臺(tái)風(fēng)作用下輸電線路風(fēng)振系數(shù)及抗風(fēng)性能研究

付 興， 杜文龍， 鄭 帥， 李宏男，3

(1.大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部， 遼寧 大連 116024； 2.中國(guó)建筑第八工程局有限公司 東北分公司， 遼寧 大連 116021；3.沈陽建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 遼寧 沈陽 110168)

輸電線路具有剛?cè)狁詈?、跨越距離大和塔體高等典型特征，對(duì)風(fēng)荷載異常敏感，在風(fēng)荷載作用下極易出現(xiàn)疲勞損傷及屈曲倒塌[1-2].據(jù)統(tǒng)計(jì)，逾70%的電力中斷由架空輸電線路造成，其中臺(tái)風(fēng)、颶風(fēng)等造成的災(zāi)害最為嚴(yán)重.中國(guó)東部為全球熱帶氣旋多發(fā)區(qū)，頻繁登陸的臺(tái)風(fēng)造成了大量的電力中斷事故，以2015年超強(qiáng)臺(tái)風(fēng)“彩虹”為例，登陸期間共造成220 kV輸電線路倒塔46基.強(qiáng)臺(tái)風(fēng)具有風(fēng)速大、高湍流和非平穩(wěn)等明顯特點(diǎn)，可使線路因巨大的慣性力[3]而發(fā)生強(qiáng)烈振動(dòng).目前，國(guó)內(nèi)外通常采用風(fēng)振系數(shù)法來考慮結(jié)構(gòu)的順風(fēng)向風(fēng)振響應(yīng).

Davenport等[4]首先根據(jù)隨機(jī)振動(dòng)理論提出了陣風(fēng)響應(yīng)因子(即風(fēng)振系數(shù))的概念，并根據(jù)近百次的強(qiáng)風(fēng)觀測(cè)記錄提出了順風(fēng)向的脈動(dòng)風(fēng)速譜.Simiu等[5]改進(jìn)了Davenport的陣風(fēng)響應(yīng)因子理論，并被許多國(guó)家的設(shè)計(jì)規(guī)范所采納，但是該理論僅能較為準(zhǔn)確地估計(jì)位移響應(yīng).為克服該方法的局限性，Kareem等[6]提出通過基底彎矩來計(jì)算風(fēng)振系數(shù).Piccardo等[7]提出一種計(jì)算結(jié)構(gòu)非耦合順風(fēng)向荷載、橫風(fēng)向荷載和扭轉(zhuǎn)荷載的閉合解，它可計(jì)算柔性結(jié)構(gòu)在湍流抖振或旋渦脫落作用下引起的響應(yīng)，其三維風(fēng)振系數(shù)計(jì)算方法被一般化為經(jīng)典順風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)理論.目前，風(fēng)振系數(shù)的實(shí)測(cè)研究相對(duì)較少，其中Harikrishna等[8]在一座52 m 高的格構(gòu)式塔架上進(jìn)行了全尺度的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，分別獲取了基于基底彎矩和塔頂位移響應(yīng)的風(fēng)振系數(shù)，其中位移風(fēng)振系數(shù)明顯小于各類規(guī)范的推薦值，而基底彎矩風(fēng)振系數(shù)則與各類規(guī)范推薦值基本相當(dāng).上述研究都是基于良態(tài)風(fēng)模型開展的，因此對(duì)臺(tái)風(fēng)作用下的輸電線路風(fēng)振系數(shù)還需開展進(jìn)一步的研究.

現(xiàn)有風(fēng)振系數(shù)理論均采用單塔計(jì)算模型，未考慮導(dǎo)線影響.隨著輸電工程的不斷發(fā)展，跨越距離數(shù)千米的特高壓輸電線路得到了廣泛應(yīng)用，導(dǎo)線的影響也逐漸變得不可忽視.李正良等[9]基于風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值仿真研究了塔線體系與單塔風(fēng)振系數(shù)的差異，并作了風(fēng)攻角的參數(shù)分析，研究表明塔線體系橫風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)明顯大于單塔；謝強(qiáng)等[10]基于三塔兩線體系開展了風(fēng)洞試驗(yàn)，指出高風(fēng)速下輸電塔和導(dǎo)線響應(yīng)的功率譜密度會(huì)出現(xiàn)能量交叉，塔線耦合效應(yīng)大大增強(qiáng).現(xiàn)有研究大多把塔線體系風(fēng)振系數(shù)與單塔之間的差異歸因于導(dǎo)線增大了鐵塔局部質(zhì)量和受風(fēng)面積，而未從模態(tài)著手開展相關(guān)研究.

