王 昕，樓文娟，沈國輝，許福友

(1.浙江大學(xué)結(jié)構(gòu)工程研究所，浙江杭州 310058;2.大連理工大學(xué)建設(shè)工程學(xué)部，山東大連 116024)

0 引言

輸電線路舞動(dòng)是導(dǎo)線低頻率、大幅度的自激振動(dòng)，通常發(fā)生在冬季雨雪冰凍天氣導(dǎo)線覆冰而形成非圓斷面的情況下。舞動(dòng)將使導(dǎo)線承受額外的動(dòng)態(tài)張拉力，并造成輸電系統(tǒng)相間閃絡(luò)、電弧燒傷、金具損壞，嚴(yán)重時(shí)可導(dǎo)致整條線路跳閘停電、斷線倒塔等事故。

輸電線路的舞動(dòng)機(jī)理是國內(nèi)外學(xué)者所長(zhǎng)期研究的問題。Den Hartog最早于20世紀(jì)30年代提出了單自由度豎向舞動(dòng)機(jī)理［1］，認(rèn)為覆冰截面的氣動(dòng)升力負(fù)斜率幅值大于氣動(dòng)阻力時(shí)，導(dǎo)線豎向運(yùn)動(dòng)失穩(wěn)引發(fā)舞動(dòng);Nigol增加了對(duì)扭轉(zhuǎn)自由度的考慮，提出當(dāng)覆冰導(dǎo)線氣動(dòng)扭轉(zhuǎn)阻尼為負(fù)時(shí)且幅值超過導(dǎo)線固有阻尼時(shí)將激發(fā)扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)，若線路扭轉(zhuǎn)頻率與豎向運(yùn)動(dòng)頻率接近則將進(jìn)一步產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)-豎向耦合失穩(wěn)，即扭轉(zhuǎn)舞動(dòng)機(jī)理［2］;Yu等考慮了導(dǎo)線覆冰的偏心耦合效應(yīng)，提出了偏心慣性耦合失穩(wěn)機(jī)理［3］，即由于覆冰偏心慣性引起攻角變化，使得相應(yīng)的升力對(duì)橫向振動(dòng)形成正反饋，最終形成大幅度舞動(dòng)。對(duì)以上機(jī)理而言，覆冰導(dǎo)線氣動(dòng)力特性是輸電線路舞動(dòng)的核心參數(shù)，因而獲取各種覆冰導(dǎo)線的氣動(dòng)力系數(shù)是研究輸電線路舞動(dòng)以及防舞的基礎(chǔ)性工作。

Nigol和Keutgen分別在風(fēng)洞中利用天平測(cè)量了新月形斷面覆冰導(dǎo)線的氣動(dòng)力系數(shù)［4－5］;Stumpf則對(duì)D形斷面覆冰導(dǎo)線的氣動(dòng)力特性進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)研究［6］;Chadha等同樣通過風(fēng)洞獲取了三種新月形斷面和一種D形斷面覆冰導(dǎo)線在各自部分風(fēng)攻角下的氣動(dòng)力系數(shù)［7］;李萬平和Shimizu則均針對(duì)新月形覆冰分裂導(dǎo)線展開研究，分別得到了三分裂及四分裂新月形覆冰導(dǎo)線的氣動(dòng)力系數(shù)試驗(yàn)值［8－9］;此外，李萬平還針對(duì)特大厚度覆冰導(dǎo)線發(fā)生馳振時(shí)的實(shí)際冰形斷面進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)研究［10］。但以上試驗(yàn)通常在均勻流場(chǎng)中進(jìn)行，而實(shí)際線路所處地形情況復(fù)雜，經(jīng)過輸電導(dǎo)線的氣流必然存在湍流成分，影響氣流與覆冰導(dǎo)線表面的附著與分離，使得實(shí)際覆冰導(dǎo)線氣動(dòng)力特性與試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生偏差。

