拉线门塔在下击暴流作用下的响应分析

第45卷第3期 2 0 18年3月
湖南大学学报（自然科学版"
Jo u r n a l o f H u n a n U n iv e r s ity (N a t u r a l S c ie n c e s)
V o l. 45 , N o. 3
M a r. 2 0 18
文章编号：1674-2974(2018)03-0072-10D01：10.16339/k i.hd xb zkb.2018.03.009拉线门塔在下击暴流作用下的响应分析"
牛华伟1M，洪飞1，欧阳克俭2，陈政清1
(1.湖南大学风工程试验研究中心，湖南长沙410082 &
2.国网湖南省电力公司电力科学研究院，湖南长沙410007)
摘要：以某220 kV输电线路拉线门塔为工程背景，通过时程响应分析对比研究了拉 线门塔在下击暴流与常规B类风场作用下的响应特性.建立了拉线门塔-输电线体系空间
有限元模型并进行了动力特性分析，通过风洞试验测试了拉线门塔刚性模型和双分裂导线
模型的体型系数，模拟了规范B类风场和下击暴流风场的脉动风荷载时程，采用Newmark-
"法分析了拉线门塔在两种风场脉动荷载作用下的响应，并与规范设计荷载等效静力作用
下的效应进行了比较.结果表明：拉线门塔在下击暴流作用下，立柱峰值压应力达到600
MPa,是常规B类风场作用下的4. 6倍；拉线极值拉应力达到1 300 M Pa以上，是常规B类
风场作用下的2. 5倍；且拉线门塔位移响应以导线频率占主要成分的低频响应为主，导线荷
载对拉线门塔位移响应影响显著而对其加速度响应影响甚微.比较研究表明，中国规范缺乏
下击暴流风荷载的设计条文，但是对杆塔进行常规B类风场作用下的设计取值是合理的，
而美国ASCE荷载导则的计算方法会低估下击暴流对拉线门塔的破坏作用.
关键词：输电线路；拉线门塔；下击暴流；风洞试验；时程响应分析
中图分类号：TM753 文献标志码：A
Analysis on Downburst Induced Response of Guyed Portal Tower
NIU Huawei1十，HONG Fei1，0UYANG Kejian2，CHEN Zhengqing1
(1.W in d E n g in e e rin g R e s e a rc h C e n te r, H u n a n U n iv e r s it y,C h a n g s h a410082，C h in a;
2<H u n a n E le c t r i c P o w e r R e s e a r c h I n s t i t u t e，C h a n g s h a410007，C h in a)
Abstract：Taking the guyed portal tower of a 220 kV transmission line as the background,comparative studies on the response characteristics of the guyed portal tower under a downburst an terrain B wind field w ere carried out by the time history response analysis.3-D finite element model of guyed portal tower-transmission line system was established，and the dynamic characteristics analysis was performed.The static force coefficients of the rigid guyed portal tower model and doubl model were obtained by wind tunnel tests.Based on the numerically simulated fluctuating wind load in­duced by the downburst field and Chinese code defined terrain B wind field，the respo tal tower under the fluctuating wind loads were analyzed through the Newmark-^ method，which was com-paredwith the results based on the codes defined equivalent static loads.The results show compressive stress of the t ower elements and the maximum tensile stress of the guy wires induced by the downburst are 600 MPa and1 300 MPa，which are4. 6times and2. 5times to the corresp duced by conventional terrain B wind field，respectively.In addition，low frequency
" 收稿日期=2017-01-07
基金项目：国家自然科学基金资助项目（51478181)，National N atural Science Foundation of C h in a(51478181)
作者筒介：牛华伟（1978 —），男，河南驻马店人，湖南大学髙级工程师，工学博士
十通讯联系人，E-m ail:niuh w@h nu. edu. cn
第3期牛华伟等：拉线门塔在下击暴流作用下的响应分析73
induced by transmission lines play an important role in the whole displacement response of the tower.The wind loads on the transmission lines have great effect on displacement responses? the acceleration responses.Furthermore?comparative study indicates that Chinese code lack the items of the downburst induced wind loads?but the defined loads are appropriate to design the under the conventional terrain B wind field，while the downburst loads defined byASCE derestimate the destructive effect on the guyed portal tower.
