基于剛性節段模型風洞試驗的輸電導線阻力系數研究

王述良　梁樞果　鄒良浩　吳海洋

摘 要：為了研究多分裂導線靜力風荷載，進行了原尺寸剛性節段模型測力風洞試驗，計算得到了多種直徑導線阻力系數，并分析了包括雷諾數效應、屏蔽效應等因素對其結果的影響.研究結果表明，導線阻力系數試驗結果較規范取值小，且由于導線表面粗糙度及紊流度的增加，會使其臨界區雷諾數范圍提前，盡管導線雷諾數處于名義的亞臨界區域，其阻力系數依然隨雷諾數變化比較敏感.對于多分裂導線而言，由于上游導線的遮擋干擾，導線整體阻力系數有所降低，必須考慮這種屏蔽效應的影響.擬合得到了考慮雷諾數效應以及屏蔽效應在內的輸電導線阻力系數經驗公式，為輸電導線靜力風荷載的計算提供一定的參考.

關鍵詞：多分裂輸電導線；風洞試驗；阻力系數；雷諾數效應；屏蔽效應；經驗公式

中圖分類號：TU312.1； TU972.8 文獻標識碼：A

文章編號：1674-2974（2016）03-0032-09

與一般的土木工程結構不同，輸電線路是由導、地線和各個輸電桿塔連接而成的耦聯體系，塔高由幾十米到數百米，輸電線跨度由幾百米到上千米，深山峽谷和大江大河之間塔高和導線跨度更大.隨著多分裂導線的應用及導線跨度的增加，導線本身的風荷載占輸電塔線體系整體風荷載的比重越來越大，一般來說，對于數百米跨度的多分裂導線輸電線路，作用在導線上的風荷載往往會高達輸電塔總體風荷載的60%～80%[1]，由此可見，輸電桿塔所受的風荷載主要來自于輸電導線而非輸電桿塔自身.強風作用下，特別是覆冰情況下，導線傳遞給輸電塔的不平衡張力會引起輸電塔的破壞[2]，因此，了解輸電導線的靜力和動力風荷載，是進行輸電塔可靠度分析的重要基礎[3]，對于輸電塔線體系的結構設計尤為重要.然而，國內外現行規范[4-8]有關多分裂導線靜風荷載的取值卻不盡合理，主要存在以下兩點不足：其一，沒有考慮雷諾數效應的影響，阻力系數的取值與風速無關，始終取某一定值；其二，沒有考慮多分裂導線屏蔽效應的影響，分裂導線的總風荷載是以分裂導線數量乘以單根導線風荷載得到.對于低電壓等級的線路，導線直徑較小，分裂根數較少，其屏蔽效應相對較弱，可以忽略分裂導線的屏蔽效應對導線風荷載的影響.然而，對于特高壓輸電線路而言，所使用的導線直徑可高達52.8 mm，且分裂數量也達到8分裂之多，其屏蔽效應不容忽視.鑒于此， Wardlaw等[9]進行了2，4，6 和8 分裂導線的剛體靜力試驗以及3 維氣彈試驗，研究了分裂導線之間的干擾效應以及該效應對導線振動的影響.Ball等[10]分析了可能引起導線阻力系數風洞試驗測量誤差的多種原因，包括端部連接方式、長度與直徑的比值（長寬比）等.蔡萌琦[11]等通過風洞試驗測試獲得在不同風速和風攻角下4分裂導線的風壓阻力系數，同時采用數值模擬方法計算得到與試驗模型對應的導線阻力系數，認為在計算多分裂導線的風壓時，導線阻力系數按國內現行標準取值可能偏大而過于保守.張素俠等[12]通過數值模擬對4分裂導線阻力系數進行了計算，并分析了影響阻力系數的多種原因.謝強等[13-14]研究多分裂導線的整體阻力系數隨迎風角度、導線直徑、風速、紊流度、分裂數等的變化規律，研究結果表明對于大截面多分裂導線，特別是特高壓的8分裂導線阻力系數的取值，可以考慮導線之間的遮擋效應造成的阻力系數的減小這一有利因素.盡管對導線阻力系數的既有研究均證實規范取值偏于保守這一事實，且從多分裂導線屏蔽效應的角度分析了影響阻力系數的重要原因，但是總體而言，對屏蔽效應的分析還不夠系統和完善，僅初步認識了屏蔽效應對阻力系數的影響，但并沒有定量分析影響屏蔽效應本身的多種因素以及考慮這些影響因素情況下的導線阻力系數計算方法.

