韓瑋, 沙沐, 徐萬海*, 劉彬

(1.嘉興恒創(chuàng)電力設(shè)計研究院有限公司, 嘉興 314033; 2.天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室, 天津 300350;3.中國電力科學研究院有限公司, 北京 100192)

隨著經(jīng)濟的高速增長,國家的電力需求急劇擴張,對供電可靠性要求也逐步提高,高塔身、雙回路輸電塔已經(jīng)成為電力工程設(shè)計應用的主流。然而輸電塔結(jié)構(gòu)易遭受臺風、龍卷風等自然災害的侵襲,給電力系統(tǒng)的安全運行造成隱患。輸電塔的塔影效應屬于發(fā)電過程中出現(xiàn)的一種負面效果,主要是指氣流在塔架結(jié)構(gòu)的干擾作用下,塔身后方出現(xiàn)的風速降低的現(xiàn)象。塔影效應的形成易加劇塔身空氣載荷的不均勻分布與非定常波動,引發(fā)輸電塔共振或激發(fā)嚴重的疲勞破壞問題。尤其在臺風等高速和高湍流度的情況下,短時間內(nèi)甚至會造成更為嚴重的倒塔事故。而同時,塔影效應所造成的復雜風速場變化,影響了風速儀器對實際風矢量的觀測記錄,降低風資源評估的準確度,給氣象監(jiān)測工作帶來諸多挑戰(zhàn)。因此,研究輸電塔的塔影干擾效應,對確保結(jié)構(gòu)安全性,提高氣象監(jiān)測的準確性具有重要的工程意義。

國內(nèi)外有關(guān)輸電塔整體或分段風荷載特性的研究較多,而塔身后方或構(gòu)件附近流場分布規(guī)律的系統(tǒng)研究相對較少,主要包括現(xiàn)場實測、風洞試驗和計算流體動力學(computational fluid dynamics,CFD)分析3種研究手段。在輸電塔等高建筑物結(jié)構(gòu)的受力特征方面,英國國家海運研究所現(xiàn)場測量了銳邊桿件正方形塔架的風荷載[1]。楊風利等[2]通過風洞試驗確定了亞臨界區(qū)內(nèi)鋼管輸電塔桿件間距比對背風面桿件風荷載遮擋效應的影響。孟龍等[3]采用CFD方法,對風力機開展了塔影效應的分析研究。判斷出塔影效應的存在將使風力機氣動荷載出現(xiàn)突變, 對風機塔架的疲勞壽命造成不利影響。Watakabe等[4]則分別開展全尺度實測、風洞試驗和CFD研究,對比CFD計算獲得的平均風壓系數(shù)與風洞試驗和全尺寸試驗結(jié)果吻合較好。由于不同地區(qū)和不同地勢條件下盛行風向均有所差異,有必要考慮不同風向角下高層塔架空氣動力的變化。鄒良浩等[5]利用天平風洞試驗分析了輸電塔架在不同風向角工況下的風載體型系數(shù),確定風載系數(shù)最大時所對應的風向角。

在風場鄰域,國內(nèi)外學者針對登陸臺風風場開展了大量現(xiàn)場數(shù)據(jù)監(jiān)測工作[6-11],然而研究耗時長,對設(shè)備和操作水平的要求較高。對于臺風等極端強風襲擊輸電塔后所形成的風湍流脈動變化,實驗捕捉的難度更大,因此相關(guān)實測、風洞試驗研究報告較為少見。何宏明等[12]分析了臺風“海馬”經(jīng)過期間塔身所處位置的風場特性,發(fā)現(xiàn)了塔身位置處的順風向脈動風速譜低頻段與von Karman經(jīng)驗譜吻合較好,但高頻區(qū)域能量明顯偏低。借助CFD的流場顯示技術(shù),風力發(fā)電機等高建筑結(jié)構(gòu)周圍風場的基本分布規(guī)律得以更加高效地呈現(xiàn)。任年鑫等[13]對5 MW海上風力機的性能及其尾跡區(qū)域的風場特征進行了較為系統(tǒng)的數(shù)值模擬,獲取了尾流平均風速的分布特征。楊莉等[14]的數(shù)值仿真結(jié)果揭示了不同高度處風機尾跡區(qū)內(nèi)速度梯度的分布具有相似特征,塔架背后的渦流可能影響風機下游尾跡。不同于風力機,輸電塔屬于高層架空結(jié)構(gòu),桿件細長且數(shù)量多,節(jié)點構(gòu)造復雜,所流經(jīng)的風場因而更可能受到強烈的干擾?；陲L速比計算方法,肖凱等[15]探究了不同地形、地貌對輸電塔線工作高度范圍內(nèi)的風加速比及風剖面造成的影響,為輸電塔的塔影效應研究打下基礎(chǔ)。

