劉春城，侯 萌

(東北電力大學 建筑工程學院，吉林 吉林 132012)

對近年來的輸電線路的風偏閃絡跳閘事故分析發(fā)現(xiàn)，發(fā)生事故的區(qū)域均出現(xiàn)了局部的中小尺度強對流天氣，即下?lián)舯┝鱗1]。下?lián)舯┝鳛槔妆┨鞖庵袕娏业南鲁翚饬鳑_擊地面,并由沖擊點沿地表向四周擴散的極具突發(fā)性和破壞性的一種強風，瞬時風速超過30 m/s[2]，會在輸電線路的局部區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生很大的風荷載，使絕緣子串和導線的風偏位移峰值突然增大，造成風偏閃絡事故，經(jīng)濟損失重大。并且下?lián)舯┝鞯陌l(fā)生頻度較高，其中水平尺度較小的微下?lián)舯┝髟诶子晏鞖獍l(fā)生的概率可達60%～70%[3]，已被證實對大量工程結(jié)構物產(chǎn)生較大的影響，尤其是對輸電線路的影響巨大。目前關于下?lián)舯┝髯饔孟螺旊娋€路風偏響應的研究還很不成熟，在已有的輸電線路設計規(guī)范里也沒有相關規(guī)定。因此為保證高壓輸電線路的安全穩(wěn)定運行，開展下?lián)舯┝黠L場特性及其對輸電線路風偏響應的影響研究，對指導輸電線路的防風偏設計和控制具有重要的科學意義和工程應用價值。

目前關于輸電線路風偏響應的研究大多數(shù)都基于常規(guī)邊界層風場[4-8]，這部分的研究已經(jīng)相對成熟。而關于下?lián)舯┝髯饔孟碌妮旊娋€路風偏響應研究還不完善，樓文娟等[9]結(jié)合矢量合成法和諧波疊加法對運動雷暴沖擊風風場中輸電線路風荷載計算參數(shù)開展了全面的研究，得到了輸電導線風荷載的完整表達式。呂中賓等[10]對雷暴沖擊風風場進行數(shù)值模擬，對雷暴沖擊風作用下的導線風偏進行求解，并就風暴中心與線路的相對位置和風暴結(jié)構參數(shù)對計算結(jié)果的影響進行討論。馮珂等[11]通過采用Oseguera模型,建立下?lián)舯┝鞯娘L速模型，采用Newmark-β法研究了輸電導線下?lián)舯┝黠L致響應的特點和規(guī)律。王嘉偉[12]考慮輸電線路相鄰跨間的聯(lián)動作用，建立了輸電線路與絕緣子的耦合有限元模型，探討沖擊風場下輸電線路的風偏響應特征及掛點處的不平衡張力，并開展了雷暴沖擊風參數(shù)影響分析。

以上研究主要是改變了風暴參數(shù)(射流直徑、射流速度等)以及射流中心到線路的垂直距離，并未考慮射流傾角變化對風場特性和線路風偏的影響，也未考慮線路結(jié)構參數(shù)(如檔距、導線張力等)變化對風偏的影響。本文基于已有研究基礎上開展了下?lián)舯┝髯饔孟螺旊娋€路風偏響應特性研究，考慮了下?lián)舯┝魃淞鲀A角變化對其風場特性的影響。同時以四檔輸電線路為例，分析了射流傾角、線路檔距和導線張力變化對絕緣子串風偏角及檔距中央導線風偏位移的影響，研究成果為雷暴多發(fā)地區(qū)輸電線路的防風偏設計提供參考。

1 下?lián)舯┝黠L場的數(shù)學模型

下?lián)舯┝饔捎诎l(fā)生的瞬時性和隨機性，現(xiàn)場實測很難開展，實測結(jié)果缺乏普遍適用性。在缺乏實測數(shù)據(jù)的條件下，解析理論模型作為重要的分析手段，得到了廣泛應用，已滿足實際工程應用的需求。

1991年，Vicroy[13]依據(jù)Oseguera等[14]模型通過分析改進從而提出了更加貼合實際的下?lián)舯┝髌骄L速模型。Vicroy模型為

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式中：Vmax為下?lián)舯┝髯畲髲较蝻L速；zmax為風速最大時的豎向高度。

