遮挡型格构式塔架风力特性试验研究

李正良，刘欣鹏，晏致涛，肖正直，俞登科

(1.重庆大学土木工程学院，重庆　400045； 2.重庆大学山地城镇建设与新技术教育部重点实验室，重庆　400045)

第一作者李正良男，博士, 教授，1963年生

遮挡型格构式塔架风力特性试验研究

李正良1，2，刘欣鹏1，晏致涛1，2，肖正直1，2，俞登科1

(1.重庆大学土木工程学院，重庆400045； 2.重庆大学山地城镇建设与新技术教育部重点实验室，重庆400045)

摘要：基于高频天平测力技术，对遮挡型格构式塔架模型进行不同遮挡距离、不同试验风速下的风洞试验，研究其对遮挡型格构式塔架顺风向、橫风向、扭转向平均风力系数以及对顺风向、橫风向基底弯矩功率谱的影响，并在此基础上利用最小二乘法对两个方向的功率谱进行了参数拟合。结果表明，遮挡距离是影响平均风力系数的重要影响因素，而试验风速仅对橫风向平均风力系数有影响；与平均风力系数相反，对于基底弯矩功率谱而言，试验风速对其影响显著，而遮挡距离在整个频段上对功率谱密度影响并不大；特定工况下极值脉动功率谱拟合效果较好，可用于遮挡型格构式塔架动力响应的频域计算中。

关键词：遮挡型格构式塔架；风洞试验；风力系数；功率谱；解析模型

基金项目：国家自然科学基金(51308568)

收稿日期：2014-03-10修改稿收到日期：2014-06-10

中图分类号:TU279.7+44；TU973+.213

文献标志码：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2015.11.018

Abstract:Based on high-frequency-force-balance technique, a model of an occluded latticed tower was tested in a wind tunnel under conditions of 3 kinds of wind speed, and 6 kinds of occluding distance to investigate mean force coefficients and power spectral densities(PSDs) of base moment. Based on these results, the analytical models of PSD for the base moment in two directions were fitted by applying the least-square method. It was shown that the occluding distance is an important factor to affect mean force coefficients; however, the wind speed is an important factor to affect PSDs of base moment; the analytical models of PSD of base moment agree well with the experimental results obtained with wind tunnel tests, they can be used to calculate wind-induced dynamic responses of occluded latticed towers in frequency domain.

Tests for wind force on occluded latticed towers

LIZheng-liang1,2,LIUXin-peng1,YANZhi-tao1,2,XIAOZheng-zhi1,2,YUDeng-ke1(1. School of Civil Engineering, Chongqing University, Chongqing 400045, China；2. Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area, Chongqing University, Ministry of Education, Chongqing 400045, China)

Key words:occluded latticed tower; wind tunnel test; wind force coefficient; power spectrum; analytical model

近年来，格构式塔架已被广泛应用于特高压输电系统中，故其受风荷载后的作用机理已得到了广泛关注[1-4]。

目前，国内外风工程界对格构式塔架顺风向风致振动的研究已较为成熟。Holmes[5-7]基于准定常假定，对格构式塔架顺风向风振响应做了较为充分的研究。Bayar[8]通过刚性模型高频天平测力试验, 测定了格构式塔架的静态风效应。Carril Jr[9]等在得到塔架平均和脉动阻力系数的基础上, 研究了风向角、挡风系数以及紊流度对阻力系数的影响。然而，大量现场实测和气动弹性模型风洞试验表明[10-13]，格构式塔架横风向风振响应甚至比顺风向还要大。邹良浩[14]等通过半刚性格构式塔架模型的高频测力天平风洞试验，推导了消除了模型共振对基底力谱的影响的公式，得到了格构式塔架的一阶广义荷载谱。梁枢果[15]等基于高频底座天平测力风洞试验，得到了三种典型的格构式塔架的顺风向、横风向与扭转向一阶振型广义荷载谱与均方根广义力系数。

图1　塔架结构形式Fig.1 Structure of lattice tower

然而随着我国西电东送项目等的展开，在戈壁荒漠地区出现了许多结构形式新颖的拉线塔。例如：双柱悬索拉线塔、拉V塔等。对于这一类拉线塔，往往存在格构式塔架相互遮挡的情形。对于此类塔架，本文定义为遮挡型格构式塔架。

