基于改進(jìn)Messinger覆冰模型導(dǎo)線防冰臨界電流計(jì)算及其影響因素分析

劉國(guó)特 郝艷捧 陽(yáng) 林 陳 彥 鐘榮富

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基于改進(jìn)Messinger覆冰模型導(dǎo)線防冰臨界電流計(jì)算及其影響因素分析

劉國(guó)特1,2郝艷捧1陽(yáng) 林1陳 彥1鐘榮富1

（1. 華南理工大學(xué)電力學(xué)院 廣州 510640 2. 廣東電網(wǎng)公司東莞供電局 東莞 523000）

為了得到不同覆冰氣象條件下導(dǎo)線防冰臨界電流，基于電流防冰時(shí)導(dǎo)線表面水膜流動(dòng)，建立導(dǎo)線表面水膜流動(dòng)模型對(duì)Messinger覆冰模型進(jìn)行改進(jìn)，確定了過冷水滴局部撞擊系數(shù)（LCC）、導(dǎo)線表面局部對(duì)流換熱系數(shù)（LHTC）與導(dǎo)線表面液態(tài)水局部?jī)鼋Y(jié)系數(shù)（LFC）計(jì)算方法。首次計(jì)算導(dǎo)線表面LHTC與LFC，并基于LFC計(jì)算結(jié)果，實(shí)現(xiàn)了導(dǎo)線防冰臨界電流自動(dòng)計(jì)算。計(jì)算結(jié)果表明：導(dǎo)線表面LCC、LHTC和LFC在導(dǎo)線駐點(diǎn)位置達(dá)到最大值，其中LFC隨電流增大而減??；風(fēng)速、溫度是影響防冰臨界電流的主要因素，含水量與水滴直徑大小對(duì)臨界電流沒有明顯影響。

導(dǎo)線覆冰 防冰 臨界電流 局部撞擊系數(shù) 局部?jī)鼋Y(jié)系數(shù) 控制體

0 引言

導(dǎo)線覆冰會(huì)造成輸電線路斷線、倒塔及導(dǎo)線舞動(dòng)等事故，給電網(wǎng)安全穩(wěn)定運(yùn)行帶來巨大威脅[1,2]。

目前，國(guó)內(nèi)外所采用的熱力除冰、機(jī)械除冰、自然脫冰等防冰、除冰方法中，電流熱力防冰、除冰最具可行性[3-5]。但現(xiàn)有電流除冰在實(shí)施過程中需要融冰線路退出運(yùn)行，這不僅會(huì)給電網(wǎng)和社會(huì)帶來經(jīng)濟(jì)損失，還有可能威脅到電網(wǎng)的安全運(yùn)行[6,7]。同時(shí)，附加融冰裝置成本高、使用不方便，電源裝置容量小，經(jīng)常不能滿足工程需求[8]。因此，在不斷電、不增加融冰裝置的前提下，通過增加導(dǎo)線的負(fù)荷電流，使其達(dá)到不覆冰時(shí)流過最小電流，即導(dǎo)線防冰臨界電流，是最簡(jiǎn)單和有效的導(dǎo)線防冰方法。

目前，國(guó)內(nèi)外導(dǎo)線防冰臨界電流都是根據(jù)導(dǎo)線表面液態(tài)水的收集量和導(dǎo)線表面對(duì)流換熱系數(shù)等經(jīng)驗(yàn)公式建立能量平衡方程進(jìn)行計(jì)算的[9-12]。這種計(jì)算方式忽略了導(dǎo)線表面局部撞擊系數(shù)（Local Collision Coefficient，LCC）、局部對(duì)流換熱系數(shù)（Local Heat Transfer Coefficient，LHTC）和導(dǎo)線表面水膜流動(dòng)對(duì)能量平衡方程的影響。而在實(shí)際覆冰情況中，LCC和LHTC在導(dǎo)線表面變化很大[13-15]，而且隨著導(dǎo)線電流增大，導(dǎo)線表面水膜流動(dòng)產(chǎn)生的能量也越大，這些因素都會(huì)影響計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