本文對(duì)比了5種國(guó)內(nèi)外設(shè)計(jì)規(guī)范的風(fēng)振系數(shù)計(jì)算方法，進(jìn)而模擬了臺(tái)風(fēng)的三維風(fēng)場(chǎng)，分析了臺(tái)風(fēng)作用下的加速度風(fēng)振系數(shù)，從導(dǎo)線對(duì)鐵塔模態(tài)的影響出發(fā)，揭示了風(fēng)振系數(shù)的塔線耦聯(lián)效應(yīng)；最后，建立了輸電線路的抗風(fēng)性能評(píng)估框架，定量分析了湍流度和水平檔距對(duì)抗風(fēng)性能的影響.

1 各國(guó)規(guī)范對(duì)比研究

1.1 建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范(GB 50009—2012)[11]

結(jié)構(gòu)i點(diǎn)處的風(fēng)振系數(shù)βzi可按下列公式計(jì)算：

(1)

Bzi=kHα1ρxρzφ1i/μz，

(2)

(3)

(4)

式中：I10為10 m高度處的名義湍流度；g為峰值因子，中國(guó)規(guī)范取2.5；Bzi和R分別為背景響應(yīng)因子和共振響應(yīng)因子；k和α1均為與地面粗糙度相關(guān)的系數(shù)；φ1i為i點(diǎn)處的一階振型系數(shù)；H為結(jié)構(gòu)總高度；ρx和ρz分別為水平及豎直方向相關(guān)系數(shù)；μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù)；ξ1為結(jié)構(gòu)阻尼比；f1為一階頻率；kw為地面粗糙度相關(guān)系數(shù)；ω0為基本風(fēng)壓.

GB 50009—2012僅適用于質(zhì)量和外形沿高度連續(xù)變化的結(jié)構(gòu)，而輸電塔沿高度一般分布有若干橫擔(dān)，直接采用該規(guī)范計(jì)算風(fēng)振系數(shù)誤差較大.

1.2 架空輸電線路荷載規(guī)范(DL/T 5551—2018)[12]

考慮到輸電塔的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，DL/T 5551—2018對(duì)GB 50009—2012中的背景響應(yīng)進(jìn)行了修正，采用該規(guī)范計(jì)算桿塔風(fēng)振系數(shù)時(shí)應(yīng)對(duì)桿塔分段，即簡(jiǎn)化為“糖葫蘆串”模型.風(fēng)振系數(shù)按下述公式計(jì)算：

(5)

(6)

(7)

舊規(guī)范DL/T 5551—2012規(guī)定，若輸電塔的高度低于60 m，則各高度處的風(fēng)振系數(shù)取相同值，超過60 m后則采用GB 50009—2012推薦的方法計(jì)算.DL/T 5551—2012直接將建筑結(jié)構(gòu)領(lǐng)域的風(fēng)振系數(shù)理論引入到輸電線路領(lǐng)域，而未考慮輸電塔的外形和質(zhì)量在高度方向上有顯著突變的特點(diǎn)，因此新規(guī)范DL/T 5551—2018對(duì)GB 50009—2012 中的背景分量因子作了優(yōu)化，以修正橫擔(dān)的影響.

1.3 美國(guó)規(guī)范(ASCE No. 74—2009)[13]

格構(gòu)式桁架結(jié)構(gòu)風(fēng)振系數(shù)的計(jì)算公式為

(8)

(9)

(10)

式中：zh為輸電塔總高度的2/3(單位：英尺，1英尺=0.304 8 m)；Kv為3 s陣風(fēng)風(fēng)速與10 min平均風(fēng)速之比；κ，αFM和Ls等參數(shù)取值見規(guī)范.

ASCE No. 74—2009認(rèn)為，現(xiàn)階段的輸電塔高度一般不會(huì)超過60 m，結(jié)構(gòu)的一階頻率一般在2.0～4.0 Hz，導(dǎo)線及地線巨大的氣動(dòng)阻尼會(huì)降低體系的共振響應(yīng)，故該規(guī)范忽略了共振響應(yīng).

