特高壓直流耐壓實(shí)驗(yàn)用防風(fēng)抗暈導(dǎo)線的設(shè)計(jì)

汪 沨 易 暢 張廣東 溫定筠 呂景順

（1.湖南大學(xué)電氣與信息工程學(xué)院 長(zhǎng)沙 410082 2.甘肅電力科學(xué)研究院 蘭州 730050）

1 引言

±800kV 特高壓直流輸電工程換流站電氣設(shè)備直流耐壓實(shí)驗(yàn)是檢查設(shè)備制造、運(yùn)輸及安裝質(zhì)量的重要手段和有效方法[1]。哈鄭±800kV 特高壓直流輸電工程換流站位于西北地區(qū)戈壁荒漠，通常采用的大線徑鋁箔擴(kuò)徑伸縮導(dǎo)線雖然能有效降低導(dǎo)線表面場(chǎng)強(qiáng)，抑制電暈損耗，但在當(dāng)?shù)貜?qiáng)風(fēng)力的氣象條件下，存在著導(dǎo)線風(fēng)荷載過(guò)大、嚴(yán)重風(fēng)偏的問(wèn)題，極大威脅實(shí)驗(yàn)設(shè)備和人員安全。為此，甘肅電科院研制了一種特高壓直流耐壓實(shí)驗(yàn)用的防風(fēng)抗暈多分裂實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線。理想的導(dǎo)線規(guī)格應(yīng)當(dāng)既能平衡導(dǎo)線風(fēng)荷載與自重荷載，抑制風(fēng)偏，又能有效降低導(dǎo)線表面場(chǎng)強(qiáng)，抑制電暈。由于耐壓實(shí)驗(yàn)中通過(guò)實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的電流很小，可以不用考慮導(dǎo)線的最小通流截面面積，因此可以采用子導(dǎo)線線徑較小、自重比載較大的多分裂實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線來(lái)替代鋁箔擴(kuò)徑伸縮導(dǎo)線。與常規(guī)的輸電線路選型設(shè)計(jì)著重于導(dǎo)線的單一電磁特性不同[2]，防風(fēng)抗暈實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線設(shè)計(jì)綜合考慮了導(dǎo)線的氣動(dòng)力特性與電場(chǎng)特性，本文將實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線規(guī)格設(shè)計(jì)問(wèn)題轉(zhuǎn)化為一個(gè)與導(dǎo)線分裂數(shù)、分裂子導(dǎo)線直徑、分裂間距、子導(dǎo)線自重比載、風(fēng)速等變量有關(guān)的電場(chǎng)-流場(chǎng)的綜合優(yōu)化問(wèn)題。近年來(lái)，相關(guān)工作應(yīng)用計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）方法對(duì)輸電線路覆冰、振動(dòng)、舞動(dòng)，絕緣子覆冰增長(zhǎng)等動(dòng)力學(xué)問(wèn)題進(jìn)行了研究，為此類問(wèn)題提供了除風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)及建設(shè)成本較高的實(shí)驗(yàn)線路之外的思路和方法[3-9]，但較少有文獻(xiàn)直接將CFD 應(yīng)用于計(jì)及多個(gè)物理場(chǎng)的導(dǎo)線規(guī)格優(yōu)化設(shè)計(jì)?？紤]到多分裂實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線流場(chǎng)的雷諾數(shù)處于亞臨界區(qū)[10]，各子導(dǎo)線周圍區(qū)域的氣流運(yùn)動(dòng)較為復(fù)雜，分裂子導(dǎo)線之間存在著相互干擾效應(yīng)，對(duì)實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的力學(xué)特性有顯著影響[11-13]，本文將多分裂實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的氣動(dòng)力學(xué)特性計(jì)算建模為多圓柱繞流CFD 模擬問(wèn)題進(jìn)行分析。此外，為了合理的配置實(shí)驗(yàn)用分裂導(dǎo)線的規(guī)格，必須準(zhǔn)確計(jì)算實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線表面及附近空間的電場(chǎng)分布。本文采用基于三維模型的模擬電荷法，得到了該多分裂直流耐壓實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線表面及附近空間較精確的電場(chǎng)分布。為了綜合考慮實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的電場(chǎng)、流場(chǎng)特性，并計(jì)及CFD 較高的計(jì)算成本，本文首先依據(jù)實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的電場(chǎng)計(jì)算結(jié)果和基于技術(shù)導(dǎo)則得到的導(dǎo)線風(fēng)偏角初步估計(jì)值將導(dǎo)線規(guī)格設(shè)計(jì)的解空間縮小到較小的規(guī)模，然后以導(dǎo)線間距比作為導(dǎo)線氣動(dòng)力特性的指示量對(duì)不同導(dǎo)線規(guī)格的氣動(dòng)力特性進(jìn)行計(jì)算比較，最后得到具備優(yōu)良的電場(chǎng)特性和氣動(dòng)力特性的導(dǎo)線設(shè)計(jì)參數(shù)。

