運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)下輸電線風(fēng)載計(jì)算參數(shù)

樓文娟　 王嘉偉　 盧　明　 楊曉輝　 呂中賓

(1浙江大學(xué)建筑工程學(xué)院,杭州 310058)(2國(guó)網(wǎng)河南省電力公司電力科學(xué)研究院,鄭州 450052)

運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)下輸電線風(fēng)載計(jì)算參數(shù)

樓文娟1王嘉偉1盧明2楊曉輝2呂中賓2

(1浙江大學(xué)建筑工程學(xué)院,杭州 310058)(2國(guó)網(wǎng)河南省電力公司電力科學(xué)研究院,鄭州 450052)

摘要:基于雷暴沖擊風(fēng)場(chǎng)風(fēng)速剖面的經(jīng)驗(yàn)函數(shù),結(jié)合矢量合成法和諧波疊加法,構(gòu)建了風(fēng)場(chǎng)參數(shù)可變的瞬時(shí)運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)場(chǎng)的計(jì)算方法.運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)為短時(shí)強(qiáng)風(fēng),采用10 min平均風(fēng)速無(wú)法準(zhǔn)確地反映風(fēng)場(chǎng)的時(shí)變特征,因而提出了平均時(shí)距較短的3 s陣風(fēng)風(fēng)速來(lái)表達(dá)沖擊風(fēng)場(chǎng)的設(shè)計(jì)風(fēng)速.從輸電線風(fēng)載計(jì)算參數(shù)的實(shí)際表征意義出發(fā),對(duì)10 m高度的3 s陣風(fēng)風(fēng)速、風(fēng)壓高度變化系數(shù)、風(fēng)壓不均勻系數(shù)、風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù)與沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)參數(shù)的對(duì)應(yīng)關(guān)系開展了全面的研究.結(jié)果表明,沖擊風(fēng)射流直徑對(duì)風(fēng)高系數(shù)的影響較大,風(fēng)壓不均勻系數(shù)和風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù)則主要受線路所在高度的湍流度支配,其中前者還與線路的檔距有關(guān).在此基礎(chǔ)上,采用最小二乘法對(duì)風(fēng)高系數(shù)和風(fēng)壓不均勻系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行擬合,給出風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù)的推薦取值,得到了基于3 s陣風(fēng)風(fēng)速的輸電導(dǎo)線風(fēng)荷載的完整表達(dá)式,并與中、美規(guī)范中常規(guī)邊界層風(fēng)場(chǎng)和沖擊風(fēng)場(chǎng)下的輸電線風(fēng)荷載進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果顯示，近地面范圍內(nèi)，前者的計(jì)算值要高于后者.

關(guān)鍵詞:運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng);輸電線;風(fēng)載計(jì)算參數(shù)；風(fēng)壓高度變化系數(shù)

近年來(lái),強(qiáng)風(fēng)導(dǎo)致的輸電線路閃絡(luò)跳閘事故及輸電塔倒塔事故時(shí)有發(fā)生[1-2].從現(xiàn)場(chǎng)的氣候條件和風(fēng)場(chǎng)特征來(lái)看,雷暴沖擊風(fēng)是導(dǎo)致事故發(fā)生的重要原因之一[3-4].然而,現(xiàn)行的輸電線路設(shè)計(jì)規(guī)范并未給出此類風(fēng)場(chǎng)下風(fēng)載計(jì)算參數(shù)的相應(yīng)規(guī)定.