1.4 國(guó)際電工委員會(huì)規(guī)范(IEC 60826—2017)[14]

該規(guī)范采用與地形有關(guān)的風(fēng)速關(guān)聯(lián)因子Gt來考慮脈動(dòng)風(fēng)影響.A類地形為大范圍逆風(fēng)水域及平坦的沿海地區(qū)，B類地形為開闊地，C類地形為有低矮障礙物的地區(qū)，D類地形為有高大障礙物的郊區(qū)或城鎮(zhèn).Gt在4類地形中的擬合公式如下：

(11)

Gt僅考慮了高度和地形的影響，風(fēng)場(chǎng)的影響被隱藏在地形之中，因而Gt=μzβz.若將風(fēng)振系數(shù)從風(fēng)速關(guān)聯(lián)因子Gt中分離出來，則有

(12)

該規(guī)范的風(fēng)振系數(shù)表達(dá)式僅考慮了地形的影響，而忽略了結(jié)構(gòu)自身的效應(yīng).

1.5 歐洲規(guī)范(BS EN 50341-1:2012)[15]

BS EN 50341-1:2012并未單獨(dú)考慮脈動(dòng)風(fēng)的影響，也未給出風(fēng)振系數(shù)的概念，但對(duì)比中國(guó)規(guī)范的風(fēng)荷載計(jì)算方法可知，其風(fēng)振系數(shù)表達(dá)式為

(13)

(14)

(15)

式中：Ht為塔身的總高度；L(z)為高度z處的湍流積分尺度；z0為粗糙長(zhǎng)度.

該規(guī)范的風(fēng)振系數(shù)包含高度、地面粗糙度和結(jié)構(gòu)尺寸等參數(shù)，考慮的因素較為全面.

1.6 算例分析

以廣東省國(guó)古線一角鋼塔Tower 1為例(下文所有算例均采用該塔)，分別計(jì)算了上述5種規(guī)范的風(fēng)振系數(shù)推薦值.該塔總高度68.5 m，自振頻率2.00 Hz，基本風(fēng)速為25 m/s，10 m高度處名義湍流度為0.14，位于中國(guó)規(guī)范和IEC 60826—2017的B類地形、ASCE No. 74—2009的C類地形，以及BS EN 50341-1:2012的II類地形[11].將該輸電塔簡(jiǎn)化為12個(gè)離散的計(jì)算點(diǎn)，如圖1所示.

圖1 計(jì)算點(diǎn)

圖2繪制了上述5種規(guī)范風(fēng)振系數(shù)沿塔高度的分布，中國(guó)規(guī)范風(fēng)振系數(shù)推薦值均隨高度的增加而增大，IEC 60826—2017和BS EN 50341-1:2012的推薦值則隨高度的增加而減小，ASCE No. 74—2009的風(fēng)振系數(shù)推薦值則始終為常數(shù).各國(guó)規(guī)范均未單獨(dú)考慮臺(tái)風(fēng)的特殊性，亦未考慮導(dǎo)線的影響.

圖2 各規(guī)范風(fēng)振系數(shù)值沿塔高度的分布

Fu等[16]根據(jù)實(shí)測(cè)研究指出，臺(tái)風(fēng)具有較高的湍流度，隨著風(fēng)速的提高，湍流度會(huì)逐漸穩(wěn)定在0.20左右，而中國(guó)規(guī)范取值僅為0.14.分別取10 m處名義湍流度為0.14和0.20，中國(guó)規(guī)范風(fēng)振系數(shù)沿高度的分布如圖3所示.湍流度從0.14提高到0.20，風(fēng)振系數(shù)有顯著增大.圖中最高點(diǎn)為地線掛點(diǎn)，此處風(fēng)振系數(shù)DL/T 5551—2018推薦值從2.96提高到3.80，提高了28.4%；GB 50009—2012推薦值從2.08提高到2.46，提高了18.2%.表明DL/T 5551—2018的風(fēng)振系數(shù)計(jì)算方法對(duì)湍流度更敏感.

