牛華偉，孔凱歌，陳 寅，陳政清

(1. 湖南大學(xué) 風(fēng)工程研究中心，湖南 長(zhǎng)沙 410082;2．廣西交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)研究院，廣西 南寧 530000；3. 中南電力設(shè)計(jì)院，湖北 武漢 430071)

500 kV全聯(lián)合變電構(gòu)架體型系數(shù)風(fēng)洞試驗(yàn)及風(fēng)振系數(shù)取值分析*

牛華偉1?，孔凱歌1，2，陳 寅3，陳政清1

(1. 湖南大學(xué) 風(fēng)工程研究中心，湖南 長(zhǎng)沙 410082;2．廣西交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)研究院，廣西 南寧 530000；3. 中南電力設(shè)計(jì)院，湖北 武漢 430071)

以典型的500 kV全聯(lián)合變電構(gòu)架為背景，通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試與有限元計(jì)算分析相結(jié)合，研究全聯(lián)合變電構(gòu)架的風(fēng)荷載體型系數(shù)、風(fēng)振系數(shù)的取值.分別制作了1/11的單根橫梁模型和1/32的七跨全聯(lián)合構(gòu)架模型，測(cè)試了不同類型橫梁的風(fēng)荷載體型系數(shù)，并基于風(fēng)洞試驗(yàn)得到的體型系數(shù)對(duì)全聯(lián)合構(gòu)架進(jìn)行風(fēng)振響應(yīng)分析，計(jì)算了其風(fēng)振系數(shù)取值.結(jié)果表明，A,B和C三類橫梁體型系數(shù)測(cè)試值分別為2.23，2.35和2.18，比《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》和《變電站建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程》取值分別大8%，14%和7%；阻尼比2%時(shí)，20 m，26 m和34 m標(biāo)高處橫梁的風(fēng)振系數(shù)分別為1.60，1.80和1.58，比《變電站建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程》的取值分別大7%，6%和5%，國(guó)內(nèi)規(guī)范對(duì)此類結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載取值偏于不安全.

變電構(gòu)架；風(fēng)洞試驗(yàn)；風(fēng)荷載；體型系數(shù)；風(fēng)振系數(shù)

500 kV變電構(gòu)架是電網(wǎng)系統(tǒng)中最為重要的一個(gè)環(huán)節(jié)，其安全性直接影響著國(guó)民經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，且其造價(jià)在整個(gè)輸變電線路中占了很大的比例．為了在保證安全性的同時(shí)盡可能降低工程造價(jià)，目前較為常用的就是采用全聯(lián)合的構(gòu)架布置，它能使構(gòu)架梁、柱在受力范圍和受力方向形成聯(lián)合受力體系.但是結(jié)構(gòu)布置的特殊性卻使500 kV全聯(lián)合變電構(gòu)架成為變電站中結(jié)構(gòu)最為復(fù)雜的構(gòu)筑物.全聯(lián)合變電構(gòu)架在不同標(biāo)高設(shè)置構(gòu)架橫梁，這使得結(jié)構(gòu)迎風(fēng)面較單孔門型構(gòu)架大幅增加，同時(shí)也使得結(jié)構(gòu)整體趨于柔性化，致使風(fēng)荷載作用效應(yīng)顯著，導(dǎo)致風(fēng)荷載成為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中控制性的水平動(dòng)力荷載.