雷暴沖擊風(fēng)(亦稱下?lián)舯┝?是高空氣流下沖后撞擊地面形成的輻射大風(fēng),常發(fā)生于雷暴天氣.由于其在近地面產(chǎn)生了極高的短時(shí)風(fēng)速,且往往伴隨大量降水,給輸電塔線體系造成了巨大的威脅[5].為此,國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)此類風(fēng)場(chǎng)下輸電塔線的受力特征和風(fēng)致響應(yīng)開展了一些研究[5-8].然而,其研究重點(diǎn)大都集中在輸電塔塔體本身所承受的風(fēng)荷載,對(duì)此類風(fēng)場(chǎng)下導(dǎo)、地線部分風(fēng)荷載的研究則較少.很多情況下,由導(dǎo)、地線傳遞而來(lái)的風(fēng)荷載是輸電塔的主要荷載[9].因此,給出雷暴沖擊風(fēng)作用下輸電線風(fēng)載計(jì)算參數(shù)的取值方式,合理確定其風(fēng)荷載,對(duì)于輸電塔線體系在此類風(fēng)場(chǎng)下的抗風(fēng)設(shè)計(jì)至關(guān)重要.從實(shí)際觀測(cè)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),雷暴沖擊風(fēng)射流中心(風(fēng)眼)的位置并非恒定不變的[10].與靜止沖擊風(fēng)相比，運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)的影響范圍更廣,與輸電線路遭遇的概率更高,對(duì)輸電線路的威脅更大.運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)為短時(shí)強(qiáng)風(fēng),輸電線路處于風(fēng)場(chǎng)高風(fēng)速區(qū)域的時(shí)間較短,風(fēng)荷載計(jì)算過(guò)程中更適合采用平均時(shí)距較短的平均風(fēng)速.

本文基于沖擊射流模型,針對(duì)運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)的風(fēng)場(chǎng)特征,參考國(guó)外規(guī)范,在求解輸電線路承受的風(fēng)荷載時(shí),提出采用平均時(shí)距較短的3 s陣風(fēng)風(fēng)速來(lái)表示此類風(fēng)場(chǎng)的設(shè)計(jì)風(fēng)速.對(duì)10 m高度處的3 s陣風(fēng)風(fēng)速、風(fēng)壓高度變化系數(shù)、風(fēng)壓不均勻系數(shù)和風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù)隨雷暴沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)參數(shù)(包括射流直徑、極值風(fēng)速和湍流度)以及線路結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化規(guī)律進(jìn)行探討,計(jì)算結(jié)果可為雷暴多發(fā)地區(qū)的輸電塔線體系抗風(fēng)設(shè)計(jì)和校驗(yàn)計(jì)算提供參考.

1運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)瞬態(tài)風(fēng)場(chǎng)計(jì)算

目前,獲取運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)瞬態(tài)風(fēng)場(chǎng)的方法主要包括基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)的數(shù)值風(fēng)洞模擬、室內(nèi)射流風(fēng)洞試驗(yàn)和結(jié)合風(fēng)場(chǎng)經(jīng)驗(yàn)剖面函數(shù)的數(shù)值計(jì)算方法.考慮到風(fēng)荷載計(jì)算參數(shù)的研究涉及到多參數(shù)分析,計(jì)算的工況較多,此處采用數(shù)值計(jì)算方法快速獲取對(duì)應(yīng)于不同風(fēng)場(chǎng)參數(shù)的瞬態(tài)風(fēng)場(chǎng).

1.1時(shí)變平均風(fēng)速計(jì)算方法

(1)

式中,umm為整個(gè)風(fēng)場(chǎng)的水平平均風(fēng)速極值;um,VS為各個(gè)徑向位置處歸一化后的水平徑向平均風(fēng)速豎向剖面的包絡(luò)線;uRS為歸一化后的水平徑向平均風(fēng)速的徑向剖面函數(shù);rm(z)為高度z處沖擊風(fēng)水平徑向平均風(fēng)速峰值點(diǎn)與射流中心的徑向距離.

(2)

式中,r0為測(cè)點(diǎn)與射流中心的初始徑向距離;d0為測(cè)點(diǎn)與射流中心運(yùn)動(dòng)路線的垂直距離.

圖1　矢量合成法

1.2脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程計(jì)算方法

由于平均風(fēng)場(chǎng)存在時(shí)變性,運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)為一典型的非平穩(wěn)過(guò)程,其脈動(dòng)風(fēng)速可表示為調(diào)幅函數(shù)a(r(t),z)與均值為0、均方根為1的平穩(wěn)高斯隨機(jī)過(guò)程ζ(t,z)的乘積[13],即

(3)

(4)

至此,可得運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)中t時(shí)刻某一點(diǎn)Pm的瞬時(shí)風(fēng)速，即

V(t,z)= v(r(t),z)+v(r(t),z)=

t∈[0,t0]

(5)

式中,t0為瞬態(tài)風(fēng)場(chǎng)計(jì)算過(guò)程中的總時(shí)長(zhǎng).