2 實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線原型與設(shè)計(jì)思路

圖1為防風(fēng)抗暈多分裂實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的示意圖，圖2為實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線原型圖。實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線使用圓孔狀空心結(jié)構(gòu)的鋁質(zhì)間隔盤，防止了各子導(dǎo)線間的相互鞭擊，各子導(dǎo)線采用具有較高強(qiáng)度的鋼絲，每根加壓導(dǎo)線根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)試品距離采用若干單元相互連接而成。實(shí)驗(yàn)分裂導(dǎo)線的規(guī)格如下：分裂數(shù)2k、分裂子導(dǎo)線直徑D、分裂間距d、導(dǎo)線自重比載b，分裂子導(dǎo)線截面積A。第i 根導(dǎo)線風(fēng)荷載的計(jì)算公式如下[14]

式中，α為風(fēng)壓不均勻系數(shù)；W0為設(shè)計(jì)基準(zhǔn)風(fēng)速下的基準(zhǔn)風(fēng)壓標(biāo)準(zhǔn)值；μz、Cd、μθ分別為風(fēng)壓高度變化系數(shù)、風(fēng)阻系數(shù)（電線體型系數(shù)）、風(fēng)向與電線軸線間的夾角為θ 引起的風(fēng)壓變化系數(shù)；D為導(dǎo)線的直徑。實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線總的風(fēng)荷載即為各子導(dǎo)線風(fēng)荷載之和，定義導(dǎo)線風(fēng)荷載計(jì)算系數(shù)為

圖1 實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線示意圖1—分裂導(dǎo)線 2—鋁質(zhì)圓盤 3—內(nèi)孔Fig.1 Schematic diagram of test conductor

圖2 實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線原型圖Fig.2 Test conductor prototype

忽略鋁制間隔盤的影響，由受力分析并化簡(jiǎn)可得導(dǎo)線風(fēng)偏角度δ為

同時(shí)，以上設(shè)計(jì)參數(shù)也決定了實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的電場(chǎng)特性。因此本文將多分裂實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的設(shè)計(jì)問(wèn)題轉(zhuǎn)換為一個(gè)優(yōu)化問(wèn)題。如圖3 所示，即找到一組設(shè)計(jì)參數(shù)滿足

式中，δlim為最大設(shè)計(jì)風(fēng)速下允許的導(dǎo)線最大風(fēng)偏角；MB為當(dāng)前規(guī)格參數(shù)下基于實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線三維電場(chǎng)模型計(jì)算得到的導(dǎo)線表面最大場(chǎng)強(qiáng)；Ec是參考西北海拔和氣候條件得到的導(dǎo)線起暈場(chǎng)強(qiáng)。

圖3 防風(fēng)抗暈實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線設(shè)計(jì)思路Fig.3 Design idea of anti-wind and anti-corona bundle conductors