現(xiàn)階段,關(guān)于輸電塔塔影效應所引起的流場分布變化的研究仍較缺乏,且多局限于少數(shù)風向角的工況,無法全面分析盛行風向條件的變化對氣象數(shù)據(jù)監(jiān)測準確性的影響?，F(xiàn)運用Star-CCM+軟件開展幾何建模、網(wǎng)格劃分以及數(shù)值計算工作。針對架空輸電線路輸電塔對風場氣象監(jiān)測的塔影干擾效應,對高速強風條件下,不同風向角工況中雙回路直線/耐張兩用塔中的5C3-SJ3型輸電塔繞流風場開展數(shù)值模擬,以確定風向角變化對塔影干擾效應的影響,探究風速場受擾最弱的橫截面,為實際風場數(shù)據(jù)的準確獲取提供參考依據(jù)。

1 模型的建立

1.1 幾何模型

選取了雙回路直線/耐張兩用塔的5C3-SJ3型輸電塔作為研究對象。該類塔主要由角鋼桿件構(gòu)成,塔高51.413 m,塔底座尺寸為12.525 m×12.525 m。定義順流方向為z向(或i方向),橫流方向為x向(或j方向),沿塔高方向為y向(或k方向),建立如圖1(a)所示的流體域。該域的順流方向長度設(shè)為100 m,橫流方向?qū)挾仍O(shè)為60 m,高度設(shè)為90 m。塔架底座中心點位于流體域入口邊界下游20 m,距離流體域前后側(cè)面邊界均為30 m處。定義輸電塔上橫擔較長的延伸端與來流方向的夾角為風向角α,由于5C3-SJ3型輸電塔為平面單軸對稱結(jié)構(gòu),因此需考慮0°～180°的風向角范圍,每隔45°設(shè)置一個工況。圖1(b)為5C3-SJ3型輸電塔的主視圖,標記了所關(guān)注的輸電塔各個截面,后續(xù)將重點討論這些截面上的風速分布情況。

圖1 輸電塔繞流計算域及各截面劃分Fig.1 Computational domain and different cross sections of the transmission tower

1.2 網(wǎng)格劃分

由于輸電塔架外形較為復雜,選擇混合型網(wǎng)格的生成方法,采用切割體網(wǎng)格對流體域進行空間離散。以90°風向角為例,利用表面包面技術(shù)、表面重構(gòu)技術(shù)、切割體網(wǎng)格技術(shù)劃分網(wǎng)格切片圖,如圖2所示。

圖2 輸電塔周圍切割體網(wǎng)格切片圖Fig.2 Slice of the trimmed mesh around the transmission tower