2運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)下輸電線風(fēng)載計(jì)算參數(shù)分析

2.1基本高度處的3 s陣風(fēng)風(fēng)速

輸電線路的基本風(fēng)速是指該線路所在地區(qū)在其設(shè)計(jì)重現(xiàn)期內(nèi)根據(jù)概率極值分布得到的一定超越概率下基本高度處的平均風(fēng)速.大氣邊界層風(fēng)場(chǎng)中,基本風(fēng)速可通過(guò)查詢基本風(fēng)壓分布圖,或根據(jù)該地區(qū)往年的氣象資料來(lái)確定,并需滿足規(guī)范對(duì)相應(yīng)電壓等級(jí)輸電線路的最低基本風(fēng)速要求,在我國(guó),其平均時(shí)距一般為10 min.然而,考慮到運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)為非平穩(wěn)風(fēng)場(chǎng),風(fēng)場(chǎng)內(nèi)某點(diǎn)的平均風(fēng)速在幾分鐘至十幾分鐘內(nèi)會(huì)出現(xiàn)劇烈變化,過(guò)長(zhǎng)的平均時(shí)距對(duì)應(yīng)的平均風(fēng)速無(wú)法準(zhǔn)確反映風(fēng)場(chǎng)的強(qiáng)非平穩(wěn)特性.對(duì)于龍卷風(fēng)和雷暴沖擊風(fēng)等持續(xù)時(shí)間較短的強(qiáng)風(fēng),國(guó)外規(guī)范的設(shè)計(jì)風(fēng)速多采用平均時(shí)距較短的3 s陣風(fēng)風(fēng)速來(lái)進(jìn)行表達(dá)[2].因此,可結(jié)合1.1節(jié)中運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)瞬態(tài)風(fēng)場(chǎng)的模擬方法,從求解不同風(fēng)場(chǎng)參數(shù)對(duì)應(yīng)的運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)作用下10 m高度處的3 s陣風(fēng)風(fēng)速出發(fā),實(shí)現(xiàn)對(duì)應(yīng)于3 s陣風(fēng)風(fēng)速的輸電線風(fēng)載計(jì)算.

根據(jù)定義,運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)作用下,風(fēng)場(chǎng)中高度為z處某一點(diǎn)的3 s陣風(fēng)風(fēng)速為

(6)

選取合理的風(fēng)速計(jì)算點(diǎn)位置,通過(guò)式(6)計(jì)算得到運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)場(chǎng)內(nèi)z高度處的3s陣風(fēng)風(fēng)速極值.考慮到3s陣風(fēng)風(fēng)速的計(jì)算時(shí)距較短,由于選取的隨機(jī)過(guò)程不同而導(dǎo)致的脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程計(jì)算結(jié)果的差異不能忽略.對(duì)于任一組風(fēng)場(chǎng)參數(shù)均進(jìn)行多次重復(fù)計(jì)算,得到z高度處具有一定保證率的3s陣風(fēng)風(fēng)速極值,記為Vm(z).

根據(jù)沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)的實(shí)測(cè)及試驗(yàn)結(jié)果[13,15-16],確定各個(gè)風(fēng)場(chǎng)參數(shù)的取值范圍,選取沖擊風(fēng)的射流直徑D=600,700,800,900,1 000,1 125,1 250,1 375,1 500,1 625,1 750m；I10=0.08,0.12,0.15,0.20,0.25,umm=30m/s.按上述方法分別計(jì)算得到與各組風(fēng)場(chǎng)參數(shù)相對(duì)應(yīng)的運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)下10m高度處的3s陣風(fēng)風(fēng)速,記為V0,部分計(jì)算結(jié)果如圖2所示.可以發(fā)現(xiàn), V0與D成反比,與I10成正比.前者是由于沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)中風(fēng)速的極值高度zm在近地面范圍內(nèi),且與D成正比,當(dāng)D增大時(shí),zm同步增大,10m高度處的平均風(fēng)速減小,V0也相應(yīng)減小;后者是由于V0的平均時(shí)距較短,受風(fēng)速中的脈動(dòng)成分影響.