利用CFD數(shù)值模擬技術(shù)是風(fēng)洞試驗(yàn)之外研究覆冰導(dǎo)線氣動(dòng)力系數(shù)的另一種方法，黃河、呂翼等都曾采用非穩(wěn)態(tài)算法獲取覆冰導(dǎo)線的氣動(dòng)力時(shí)間歷程，進(jìn)而得到各攻角下時(shí)均化的氣動(dòng)力系數(shù)［11－12］，但與風(fēng)洞試驗(yàn)比較表明CFD模擬結(jié)果僅能在一定程度上定性反映覆冰導(dǎo)線氣動(dòng)力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化趨勢(shì)，具體數(shù)值則存在誤差，且在氣動(dòng)力系數(shù)變化較快的攻角范圍內(nèi)誤差顯著。

由于覆冰狀況的隨機(jī)性與復(fù)雜性，目前已有成果還不能滿足舞動(dòng)研究的要求，累積各種冰型、冰厚以及風(fēng)攻角下導(dǎo)線氣動(dòng)力系數(shù)仍是研究舞動(dòng)及防舞所必須的工作之一。隨著我國特(超)高壓輸電線路的建設(shè)，大截面輸電導(dǎo)線得到了越來越廣泛的應(yīng)用，此類導(dǎo)線相比中低壓及普通高壓導(dǎo)線直徑較大，以630/45和1000/45兩型號(hào)為例，導(dǎo)線直徑分別為33.6 mm和42.1 mm;而在2008年我國南方冰災(zāi)中，許多地區(qū)線路覆冰厚度超過了設(shè)計(jì)值，部分地區(qū)覆冰厚度達(dá)到40～60 mm。

本文制作了兩種典型覆冰斷面導(dǎo)線節(jié)段模型，在風(fēng)洞中分別測(cè)量了其在均勻流和均勻湍流中的氣動(dòng)力特性，研究了風(fēng)場(chǎng)中湍流對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響。根據(jù)Den Hartog理論分別計(jì)算了兩種斷面覆冰導(dǎo)線可能發(fā)生舞動(dòng)的風(fēng)攻角范圍，并結(jié)合以往試驗(yàn)結(jié)果，研究了兩類覆冰冰型的氣動(dòng)力特征。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图霸O(shè)備

1.1 覆冰導(dǎo)線節(jié)段模型

輸電導(dǎo)線的覆冰形狀受覆冰時(shí)氣象條件的影響:在低溫微風(fēng)且雨量較少的天氣，水滴與導(dǎo)線表面一觸即凝，將形成典型的新月形覆冰;若氣溫相對(duì)較高，且雨量較大，水滴在導(dǎo)線表面無法立即凝固，且由于風(fēng)經(jīng)過導(dǎo)線壁面流動(dòng)產(chǎn)生分離點(diǎn)使得冰型外周產(chǎn)生角點(diǎn)，形成近似D形的覆冰截面形狀。

試驗(yàn)所采用的兩種典型覆冰斷面形狀如圖1所示，導(dǎo)線及覆冰模型均采用有機(jī)玻璃制作，導(dǎo)線直徑35 mm，D形覆冰斷面為直徑80 mm的半圓;新月形覆冰斷面則為半圓與半橢圓的組合形狀，其中橢圓短半軸長(zhǎng)等于導(dǎo)線半徑，長(zhǎng)半軸長(zhǎng)38.5 mm。節(jié)段有效長(zhǎng)度為1 m。實(shí)際試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D2所示。

圖1 試驗(yàn)覆冰導(dǎo)線斷面形狀及風(fēng)攻角定義(單位:mm)Fig.1 Cross-section shape of iced conductors and definition of wind angle of attack(Unit:mm)