3 氣動(dòng)力學(xué)特性計(jì)算

基本方程和計(jì)算模型

Navier-Stokes 方程描述了導(dǎo)線-空氣流場(chǎng)[10]，其中連續(xù)性方程和動(dòng)量方程為

式中，ρ為流體的密度；μ為流體的運(yùn)動(dòng)粘性系數(shù)；u為流體位移；x為空間坐標(biāo)；p為流體壓力。

方程下標(biāo)采用求和約定。為了避免直接求解N-S 方程，本文采用二維雷諾時(shí)均N-S 方程作為導(dǎo)線-空氣流場(chǎng)的控制方程，利用Spalart-Allmaras 湍流模型實(shí)現(xiàn)對(duì)時(shí)均方程的封閉。在雷諾數(shù)處于亞臨界區(qū)的條件下，各導(dǎo)線柱體周圍的氣流結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜，導(dǎo)線圓柱體之間的干擾效應(yīng)與導(dǎo)線線徑、分裂間距（間隔盤半徑）、分裂數(shù)之間的定量關(guān)系尚不明確。為了準(zhǔn)確得到導(dǎo)線-空氣流場(chǎng)的分布，需要合理布置網(wǎng)格劃分。在敏感計(jì)算區(qū)域（各導(dǎo)線壁面附近，尾流區(qū)）需要布置較細(xì)密的網(wǎng)格。為了減少邊界對(duì)計(jì)算的影響并兼顧計(jì)算成本，需要建立適宜尺度的計(jì)算場(chǎng)域。如圖4 所示布置計(jì)算場(chǎng)域[15]（圖示以k=4為例），采用矩形計(jì)算區(qū)域：實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線間隔盤半徑為R，上游5D，下游20D，導(dǎo)線與邊界最小距離5D，對(duì)各子導(dǎo)線逆時(shí)針編號(hào)，應(yīng)用流體力學(xué)軟件Fluent對(duì)防風(fēng)抗暈實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的空氣流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。采用基于壓力的非定常流模型，選擇SIMPLEC 算法求解速度壓力耦合方程，基于有限體積法，采用二階迎風(fēng)格式對(duì)控制方程進(jìn)行離散。

圖4 多分裂實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線計(jì)算場(chǎng)域Fig.4 Calculation region of bundle conductors

4 三維電場(chǎng)的計(jì)算

4.1 實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線三維模型

如圖5 所示，單根子導(dǎo)線的幾何建模采用垂鏈線模型[16]，其中y 方向?yàn)閷?dǎo)線軸線的走向

式中， σ0為分裂導(dǎo)線最低點(diǎn)的應(yīng)力；Lh=0為懸掛點(diǎn)等高時(shí)的導(dǎo)線線長(zhǎng)；γ為導(dǎo)線比載；h為導(dǎo)線兩端懸掛點(diǎn)高差。

4.2 多分裂實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的三維電場(chǎng)計(jì)算

文獻(xiàn)[17]使用“模擬線電荷單元”來(lái)計(jì)算分裂數(shù)較少的交流輸電線路的三維電場(chǎng)分布，文獻(xiàn)[18]基于二維模型提出了一種較精確的模擬電荷求解方法，本文對(duì)其進(jìn)行改進(jìn)應(yīng)用于防風(fēng)抗暈實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的三維電場(chǎng)計(jì)算，如圖5 所示，通過(guò)增加分裂子導(dǎo)線內(nèi)部設(shè)置的“模擬線電荷單元”數(shù)量，提高了電場(chǎng)計(jì)算精度。對(duì)于2k 根實(shí)驗(yàn)分裂導(dǎo)線，設(shè)單根子導(dǎo)線的半徑為r。在單根分裂子導(dǎo)線內(nèi)部半徑為d 的圓周上均勻設(shè)置2q 根模擬線電荷且將每根模擬線電荷分割成N 段上述的線電荷單元，則可得到模擬線電荷單元總計(jì)2 k×2q×N段，端點(diǎn)模擬點(diǎn)電荷2 k×2 q×(N+1)個(gè)，設(shè)置與端點(diǎn)模擬點(diǎn)電荷相同數(shù)量的匹配點(diǎn)，沿z 軸以l/m 的相同間距在每根分裂子導(dǎo)線上取m+1個(gè)截面，在每個(gè)截面圓周上設(shè)置2n個(gè)等間距分布的校驗(yàn)點(diǎn)。沿z 軸以l/s 的相同間距在每根分裂子導(dǎo)線上取s+1個(gè)截面，在每個(gè)截面圓周上設(shè)置2v個(gè)等間距分布的匹配點(diǎn)。取上述2q 根模擬線電荷的初始位置為d=0.1r，計(jì)算匹配點(diǎn)的平均電動(dòng)勢(shì)誤差率。若不滿足指定的最大允許誤差0.5%，則讓d 以0.05r的步長(zhǎng)增大（0≤d≤r），迭代計(jì)算電動(dòng)勢(shì)誤差率直至得到滿足計(jì)算精度的解[18]。將該方法用于防風(fēng)抗暈實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的三維電場(chǎng)計(jì)算時(shí)，端點(diǎn)模擬點(diǎn)電荷的求解即等效于求解變量數(shù)為2k×2q×(N+1)的線性方程組

圖5 單根分裂導(dǎo)線的模擬線電荷設(shè)置Fig.5 Simulation charge scheme in a single sub-conductor

