特高压新月型覆冰导线气动力特性研究

李彭举 李 明 姚 勇

(1.西南科技大学土木工程与建筑学院 四川绵阳 621010；2. 中国空气动力研究与发展中心 四川绵阳 621010)



特高压新月型覆冰导线气动力特性研究

李彭举1李 明2姚 勇1

(1.西南科技大学土木工程与建筑学院 四川绵阳 621010；2. 中国空气动力研究与发展中心 四川绵阳 621010)

针对特高压多分裂输电导线的概况，通过风洞试验和FLUENT流体动力学软件，分析了八分裂新月型覆冰导线各子导线在不同风攻角、风速下气动力特性的变化规律，并将模拟结果与风洞实验数据进行了对比分析。同时探讨了阻力系数和升力系数变化规律的内在原因。风洞试验和数值模拟结果都表明风攻角对八分裂覆冰导线子导线气动力特性影响明显，风速对阻力系数的影响较大，对升力系数的影响却并不明显。数值模拟与风洞试验得到的气动力系数基本一致。

分裂导线 覆冰 气动力特性 风洞试验 数值模拟

我国区域经济发展不平衡，东南沿海及中南地区发展较快，用电量大。能源却集中于山西、陕西及内蒙古部分地区，因此大容量、远距离的特高压输电成为必然趋势和最佳途径[1-2]。2009年我国首个特高压输电工程1 000 KV晋东南-南阳-荆门特高压交流试验示范工程正式投入商业运行，标志着我国进入了远距离、大容量、低损耗的特高压输电新时代。但在特殊的气候条件下，输电导线在自然风的作用下结冰，造成输电导线形状的改变形成非圆截面，从而容易诱发低频、大振幅的舞动，对导线、塔杆等造成严重的损害[3-5]。故对于特高压输电导线气动力特性的研究变得越来越迫切。目前，文献[6-8]对1 000 KV特高压交流输电8分裂导线动张力、风荷载的传递机制、塔线耦联体系进行了风洞试验，试验得到了不同风攻角、流场和风速情况下不同位置导线的动应变，得出了导线动张力的传递规律和导线动力响应的主要特性，揭示了输电塔线耦联体系的风荷载传递机制。文献[9-10]对无覆冰八分裂导线和覆冰(新月形和扇形)八分裂导线进行了风洞试验，探讨了无覆冰导线在不同分裂间距、两种风攻角下总体阻力系数的变化规律，分析了覆冰状况下两种典型覆冰三分力系数变化规律的异同以及上游子导线对下游子导线的屏蔽作用。文献[11]基于Fluent软件，针对特高压输电线路中的八分裂导线进行了覆冰前后的风场特性对比，探明了八分裂覆冰导线扰流的微观机理。本文针对特高压输电导线进行了风洞试验和数值模拟研究，分析了不同风攻角、风速下八分裂新月形覆冰导线各子导线三分力系数的变化规律，为八分裂覆冰导线舞动的研究提供参考。

1 风洞试验和覆冰导线物理模型

试验在中国空气动力研究与发展中心低速所1.4 m×1.4 m风洞进行，最高风速65 m/s。试验采用两点支撑测力方案，如图1所示，模型上下端分别通过连接件固定于圆形端板外侧罩有防风罩的测力天平上。通过改变天平安装位置依次测量分裂导线各子导线的三分力系数。

图1 八分裂覆冰导线模型Fig.1 Icing model of eight-Bundled conductor

覆冰导线计算域为一正方形区域，如图2所示。分裂间距400 mm、导线直径30 mm、覆冰厚度20 mm。为保证边界来流稳定，计算区域大小取12 m×12 m。计算区域均采用非结构网格，网格总数约58万，在覆冰导线周围进行加密及二次加密如图3所示。计算采用有限体积法,湍流模型选用Spalart-Allmaras模型，离散格式采用二阶迎风格式。风攻角α的变化范围0°～180°，每隔10°设置一个工况，来流攻角及各子导线编号如图2，针对不同的工况，保持模型及网格不变，只改变边界条件和来流方向。边界条件设置为：(1)当α=0°时，左边界为入口，右边界为出口，上下边界为无滑移壁面边界；(2)当0°<α<90°时，左边界和下边界为入口，右边界和上边界为出口；(3)当α=90°时，下边界为入口，上边界为出口，左边界和右边界为无滑移壁面边界；(4)当90°<α<180°时，下边界和右边界为入口，左边界和上边界为出口；(5)当α=180°时，右边界为入口，左边界为出口，上边界和下边界为无滑移壁面边界。

