浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2019, 53(5): 910-916 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2019.05.011

土木与水利工程

不同流场下钢管输电塔塔身气动力特性

卞荣,, 楼文娟,, 李航, 赵夏双, 章李刚

Aerodynamic characteristics of steel tubular transmission tower in different flow fields

BIAN Rong,, LOU Wen-juan,, LI Hang, ZHAO Xia-shuang, ZHANG Li-gang

通讯作者: 楼文娟，女，教授. orcid.org/0000-0002-7276-7126. E-mail: louwj@zju.edu.cn

收稿日期: 2018-03-30  

Received: 2018-03-30  

作者简介 About authors

卞荣（1970—），男，高级工程师，从事输电线路设计研究.orcid.org/0000-0002-4221-1231.E-mail:bianrong1@163.com , E-mail：bianrong1@163.com

摘要

根据SZ27102钢管输电塔塔身1/3高度处的典型节段截面尺寸，设计制作不同密实度和宽高比的塔身节段模型及迎风面单片桁架模型. 分别在均匀层流场和均匀湍流场下开展高频测力风洞试验，获得迎风面单片桁架体型系数、背风面荷载降低系数和塔身节段体型系数等气动力参数. 结果表明，高湍流度来流条件会导致单片桁架体型系数的减小以及背风面荷载降低系数的增大，从而导致2类流场下钢管塔塔身节段体型系数较接近. 对于单片钢管桁架体型系数，中国规范推荐取值总体小于试验值，且当密实度较小时偏小程度较明显，建议规范考虑密实度对单片钢管桁架体型系数的影响，适当提高单片钢管桁架体型系数；对于背风面荷载降低系数，中国规范取值大于试验值，也大于英国规范取值，建议中国规范对钢管输电塔背风面荷载降低系数做部分调整.

关键词： 钢管输电塔 ; 塔身节段 ; 均匀湍流场 ; 体型系数 ; 背风面荷载降低系数

Abstract

Tower body section and single windward frame models with different solidity ratios and aspect ratios were designed and constructed based on the section size of a typical panel at 1/3 height of SZ27102 steel tubular transmission tower. Wind tunnel tests were carried out in uniform laminar flow and uniform turbulent flow fields based on high-frequency-force-balance technique. The drag coefficients of single windward frames, shielding factors and overall drag coefficients of tower body section were measured and analyzed. Results showed that high intensity turbulence reduced the drag coefficients of single frames and increased the shielding factors, therefore the overall drag coefficients of tower body section measured in two flow fields were almost equal. The drag coefficients of single frames suggested by Chinese code were smaller than the measured values, particularly when the solidity ratio was small. It is suggested that the drag coefficients of single frames in Chinese code should be increased with consideration of the effect of solidity ratio. Some adjustment for the shielding factors are suggested as the values suggested by Chinese code are larger than the measured values and those suggested by British code.

Keywords： steel tubular transmission tower ; tower body section ; uniform turbulent flow field ; drag coefficient ; shielding factor

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本文引用格式

卞荣, 楼文娟, 李航, 赵夏双, 章李刚. 不同流场下钢管输电塔塔身气动力特性. 浙江大学学报(工学版)[J], 2019, 53(5): 910-916 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2019.05.011

BIAN Rong, LOU Wen-juan, LI Hang, ZHAO Xia-shuang, ZHANG Li-gang. Aerodynamic characteristics of steel tubular transmission tower in different flow fields. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2019, 53(5): 910-916 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2019.05.011

目前特高压、远距离输电线路配套保障已经成为中国能源转型战略中的关键因素. 钢管输电塔与传统的角钢输电塔相比，具有构件体型系数较小、相同截面积下回转半径比更大、构造相对简单、用钢量较为节省等优点，因而在目前的输电线路建设中得到了越来越广泛的应用.

邹良浩等[1]对典型格构式塔架进行高频天平测力试验，得到在不同试验风速下的整体体型系数；程志军等[2]测试全塔气动弹性模型的体型系数；沈国辉等[3]研究2类风场下钢管塔的整体体型系数，建议对均匀层流场下获得的体型系数进行修正. 以上研究主要侧重于输电塔全塔的整体体型系数. 在实际输电塔结构中，塔身各节段的密实度（即塔架迎风面构件的投影面积 ${A_{\rm{s}}}$ 与塔架轮廓面积 $A_{\rm{c}}$ 的比值）存在较大变化，从而会导致背风面杆件所受到的尾流干扰等发生较大变化，因此有必要对输电塔塔身节段气动力特性进行深入研究.