解得模擬電荷T 之后，重新計(jì)算對(duì)應(yīng)于校驗(yàn)點(diǎn)的電位系數(shù)矩陣，便可以計(jì)算校驗(yàn)點(diǎn)處的電動(dòng)勢(shì)

式中，P為電位系數(shù)矩陣；T為模擬點(diǎn)電荷的解向量；F、V 分別為匹配點(diǎn)和校驗(yàn)點(diǎn)的電動(dòng)勢(shì)矢量，

式中 w=2k×2q×(N+1)，e=(m+1)×2n×2k 。

5 實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的參數(shù)設(shè)計(jì)

5.1 電場(chǎng)特性分析

本文設(shè)計(jì)的特高壓直流耐壓防風(fēng)抗暈實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線基本參數(shù)與設(shè)計(jì)性能如表1 所示。

表1 導(dǎo)線參數(shù)與設(shè)計(jì)性能Tab.1 Test conductor parameters and design targets

初步考慮應(yīng)用直徑5mm、6mm、7mm、8mm、9mm、10mm 6 種規(guī)格的鋼絲導(dǎo)線。為了得到合適的實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線線徑，計(jì)算不同直徑的實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線在1～6級(jí)大風(fēng)下的風(fēng)偏角，其中每一級(jí)風(fēng)速選擇該級(jí)風(fēng)力的最大值，取每根子導(dǎo)線的風(fēng)阻系數(shù)為IEC 給出的單根導(dǎo)線標(biāo)準(zhǔn)值1.0[19]，計(jì)算結(jié)果如圖6 所示。

圖6 各級(jí)風(fēng)力下導(dǎo)線風(fēng)偏角Fig.6 Wind declination of bundle conductors under different wind scales

可見(jiàn)按照當(dāng)前設(shè)計(jì)最大風(fēng)偏角，8mm、9mm、10mm 三種尺寸的子導(dǎo)線是符合要求的。參考西北海拔和氣候條件，應(yīng)用Peek 公式計(jì)算相應(yīng)的起暈場(chǎng)強(qiáng)

式中，m為表面粗糙系數(shù)，取m=0.72；δ為空氣的相對(duì)密度，在文中取對(duì)應(yīng)海拔 1 200m 的數(shù)值δ=0.891；r為導(dǎo)線半徑，計(jì)算得到8mm、9mm、10mm三種尺寸導(dǎo)線的起暈場(chǎng)強(qiáng)分別為28.92kV/cm，28.36 kV/cm，27.9kV/cm。

計(jì)算三種尺寸實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線在不同分裂數(shù)與間隔盤半徑時(shí)的導(dǎo)線最大表面場(chǎng)強(qiáng)的分布。如圖7 所示，各尺寸子導(dǎo)線的場(chǎng)強(qiáng)分布為一簇相互平行的曲面，從上至下各曲面相應(yīng)的子導(dǎo)線直徑依次遞增。如圖8 所示，計(jì)算分裂數(shù)分別為20、22、…、28 時(shí)實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線在不同子導(dǎo)線直徑與間隔盤半徑時(shí)的導(dǎo)線表面場(chǎng)強(qiáng)的分布，得到了類似的分布。計(jì)算表明，對(duì)于各曲面，實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的較小表面場(chǎng)強(qiáng)分布在間隔盤半徑200～300mm 的范圍內(nèi)，參考三種尺寸的實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線起暈場(chǎng)強(qiáng)，將間隔盤半徑初步選定在該范圍內(nèi)，進(jìn)一步分析不同分裂數(shù)與分裂子導(dǎo)線半徑的配合問(wèn)題表明：對(duì)于k=11、12、13、14，三種尺寸的子導(dǎo)線都能夠滿足要求，對(duì)于k=10 的情況下8mm 的子導(dǎo)線直徑在選定的間隔盤半徑下都不合要求，9mm、10mm 尺寸的子導(dǎo)線能夠滿足電場(chǎng)性能，最后得到了75 組符合電場(chǎng)特性要求的導(dǎo)線規(guī)格參數(shù)。進(jìn)一步以導(dǎo)線間距比作為氣動(dòng)力特性的指示量對(duì)不同規(guī)格參數(shù)導(dǎo)線的氣動(dòng)力特性進(jìn)行計(jì)算，給出實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線間距比τ 的計(jì)算方法

圖7 不同子導(dǎo)線直徑時(shí)的最大導(dǎo)線表面場(chǎng)強(qiáng)分布Fig.7 Maximum surface potential gradient distribution at different diameters of sub-conductor