構(gòu)架橫梁一般采用三角變斷面，主弦桿采用鋼管，腹桿為角鋼構(gòu)件，螺栓連接形成格構(gòu)式鋼梁．這種桿件的組合形成了更加復(fù)雜的風(fēng)荷載產(chǎn)生機(jī)理，但是目前關(guān)于此類全聯(lián)合變電構(gòu)架風(fēng)荷載參數(shù)與機(jī)理方面的研究卻很少.國(guó)內(nèi)的陳寅、楊明、潘峰等人對(duì)1 000 kV全聯(lián)合構(gòu)架風(fēng)振系數(shù)取值進(jìn)行了計(jì)算分析[1-3];韓文慶等計(jì)算分析了風(fēng)荷載對(duì)500 kV全聯(lián)合構(gòu)架的影響[4]，而國(guó)外由于此類全聯(lián)合構(gòu)架使用較少，作者并未檢索到專門研究其風(fēng)荷載特性的英文文獻(xiàn).同時(shí)值得指出，上述研究中計(jì)算風(fēng)振系數(shù)采用的風(fēng)荷載體型系數(shù)均是以規(guī)范取值為依據(jù)進(jìn)行的，缺乏相應(yīng)的風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù).此外，我國(guó)有關(guān)規(guī)范[5-7]中可參考的體型系數(shù)取值都是基于輸電塔或桁架結(jié)構(gòu)得到的，但其取值卻相對(duì)較為簡(jiǎn)略[8]，直接用于變截面的全聯(lián)合構(gòu)架需要進(jìn)一步探討，甚至產(chǎn)生較大的偏差.而規(guī)范中規(guī)定的風(fēng)振系數(shù)取值也很不合理，需要專門進(jìn)行研究.為此，本文以典型的500 kV變電站全聯(lián)合構(gòu)架為對(duì)象，通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試了橫梁的體型系數(shù)，近一步計(jì)算了聯(lián)合構(gòu)架不同高度橫梁的風(fēng)振系數(shù)取值，以期為工程設(shè)計(jì)實(shí)踐提供依據(jù)和參考.

1 脈動(dòng)風(fēng)速模擬與氣動(dòng)力時(shí)程

為了分析全聯(lián)合變電構(gòu)架在脈動(dòng)風(fēng)荷載作用下的風(fēng)振響應(yīng)，首先采用Deodatis等[9]提出的諧波合成法生成了脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程樣本.模擬過(guò)程采用的風(fēng)場(chǎng)參數(shù)如下：場(chǎng)地類型B類，離地10 m高度處風(fēng)速U10=23.9 m/s，對(duì)應(yīng)基準(zhǔn)風(fēng)壓0.35 kN/m2,地貌粗糙度高度Z0=0.05 m，Von Karman常數(shù)K取為0.4.順風(fēng)向脈動(dòng)風(fēng)速自功率譜采用我國(guó)建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范建議的Davenport風(fēng)譜，其形式如下：

(1)

coh(r,ω)=

(2)

式中:Cz和Cy分別為順風(fēng)向脈動(dòng)風(fēng)速在豎向及跨向的空間相關(guān)性衰減系數(shù)，按照規(guī)范分別取為10和16.

利用上述方法分別模擬了六層高度共計(jì)250個(gè)節(jié)點(diǎn)的脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程，同時(shí)保證了每根橫梁上面至少存在三個(gè)風(fēng)速模擬節(jié)點(diǎn)，對(duì)應(yīng)每層高度位置沿縱向每隔7 m左右生成一個(gè)脈動(dòng)風(fēng)速點(diǎn)，平均風(fēng)速按基本風(fēng)壓和B類風(fēng)場(chǎng)計(jì)算，不同高度的風(fēng)壓按照B類風(fēng)場(chǎng)基準(zhǔn)風(fēng)壓乘以風(fēng)壓高度變化系數(shù)得到.

在獲得了各節(jié)點(diǎn)位置處的脈動(dòng)風(fēng)時(shí)程后即可依據(jù)體型系數(shù)按照準(zhǔn)定常理論建立節(jié)點(diǎn)脈動(dòng)風(fēng)荷載.計(jì)算中僅考慮水平向風(fēng)荷載作用，作用在橫梁節(jié)段i的順風(fēng)向脈動(dòng)風(fēng)荷載為：

(3)

(4)

將平均風(fēng)荷載與脈動(dòng)風(fēng)荷載進(jìn)行疊加即可得到計(jì)算風(fēng)荷載的數(shù)據(jù).