圖2　V0/umm隨風(fēng)場(chǎng)參數(shù)的變化規(guī)律及數(shù)據(jù)擬合

根據(jù)計(jì)算結(jié)果,擬合得到V0隨各個(gè)風(fēng)場(chǎng)參數(shù)的變化規(guī)律，即

V0=[0.473e-0.537D+2.912I10+0.91]umm

(7)

由圖2可知,擬合值與計(jì)算值較為吻合.經(jīng)統(tǒng)計(jì),最大誤差僅為1.17%.

2.2風(fēng)壓高度變化系數(shù)

圖3　各個(gè)豎向剖面經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?duì)比

本文選用了Li模型作為靜止沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)的風(fēng)速剖面函數(shù),采用與求解V0類似的方法分別求得運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)場(chǎng)中不同高度處的3s陣風(fēng)風(fēng)速Vm(z).參考式(1)中靜止沖擊風(fēng)下平均風(fēng)速的豎向剖面函數(shù)形式,擬合得到不同風(fēng)場(chǎng)參數(shù)對(duì)應(yīng)的運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)場(chǎng)下的Vm(z),即

(8)

式中,zvm為峰值高度;γvm為剖面指數(shù);Vmm為整個(gè)風(fēng)場(chǎng)內(nèi)的3s陣風(fēng)風(fēng)速極值,其計(jì)算式分別為

zvm=f1ln(I10)+f2

γvm=f3ln(I10)+f4

Vmm=(f5D+f6)umm

式中，f1=-6.697D2+5.661D-6.705,f2=-15.286D2+42.031D-13.046,f3=-0.037D2+0.087D-0.078,f4=-0.078D2+0.174D-0.031,f5=-0.291I10+0.002,f6=3.037I10+1.297.

在此基礎(chǔ)上,計(jì)算對(duì)應(yīng)于不同風(fēng)場(chǎng)參數(shù)的運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)下的風(fēng)壓高度變化系數(shù)，即

(9)

V0可由式(7)求得,μ(z)的計(jì)算值和數(shù)據(jù)擬合結(jié)果如圖4所示.可以發(fā)現(xiàn),同一高度處的μ(z)隨著D的增大而逐漸增大,射流直徑較小的沖擊風(fēng)場(chǎng)中,μ(z)在遠(yuǎn)離地面范圍內(nèi)降幅較大;同時(shí),μ(z)與I10呈負(fù)相關(guān),但是較D而言,μ(z)對(duì)I10的敏感性較低.

(a) 計(jì)算值

(b) 數(shù)據(jù)擬合結(jié)果

2.3風(fēng)壓不均勻系數(shù)

實(shí)際風(fēng)場(chǎng)中,同一時(shí)刻一個(gè)檔距內(nèi)輸電線各點(diǎn)的風(fēng)壓不可能相同.因此,在輸電線路的設(shè)計(jì)過(guò)程中,引入風(fēng)壓不均勻系數(shù)α對(duì)設(shè)計(jì)風(fēng)壓進(jìn)行折減.文獻(xiàn)[21]中規(guī)定,隨著檔距和風(fēng)壓的增大,風(fēng)壓不均勻系數(shù)的取值逐漸變小.其中,進(jìn)行桿塔設(shè)計(jì)時(shí),規(guī)范中采用的α僅由設(shè)計(jì)風(fēng)速?zèng)Q定,校驗(yàn)電氣間隙時(shí),α僅由桿塔的水平檔距決定.

圖5　輸電線路瞬態(tài)風(fēng)場(chǎng)計(jì)算示意圖

(10)

本文中N取為100,適當(dāng)考慮數(shù)值計(jì)算中的隨機(jī)誤差,根據(jù)多個(gè)樣本的統(tǒng)計(jì)結(jié)果,得到具有一定保證率的Veq(z).