τ 的取值與流場(chǎng)中各子導(dǎo)線間干擾效應(yīng)緊密相關(guān)[20-22]，從而影響實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的氣動(dòng)力特性。計(jì)算得到候選實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線規(guī)格參數(shù)的間距比分布為4.48≤τ ≤11.73。

從候選導(dǎo)線規(guī)格參數(shù)組中選擇5 組不同間距比的導(dǎo)線設(shè)計(jì)方案，如表2 所示。

圖8 不同分裂數(shù)時(shí)的最大導(dǎo)線表面場(chǎng)強(qiáng)分布Fig.8 Maximum surface potential gradient distribution at different split numbers

表2 待選實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線參數(shù)Tab.2 Potential candidates for test conductor

5.2 氣動(dòng)力特性分析

實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線流場(chǎng)數(shù)值模擬的相關(guān)計(jì)算參數(shù)如式（11）～式（14）及表3 所示

表3 實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線流場(chǎng)仿真參數(shù)Tab.3 Flow field simulation parameters for test conductor

式中，F(xiàn)d、Fl分別為各分裂子導(dǎo)線上的阻力和升力，Cd、Cl分別為子導(dǎo)線的阻力系數(shù)與升力系數(shù)；Re為各導(dǎo)線參數(shù)相應(yīng)的雷諾數(shù)；L為導(dǎo)線幾何中心到計(jì)算場(chǎng)域出口的距離；W為導(dǎo)線幾何中心到計(jì)算場(chǎng)域邊界的距離，單位為mm；ΔT為仿真時(shí)間步長(zhǎng)，單位為ms；M為仿真步數(shù)；ρ=1.225kg/m3為空氣密度；v為氣流經(jīng)過(guò)導(dǎo)線群之前的穩(wěn)態(tài)速度，本文中取定為設(shè)計(jì)最大風(fēng)速13.8m/s，μ=1.789 4×10-5Pa.s；f為升力系數(shù)的振蕩頻率；St為表征氣流在繞過(guò)子導(dǎo)線后形成氣渦頻率的Strouhal 數(shù)。

以導(dǎo)線方案3為例給出流場(chǎng)分析的計(jì)算結(jié)果。為了驗(yàn)證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，如圖9 所示，計(jì)算得到導(dǎo)線流場(chǎng)的渦度云圖，可見(jiàn)清晰的亞臨界區(qū)圓柱繞流渦街現(xiàn)象；如圖10、圖11 所示，對(duì)各子導(dǎo)線的升阻力系數(shù)時(shí)程曲線進(jìn)行FFT 變換：以子導(dǎo)線1、13為例，由式（14）計(jì)算得到導(dǎo)線相應(yīng)的St1=0.231，St13=0.209 1，各子導(dǎo)線的平均St為0.207 8，以上氣動(dòng)力特征參數(shù)與文獻(xiàn)[11,23]吻合，說(shuō)明該模型能較好的對(duì)實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的空氣繞流問(wèn)題進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。由式（11）計(jì)算得到各分裂子導(dǎo)線的風(fēng)阻系數(shù)隨相對(duì)位置不同而變化，如圖12 與雷達(dá)圖13（圖中各子導(dǎo)線數(shù)據(jù)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的徑向長(zhǎng)度為阻力系數(shù)幅值，角度為子導(dǎo)線實(shí)際所處空間角）所示，以24 分裂的實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線方案（3 號(hào)方案）為例進(jìn)行說(shuō)明：由于7～10 號(hào)、16～20 號(hào)導(dǎo)線受迎風(fēng)區(qū)導(dǎo)線尾流影響較大，迎風(fēng)區(qū)的1～6 號(hào)、20～24 號(hào)導(dǎo)線的風(fēng)阻系數(shù)顯著高于相鄰的7～10 號(hào)、16～20 號(hào)導(dǎo)線。隨著與迎風(fēng)區(qū)導(dǎo)線距離的增大，11～15 號(hào)導(dǎo)線風(fēng)阻系數(shù)逐步回復(fù)。計(jì)算得到實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線在最大設(shè)計(jì)風(fēng)速下的平均風(fēng)阻系數(shù)為0.76。其余實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線方案的各子導(dǎo)線風(fēng)阻系數(shù)具有相似的分布。此外，可以觀察到間距比為6.53 的3 號(hào)方案各子導(dǎo)線風(fēng)阻系數(shù)顯著小于其余方案。

