中国与美国输电塔风荷载技术标准比较与分析

王振华，金晓华

(广东省电力设计研究院，广州市 510663)

0 引言

随着我国大量的工程设计公司走向国际，了解和掌握国内外技术标准的差异对我国的电力建设以及参与涉外工程均有重要意义。风荷载是输电塔设计的控制荷载［1-3］，而文献［4］已被国际业界广泛采用，因此了解和掌握文献［4］中输电塔风荷载的计算方法至关重要。

我国输电线路荷载规范主要包括文献［5-7］，文献［8］将文献［5］与文献［9-11］进行了了对比，分析了体型系数、风压高度系数等参数的计算差异;文献［12］仅比较了文献［5］与文献［4，10］中风压高度变化系数的区别。文献［4］较文献［9］在输电塔风荷载的计算方法和参数取值方面有所改进，如基本风速、阵风响应因子、地形影响因子和斜向风计算方法等，因此有必要将我国规范与文献［4］在输电塔风荷载计算方面进行详细的比较与分析。

1 基本公式

我国规范中的杆塔风荷载计算公式为

式中:Ws为风向与杆塔塔面相垂直时杆塔风荷载标准值;W0为基本风压;μz为风压高度变化系数;μs为构件的体形系数;βz为杆塔风荷载调整系数;B为覆冰时风荷载增大系数;Af为构件承受风压投影面积。

文献［4］中输电线路结构的设计风荷载为

式中:F为风方向的风荷载;γw为重现期荷载调整因子;Q为空气密度常数;Kz为风压高度变化系数;Kzt为地形影响因子;V50为50年重现期3 s阵风风速;G为阵风响应因子;Cf为风力系数;A为迎风向投影面积。

2 计算参数

2.1 基本风速

我国规范中采用B类地貌下离地10 m、10 min的年平均最大风速作为基本风速［13］，其中500～750 kV输电线路重现期为50年，其基本风速不宜低于27 m/s，110～330 kV输电线路重现期为30年，其基本风速不宜低于23.5 m/s。

在文献［14］中，采用50年一遇的C类地貌下离地10 m、3 s阵风风速作为基本风速，风速转换为风压的空气密度常数Q为0.613。

2.2 风压高度变化系数

我国规范中一般采用B类地貌进行输电线路设计，其风压高度变化系数为

式中z为铁塔各节段的中心高度。

文献［4］中风压高度变化系数为

式中:zh为结构有效高度，10 m≤zh≤zg，当铁塔高度小于或等于60 m时，取铁塔2/3高度作为有效高度，当铁塔高度大于60 m时，有效高度为铁塔各节段的中心高度;zg为梯度高度;α为幂指数。

在铁塔小于60 m时，我国规范与文献［4］中风压高度变化系数的计算高度不同，我国规范仍采用各节段中心的对地高度，文献［4］则取2/3铁塔高度。将我国规范的B类地貌与文献［4］中C类地貌的风压高度变化系数进行比较，100 m高度范围内的风压高度变化系数及比值见表1。

由表1可以看出:文献［4］的风压高度变化系数小于我国规范值，随着高度增加，文献［4］与我国规范的风压高度变化系数比值越来越小。

表1 我国规范与文献［4］的风压高度系数对比Tab.1Comparison of height variation factor of wind pressure between Chinese code and ASCE 74—2009

2.3 体型系数

我国规范中角钢塔体型系数为1.3(1+η)，钢管塔体型系数为0.7～1.2(1+η)，η为背风面荷载降低系数。

文献［4］采用文献［14］中正方形和三角形截面形状网格桁架结构的风力系数，如表2所示。如果塔的杆件为圆截面，那么风力系数需要乘以表3中的修正系数来确定，其中φ为填充率。

不同填充率时我国规范与文献［4］的体型系数比较见表4，其中我国规范的钢管塔体型系数为0.8(1+η)，可以看出:当填充率小于0.3或大于0.5时，我国规范与文献［4］的体型系数差别较大;钢管塔体型系数差别大于角钢塔体型系数。一般铁塔的填充率介于0.3～0.5之间，此时两种规范的角钢塔体型系数差别小于18%，而钢管塔体型系数差别为36%。