覆冰八分裂导线风轴坐标系下三分力系数定义如下：

阻力系数CD=FD/(1/2ρV2Ld)

升力系数CL=FL/(1/2ρV2Ld)

扭矩系数CM=Mz/(1/2ρV2Ld2)

式中：FD，FL，Mz分别为阻力、升力和扭矩，V为实验风速，ρ为空气密度，L为模型参考长度，d为导线直径(不包括冰型)。

图2 计算模型、来流攻角及各子导线编号Fig.2 The Calculation model,attack angle and conductor number

图3 加密网格Fig.3 The encryption grid

2 数值模拟与风洞试验结果比较

图4为八分裂新月形覆冰导线在风速为10 m/s时各子导线气动力系数数值模拟值与风洞试验值的对比。可以得出数值模拟与风洞试验气动力系数曲线的变化规律基本一致(由于工况较多，得出力矩系数会大大增加工作量，故未给出)。

阻力系数CD曲线均呈两端低、中间高分布，子导线1，2，3，4阻力系数曲线呈锯齿状起伏状态，其中子导线1，4在风攻角90°时与子导线8，5间距最小，受到子导线8，5的屏蔽作用明显，产生局部突降到恢复的过程。子导线5，6，7，8阻力系数曲线呈波状变化，子导线5，6，7，8处于迎风侧，对子导线1，2，3，4产生交替影响，造成子导线1，2，3，4的CD曲线呈锯齿状突升突降的变化规律。各子导线阻力系数在0°，180°风攻角处最小，峰值出现在70°～110°处。

图4 八分裂覆冰子导线气动力系数随攻角的变化(V=10 m/s)Fig.4 The influence of attack angle on the aerodynamic parameters of one of the eight-bundledt iced conductor

升力系数CL曲线均呈两侧略微凸起、中间低洼的波状分布。子导线1，2，7，8在风攻角0°～30°处呈平缓的上升趋势，而子导线3，4，5，6在风攻角0°～30°处呈现突升、突降的变化规律。随着风攻角增大，迎风侧子导线1，2，7，8对背风侧子导线3，4，5，6产生交替屏蔽作用，某一角度时迎风侧某一子导线对背风侧某一子导线屏蔽明显，造成背风侧子导线升力系数骤变。在风攻角140°～170°处出现升力系数的局部回升，是由于各子导线趋于对称，导致上下负压区产生明显偏差造成。各子导线升力系数在20°附近达到峰值，在130°附近最小。

数值模拟与风洞试验结果误差主要存在于阻力系数的中间位置，数值模拟值比风洞试验值略微偏低；升力系数的两个波峰位置即风攻角为20°和170°附近。但整体来看数值模拟结果较为准确，可以很好反映八分裂新月形覆冰导线各子导线三分力系数的总体波动规律和特性。

3 气动力系数变化规律分析

从风洞试验和数值模拟分别得出的气动力系数变化规律中，发现个别子导线产生突升突降的变化。子导线2在风攻角40°时阻力系数突降约35%～40%。子导线2在风攻角为0°时处于迎风侧，不受任何其他子导线影响，阻力系数较大，当风攻角增大时，子导线2受到子导线1的影响慢慢增加，当风攻角达到40°时达到最大，子导线2完全受到子导线1的屏蔽，子导线2阻力系数发生突降；子导线5在风攻角20°和40°时均发生突降，且在风攻角为40°时突降更加明显，当风攻角为20°时子导线5主要受到子导线8的影响，在风攻角为40°时主要受到子导线7的影响，而子导线2和子导线7的间距更小。以上均表明迎风侧与背风侧子导线的相对角度位置、分裂间距等都会对背风侧子导线的气动力系数影响明显。