2 風(fēng)荷載體型系數(shù)風(fēng)洞試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)紊流風(fēng)場(chǎng)

考慮到聯(lián)合構(gòu)架體系主要受力部分為橫梁，而每根橫梁可以看作在來(lái)流紊流度和風(fēng)速保持不變的同一個(gè)平面內(nèi)，因此風(fēng)場(chǎng)模擬時(shí)根據(jù)測(cè)試對(duì)象分為兩種類型：1)單根橫梁模型測(cè)試試驗(yàn)，采用不考慮風(fēng)速剖面的格柵紊流風(fēng)場(chǎng)，紊流度按照B類風(fēng)場(chǎng)對(duì)應(yīng)高度的數(shù)據(jù)取值約12%，如圖1所示；2)多跨聯(lián)合構(gòu)架模型風(fēng)洞試驗(yàn)，對(duì)應(yīng)規(guī)范中B類紊流風(fēng)場(chǎng)模擬，風(fēng)速剖面與紊流度剖面如圖2所示.上述兩類紊流場(chǎng)主要模擬橫梁高度的紊流度和順風(fēng)向脈動(dòng)風(fēng)譜等主要參數(shù).

測(cè)點(diǎn)位置/m

測(cè)點(diǎn)位置/m

2.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

全聯(lián)合變電構(gòu)架橫向?yàn)閮煽?X30 m，跨向?yàn)槠呖?X28 m，3層橫梁標(biāo)高分別為20 m，26 m和34 m.構(gòu)架跨向與橫向橫梁共46根，編號(hào)如圖3所示.這些橫梁共分為3類：(A)28 m跨邊梁，編號(hào)1～7,15～21；(B)28 m跨中梁，即在28 m跨邊梁上增加了3個(gè)掛線橫擔(dān)，編號(hào)8～14；(C)30 m跨橫梁，編號(hào)22～46.在實(shí)際結(jié)構(gòu)中，A，B，C每類橫梁根據(jù)位置不同其構(gòu)件并不完全相同，但僅有少量腹桿尺寸變化，本研究中為了測(cè)試方便把A，B，C每類橫梁均制作為完全相同.其中A，B兩類橫梁透風(fēng)率為0.25(不考慮橫擔(dān)).C類橫梁透風(fēng)率為0.26.

U/U80

紊流度/%

圖3 全聯(lián)合構(gòu)架橫梁編號(hào)及風(fēng)向角定義

根據(jù)聯(lián)合構(gòu)架橫梁及整體布置尺寸，考慮風(fēng)洞截面的大小，單根橫梁體型系數(shù)測(cè)試模型制作比例為1/11，而全聯(lián)合構(gòu)架模型制作比例為1/32，安裝在風(fēng)洞內(nèi)的試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼掌謩e如圖4和圖5所示.

圖4 單梁模型照片(1/11)

(a)全聯(lián)合構(gòu)架模型

(b)全聯(lián)合構(gòu)架中的單梁照片

2．3 單梁體型系數(shù)測(cè)試

分別以A，B，C三類橫梁比例1/11的單根橫梁模型為基準(zhǔn)進(jìn)行測(cè)試，同時(shí)，為了考慮全聯(lián)合構(gòu)架體型系數(shù)測(cè)試時(shí)由于模型制作比例不同產(chǎn)生的誤差，此處在相同的格柵紊流風(fēng)場(chǎng)中測(cè)試了三類橫梁比例1/32的單梁模型.由于模型比例不同，氣動(dòng)力荷載差別較大，為了提高測(cè)試精度，對(duì)1/11的橫梁采用兩端支承雙天平系統(tǒng)測(cè)試，天平為綿陽(yáng)六維科技有限公司開發(fā)的五分量桿式天平；對(duì)1/32的單梁模型在梁中采用單天平測(cè)試，此時(shí)天平為量程較小的美國(guó)ATI動(dòng)態(tài)高頻天平.兩類測(cè)試中均修正了由于天平支架造成的干擾作用.風(fēng)洞試驗(yàn)在湖南大學(xué)HD-2風(fēng)洞第一試驗(yàn)段進(jìn)行，該試驗(yàn)段長(zhǎng)17 m，寬3 m，高2.5 m，風(fēng)速0～58 m/s連續(xù)可調(diào).試驗(yàn)時(shí)，格柵紊流場(chǎng)來(lái)流平均風(fēng)速20 m/s，采樣頻率為200 Hz，采樣時(shí)間120 s.根據(jù)結(jié)構(gòu)對(duì)稱性，測(cè)試風(fēng)向角為0～90°，定義當(dāng)來(lái)流與橫梁軸線垂直時(shí)為0°風(fēng)向角，逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)至來(lái)流與橫梁軸線平行時(shí)為90°風(fēng)向角，具體定義見(jiàn)圖6.

