大跨越輸電塔雙平臂抱桿的風(fēng)洞試驗研究*

夏順俊 趙 俊 馬 龍 張仁強 戴如章 李錫民

(江蘇省送變電有限公司, 南京 210028)

0 引 言

我國東南沿海經(jīng)濟發(fā)達地區(qū)是電力需求最旺盛的區(qū)域,但當(dāng)?shù)仉娏Y源往往不足,因此國家大力推進開展“西電東送”“北電南送”等長距離電力輸送工程。這些新建的高電壓、大容量、長距離的大跨越電力通道,面臨著我國高山、大江和海峽等復(fù)雜地形地貌的阻隔和挑戰(zhàn),具有電壓等級高、檔距大和鐵塔高等特征,屬于技術(shù)難度高的超級電網(wǎng)工程。大跨越輸電工程高塔施工過程中所采用的特殊吊裝設(shè)備——抱桿,是組立輸電高塔的關(guān)鍵起重機械,具有很好的適用性,已成功應(yīng)用于舟山西堠門大跨越380 m高輸電鐵塔等超級輸電工程[1-4]。

針對此類抱桿結(jié)構(gòu),已經(jīng)開展了相應(yīng)的現(xiàn)場試驗和有限元分析研究工作。周煥林等采用有限元軟件建立了舟山大跨越抱桿靜力分析模型,并開展了現(xiàn)場試驗以分析腰環(huán)、塔身等各構(gòu)件的最大應(yīng)力[5]。徐城城等建立了雙平臂抱桿非線性有限元模型,分析得到了穩(wěn)定性不利工況[6]。吳凡等針對抱桿與鐵塔的耦合模型進行力學(xué)性能分析,發(fā)現(xiàn)耦合結(jié)構(gòu)抱桿最大位移增大,腰環(huán)拉線拉力減小[7]。葉何凱對不同施工階段的舟山大跨越抱桿及其與鋼管塔的耦合體系進行風(fēng)振響應(yīng)時程分析,得到了風(fēng)振系數(shù)和等效靜力風(fēng)荷載[8]。

抱桿結(jié)構(gòu)在設(shè)計研制時,其風(fēng)荷載計算可以參考GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[9](簡稱《規(guī)范》)、GB 50135—2019《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》[10](簡稱《標(biāo)準(zhǔn)》)及DL/T 5154—2012《架空送電線路桿塔結(jié)構(gòu)設(shè)計技術(shù)規(guī)定》[11]等。但由于現(xiàn)行規(guī)范中不存在與抱桿各組成部件完全一一對應(yīng)的風(fēng)荷載取值規(guī)定,在實際設(shè)計中對抱桿構(gòu)件體型系數(shù)的取值處理較為簡化[12]。另外,規(guī)范中也沒有嚴(yán)格考慮不同部件之間風(fēng)效應(yīng)的干擾特性,根據(jù)相關(guān)規(guī)范所確定的抱桿風(fēng)荷載很可能與實際抱桿所受風(fēng)力不符。本文通過風(fēng)洞試驗深入研究了抱桿結(jié)構(gòu)的氣動力特性和風(fēng)效應(yīng)干擾特性,為抱桿結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計及安全施工提供重要依據(jù)。

目前在建的鳳城—梅里500 kV線路長江大跨越工程跨越塔高385 m,建成后將再一次刷新輸電塔高的世界紀(jì)錄。應(yīng)用于該工程的雙平臂抱桿在起重重量、作業(yè)幅度、起吊高度等指標(biāo)上也均為世界同類型裝備之最。針對該工程的雙平臂抱桿開展了多姿態(tài)下的風(fēng)洞試驗,獲取抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)、上部結(jié)構(gòu)及整體結(jié)構(gòu)的整體體型系數(shù);同時采用構(gòu)件總計法,計算得到了抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)的立體風(fēng)力干涉系數(shù),為實現(xiàn)抱桿體型系數(shù)的快速精細(xì)化計算提供參考。

1 工程概況

鳳城—梅里500 kV線路長江大跨越工程的江陰長江大跨越工程基本為南北走向,如圖1a所示,北岸跨越點位于靖江市新橋鎮(zhèn)財神圩附近,南岸跨越點位于江陰市利港鎮(zhèn)黃丹村同興圩附近,兩岸跨越塔及錨塔均位于堤內(nèi)農(nóng)田中,地形平坦開闊。大跨越耐張段全長4 055 m,跨越檔距2 550 m。

a— 江陰長江大跨越位置; b—鐵塔與抱桿 (2021年7月)。圖1 江陰長江大跨越輸電工程Fig.1 Long-span transmission project crossing theYangtze Rivers in Jiangyin