楼文娟等[4]对角钢输电塔节段模型进行同步测压试验，得到体型系数沿杆件展长的分布规律；顾明等[5-6]对格构式塔架塔身节段进行高频天平测力试验；肖春云等[7]研究钢管输电塔体型系数沿输电塔高度方向的变化，认为输电塔各节段体型系数存在差异，呈现随高度增加而逐渐减小的趋势，但并未讨论密实度对各节段体型系数的影响；Carril等[8]对不同密实度和宽高比的格构式角钢塔塔身节段进行测力试验；杨风利等[9]在均匀层流场下对不同宽高比的钢管输电塔进行风洞试验，研究不同宽高比对钢管输电塔背风面荷载降低系数的影响，但未考虑塔身侧面杆件的影响. Yang等[10]研究风向角对钢管输电塔塔身节段气动力系数的影响. 目前，探讨多参数（密实度、宽高比、雷诺数等）对钢管输电塔塔身节段气动力影响的研究尚不多见. 来流条件同样会影响节段模型测力试验结果. 张庆华等[11]在不同湍流度下对格构式角钢塔进行测力试验，认为风场对塔架结构的平均风力系数影响较小. 李加武等[12]认为湍流度可以减缓桥梁断面体型系数的雷诺数效应. 顾明等[13]总结了工程结构雷诺数效应的进展.

目前，国内外钢管输电塔荷载规范[14-16]考虑了雷诺数对体型系数的影响，但均未讨论湍流度 ${I_{\rm{u}}}$ 的影响.而圆杆构件体型系数对湍流度较为敏感且实际风环境具有较大的湍流度，湍流度的影响不容忽视. 此外，对比国内外规范可知，中国规范[14]对于单片钢管桁架体型系数的建议取值与国外规范[15-16]的建议取值较接近，而背风面荷载降低系数和塔身节段体型系数的建议取值均存在一定偏差，取值的合理性与准确性有待进一步检验.

以SZ27102钢管输电塔塔身的某一典型节段为研究对象，设计制作不同密实度 $\phi $ 和宽高比 $b/a$ 的钢管塔塔身节段模型，并设计制作对应密实度的单片迎风面桁架；在均匀层流场（ ${I_{\rm{u}}} = 0$）和均匀湍流场（ ${I_{\rm{u}}} = 8.5\% $）下对上述刚性模型进行高频天平测力试验，获得迎风面单片桁架体型系数、背风面荷载降低系数和塔身节段体型系数等气动力参数；与国内外钢管输电塔设计规范进行对比，提出气动力参数的建议取值；此外对湍流作用下钢管输电塔气动力的影响机制进行深入研究.

1. 风洞试验概况

1.1. 试验模型

钢管输电塔塔身节段模型和单片迎风面桁架模型采用亚克力薄壁玻璃管按1∶20的缩尺比制作，塔身节段主材、斜材的布局与位置参考SZ27102钢管塔1/3高度处塔身节段设计. 为了得到钢管输电塔背风面荷载降低系数，设计制作钢管输电塔单片桁架模型，杆件及轴线尺寸与塔身模型迎风面保持一致. 试验模型固定于铝制底板，并对底板做挡风处理，避免其受到风荷载作用而对试验结果产生干扰.

通过改变模型杆件直径，设计制作迎风面密实度分别为0.12、0.18、0.28、0.33的4类塔身节段及单片钢管桁架模型（见图1和表1），宽高比 $b/a$ 如图2所示. 最大阻塞率为0.8%，满足阻塞率要求. 为了减小风洞底部边界层的影响，将模型抬高0.2 m，并在模型上下端安装水平挡板，使模型在二维流场下进行测力试验，如图3所示.

表 1   塔身节段及单片桁架模型基本参数

Tab.1  Basic parameters of tower body section and single frame models

模型类型 模型编号 b/a $\phi $
单片桁架 1 − 0.18
2 − 0.12
3 − 0.28
4 − 0.33
塔身节段 5 1.0 0.18
6 1.0 0.12
7 1.0 0.28
8 1.0 0.33
9 1.5 0.18
10 2.0 0.18

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图 1

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图 1   塔身节段模型试验照片

Fig.1   Experimental pictures of tower body section models


图 2

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图 2   节段模型宽高比俯视图

Fig.2   Vertical view of aspect ratio of section model


图 3

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图 3   钢管输电塔节段模型测力风洞试验

Fig.3   Wind tunnel force measuring test of steel tubular transmission tower section model


1.2. 流场模拟与试验装置

钢管输电塔高频天平测力风洞试验在浙江大学边界层风洞试验室ZD-1内进行. 该风洞试验室是闭口回流式矩形截面单试验段风洞，试验段尺寸为4 m×3 m×18 m（宽×高×长）. ZD-1风洞采用自主研发的多功能竖向隔栅组合装置模拟均匀湍流场，如图4所示. 实测均匀湍流场下湍流度剖面如图5所示. 图中, $H$ 为测点距风洞底板的高度. 由图5可知，试验模型高度范围内来流湍流度约为8.5%.