Keywords transmission line;guyed porttl tower;downburst;w ind tunnel tests;time-history response analysis 输电线路塔线体系在运行过程中不仅要承受正
常的机械、电力荷载，还要经受风霜雨雪、雷电等各 种恶劣的自然灾害.其中，高压输电塔属于风敏感结 构，国内外输电塔结构在极端风荷载天气作用下的 倒塌事故时有发生[1]4]，直接影响了国民的经济发 展和生活秩序.
下击暴流是雷暴天气中强下沉气流冲击地面后 向四周扩散引起的冲击性近地面强风[5].现有研究 表明，下击暴流是输电塔发生倒塌破坏的主要原因. 根据美国、澳大利亚等国以及南非地区对输电塔倒 塔事故的调查，'〇%以上与气候有关的倒塔事故是 由龙卷风和下击暴流等高强度风引起的[]，对加拿 大安大略省近15年输电塔破坏事故进行调查研究，发现几乎所有的事故都是因为强风所致，特别是下 击暴流的作用[7].
拉线门塔具有造价低、重量轻、施工方便快捷等 特点，广泛应用于我国高压输电线路中.但是其缺点 是水平荷载主要由拉线和两个立柱承担，易受外力 破坏而且倒塌的几率较大.例如，复沙.回500 kv 输电线路175号ZH91-36拉线门型塔，在强风作用 下，发生严重变形，该塔左、右两相导线连接的横担 连同地线支架向下跨塌，中相导线连接的横担向上 拱起[8] ;2006年，加拿大安大略省某500 k V双回路 输电线路中的拉线塔，在极端雷暴风荷载作用下发 生倒塌[7].由于我国输电塔结构行业设计规范中依 据的是大气边界层常态风，它与下击暴流风场特性 有很大的差别，由此导致在常态风作用下安全系数 足够的输电塔线体系很容易在下击暴流引起的局部 强风作用下发生倒塌破坏，其中主要由柔性拉线承 受荷载的格构式拉线门塔受到的影响尤其明显.鉴 于此，本文以在2012年因下击暴流发生倒塌事故的 某220 k V输电线路拉线门塔为对象，基于风洞试 验测试参数和时程响应分析方法，比较研究典型的 格构式拉线门塔在常态风场与下击暴流作用下的响 应和受力特征，为今后拉线门塔的结构设计与现有 塔线体系的加固补强提供参考.1工程概况及有限元动力特性分析
本文研究的拉线门塔总高度33. 3m，呼高30 m，横担宽15 m，拉线型号为2GJ-100,拉线初拉力 为10 kN，拉线对横担和地面夹角均为60°，拉线门 塔立柱与基础铰接，如图1所示.线路设计风速为 25 m/s，采用的双分裂导线型号为2X JL/LB20A-300/ 40,地线型号为 LHBGJ
-95/55.
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2018 年
研究表明（文献'一 10])，输电导线风荷载以及 塔线之间的耦合作用对输电塔响应的影响非常明 显，为此，本文在对输电塔进行风振响应分析时考虑 了导线、地线及邻近杆塔边界约束作用的影响.首先
采用ANSYS 软件建立有限元模型进行动力特性分 析，建立的三塔四跨塔线耦合体系如图2所示.其 中，研究对象为目标拉线门塔，两立柱塔脚边界条件 作铰接处理;辅助塔1为猫头塔，辅助塔2为水泥杆 拉线门塔，两者仅辅助支持线路体系与提供真实的 边界条件;塔线体系两端均为刚度很大的耐张塔，所 以导线两端简化为固结处理；中部导线与塔体的连 接均模拟了绝缘子串的真实连接状态，从而形成一 个完整耐张段塔线体系模型.动力特性分析时会得 到很多导线振动的模态，从中提取了以拉线门塔为
主的前3阶主振型图，如图3所示.