2.4 风荷载调整系数

我国规范风荷载调整系数βz主要考虑脉动风振的影响。全高在20 m及以下杆塔的自振周期较小(一般在0.25 s以下)，可以不考虑风振的影响(即βz=1.0);全高不超过60 m时全塔采用1个系数;杆塔超过60 m时，特别是较高的大跨越杆塔，βz根据文献［7］仅考虑结构第一振型影响，取值为βz= 1+ενφz/μz且加权平均不小于1.6。对宽度较大或迎风面增加较大的计算段(如横担等)，应给予适当加大。

表4 我国规范与文献［4］的体型系数对比Tab.4Comparison of shape factors between Chinese code and ASCE 74—2009

文献［4］中输电结构的阵风响应因子Gt为

式中:Zh为铁塔有效高度;KV为10 m高度的3 s阵风风速与10 min平均风速比值，其值为1. 43;αFM为持续风的幂指数;κ为表面阻力系数;Ls为湍流积分尺度。地貌类别常数如表5所示。

表5 地貌类别常数Tab.5Exposure category constants

文献［4］中阵风响应因子基于Davenport推导的输电线路阵风响应评估公式，该公式考虑了阵风空间相关性、风谱和结构动力特性。文献［4］在应用此公式时忽略了共振响应分量，只考虑背景响应分量。这一假设是基于导线、地线、结构的风振动响应彼此异相，而且导线和地线的气动阻尼将大幅度减少共振响应，从而使准静态背景响应成为主要响应。

文献［4］在C类地貌下的阵风响应因子计算结果见表6，可以看出:随着高度增加，阵风响应因子降低。按照文献［4］，3 s阵风风速与10 min平均风速之比为1.43，则10 min平均风速下的阵风响应因子为1.50～1.66。两国规范的阵风响应因子计算值大体相当。

表6 结构阵风响应因子Tab.6Structure gust response factors

2.5 地形影响因子

我国规范中对于通过山区线路的设计风速按附近平地风速增大10%计算，以此反映山区的微地形影响和狭管等效应。

文献［4］将地形特征分为二维山脊和悬崖或者三维轴对称山丘二大类。如图1所示，H为相对地面以上山丘或者悬崖的高度;Lh为迎风方向从山顶到山丘或悬崖至地面一半高度处的水平距离。

图1 地形影响因子Fig.1Topographic factor

输电线路位于半山或者邻近悬崖的地形影响因子方程为

式中:K1为考虑地形特征形状和最大增速影响的系数;K2为考虑离山顶的上风向或下风向距离加大而风速增加减小的系数;K3为考虑局部地形以上高度增加而风速减小的系数，K3=e－γZ/Lh;x为山顶到结构的距离(上风或下风);Z为局部地面以上的高度。

文献［4］中C类地貌下二维山脊地形(H= 100 m，Lh=200 m)山顶和半山腰处100 m高度范围内风荷载的地形影响因子见表7，可以看出:山顶处的风荷载地形影响因子大于半山腰处，随着高度的增加，其地形影响因子逐渐减小。

表7 山顶和半山腰处的风荷载地形影响因子Tab.7Topographic factor of wind force at top and half of hills

2.6 覆冰风荷载增大系数

我国规范中按照不同的覆冰厚取不同的风荷载增大系数，5 mm冰区取1.1，10 mm冰区取1.2，15 mm冰区取1.6，20 mm冰区取1.8，20 mm以上冰区取2.0～2.5。

文献［4］认为结构上的覆冰虽然增加了结构挡风面积，但对于宽截面的结构杆件(如杆截面)，在整个投影面上由冰产生的摩擦阻力增加很小;对于角杆件，投射面积的增加部分因角尖处冰复层的流线效应减小从而抵消风力系数。因此，对大多数输电线路结构，通常不需要对杆件上因覆冰引起的挡风面积增加进行补偿。

2.7 斜向风荷载计算方法

我国规范塔身和横担风荷载在塔顺线路(Y)和垂直线路(X)方向的分量见表8。

文献［4］中铁塔在横向和纵向各自独立的荷载计算为

表8 斜向风的铁塔横向和纵向风荷载Tab.8Transverse and longitudinal directions of the tower for yawed wind

式中:Ft、Fl分别为垂直和顺线路方向的荷载;ψ为偏向角;Amt、Aml分别为平行和垂直于线路方向所有杆件的面积;Cft、Cfl分别为平行和垂直于线路方向的风力系数。