表面包面是一種對原始CAD表面的擬合逼近技術(shù),能夠自動封閉計算域的拓撲表面,修復CAD導入表面的穿刺、干涉、重疊、縫隙、小漏洞等錯誤。表面重構(gòu)是在已有拓撲封閉表面的基礎(chǔ)上,提升三角形表面網(wǎng)格質(zhì)量的技術(shù),可為生成高質(zhì)量的體網(wǎng)格做好準備。包面后的網(wǎng)格質(zhì)量一般不會很好,因此需要在表面包面完成的基礎(chǔ)上,再進行表面重構(gòu)。切割體網(wǎng)格能夠精確地表示出物體的邊界,從而保證在邊界處的初始準確度。采用自適應網(wǎng)格方法,由于只關(guān)注輸電塔附近的速度場與流場,僅需要對塔架周圍的方形區(qū)域進行網(wǎng)格加密。加密區(qū)高55 m,且以塔架底面中心為基準,順流向長為20 m,橫流向?qū)挒?0 m。輸電塔桿件周圍流場變量梯度變化較大,為準確捕捉桿件周圍較強的流動分離現(xiàn)象,同時節(jié)省計算資源,設(shè)置三層棱柱層網(wǎng)格,運用Two-Layer全y+壁面處理方法,距離壁面最近的第一層網(wǎng)格高度滿足y+=300,以模擬壁面附近的湍流邊界層。體網(wǎng)格生成后,進行光順處理,對畸變率較大的網(wǎng)格進行重新劃分或調(diào)整,這樣確保了棱柱層外大部分區(qū)域為計算性能較好的六面體網(wǎng)格,提高整體網(wǎng)格的質(zhì)量,也就保證了計算的精度。網(wǎng)格劃分過程中采用并行的方式,使用多個核心加速網(wǎng)格的生成。

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

在開展系統(tǒng)研究之前,首先對5C3-SJ3型輸電塔的計算網(wǎng)格開展了無關(guān)性驗證,以確保進一步加密網(wǎng)格對數(shù)值模擬結(jié)果的影響較小。對于每種輸電塔,分別生成了3套網(wǎng)格,其中M1網(wǎng)格較為稀疏,M2為中等密度的網(wǎng)格,M3的網(wǎng)格密度最高。利用不同的網(wǎng)格對均勻來流流速為50 m/s,風向角為90°的工況進行了模擬,并選取了具有代表性的截面外緣桿件附近的風速進行了對比。表1為不同網(wǎng)格計算結(jié)果的對比。通過對比可見,對于所考慮的3種不同塔型的輸電塔,M1與M2之間的最大百分比誤差在10%,隨著網(wǎng)格的細化,M2與M3之間的最大百分比誤差不超過3%。綜合平衡計算精度與計算時間,3種塔型均選用相應的M2網(wǎng)格進行后續(xù)的數(shù)值模擬研究。

表1 風向角α = 90°時雙回路直線/耐張兩用輸電塔網(wǎng)格計算結(jié)果對比Table 1 Comparison of results from different mesh systems for double circuit linear/tensioning tower when α = 90°

2 湍流模型的選取

輸電塔周圍流場采用三維非定常雷諾平均Navier-Stokes方程求解。運用Realizablek-ε湍流模型[16]對Navier-Stokes方程中的雷諾應力項進行封閉。與標準模型[17]不同,Realizablek-ε模型包含了湍流黍黏度的變換方程,極大地提高了壁面附近低雷諾數(shù)區(qū)域的湍流模擬精度。控制方程如下。

(1)

(2)

式中:ρ為流體密度;t為時間;k為湍動能;xi為笛卡爾坐標;ui為xi方向的速度分量;μ為流體動力黏度;μt為湍流黏度;ε為湍動能耗散率;Pk和Pb分別為由平均速度梯度和浮力產(chǎn)生的湍動能;YM為可壓縮湍流中脈動膨脹對總耗散率的貢獻;Sk和Sε分別為湍動能與湍流耗散率的源項;S為平均應變率張量模量;C1、C2、C1ε、C3ε為常數(shù)。