虽然如上所述众多研究者对格构式塔架进行了大量研究，然而不难发现，上述研究都仅限于无遮挡型格构式塔架，对遮挡型格构式塔架的风力特性研究却尚属空白。所以研究格构式塔架在相互遮挡情况下的动力特性很有必要。基于高频底座测力天平的风洞试验，测得格构式塔架在不同遮挡间距、不同风速各工况下的顺风向、横风向、扭转向平均风力系数以及基底弯矩功率谱，试验结果可作为相似结构体系抗风设计参考。

1风洞试验简介

1.1试验模型

本次风洞试验模型均由铝合金材料制成，格构式塔架的杆件截面均为L型截面形式，几何缩尺比为1/30，其结构形式见图1。由于角钢宽度和厚度尺寸很小，很难完全满足几何缩尺比，所以在制作模型的过程中，尽量满足几何相似的情况下，为了增加模型刚度，适当增加L型角钢厚度。

图2　风场模拟结果Fig.2 Simulation of the wind field

1.2风场模拟

本次试验是在西南交通大学XNJD-3风洞完成，该风洞尺寸为22.5 m×4.5 m×36 m最大风速可达16.5 m/s，最低风速可控制在1 m/s。

本次风洞试验是在均匀风场和利用尖塔以及粗糙元模拟的B类风场中进行。试验中通过安装尖劈、格栅和多排分布的粗糙元，模拟了缩尺比为1/30的B类地貌紊流风场。在模型放置处测得的风场模拟结果见图2。结果表明风洞试验模拟的风场环境符合规范要求。

1.3测试方法及数据处理

本次试验模型由两座刚性塔架模型组成(见图3)。

图3　遮挡塔架模型Fig.3 Model of occluded tower

试验时将被测塔架放置在试验段中心，通过调整遮挡距离(遮挡距离分别为：5D、10D、15D、20D、25D、30D，D为模型横截面宽度)，在均匀流场中测得不同遮挡距离下的顺风向、横风向、扭转向平均风力系数(均匀流场中的试验风速分别为4.5 m/s、6.1 m/s、7.2 m/s)，在B类地表粗糙度紊流场中测得在不同遮挡距离下顺风向、横风向基底弯矩功率谱(遮挡条件同均匀流场)，试验风速分别为VH=4.41 m/s、5.47 m/s、6.82 m/s，其中VH为塔顶平均风速。被挡塔架模型上的气动力由高频五分量测力天平测得，天平5个通道的采样频率均为256 Hz，采样时间为200 s。由于塔架整体高度较高，为了消除模型一阶振型共振对测得的基底力的影响，采用邹良浩等提出的方法，对试验数据进行处理。

2试验结果及影响因素分析

2.1塔架体轴平均风力系数

(3)

(4)

(5)

式中:U为试验风速；ρ为空气密度；S和D分别为模型迎风面轮廓面积和模型底部宽度；φ(挡风系数)=迎风面挡风面积/迎风面轮廓面积=0.326。

图5为在均匀流场中，不同风速、不同遮挡距离下测得格构式塔架模型无量纲顺风向、横风向以及扭转向平均风力系数。

2.1.1顺风向风力系数

由图5(a)可知，风速对顺风向平均风力系数影响不大，在三种风速条件下(4.5 m/s、6.1 m/s、7.2 m/s)测得的基底剪力系数基本一致，但遮挡距离对其影响比较显著，从图中可以看出，三种风速下，顺风向平均风力系数随遮挡距离的增大先减小后增大，在遮挡距离达到15D时其数值达到最小值，随着遮挡距离为20D时达到最大值，之后遮挡距离继续增大但顺风向风力系数变化不大。由于双柱悬索拉线塔结构体系上的特点，主要关注遮挡距离在10～25D之间平均力系数变化趋势，在此范围内，风力系数最大值与最小值分别为2.1(20D)、1.8(15D)，由此可知，顺风向平均力系数在15D～20D范围内变化显著，这种情况正好发生在双柱悬索拉线塔的塔中部位。

