考慮風(fēng)攻角的硬跳線氣動力系數(shù)和風(fēng)偏計算

沈國輝, 張帥光, 樓文娟, 王軼文, 宋 剛

(1.浙江大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程研究所，杭州 310058； 2.浙江省電力設(shè)計院，杭州 310007)

在特高壓輸電線路中，大量使用了連接耐張塔兩側(cè)導(dǎo)線線夾的跳線體系。事故調(diào)查顯示[1-2]，跳線風(fēng)偏引起的故障在所有風(fēng)偏事故中占很大比重，同時發(fā)現(xiàn)硬跳線對風(fēng)偏角的抑制效果較好，事故調(diào)查提出將硬跳線作為防跳線風(fēng)偏的一個舉措。研究表明[3-4]，硬跳線在臺風(fēng)作用下也有很好的防風(fēng)偏效果。鑒于其優(yōu)良的抗風(fēng)偏特性，硬跳線將會在輸電線路中越來越廣泛地得到應(yīng)用。

以往跳線風(fēng)偏主要的研究對象是軟跳線體系(耐張夾之間直接采用導(dǎo)線相連)，徐海巍等[5]研究微地形下軟跳線的風(fēng)偏計算模型和計算結(jié)果；Shen等[6]研究某軟跳線體系的風(fēng)偏角和三維山體風(fēng)場對風(fēng)偏的影響。軟跳線體系的組件只有輸電線和絕緣子，因此其風(fēng)荷載可按照規(guī)范中導(dǎo)線和絕緣子的規(guī)定取值。但對于含有硬跳線的跳線體系，關(guān)于絕緣子體型系數(shù)[7-8]和多分裂導(dǎo)線體型系數(shù)[9-11]的結(jié)果，不能作為硬跳線體型系數(shù)的參考。同時根據(jù)風(fēng)偏調(diào)查結(jié)果，大部分的跳線風(fēng)偏事故發(fā)生于山地丘陵地區(qū)，山地風(fēng)場會對線路風(fēng)荷載[12-13]和風(fēng)偏產(chǎn)生更不利的影響，尤其是風(fēng)的爬坡效應(yīng)[14-15]會產(chǎn)生向上的作用力而抵消了一部分跳線的自重，使得跳線風(fēng)偏更厲害。查閱文獻可知，幾乎沒有針對硬跳線阻力系數(shù)和升力系數(shù)的規(guī)定或研究，更沒有考慮其在風(fēng)攻角情況下的氣動力參數(shù)及山地風(fēng)場的影響。

鑒于以上背景，本文通過測力風(fēng)洞試驗獲得鼠籠式和鋁管式硬跳線在不同風(fēng)攻角、風(fēng)速下的阻力系數(shù)和升力系數(shù)，分析各類硬跳線氣動力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化特征和屏蔽效應(yīng)，給出了不同風(fēng)攻角下各類硬跳線阻力系數(shù)和升力系數(shù)的建議值，同時提出了考慮山地風(fēng)場影響的硬跳線體系風(fēng)偏計算方法，分析水平風(fēng)加速效應(yīng)和風(fēng)攻角對硬跳線風(fēng)偏的影響，相關(guān)研究成果可為輸電行業(yè)的風(fēng)荷載和風(fēng)偏計算提供參考。

1 硬跳線的風(fēng)洞試驗概況

鼠籠式硬跳線是將各分裂引流線分散布置在中央剛性棒周圍，通過支撐間隔片將引流線固定于中央剛性棒，剛性棒兩端通過軟導(dǎo)線與鐵塔兩側(cè)的耐張線夾相連接，鼠籠式硬跳線一般分為二分裂、四分裂、六分裂、八分裂。鋁管式硬跳線將引流線分成兩股穿入兩根鋁管內(nèi)部，鋁管通過支撐間隔片相互固定，鋁管兩端通過軟導(dǎo)線與鐵塔兩側(cè)的耐張線夾相連接。典型鼠籠式硬跳線(以八分裂為例)和鋁管式硬跳線，如圖1所示。圖1中還給出了風(fēng)攻角β的定義，水平方向來流為0°，豎直方向為90°。