選取風(fēng)場(chǎng)參數(shù)變量D=600,800,1 000,1 250,1 500,1 750m；I10=0.088,0.12,0.15,0.20,0.25,umm=25m/s.文獻(xiàn)[21]中規(guī)定,α的取值與風(fēng)速成反比;從風(fēng)場(chǎng)的角度來(lái)看,隨著湍流度的增大,風(fēng)場(chǎng)在空間上的不均勻性增強(qiáng),α相應(yīng)減小.邊界層風(fēng)場(chǎng)中,一般不考慮α隨高度的變化,這可能是由于隨著高度的增大,湍流度和風(fēng)速對(duì)α的影響相互抵消.而雷暴沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)中,水平平均風(fēng)速的峰值出現(xiàn)在近地面范圍,隨后隨著高度的增加而逐漸減小,此時(shí),z對(duì)α的影響不可忽略.取z=10,30,50,80,120m,檔距L的變化范圍為200～600m.同樣采用式(1)的函數(shù)形式,擬合得到不同風(fēng)場(chǎng)參數(shù)和線路參數(shù)對(duì)應(yīng)的運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)場(chǎng)下某檔輸電線的當(dāng)量3s陣風(fēng)風(fēng)速，即

(11)

zem=g1D+g2,γem=0.158

Vem=(g3L+g4)umm

式中，g1=-37.252I10+41.131，g2=16.057I10-2.12，g3=-0.797I10-0.061，g4=1.384I10+1.336.

根據(jù)風(fēng)壓不均勻系數(shù)的實(shí)際表征意義,α可由下式求得:

(12)

V0和μ(z)可分別由式(7)和式(9)求得,部分計(jì)算值結(jié)果如圖6所示,擬合值和計(jì)算值較為吻合.由圖可知,運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)下,盡管α隨L的變化規(guī)律與大氣邊界層風(fēng)場(chǎng)下類似,即隨著L的增大而逐漸減小,但其整體變化幅度不大；分析各參數(shù)對(duì)α的影響,I10主要影響風(fēng)場(chǎng)的脈動(dòng)成分,D的影響主要體現(xiàn)在線路瞬時(shí)平均風(fēng)場(chǎng)的變化上,而線路所處高度z的變化則會(huì)同時(shí)導(dǎo)致風(fēng)場(chǎng)平均分量和脈動(dòng)分量的改變.具體表現(xiàn)為:

1) I10增大,風(fēng)場(chǎng)的不均勻性加強(qiáng),α顯著減小,但不同湍流度下α隨D,L的整體變化趨勢(shì)基本一致.

2) D對(duì)于α的影響較為復(fù)雜,近地面范圍內(nèi),α隨D的增大逐漸減小,且變化幅度較小,如圖6(b)、(d)所示.而遠(yuǎn)離地面范圍內(nèi),隨著D的增大,α整體呈增大趨勢(shì),見圖6(e)和(f).這主要是由以下2個(gè)因素共同作用所導(dǎo)致:① 射流直徑 D的增大必然會(huì)導(dǎo)致垂直于線路的瞬時(shí)平均風(fēng)場(chǎng)沿線路的空間分布更為均勻,α隨之增大,對(duì)于線路檔距L較大的工況,該效應(yīng)尤為明顯,如圖6(e)所示.② 由式(1)可知,平均風(fēng)速的極值高度正比于射流直徑,D的增大會(huì)導(dǎo)致風(fēng)場(chǎng)的高風(fēng)速區(qū)域上移,近地面范圍內(nèi)的平均風(fēng)場(chǎng)減小,Veq(z)和Vm(z)相應(yīng)減小,當(dāng)前者的變化幅度超過(guò)后者時(shí),α逐漸減小.

3) 對(duì)比圖6(b)和(d)～(f), α與z成正比,且變化幅度在近地面范圍內(nèi)較大,尤其是針對(duì)檔距較小的線路.此外,根據(jù)現(xiàn)行規(guī)范的相關(guān)規(guī)定,高風(fēng)速區(qū)域α取值往往較小,沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)的高風(fēng)速區(qū)域在近地面范圍,實(shí)際條件下近地面范圍內(nèi)α的取值可能更小.