T2T1500雙平臂抱桿結(jié)構(gòu)如圖1b所示,是為組立江陰長江大跨越385 m高塔設(shè)計制作的專業(yè)起重機械。該抱桿結(jié)構(gòu)主要由標(biāo)準(zhǔn)節(jié)、過渡段、下支座、上支座、回轉(zhuǎn)塔身、塔頂、平臂、平臂拉桿等部件組成,結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜。圖2a～e給出了抱桿整體結(jié)構(gòu)及其各組成部分及其尺寸。抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)立柱為HW400×400型鋼,立柱主材截面及腹桿尺寸如圖2f所示。

a—抱桿整體; b—平臂結(jié)構(gòu); c—塔頂結(jié)構(gòu); d—中段回轉(zhuǎn)結(jié)構(gòu);e—單節(jié)標(biāo)準(zhǔn)節(jié); f—標(biāo)準(zhǔn)節(jié)構(gòu)件截面尺寸圖2 抱桿整體及各組分結(jié)構(gòu) mmFig.2 Overall and component structures of the crane

2 風(fēng)洞試驗

2.1 試驗設(shè)備

抱桿風(fēng)洞試驗在浙江大學(xué)的ZD-1邊界層風(fēng)洞中進行。ZD-1邊界層風(fēng)洞是一座單回流閉口立式邊界層風(fēng)洞。風(fēng)洞集速壓控制系統(tǒng)、轉(zhuǎn)盤系統(tǒng)、三維移測架系統(tǒng)和安全監(jiān)控系統(tǒng)于一體。風(fēng)洞試驗段尺寸為4 m(寬)×3 m(高)×18 m(長),空風(fēng)洞試驗段風(fēng)速范圍為3～55 m/s,控制精度達到1.0%以上。

試驗中使用了高頻底座測力天平,用于測量風(fēng)洞模型所承受的總風(fēng)力,包括6個分量(Fx、Fy、Fz、Mx、My和Mz),最大量程Fx=Fy=20 N,Fz=40 N,Mx=My=Mz=4 N·m,全量程測量精度為0.3%,采樣頻率最高可達1 kHz。

依據(jù)GB 50009—2012[9]中的規(guī)定,T2T1500雙平臂抱桿所在的地區(qū)為A類地貌,地面粗糙度系數(shù)為0.12,大氣邊界層梯度高度為300 m。

T2T1500雙平臂抱桿主要由標(biāo)準(zhǔn)節(jié)、過渡段、下支座、上支座、回轉(zhuǎn)塔身、塔頂、平臂、平臂拉桿等組成,可以通過調(diào)整標(biāo)準(zhǔn)節(jié)的數(shù)目來調(diào)整抱桿整體的高度?？紤]到最不利工作狀態(tài)下,抱桿整體處于離地超過300 m的高空,位于大氣邊界層之上,此時風(fēng)速不隨高度發(fā)生變化。故本次風(fēng)洞試驗選用均勻流場作為試驗風(fēng)場。相較于高湍流度風(fēng)速,格構(gòu)式圓鋼塔在低湍流度下測得的高頻天平基底反力均值會略微偏大[13],因此在均勻流實驗條件下最終計算得到的體型系數(shù)也偏向保守。

2.2 抱桿測力模型

T2T1500雙平臂抱桿風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ桶磶缀蜗嗨埔?采用ABS工程塑料制作而成。風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ凸灿袃煞N,第一種為抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)節(jié)段模型,縮尺比為1∶20,風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ屯庥^及布置如圖3所示;第二種為含有16節(jié)標(biāo)準(zhǔn)節(jié)的抱桿整體模型,縮尺比為1∶100,如圖4所示。兩種模型在風(fēng)洞中阻塞比均小于5%,滿足風(fēng)洞試驗要求,因此試驗所得的無量綱風(fēng)力系數(shù)可直接應(yīng)用于原型結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)設(shè)計。

圖3 抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)模型Fig.3 Standard segment model of the crane

圖4 抱桿整體模型Fig.4 Overall model of the crane

2.3 抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)整體體型系數(shù)

抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)風(fēng)荷載體型系數(shù)可計算如下[8]:

(1a)

(1b)

圖5 抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)風(fēng)力分量坐標(biāo)系Fig.5 Wind component coordinate system of standard segment