圖6 單梁試驗(yàn)風(fēng)向角定義

兩種比例三類梁在紊流場(chǎng)下體型系數(shù)測(cè)試值隨風(fēng)向角變化曲線如圖7和圖8所示.

風(fēng)向角/(°)

風(fēng)向角/(°)

由圖7可知，單根橫梁的體型系數(shù)隨著風(fēng)向角的增大而減小，0°風(fēng)向角由于擋風(fēng)面積最大而體型系數(shù)最大，90°風(fēng)向角體型系數(shù)約為0°風(fēng)向角體型系數(shù)的21%.

比較可知，兩種比例模型三類橫梁的測(cè)試結(jié)果趨勢(shì)相同，但數(shù)值略有差別，其主要原因在于：1)主弦桿為圓桿，不同縮尺比模型會(huì)受到雷諾數(shù)效應(yīng)的影響；2) 1/32模型各構(gòu)件尺寸較小，節(jié)點(diǎn)板等部位很難準(zhǔn)確加工.為此，下文全聯(lián)合構(gòu)架的測(cè)試值均采用兩種比例模型在同一風(fēng)向角下的體型系數(shù)比值對(duì)測(cè)試結(jié)果進(jìn)行修正，即所有測(cè)試結(jié)果均以1/11橫梁體型系數(shù)為基準(zhǔn).

2.4 全聯(lián)合變電構(gòu)架模型橫梁體型系數(shù)

全聯(lián)合變電構(gòu)架橫梁體型系數(shù)測(cè)試在湖南大學(xué)HD-2風(fēng)洞大試驗(yàn)段進(jìn)行，截面寬8 m，高2 m，風(fēng)場(chǎng)采用圖2所示的B類紊流場(chǎng).與比例1/32單梁測(cè)試相同，試驗(yàn)仍采用單天平系統(tǒng).0°,45°和90°三種典型風(fēng)向角下聯(lián)合構(gòu)架各橫梁體型系數(shù)測(cè)試結(jié)果如圖9～11所示.

角度/(°)

角度/(°)

全聯(lián)合構(gòu)架風(fēng)洞測(cè)試的橫梁編號(hào)和風(fēng)向角如圖3所示，當(dāng)風(fēng)向角為0°時(shí)風(fēng)向與1～21號(hào)橫梁軸向垂直而與22～46號(hào)橫梁軸線平行，故風(fēng)向角從0到90°變化時(shí)1～21號(hào)梁體型系數(shù)由大到小變化，而22～46號(hào)梁由小到大變化.

3 風(fēng)振響應(yīng)與風(fēng)振系數(shù)分析

3.1 全聯(lián)合構(gòu)架動(dòng)力特性分析

采用大型通用有限元分析軟件ANSYS10.0對(duì)聯(lián)合構(gòu)架進(jìn)行建模，立柱、桁架梁統(tǒng)一采用beam188梁?jiǎn)卧M.共計(jì)46根梁，24根柱，計(jì)算節(jié)點(diǎn)數(shù)3 562個(gè).模型邊界條件為在立柱底端固結(jié)，梁柱之間的連接根據(jù)允許的軸向位移按剛度等效為矩形梁模擬.模態(tài)分析得到了結(jié)構(gòu)的自振頻率和振型，前兩階振型如圖12所示.

角度/(°)

(a) 第1階振型圖，f=0.657 1

(b) 第2階振型圖，f=0.716 3

3.2 聯(lián)合構(gòu)架的風(fēng)振響應(yīng)

采用時(shí)程響應(yīng)分析方法，對(duì)全聯(lián)合構(gòu)架進(jìn)行風(fēng)振響應(yīng)計(jì)算.計(jì)算中考慮各立柱荷載，各立柱阻力系數(shù)均按照1.2取值，計(jì)算阻尼比2%，計(jì)算風(fēng)向角0°,45°和90°，僅統(tǒng)計(jì)每根橫梁順風(fēng)向最大平均位移及其對(duì)應(yīng)的脈動(dòng)位移響應(yīng)，如圖13～15所示.