(a) 鼠籠式八分裂硬跳線

采用風(fēng)洞測力方法研究不同風(fēng)攻角情況下各類硬跳線的氣動力系數(shù)。制作鼠籠式硬跳線二分裂、四分裂、六分裂、八分裂的模型，模型高度為800 mm，中央剛性棒直徑為40 mm，引流線直徑為6 mm，支撐間隔片由10 mm厚的ABS板激光切割而成。制作鋁管式硬跳線的模型，模型高度為800 mm，鋁管直徑為37.5 mm，鋁管間距為150 mm。測試在部分風(fēng)攻角下硬跳線的氣動力系數(shù)，通過對稱性可獲得所有風(fēng)攻角下的氣動力系數(shù)，各類硬跳線的橫截面和風(fēng)攻角如圖2所示。

(a) 鼠籠式二分裂(風(fēng)攻角間隔5°)

風(fēng)洞試驗在浙江大學(xué)ZD-1大氣邊界層風(fēng)洞中進行，試驗段截面為4 m×3 m。將試驗平臺整體墊高20 cm，使測力模型在風(fēng)洞中避開壁面黏滯層的影響；在模型頂部放置蓋板，用來形成模型試驗的二維流場。鼠籠式和鋁管式硬跳線的風(fēng)洞試驗情況如圖3所示。測力天平采用德國ME-SYSTEM公司生產(chǎn)的高頻底座測力天平，其最小檔的量程為Fxy=20 N、Fz=40 N、Txyz=4 N·m，測量精度為0.3% F.S.，采樣頻率為500 Hz，各工況采樣時間均為60 s。采用圖3的裝置進行測試，圖中鼠籠式僅給出八分裂，通過變化風(fēng)向角獲得的硬跳線氣動力系數(shù)等同于不同風(fēng)攻角下硬跳線的氣動力系數(shù)。

(a) 鼠籠式八分裂

硬跳線阻力系數(shù)CD和升力系數(shù)CL計算如下

(1)

(2)

式中:FD、FL分別為硬跳線整體所受的阻力和升力平均值;ρ為空氣密度，ρ=1.205 kg/m3;v為來流的平均風(fēng)速；A為硬跳線模型主管和所有輔管的擋風(fēng)面積總和。以鋁管式硬跳線為例，F(xiàn)D、FL方向定義如圖4所示。

圖4 阻力和升力方向定義

2 硬跳線的氣動力系數(shù)和干擾效應(yīng)

2.1 鼠籠式硬跳線的氣動力系數(shù)

試驗獲得不同風(fēng)速下鼠籠式二分裂、四分裂、六分裂、八分裂硬跳線的阻力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化，如圖5所示。由圖5可知：① 隨著風(fēng)速的增大，各分裂數(shù)目鼠籠式硬跳線的阻力系數(shù)逐漸減小；② 根據(jù)對稱性可知，在全風(fēng)攻角范圍內(nèi)，鼠籠式二分裂硬跳線的阻力系數(shù)CD關(guān)于0°～90°風(fēng)攻角對稱，四分裂硬跳線的阻力系數(shù)關(guān)于0°～45°風(fēng)攻角對稱，六分裂硬跳線的阻力系數(shù)關(guān)于0°～30°風(fēng)攻角對稱，八分裂硬跳線的阻力系數(shù)關(guān)于0°～22.5°風(fēng)攻角對稱；③ 在干擾效應(yīng)顯著的風(fēng)攻角，四種分裂數(shù)目鼠籠式硬跳線的阻力系數(shù)均達到最低值。