圖6　不同參數(shù)對(duì)α(z)的影響

考慮到式(12)中涉及的參數(shù)過(guò)多,求解過(guò)程較為繁瑣,對(duì)影響α取值的各因素開展參數(shù)敏感性分析,結(jié)果發(fā)現(xiàn),大多數(shù)情況下, 射流直徑D的改變對(duì)α取值影響較小.假定出現(xiàn)不同射流直徑?jīng)_擊風(fēng)的概率相等,對(duì)不同D對(duì)應(yīng)的各個(gè)α值進(jìn)行平均.在此基礎(chǔ)上,對(duì)式(12)進(jìn)行簡(jiǎn)化,簡(jiǎn)化后的計(jì)算式為

α=(AαlnI10+Bα)L+CαlnI10+Dα

(13)

式中，Aα,Bα,Cα,Dα為隨高度變化的常數(shù)，取值如表1所示；其余高度可由線性插值得到.

表1　不同高度下α計(jì)算式中的常數(shù)

2.4風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù)

為了考慮脈動(dòng)風(fēng)荷載作用下的動(dòng)力放大效應(yīng),在風(fēng)荷載的計(jì)算過(guò)程中引入了風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù)βc.文獻(xiàn)[21]中在進(jìn)行風(fēng)偏計(jì)算時(shí),取βc=1.0;在計(jì)算作用于桿塔上的導(dǎo)、地線風(fēng)荷載時(shí),βc的取值由設(shè)計(jì)風(fēng)速?zèng)Q定.現(xiàn)行的輸電線路塔頭設(shè)計(jì)過(guò)程中,一般假定絕緣子為剛體直桿,采用靜力平衡法確定絕緣子的最大風(fēng)偏角,此時(shí),輸電線承受的風(fēng)荷載與風(fēng)偏角的正切值成正比,風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù)可采用下式[22]進(jìn)行計(jì)算:

(14)

式中,Δx(t)為運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)作用下,導(dǎo)線懸掛點(diǎn)垂直線路方向的風(fēng)致動(dòng)力響應(yīng),可采用非線性瞬態(tài)有限元分析法求得;l0為絕緣子長(zhǎng)度;Wd和Wid分別為運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)下導(dǎo)線和絕緣子承受的靜力風(fēng)荷載;Gd和Gid分別為其自身的重力荷載.其中,求解Δx(t)的過(guò)程中,考慮了與目標(biāo)絕緣子相鄰的6跨輸電線間的聯(lián)動(dòng)作用[23],并假定沖擊風(fēng)的射流中心垂直經(jīng)過(guò)目標(biāo)絕緣子.

設(shè)置多個(gè)計(jì)算工況(見表2),研究各個(gè)風(fēng)場(chǎng)參數(shù)和線路特征參數(shù)對(duì)βc的影響.每個(gè)計(jì)算工況下,各取7組脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程曲線,按照式(14)分別計(jì)算對(duì)應(yīng)的風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù),其平均值及均方根如圖7所示.可以發(fā)現(xiàn),βc對(duì)風(fēng)場(chǎng)和線路參數(shù)取值變化的敏感性較低;低湍流度下,根據(jù)前文的參數(shù)組合求解得到的靜風(fēng)荷載已有足夠的安全裕度.為簡(jiǎn)化計(jì)算,當(dāng)I10≤0.15時(shí),βc取1.0;當(dāng)I10=0.25時(shí),βc取1.15.

表2　不同風(fēng)場(chǎng)和線路參數(shù)對(duì)應(yīng)的計(jì)算工況

注：TH為導(dǎo)線的初始張力.