基于此，本文在既有研究的基礎上，進行了單根導線及多分裂導線剛性節段模型測力風洞試驗，將包括風速、紊流度、導線截面直徑、導線分裂間距以及分裂根數等對阻力系數的影響因素歸結到雷諾數效應和屏蔽效應兩個方面進行分析，并從導線結構參數及流場特性兩個方面對屏蔽效應進行了分析，最后提出了考慮雷諾數效應及屏蔽效應的阻力系數擬合公式，該經驗公式物理意義明確，可以為多分裂導線結構設計提供一定的參考.

1 導線剛性節段模型測力試驗設計

1.1 模型制作

本文以5種不同技術參數的特高壓輸電導線為藍本，制作了幾何縮尺比為1∶1，節段長度為0.5 m的剛性導線模型.考慮到剛性節段模型剛度和外形的影響，采用鋁管作為內核模擬實際導線的鋼芯，橡膠螺紋模擬實際導線的外形.橡膠螺紋模擬實際導線最外圍的單根鋁線的直徑，為了精確地模擬實際導線外形需考慮橡膠條螺紋纏繞時的節徑比.絞線中每層的任何一根單線都是按一定的絞制角度環繞一中心線作螺旋狀絞捻的.按照相關技術參數規定，節徑比一般取10～12，本次試驗擬用節徑比為11，其對應的捻角（捻股時鋁線中心線與中心線之間的夾角）為74.1°.導線模型橫截面如圖1所示.1.2 固定端板設計

本次試驗涉及的多分裂導線的具體分裂數目為4，6，8 分裂，4分裂底盤采用鋁材制作，6和8分裂底盤采用剛度較大的有機玻璃制作而成，并進行了內部鏤空和周邊倒角處理，使氣流可以平穩地分離，保證剛度的同時減小底盤對風場的干擾.底盤上分裂導線布設的位置分別留內絲，以便與導線下端的外絲牢固結合.為了考察導線分裂間距對阻力系數的影響，在設計底盤時，預留導線的分裂間距分別為200，250，300，400，450和500 mm.3種多分裂底盤平面如圖2所示.

2 風洞試驗

2.1 風場模擬

試驗在武漢大學WD-1風洞中進行.模擬了均勻流場以及采用布置橫向和豎向格柵的方法模擬5%和9.5%兩種典型均勻紊流場.9.5%紊流度的均勻紊流場格柵布置方式及模擬結果如圖3所示.

2.2 試驗工況

在3種紊流場下，分別進行了上述5種型號單根導線剛性節段模型測力試驗，并對LGJ-630/45和JL/G3A-1000/45兩種型號的模型導線進行了4，6和8分裂3種分裂根數的測試，其分裂間距為200～500 mm.試驗風速為5～30 m/s.采用測力天平測試導線基底力，采樣頻率500 Hz，采樣時間90 s，樣本容量45 000；采用眼鏡蛇探頭測試流場風速，采樣頻率625 Hz，采樣時間31.13 s，樣本容量19 456.模型風洞試驗如圖4所示.為了考慮實際導線在風荷載作用下的偏轉問題，本文分別設計了4，6和8分裂導線模型風攻角工況，如圖5所示.試驗結果采用一次消去法剔除底盤所受的風荷載，從而得到作用于導線上的荷載.

3 試驗結果及分析

由于本次試驗所涉及的導線型號以及考慮的因素較為全面，試驗工況設置較多，限于篇幅，在分析導線阻力系數的影響因素時，本文僅給出了幾種典型導線的試驗結果，這些結果均具有類似于所有工況的普遍規律.