Fig. 3
图3
拉线门塔前3阶主振型
T h e calculated first three modes of the guyed portal tow er
2
塔体与导线体型系数风洞试验
为了提供可靠的计算参数，在湖南大学风工程试 验研究中心HI >2大型边界层风洞进行了拉线门塔刚 性缩尺模型和导线模型风洞试验，得到计算分析需要 的体型系数，典型试验照片如图4所示.
(a )拉线门塔模型 （b )导线模型
图4 模型安装示意图
Fig. 4 Pictures of the testing model in wind tunnel
2.1拉线门塔刚性模型试验
拉线门塔刚性模型几何缩尺比为1/25,模型高 度为1.332 m ，试验风向角共10个：0°〜90°每间隔
10°测试一次，具体风向角的定义如图5所示.测试
的风场分为均匀流场和B 类紊流风场，测试风速为 模型1m 高度处10m /s ，B 类紊流风场的测试参数 如图？所示.
Fig. 5
D efin itio n o f th e w in d directions for the
g u y ed p ortal tow
er
第3期
牛华伟等：拉线门塔在下击暴流作用下的响应分析
75
■ _■_ I 流场
-一
*一均匀流场
.
杆塔技术规定
0 20 40 60 80 100
风向角/〇
图7
拉线门塔体型系数
Fig. 7
T ested drag coefficients of the guyed portal tow er
紊流度/%
10 12
14
16
18
20
22
24
1.6
1.2
0.8
裙
0.4
0.0
0 2 4 6 8 10 12
风速/(m • s 一
图 6
拉线门塔测力试验风场参数
F ig. 6
T e s te d p ro file s o f th e w in d sp e ed and tu rb u le n c e
试验时采用美国A T I 动态高频测力天平对整 塔进行测力，以塔体在〇°风向角下的迎风面积为基 准得到不同风向角时的体型系数，如图7所示.其 中，按照〇°风向角的透风率和架空输电线路杆塔结 构设计技术规定[11](下文均称杆塔技术规定）给出 的规范取值的体型系数进行对比.可见，两种流场下 拉线门塔的体型系数随风向角的变化规律基本一 致；在相同的风向角下，紊流场下测试得到的体型系 数比均匀流场下的测试结果更大，这与文献[12 — 13]中针对输电塔结构的测试结果类似，主要原因可 能在于紊流风场下气流与结构之间的摩阻系数更 大&规范取值与〇°风向角均匀流场下的测试结果一 致，但是试验结果表明紊流场下〇°风向角体型系数 比规范值增大9%，而且不同风向角下体型系
数最大值出现在30°，该风向角紊流场时的体型系
数测试结果比规范取值增大约21%.2.2导线模型风洞试验
考虑到导线模型材料和表面粗糙度是影响导线 阻力系数测试结果的重要因素，因此风洞试验模型 直接采用截面比例1 M 1的原型导线制作，节段模型 的有效长度为'0 cm ，双导线间距为400 mm .本输 电线路中导线所在高度对应B 类风场中的紊流度 约为10%，因此导线测力试验在均匀流场和紊流度 为10%的均匀紊流场中进行.试验时将2根导线同 时布置在动态测力天平上，按照图'所示的风攻角
测试各风攻角下的体型系数，测试风速分为10 m/s 和20 m /s ，各工况体型系数测试结果如图9所示，
其中双导线挡风面积均按照单导线迎风面积乘以2 计算.