根據(jù)Makkonen覆冰模型，導(dǎo)線表面液態(tài)水收集系數(shù)與凍結(jié)系數(shù)決定了導(dǎo)線覆冰量，當(dāng)凍結(jié)系數(shù)為0時(shí)，導(dǎo)線就不會(huì)覆冰[16]。因此，本文采用Fluent計(jì)算了導(dǎo)線周圍的空氣流場(chǎng)、導(dǎo)線表面壓力和局部LHTC。使用拉格朗日法計(jì)算了覆冰過程中導(dǎo)線表面局部撞擊系數(shù)，進(jìn)而得到導(dǎo)線表面液態(tài)水局部收集系數(shù)。再將導(dǎo)線表面分為若干個(gè)控制體，建立導(dǎo)線表面水膜流動(dòng)模型，對(duì)Messinger覆冰計(jì)算模型進(jìn)行改進(jìn)，計(jì)算出導(dǎo)線表面的局部?jī)鼋Y(jié)系數(shù)（Local Freezing Coefficient，LFC）。最后，把導(dǎo)線表面LFC都為0確定為防覆冰臨界電流的數(shù)學(xué)條件，實(shí)現(xiàn)導(dǎo)線防冰臨界電流的自動(dòng)計(jì)算。

1 導(dǎo)線防覆冰電流計(jì)算

1.1 空氣流場(chǎng)與導(dǎo)線表面局部對(duì)流換熱系數(shù)計(jì)算

導(dǎo)線周圍氣流速度、導(dǎo)線表面壓力和導(dǎo)線表面LHTC都是采用Fluent仿真得到，其空氣流場(chǎng)計(jì)算運(yùn)用k-epsilon模型，離散方程的數(shù)值求解采用Simple算法，具體過程參見文獻(xiàn)[12]。

1.2 局部撞擊系數(shù)計(jì)算

過冷水滴在導(dǎo)線表面的LCC決定了各控制體一個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)內(nèi)收集的水量，對(duì)每個(gè)控制體的能量平衡和質(zhì)量平衡計(jì)算起至關(guān)重要的作用，是臨界電流計(jì)算的關(guān)鍵因素之一。本文根據(jù)牛頓第二定律，對(duì)單個(gè)過冷水滴進(jìn)行受力分析，建立單個(gè)水滴的通用運(yùn)動(dòng)方程，采用傳統(tǒng)的龍格庫(kù)塔方法求解水滴運(yùn)動(dòng)微分方程就能得到水滴的運(yùn)動(dòng)軌跡，進(jìn)而求得過冷水滴在導(dǎo)線表面的局部撞擊系數(shù)，具體過程參見文獻(xiàn)[17,18]。

1.3 Messinger覆冰模型改進(jìn)方法

目前，所有覆冰計(jì)算模型都是基于Messinger覆冰模型進(jìn)行開發(fā)的[19]，但Messinger模型對(duì)覆冰表面水膜流動(dòng)過程處理比較簡(jiǎn)單，認(rèn)為每個(gè)控制體未凍結(jié)的液態(tài)水全部流入下一個(gè)控制體中，沒有考慮覆冰表面水膜流動(dòng)對(duì)覆冰計(jì)算結(jié)果的影響，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果誤差較大[20]。因此，本文對(duì)導(dǎo)線表面水膜運(yùn)動(dòng)過程進(jìn)行了建模，并對(duì)其進(jìn)行改進(jìn)。

1.3.1 導(dǎo)線表面水膜流動(dòng)模型

對(duì)每個(gè)控制體表面水膜而言，水膜具有厚度小、流動(dòng)速度慢等特點(diǎn)。因此，可以忽略水膜表面張力，認(rèn)為水膜以層流的形式在具有一定角度的平板上流動(dòng)[21]，如圖1所示，D為覆冰表面控制體長(zhǎng)度。