图 4

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图 4   风洞中竖向格栅实物图

Fig.4   Physical map of vertical grilles in wind tunnel


图 5

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图 5   均匀湍流场湍流度剖面

Fig.5   Profiles of turbulence intensity in uniform turbulent flow field


采用德国ME-SYSTEM公司生产的高频动态测力天平K3D120测量模型所受到的风荷载，其量程为横风向力 ${F_x} = 1 $ kN，顺风向力 ${F_y} = 1$ kN，测量精度为全量程的0.5%. 在各工况下，天平采样频率均设定为300 Hz，采样时间为30 s. 限于篇幅，不涉及钢管输电塔角度风分配系数的研究，因此所有工况下的风向角均为0°，即来流垂直迎风面桁架.

1.3. 试验数据处理

本试验在均匀层流场和均匀湍流场进行且安装了上下端的水平挡板以构造二维流，故在计算气动力参数时认为风速和湍流度沿模型高度固定不变. 单片桁架体型系数 $C_{\rm{D}}^{(1)}$ 和塔身节段的体型系数 $C_{\rm{D}}^{(2)}$ 表达式分别为

$C_{\rm{D}}^{(1)} = {{2F_x^{(1)}} \Big/ {(\rho {v^2}A}}),$

$C_{\rm{D}}^{(2)} = {\rm{2}}F_x^{(2)}{\rm{\Big/(}}\rho {v^2}A).$

式中： $F_{{x}}^{(1)}$ 为单片钢管桁架（塔身节段迎风面桁架）顺风向基底力平均值； $F_{{x}}^{(2)}$ 为塔身节段顺风向基底力平均值； $\rho $ 为空气密度，取1.23 kg/m3；v 为来流平均风速，风速参考点高度为0.5 m；A 为单片钢管桁架模型各杆件的总投影面积.

背风面荷载降低系数表达式为

$\eta = C_{\rm{D}}^{(2)}/C_{\rm{D}}^{(1)} - 1.$

2. 钢管输电塔试验结果与分析

2.1. 不同流场下风速对气动力系数的影响

2.1.1. 单片桁架体型系数

当 $\phi $ = 0.18， $b/a = 1.0$ 时，在均匀湍流场（ ${I_{\rm{u}}} = 8.5\% $）和均匀层流场（ ${I_{\rm{u}}} = 0$）下单片桁架体型系数随来流风速的变化关系如图6所示. 其中，虚线为中国(DL/T)输电线路设计规范中单片桁架体型系数在亚临界雷诺数下的取值. 由图6可以看出：1）在2类流场下，单片桁架体型系数均随风速的增大而略微减小，在风速接近16 m/s时，单片桁架体型系数逐渐趋于稳定，其中，在均匀湍流场下 $C_{\rm{D}}^{(1)}$ 趋近于1.10，在均匀层流场下 $C_{\rm{D}}^{(1)}$ 趋近于1.16，均大于中国规范建议取值1.04；2）在相同风速变化范围内（10~21 m/s），在均匀湍流场下 $C_{\rm{D}}^{(1)}$ 下降幅度为3.5%，较均匀层流场下 $C_{\rm{D}}^{(1)}$ 下降幅度（4.9%）略小；3）在均匀湍流场下 的 $C_{\rm{D}}^{(1)}$ 较均匀层流场下的结果整体偏小，说明在亚临界雷诺数的来流条件下，湍流度的增加会导致圆管构件体型系数的减小. 从圆柱绕流机理角度分析，高湍流度来流条件下圆截面杆件绕流分离点后移，背风侧负压绝对值减小，从而导致杆件体型系数下降. 2类流场下圆柱绕流模式的不同导致单片钢管桁架体型系数的差异.

图 6

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图 6   2类流场下单片桁架体型系数随来流风速的变化

Fig.6   Variation of drag coefficients of single frames with wind velocity in two wind flow fields


2.1.2. 塔身节段体型系数

当 $\phi = 0.18$， $b/a = $1.0时，2类流场下钢管塔塔身节段体型系数随来流风速的变化如图7所示. 由图可以看出：1）在均匀层流场下，塔身节段体型系数 $C_{\rm{D}}^{(2)}$ 随风速增加而逐渐增大，增长幅度不明显，当风速达到18 m/s时， $C_{\rm{D}}^{(2)}$ 逐渐稳定于2.05；2）在均匀湍流场下，塔身节段体型系数与风速之间并未呈现明显的相关关系，统计得到各风速下的体型系数均值为2.03，与均匀层流场下的稳定值较接近. 由此可知，在亚临界来流条件下， ${I_{\rm{u}}} $=8.5% 的均匀湍流场未能显著影响钢管塔塔身节段体型系数.

