运动雷暴冲击风下输电线风载计算参数的变系数确定方法

运动雷暴冲击风下输电线风载计算参数的变系数确定方法

近年来，强风造成的输电线闪络触发事故和输电塔沉降事故频发。雷暴冲击风(亦称下击暴流)是高空气流下冲后撞击地面形成的辐射大风,常发生于雷暴天气.由于其在近地面产生了极高的短时风速,且往往伴随大量降水,给输电塔线体系造成了巨大的威胁本文基于冲击射流模型,针对运动雷暴冲击风的风场特征,参考国外规范,在求解输电线路承受的风荷载时,提出采用平均时距较短的3s阵风风速来表示此类风场的设计风速.对10m高度处的3s阵风风速、风压高度变化系数、风压不均匀系数和风荷载调整系数随雷暴冲击风风场参数(包括射流直径、极值风速和湍流度)以及线路结构参数的变化规律进行探讨,计算结果可为雷暴多发地区的输电塔线体系抗风设计和校验计算提供参考.1瞬态风场的数值计算目前,获取运动雷暴冲击风瞬态风场的方法主要包括基于计算流体动力学的数值风洞模拟、室内射流风洞试验和结合风场经验剖面函数的数值计算方法.考虑到风荷载计算参数的研究涉及到多参数分析,计算的工况较多,此处采用数值计算方法快速获取对应于不同风场参数的瞬态风场.1.1剖面函数模型采用冲击射流模型模拟雷暴冲击风风场时,一般认为静止雷暴冲击风的平均风场是近似轴对称的,风场内某一点的水平径向平均风速可以表示为该点与射流中心的径向距离r和所在高度z的函数,即u珔=u珔(r,z).工程中常采用的水平径向平均风速的剖面函数模型包括Holmes模型、Wood模型、Li模型、OBV模型等.其中,Li模型总结了多个模型的经验公式,并考虑了雷暴冲击风风场边界层的非线性发展,其计算结果与数值风洞模拟和实测结果的吻合度均较为良好式中,u运动雷暴冲击风场中,射流中心沿水平方向发生移动,r处于动态变化中,即r=r(t).此时,点P式中,r1.2脉动风速确定由于平均风场存在时变性,运动雷暴冲击风为一典型的非平稳过程,其脉动风速可表示为调幅函数a(r(t),z)与均值为0、均方根为1的平稳高斯随机过程ζ(t,z)的乘积式中,式中,至此,可得运动雷暴冲击风风场中t时刻某一点P式中,t2参数分析包括动态雷暴风暴流量下输电线的风载2.1s阵风风速极值输电线路的基本风速是指该线路所在地区在其设计重现期内根据概率极值分布得到的一定超越概率下基本高度处的平均风速.大气边界层风场中,基本风速可通过查询基本风压分布图,或根据该地区往年的气象资料来确定,并需满足规范对相应电压等级输电线路的最低基本风速要求,在我国,其平均时距一般为10min.然而,考虑到运动雷暴冲击风为非平稳风场,风场内某点的平均风速在几分钟至十几分钟内会出现剧烈变化,过长的平均时距对应的平均风速无法准确反映风场的强非平稳特性.对于龙卷风和雷暴冲击风等持续时间较短的强风,国外规范的设计风速多采用平均时距较短的3s阵风风速来进行表达根据定义,运动雷暴冲击风作用下,风场中高度为z处某一点的3s阵风风速为式中,V珔选取合理的风速计算点位置,通过式(6)计算得到运动雷暴冲击风场内z高度处的3s阵风风速极值.考虑到3s阵风风速的计算时距较短,由于选取的随机过程不同而导致的脉动风速时程计算结果的差异不能忽略.对于任一组风场参数均进行多次重复计算,得到z高度处具有一定保证率的3s阵风风速极值,记为V根据冲击风风场的实测及试验结果根据计算结果,拟合得到V由图2可知,拟合值与计算值较为吻合.经统计,最大误差仅为1.17%.2.2风压剖面函数风压高度变化系数μ(z)反映的是平均风速沿高度方向的变化规律,与风场的平均风速竖向剖面形式密切相关.对比采用式(1)和以往经验模型得到的归一化后的平均风速竖廓线,结果如图3所示本文选用了Li模型作为静止冲击风风场的风速剖面函数,采用与求解V式中,z式中,f在此基础上,计算对应于不同风场参数的运动雷暴冲击风风场下的风压高度变化系数,即V2.3风场参数变量的选取实际风场中,同一时刻一个档距内输电线各点的风压不可能相同.