根據(jù)x向和y向體型系數(shù)可得到抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)沿來流風(fēng)向的整體體型系數(shù):

(2)

式中:μs為來流風(fēng)向抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)整體體型系數(shù);θ為來流風(fēng)向與抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)x向之間的夾角。

由于抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)x向與y向迎風(fēng)面凈投影面積相等,故式(2)可以簡化為:

μs=μsxcosθ+μsysinθ

(3)

2.4 抱桿整體風(fēng)力系數(shù)

T2T1500雙平臂抱桿結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜,主要由塔頂、回轉(zhuǎn)塔身、上支座、下支座、平臂、平臂拉桿、過渡段和多個標(biāo)準(zhǔn)節(jié)等組成。抱桿整體風(fēng)力系數(shù)可定義如下:

(4a)

(4b)

式中:Cx,Cy分別為抱桿整體x向和y向風(fēng)力系數(shù),坐標(biāo)系如圖6所示;S為抱桿平臂位于0°時抱桿x向迎風(fēng)面凈投影總面積;Fx,Fy分別為抱桿沿x向和y向所承受的風(fēng)力分量。

圖6 抱桿整體模型姿態(tài)及試驗風(fēng)向角(以平臂在45°位置為例)Fig.6 Attitude of the overall crane model and incomingwind angles (with flat arm at 45° for example)

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 節(jié)段模型

3.1.1試驗布置與測試工況

抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)節(jié)段模型縮尺比為1∶20,模型高0.9 m,共包含3段標(biāo)準(zhǔn)節(jié),外側(cè)寬度為0.22 m。為減少邊界層效應(yīng)可能對氣動力測試產(chǎn)生的影響,將試驗?zāi)Ｐ吞Ц咭允蛊渑c風(fēng)洞底面保持一段距離;為盡可能消除三維流效應(yīng),試驗時在模型上下端布置端板來確保模型四周流場的二維特性,如圖7所示。

圖7 節(jié)段模型試驗布置 mmFig.7 Experiment set-up of segment model

參考《規(guī)范》[9]規(guī)定,空氣密度取1.25 kg/m3。試驗參考點設(shè)置在0.7 m高度處,測試風(fēng)速為10 m/s,流場設(shè)置為均勻流。采用高頻底座測力天平以500 Hz的采樣頻率測量模型底部6個分力。

基于平臂與標(biāo)準(zhǔn)節(jié)的相對位置關(guān)系,試驗按逆時針設(shè)置0°、15°、22.5°、30°、37.5°、45°、52.5°、60°、67.5°、75°、82.5°、90°、97.5°、105°、112.5°、120°、135°共17個風(fēng)向角的試驗工況,試驗風(fēng)向角規(guī)定如圖5所示。每個風(fēng)向角高頻天平采樣時間為180 s。

3.1.2試驗結(jié)果

試驗所得抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)整體體型系數(shù)隨風(fēng)向角變化關(guān)系如圖8所示。由于標(biāo)準(zhǔn)節(jié)模型各迎風(fēng)面桿件布置中心對稱,因此隨著風(fēng)向角的增大,抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)整體體型系數(shù)呈現(xiàn)出周期性變化態(tài)勢。

圖8 抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)整體體型系數(shù)隨風(fēng)向角變化關(guān)系Fig.8 Relations between the overall shape coefficients ofstandard segment and incoming wind angle

風(fēng)洞試驗所得抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)整體體型系數(shù)與《標(biāo)準(zhǔn)》[10]中塔架整體體型系數(shù)進行了對比,參見表1。

結(jié)果表明,按《標(biāo)準(zhǔn)》選取的抱桿整體體型系數(shù)在0°、45°和90°風(fēng)向角時與風(fēng)洞試驗結(jié)果符合很好,誤差很小。從圖8中可以看出,抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)整體體型系數(shù)最大值出現(xiàn)在37.5°風(fēng)向角位置,其值為2.78;在風(fēng)向角為90°時則最小,為2.24;在風(fēng)向角相對誤差=(標(biāo)準(zhǔn)-風(fēng)洞)/風(fēng)洞。

表1 抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)整體體型系數(shù)試驗與《標(biāo)準(zhǔn)》的對比Table 1 Comparisons of overall shape coefficients ofstandard segments obtained from test and code

