fig.6 Variation curves of the shape coefficient of windward side of angle with wind incidence angles

圖7 角鋼背風(fēng)面體型系數(shù)隨風(fēng)向角變化曲線Fig.7 Variation curves of the shape coefficient of leeward side of angle with wind incidence angles

由圖6 和圖7 可知，無(wú)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(shì)不同，體型系數(shù)主要有兩種變化趨勢(shì).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(shì)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(zhǎng)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(lái)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(cè)壓層阻力系數(shù)曲線較為集中，而背風(fēng)面測(cè)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(lái)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.

圖8 鋼管桿件阻力系數(shù)隨風(fēng)向角變化曲線Fig.8 Variation curves of the drag coefficient of steel pipe with wind incidence

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(cè)壓層受到自身鋼管和其他桿件的影響，阻力系數(shù)越來(lái)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(lái)流經(jīng)過(guò)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(cè)壓層的間距不同.將本試驗(yàn)結(jié)果與國(guó)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(cè)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.

圖9 0°風(fēng)向角下鋼管迎背風(fēng)面阻力系數(shù)Fig.9 Drag coefficients of windward and leeward side of steel pipe under 0°incidence angle

郭明旻[18]和楊群等[19]通過(guò)均勻流中的測(cè)壓試驗(yàn)得到參考文獻(xiàn)數(shù)值，Alam 等[20]通過(guò)測(cè)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(cè)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.

圖10 0°風(fēng)向角塔身各桿件下體型系數(shù)分布Fig.10 Distribution of the shape coefficients of each member in tower body under 0°incidence angle

圖11 0°風(fēng)向角橫擔(dān)各桿件下體型系數(shù)分布Fig.11 Distribution of the shape coefficients of each member in cross-arm under 0°incidence angle

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(zhǎng)的分布趨勢(shì)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(shì)，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(zhǎng)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(lái)流風(fēng)的遮擋，對(duì)鄰近的角鋼來(lái)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?。?）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(cè)點(diǎn)，測(cè)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(guó)內(nèi)外規(guī)范值的對(duì)比情況.美國(guó)、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(guó)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(guó)家和地區(qū).

表3 0°風(fēng)向角下節(jié)段模型阻力系數(shù)與不同規(guī)范值對(duì)比Tab.3 Comparison of drag coefficients of section models under 0°incidence angle with some standard values

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(guò)測(cè)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%.

圖12 角鋼桿件背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)Fig.12 The shielding factors of angle members in tower body and cross-arm

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(cè)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(cè)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(wú)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.

圖13 鋼管桿件背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)Fig.13 The shielding factors of steel pipe members in tower body and cross-arm

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.

表4 0°風(fēng)向角塔身和橫擔(dān)節(jié)段模型不同雷諾數(shù)下背風(fēng)面風(fēng)荷載折減系數(shù)Tab.4 The shielding factors of tower body and cross-arm section models with different Reynolds numbers under 0°incidence angle

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(guó)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(guó)規(guī)范（BS）的折減系數(shù)較試驗(yàn)值小.英國(guó)規(guī)范的塔身單片桁架迎風(fēng)面阻力系數(shù)和中國(guó)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(guò)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(cè)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(chǎng)下，來(lái)流風(fēng)速對(duì)塔身和橫擔(dān)中的角鋼體型系數(shù)幾乎無(wú)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(chǎng)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(guó)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.