400 mm
45°
90°
图8
双导线测力试验风攻角定义 Fig. 8
D efinition of the wind directions for the
double-split conductor
由图9可知，在0°风攻角下测得的体型系数明 显小于其他风攻角下测得的体型系数，这是由于0° 风攻角下上游导线对下游导线的遮挡效应最明显， 10 °风攻角时的遮挡效应基本消失&不同流场条件 下，20 m /s 风速下测得的体型系数比在10 m /s 风 速下测得的体型系数小，主要是因为雷诺数变化的 影响，这与文献[4一 16]中的导线阻力系数随雷诺 数变化曲线一致&0 m /s 紊流场工况下测得的体型 系数比杆塔技术规定的取值偏小，90 °风攻角时比 杆塔技术规定取值小24%，但是紊流风场10 m/s 下90 °风攻角时测试结果与杆塔技术规定取值基本 一致，仅偏差2. 1%.由于双分裂导线在实际工程中 是水平并列布置的，在后续的计算中主要考虑与线 路垂直的来流作用，因此导线的体型系数均按图8
栽
條剌
綠
76
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—
10 im /s 均勻流场 一•一 2G im /s 均勻流场
10 im /s 紊流场
—W 一 2G im /s 棄流场 一♦一杆塔技术规定
200
400 600
时间/s
(a )脉动风速时程
图10
模拟的拉线门塔塔顶处脉动
风速时程及其功率谱
Fig. 10
T h e sim ulated fluctuating wind velocity and its spec t r um a t the top of the tow er 3.2下击暴流风荷载模拟
下击暴流风场中，任意一点的风速可以表达为 随时间变化的平均成分和脉动成分之和，即
U (z ') = U (z ') $u (z ')
(3)
其中##')为随时间变化的平均风成分；％(#') 为下击暴流的脉动风成分.口#')可按下式计算$
U (z ') " U (z ) L d (t ) (4)式中：U #)为高度#处下击暴流最大平均风速，采 用Wood [19]风剖面模型计算，见式（5); d ()为随风暴中心移动而变化的时间因子，见式（6).
1/6
U (z ) = Um a x 1. 55 ((-) [1 — erf (0. 7 4)]
o o
5)
(2)
G 和C ，分别为顺风向脉动风速在竖向及跨向
的空间相关性衰减系数，分别取10和16.
利用上述方法分别模拟了四跨导线和各基杆塔 上的脉动风速时程，拉线门塔从上至下共有11个模
拟点，高度间隔为3 m .图10给出了塔顶位置处模 拟点的顺风向脉动风速时程及其功率谱比较图，可
见，模拟出的脉动风速合理有效.
20 40
风攻角/ °)
图9
双导线体型系数
Fig. 9
T ested drag coefficients of the double-split conductor
3风荷载模拟
为了比较研究，本文将模拟常规的B 类风场和
下击暴流风场进行时程响应分析，以研究拉线门塔 在两类风场下的响应差异.3.1 4类常态脉动风场模拟
应用Shinozuka 等[17]和D eodatis [18]提出的谐波合 成法进行脉动风速模拟，谐波合成法是一种利用谱分 解和三角级数叠加来模拟随机过程样本的传统方法.
模拟脉动风的风场参数为：离地面10 m 高处 的基准风速为25 m /s ，地貌粗糙高度z 〇 =0. 05 m ， Von Karman 常数K 取0. 4.顺风向及横风向脉动 风速自功率谱采用Kaimal 谱，竖向风谱采用Lum - ley-Panofsky 谱，其形式如式（1)所示.
S u (.，z ) S v ( n z )
200u "15u "
n ( 1 + 50/)5(1 + 9.5/)5/w (n ，z " " 3. 36u "
(l a )(lb )(lc )
n ( 1 + 10/)5/3
式中：/=nz /U (z )，U (z )为高度z 处的平均风速；U "
平均风速计算公式为U (z )
K
ln (z /z0)，R 取0. 4, U " " K U ( z r)/ln ( z r /z 0)为摩擦速度，z r 取 10 m ，z 。

为地面粗糙长度.
纵向脉动风速互谱的相干函数为：c o h (r ，！）"
I
!_ [C $ (#1 — #2)2 + C $ (31 — 32)2]1/2 )
eXP 1 2" 0.5[U(Z i )+U (z $)] 2
中的0°风攻角取值.