與平常的良態(tài)風相比,極端強風的風速剖面垂直方向速度梯度較小,湍流強度較大[8],因此來流風可近似看作均勻流。流場入口邊界采用速度入口條件,設(shè)置均勻來流風速為50 m/s,對應15級強臺風風速。流場出口邊界設(shè)置為壓力出口,輸電塔的表面采用無滑移壁面邊界條件,地面、上邊界和前、后邊界為滑移壁面邊界條件。風場的空氣密度為1.181 45 kg/m3,動力黏度為1.855 08×10-5Pa·s,湍流強度為20%。

3 結(jié)果分析

3.1 風向角α為0°和180°

主要討論高速、高湍流度的強風條件下,風向角對5C3-SJ3型輸電塔各截面塔影干擾效應的影響。首先通過風速云圖定性分析風向及風速受干擾較低的截面區(qū)域。在風向角α為0°和180°,5C3-SJ3型輸電塔的塔腿橫隔面、塔身橫隔面二維時間平均風速場分量剖面圖如圖3和圖4所示。

圖3 輸電塔塔腿橫隔面的風速分布Fig.3 Wind velocity contours for the tower leg cross section

圖4 輸電塔塔身橫隔面的風速分布Fig.4 Wind velocity contours for the tower body cross section

從圖3和圖4可知,0°與180°工況下低層兩橫隔面的風速分布特征幾乎一致。塔腿、塔身橫隔面迎風側(cè)桿件附近的順流方向風速大小均與初始風速相近,迎風側(cè)的風速較低區(qū)域集中在截面的頂點位置。而在順風向的桿件上,順流方向風速急劇降低,在背風側(cè)桿件及其后側(cè)形成低風速尾流場。塔腿橫隔面上游,順流方向風速略有下降,同時迎風側(cè)桿件前沿大部分區(qū)域的橫流方向風速很小,同樣僅在頂點附近有較顯著的橫流方向的風出現(xiàn)。這說明在迎風側(cè)桿件附近大部分區(qū)域內(nèi),風向幾乎不發(fā)生改變。相比塔腿橫隔面,塔身橫隔面迎風側(cè)桿件前沿位置上順流方向低風速區(qū)域略有擴大,而橫流方向風速的分布特征則基本一致。特別地,在塔身橫隔面背風側(cè)桿件附近,還明顯存在著一塊順流方向風速與原風速相近,同時橫流方向風速也很小的區(qū)域。在其他風向角工況中,相同截面上類似風速受干擾較小的區(qū)域則難以觀察得到。

從圖5中可發(fā)現(xiàn),0°與180°工況之間橫擔面的風速分布類似。當風吹過橫擔面后,自中心平臺迎風側(cè)角點處向后形成了低風速尾流。順流方向上,各層橫擔外緣各桿件附近風速普遍減弱,且向桿件外圍風速變化梯度較大,風速變化較為敏感。對于同一橫擔的外緣,橫擔迎風側(cè)桿件附近區(qū)域的順流方向風速大小受影響較小。與下方的兩層橫隔面相比,各橫擔桿件周圍橫流方向風速繼續(xù)增大,風速增大區(qū)域主要集中在迎風的一半橫擔,且更靠近桿件結(jié)構(gòu),導致初始風速方向受到的干擾加強,風向發(fā)生大變動的范圍擴大。而此時基本能保持初始風向的區(qū)域大多位于背風的一半橫擔。

圖5 輸電塔第一層橫擔的風速分布Fig.5 Wind velocity contours for the cross section of the first set of the cross arm

如圖6所示,對于第四層橫擔面之下的平面,其迎風側(cè)桿件附近的順流方向風速普遍低于初始風速。同一側(cè)桿件上,低橫流方向風速涵蓋的范圍較大。因此與塔腿、塔身橫隔面類似,該截面迎風側(cè)上的風向受到影響同樣很小,但風速顯著下降。

圖6 輸電塔第四層橫擔下的截面速度分布Fig.6 Wind velocity contours for cross section under the fourth set of the cross arm