梁編號(hào)

梁編號(hào)

梁編號(hào)

由圖13～15可知，不同標(biāo)高處橫梁的平均位移響應(yīng)隨風(fēng)向角增大而增大，其主要原因在于：1) 分析表明，0°風(fēng)向時(shí)，沿跨向中線方向布置的人字柱對(duì)整體剛度的貢獻(xiàn)很大，致使聯(lián)合構(gòu)架沿橫向的剛度明顯大于沿跨向的剛度，因此在相同風(fēng)荷載作用下0°風(fēng)向角的位移響應(yīng)更?。?)橫梁的位移主要由立柱變形引起的，其自身變形很小.以26 m高度處4號(hào)橫梁為例，90°風(fēng)向時(shí)，其最大平均位移響應(yīng)為96.519 mm，此時(shí)該橫梁端部立柱的平均位移響應(yīng)為94.755 mm，橫梁自身變形不足2 mm；3)90°風(fēng)向正面迎風(fēng)的橫梁多于0°風(fēng)向正面迎風(fēng)的橫梁， 其風(fēng)荷載比0°風(fēng)向大.

3.3 橫梁順風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)

以Davenport提出的陣風(fēng)荷載因子法來(lái)計(jì)算風(fēng)振系數(shù)，其定義為：

(5)

根據(jù)計(jì)算得到的橫梁各節(jié)點(diǎn)的位移時(shí)程，依式(5)求出各橫梁的風(fēng)振系數(shù).阻尼比2%時(shí)，各橫梁在0°,45°和90°三種典型風(fēng)向角下順風(fēng)向位移風(fēng)振系數(shù)如圖16～18所示.

角度/(°)

角度/(°)

角度/(°)

3.4 阻尼對(duì)風(fēng)振系數(shù)的影響

為考慮阻尼特性的影響，根據(jù)文獻(xiàn)[5]和高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程[10]關(guān)于鋼結(jié)構(gòu)阻尼比的規(guī)定，比較計(jì)算了0°和90°風(fēng)向角與風(fēng)向垂直的各橫梁在阻尼比1%和2%時(shí)的風(fēng)振系數(shù)，如圖19和圖20所示.

梁編號(hào)

梁編號(hào)

從上圖中可以看出，在同一風(fēng)向角下同一橫梁在阻尼比1%時(shí)的風(fēng)振系數(shù)比阻尼比2%時(shí)的取值更大，最大偏差可達(dá)11%.

4 比較與分析

4.1 構(gòu)架橫梁體型系數(shù)

將全聯(lián)合構(gòu)架橫梁0°風(fēng)向角下體型系數(shù)風(fēng)洞實(shí)測(cè)值與GB50009-2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》和DL/T5457-2012《變電站建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程》中的取值進(jìn)行比較如表1所示.

表1 橫梁體型系數(shù)實(shí)測(cè)值與規(guī)范取值比較

Tab.1 The comparison of the measured shape factors and those specified in standards

模型編號(hào)實(shí)測(cè)值變電站規(guī)范建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范A類2.2302.032.06B類2.3522.032.06C類2.1842.022.04

由表1可知，兩種荷載規(guī)范體型系數(shù)取值基本一致，而三類梁在紊流場(chǎng)下的實(shí)測(cè)值較規(guī)范值分別大8%，14%和7%，規(guī)范值偏于不安全.

4.2 構(gòu)架橫梁風(fēng)振系數(shù)

為了比較，分別將20 m，26 m和34 m高度橫梁風(fēng)振系數(shù)取平均代表該標(biāo)高處橫梁的風(fēng)振系數(shù)，不同風(fēng)向角兩種阻尼比下各橫梁風(fēng)振系數(shù)如表2所示.