$
o 5 0-5
(IIS
•日)/销
匡
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77
101
频率/H z
(a )塔顶处的K a im a l 谱曲线
0 100 200 300 400 500 600
时间/s
(b )塔顶处的下击暴流风速时程图12
模拟的拉线门塔塔顶处下击
暴流风谱及风速时程
Fig. 12
T h e sim ulated dow nburst wind spectrum
and wind velocity at the top of tow er
4
动力时程分析
本文采用时域分析方法，将作用在塔线体系上
的随机风荷载转化为时间系列，分析拉线门塔在B 类常态风和下击暴流冲击风荷载作用下的动力响 应.根据准定常假设，作用在塔线体系上的风荷载和 风速的对应关系为：
米用Umj _ 70 m /s 的下击暴流风场，风暴中心 距线路距离为800 m ，rm a x 取1 000 m ，尺取700 m ， 风暴运动轨迹与导线方向平行，拉线门塔在风暴起 始点连线的中线上，风暴水平移动速度取10 m /s ， 使用前述的谐波合成法模拟拉线门塔塔顶位置处下 击暴流风速如图12所示，其中B 类风场考虑了空 间三维脉动风，下击暴流风场仅考虑了平均风速方 向的脉动.
1⑴
\Uc ()\
(6)
max
式中：Umx 为下击暴流最大水平风速；8为高度参数，取 400 m ; erf (x )
槡"
'
'是误差函数;
Uc ()为下击暴流风场某模拟点任一时刻的平均风 速，Uc ()是径向风速U r()和下击暴流风暴移动 速度U 之矢量和[20].
图11为下击暴流水平风速合成示意图，其中 Ut 为风暴中心的移动速度;Uc 为合成得到的下击暴
流平均风速；〇为下击暴流中心位置；P 为测点位 置;X 轴向为下击暴流移动的方向；为测点到下击 暴流移动轨迹的距离.式（7)为径向风速表达式.
图11 下击暴流水平风速合成示意图
Fig. 11
H orizontal wind speed com position of dow nbursts
fU + — Ur ，m a x (H /3m a x "，H 〈 3m a x
|U r () " U r ，m a x eX p {— [(H —3m a x )/M ]2 }，H * 3m a x
!7式中：H 为下击暴流中心到测点的距离；3mx 为风速 最大处与下击暴流中心的距离；M 为下击暴流特征 距离.
Ch e n 等[1]认为下击暴流的脉动风速可写成一
个以平均风速为基准且随时间变化的幅值调制函数 和一个给定功率谱的稳态高斯过程的乘积，如式(8) 所示.
u ( z ，）— I ( #)• U ( #')• k ( z ')
(8)
式中：G (#) _ G i 〇 (10/#)1/6，G i 〇 _0. 11;- (#，'）为 一均值为0,均方根为1的平稳高斯过程，其自功率 谱密度函数采用单位化的K ai m a l 谱，见式（9).塔 顶处单位化的K ai m a l 谱模拟曲线如图12所示.
200u " z 1
^ + 6U "
Sk ( Z jc o )——
2"U (z ) ( 1 + 50
Z !2"U (z "
—
目标功率谱
模拟功率谱
1
1
2
3
4
lu
lo lo
l o '10'10'10-
(I
I J
S )/徵將吞
f H I
-c 3
w s
^赵時
9)
78
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2018 年
1 2
频率/H z
(b )塔顶横线向位移功率谱密度
!)塔顶顺线向位移
为了反映下击暴流可能导致拉线门塔体系内部 的应力大于材料的屈服强度而致输电塔倒塌，本文 基于结构材料为完全线性本构关系对塔线体系进行 计算分析.
按照前文模拟得到的风速时程，使用ANSYS 软件进行动力时程响应分析[22]23]，通过施加阻尼单 元考虑导线的气动阻尼（该气动阻尼取值按照准定 常理论计算得到），计算风攻角分别为0°、！5°、60°和 90°时的风荷载，由计算结果可知拉线门塔主材承载 力及拉线受拉承载力均由90°大风工况控制，主要 原因是此工况下导线荷载所占的比例非常大.限于 篇幅，本文仅对90°风向下的具体结果进行讨论.