以風向角0°的工況為例,針對上述不同的截面,在它們的外緣桿件及其外側(cè)0～30 cm的范圍進行了風速定量監(jiān)測。各截面的監(jiān)測點在順流方向風速大小受影響較低,且整體風向改變較小的區(qū)域內(nèi)選取。結(jié)合上文風速分布圖,可發(fā)現(xiàn)塔腿、塔身橫隔面以及第四層橫擔之下截面在迎風側(cè)桿件附近的風向改變量較小;而各層橫擔面上,長邊方向的桿件外側(cè)或迎風的橫向桿件附近的風向改變量相對較小,因而將風速測點選擇在上述區(qū)域。表2列出了測點處各風速分量的大小、平臺平面內(nèi)二維風速大小以及監(jiān)測點相對于平臺中心點的坐標。通過風速大小的對比可發(fā)現(xiàn),風向角0°工況內(nèi),塔腿、塔身橫隔面的迎風側(cè)桿件外側(cè)風速受塔架結(jié)構(gòu)的影響較小,而其他各橫擔面處風速均顯著低于原風速,塔影干擾較大。由于風速場分布的相似性,從風向角180°工況的風速監(jiān)測數(shù)據(jù)中也可歸納出同樣的結(jié)論。

表2 風向角α = 0°時輸電塔各截面外緣桿件附近的風速Table 2 Wind velocity near the outer bars of each cross section of transmission tower when α = 0°

3.2 風向角α為45°和135°

從圖7發(fā)現(xiàn),風向角α為45°和135°工況之間塔腿橫隔面的時均風速場分布幾乎相同。與風向角α=0°的情況類似,塔腿橫隔面迎風的兩側(cè)邊桿件附近的順流方向風速大小均接近初始風速。同風向角下塔身橫隔面上與初始風速相近的順流方向風速區(qū)域也出現(xiàn)在迎風的兩側(cè)桿件附近。

圖7 塔腿橫隔面順流向風速的分布Fig.7 In-line wind velocity contours for the tower leg cross section of the transmission tower

相對而言,塔身橫隔面兩側(cè)邊桿件外圍出現(xiàn)高速橫流方向風的范圍也將擴大,且更加靠近迎風側(cè)桿件,如圖8所示。這意味著與塔腿橫隔面相比,塔身橫隔面附近總風速的方向受到的干擾同樣更大一些。

圖8 風向角α=45°時兩個橫隔面橫流向風速的分布Fig.8 Cross-flow wind velocity contours for the tower leg and tower body cross sections when α=45°

圖9以第二層橫擔為例,反映風向角α為45°和135°工況中橫擔截面風速場的主要特征。上述兩工況風速的分布基本上關(guān)于流場橫流向的中心截面(x=30 m)對稱。與風向角α=0°工況類似,輸電塔橫擔外側(cè)各桿件及其附近區(qū)域普遍出現(xiàn)順流方向風速減弱的現(xiàn)象。同一橫擔的外緣上,迎風側(cè)長邊方向桿件上的順流方向風更接近50 m/s。與下層的橫隔面相比,桿件結(jié)構(gòu)附近的橫流方向風變化更加劇烈,對初始風速方向的干擾加強,干擾范圍也隨之擴大。因此各橫擔面外緣能基本保持初始風向的區(qū)域?qū)⒎浅Ｓ邢?。同時,在迎風側(cè)桿件附近,橫流方向風速在橫擔靠近來流入口的一端上增量相對較小。

圖9 風向角α=45°與α=135°時第二層橫擔的風速分布Fig.9 Wind velocity contours for the cross sections of the second set of the cross arm when α=45° and α=135°

如圖10所示,相比于各橫擔面,第四層橫擔下截面的整體風速與風向受到的影響較小。兩風向角工況的順流方向風速分布同樣近似關(guān)于流場橫流向的中心截面對稱。當風向角α=45°時,在與初始風速方向成45°夾角的迎風側(cè)桿件上,順流方向風速更接近原風速;而當風向角α=135°時,與初始風速方向成135°夾角的迎風側(cè)桿件的順流方向風速更接近原風速。然而與同風向角下的橫隔面相比,該截面上順流方向風受影響程度更大,風速大小仍偏低,這將導致總風速明顯小于初始風速。與風向角0°工況相比,橫流方向高風速區(qū)域也更貼近上述的迎風側(cè)桿件。