当风攻角为20°时升力系数一般较大，升力系数的一阶导数也会较小，如果导线受到明显的屏蔽作用，阻力系数突降，根据邓哈托舞动机理，该子导线很可能发生舞动。

当风攻角增大时，各子导线相对位置、分裂间距等发生变化，引起各子导线周围压力场的变化，不同的压力场反映覆冰子导线周围的作用力也不同。图5为八分裂覆冰子导线1和3在0°到15°风攻角下、风速为10 m/s的压力场，在0°风攻角下子导线1和3的压力场呈上下对称状，故子导线1和3的升力系数在0°攻角下基本接近于零。而子导线1的上下负压区则比子导线3作用明显，是由于在0°攻角下子导线3受到上游子导线2的尾流影响作用，阻力系数略微小于子导线1。随着攻角的变化，子导线上下负压区区别明显，所以在0°到15°风攻角之间覆冰子导线的升力系数变化明显，对比子导线1和3的上下负压区可得到子导线3比子导线1升力系数变化更加突出。

图5 八分裂新月形覆冰导线子导线在不同攻角时的周围压力图Fig.5 The pressure figure about one of the eight-bundled iced conductor with crescen shape under different attack angles

4 不同风速下覆冰导线的气动力系数

在不改变基本的模型参数下，分别改变风速为6，10，14，18 m/s，子导线1的气动力系数数值模拟结果如图6所示。由图6可知：(1)不同风速下，阻力系数CD变化明显，风速越小，阻力系数CD越大，但随着风速的变大，对阻力系数CD的影响趋于减弱。(2)风速对升力系数CL局部产生略微的差异，整体上影响并不明显。在0°<α<180°范围内，不同风速下的阻力系数CD和升力系数CL变化规律基本一致。

图6 不同风速下子导线1气动力系数比较Fig.6 Comparison of aerodynamic parameters under different wind velocity

5 结论

本文采用风洞试验和计算流体力学软件Fluent分别给出了八分裂新月形覆冰导线子导线气动力系数随风攻角的变化以及风速对覆冰导线气动力系数的影响规律，并将风洞实验结果与数值模拟结果进行对比，结论如下：(1)数值模拟与风洞试验的气动力系数曲线变化规律基本一致，但局部数值大小存在差异。(2)覆冰子导线的气动力系数随风攻角的改变而改变，是由于覆冰子导线周围压力场的改变造成了覆冰子导线周围作用力的改变。(3)风速对阻力系数CD影响明显，但随着风速的增大，影响逐渐变弱；对升力系数CL影响却并不明显。(4)在一定程度上，可以利用流体仿真作为研究输电导线气动力系数的一种手段，为覆冰导线舞动的研究提供依据。

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Study of Aerodynamic Parameters of UHV ICED Conductor with Crescent Shape

LI Peng-ju1,LI Ming2,YAO Yong1

(1.SchoolofCivilEngineeringandArchitecture,SouthwestUniversityofScienceandTechnology,Mianyang621010,Sichuan,China;2.ChinaAerodynamicsResearchandDevelopmentCenter,Mianyang621010,Sichuan,China)

Considering the actuality of uhv bundled transmission conductor, the aerodynamic parameters of one of the eight-bundledt iced conductor with crescent shape in different wind attack angles and different wind speed were studied by means of wind tunnel tests and FLUENT software. The simulation results and wind tunnel test data were compared and analyzed. Meanwhile the paper discussed the immanent cause of changed rule between the drag coefficient and lift coefficient. Results show that the wind attack angle influences obviously the aerodynamic parameters of one of eight-bundled iced conductor, while the wind speed have a larger influence on the drag coefficient and not obvious on the lift coefficient. The results provide a certain basis for the aerodynamic parameters of iced conductor from numerical simulation and wind tunnel test.

Split conductor; Ice; Aerodynamic parameters; Wind tunnel tests; The numerical simulation

2015-01-07

李彭举(1988—)，男，硕士研究生，研究方向为结构风工程。E-mail:1015657831@qq.com

TU311.3

A

1671-8755(2015)02-0069-05