為52.5°時與37.5°時較為接近,為2.77,均略大于45°風(fēng)向角下的2.74。在0°～45°、45°～90°和90°～135°風(fēng)向角的范圍內(nèi),抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)整體體型系數(shù)與風(fēng)向角θ近似存在著線性變化的規(guī)律,對各分段進行線性擬合得到式(5),擬合線段如圖8所示。實際工程中可基于式(5)計算抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)在任意風(fēng)向角下的整體體型系數(shù)。

(5)

3.2 抱桿整體模型

3.2.1試驗布置與測試工況

抱桿整體模型包含塔頭、雙平臂和16節(jié)標(biāo)準(zhǔn)節(jié),縮尺比1∶100,模型高1.325 m,最大寬度為1.062 m。上支座以上部位(包括上支座、回轉(zhuǎn)塔身、塔頂、平臂拉桿、平臂)設(shè)計成可相對標(biāo)準(zhǔn)節(jié)旋轉(zhuǎn)3個角度,即0°、22.5°和45°,抱桿姿態(tài)及試驗風(fēng)向角如圖6所示。由于整體模型較柔,為減小試驗風(fēng)振影響,測試風(fēng)速設(shè)為6 m/s?？紤]3種典型的抱桿相對于標(biāo)準(zhǔn)節(jié)的旋轉(zhuǎn)角度,試驗共設(shè)置21個試驗工況,如表2所示。

表2 抱桿整體模型試驗工況Table 2 Test conditions of the overall model of the crane

3.2.2試驗結(jié)果

為了便于試驗與《標(biāo)準(zhǔn)》之間進行對比,選用《標(biāo)準(zhǔn)》[10]中風(fēng)向角的定義,如圖9所示。根據(jù)文獻[12],計算抱桿整體風(fēng)力系數(shù)時,標(biāo)準(zhǔn)節(jié)、過渡段、回轉(zhuǎn)塔身以及塔頂部分參考了塔架的體型系數(shù)[10],上下支座部分參考了絕緣子的體型系數(shù)[10],平臂部分參考了格構(gòu)式橫梁的體型系數(shù)[10];平臂拉桿參考了架空線的體型系數(shù)。

a—平臂在0°位置; b—平臂在22.5°位置; c—平臂在45°位置。圖9 規(guī)范驗算用風(fēng)向角的定義Fig.9 Definition of wind angles for code verification

風(fēng)洞試驗得到的平臂在0°、22.5°、45°位置時抱桿整體x向和y向的風(fēng)力系數(shù)隨《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角的變化規(guī)律如圖10和圖11所示。試驗與《標(biāo)準(zhǔn)》所得風(fēng)力系數(shù)之間的對比見表3和表4。

圖10 各平臂姿態(tài)抱桿x向整體風(fēng)力系數(shù)Fig.10 Overall wind coefficients of the crane inx-direction for each flat arm attitude

圖11 各平臂姿態(tài)抱桿y向整體風(fēng)力系數(shù)Fig.11 Overall wind coefficients of the crane iny-direction for each flat arm attitude

由圖10、圖11可以得到:對于不同平臂姿態(tài)的抱桿整體x向風(fēng)力系數(shù)結(jié)果,其值均隨《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角的增加呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢,其中平臂在0°位置時,x向風(fēng)力系數(shù)在《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角75°時達到最大值2.48;平臂在22.5°和45°位置時,x向風(fēng)力系數(shù)在《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角90°時達到最大值,其值分別為2.40和1.69。觀察抱桿整體y向風(fēng)力系數(shù)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),平臂在0°位置時,其值呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律,并在《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角30°時取得最大值1.99;平臂在22.5°位置時,y向風(fēng)力系數(shù)隨《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角的增加先緩慢上升后快速下降,在《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角45°時取得最大值2.51;平臂在45°位置時,y向風(fēng)力系數(shù)《標(biāo)準(zhǔn)》范風(fēng)向角的增加波動上升,在《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角60°時達到最大值2.56,之后緩慢下降,并在《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角90°時接近x向風(fēng)力系數(shù)。

表3 抱桿整體模型x向風(fēng)力系數(shù)與《標(biāo)準(zhǔn)》取值對比Table 3 Comparisons of the x-direction wind coefficientsof overall crane model with the code values

表4 抱桿整體模型y向風(fēng)力系數(shù)與《標(biāo)準(zhǔn)》取值對比Table 4 Comparisons of the y-direction wind coefficientsof overall crane model with the code values