图 7

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图 7   2类流场下塔身节段体型系数随来流风速的变化

Fig.7   Variation of drag coefficients of tower body section with wind velocity in two wind flow fields


2.1.3. 背风面荷载降低系数

当 $\phi = 0.18$， $b/a = $1.0 时，2类流场下钢管塔背风面荷载降低系数如图8所示. 由图可知：1）在2类流场下，背风面荷载降低系数 $\eta $ 整体小于中国规范建议值，且均随风速的增加而逐渐增大，表明风速的增大会使迎风面桁架对背风面桁架的遮挡效应逐渐减弱；2）在风速接近20 m/s时，上述2类流场下的背风面荷载降低系数趋于稳定，其中均匀层流场下 $\eta $ 趋近于0.77，均匀湍流场下 $\eta $ 趋近于0.85；3）整体而言，均匀湍流场下背风面荷载降低系数在各风速下均大于均匀层流场下的结果，表明在亚临界雷诺数的来流条件下，湍流度的增加同样会使迎风面杆件对背风面杆件的遮挡效应减弱. 从串列双柱绕流机理角度分析[17]，来流湍流度的增加使得前柱的涡脱减弱且涡脱更为无序，从而使得前柱对后柱的干扰效应减小，后柱体型系数增加，即背风面荷载降低系数增加.

图 8

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图 8   2类流场下背风面荷载降低系数随来流风速的变化

Fig.8   Variation of shielding factors with wind velocity in two wind flow fields


综上所述，在亚临界雷诺数的试验条件下，湍流度的增加会导致：1）单片桁架体型系数 $C_{\rm{D}}^{(1)}$ 减小；2）迎风面杆件对背风面杆件遮挡效应减弱，即背风面荷载降低系数 $\eta $ 增加. 上述2类效应的相互作用导致钢管塔塔身节段体型系数 $C_{\rm{D}}^{(2)}$ 与均匀层流场下的试验结果相差不大.

2.2. 密实度对气动力系数的影响

单片桁架体型系数随密实度变化的实测结果如图9所示，并与中国（DL/T）[14]、日本（JEC）[15]和英国（BS）[16]输电线路设计规范的建议值进行对比. 由图可以看出：1）在均匀湍流场下，单片桁架体型系数的实测值总体随密实度的增加而逐渐减小，与日本规范中亚临界雷诺数下圆截面构件体型系数变化趋势保持一致，而中国规范并未考虑密实度对 $C_{\rm{D}}^{(1)}$ 的影响；2）单片钢管桁架体型系数的实测值总体大于中国规范取值，且在小密实度的情况下偏大程度较为明显，因此建议中国规范[14]考虑密实度对单片钢管桁架体型系数的影响. 忽略密实度对 $C_{\rm{D}}^{(1)}$ 的影响可能导致在设计小密实度（ $\phi < 0.3$）钢管输电塔时低估 $C_{\rm{D}}^{(1)}$ 的取值.

图 9

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图 9   单片桁架体型系数随密实度变化

Fig.9   Variation of drag coefficients of single frames with solidity ratio


钢管塔塔身节段体型系数随密实度变化的试验结果如图10所示，并与美国（ASCE）[18]等国内外规范进行对比. 由图可以看出：1）在均匀湍流场下，来流风速对塔身节段体型系数的影响较小；2）随密实度的增加， $C_{\rm{D}}^{(2)}$ 从2.08逐渐下降到约1.80，变化趋势与图中所列规范对于亚临界雷诺数下钢管塔体型系数的建议取值的变化趋势一致；3）实测 $C_{\rm{D}}^{(2)}$ 总体与中国规范建议取值较吻合，在常见密实度范围内( $\phi = 0.1$~0.3），实测值偏大不超过5.0%，可认为中国规范对于亚临界下 $C_{\rm{D}}^{(2)}$ 的建议值满足工程要求.