圖2 風(fēng)洞試驗(yàn)覆冰導(dǎo)線模型Fig.2 Model of iced conductors in wind tunnel

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

本次試驗(yàn)在大連理工大學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)室(DUT-1)進(jìn)行，風(fēng)洞試驗(yàn)段長(zhǎng)18 m，橫斷面寬3 m，高2.5 m，空風(fēng)洞最大設(shè)計(jì)風(fēng)速50 m/s。根據(jù)實(shí)測(cè)資料，舞動(dòng)發(fā)生風(fēng)速通常小于20 m/s，多集中于7～15 m/s，同時(shí)為研究風(fēng)場(chǎng)中湍流對(duì)導(dǎo)線氣動(dòng)力特性的影響，本文試驗(yàn)風(fēng)速分為風(fēng)速15 m/s均勻流場(chǎng)以及風(fēng)速10 m/s的均勻湍流場(chǎng)。

覆冰導(dǎo)線舞動(dòng)多發(fā)生在空曠地帶，對(duì)應(yīng)于我國荷載規(guī)范GB50009-2001的A類或B類地貌，由于我國規(guī)范對(duì)于風(fēng)荷載湍流度缺乏明確規(guī)定，參考日本的荷載規(guī)范，湍流度隨地面高度的變化采用以下理論公式描述:

式中Z是離地面高度，A是常數(shù)，當(dāng)H=30m時(shí)，A=β。

假定導(dǎo)線所處高度離地面100m，對(duì)于A類地貌，β=0.12;B類地貌，β=0.16。此時(shí)導(dǎo)線高度的湍流度分別為10%和13%，限于風(fēng)洞試驗(yàn)條件限制，難以實(shí)現(xiàn)較高的均勻湍流，故試驗(yàn)湍流度定為6% 。

通過在風(fēng)洞試驗(yàn)段前端加裝等距離橫桿，如圖3所示，使來流產(chǎn)生較為均勻的湍流。則試驗(yàn)雷諾數(shù)約為:

根據(jù)以往試驗(yàn)結(jié)果在試驗(yàn)雷諾數(shù)范圍內(nèi)風(fēng)速變化對(duì)導(dǎo)線氣動(dòng)力系數(shù)的影響極小，故均勻流場(chǎng)與均勻湍流場(chǎng)風(fēng)速的區(qū)別基本不影響試驗(yàn)結(jié)果，可認(rèn)為兩種流場(chǎng)下氣動(dòng)力特性的區(qū)別主要由湍流造成。

圖3 風(fēng)洞中均勻湍流實(shí)現(xiàn)方法Fig.3 Generation of isotropic turbulence in wind tunnel

試驗(yàn)測(cè)力設(shè)備為日本NITTA公司IFS-75E20A-1125EX高頻測(cè)力天平，水平力測(cè)量量程為100 N，彎矩測(cè)量量程11N·m，測(cè)力頻率8 kHz，精度0.61‰。試驗(yàn)時(shí)將測(cè)力天平置于風(fēng)洞底部轉(zhuǎn)盤中心，并將導(dǎo)線節(jié)段模型豎向放置于測(cè)力天平上，如圖1所示定義風(fēng)攻角，并順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)轉(zhuǎn)盤，轉(zhuǎn)角步長(zhǎng)為5°，考慮到模型的對(duì)稱性，轉(zhuǎn)角范圍為 0°～180°。測(cè)量時(shí)天平采樣頻率200Hz，每個(gè)風(fēng)攻角采樣時(shí)間25s，采樣點(diǎn)數(shù)為5000。由于模型長(zhǎng)細(xì)比超過15，可近似認(rèn)為滿足二元流動(dòng)，故模型頂部沒有添加端板。試驗(yàn)?zāi)Ｐ图霸O(shè)備如圖4所示。

圖4 風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ图霸O(shè)備Fig.4 Wind tunnel test model and device

2 試驗(yàn)內(nèi)容

風(fēng)對(duì)覆冰導(dǎo)線斷面的作用可表現(xiàn)為阻力FD，升力FL以及扭矩M，如圖5所示，其相應(yīng)的無量綱氣動(dòng)力系數(shù)如下所示:

式中CD、CL、CM分別表示阻力系數(shù)、升力系數(shù)以及扭轉(zhuǎn)系數(shù)，U為試驗(yàn)風(fēng)速，ρ為試驗(yàn)時(shí)空氣密度，L和d分別為試驗(yàn)導(dǎo)線節(jié)段的有效長(zhǎng)度和有效迎風(fēng)寬度，為使各風(fēng)攻角下導(dǎo)線氣動(dòng)力系數(shù)便于比較，迎風(fēng)寬度固定為導(dǎo)線直徑。

圖5 氣動(dòng)三分力方向定義Fig.5 Definition of aerodynamic force components

試驗(yàn)所直接測(cè)得的水平力結(jié)果為天平X、Y軸力，由于天平坐標(biāo)軸隨風(fēng)洞底盤轉(zhuǎn)動(dòng)，故需將各風(fēng)攻角下天平軸力轉(zhuǎn)化為風(fēng)軸阻力和升力，并將高頻采樣得到的氣動(dòng)力時(shí)程進(jìn)行時(shí)均化處理，最終通過式(2)轉(zhuǎn)化為無量綱化氣動(dòng)力系數(shù)。

3 氣動(dòng)力特性試驗(yàn)結(jié)果

3.1 新月形覆冰導(dǎo)線

新月形覆冰導(dǎo)線各攻角下的氣動(dòng)三分力系數(shù)如圖6～圖8所示。升力系數(shù)曲線在中部由正變負(fù)呈波狀變化，兩側(cè)在20°和165°附近各存在一向上尖峰，且尖峰位置所對(duì)應(yīng)的阻力系數(shù)和扭矩系數(shù)曲線同樣存在局部突變。阻力系數(shù)在0°～180°呈半波狀分布，兩端較小中間最大，反映了導(dǎo)線實(shí)際迎風(fēng)寬度隨攻角的變化;扭轉(zhuǎn)系數(shù)同樣兩側(cè)小中部大，除兩端部分攻角為負(fù)外，其余范圍均為正值，其最大值對(duì)應(yīng)攻角為覆冰處于導(dǎo)線側(cè)上方偏背風(fēng)向位置。

圖6 新月形覆冰導(dǎo)線升力系數(shù)Fig.6 Lift coefficient of crescent section iced conductor

在試驗(yàn)雷諾數(shù)范圍內(nèi)，湍流對(duì)新月形覆冰導(dǎo)線氣動(dòng)力特性的影響則主要體現(xiàn)在兩方面:首先在整體上略微提高了氣動(dòng)三分力系數(shù)的幅值，尤其由于湍流改變了氣流經(jīng)過覆冰表面的分離點(diǎn)位置，增大了氣流與覆冰導(dǎo)線的接觸范圍，因而對(duì)阻力系數(shù)幅值的提高效果較為明顯;其次，湍流加劇了覆冰表面氣流的不對(duì)稱性，顯著提高了升力系數(shù)兩側(cè)尤其是左側(cè)尖峰的峰值，同樣也加大了對(duì)應(yīng)攻角下阻力系數(shù)和扭矩系數(shù)的突變。結(jié)合后文分析可以看出，這對(duì)新月形覆冰導(dǎo)線舞動(dòng)穩(wěn)定性存在較大影響。

圖7 新月形覆冰導(dǎo)線阻力系數(shù)Fig.7 Drag coefficient of crescent section iced conductor

圖8 新月形覆冰導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)系數(shù)Fig.8 Moment coefficient of crescent section iced conductor