如表3和表4所示,x向風(fēng)力系數(shù)《標(biāo)準(zhǔn)》取值與試驗值之間的最大差值出現(xiàn)在0°平臂位置、《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角為45°時,《標(biāo)準(zhǔn)》取值與試驗結(jié)果相差-0.3(表3);y向風(fēng)力系數(shù)《標(biāo)準(zhǔn)》取值與試驗值最大差值出現(xiàn)在22.5°平臂位置、《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角為45°時,《標(biāo)準(zhǔn)》取值比風(fēng)洞試驗結(jié)果小0.58(表4),嚴(yán)重低估了y向風(fēng)力?？紤]相對誤差,在45°平臂位置、《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角為45°時,由于此時x向風(fēng)力系數(shù)的風(fēng)洞試驗結(jié)果為負(fù),因此其相對誤差達200%,然而差值絕對值并非特別顯著,其值為0.26;y向風(fēng)力系數(shù)的《標(biāo)準(zhǔn)》取值與試驗值相對誤差最大則出現(xiàn)在0°平臂位置、《標(biāo)準(zhǔn)》風(fēng)向角為0°時,《標(biāo)準(zhǔn)》取值比試驗結(jié)果大33%。

抱桿整體風(fēng)力系數(shù)的風(fēng)洞試驗結(jié)果與《標(biāo)準(zhǔn)》取值存在一定差異,且在某些風(fēng)向角下《標(biāo)準(zhǔn)》取值嚴(yán)重低估了抱桿風(fēng)力,故抱桿抗風(fēng)結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)驗算應(yīng)采用風(fēng)洞試驗結(jié)果。這種差異的主要原因是《標(biāo)準(zhǔn)》取值沒有考慮到干擾效應(yīng)。對于抱桿整體結(jié)構(gòu)而言,平臂屬于橫向結(jié)構(gòu),而抱桿其他部分則為豎向結(jié)構(gòu),其相互之間存在著風(fēng)效應(yīng)干擾。

4 抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)風(fēng)荷載的精細(xì)化計算

利用構(gòu)件總計法原理[14],開展了抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)的風(fēng)荷載精細(xì)化計算方法研究。構(gòu)件總計法能夠由單桿阻力系數(shù)推導(dǎo)得出格構(gòu)式結(jié)構(gòu)的整體體型系數(shù)。日本JEC-127—1979《送電用桿塔設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》(簡稱“JEC”)提出了構(gòu)件總計法[14]。該法物理意義明確,與風(fēng)洞試驗結(jié)果吻合較好,與通過密實度計算的整體體型系數(shù)相比有更高的精度[15-17]。

構(gòu)件總計法計算步驟為:1)基于桿件的截面形狀及長細(xì)比計算出迎風(fēng)面桿件的風(fēng)荷載;2)基于迎風(fēng)面和背風(fēng)面構(gòu)件的間隔距離計算出背風(fēng)面桿件風(fēng)荷載,繼而進行總計;3)對桿件之間的風(fēng)力干涉作用導(dǎo)致的影響進行修正,最后求出結(jié)果。除了標(biāo)準(zhǔn)節(jié)代表的正方形桁架之外,矩形桁架或桁架橫擔(dān)等的體型系數(shù)計算也均可采用此方法。

以圖12標(biāo)準(zhǔn)節(jié)塔架為例,若該塔架節(jié)間的等效體型系數(shù)取為μc,則其可表示為[14]:

(6)

式中:μk為桿件k的體型系數(shù);ηkf為桿件k迎風(fēng)面干擾系數(shù),以桿件迎風(fēng)面風(fēng)荷載與其無干擾下單根桿件體型系數(shù)之比表示;ηkb為桿件k背風(fēng)面干擾系數(shù),以桿件背風(fēng)面風(fēng)荷載與其無干擾下單根桿件體型系數(shù)之比表示;Ak為桿件k迎風(fēng)面積。

圖12 對稱塔架示意Fig.12 The schematic diagram of the symmetrical tower

同時定義塔架體型系數(shù)風(fēng)洞試驗值為μe并與式(6)得到的等效體型系數(shù)μc相比即為立體風(fēng)力干涉系數(shù)K=μe/μc:

(7)

如果已知不同工況下單根桿件體型系數(shù)μk、干擾系數(shù)ηk以及立體風(fēng)力干涉系數(shù)K,即可以通過式(8)進行簡便計算,獲取與風(fēng)洞試驗結(jié)果相近的體型系數(shù)取值。

(8)