圖1 導(dǎo)線覆冰表面水膜流動(dòng)模型

因此，導(dǎo)線表面水膜流動(dòng)連續(xù)性方程為

水膜流動(dòng)動(dòng)量方程為

式中，為覆冰表面液態(tài)水密度。

冰層表面水膜流動(dòng)采用速度無(wú)滑移邊界，根據(jù)經(jīng)典流體力學(xué)理論，冰面邊界條件為

水膜表面動(dòng)態(tài)邊界條件為

對(duì)水膜表面進(jìn)行法向和切向受力分析，根據(jù)受力平衡，得到水膜兩個(gè)方向的動(dòng)力學(xué)邊界條件為

式中，為水膜控制體中心壓力；0為氣流場(chǎng)壓力；為水膜運(yùn)動(dòng)粘度，取=1.78×10-6m2/s；為水膜厚度；h為第個(gè)控制體水膜厚度。根據(jù)水膜連續(xù)方程、動(dòng)量方程與邊界條件即可求出每個(gè)控制體的水膜厚度與水膜速度。

1.3.2 改進(jìn)后的Messengers覆冰模型

Messinger覆冰計(jì)算模型包含覆冰質(zhì)量守恒和覆冰能量守恒兩部分[13]，表達(dá)式為

式中，ice為結(jié)冰質(zhì)量；im為過冷水滴撞擊控制體帶來的水的質(zhì)量，且

當(dāng)前控制體流出水的質(zhì)量out為

式中，w為水膜密度；為水膜速度。

周圍控制體流入當(dāng)前控制體的水的質(zhì)量in為

蒸發(fā)或升華產(chǎn)生的水蒸氣的質(zhì)量[22]evap為

式中，c為覆冰表面局部傳熱系數(shù)；v為水蒸氣的氣體常數(shù)，取v=461.1J/kg；s為該控制體來自外界飽和水蒸氣壓力；ss為覆冰控制體表面壓力；s、w分別為覆冰控制體的表面溫度和來流溫度；為相對(duì)濕度，此處 =98%；a為空氣密度；a為空氣的比熱容；a定義為L(zhǎng)ewis數(shù)，a=1。

液態(tài)水結(jié)冰需要消耗的能量[13]ice為

式中，f為水的凝結(jié)潛熱。

對(duì)于霧淞覆冰，冰升華的能量[14]evap為

式中，s為冰的升華潛熱；e為水的汽化潛熱；w為水的比熱容；s為控制體平衡溫度；0為結(jié)冰溫度，0=273.15K。

氣流摩擦覆冰表面產(chǎn)生的熱能[15]f為

式中，為覆冰控制體表面面積；c為附面層恢復(fù)系數(shù)。

熱傳導(dǎo)的熱流[15]k為

對(duì)流傳熱[15]c為

防覆冰電流產(chǎn)生的熱量[23]r為

式中，為導(dǎo)線直徑；ac,Ts為導(dǎo)線溫度s時(shí)的交流電阻，由于趨膚效應(yīng)影響，電流主要分布在導(dǎo)線表面，導(dǎo)致ac,Ts增大，其表達(dá)式為[12]

式中，為趨膚效應(yīng)系數(shù)；20為導(dǎo)線電阻溫度系數(shù)。

撞擊在當(dāng)前控制體的過冷水滴能量[15]im為

out為流出當(dāng)前控制單元溢流水的能量，in為流入當(dāng)前控制單元溢流水的能量[24]，其表達(dá)式分別為

式中，in為流入控制體液態(tài)水速度方向與水平軸的角度；out為流出控制體液態(tài)水速度方向與水平軸的角度。

根據(jù)每個(gè)控制體的質(zhì)量守恒，可以得到該控制體的凍結(jié)系數(shù)[20]為

當(dāng)凍結(jié)系數(shù)為0時(shí)，該控制體不會(huì)結(jié)冰。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

為了研究導(dǎo)線周圍流場(chǎng)計(jì)算參數(shù)見表1[10]，采用Fluent流體力學(xué)仿真軟件計(jì)算了導(dǎo)線周圍空氣流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，如圖2所示，提取導(dǎo)線表面LHTC，如圖3所示，使用拉格朗日法計(jì)算過冷水滴運(yùn)動(dòng)軌跡與水滴在導(dǎo)線表面的LCC，如圖4所示，并通過式（22），得到LGJ—240130型號(hào)導(dǎo)線表面LWC=0.2g/m3，MVD=40mm時(shí)LFC隨導(dǎo)線運(yùn)行電流的變化情況，如圖5所示。當(dāng)導(dǎo)線表面LFC為0時(shí)的導(dǎo)線運(yùn)行電流為防冰臨界電流。