图5　遮挡塔架平均风力系数Fig.5 Mean force coefficients of occluded lattice tower

2.1.2横风向以及扭转向风力系数

图5(b)为格构式塔架模型无量纲横风向平均风力系数随风速及遮挡距离的变化规律，由图可知，横风向力系数随遮挡距离的变化趋势与顺风向规律基本相同，随着遮挡距离的不断增大，其数值先减小再增大，分别在15D和30D达到最小和最大值，但当遮挡距离大于20D之后，横风向力系数变化比较缓慢。与顺风向不同的是，横风向力系数不仅与遮挡距离有关，试验风速也对其有着直接的影响，由图5(b)可知，横风向力系数，随着试验风速的增大而增大，在三种试验风速下，其最大值发生在风速为7.2 m/s，遮挡距离为25D时，其值接近0.1。由图5(c)可知，扭转向平均力系数总体上很小，遮挡距离以及风速对其影响并不明显，故可以忽略不计。

由上述分析可知，遮挡距离对结构顺风向以及横风向风力系数影响显著，且顺、横两个方向风力系数随遮挡距离的变化规律相似，当遮挡距离为15D时，无论是对顺风向力系数亦或横向风力系数遮挡效应最明显。与遮挡距离不同，试验风速仅对横风向风力系数影响显著，其风力系数随试验风速的增大而增大，特定工况下变化率高达50%，但就总体而言，橫风向力系数绝对值较小，对结构的整体影响不大。对于扭转向平均风力系数而言，其绝对值总体上很小，由图可知遮挡距离以及试验风速对其影响并不明显，可以忽略。

2.1.3顺风向风力系数与各国规范的对比

为了与规范结果对比，图6给出了顺风向日本标准(AIJ2004)[16]、英国标准(BS8100:1986)[17]、ASCE标准(ASCE7-02)[18]、澳大利亚/新西兰标准(AS/NZS1170.2-2002)[19]以及印度规范(IS:875-1987)[20]规定的格构式塔架阻力系数。

图6　各国规范阻力系数Fig.6 Drag coefficient ofdifferent countries

由图6可知，就顺风向而言,大多数国家规范(BS8100:1986、ASCE7-02、AIJ2004、AS/NZS1170.2-2002)规定的阻力系数较为接近。在挡风系数φ≤0.4的范围内，印度规范规定的顺风向阻力系数比其他国家规定的阻力系数都要大10%。本次试验模型挡风系数φ=0.326，极值阻力系数为2.1试验结果小于大多数国家规范给出的阻力系数。

2.2塔架风荷载功率谱特性

这里重点关注特定风向角下，遮挡距离以及试验风速对格构式塔架风荷载功率谱的影响，所以本次试验是在0°风向角下，分别考察遮挡距离(5～30D)，试验风速(4.41 m/s、5.47 m/s、6.82 m/s)对格构式塔架顺风向、橫风向基底弯矩谱的影响。

2.2.1遮挡距离对基底弯矩谱的影响

图7所示风速分别取4.41 m/s、5.47 m/s、6.82 m/s，遮挡距离(5～30D)对格构式塔架顺风向、橫风向基底弯矩谱的影响。

图7　6种遮挡距离下的基底弯矩功率谱Fig.7 Power spectrum densities of 6 kinds of occluding distances

对于顺风向基底弯矩谱，当试验风速较低时(VH=4.41 m/s)，遮挡距离对弯矩谱影响不大，从图7可知，6种遮挡条件下顺风向基底弯矩谱基本相同，其无量纲广义气动力谱峰值在0.16左右，与其对应的折减频率为0.2，低频段与高频段的斜率也基本一致。当试验风速提高至VH=5.47 m/s时，遮挡距离为20D的顺风向基底弯矩谱要明显大于其他遮挡条件下的基底弯矩谱，其谱峰值及其对应的折减频率分别为0.08、0.18。当达到最高试验风速VH=6.82 m/s，遮挡距离为25D的顺风向基底弯矩谱在整个频段上最大，其谱峰值及与之对应的折减频率分别为0.08、0.13。由此可知，在低风速下，遮挡距离对顺风向基底弯矩谱影响并不明显，当风速提高时，某一遮挡距离会明显大于其他遮挡距离下的功率谱。这一现象应该是由于遮挡塔体的存在，使得顺风向漩涡脱落再附着而引起的。当遮挡距离达到某一临界值时，遮挡塔架造成的脱落漩涡，重新附着于被挡塔架塔身处，而造成该遮挡距离下阻力谱值急剧增大。