式中:μ為構(gòu)件總計法計算所得的塔架節(jié)間體型系數(shù)。為方便設(shè)計應(yīng)用并從保守角度出發(fā),不同湍流度及雷諾數(shù)下前桿的干擾系數(shù)取1,重點考慮后桿受前桿負(fù)干擾效應(yīng)而導(dǎo)致體型系數(shù)增大的情形。由此式(8)即可簡化為式(9)[14],其中ηk即為后桿的干擾系數(shù),后文中統(tǒng)稱為干擾系數(shù)。

(9)

其中μk=γμk∝

式中:γ為長細(xì)比修正系數(shù),用以修正長細(xì)比對其體型系數(shù)的影響;μk∝為無限長二維流圓桿體型系數(shù)。

趙夏雙針對不同長細(xì)比桿件模型及不同間距的雙桿模型開展了相應(yīng)的風(fēng)洞試驗并總結(jié)出均勻?qū)恿鲌?湍流度Iu=0)下桿件體型系數(shù)μk∝、長細(xì)比修正系數(shù)γ以及背風(fēng)面荷載降低系數(shù)ηk的推薦公式[17],各系數(shù)取值如下:

(10a)

(10b)

ηk=-2.20/m+0.99ηk≤1

(10c)

其中m=S/D

式中:λ為桿件長細(xì)比;m為間距比;S為前后桿件間距;D為桿件直徑。

根據(jù)K=μe/μc及式(5)不同風(fēng)向角下標(biāo)準(zhǔn)節(jié)體型系數(shù)變化公式可得:

(11)

0°風(fēng)向角下,基于式(9)、式(10)計算得到標(biāo)準(zhǔn)節(jié)等效體型系數(shù)μc=2.01。由此得到不同風(fēng)向角下標(biāo)準(zhǔn)節(jié)立體風(fēng)力干涉系數(shù)K(θ)計算公式:

(12)

由此基于μ(θ)=μcK(θ)即可得到基于構(gòu)件總計法的不同風(fēng)向角下塔架標(biāo)準(zhǔn)節(jié)體型系數(shù)。由于構(gòu)件總計法物理意義明確,因此不同型號的抱桿塔身可通過式(9)、式(10)計算μc并結(jié)合式(11)來快速獲取相對準(zhǔn)確的各風(fēng)向角體型系數(shù)。

此外,構(gòu)件總計法可推廣至抱桿平臂等復(fù)雜結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載的精細(xì)化計算。構(gòu)件總計法在計算抱桿構(gòu)件體型系數(shù)的同時還可對關(guān)鍵部位桿件進行驗算,以提高抱桿安全系數(shù)及優(yōu)化抱桿用鋼量。

5 結(jié) 論

以在建的鳳城—梅里500 kV線路長江大跨越工程385 m高跨越塔為工程背景,開展了超大型組塔雙平臂抱桿的風(fēng)洞試驗研究,為重大工程施工期抗風(fēng)安全提供了保障。相關(guān)結(jié)論如下:

1)風(fēng)洞試驗結(jié)果表明抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)整體體型系數(shù)在各風(fēng)向角下的變化存在線性規(guī)律,并得到了標(biāo)準(zhǔn)節(jié)體型系數(shù)隨風(fēng)向角變化的擬合公式。

2)通過對比風(fēng)洞試驗與《標(biāo)準(zhǔn)》所得抱桿結(jié)構(gòu)整體風(fēng)力系數(shù)發(fā)現(xiàn):試驗所得x向風(fēng)力系數(shù)與《標(biāo)準(zhǔn)》較為接近,且結(jié)果略大于《標(biāo)準(zhǔn)》取值;試驗所得y向風(fēng)力系數(shù)與《標(biāo)準(zhǔn)》取值差異較大,主要在于《標(biāo)準(zhǔn)》簡化取值無法全面考慮塔頂與平臂之間的干擾效應(yīng);抱桿整體結(jié)構(gòu)體型系數(shù)的《標(biāo)準(zhǔn)》取值會偏于風(fēng)險,應(yīng)在抗風(fēng)設(shè)計驗算時予以重視,體型系數(shù)取值應(yīng)結(jié)合風(fēng)洞試驗結(jié)果綜合考慮。

3)基于風(fēng)洞試驗結(jié)果,并結(jié)合構(gòu)件總計法,得到了不同風(fēng)向角下抱桿標(biāo)準(zhǔn)節(jié)立體干涉風(fēng)力系數(shù)計算公式。對于不同型號的抱桿塔身,可基于文中方法的簡化公式(6)來快速獲取相對準(zhǔn)確的體型系數(shù)。