3.2 D形覆冰導(dǎo)線

D形覆冰導(dǎo)線各攻角下的氣動(dòng)三分力系數(shù)如圖9～圖11所示。D形覆冰導(dǎo)線升力系數(shù)曲線呈現(xiàn)出兩個(gè)相向尖峰，位于90°和135°攻角附近，后一尖峰即正向尖峰峰值較大，兩尖峰外側(cè)皆存在較大攻角范圍的升力系數(shù)曲線負(fù)斜率區(qū)域。兩峰值對(duì)應(yīng)攻角下的阻力系數(shù)和扭轉(zhuǎn)系數(shù)均存在局部突變。D形覆冰導(dǎo)線阻力系數(shù)曲線呈兩端大中間小凹谷狀分布，除實(shí)際迎風(fēng)寬度變化的影響外，覆冰圓弧段迎風(fēng)時(shí)，阻力系數(shù)相對(duì)較小，變化較為平緩;當(dāng)直線段迎風(fēng)時(shí)則阻力系數(shù)較大，變化速度快。扭轉(zhuǎn)系數(shù)分布趨勢(shì)與升力系數(shù)較為相似，覆冰圓弧段迎風(fēng)時(shí)呈較為光滑的正向半波狀分布，直線段迎風(fēng)時(shí)則呈反向尖角分布，其正負(fù)峰值幅值接近。

另外可以發(fā)現(xiàn)，風(fēng)場(chǎng)中湍流對(duì)D形覆冰導(dǎo)線升力系數(shù)影響相對(duì)較小，主要體現(xiàn)于降低前一尖峰左側(cè)區(qū)域的負(fù)斜率，對(duì)后一尖峰僅略微提升了幅值;湍流對(duì)阻力系數(shù)兩側(cè)峰值提升較大，對(duì)扭轉(zhuǎn)系數(shù)幅值0°至90°攻角范圍的增大效果則較為顯著。

3.3 Den Hartog舞動(dòng)機(jī)理及其系數(shù)

圖9 D形覆冰導(dǎo)線升力系數(shù)Fig.9 Lift coefficient of D section iced conductor

圖10 D形覆冰導(dǎo)線阻力系數(shù)Fig.10 Drag coefficient of D section iced conductor

圖11 D形覆冰導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)系數(shù)Fig.11 Moment coefficient of D section iced conductor

根據(jù)Den Hartog單自由度豎向舞動(dòng)機(jī)理［1］，圖12所示的覆冰導(dǎo)線截面模型，在風(fēng)速U機(jī)理下，產(chǎn)生y向振動(dòng)，振動(dòng)速度為，攻角為α，其運(yùn)動(dòng)方程可表示為:

式中，ωy為系統(tǒng)豎向固有頻率，ξy為系統(tǒng)豎向阻尼比。系統(tǒng)的穩(wěn)定性取決于其阻尼項(xiàng)的正負(fù)，當(dāng)系統(tǒng)阻尼項(xiàng)為負(fù)時(shí)將發(fā)生失穩(wěn)?？梢姡?dāng)覆冰導(dǎo)線滿足:

時(shí)，且風(fēng)速超過臨界風(fēng)速Uc輸電線路即將發(fā)生舞動(dòng)，臨界風(fēng)速 Uc可表示為［13］:

式(4)等式左端即為Den Hartog系數(shù)，可以發(fā)現(xiàn)，影響導(dǎo)線Den Hartog系數(shù)的氣動(dòng)參數(shù)主要為升力系數(shù)斜率和阻力系數(shù)，采用求試驗(yàn)值兩點(diǎn)間斜率的方法計(jì)算升力系數(shù)對(duì)攻角的導(dǎo)數(shù)，可得兩種覆冰斷面的Den Hartog系數(shù)如圖13、圖14所示。

圖12 覆冰導(dǎo)線Den Hartog舞動(dòng)模型Fig.12 Model of iced conductor Den Hartog galloping

圖13 新月形覆冰導(dǎo)線Den Hartog系數(shù)Fig.13 Den Hartog coefficient of crescent section iced conductor

圖14 D形覆冰導(dǎo)線Den Hartog系數(shù)Fig.14 Den Hartog coefficient of D section iced conductor