1998年Wood等[15]通過物理模擬下?lián)舯┝鳎岢隽瞬煌耆陌虢?jīng)驗下?lián)舯┝黠L場模型，Wood模型為

(2)

2 下?lián)舯┝黠L場的CFD數(shù)值模擬

2.1 幾何模型參數(shù)設置

本文采用的模型為三維沖擊射流模型。Kim等[16]將不同參數(shù)設置的沖擊射流模型模擬結(jié)果與現(xiàn)場實測等數(shù)據(jù)進行對比，發(fā)現(xiàn)射流初速度Vjet=29 m/s，射流直徑Djet=600 m，下?lián)舯┝魅肟诟叨热=4Djet，這樣的初始條件模擬結(jié)果同足尺的實測數(shù)據(jù)有極佳的吻合，考慮到射流的充分發(fā)展又兼顧計算資源的消耗，因此本文參考文獻[17]在下?lián)舯┝髂M中選用的幾何縮尺1∶2 000，速度縮尺1∶3和時間縮尺1∶1 000[18]，這樣縮尺條件下的數(shù)值仿真結(jié)果與經(jīng)驗剖面和早期的CFD模擬結(jié)果吻合較好。

考慮下?lián)舯┝髟诳臻g上的對稱性，通過設置對稱邊界來計算整個風場模型的1/4即可，射流傾角為0°下?lián)舯┝黠L場計算域的剖面圖，如圖1所示，計算域設置為長10Djet、寬10Djet、高6Djet。

圖1 計算域剖面圖Fig.1 Cross section of computational domain

2.2 計算域邊界條件設置

Fluent模擬中，邊界條件的設定尤為重要，會對數(shù)值計算產(chǎn)生重要影響。計算域的邊界條件設置如表1所示。

表1 邊界條件設定Tab.1 Boundary condition setting

2.3 網(wǎng)格劃分及湍流模型選擇

在ICEM CFD模塊中劃分結(jié)構化網(wǎng)格，在近壁面邊界層處加密網(wǎng)格，從而使沖擊射流在邊界層區(qū)域內(nèi)得到充分的發(fā)展。第一層網(wǎng)格距壁面的距離為2×10-5m，每層網(wǎng)格間的豎向增長率為1.2，在靠近壁面區(qū)設置10層～15層的近壁面網(wǎng)格，從而讓y+≤1，y+定義見式(3)，能夠在黏性子層中進行求解。湍流模型選用結(jié)合k-ω模型在近壁面區(qū)計算優(yōu)點和k-ε模型在遠場計算優(yōu)點的SSTk-ω模型。

(3)

式中：Δy為首層網(wǎng)格至壁面的距離，m；v為空氣黏性系數(shù)，m/s2；τw為壁面切應力，Pa。

2.4 下?lián)舯┝黠L場分析

2.4.1 數(shù)值模擬驗證

將本文基于SSTk-ω模型模擬所得到的r=1.0Djet和r=1.25Djet處的豎向風剖面與Vicroy模型和Wood模型兩種經(jīng)驗模型求得的豎向風剖面進行對比，其中對徑向風速V與入口速度Vjet進行了歸一化處理，高度z和射流管直徑Djet進行歸一化處理，如圖2所示。

由圖2可知，本文模擬的豎向風剖面與Wood模型和Vicroy模型在近地面處吻合較好，沿高度分布趨勢也保持一致。本文模擬風剖面與其他兩種經(jīng)驗風剖面在r=1Djet極值風速的對比，如表2所示。

在r=1.0Djet處極值風速相對誤差在1.5%以下，說明了本文模擬的精度與正確性，為下文的模擬研究奠定了基礎。

圖2 豎向風剖面與經(jīng)驗模型對比Fig.2 Comparison of vertical wind profile and empirical model

表2 極值風速誤差表Tab.2 Error table of extreme wind speed

2.4.2 風場瞬態(tài)特征

選取射流傾角為0°，即射流口垂直于地面的風場情況。計算結(jié)果如圖3所示。下?lián)舯┝靼l(fā)展過程與實測下?lián)舯┝鞯纳芷诨疽恢?，表現(xiàn)出生成階段、下沉階段、沖擊階段、擴散階段的特征明顯，選取這4個階段對應的時間點作為分析對象詳細分析下?lián)舯┝鞯奶攸c。