(a) 鼠籠式二分裂

試驗獲得不同風(fēng)速下鼠籠式硬跳線的升力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化，如圖6所示。由圖6可知：① 各分裂鼠籠式硬跳線的升力系數(shù)的大小隨風(fēng)攻角的不同產(chǎn)生顯著變化；② 升力系數(shù)的絕對值隨風(fēng)速的增大呈增加趨勢，但高風(fēng)速下的升力系數(shù)幾乎一致；③ 由于屏蔽效應(yīng)的存在，各分裂數(shù)目鼠籠式硬跳線的升力系數(shù)存在最值，鼠籠式二分裂在5°風(fēng)攻角下存在約0.75的升力系數(shù)，四分裂在35°、40°、55°和60°風(fēng)攻角下存在約0.35的升力系數(shù)，六分裂在10°、55°和60°風(fēng)攻角下存在約0.25的升力系數(shù)，八分裂在18°、27°、63°和72°風(fēng)攻角下存在約0.2的升力系數(shù)；④ 隨著分裂數(shù)目的增加，升力系數(shù)絕對值的最大值逐漸降低，說明多分裂使氣流干擾效應(yīng)加劇。

(a) 鼠籠式二分裂

2.2 鼠籠式硬跳線的干擾效應(yīng)

各分裂硬跳線的阻力系數(shù)和升力系數(shù)在不同風(fēng)攻角下有顯著不同，說明在某些風(fēng)攻角產(chǎn)生了明顯的遮擋效應(yīng)[16]。各分裂情況下硬跳線產(chǎn)生屏蔽效應(yīng)最大的風(fēng)攻角，如圖7所示。由圖7可知：① 二分裂硬跳線在風(fēng)攻角0°附近時，2、3號桿件分別進入1、2號桿件的尾流區(qū)，整體阻力系數(shù)逐漸減小，0°時屏蔽效應(yīng)最大，25 m/s來流時整體阻力系數(shù)減少了53.4%；② 四分裂硬跳線在風(fēng)攻角為45°時，2、3號桿件分別進入1、2號桿件的尾流區(qū)，整體阻力系數(shù)減少了27.4%；③ 六分裂硬跳線在風(fēng)攻角為0°和60°時，下風(fēng)向桿件分別進入上風(fēng)向桿件的尾流區(qū)，整體阻力系數(shù)減小了25.1%；④ 八分裂硬跳線在風(fēng)攻角為22.5°和67.5°時，整體阻力系數(shù)減小了16.7%。

(a) 鼠籠式二分裂

2.3 鋁管式硬跳線的氣動力系數(shù)

通過試驗獲得不同風(fēng)速下鋁管式硬跳線的阻力系數(shù)和升力系數(shù)，如圖8所示。由圖8可知：① 隨著風(fēng)速的增大，鋁管式硬跳線的阻力系數(shù)逐漸減小，高風(fēng)速下減小效果趨于平緩；② 0°風(fēng)攻角時屏蔽效應(yīng)最大，25 m/s來流時阻力系數(shù)最大減少57.4%，在0°～25°風(fēng)攻角范圍時，下風(fēng)向桿件一直處于上風(fēng)向桿件的尾流區(qū)，隨著風(fēng)攻角的增大屏蔽效應(yīng)逐漸減弱；③ 升力系數(shù)的絕對值隨風(fēng)速的增加而增大，增大效果在高風(fēng)速趨于平緩；④ 15°風(fēng)攻角時，升力系數(shù)最大值可達0.31。

(a) 阻力系數(shù)CD

3 風(fēng)攻角下硬跳線氣動力系數(shù)建議值

考慮實際的來流風(fēng)速，以最大試驗風(fēng)速25 m/s的測試結(jié)果作為硬跳線氣動力系數(shù)的建議值。各風(fēng)攻角各類硬跳線阻力系數(shù)和升力系數(shù)的建議值，如圖9所示。由圖9可知：① 各類硬跳線的阻力系數(shù)和升力系數(shù)隨著風(fēng)攻角的變化均呈現(xiàn)明顯的對稱性，其中鼠籠式二分裂、四分裂、六分裂、八分裂和鋁管式硬跳線分別關(guān)于90°、45°、30°和90°、22.5°和67.5°、90°風(fēng)攻角對稱；② 各風(fēng)攻角作用下各硬跳線的氣動力系數(shù)可按圖9取值；③ 各類硬跳線整體阻力系數(shù)最大值可取1.17；④ 各類硬跳線在特定風(fēng)攻角下均存在較大數(shù)值的升力系數(shù)，鼠籠式分裂數(shù)越小時其最大升力系數(shù)越大。