對(duì)新月形覆冰而言，其不穩(wěn)定攻角范圍存在于試驗(yàn)攻角范圍兩側(cè)，即15°～30°和175°～180°范圍內(nèi)。導(dǎo)線形成新月形覆冰后，考慮覆冰靜扭矩的影響，風(fēng)攻角極易落入前側(cè)不穩(wěn)定范圍內(nèi);若風(fēng)向改變使其與線路正交分量反向，則風(fēng)攻角仍然易處于后側(cè)不穩(wěn)定范圍內(nèi)，可見新月形覆冰導(dǎo)線的氣動(dòng)力特性在覆冰形成后初始條件下便易于誘發(fā)舞動(dòng)。另外可見，風(fēng)場(chǎng)中湍流加大了升力系數(shù)曲線兩側(cè)尖峰峰值，但卻降低了后一尖峰下降段的負(fù)斜率，因而湍流僅增大了前一不穩(wěn)定攻角范圍，并降低了起舞臨界風(fēng)速，卻減小了后一不穩(wěn)定范圍。

D形覆冰導(dǎo)線Den Hartog系數(shù)的負(fù)值則出現(xiàn)在65°～85°及135°～150°范圍內(nèi)，即升力系數(shù)兩尖峰的外側(cè)負(fù)斜率區(qū)域，相比新月形斷面，其不穩(wěn)定攻角范圍較寬，因而D形覆冰導(dǎo)線在覆冰靜扭矩及氣動(dòng)扭矩聯(lián)合作用下落入不穩(wěn)定攻角范圍誘發(fā)舞動(dòng)的概率同樣很大。湍流對(duì)D形覆冰導(dǎo)線Den Hartog系數(shù)的影響主要在于增強(qiáng)了65°～85°攻角范圍內(nèi)即升力系數(shù)曲線前側(cè)尖峰的負(fù)斜率，使該范圍下Den Hartog系數(shù)由均勻流下的略大于0變?yōu)樨?fù)值，增大了D形覆冰導(dǎo)線的舞動(dòng)范圍;而湍流對(duì)升力系數(shù)曲線后側(cè)尖峰的影響使均勻流下不穩(wěn)定的85°攻角反而成為穩(wěn)定攻角。

4 以往試驗(yàn)結(jié)果

導(dǎo)線覆冰冰型、冰厚等均具有不確定性，針對(duì)某特定覆冰斷面的單次風(fēng)洞試驗(yàn)尚不足以掌握此類冰型的氣動(dòng)力特性，為此本文將本次試驗(yàn)均勻流場(chǎng)下所得結(jié)果結(jié)合以往試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，由于各試驗(yàn)所用導(dǎo)線直徑、覆冰冰厚及冰型細(xì)節(jié)均有所差別，故此處僅能定性反映兩類覆冰冰型氣動(dòng)力的總體特征及變化規(guī)律。以往試驗(yàn)導(dǎo)線及覆冰斷面形狀如圖15所示，各試驗(yàn)所得升力及阻力氣動(dòng)力系數(shù)曲線如圖16～圖19所示。

試驗(yàn)(b)與本次試驗(yàn)新月形覆冰冰型差異較大，主要表現(xiàn)為覆冰厚度較小，形狀較為圓滑;試驗(yàn)(a)和(c)與本次試驗(yàn)較為接近，因而其升力及阻力系數(shù)曲線與本試驗(yàn)結(jié)果變化規(guī)律較一致，升力系數(shù)曲線皆存在正負(fù)波狀變化和兩側(cè)尖峰，阻力系數(shù)曲線則均為中間大兩側(cè)小;試驗(yàn)(b)斷面升力系數(shù)曲線則波狀變化趨勢(shì)不明顯，且不存在后側(cè)尖峰，其阻力系數(shù)曲線表現(xiàn)為3個(gè)正向半波分布，外側(cè)半波范圍較小，中間半波范圍較大，半波峰值較為接近。本次試驗(yàn)與以往試驗(yàn)3種D形覆冰冰型接近，因而在共同的試驗(yàn)攻角范圍內(nèi)分布規(guī)律較為一致，但由于以往試驗(yàn)攻角范圍有限，故無法從全局反映D型覆冰導(dǎo)線氣動(dòng)力特性。