圖9 24 分裂實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線渦街Fig.9 Karman vortex street of 24-bundle conductors

圖10 導(dǎo)線升力系數(shù)時(shí)程曲線Fig.10 Time sequence of lift coefficient of sub-conductors

圖11 導(dǎo)線升力系數(shù)頻譜分析Fig.11 Spectrum analysis of sub-conductors’ lift coefficient

圖12 24 分裂實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線速度云圖Fig.12 Contours of velocity magnitude of 24-bundle conductor under wind attack

圖13 1～5 號(hào)實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線方案風(fēng)阻系數(shù)分布Fig.13 Drag coefficient distribution of 1～5 test conductor candidates

為了更清晰的描述導(dǎo)線平均風(fēng)阻系數(shù)與間距比之間的關(guān)系，增加計(jì)算了間距比τ=4.82、τ=5.39 的兩組實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的平均風(fēng)阻系數(shù)并求取均值，計(jì)算結(jié)果如表4 所示，實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線平均風(fēng)阻系數(shù)并不隨間距比的增大而線性變化，在τ=6.53 附近存在一個(gè)臨界間距比，使得實(shí)驗(yàn)子導(dǎo)線間的干擾效應(yīng)達(dá)到最大。在得到各實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線規(guī)格參數(shù)的平均風(fēng)阻系數(shù)后由式（3）即可得到精確的導(dǎo)線風(fēng)偏角，將以上計(jì)算得到的導(dǎo)線氣動(dòng)力特性相關(guān)參數(shù)與由5.1 節(jié)中模擬電荷法計(jì)算得到的待選導(dǎo)線方案的最大表面電場(chǎng)強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果合并于表5。

表4 平均風(fēng)阻系數(shù)分布Tab.4 Distribution of average drag coefficient at different spacing ratios

表5 各實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線方案性能Tab.5 Performance of 1～5 test conductor candidates

可見(jiàn)在各導(dǎo)線方案都滿足電暈性能要求后，3號(hào)實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線方案（24 分裂、子導(dǎo)線直徑8mm、間隔盤半徑200mm）具有最小的風(fēng)偏角，以單根導(dǎo)線風(fēng)阻系數(shù)1.0為基準(zhǔn)，導(dǎo)線風(fēng)偏角減少了24.2%，該導(dǎo)線方案滿足實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的電氣-力學(xué)特性要求，應(yīng)當(dāng)加以選擇。

6 結(jié)論

本文基于計(jì)算流體力學(xué)（CFD）和模擬電荷法計(jì)算分析了一種新型±800kV 直流耐壓防風(fēng)抗暈多分裂實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的三維電場(chǎng)及該實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線在風(fēng)速場(chǎng)中的氣動(dòng)力學(xué)特性，以抑制風(fēng)偏和導(dǎo)線電暈為設(shè)計(jì)目標(biāo)，得到了實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的優(yōu)化設(shè)計(jì)參數(shù)。分裂子導(dǎo)線在風(fēng)速場(chǎng)中的相互干擾效應(yīng)對(duì)實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的平均風(fēng)阻系數(shù)、風(fēng)偏影響較顯著，不同導(dǎo)線分裂數(shù)、子導(dǎo)線直徑、間隔盤半徑參數(shù)下實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線平均風(fēng)阻系數(shù)變化規(guī)律較復(fù)雜，本文以恒定風(fēng)速條件下導(dǎo)線間距比為指示量進(jìn)行計(jì)算，提示存在干擾效應(yīng)達(dá)到最大的臨界分裂導(dǎo)線間距比，此時(shí)風(fēng)荷載抑制的效果是可觀的。計(jì)算表明當(dāng)防風(fēng)抗暈實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的設(shè)計(jì)參數(shù)取定為24 分裂、間隔盤半徑200mm、分裂子導(dǎo)線直徑8mm 時(shí)，在6 級(jí)大風(fēng)下，實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線的風(fēng)偏角被抑制在 25°以內(nèi)，導(dǎo)線表面最大場(chǎng)強(qiáng)被抑制在27kV/cm 以內(nèi)，從而確保了在強(qiáng)勁風(fēng)力下±800kV直流耐壓實(shí)驗(yàn)的安全進(jìn)行，該新型耐壓實(shí)驗(yàn)用防風(fēng)抗暈多分裂導(dǎo)線具有較好的推廣應(yīng)用價(jià)值。

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