我国规范中塔身的斜向风荷载计算参考了文献［9-10］，其计算式为

式(11)中横向和纵向荷载分别为Ft=Fcosψ和Fl=Fsinψ，风洞试验已证实结构的最大效应发生在小于45°的风向角。文献［4］中塔身横向和纵向风荷载只与各自横向和纵向挡风面以及风向角有关。

3 结论

(1)我国规范与文献［4］中杆塔风荷载计算均采用风振系数乘以平均风荷载的方法，我国规范中采用10 min平均风速，而文献［4］中采用3 s阵风风速。我国规范按不同的电压等级采用不同的风速重现期，突出了500 kV及以上输电线路的重要性，而文献［4］无此项规定。

(2)我国规范的铁塔风压计算高度取各节段中心位置高度，而文献［4］中对小于60 m的铁塔取2/3铁塔高度，对大于60 m的铁塔取各节段中心位置高度。文献［4］中的C类地貌与我国规范中的B类地貌相比，在相同高度处文献［4］的风压高度变化系数小于我国规范值，而且随着高度的增加，文献［4］与我国规范的风压高度变化系数比值越来越小。

(3)我国规范中角钢塔和钢管塔的体型系数均小于文献［4］中的值，而且钢管塔体型系数差别较大。

(4)两国规范中风振系数的计算原理基本相同，均是考虑结构在风荷载作用下动力响应的综合系数。我国规范采用的风荷载调整系数与美国规范的阵风响应因子计算值大体相当，但文献［4］中铁塔阵风响应因子随着高度的增加而降低，这与我国规范的规律相反。

(5)对山区地形，我国规范采用的设计风速为附近平地风速增大10%，对特殊地形，文献［4］考虑了地形影响因子。文献［4］虽然考虑了特殊地形的影响，但在实际工程此类地形较少，其应用范围也比较小。

(6)我国规范与文献［4］中对杆塔构件覆冰时风荷载的计算存在较大差异，我国规范按不同覆冰厚度采用不同的风荷载增大系数，而文献［4］通常不采用此系数。我国规范对覆冰工况考虑了风荷载增大系数，相当于增大了风速，由于覆冰工况下设计风速为10 m/s，与无冰时的设计风速相比要小，因此对铁塔杆件设计影响很小。

(7)我国规范中铁塔在斜向风下横向和纵向的风荷载计算参考了文献［9］的有关规定，但文献［4］已经修改了上述计算方法。2种规范相比，0°和90°风荷载计算方法相同，斜向风下的风荷载计算方法不同。

［1］廖宗高，张华，陈海波.特高压输电线路设计风速取值的探讨［J］.电力建设，2006，27(4):31-32.

［2］薛春林，叶鸿声，何江，等.对重要线路及特殊区段线路采取加强措施的研究［J］.电力建设，2008，29(11):1-5.

［3］李峰，张友富，侯建国，等.国内外输电线路铁塔设计安全度的比较［J］.电力建设，2010，31(6):19-24.

［4］ASCE 74—2009 Guidelines for electrical transmission line structural loading(third edition)［S］.

［5］GB 50545—2010 110 kV～750 kV架空输电线路设计规范［S］.北京:中国计划出版社，2010.

［6］DL/T 5154—2002架空送电线路杆塔结构设计技术规定［S］.北京:中国电力出版社，2002.

［7］DL/T 5440—2009重覆冰架空输电线路设计技术规程［S］.北京:中国电力出版社，2009.

［8］姜琦，邓洪洲，张永飞.中外规范关于输电线路风荷载的比较研究［J］.特种结构，2010，27(3):83-85.

［9］ASCE 74—1991 Guidelines for electrical transmission line structural loading［S］.

［10］IEC 60826—2003架空线路的计算标准［S］.

［11］BS 8100—1986格子形塔架和桅杆［S］.

［12］蔡钧，傅鹏程.IEC、ASCE、GB 50545规范风压高度变化系数对比与分析［J］.电力勘测设计，2011(5):58-60，75.

［13］GB 50009—2001建筑结构荷载规范［S］.北京:中国建筑工业出版社，2002.

［14］ASE7—05美国荷载规范［S］.

(编辑:张磊)