因此,在输电线路的设计过程中,引入风压不均匀系数α对设计风压进行折减.文献[21]中规定,随着档距和风压的增大,风压不均匀系数的取值逐渐变小.其中,进行杆塔设计时,规范中采用的α仅由设计风速决定,校验电气间隙时,α仅由杆塔的水平档距决定.对于水平档距为L,高度为z的某一档输电线,假设冲击风的射流中心垂直经过线路跨中,可认为此时该档输电线承受的整体风荷载最大.将整档输电线划分为等长的N段,对应的风速计算点共有N+1个,相邻计算点之间的距离为L/N.设射流中心到输电线所在直线的初始距离为d基于准定常假设,由本文中N取为100,适当考虑数值计算中的随机误差,根据多个样本的统计结果,得到具有一定保证率的V选取风场参数变量D=600,800,1000,1250,1500,1750m;I根据风压不均匀系数的实际表征意义,α可由下式求得:V1)I2)D对于α的影响较为复杂,近地面范围内,α随D的增大逐渐减小,且变化幅度较小,如图6(b)、(d)所示.而远离地面范围内,随着D的增大,α整体呈增大趋势,见图6(e)和(f).这主要是由以下2个因素共同作用所导致:①射流直径D的增大必然会导致垂直于线路的瞬时平均风场沿线路的空间分布更为均匀,α随之增大,对于线路档距L较大的工况,该效应尤为明显,如图6(e)所示.②由式(1)可知,平均风速的极值高度正比于射流直径,D的增大会导致风场的高风速区域上移,近地面范围内的平均风场减小,V3)对比图6(b)和(d)~(f),α与z成正比,且变化幅度在近地面范围内较大,尤其是针对档距较小的线路.此外,根据现行规范的相关规定,高风速区域α取值往往较小,冲击风风场的高风速区域在近地面范围,实际条件下近地面范围内α的取值可能更小.考虑到式(12)中涉及的参数过多,求解过程较为繁琐,对影响α取值的各因素开展参数敏感性分析,结果发现,大多数情况下,射流直径D的改变对α取值影响较小.假定出现不同射流直径冲击风的概率相等,对不同D对应的各个α值进行平均.在此基础上,对式(12)进行简化,简化后的计算式为式中,A2.4荷载调整系数为了考虑脉动风荷载作用下的动力放大效应,在风荷载的计算过程中引入了风荷载调整系数β式中,Δx(t)为运动雷暴冲击风作用下,导线悬挂点垂直线路方向的风致动力响应,可采用非线性瞬态有限元分析法求得;l设置多个计算工况(见表2),研究各个风场参数和线路特征参数对β3风荷载计算结果对比为便于设计人员理解、使用,运动雷暴冲击风下的输电线风荷载求解公式沿用现行设计规程中风荷载计算公式的形式,不考虑覆冰影响,作用于导、地线上的风荷载为式中,W以标准地貌下某500kV超高压输电线路为例,对按照中国规范由图8可知,按照本文方法计算得到的雷暴冲击风荷载的变化趋势,与美国规范的计算结果有较大差异.这主要是由于美国规范在求解输电线雷暴冲击风荷载时,沿用了大气边界层风荷载的求解公式,并简单地令计算参数中的阵风响应因子G=1.0,而未考虑雷暴冲击风平均风速竖向剖面的特异性.进一步对比各高度处的风荷载计算结果可以发现,常规边界层风场中,较美国规范而言,我国规范用于杆塔设计的风荷载偏大;冲击风场中,冲击风的射流直径越大,其作用于输电线上的风荷载越大;同等风速条件下,近地面范围内,根据本文的参数组合求解得到的风荷载高于根据中国、美国规范求解得到的常规边界层风场下的风荷载,当射流直径较大时,其数值与根据美国规范求解得到的下击暴流下的风荷载较为接近.4射流直径和湍流度1)10m高度处的3s阵风风速随射流直径的增大而减小,随湍流度的增大而增加.2)与3s阵风风速对应的风压高度变化系数在近地面范围内取到极值,极值大小及其所在的高度正比于冲击风的射流直径,与湍流度成反比.相较而言,射流直径对风高系数的取值影响更大,实际设计过程中,需根据设计地区冲击风场的气象统计资料进行选取.3)冲击风风场中,各个风场参数的取值对风压不均匀系数的影响较为复杂,其中湍流度的