不銹鋼管輸電塔塔身節(jié)段模型風(fēng)洞試驗概況

  不銹鋼管輸電塔塔身節(jié)段模型和單片迎風(fēng)面桁架模型采用亞克力薄壁玻璃管按1∶20的縮尺比制作，塔身節(jié)段主材、斜材的布局與位置參考不銹鋼管塔高度處塔身節(jié)段設(shè)計。為了得到鋼管輸電塔背風(fēng)面荷載降低系數(shù)，設(shè)計制作不銹鋼管輸電塔單片桁架模型，桿件及軸線尺寸與塔身模型迎風(fēng)面保持一致.試驗?zāi)Ｐ凸潭ㄓ阡X制底板，并對底板做擋風(fēng)處理，避免其受到風(fēng)荷載作用而對試驗結(jié)果產(chǎn)生干擾。通過改變模型桿件直徑，設(shè)計制作迎風(fēng)面密實度分別為0.12、0.18、0.28、0.33的4類塔身節(jié)段及單片鋼管桁架模型，寬高比如圖所示.最大阻塞率為0.8%，滿足阻塞率要求.為了減小風(fēng)洞底部邊界層的影響，將模型抬高0.2m，并在模型上下端安裝水平擋板，使模型在二維流場下進(jìn)行測力試驗。

  不銹鋼管輸電塔高頻天平測力風(fēng)洞試驗在浙江大學(xué)邊界層風(fēng)洞試驗室ZD-1內(nèi)進(jìn)行。該風(fēng)洞試驗室是閉口回流式矩形截面單試驗段風(fēng)洞，試驗段尺寸為4m×3m×18m（寬×高×長）。ZD-1風(fēng)洞采用自主研發(fā)的多功能豎向隔柵組合裝置模擬均勻湍流場，如圖所示.實測均勻湍流場下湍流度剖面如圖5所示.圖中,為測點距風(fēng)洞底板的高度。由圖可知，試驗?zāi)Ｐ透叨确秶鷥?nèi)來流湍流度約為8.5%.采用德國ME-SYSTEM公司生產(chǎn)的高頻動態(tài)測力天平K3D120測量模型所受到的風(fēng)荷載，其量程為橫風(fēng)向力kN，順風(fēng)向力kN，測量精度為全量程的0.5%.在各工況下，天平采樣頻率均設(shè)定為300 Hz，采樣時間為30秒。限于篇幅，不涉及不銹鋼管輸電塔角度風(fēng)分配系數(shù)的研究，因此所有工況下的風(fēng)向角均為0°，即來流垂直迎風(fēng)面桁架。本試驗在均勻?qū)恿鲌龊途鶆蛲牧鲌鲞M(jìn)行且安裝了上下端的水平擋板以構(gòu)造二維流，故在計算氣動力參數(shù)時認(rèn)為風(fēng)速和湍流度沿模型高度固定不變。

   2類流場下不銹鋼管塔背風(fēng)面荷載降低系數(shù)如圖所示，由圖可知：在2類流場下，背風(fēng)面荷載降低系數(shù)整體小于中國規(guī)范建議值，且均隨風(fēng)速的增加而逐漸增大，表明風(fēng)速的增大會使迎風(fēng)面桁架對背風(fēng)面桁架的遮擋效應(yīng)逐漸減弱；在風(fēng)速接近20 m/s時，上述2類流場下的背風(fēng)面荷載降低系數(shù)趨于穩(wěn)定，其中均勻?qū)恿鲌鱿纶吔?.77，均勻湍流場下趨近于0.85；整體而言，均勻湍流場下背風(fēng)面荷載降低系數(shù)在各風(fēng)速下均大于均勻?qū)恿鲌鱿碌慕Y(jié)果，表明在亞臨界雷諾數(shù)的來流條件下，湍流度的增加同樣會使迎風(fēng)面桿件對背風(fēng)面桿件的遮擋效應(yīng)減弱.從串列雙柱繞流機理角度分析，來流湍流度的增加使得前柱的渦脫減弱且渦脫更為無序，從而使得前柱對后柱的干擾效應(yīng)減小，后柱體型系數(shù)增加，即背風(fēng)面荷載降低系數(shù)增加.綜上所述，在亞臨界雷諾數(shù)的試驗條件下，湍流度的增加會導(dǎo)致：單片桁架體型系數(shù)減??；迎風(fēng)面桿件對背風(fēng)面桿件遮擋效應(yīng)減弱，即背風(fēng)面荷載降低系數(shù)增加。上述2類效應(yīng)的相互作用導(dǎo)致鋼管塔塔身節(jié)段體型系數(shù)與均勻?qū)恿鲌鱿碌脑囼灲Y(jié)果相差不大。