(a) 阻力系數(shù)CD

4 山地風(fēng)場下硬跳線的風(fēng)偏計算

4.1 山地風(fēng)場參數(shù)

針對某余弦形三維山體進行風(fēng)洞試驗，模型縮尺比為1∶1 000，模型山體底部直徑為0.7 m，高度為0.1 m，在模擬A類地貌風(fēng)場的風(fēng)洞中進行測速試驗，風(fēng)洞試驗情況及測點布置如圖10所示。風(fēng)洞中梯度風(fēng)高度的試驗風(fēng)速為10.20 m/s，換算成A類地貌60 m高度處風(fēng)速為8.41 m/s。測試獲得離山體表面60 m高度處水平風(fēng)和豎向風(fēng)的平均風(fēng)速如表1所示。表1中P1～P9為迎風(fēng)面和背風(fēng)面山坡沿水平坐標(biāo)均勻布置，其中P1、P5和P9分別為迎風(fēng)面山腳、山頂和背風(fēng)面山腳。根據(jù)水平風(fēng)和豎向風(fēng)，計算獲得合速度vc和風(fēng)攻角α，可以發(fā)現(xiàn)：① 山頂位置存在顯著的風(fēng)加速效應(yīng)，在山頂(P5)和靠近山頂區(qū)域(P4、P6)存在顯著的水平風(fēng)加速效應(yīng)；② 迎風(fēng)面山坡(如P3)上存在著顯著的豎向風(fēng)，風(fēng)攻角較大，為典型的“爬坡效應(yīng)”。查詢圖9，獲得不同風(fēng)攻角下硬跳線的阻力系數(shù)和升力系數(shù)，該系數(shù)將用于下面的風(fēng)偏計算。

圖10 模型山體和測點位置

表1 實物60 m高度的風(fēng)速

4.2 硬跳線體系的有限元模型

某硬跳線體系的尺寸如圖11(a)所示。硬跳線長度為8 m，左側(cè)引流線為13.348 m，弧垂為2.717 m，右側(cè)引流線為9.668 m，弧垂為1.713 m。導(dǎo)線型號為JL/LB20A-630/45，截面面積為338.99 mm2，單位質(zhì)量為1 085.5 kg/km，彈性模量為69 000 N/mm2，截面為四分裂形式。懸掛間隔棒的型號為FXBW4-500/100 TX2，串長為5.75 m，串重為107.2 kg。硬跳線為鼠籠式四分裂，長度為8 m，總質(zhì)量為539.6 kg，總受風(fēng)面積為1.83 m2，另外硬跳線上還有附加重錘400 kg。

(a) 硬跳線體系的尺寸

在ANSYS軟件中采用LINK8單元模擬懸垂絕緣子和硬跳線，采用MASS21單元模擬重錘，采用只承受拉力的LINK10單元模擬引流線，建模時將四分裂的引流線合并為一根，每側(cè)引流線劃分為50個單元，有限元模型如圖11(b)所示。

4.3 考慮攻角情況的硬跳線體系風(fēng)偏計算

計算硬跳線體系分布處于圖10中迎風(fēng)面的P1～P9位置，硬跳線處于正迎風(fēng)位置。A類地貌下10 m高度的設(shè)計風(fēng)速為41 m/s，硬跳線體系平均高度為60 m，該高度的設(shè)計風(fēng)速為50.83 m/s，計算中將表1的風(fēng)速按比例放大。在風(fēng)攻角αi情況下，硬跳線的阻力FD和升力FL計算公式為

(3)

(4)

式中:ρ為空氣密度;Ai為桿件的擋風(fēng)面積。

換算為水平向和豎直向的風(fēng)荷載Fx和Fz分別為

Fx=FDcosαi+FLsinαi

(5)