图13对拉线门塔塔顶在两类风场作用下的位 移和位移功率谱密度进行了对比.可以看出，1)下击 暴流作用下拉门塔塔顶位移峰值远大于B 类常态 风峰值，下击暴流作用下位移大小变化剧烈，其中塔 顶横线向位移从0m 增加到1m ，B 类常态风作用
2
频率/H z
(d )塔顶顺线向位移功率谱密度
F (2：，〇 " 0. [U "(2：，〇]2A 0 (10)
式中:p 为空气密度，取1. 225 kg /m 2 ;C d 为构件体型 系数，其中拉线门塔及导线体型系数按照风洞试验
取值，辅助塔1和辅助塔2按照我国杆塔技术规定 取值;，)为高度^处，时刻的风速;A 。

为构件迎 风面的投影面积.应用随机振动理论对塔线体系在 随机风荷载作用下的响应进行分析，结构的动力平 衡方程为：
M X + CX +K X = P i t ) +R (t )
(11)
式中:$%和！分别为体系的质量、阻尼和刚度矩阵；X 、X 和X 分别为体系的位移、速度和加速度向 量；P ()为随机风荷载节点力向量；R ()为节点的 不平衡力向量.
采用Newmark -/?法对塔线体系进行时域分析 求解，Newmark -/?法的关键是的取值，当满足 y *1/2，？*y /2时，Newmark -?法是无条件稳定的. 本文分析中7取0. 5 ?取0. 25，即相当于常加速度 方法.
(a )塔顶横线向位移
图13 拉线门塔塔顶位移响应
Fig. 13
T h e calculated displacem ent responses at top of the tow er
10123456789
lo lo b b b o 'b b o 'o 'b
11 1
1
11
1
1 11 11 11 11 11
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—N H
•七)/鹋铂班齋稃猞赵
-1
-2-345
-6-78901o -o -o -o -o -o -o -o -o -)-1)-1 11
1± 11 11 11 11 11 11 11
T Z H
.^n )/^铂瑯條吞狳赵
5 0 5 0 5 0 5
1 o o o 1
1
横线向加速度/(m .s -2)
加速度功率谱密度
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湖南大学学报（自然科学版"
2018 年
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横线向位移/v
图17
立柱不同高度横线向位移
Fig. 17 Com parison for the calculated transverse
displacem entsof the tow er column
图18
立柱主材轴向应力变化曲线
Fig. 18
Com parison for the calculated axial stresses
of the column elem ents
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时间/s
图16
拉线轴向拉应力对比
F ig. 16
T h e c a lc u la te d m axim u m a x ia l te n sile
s tre s s o f th e g u y w ire s
值发生在立柱中部&对比下击暴流峰值和美国
ASCE 荷载导则计算结果可知，下击暴流峰值远大 于美国规范对下击暴流等高强度风的计算结果，美 国ASCE 荷载导则中对高强度风的计算方法低估 了下击暴流的强破坏性.5
结束语
对拉线门塔进行下击暴流风荷载受力分析，并 与B 类常态风荷载受力情况进行对比分析，得出的 结论如下：
1) 我国杆塔技术规定对输电线路在常态风作下的设计是合理的，美国ASCE 荷载导则中对高强 度风荷载的计算方法低估了下击暴流的破坏作用， 两类设计荷载作用下拉线门塔各构件不会出现应力
超限，且最大应力发生在立柱中部.
2) 拉线门塔在下击暴流和B 类常态风动力载作用下，位移响应主要集中在低频区域，导线荷载 对位移响应作用明显，而对拉线门塔加速度响应影 响并不显著;在下击暴流风荷载作用下，拉线门塔发 生明显的结构软化效应，位移及加速度功率谱峰值 频率相对于B 类常态风作用下均减小了.
3)
在下击暴流冲击风荷载作用下，立柱最大
应力峰值达到600 MPa ，是常态B 类风场应力峰值 的！ 6倍，远超出了材料的屈服强度345 MPa ;拉线 极值拉应力达到1 300 M Pa 以上，是常规B 类风场 作用下的2. 5倍.
参考文献
[1]
D E M P S E Y D , W H IT E H. Winds w reak havoc on lines [J ].