圖3 不同湍流度對(duì)應(yīng)的風(fēng)振系數(shù)

2 臺(tái)風(fēng)風(fēng)振系數(shù)

2.1 風(fēng)場(chǎng)模擬

與下?lián)舯┝骰螨埦盹L(fēng)等小尺度風(fēng)暴相比，短時(shí)間內(nèi)的臺(tái)風(fēng)風(fēng)速序列相對(duì)平穩(wěn).臺(tái)風(fēng)平均風(fēng)速與良態(tài)風(fēng)類似，沿高度呈對(duì)數(shù)增長(zhǎng)，可用如下的指數(shù)函數(shù)予以描述，風(fēng)剖面冪指數(shù)可按表1取值[17].

(16)

式中：vm為平均風(fēng)速；v10為10 m高度處的基本風(fēng)速；z為模擬點(diǎn)的高度；α為風(fēng)剖面冪指數(shù).

表1 風(fēng)剖面冪指數(shù)

目前，脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程的模擬方法主要有諧波疊加法、線性濾波法和小波逆變換法等.本文采用諧波疊加法對(duì)臺(tái)風(fēng)脈動(dòng)風(fēng)場(chǎng)進(jìn)行模擬，具體模擬流程見文獻(xiàn)[18]，本文不再贅述.

采用石沅譜模擬臺(tái)風(fēng)脈動(dòng)風(fēng)速，該譜為不隨高度變化的臺(tái)風(fēng)水平風(fēng)速經(jīng)驗(yàn)譜，由石沅等[19]在對(duì)上海地區(qū)的臺(tái)風(fēng)進(jìn)行實(shí)測(cè)后擬合得出：

(17)

式中：S(f)為風(fēng)速譜；f為脈動(dòng)風(fēng)頻率；K為阻力系數(shù)，取值為1.682×α3.937+0.004251，α為風(fēng)剖面冪指數(shù)；x取1200f/v10.

脈動(dòng)風(fēng)速的參數(shù)如下：1) 地面粗糙度類別為B類；2) 總時(shí)間為600 s，時(shí)間步長(zhǎng)為0.1 s；3) 截止頻率為5 Hz；4) 基本風(fēng)速為40 m/s.

生成了Tower 1各計(jì)算點(diǎn)處的風(fēng)速時(shí)程，其中塔頂處的脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程如圖4所示.

圖4 塔頂處的脈動(dòng)風(fēng)速

模擬譜在目標(biāo)譜附近波動(dòng)，總體趨勢(shì)一致，由圖5可以看出，說明模擬程序具有足夠的精度.

圖5 風(fēng)譜對(duì)比

表征風(fēng)場(chǎng)特性的參數(shù)除了風(fēng)速之外還有湍流度，它反映了脈動(dòng)風(fēng)相對(duì)強(qiáng)度，常用脈動(dòng)風(fēng)速均方根與時(shí)均速度(時(shí)距10 min)之比來表示.模擬的臺(tái)風(fēng)湍流度值為0.19，遠(yuǎn)大于中國(guó)規(guī)范的推薦值0.14，表明臺(tái)風(fēng)脈動(dòng)強(qiáng)度明顯大于良態(tài)風(fēng).由準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)理論，總風(fēng)荷載計(jì)算式為

P(t)=μsA(z)ρv2(t)/2.

(18)

式中：μs為風(fēng)載體型系數(shù)；v(t)為總風(fēng)速，代表平均風(fēng)速與脈動(dòng)風(fēng)速之和；ρ為空氣的密度(1.25 kg/m3)；A(z)為結(jié)構(gòu)承受風(fēng)荷載的投影面積.

2.2 風(fēng)振系數(shù)計(jì)算

基于ANSYS軟件建立了Tower 1的有限元模型，如圖6所示.采用Beam 188單元模擬主材及輔材，單元?jiǎng)澐謹(jǐn)?shù)量為3.風(fēng)荷載時(shí)程施加在與計(jì)算點(diǎn)同高的4根主材上.

圖6 Tower 1的有限元模型

對(duì)Tower 1進(jìn)行了動(dòng)力分析，提取了鐵塔各計(jì)算點(diǎn)處主材的加速度時(shí)程，并根據(jù)慣性力法(推導(dǎo)過程見文獻(xiàn)[17])計(jì)算臺(tái)風(fēng)風(fēng)振系數(shù)βz：

(19)

式中：m(z)為高度z處的質(zhì)量；σa(z)為高度z處加速度均方根；μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù).