Fz=FDsinαi+FLcosαi

(6)

計算中對于輸電線和懸挑耐張串的阻力系數(shù)分別取1.1和1.0。

計算獲得硬跳線體系的風(fēng)荷載，施加于有限元模型中進行風(fēng)致響應(yīng)計算，獲得硬跳線中點的風(fēng)偏響應(yīng)，風(fēng)偏角β的計算公式為

β=arctan[Dx/(Dg-Dz)]

(7)

式中:Dx為風(fēng)荷載作用下的水平位移;Dz為風(fēng)荷載作用下的豎直向位移;Dg為硬跳線與懸掛點的豎直距離。

硬跳線中點的風(fēng)偏響應(yīng)結(jié)果如表2所示。表2中還給出了硬跳線體系處于地面60 m相同高度時的風(fēng)偏響應(yīng)，由表2可知：① 相較地面來流，山地風(fēng)和風(fēng)攻角對硬跳線的風(fēng)偏響應(yīng)和風(fēng)偏角產(chǎn)生較大的影響；② 山前迎風(fēng)坡(P1～P3)為風(fēng)速的減速區(qū)，因此其風(fēng)偏小于平地情況；③ 風(fēng)加速效應(yīng)顯著的山頂和山頂附近區(qū)域(P4～P6)，硬跳線水平豎直位移及風(fēng)偏角顯著增大，在山頂位置達到最大；④ 在背風(fēng)面的較高處(P6、P7)，即使存在負攻角，由于水平風(fēng)的加速效應(yīng)，風(fēng)偏響應(yīng)也比地面情況顯著；⑤ 背風(fēng)面接近山腳處(P8、P9)，風(fēng)攻角較大，但由于平均風(fēng)速較小，故風(fēng)偏響應(yīng)非常小。

表2 硬跳線中點的風(fēng)偏響應(yīng)

5 結(jié) 論

本文研究各類硬跳線在不同風(fēng)攻角、風(fēng)速下的氣動力系數(shù)和風(fēng)偏響應(yīng)。主要結(jié)論有：

(1) 各類硬跳線的阻力系數(shù)隨風(fēng)速的增加而減??；而升力系數(shù)隨風(fēng)速的增加呈增大趨勢，但高風(fēng)速下的升力系數(shù)幾乎不變；鼠籠式二分裂、四分裂、六分裂、八分裂和鋁管式硬跳線的氣動力系數(shù)分別關(guān)于90°、45°、30°、22.5°和90°風(fēng)攻角對稱。

(2) 桿件之間存在著顯著的屏蔽效應(yīng)，導(dǎo)致在屏蔽效應(yīng)最顯著風(fēng)攻角下硬跳線的阻力系數(shù)存在最小值，鼠籠式二分裂、四分裂、六分裂、八分裂和鋁管式硬跳線的最大屏蔽效應(yīng)風(fēng)攻角為0°、45°、0°和60°、22.5°和67.5°、0°，25 m/s來流風(fēng)速下阻力系數(shù)比最大值情況分別減少了53.4%、27.4%、25.1%、16.7%和57.4%。

(3) 各類硬跳線均存在一定的升力系數(shù)，如鼠籠式二分裂在25 m/s來流風(fēng)速、5°風(fēng)攻角時達到0.746，鼠籠式四分裂在25 m/s來流風(fēng)速、35°風(fēng)攻角時達到0.380。

(4) 各類硬跳線的氣動力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化顯著，各風(fēng)攻角下的阻力系數(shù)和升力系數(shù)建議值見圖9，其中阻力系數(shù)的保守值可取1.17。

(5) 提出了考慮山地風(fēng)場影響的硬跳線體系風(fēng)偏計算方法，山地風(fēng)和風(fēng)攻角對硬跳線的風(fēng)偏響應(yīng)和風(fēng)偏角有較大的影響，水平風(fēng)加速效應(yīng)顯著的山頂附近區(qū)域位置，硬跳線的風(fēng)偏位移和風(fēng)偏角顯著增大，在山頂位置達到最大值。