表1 流場(chǎng)計(jì)算參數(shù)

Tab.1 Calculation parameters of flow field

圖2 導(dǎo)線周圍空氣流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

2.1 空氣流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

當(dāng)氣流從遠(yuǎn)處向?qū)Ь€流動(dòng)時(shí)，由于靜壓的阻礙作用，氣流速度逐漸降低，在迎風(fēng)面駐點(diǎn)附近位置，氣流速度達(dá)到最小值。然后，氣流速度沿著導(dǎo)線上下表面迅速增大并達(dá)到最大值，隨后，氣流速度又逐漸減小。

2.2 LHTC計(jì)算結(jié)果

導(dǎo)線迎風(fēng)面附近，氣流速度大的位置雷諾數(shù)越大，相應(yīng)導(dǎo)線附近溫度層變薄，導(dǎo)致其湍流邊界層導(dǎo)熱熱阻的導(dǎo)熱系數(shù)增大，導(dǎo)熱熱阻減小，降低了導(dǎo)線表面的局部對(duì)流換熱系數(shù)。所以，LHTC在駐點(diǎn)位置最大，然后隨著||的增大，逐漸減?。ㄒ妶D3）。

圖3 導(dǎo)線表面迎風(fēng)面LHTC

2.3 LCC計(jì)算結(jié)果

由于導(dǎo)線附近靜壓與速度成反比，所以，導(dǎo)線前緣駐點(diǎn)位置靜壓比較小，其附近過冷水滴在導(dǎo)線前緣速度降低、梯度較小，導(dǎo)致此處過冷水滴具有較大的動(dòng)量，難以偏離運(yùn)動(dòng)軌跡，所以有更多的水滴撞擊在此處。隨著||的增大，導(dǎo)線附近靜壓減小，水滴速度降低梯度較大，所以過冷水滴動(dòng)量降低較大[24]，過冷水滴容易偏離運(yùn)動(dòng)軌跡（見圖4a）。因此，LCC在迎風(fēng)面的駐點(diǎn)位置處為最大值，然后隨著||的增大，逐漸減?。ㄒ妶D4b）。

（a）過冷水滴運(yùn)動(dòng)軌跡

（b）導(dǎo)線表面迎風(fēng)面局部撞擊系數(shù)

圖4 導(dǎo)線表面迎風(fēng)面局部撞擊系數(shù)

Fig.4 LCC distribution around windward surface of the conductor

2.4 局部?jī)鼋Y(jié)系數(shù)與電流關(guān)系

導(dǎo)線表面水膜在氣流剪切力與自身重力作用下，在導(dǎo)線表面流動(dòng)。隨電流的增大，導(dǎo)線產(chǎn)生的焦耳熱增多，使各控制體的覆冰凍結(jié)量減小，也增加了水膜流動(dòng)產(chǎn)生的熱量。因此，隨著電流的增大，LFC減小。當(dāng)導(dǎo)線表面液態(tài)水凍結(jié)系數(shù)為0時(shí)，導(dǎo)線運(yùn)行電流為486.42A時(shí)，為防冰臨界電流（見圖5）。

2.5 模型比較

根據(jù)文獻(xiàn)[11]的實(shí)驗(yàn)參數(shù)，見表2，計(jì)算了導(dǎo)線的防冰臨界電流。本文計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差在5%之內(nèi)，比文獻(xiàn)[10-12]計(jì)算結(jié)果更加準(zhǔn)確。結(jié)果如圖6所示。

表2 文獻(xiàn)[11]實(shí)驗(yàn)參數(shù)

Tab.2 Test parameters of Ref.[11]

圖6 計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值及文獻(xiàn)[10-12]模型比較

3 防冰臨界電流影響因素分析

導(dǎo)線防覆冰臨界電流與風(fēng)速、空氣中液態(tài)水含量、溫度及過冷水滴直徑等因素密切相關(guān)。本文選用導(dǎo)線LGJ—240/30分析覆冰微氣象因素與導(dǎo)線防覆冰臨界電流的關(guān)系。