0 100
200
300
400
500
600
时间/s
图15
立柱最大轴向压应力对比
Fig. 15
T h e calculated m aximum com pressive
stress for the elem ents of lattice column
图17和图18中，中国规范和B 类常态风峰值 取值曲线基本重合，说明杆塔技术规定对输电线路 在常态风作用下的设计是合理的；立柱主材最大峰
5
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第3期牛华伟等：拉线门塔在下击暴流作用下的响应分析81
Transmission, and Distribution. W orld, 1996,48(6) ：32 —37. [2]甘艳，胡元潮，阮江军，等.华中电网500 k V输电线路主要自
然灾害分析与预防'].电力建设，2012 33(6) $7 — 42.
G A N Y, H U Y C,R U A N J(.,et a l.A nalysis and prevention, of
main, natural disasters of 500 k V transmission, lines in. central China power g r i d[J]. Electric Pow er Construction., 2012, 33
(6) ； 37 — 42. (In. Chinese)
']张勇.输电线路风灾防御的现状与对策[J].华东电力，2006,34
(3) 28—31<
Z H A N G Y. Status quo of wind hazard prevention, for transm is­
sion. lines and counter m easu res' J].E ast China Electric P ow­
er, 200634(3)：28 — 31. (In. Chinese)
']胡晓光，崔智婕，李清华，等.330 k V输电线路倒塔事故分析[J].工业建筑，2016,46(8):50 —55.
H U X G，C U I Z J，L I Q H，' a l. A nalysis of collapse of a 330
k V transm isson line tow er[ J].Industrial Construction，2016,
46 (8) ；50 — 55. (In. Chinese)
[5]F U JI T A T T. M anual of downburst identification, for project
N IM R O D[R]. Chicago: U niversity of Chicago, 1978:19 — 25. ']S A V O R Y E , P A R K E G A R , ZEIN O D D IN I M , et a l M odel­ling of tornado and microburst-induced wind loading and failure of a lattice transmission, tower [J].Engineering Stru ctu res，2001，23(4):365 —375.
[7]H A T H O U T I , C A L L E R Y K. Impact of extrem e weather on
transmission, line structures [C]//E le c tric a l Transmission, and Substation. Structures. Reston. » V A：American. Society of Civil
Engineers , 2015；55〇 —564.
[8]刘纯，姜勇，陈红冬，等.复沙500 k V输电线路.回拉线门型
塔屈曲分析[J].中国电力，2007，40(6):45 —47.
L IU C，JIA N G Y，C H E N H D , @e a l.Buckling analysis of guyed portal steel tower for 500 k V Fusha Line .[J].Electric P o w er，2007，40(6) :45 —47. (In C h in e se)
']谢强，李继国，严承涌，等.1000 k V特髙压输电塔线体系风荷载传递机制风洞试验研究'].中国电机工程学报，2013,33
(1)109 — 116.
X IE Q , L I J G , Y A N C Y , e t a l.Wind tunnel test on. wind load transferring mechanism in. the 1 000 k V U H V transmission, tower-line system[[(.P ro c e e d in g s of the C S E E » 2013,33(1)：109—116. (In. Chinese)
'0]赵桂峰，李杰，谢强，等.髙压输电塔线耦联体系风振响应有限元分析与现场实测对比研究[J].自然灾害学报，2014,23(1):
64 — 74.
Z H A O G F , L I J , X IE Q , e t a l.Finite element analysis and field m easurement of wind-induced vibration, response of high-volt­
age transmission, tower-line coupling system[J].Journal of N atural D isasters , 2014,23(1)；64 —74. (In. Chinese)
[11]D L/T5154 — 2012架空输电线路杆塔结构设计技术规定
[S].北京：中国计划出版社，2012 $8 —21
D L/T5154 — 2012Technical code for the design, of tower and
pole structures of overhead transmission. lin e[S]. B eijin g： China Planning P ress ^ 2012：18 —21. (In. Chinese)
[12]张庆华，顾明，黄鹏.典型输电塔塔头风力特性试验研究[J].振
动工程学报，2008,21 (5) $52 — 457.
Z H A N G Q H , G U M , H U A N G P. Experim ent on. wind force on. typical superstructures of latticed transmission, tower [J].