3.1 試驗結果與規范對比

中國《重覆冰架空輸電線路設計技術規程》[4]、《110～750 kV 架空輸電線路設計技術規范》[5]和《1 000 kV 架空輸電線路設計規范》[6]規定導線或地線的阻力系數Cd取值為：當線徑小于17 mm 或覆冰時（不論線徑大小）應取1.2；線徑大于或等于17 mm 時，取1.1.ASCE[7]與IEC[8]規定，導線的阻力系數統一取1.0，但是有直接測量結果或者有風洞試驗結果的可按照測量或者試驗結果取值.

按照中國規范的規定，本次試驗所涉及的5種導線直徑均大于17 mm，因此單根導線的阻力系數取值應該為1.1，對于多分裂導線規范取值應該在單根導線的基礎上乘以導線的分裂根數得到，多分裂導線阻力系數的取值與單根導線沒有實質分別.事實上，對比阻力系數的試驗結果與規范取值（如圖6與圖7所示）可知：在均勻流場中，相同間距，不同風速的條件下，阻力系數的試驗值明顯小于規范值，且多分裂導線試驗值與規范值的差值比單根導線試驗值與規范值的差值大得多.整體上看，隨著風速的增加，導線阻力系數試驗值與規范值的差值增大，并趨于穩定.在高風速下，LGJ-630/45單根、4和8分裂導線試驗值與規范值的差值分別穩定在19.25%，25.8%，29.85%附近，JL/G3A-1000/45單根、4和8分裂導線試驗值與規范值的差值分別穩定在19.44%，26.92%，30.25%附近.因此，按照現行規范對多分裂導線阻力系數取值是偏于保守的.實際上，阻力系數試驗值與規范值間的差異，在Shan[15]和Landers等[16]的研究中也被證實，這種差異被認為是由于實測線路中沿整跨導線風場的速度、風向、湍流度不同導致的.本文將針對這種差異從雷諾數效應和屏蔽效應兩個方面進行分析.但在Shan 的研究中同時發現，將在風洞中測量導線阻力系數的裝置置于真實大氣環境中測得的結果與風洞試驗的結果相比具有足夠的精度[15].

3.2 阻力系數雷諾數效應分析

如前所述，國內外規范阻力系數取值的限定條件僅僅與導線的截面直徑有關，當導線截面直徑確定后，無論在何條件下，導線的阻力系數均取一定值.然而，試驗結果表明導線的阻力系數隨風速與導線截面直徑的變化存在較大差異.圖8給出了均勻流場中，單根導線阻力系數隨風速及導線截面直徑的變化情況，其他流場下阻力系數的變化規律類似，本文不再贅述.可知：低風速時，導線的阻力系數呈降低趨勢，當風速達到17 m/s左右時，導線的阻力系數略有增大，但增大的幅度很小，基本趨于穩定，導線阻力系數隨風速的變化存在一個使得阻力系數趨于穩定的臨界風速；導線阻力系數隨其截面直徑的增大而降低.

上述分析表明，盡管導線雷諾數處于亞臨界范圍（Re<105），其阻力系數仍然對雷諾數的變化比較敏感，其原因為圓截面結構表面的粗糙度以及流場的紊流度會影響雷諾數效應，即隨著結構表面粗糙度的增加以及紊流度的增加，其所謂的有效雷諾數也會隨之增加，阻力系數隨雷諾數變化由亞臨界向臨界區轉變的范圍將被提前，使得導線雷諾數提早落入臨界區.文獻[17]的研究也證實了圓截面結構阻力系數隨雷諾數的變化規律受結構表面粗糙度和結構所處流場的紊流度影響較大，其結論與本文研究結果一致.

3.3 阻力系數屏蔽效應分析

對于多分裂導線而言，各導線間存在干擾，使得其整體的阻力系數有所降低，這種由于多分裂導線間相互干擾引起的阻力系數降低的效應定義為導線阻力系數的屏蔽效應.圖10給出了3種流場下，LGJ-630/45四分裂導線模型阻力系數隨分裂間距的變化情況.圖11給出了2種型號多分裂導線模型分裂間距為400 mm時，阻力系數隨分裂根數的變化規律.可知：阻力系數隨導線分裂間距的增大呈遞增趨勢，隨分裂根數的增多呈下降趨勢.總體而言，在分析導線屏蔽效應時，導線的分裂間距與分裂根數是需要考慮的兩個重要因素.