圖10 風向角α=45°與α=135°時輸電塔第四層橫擔下的截面的順流向風速分布Fig.10 In-line wind velocity contours for the cross section under the fourth set of the cross arm when α=45° and α=135°

以45°風向角工況為例,結(jié)合風速分布圖,發(fā)現(xiàn)塔腿、塔身橫隔面在兩個迎風側(cè)邊的附近的風向改變較小;各層橫擔面在迎風側(cè)與橫擔長邊方向的局部桿件附近風向改變較小;而第四層橫擔下截面的風向僅在與來風方向成45°夾角的迎風側(cè)桿件上的改變量較小,因而監(jiān)測點選在相應區(qū)域內(nèi)。通過表3風速大小的對比可發(fā)現(xiàn),塔腿與塔身橫隔面迎風側(cè)的二維風速與初始風速大小更為接近,且風向不易發(fā)生改變;而其他截面處的二維風速均低于原風速,尤其在第二層橫擔面,其桿件外圍的總風速大小和風向改變量將非常大?？傮w上看,4個橫擔面處塔影干擾非常大,而塔腿、塔身橫隔面迎風側(cè)氣象監(jiān)測的塔影干擾最小。由于風速場分布的對稱性,從風向角135°工況的風速監(jiān)測數(shù)據(jù)中也可歸納出同樣的結(jié)論。

表3 風向角α = 45°時輸電塔各截面外緣桿件附近的風速監(jiān)測數(shù)據(jù)Table 3 Wind velocity monitoring data near the outer bars of each cross section of transmission tower when α = 45°

3.3 風向角α為90°

在90°風向角下,橫隔面的速度場分布也與0°風向角工況的結(jié)果接近。從圖11觀察到,低層橫隔面的迎風側(cè)桿件外側(cè)順流方向、橫流方向風速大小變化較小。塔架四層橫擔以及與它們相鄰的截面上,迎風側(cè)順流方向的風速減小區(qū)域擴大并將整個截面周邊覆蓋,風速大小普遍降至46 m/s以下;橫流方向風速增強,以中心平臺為基準,風沿橫擔長邊朝塔架外相背運動,因此中心平臺處橫流方向風速相對較小。

圖11 輸電塔第四層橫擔下的截面的風速分布Fig.11 Wind velocity contours for the cross section under the fourth set of the cross arm

塔腿、塔身橫隔面以及第四層橫擔之下截面風向改變量最小的區(qū)域在迎風側(cè)桿件附近;而各層橫擔面的中心平臺迎風側(cè)桿件附近風向改變量最小。通過表4中風速大小的對比可發(fā)現(xiàn),塔腿與塔身橫隔面迎風側(cè)風速趨近于原風速,說明塔腿、塔身橫隔面迎風側(cè)氣象監(jiān)測的塔影干擾較小。而其他截面處風速均顯著低于原風速,塔影干擾較大。

表4 風向角α = 90°時輸電塔各截面外緣桿件附近的風速Table 4 Wind velocity near the outer bars of each section of transmission tower when α = 90°