3計(jì)算結(jié)果比較及討論

為便于設(shè)計(jì)人員理解、使用,運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)下的輸電線風(fēng)荷載求解公式沿用現(xiàn)行設(shè)計(jì)規(guī)程中風(fēng)荷載計(jì)算公式的形式,不考慮覆冰影響,作用于導(dǎo)、地線上的風(fēng)荷載為

圖7　目標(biāo)絕緣子各工況下βc的平均值和均方根

Wd=αdμdβcdW0dμscDcLγp

(15)

式中,W0d為基本風(fēng)壓，對(duì)應(yīng)的風(fēng)速平均時(shí)距為3s;下標(biāo)d表示運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng),風(fēng)速的平均時(shí)距為3s;Dc為輸電線的計(jì)算外徑;μsc為輸電線的體型系數(shù);γp為與沖擊風(fēng)運(yùn)動(dòng)路徑相關(guān)的修正系數(shù),當(dāng)沖擊風(fēng)垂直經(jīng)過(guò)絕緣子時(shí),γp=1.0.

以標(biāo)準(zhǔn)地貌下某500 kV超高壓輸電線路為例,對(duì)按照中國(guó)規(guī)范[21]、美國(guó)規(guī)范(ASCE)[24]及本文提出的參數(shù)組合計(jì)算得到的靜風(fēng)荷載進(jìn)行對(duì)比.導(dǎo)線型號(hào)選用LGJ-400/35,計(jì)算外徑為26 mm,導(dǎo)線端部架空高度的變化范圍為20～150 m,水平檔距L=500 m,對(duì)應(yīng)于10 min平均時(shí)距的設(shè)計(jì)風(fēng)速為27 m/s,將10 min平均風(fēng)速換算至3 s陣風(fēng)風(fēng)速的時(shí)距換算系數(shù)取為1.43,求解得到的風(fēng)荷載見圖8.按照式(15)和中國(guó)規(guī)范求得的荷載均為標(biāo)準(zhǔn)值,設(shè)計(jì)荷載需乘以分項(xiàng)系數(shù)γQ.中國(guó)規(guī)范中γQ=1.4,美國(guó)規(guī)范中由于缺乏輸電線系統(tǒng)可靠度精確控制的相關(guān)研究,采用調(diào)整各電壓等級(jí)輸電線路的設(shè)計(jì)重現(xiàn)期來(lái)計(jì)入該部分的影響.

圖8　按照不同參數(shù)組合求解的輸電線風(fēng)荷載對(duì)比

由圖8可知,按照本文方法計(jì)算得到的雷暴沖擊風(fēng)荷載的變化趨勢(shì),與美國(guó)規(guī)范的計(jì)算結(jié)果有較大差異.這主要是由于美國(guó)規(guī)范在求解輸電線雷暴沖擊風(fēng)荷載時(shí),沿用了大氣邊界層風(fēng)荷載的求解公式,并簡(jiǎn)單地令計(jì)算參數(shù)中的陣風(fēng)響應(yīng)因子G=1.0,而未考慮雷暴沖擊風(fēng)平均風(fēng)速豎向剖面的特異性.進(jìn)一步對(duì)比各高度處的風(fēng)荷載計(jì)算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),常規(guī)邊界層風(fēng)場(chǎng)中,較美國(guó)規(guī)范而言,我國(guó)規(guī)范用于桿塔設(shè)計(jì)的風(fēng)荷載偏大;沖擊風(fēng)場(chǎng)中,沖擊風(fēng)的射流直徑越大,其作用于輸電線上的風(fēng)荷載越大;同等風(fēng)速條件下,近地面范圍內(nèi),根據(jù)本文的參數(shù)組合求解得到的風(fēng)荷載高于根據(jù)中國(guó)、美國(guó)規(guī)范求解得到的常規(guī)邊界層風(fēng)場(chǎng)下的風(fēng)荷載,當(dāng)射流直徑較大時(shí),其數(shù)值與根據(jù)美國(guó)規(guī)范求解得到的下?lián)舯┝飨碌娘L(fēng)荷載較為接近.

4結(jié)論

1) 10 m高度處的3 s陣風(fēng)風(fēng)速隨射流直徑的增大而減小,隨湍流度的增大而增加.