表2 不同高度不同阻尼比橫梁風(fēng)振系數(shù)均值

Tab.2 Mean dynamic response factors of beam in different height and damping ratio

風(fēng)向高度/m 阻尼比1% 阻尼比2% 0°45°90°0°45°90°201.941.721.661.811.641.60261.931.621.631.801.571.56342.081.701.651.911.631.58

為了與規(guī)范比較，將表2中不同標(biāo)高橫梁正面迎風(fēng)時(shí)的風(fēng)振系數(shù)測(cè)試值與規(guī)范值列表為表3.可見(jiàn)，阻尼比2%時(shí)計(jì)算風(fēng)振系數(shù)值比《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》取值小而比《變電站建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程》取值大，且其沿高度變化規(guī)律與變電站規(guī)程基本一致.

表3 風(fēng)振系數(shù)規(guī)范值與測(cè)試值對(duì)比

Tab.3 The comparison of the measured dynamic response factors and those specified in standard

梁高/m阻尼比1%阻尼比2%高聳規(guī)范變電站規(guī)程201.661.601.801.5261.931.802.051.7341.651.582.401.5

5 結(jié) 論

本文通過(guò)對(duì)500 kV全聯(lián)合構(gòu)架進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)及風(fēng)振響應(yīng)分析得到如下主要結(jié)論：

1) A，C兩類橫梁體型系數(shù)測(cè)試值比變電站規(guī)范取值偏大了9.9%和7.9%，比建筑荷載規(guī)范取值分別大了8.3%和6.9%.在此基礎(chǔ)上，B類橫梁由于橫擔(dān)的存在其體型系數(shù)比A類梁又增大了5.4%，規(guī)范中的此類橫梁體型系數(shù)取值偏于不安全.

2) 基于風(fēng)洞測(cè)試橫梁體型系數(shù)和時(shí)程響應(yīng)分析計(jì)算的聯(lián)合構(gòu)架橫梁風(fēng)振系數(shù)取值比規(guī)范值更大.阻尼比2%時(shí)，20 m，26 m和34 m橫梁風(fēng)振系數(shù)分別為1.60，1.80和1.58.比變電站建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程分別大7%，6%和5%.

3) 阻尼比對(duì)風(fēng)振系數(shù)的取值存在較明顯的影響.橫梁正面迎風(fēng)時(shí)，阻尼比1%的風(fēng)振系數(shù)比阻尼比2%時(shí)的最大增大了11%.

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500 kV Whole Combined Substation Framework Shape Factor of Wind Tunnel Test and Dynamic Response Factor Analysis

NIU Hua-wei1?, KONG Kai-ge1，2, CHEN Yin3, CHEN Zheng-qing1

(1. Wind Engineering Research Center, Hunan Univ, Changsha,Hunan 410082，China;2.Guangxi Transportation Planning Survey and Design Institute, Nanning,Guangxi 530000,China;3.Central Southern China Electric Power Design Institute, Wuhan,Hubei 430071,China)

Taking a typical 500kV full combined substation framework as the background, the shape factor of the wind load and the dynamic response factor of this structure were investigated by combining wind tunnel tests and finite element calculation analysis. Three single beam models and a full combined framework model were produced at 1∶11 and 1∶32 model scale, respectively. Then a series of experiments were conducted to test the shape factors. Finally, based on the wind tunnel results, the wind-induced response analysis of the full combined substation framework was done, and the dynamic response factors were obtained. The results show that the test values of the shape factors of beams A, B, and C are 2.23, 2.35 and 2.18, which is 8%, 14% and 7% larger than the corresponding values stipulated in load code for the design of building structures and the technical code for the design of substation buildings and structures. For a 2% damping ratio, the dynamic response factors of the beams at 20m, 26m and 34m are 1.60, 1.80 and 1.58, respectively. And those are 7%, 6% and 5% larger than the dynamic response factors prescribed in the technical code for the design of substation buildings and structures. This indicates that the design loads specified in current domestic provisions for this structure are non-conservative.

substation framework; wind tunnel test; wind load; shape factor; dynamic response factor

2014-12-23

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51478181),National Natural Science Foundation of China(51478181)

牛華偉(1978-)，男，河南駐馬店人，湖南大學(xué)高級(jí)工程師，工學(xué)博士

?通訊聯(lián)系人，E-mail:niuhw@hnu.edu.cn

1674-2974(2015)11-0080-08

TB123; TU317

A