塔腿、塔身橫隔面以及第四層橫擔以初始風速為參照,不同風向角工況下,輸電塔高度范圍內(nèi)二維風速的剖面如圖12所示,風速測點同樣依所研究的方式于各截面選取,V0為來流的平均風速,通過將折損風速與原風速做對比,從而比較不同風向角下輸電塔的塔影效應強弱。顯然,底層兩橫隔面測點的總風速總是接近來流速度,塔影干擾效應較弱;而高層橫擔截面測點的總風速均偏低,風場受到桿件結(jié)構(gòu)一定的阻滯效應。不同風向角工況間風速在高度范圍內(nèi)的變化趨勢趨于一致。特別地,在風向角180°工況下,第四層橫擔下截面測點的總風速也趨近于來流風速,此時該截面上同樣存在塔影效應很低的區(qū)域。綜合風速云圖及監(jiān)測數(shù)據(jù)分析可知,風向角的變化對于塔影效應最小的截面的選取,以及相關(guān)截面上來流受干擾最小的區(qū)域的確定并沒有影響。塔腿、塔身橫隔面迎風側(cè)桿件附近,來流風速及風向所受干擾總是最小。

圖12 不同風向角下輸電塔高度范圍內(nèi)二維風速的剖面Fig.12 Two-dimensional wind velocity profile in the height direction of transmission tower for different wind directions

3.4 截面附近風速分布

進一步以風向角180°工況為例,觀察相關(guān)平臺上下60 mm截面處的風速分布,判斷在相應截面垂向附近位置是否仍滿足上述塔影干擾效應較小的結(jié)論。

如圖13所示,在距塔腿橫隔面60 mm的兩個剖面中,各方向速度分量的分布基本與塔腿橫隔面保持一致。但在下剖面的迎風側(cè)桿件周圍,順流方向風速較低的區(qū)域擴大并更貼近桿件結(jié)構(gòu),導致僅在桿件結(jié)構(gòu)垂向上形成接近初始風速的順流方向風速區(qū)域。與下剖面略有不同,在塔腿橫隔面之上60 mm的剖面中,迎風側(cè)桿件及其外圍的順流方向速度仍十分接近初始風速,且在背風側(cè)桿件附近,接近初始風速的順流方向風速區(qū)域也有所擴大。相對塔腿橫隔面本身,兩個剖面橫流方向上的風速分布幾乎未發(fā)生改變,仍在迎風側(cè)大部分區(qū)域保持低值。同樣對于距塔身橫隔面60 mm的兩個剖面,它們各方向速度分量的分布也幾乎與塔身橫隔面的保持一致。

圖13 塔腿橫隔面垂向上下60 mm剖面處的速度分量分布Fig.13 Wind velocity contours on cross sections 60 mm above and below the tower leg diaphragm

4 結(jié)論

綜合上述的各風向角工況來看,在極端高速風作用下,5C3-SJ3型輸電塔的塔腿、塔身橫隔面的塔影干擾效應相比于其他高層截面的塔影干擾效應較弱,且在這兩個截面上,初始風場于迎風側(cè)桿件外圍0～30 cm區(qū)域所受到的干擾最小。輸電塔各截面附近流速與真實風速接近的區(qū)域,并不因風向角的改變而發(fā)生顯著變動,說明風向角對輸電塔整體塔影效應的影響有限。因此,可考慮將風速儀裝置安裝在塔腿、塔身橫隔面的相應位置,以滿足不同盛行風向條件下風速監(jiān)測的準確度。

垂向上距塔腿、塔身橫隔面60 mm的剖面中,二維風速場分布情況基本與兩截面的一致,截面垂向附近的塔影干擾效應并不會發(fā)生明顯變化。所以也可考慮在塔腿、塔身橫隔面迎風側(cè)垂向附近安裝氣象監(jiān)測裝置。

研究主要通過三維計算流體動力學的方法,對不同風向角下輸電塔的塔影干擾效應開展了系統(tǒng)的研究,并結(jié)合流場可視化技術(shù)展示了塔架附近的流速分布,探究了塔影干擾效應的一般規(guī)律,彌補了此前相關(guān)研究的不足。由于主要考察風流經(jīng)塔架結(jié)構(gòu)后的流速分布情況,因此不考慮輸電塔本身的風激振動。在未來的研究中,考慮關(guān)注塔影效應中結(jié)構(gòu)的振動特性,分析結(jié)構(gòu)振動對流場的影響,以進一步提升研究的準確性。