本文以多分裂導線阻力系數與單根導線阻力系數的比值，即屏蔽效應系數來表征屏蔽效應的影響程度.一般而言，屏蔽效應系數小于1，越接近1說明屏蔽效應越不明顯.屏蔽效應系數表示為：

Cs=多分裂導線整體阻力系數單根導線阻力系數×分裂根數.（2）

試驗結果表明，多分裂導線的阻力系數與其分裂根數以及分裂間距有關，本文僅給出了導線LGJ-630/45和JL/G3A-1000/45在30 m/s時，即阻力系數基本穩定后，9.5%紊流度均勻紊流場中，高風速下的屏蔽效應系數隨分裂間距與分裂根數的變化情況，如圖12所示.可知：在其他條件不變的情況下，多分裂導線的屏蔽效應系數隨分裂根數的增加而降低，隨分裂間距的減小而降低；當分裂間距為500 mm時，導線的屏蔽效應系數接近于1，即：此時導線的屏蔽效應不再顯著；對于兩種型號導線而言，相同分裂間距下，直徑較大的屏蔽效應更為明顯，本文所涉及的試驗工況中，這兩種型號屏蔽效應系數最小值分別為0.83和0.77.

除了導線分裂特性會影響其阻力系數的屏蔽效應以外，流場的紊流特性同樣也不可忽略，即隨著風速的變化，導線的屏蔽效應會有所不同.圖13給出了LGJ-630/45的4分裂導線模型屏蔽效應系數隨風速的變化情況.由13圖可看出，與阻力系數的雷諾效應相似，屏蔽效應系數隨風速的變化同樣存在一個臨界風速，在此臨界風速之前，屏蔽效應系數增幅較快，此后屏蔽效應系數呈降低趨勢，但降幅并不顯著，因此流場特性，特別是雷諾數引起的來流與結構間的流動特性對屏蔽效應的影響同樣是需要考慮的另一重要因素.

此外，在風荷載作用下，實際導線會發生偏轉，致使來流風攻角發生變化，從而使得屏蔽效應的影響程度有所差異.圖14給出了LGJ-630/45型號4，6和8分裂導線不同風攻角下，阻力系數隨風速的變化情況.可知，風攻角發生變化，在整體的迎風面上的導線數量也會發生變化，整體迎風面上的導線數量越多，屏蔽效應越明顯，阻力系數就越小.從大小上來看，其他風攻角的阻力系數大體為0度風攻角阻力系數的1.1倍.盡管本文研究了不同風攻角對阻力系數的影響，但可能不足以涵蓋其風攻角影響的最不利情況，因此這一方面有待進一步完善.

5 結 論

通過剛性模型測力風洞試驗，對5種截面單根導線以及2種截面多分裂導線阻力系數從雷諾數效應和屏蔽效應兩個方面進行了分析，得到以下主要結論：

1）無論是均勻流場還是均勻紊流場，導線阻力系數的雷諾數效應非常明顯，存在一個臨界雷諾數界限，使得導線阻力系數由急劇減小到趨于平穩的轉變.

2）紊流度和導線表面的螺紋會引起雷諾數效應的變化，使得導線阻力系數隨雷諾數變化的臨界雷諾數范圍有所提前，即盡管導線的雷諾數在104～105內，導線的阻力系數依然對雷諾數比較敏感.

3）多分裂導線的屏蔽效應比較顯著.多分裂導線的分裂間距與直徑之比、分裂根數以及流場特性是評估屏蔽效應影響程度的重要因素.分裂間距與直徑的比值越大，屏蔽效應對阻力系數的影響就越為顯著，分裂根數越多屏蔽效應越嚴重.

4）現行規范沒有考慮阻力系數的雷諾數效應以及多分裂導線阻力系數的屏蔽效應，使得阻力系數的取值偏于保守.

5）提出了考慮雷諾數效應及屏蔽效應的多分裂導線阻力系數的經驗公式，此公式可為多分裂導線結構設計提供一定參考.

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