將模擬臺(tái)風(fēng)風(fēng)振系數(shù)同《架空輸電線路荷載規(guī)范》(DL/T 5551—2018)的推薦值進(jìn)行了對(duì)比，二者沿高度的趨勢(shì)一致，如圖7所示.當(dāng)湍流度取0.19時(shí)，模擬臺(tái)風(fēng)風(fēng)振系數(shù)與規(guī)范推薦值基本重合；若湍流度取0.14，則模擬臺(tái)風(fēng)風(fēng)振系數(shù)明顯大于規(guī)范推薦值，說明現(xiàn)行中國(guó)規(guī)范低估了該塔在臺(tái)風(fēng)作用下的風(fēng)振系數(shù)，其中對(duì)湍流度的低估是主要原因.

圖7 模擬臺(tái)風(fēng)風(fēng)振系數(shù)與中國(guó)規(guī)范推薦值對(duì)比

2.3 塔線耦聯(lián)效應(yīng)

為了探究風(fēng)振系數(shù)的塔線耦聯(lián)效應(yīng)，本節(jié)在Tower 1單塔有限元模型的基礎(chǔ)上，分別建立了塔線體系的有限元模型，其水平檔距分別為200，400和600 m，如圖8所示.分別采用Link 10單元和Link 8單元模擬導(dǎo)線和絕緣子.采用循環(huán)找形方法建立了單線模型，其中桿單元初應(yīng)變?nèi)?.3×10-6，運(yùn)行張力取拉斷力的25%.導(dǎo)線和地線直徑分別為34和16 mm，單位長(zhǎng)度質(zhì)量分別為2.007和0.639 kg/m.與鐵塔的簡(jiǎn)化方法類似，將導(dǎo)線等距簡(jiǎn)化為20個(gè)計(jì)算點(diǎn)，并在計(jì)算點(diǎn)上施加風(fēng)荷載.

圖8 不同檔距塔線體系的有限元模型

首先，識(shí)別了單塔及塔線體系的頻率.分別對(duì)4組模型進(jìn)行了模態(tài)分析，單塔基頻為2.00 Hz.塔線體系前5階模態(tài)均為導(dǎo)線模態(tài)，第6階模態(tài)為鐵塔橫風(fēng)向的整體變形，對(duì)應(yīng)200，400和 600 m 檔距塔線體系的鐵塔基頻分別為2.63，2.61和 2.60 Hz，說明導(dǎo)線增大了鐵塔橫風(fēng)向的基頻.鐵塔基頻隨水平檔距的增大而減小，主要原因是該塔較柔，導(dǎo)線提供的附加側(cè)向剛度大于附加質(zhì)量的影響.

進(jìn)而，提取了4組模型中鐵塔的基本振型，如圖9所示.導(dǎo)線使得鐵塔的振型從彎曲型變?yōu)閺澕粜?，且剪切變形隨水平檔距的減小而增大.現(xiàn)有理論計(jì)算風(fēng)振系數(shù)時(shí)均采用彎曲型的單塔振型，這顯然并不合理.塔線體系之間橫風(fēng)向的頻率和振型區(qū)別不大，但塔線體系與單塔之間有顯著差別.

圖9 不同檔距塔線體系及單塔的振型

對(duì)塔線體系的臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)開展了動(dòng)力分析，獲取了4組模型的加速度風(fēng)振系數(shù).圖10表明，塔線體系橫擔(dān)處風(fēng)振系數(shù)明顯大于單塔，但塔線體系之間的風(fēng)振系數(shù)差異較小，這與頻率和振型方面的規(guī)律十分相似，說明導(dǎo)線對(duì)鐵塔頻率及振型的影響是導(dǎo)致塔線體系和單塔風(fēng)振系數(shù)差異的重要因素.因此，在計(jì)算風(fēng)振系數(shù)時(shí)，應(yīng)根據(jù)塔線體系的動(dòng)力分析來獲取鐵塔基頻和振型.

圖10 塔線體系和單塔風(fēng)振系數(shù)對(duì)比

3 臺(tái)風(fēng)作用下輸電線路風(fēng)振系數(shù)

3.1 湍流度

為定量分析湍流度對(duì)輸電線路抗風(fēng)性能的影響，本文基于一致缺陷模態(tài)法和生死單元法[20]提出了如圖11所示的抗風(fēng)性能評(píng)估框架.