2) 與3 s陣風(fēng)風(fēng)速對(duì)應(yīng)的風(fēng)壓高度變化系數(shù)在近地面范圍內(nèi)取到極值,極值大小及其所在的高度正比于沖擊風(fēng)的射流直徑,與湍流度成反比.相較而言,射流直徑對(duì)風(fēng)高系數(shù)的取值影響更大,實(shí)際設(shè)計(jì)過(guò)程中,需根據(jù)設(shè)計(jì)地區(qū)沖擊風(fēng)場(chǎng)的氣象統(tǒng)計(jì)資料進(jìn)行選取.

3) 沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)中,各個(gè)風(fēng)場(chǎng)參數(shù)的取值對(duì)風(fēng)壓不均勻系數(shù)的影響較為復(fù)雜,其中湍流度的影響最大.從線路結(jié)構(gòu)參數(shù)的角度來(lái)看,風(fēng)壓不均勻系數(shù)都近似與線路檔距呈負(fù)線性關(guān)系;此外,隨著高度的增加,風(fēng)壓不均勻系數(shù)的變化較為明顯.

4) 運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)下,脈動(dòng)風(fēng)荷載導(dǎo)致的輸電線風(fēng)致響應(yīng)的動(dòng)力放大效應(yīng)較小,低湍流度下,βc取1.0時(shí)求解得到的靜風(fēng)荷載已有足夠的安全裕度.因此,當(dāng)I10≤0.15時(shí),可取βc=1.0;當(dāng)I10=0.25時(shí),可取βc=1.15.本文給出的βc取值方法較為簡(jiǎn)單，后續(xù)研究中將進(jìn)行更為詳細(xì)的討論.

5) 運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)中輸電線承受的風(fēng)荷載隨著射流直徑的增大而增大,且近地面范圍內(nèi),其值高于同等風(fēng)速條件下的常規(guī)大氣邊界層風(fēng)場(chǎng).

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Wind load calculation parameter of transmission line in moving thunderstorm downburst

Lou Wenjuan1Wang Jiawei1Lu Ming2Yang Xiaohui2Lü Zhongbin2

(1College of Civil Engineering and Architecture, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China)(2Electric Power Research Institute of State Grid Henan Electric Power Company, Zhengzhou 450052, China)

Abstract:Based on the empirical function of the wind velocity profile of thunderstorm downburst, a calculation method for the transient wind field of moving downburst with variable parameters is presented by combining the vector summation method and the harmonic superposition method. Due to the downburst’s short duration, the 10 min mean wind speed can not accurately reflect the wind field’s time-varying characteristic. Herein, the 3 s gust wind speed is adopted. According to the practical representation meanings of the transmission line’s wind load calculation parameters, including the 3-sec gust wind speed at 10 m, wind pressure height coefficient, wind pressure uneven factor, and wind load adjustment factor, the relationships between these parameters and the wind field parameters were comprehensively studied. The results reveal that, the wind pressure height coefficient is greatly affected by the jet diameter of downburst, while the wind pressure uneven factor and the wind load adjustment factor are dominated by the turbulence intensity at the conductor span’s calculation height, and the former is also related to the line’s span. Then, the least square method is used to fit the empirical formulas for the wind pressure height coefficient and the wind pressure uneven factor, and the recommended values of the wind load adjustment factor are given. Accordingly, the wind load of the transmission line with the 3 s gust wind speed is fully expressed, and compared with the values of those under atmosphere boundary layer and downburst wind field in both Chinese and American standards. The comparison shows that the former results are larger than the latter in the height range close to the ground.

Key words:moving thunderstorm downburst; transmission line; wind load calculation parameters; wind pressure height coefficient

DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.023

收稿日期:2015-08-10.

作者簡(jiǎn)介:樓文娟(1963—)，女，博士，教授，louwj@zju.edu.cn.

基金項(xiàng)目:國(guó)家自然科學(xué)基金面上資助項(xiàng)目(51378468).

中圖分類號(hào):TM726

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):1001-0505(2016)02-0371-08

引用本文: 樓文娟，王嘉偉，盧明，等：運(yùn)動(dòng)雷暴沖擊風(fēng)下輸電線風(fēng)載計(jì)算參數(shù)[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,46(2):371-378. DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.023.