  單片桁架體型系數(shù)隨密實度變化的實測結(jié)果如圖所示，并與中國、日本和英國輸電線路設(shè)計規(guī)范的建議值進(jìn)行對比。由圖可以看出：在均勻湍流場下，單片桁架體型系數(shù)的實測值總體隨密實度的增加而逐漸減小，與日本規(guī)范中亞臨界雷諾數(shù)下圓截面構(gòu)件體型系數(shù)變化趨勢保持一致，而中國規(guī)范并未考慮密實度對的影響；單片鋼管桁架體型系數(shù)的實測值總體大于中國規(guī)范取值，且在小密實度的情況下偏大程度較為明顯，因此建議中國規(guī)范，考慮密實度對單片鋼管桁架體型系數(shù)的影響.忽略密實度對的影響可能導(dǎo)致在設(shè)計小密實度不銹鋼管輸電塔時低估的取值。不銹鋼管塔塔身節(jié)段體型系數(shù)隨密實度變化的試驗結(jié)果如圖所示，并與美國等國內(nèi)外規(guī)范進(jìn)行對比.由圖可以看出：在均勻湍流場下，來流風(fēng)速對塔身節(jié)段體型系數(shù)的影響較小；隨密實度的增加，從2.08逐漸下降到約1.80，變化趨勢與圖中所列規(guī)范對于亞臨界雷諾數(shù)下鋼管塔體型系數(shù)的建議取值的變化趨勢一致；實測總體與中國規(guī)范建議取值較吻合，在常見密實度范圍內(nèi)(~0.3），實測值偏大不超過5.0%，可認(rèn)為中國規(guī)范對于亞臨界下的建議值滿足工程要求。

  如表所示為不銹鋼管塔塔身節(jié)段體型系數(shù)隨寬高比變化的實測結(jié)果，并與中國規(guī)范和英國規(guī)范進(jìn)行對比。寬高比的增加導(dǎo)致迎風(fēng)面桿件對背風(fēng)面桿件的遮擋效應(yīng)減小，背風(fēng)面桿件所受到的風(fēng)荷載增加，因此塔身節(jié)段的體型系數(shù)隨寬高比的增加而增大.在均勻湍流場下的實測結(jié)果證實了上述推論.由表可知：

1）隨著寬高比的增大，塔身節(jié)段體型系數(shù)從1.97逐漸增大到2.14；

2）當(dāng)寬高比較小時，實測結(jié)果與中國規(guī)范吻合較好，但與英國規(guī)范的偏離程度較大；

3）當(dāng)寬高比較大時，實測結(jié)果與中國規(guī)范偏差相對較大，所以在設(shè)計較大寬高比的鋼管輸電塔時，中國規(guī)范對于塔身節(jié)段體型系數(shù)的建議取值偏不安全。

  如圖所示為不銹鋼管塔背風(fēng)面荷載降低系數(shù)隨密實度變化的實測結(jié)果，并與國內(nèi)外規(guī)范進(jìn)行對比.由圖可以看出：在均勻湍流場下，背風(fēng)面荷載降低系數(shù)實測值整體介于中國規(guī)范和英國規(guī)范之間，當(dāng)密實度較大時，實測值與中國規(guī)范吻合較好，但當(dāng)密實較小時，實測值較中國規(guī)范偏小程度較大，與英國規(guī)范較接近。寬高比的影響如表所示為當(dāng)密實度為0.18時不銹鋼管塔背風(fēng)面荷載降低系數(shù)隨寬高比變化的試驗結(jié)果，并與中國規(guī)范和英國規(guī)范進(jìn)行對比.由表可以看出：在均勻湍流場下，隨著寬高比的增加，鋼管塔背風(fēng)面荷載降低系數(shù)從0.69逐漸增大到0.83，表明隨著寬高比的增加，迎風(fēng)面桿件對背風(fēng)面桿件的遮擋效應(yīng)逐漸減弱；實測總體介于中國規(guī)范和英國規(guī)范之間，當(dāng)較小時，實測值較中國規(guī)范偏離程度較大.結(jié)合實測數(shù)據(jù)和英國規(guī)范，認(rèn)為中國規(guī)范對不銹鋼管輸電塔背風(fēng)面荷載降低系數(shù)取值存在一定程度的高估.基于實測結(jié)果，建議對鋼管塔背風(fēng)面荷載降低系數(shù)進(jìn)行調(diào)整。

  在亞臨界雷諾數(shù)的試驗條件下，湍流度的增加導(dǎo)致單片桁架體型系數(shù)的減小以及背風(fēng)面荷載降低系數(shù)的增大，同時結(jié)合圓柱繞流機理對上述現(xiàn)象的產(chǎn)生原因進(jìn)行分析可知，均勻湍流場下鋼管塔塔身節(jié)段體型系數(shù)和均勻?qū)恿鲌鱿碌脑囼灲Y(jié)果不存在顯著差異。單片鋼管桁架體型系數(shù)的試驗結(jié)果總體大于中國規(guī)范取值，且在小密實度的情況下偏大程度較為明顯，建議中國規(guī)范考慮密實度對單片鋼管桁架體型系數(shù)的影響。隨著寬高比的增加，鋼管塔背風(fēng)面荷載降低系數(shù)逐漸增大，表明寬高比的增加會使迎風(fēng)面桿件對背風(fēng)面桿件的遮擋效應(yīng)減弱。中國規(guī)范對不銹鋼管輸電塔背風(fēng)面荷載降低系數(shù)的取值在小密實度的情況下存在一定程度的高估，建議對鋼管輸電塔背風(fēng)面荷載降低系數(shù)進(jìn)行部分調(diào)整。