对于橫风向基底弯矩谱，在相同试验风速下，遮挡距离对基底弯矩谱的影响并不明显，即使是在较高试验风速不同遮挡距离下测得的橫风向基底弯矩谱在整个频段上也大致相同，由此得出，遮挡距离对橫风向基底弯矩谱的影响并不显著。

2.2.2风速对基底弯矩谱的影响

图8为遮挡距离相同时(由于篇幅原因仅给出典型遮挡距离)，不同试验风速对顺风向、橫风向基底弯矩谱的影响。可以看出试验风速对基底弯矩谱影响显著，随着试验风速的增加，基底弯矩谱峰值频率前移，谱峰带宽逐渐减小，谱峰值随试验风速的增大而明显减小。总体来看，顺风向、橫风向基底弯矩谱都体现了这一规律。

从总体而言，在相同工况下，橫风向基底弯矩谱均大于顺风向基底弯矩谱，出现这一现象的原因从遮挡塔体处脱落的漩涡造成被遮塔体处紊流度增大，紊流中自带的微小漩涡使被遮塔体脱涡变得复杂，使之逐渐包含了较大的脱落频率范围，进而造成被遮塔体橫风向涡激振动加剧。

2.3塔架基底弯矩功率谱模型

通过数据处理并消除模型的一阶振型共振影响后，测得在特定风向角下不同试验风速、不同遮挡距离下的顺风向、橫风向基底弯矩谱。由于结构抗风设计主要考虑的是极值风响应，故仅给出塔顶平均风速为4.41 m/s，遮挡距离为20D的顺风向、横风向基底弯矩解析模型。

图8　3种风速下的基底弯矩功率谱Fig.8 Power spectrum densities of 3 kinds of wind speed

图9为顺风向和横风向基底弯矩谱的试验结果和拟合的经验公式的对比图，通过比较可知，拟合结果非常接近。

2.3.1顺风向基底弯矩功率谱

格构式塔架顺风向动力风荷载主要是由顺风向风紊流引起的，不同风速、不同遮挡距离下测得的顺风向基底弯矩谱较相似，呈单峰形状，与顺风向紊流谱的特征相同。采用式(6)表达顺风向无量纲基底弯矩功率谱：

(6)

(7)

2.3.2橫风向基底弯矩功率谱

与顺风向基底弯矩谱相比较，格构式塔架橫风向基底弯矩功率谱卓越频率变化不大，其谱峰位置约在折减频率0.15～0.2，且比较稳定。但是其谱峰值已接近1.8，是顺风向基底弯矩谱峰值的10倍左右。橫风向脉动荷载主要以涡旋脱落激励为主，且在本试验条件下，未出现横风向气流再附着引起的第二尖峰，采用式(8)表达橫风向无量纲基底弯矩功率谱：

图9　试验数据与荷载谱模型对比Fig.9 Comparison of spectrum between experiment results and proposed formulae

(8)

(9)

3结论

(1)格构式塔架顺风向平均风力系数受遮挡距离影响较大，且当遮挡距离在15～20d时，其值变化最敏感，遮挡效应最为显著。但风速对顺风向平均风力系数影响并不明显。

(2)格构式塔架橫风向平均风力系数不仅受遮挡距离的影响，风速对其的影响也较显著，其值随风速增大而增大，在特定工况下变化率高达50%。但就整体而言，橫风向风力系数绝对值较小，故与顺风向力系数相比其对该类塔体的影响较小。

(3)对于顺风向基底弯矩功率谱，遮挡距离对其影响在整个频段上并不明显，不同遮挡距离下的功率谱函数在整个频段上基本一致。但试验风速对其影响较显著，其谱峰值随试验风速的增加而显著减小，频带变宽。

(4)橫风向基底弯矩谱功率谱的变化规律同顺风向基底弯矩谱基本一致，但橫风向谱峰值是顺风向谱峰值的10倍左右。

(5)针对两个方向基底弯矩功率谱的形成机理以及谱形特征，分别用两种不同的荷载模型进行参数拟合，且动力风荷载解析模型与风洞试验结果总体吻合较好。

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