Journal of Vibration. Engineering , 2008,21 ( 5) :452 — 457. (In Chinese)
[13]张庆华，马文勇.多回路髙压输电塔典型横担结构风力系数风
洞试验研究[J].振动与冲击，2016 35(16)$58 — 163.
Z H A N G Q H , M A W Y. Experim ental study of wind forceco- efficients on. typical cross arm s of a multi-circuit high-voltage- transmission. tower [J]. Journal of Vibration, and Shock » 2016，35(16):158— 163. (In. Chinese)
[14]左太辉，牛华伟，闵绚，等.分裂导线平均风荷载阻力系数干扰
效应研究[J].实验流体力学，2015，29(2): 37 — 42.
ZU O T H , N IU H W , M IN X , e t a l.Research on. interference
effects of wind load on. bundled co n d u cto rs[J]. Journal of E x­
periments in. Fluid Mechanics « 2015,29(2)：37 — 42. (In. Chi­
nese)
[15]W A R D L A W R L , C O O PER K R , K O R G , e t a l.W in d tunnel
and analytical investigations into the aeroelastic behaviour of bundled conductors [J].IE E E Transactions on. Pow er A ppara­
tus F System s , 1975,94(2)； 642 —654.
[16]D A V E N P O R T A G. G ust response factors for transmission,
line loading [C] //Proceedings of the 5th International Confer­
ence on. Wind Engineering. New Y o r k： Pergamon. P ress » 1979：899—909<
[17]S H IN O Z U K A M，Y U N C B，S E Y A H. Stochastic methods in
wind engineering [J]. Journal of Wind Engineering and Indus­
trial Aerodynam ics « 199036(1/3)：829 — 843.
[18]D E O D A T IS G. Simulation, of ergodic m ultivariate stochastic
processes [J].Journal of Engineering M echanics，1996，122
(8)：778—787<
[19]WOOD G S , K W O K K , M O T T E R A M N A ,e t a l.Physical and
numerical modelling of thunderstorm downbursts [J].Journal of Wind Engineering and Industrial A erodynam ics，2001，89
(6)：535—552<
[20] H O L M E S J D , O L IV E R S E. A n empirical model of a down-
burst [J].Engineering Structures , 2000,22(9):1167 —1172. [21]C H E N L，L E T C H F O R D C W. A
brid model of downbursts and its impact on. a cantilevered
structure [J].Engineering Structures » 2004 » 26(5) ： 619 — 629. [2]柯世堂，曹九发，王珑，等.风力机塔架-叶片耦合模型风致响应
时域分析[J].湖南大学学报（自然科学版），2014，41 (4) : 87 —
93
K E S T , CAO J F , W A N G L , et a l.Time-domain, analysis of the wind-induced responses of the coupled model of wind tur­
bine tower-blade coupled s y s t e m']. Journal of Hunan. U niver- sity(N atu ral Scien ces)，2014，41(4) :87 — 93. (In. Chinese) [3]牛华伟，孔凯歌，陈寅，等.500k V全联合变电构架体型系数风
洞试验及风振系数取值分析[J].湖南大学学报（自然科学版），2015,42(11)80 —87.
N IU H W , K O N G K G , C H E N Y , et a l.500 k V whole com­
bined substation, fram ew ork shape factor of wind tunnel test
and dynamic response factoranalysis [ J ]. Journal of Hunan.
U,iv e rsity(N a tu ra l Scien ces)，2015，42 (11)：8〇 — 87. (In. Chi­
nese)
[4]柳国环.格构式输电塔及输电塔-线体系风振响应研究[D].大
连：大连理工大学土木工程学院，2010 $06—108.
L IU G H. Study on. wind-induced response of lattice transm is- siontower and transmission, tower-lines system [D]. Dalian.：College of Civil Engineering » Dalian. U niversity of T echn ology，2010:106—108. (In. Chinese)
[25] A S C E. M anuals and reports on. engineering practice No. 74.
Guidelines for electrical transmission, line structural loading
[S]. Reston.，V irg in ia：American. Society of Civil E n gin eers，2009:42 — 48.。