3.1 風(fēng)速對(duì)防覆冰電流的影響

隨風(fēng)速的增大，導(dǎo)線表面LHTC迅速增大，導(dǎo)致對(duì)流傳熱損耗的能量增加。而氣流摩擦、過冷水滴撞擊和水膜流動(dòng)產(chǎn)生的能量在風(fēng)速較低時(shí)增加不明顯，但在風(fēng)速較高時(shí)增加較快。因此，防冰臨界電流先隨風(fēng)速增大而迅速增大，然后，逐漸趨向于平緩，由此可得LWC=0.5g/m3，MVD=50mm時(shí)，臨界電流與風(fēng)速關(guān)系如圖7所示。

圖7 臨界電流與風(fēng)速關(guān)系

3.2 溫度對(duì)防覆冰電流的影響

隨環(huán)境溫度的降低，熱傳導(dǎo)損失的能量增多。同時(shí)，由于空氣中過冷卻水滴溫度與周圍環(huán)境溫度相同，其撞在導(dǎo)線上的過冷水滴液態(tài)水從環(huán)境溫度上升到導(dǎo)線表面溫度也需要消耗一部分能量。而且，導(dǎo)線表面水膜流動(dòng)產(chǎn)生的熱量減小。因此，當(dāng)LWC= 0.5g/m3，MVD=20mm時(shí)隨著溫度降低，防冰臨界電流增大，臨界電流與溫度關(guān)系曲線如圖8所示。

圖8 臨界電流與溫度關(guān)系

3.3 含水量對(duì)防覆冰電流的影響

隨含水量的增大，導(dǎo)線表面液態(tài)水收集系數(shù)增大，過冷卻水滴撞擊導(dǎo)線和導(dǎo)線表面水膜流動(dòng)產(chǎn)生的熱量增加，但撞擊在導(dǎo)線表面上的液態(tài)水從環(huán)境溫度上升到導(dǎo)線表面溫度需要消耗更多能量。因此，當(dāng)LWC=8g/m3，MVD=50mm時(shí)，隨含水量的增大，防冰臨界電流相應(yīng)增大，臨界電流與含水量關(guān)系曲線如圖9所示。

圖9 臨界電流與含水量關(guān)系

3.4 過冷水滴直徑對(duì)防覆冰電流的影響

隨著水滴直徑的增大，導(dǎo)線表面LCC增大，并在水滴直徑為50mm時(shí)趨向飽和。因此，臨界電流隨水滴直徑的增大而增大，并在水滴直徑為50mm時(shí)，趨向飽和。當(dāng)LWC=0.5g/m3，=270.15K時(shí)，臨界電流與水滴直徑關(guān)系曲線如圖10所示。

圖10 臨界電流與水滴直徑關(guān)系

4 結(jié)論

本文基于改進(jìn)Messinger覆冰模型，根據(jù)導(dǎo)線覆冰增長(zhǎng)過程的實(shí)際情況，確定了導(dǎo)線表面LHTC、LFC計(jì)算方法，首次計(jì)算了導(dǎo)線表面的LHTC和LFC，揭示了導(dǎo)線表面LHTC和LFC的規(guī)律。并首次根據(jù)導(dǎo)線表面液態(tài)水的LFC，對(duì)導(dǎo)線防冰臨界電流進(jìn)行了研究，得到以下結(jié)論：

1）LHTC和LFC在駐點(diǎn)位置達(dá)到最大值，然后沿著導(dǎo)線上、下表面逐漸減小。

2）導(dǎo)線運(yùn)行電流產(chǎn)生的焦耳熱能有效降低導(dǎo)線表面液態(tài)水的LFC，隨電流的增大，導(dǎo)線表面液態(tài)水LFC降低。

3）風(fēng)速、環(huán)境溫度是影響導(dǎo)線防覆冰臨界電流的主要因素，含水量與水滴直徑大小對(duì)臨界電流沒有明顯影響，當(dāng)過冷水滴直徑大于50mm時(shí)，防冰臨界電流趨向飽和。

參考文獻(xiàn)

[1] 肖良成, 李新民, 江俊. 四分裂新月形覆冰導(dǎo)線的氣動(dòng)擾流特性分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2014, 29(12): 261-268.