图 10

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图 10   钢管塔塔身节段体型系数随密实度变化

Fig.10   Variation of drag coefficients of body section of steel tubular tower with solidity ratio


2.3. 宽高比对气动力系数的影响

如表2所示为钢管塔塔身节段体型系数随宽高比变化的实测结果，并与中国规范[14]和英国规范[16]进行对比. 宽高比的增加导致迎风面杆件对背风面杆件的遮挡效应减小，背风面杆件所受到的风荷载增加，因此塔身节段的体型系数随宽高比的增加而增大. 在均匀湍流场下的实测结果证实了上述推论. 由表2可知：1）随着宽高比的增大，塔身节段体型系数从1.97逐渐增大到2.14；2）当宽高比较小时（ $b/a < 2.0$），实测结果与中国规范吻合较好，但与英国规范的偏离程度较大；3）当宽高比较大时（ $b/a = 2.0$），实测结果与中国规范偏差相对较大，所以在设计较大宽高比的钢管输电塔时，中国规范对于塔身节段体型系数的建议取值偏不安全.

表 2   不同宽高比下塔身节段体型系数对比

Tab.2  Comparison of drag coefficients of tower body section with different aspect ratios

$b/a$ ${C_{\rm{D}}^{(2)}}$试验值 中国规范（亚临界） 英国规范（亚临界）
${C_{\rm{D}}^{(2)}}$ 偏差 ${C_{\rm{D}}^{(2)}}$ 偏差
1.0 1.97 1.96 −0.5% 1.73 −12.2%
1.5 2.01 1.98 −1.5% 1.73 −12.6%
2.0 2.14 2.01 −6.1% 1.74 −18.7%

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2.4. 多参数对背风面荷载降低系数的影响
2.4.1. 密实度的影响

如图11所示为钢管塔背风面荷载降低系数随密实度变化的实测结果，并与国内外规范进行对比. 由图可以看出：在均匀湍流场下，背风面荷载降低系数实测值整体介于中国规范和英国规范之间，当密实度较大时（ $\phi > 0.3$），实测值与中国规范吻合较好，但当密实较小时（ $\phi < 0.3$），实测值较中国规范偏小程度较大，与英国规范较接近.

图 11

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图 11   钢管塔背风面荷载降低系数随密实度的变化

Fig.11   Variation of shielding factors of steel tubular tower with different solidity ratios


2.4.2. 宽高比的影响

如表3所示为当密实度为0.18时钢管塔背风面荷载降低系数随宽高比变化的试验结果，并与中国规范和英国规范进行对比. 由表可以看出：1）在均匀湍流场下，随着宽高比的增加，钢管塔背风面荷载降低系数从0.69逐渐增大到0.83，表明随着宽高比的增加，迎风面杆件对背风面杆件的遮挡效应逐渐减弱；2）实测 $\eta $ 总体介于中国规范和英国规范之间，当 $b/a$ 较小时，实测值较中国规范偏离程度较大. 结合实测数据和英国规范，认为中国规范[14]对钢管输电塔背风面荷载降低系数取值存在一定程度的高估. 基于实测结果，建议对钢管塔背风面荷载降低系数进行调整，如表4所示.

表 3   不同宽高比下钢管塔背风面荷载降低系数对比

Tab.3  Comparison of shielding factors of steel tubular tower with different aspect ratios

b/a η试验值 中国规范 英国规范（亚临界）
η 偏差 η 偏差
1.0 0.69 0.88 27.5% 0.57 −17.4%
1.5 0.72 0.91 26.4% 0.58 −19.4%
2.0 0.83 0.94 13.3% 0.59 −28.9%

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表 4   不同宽高比下钢管塔塔身节段背风面荷载降低系数建议值

Tab.4  Proposed values of shielding factors of steel tubular tower with different aspect ratios

b/a η
$ \phi$=0.1 $ \phi$=0.2 $ \phi$=0.3
1) 注：括号内为中国规范[14]的建议值.
1.0 0.90（1.00）1) 0.75（0.85） 0.70（0.69）
2.0 − 0.85（0.92） −

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3. 结　论

（1）在亚临界雷诺数的试验条件下，湍流度的增加导致单片桁架体型系数的减小以及背风面荷载降低系数的增大，同时结合圆柱绕流机理对上述现象的产生原因进行分析可知，均匀湍流场下钢管塔塔身节段体型系数和均匀层流场下的试验结果不存在显著差异.

（2）单片钢管桁架体型系数的试验结果总体大于中国规范取值，且在小密实度的情况下偏大程度较为明显，建议中国规范考虑密实度对单片钢管桁架体型系数的影响.

（3）随着宽高比的增加，钢管塔背风面荷载降低系数逐渐增大，表明宽高比的增加会使迎风面杆件对背风面杆件的遮挡效应减弱.

（4）中国规范对钢管输电塔背风面荷载降低系数的取值在小密实度（ $\phi < 0.3$）的情况下存在一定程度的高估，建议对钢管输电塔背风面荷载降低系数进行部分调整.

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