圖11 輸電線路抗風(fēng)性能評(píng)估框架

輸電塔風(fēng)振系數(shù)基于《架空輸電線路荷載規(guī)范》(DL/T 5551—2018)和《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)，導(dǎo)線風(fēng)振系數(shù)基于《架空輸電線路荷載規(guī)范》(DL/T 5551—2018).湍流度取值從0.10到0.40，步長(zhǎng)為0.02.由于風(fēng)振系數(shù)與基本風(fēng)速相關(guān)，因此每完成一個(gè)荷載步要根據(jù)基本風(fēng)速更新風(fēng)振系數(shù)，直至計(jì)算發(fā)散即可獲得臨界倒塌風(fēng)速.

基于圖11所示的計(jì)算流程，分別繪制了不同湍流度對(duì)應(yīng)的推覆曲線以及湍流度與倒塌風(fēng)速之間的關(guān)系，分別如圖12和圖13所示.隨著湍流度不斷提高，輸電線路臨界倒塌風(fēng)速逐漸減小.DL/T 5551—2018對(duì)應(yīng)的倒塌風(fēng)速比GB 50009—2012小，說明考慮橫擔(dān)處質(zhì)量的不均勻分布之后，前者風(fēng)振系數(shù)明顯大于后者.

圖12 不同湍流度的推覆曲線

圖13 兩種規(guī)范對(duì)應(yīng)的湍流度與倒塌風(fēng)速關(guān)系

根據(jù)Sharma等[21]的研究，臺(tái)風(fēng)湍流度約為良態(tài)風(fēng)的1.48倍，DL/T 5551—2018推薦的湍流度取值為0.14，因此臺(tái)風(fēng)湍流度取值約為0.20.湍流度取0.14和0.20時(shí)對(duì)應(yīng)的臨界倒塌風(fēng)速分別為39.6和37.65 m/s，二者相差1.95 m/s.風(fēng)荷載與風(fēng)速之間為平方關(guān)系，見式(18)，因而二者臨界倒塌風(fēng)荷載相差11%，說明提高湍流度會(huì)顯著降低輸電線路的臨界倒塌風(fēng)速.

3.2 水平檔距

以1.6節(jié)中的單塔及塔線體系為研究對(duì)象，基于前述的分析框架探討了水平檔距對(duì)線路抗風(fēng)性能的影響.圖14和圖15分別為不同水平檔距輸電線路的推覆曲線，以及水平檔距和倒塌風(fēng)速兩者間的關(guān)系.水平檔距從200 m增加至600 m，輸電線路的臨界倒塌風(fēng)速?gòu)?2.65 m/s迅速降低至39.85 m/s，主要是因?yàn)樗綑n距的增加顯著增大了導(dǎo)線通過絕緣子傳遞給鐵塔的風(fēng)荷載.因而，當(dāng)水平檔距較大時(shí)導(dǎo)線風(fēng)荷載會(huì)起到控制作用.

圖14 不同水平檔距的推覆曲線

圖15 水平檔距和倒塌風(fēng)速關(guān)系

4 結(jié) 論

1) 現(xiàn)行的各類規(guī)范均未考慮臺(tái)風(fēng)的強(qiáng)脈動(dòng)特性，計(jì)算模型均為單塔，不考慮塔線耦聯(lián)效應(yīng).

2) 臺(tái)風(fēng)湍流度(約為0.19至0.20)和風(fēng)振系數(shù)均明顯大于現(xiàn)行中國(guó)規(guī)范推薦值.

3) 導(dǎo)線會(huì)使鐵塔橫風(fēng)向的一階自振頻率大于單塔，此影響隨水平檔距的增大而減小，振型由單塔的彎曲型變?yōu)樗€體系的彎剪型，并使塔線體系橫擔(dān)處的風(fēng)振系數(shù)顯著大于單塔.

4) 湍流度從0.14提高至0.20，倒塌風(fēng)荷載降低約11%；水平檔距從200 m增加至600 m，倒塌風(fēng)速?gòu)?2.65 m/s降低至39.85 m/s.建議設(shè)計(jì)臺(tái)風(fēng)多發(fā)區(qū)輸電線路時(shí)應(yīng)適當(dāng)提高湍流度取值.