Xiao Liangcheng, Li Xinmin, Jiang Jun. Study on aerodynamic characteristics of quad-bundled crescent- shape iced-conductors[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2014, 29(12): 261-268.

[2] 張志勁, 黃海舟, 蔣興良, 等. 復(fù)合絕緣子霧凇覆冰厚度預(yù)測(cè)模型[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2014, 29(6): 318-326.

Zhang Zhijin, Huang Haizhou, Jiang Xingliang, et al. Model for predicting thickness of rime accreted on composite insulators[J]. Transactions of China Electro- technical Society, 2014, 29(6): 318-326.

[3] 許俊, 郭耀杰, 曹珂, 等. 考慮多檔導(dǎo)線及絕緣子串影響的覆冰及脫冰輸電導(dǎo)線找形分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2015, 30(13): 87-91.

Xu Jun, Guo Yaojie, Cao Ke，et al. Research on form-finding of icing and ice-shedding transmission line considering the influence of multi-span and insulator string[J]. Transactions of China Electro- technical Society, 2015, 30(13): 87-91.

[4] Peter Z, Volat C, Farzaneh M, et al. Numerical investigations of a new thermal de-icing method for overhead conductors based on high current impu- lses[J]. IET Generation, Transmission& Distribution, 2008, 2(5): 666-675.

[5] Zhang Guixin, Chen Sheng, Xu Shuguang, et al. Application and research of laser de-icing in power system[C]// IEEE International on Power Modulator and High Voltage Conference (IPMHVC), Atlanta, GA, 2010: 470-473.

[6] 王艷, 杜志葉, 阮江軍. 高壓架空輸電線路覆冰情況下風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估研究[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2016, 44(10): 84-90.

Wang Yan, Du Zhiye, Ruan Jiangjun. Reliability risk evaluation for the high voltage overhead transmission line under icing condition[J]. Power System Pro- tection and Control, 2016, 44(10): 84-90.

[7] Liu Gang, Hui Peng, Lehtonen M, et al. De-icing schemes and operations for overhead power line based on shunt capacitor over-compensation method[C]// International Conference on Electrical and Control Engineering (ICECE), Wuhan, 2010: 3525-3528.

[8] 許樹楷, 趙杰. 電網(wǎng)冰災(zāi)案例及抗冰融冰技術(shù)綜述[J]. 南方電網(wǎng)技術(shù), 2008, 2(2): 1-2.

Xu Shukai, Zhao Jie. Summarize the ice disaster accidents and its anti-icing technology in power system[J]. Southward Power System Technology, 2008, 2(2): 1-2.

[9] 劉和云, 周迪. 防止導(dǎo)線覆冰臨界電流的傳熱研究[J].中國(guó)電力, 2001, 34(3): 12-16.

Liu Heyun, Zhou Di. Heat transfer investigation on critical current to prevent wires from icing[J]. China Electric Power, 2001, 34(3): 12-16.

[10] Personne P. Ice accretion on wires and anti-icing induced by joule effect[J]. Journal of Applied Meteorology, 1998, 27(2): 104-114.

[11] 蔣興良, 蘭強(qiáng), 畢茂強(qiáng). 導(dǎo)線臨界防冰電流及其影響因素分析[J]. 高電壓技術(shù), 2012, 38(5): 1225- 1232.

Jiang Xingliang, Lan Qiang, Bi Maoqiang. Analysis on critical anti-icing current of conductor and its impacting factors[J]. High Voltage Engineering, 2012, 38(5): 1225-1232.

[12] Peter Z. Modelling and simulation of the ice melting process on a current-carrying electrical conductor[D]. Quebec: Quebec University, 2006.

[13] 常士楠, 袁美名, 霍西恒, 等. 某型飛機(jī)機(jī)翼防冰系統(tǒng)計(jì)算分析[J]. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào), 2008, 23(6): 1141-1145.

Chang Shinan, Yuan Meiming, Huo Xiheng, et al. Investigations of the bleed air anti-icing system for an aircraft wing[J]. Journal of Aerospace Power, 2008, 23(6): 1141-1145

[14] 卜雪琴, 林貴平, 彭又新, 等. 防冰熱載荷計(jì)算的一種新方法[J]. 航空學(xué)報(bào), 2006, 27(2): 208-212.