試驗(yàn)(b)與本次試驗(yàn)新月形覆冰冰型差異較大，主要表現(xiàn)為覆冰厚度較小，形狀較為圓滑;試驗(yàn)(a)和(c)與本次試驗(yàn)較為接近，因而其升力及阻力系數(shù)曲線與本試驗(yàn)結(jié)果變化規(guī)律較一致，升力系數(shù)曲線皆存在正負(fù)波狀變化和兩側(cè)尖峰，阻力系數(shù)曲線則均為中間大兩側(cè)小;試驗(yàn)(b)斷面升力系數(shù)曲線則波狀變化趨勢(shì)不明顯，且不存在后側(cè)尖峰，其阻力系數(shù)曲線表現(xiàn)為3個(gè)正向半波分布，外側(cè)半波范圍較小，中間半波范圍較大，半波峰值較為接近。本次試驗(yàn)與以往試驗(yàn)3種D形覆冰冰型接近，因而在共同的試驗(yàn)攻角范圍內(nèi)分布規(guī)律較為一致，但由于以往試驗(yàn)攻角范圍有限，故無法從全局反映D型覆冰導(dǎo)線氣動(dòng)力特性。

圖15 以往試驗(yàn)中覆冰導(dǎo)線斷面形狀(單位:cm)Fig.15 Cross-section shape of iced conductors in earlier tests(unit:cm)

圖16 各試驗(yàn)新月形覆冰斷面升力系數(shù)Fig.16 Lift coefficient of all crescent section iced conductor

圖17 各試驗(yàn)新月形覆冰斷面阻力系數(shù)Fig.17 Drag coefficient of all crescent section iced conductor

圖18 各試驗(yàn)D形覆冰斷面升力系數(shù)Fig.18 Lift coefficient of all D section iced conductor

圖19 各試驗(yàn)D形覆冰斷面阻力系數(shù)Fig.19 Drag coefficient of all D section iced conductor

5 結(jié)論

本文通過在風(fēng)洞進(jìn)行覆冰導(dǎo)線節(jié)段模型的測(cè)力試驗(yàn)，獲取了新月形及D形覆冰導(dǎo)線的氣動(dòng)三分力系數(shù)及其隨風(fēng)攻角的變化規(guī)律，研究了流場(chǎng)湍流對(duì)其影響，主要結(jié)論如下:

(1)新月形覆冰導(dǎo)線升力系數(shù)曲線呈正負(fù)波狀變化，兩側(cè)攻角存在尖峰;阻力系數(shù)及扭轉(zhuǎn)系數(shù)則均為中間攻角范圍大兩側(cè)攻角范圍小。湍流顯著提高阻力系數(shù)幅值，并增強(qiáng)了升力系數(shù)兩側(cè)尖峰。

(2)D形覆冰導(dǎo)線阻力系數(shù)呈現(xiàn)兩相向尖峰分布，后一正向尖峰峰值較大，阻力系數(shù)兩側(cè)大中間小，扭轉(zhuǎn)系數(shù)則由一正向半波和一反向尖峰組成。湍流主要提高扭轉(zhuǎn)系數(shù)0°至90°攻角范圍和阻力系數(shù)幅值，對(duì)升力系數(shù)影響較小。

(3)新月形覆冰導(dǎo)線可能發(fā)生Den Hartog舞動(dòng)的攻角范圍為15°～30°和175°～180°，D 形覆冰導(dǎo)線則為65°～85°及135°～150°;均勻流與湍流環(huán)境下覆冰導(dǎo)線發(fā)生舞動(dòng)的攻角范圍及其起舞風(fēng)速存在一定差異。

(4)結(jié)合以往試驗(yàn)結(jié)果表明，本試驗(yàn)結(jié)果能夠反映各類厚覆冰新月形和D形覆冰導(dǎo)線氣動(dòng)力的共同特征，薄覆冰新月形導(dǎo)線氣動(dòng)力特性則與本試驗(yàn)存在較大差異。

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