Bu Xueqin, Lin Guiping, Peng Youxin, et al. New method for calculation of anti-icing heat loads[J]. Acta Aeronautica at Astrouantics Sinic, 2006, 27(2): 208-212.

[15] 趙勇, 楊新亮. 飛機(jī)水平尾翼水滴撞擊特性及防冰熱荷載計(jì)算[J]. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào), 2012, 27(11): 2041-2047.

Zhao Yong, Yang Xinliang. Impingement characteri- stics and anti-icing heat load calculation of certain tail-plane[J]. Journal of Aerospace Power, 2012, 27(11): 2041-2047.

[16] Makkonen L. Modeling power line icing in freezing precipitation[J]. Atmospheric Research, 1998, 46(s1-2): 131-142.

[17] Thomas S, Cassoni R. Aircraft anti-icing and de-icing techniques and modeling[J]. Journal of Aircraft, 1996, 33(5): 841-854.

[18] Caruso S. LEWICE droplet trajectory calculations on a parallel computer[R]. American Institute of Aeronautics and Astronautics, 1993.

[19] Myers T G, Charpin J P F, Thompson C P. Slowly accretion ice due to supercooled water impacting on a cold surface[J]. Physics of Fluids, 2002, 14(1): 240- 256.

[20] Bourgault Y, habashi W G, Beaugendre H. Develop- ment of a shallow water icing model in FENSAP- ICE[R]. AIAA-99-0246, 1999.

[21] Myers T G, Charpin J P F, Chapman S J. The flow and solidification of a thin fluid film on an arbitrary three-dimensional surface[J]. Physics of Fluids, 2001, 14(8): 2788-2803.

[22] Wright W B. User manual for the NASA Glenn ice accretion code LEWICE version 2.2.2[R]. NASA- CR_2002-211793, 2002.

[23] Ping Fu. Modeling and simulation of the ice accretion process on fixed or rotating cylindrical objects by the boundary element method[D]. Quebec: Quebec University, 2004.

[24] Bourgault Y, Boutanios Z, Habashi W G. Three- dimensional eulerian approach to droplet impinge- ment simulation using FENSAP-ICE, part 1: model algorithm and validation[J]. Journal of Aircraft, 2000, 37(1): 95-103.

Caculation and Influencing Factors Analysis of Conductor Anti-Icing Critical Current Based on Improved Messinger Icing Model

1,21111

（1. School of Electric Power South China University of Technology Guangzhou 510640 China 2. Dongguan Power Supply Bureau Guangdong Power Grid Corporation Dongguan 523000 China）

This paper improves the Messinger icing model by establishing the water film flow model on conductor surface based on the water film flowing on conductor surface during the current anti-icing periods, to obtain the conductor anti-icing critical current under different icing meteorological conditions. The calculation methods about the local collision coefficient (LCC) of super-cooled water droplets, the local heat transfer coefficient (LHTC) on conductor surface and the local freezing coefficient (LFC) of liquid water on conductor surface are determined. It is the first time to calculate the LHTC and LFC on conductor surface. Moreover, the automatic computation of conductor anti-icing critical current is achieved based on the calculated LFC. The results show that the LCC, LHTC and LFC on conductor surface reach their maximum values in the position of conductor stagnation point, where the LFC decreases with increasing the conductor current. Wind speed and temperature are the main factors affecting the anti-icing critical current, while the water content and the diameter size of droplet have little effects on the critical current.

Conductor icing, anti-icing, critical current, local collision coefficient, local freezing coefficient, control body

TM216

劉國(guó)特 男，1979年生，博士研究生，研究方向?yàn)檩斪冸娫O(shè)備外絕緣。

E-mail: liuguote@sohu.com（通信作者）

郝艷捧 女，1974年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)殛P(guān)鍵電力設(shè)備絕緣狀態(tài)診斷、電力系統(tǒng)過電壓及其防護(hù)、大氣壓介質(zhì)阻擋放電等。

E-mail: yphao@scut.edu.cn

2014-08-18 改稿日期 2014-11-10

國(guó)家高科技研究發(fā)展計(jì)劃（863計(jì)劃）（2011AA05A120）和國(guó)家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目（51177052）資助。