圖3 不同時刻風速云圖Fig.3 Cloud chart of wind speed at each time

(1) 在時間為100 s～230 s時，為下?lián)舯┝魃呻A段和下沉階段，在230 s時下沉氣流前端剛接觸到地面，下?lián)舯┝鞒跏忌淞魉俣葹?9 m/s，氣流從射流口向正下方?jīng)_擊，下沉氣流由于周圍氣體的阻礙作用，在下沉氣流前端形成渦旋。最大速度出現(xiàn)在下沉氣流前端渦旋中心位置，可達34.2 m/s。

(2) 在時間為230 s～400 s時，為下?lián)舯┝鳑_擊地面加速階段，下沉氣流撞擊地面，以渦旋的方式向四周發(fā)散，并且在渦旋的上方存在面向射流中心的徑向速度。當下沉氣流剛剛撞擊地面時，會在距離地面較高處產(chǎn)生一個較大的渦旋，隨著氣流向四周發(fā)散，這個渦旋的高度會逐漸降低，與近地面沖擊氣流相互影響，速度相互疊加，致使氣流速度逐漸增大，導致了距射流中心徑向距離在1.0Djet～2.0Djet的近地面處產(chǎn)生了極強的向四周發(fā)散的徑向風速，在330 s時風速在渦旋加速效果作用下達到最大，達到37.8 m/s，隨著渦旋的離開，近地面的風速開始降低。

(3) 在時間為400 s～900 s時，為下?lián)舯┝鞯臄U散階段，射流前端渦旋繼續(xù)向四周行進，在這個行進的過程中，渦旋高度有所升高、影響范圍變大，但強度逐漸減弱，在900 s時渦旋底部近地面處的最大風速衰減到14.1 m/s；在1 200 s時，沖擊射流風場前端渦旋開始消散；在1 500 s時，沖擊射流風場前端渦旋已經(jīng)基本上完全消散。

2.4.3 徑向風速的豎向風剖面

在下?lián)舯┝黠L場發(fā)展完全后，經(jīng)過歸一化處理不同徑向位置r處徑向風速V隨高度z變化的規(guī)律，如圖4所示。

圖4 徑向風速的豎向風剖面Fig.4 Vertical wind profile of radial wind speed

由圖4可知，最大徑向風速Vmax發(fā)生在r=1.25Djet處，高度z在0.02Djet～0.03Djet，由幾何縮尺為1∶2 000可換算為12 m～18 m，約為0.99Vjet。

圖4中，r=0.5Djet位置處與其他位置處的豎向風剖面明顯不同。這主要是因該位置正好處于射流口側(cè)壁面邊界的正下方，由于地表存在阻礙作用，下沉氣流在此處處于剛剛撞擊地面還未完全向四周發(fā)散的時候，因此在近地面的風速與其他近地面風速發(fā)展完全的徑向位置相比較小，而在r=0.5Djet位置高度較高處由于射流口的能量輸入風速主要是豎直向下的，向下的氣流與周圍空氣作用，在水平方向上產(chǎn)生一定的水平發(fā)散氣流，導致了在r=0.5Djet位置處徑向風速沿高度變化的規(guī)律與其他徑向位置有比較明顯的差異。

在r=1.0Djet～3.0Djet時，徑向風速V隨高度z的增加而增加，在達到最大值后，V并不會立刻減小，而是在一定高度范圍內(nèi)保持極值風速，且距離射流中心越近，保持極值風速的高度越大。產(chǎn)生該現(xiàn)象的主要原因是由于下沉氣流沖擊地面后向四周擴散，由于地表存在物體阻力而引起流體在靠近地表一側(cè)的速度減小，而在邊界層區(qū)域內(nèi)必須考慮黏性力，導致在較高處的流體流速也會受到黏性力的阻礙作用，兩層流體之間形成的速度差較小，從而產(chǎn)生以上規(guī)律。

2.4.4 徑向風速的徑向風剖面

在下?lián)舯┝黠L場發(fā)展完全后，經(jīng)過歸一化處理不同高度z處徑向風速V隨徑向距離r變化的規(guī)律，如圖5所示。

圖5 徑向風速的徑向風剖面Fig.5 Radial wind profile of radial wind speed

由圖5可知，徑向風速最大值出現(xiàn)在高度z=0.02Djet～0.04Djet，r=1.0Djet～1.25Djet，約為0.99Vjet。雖然三條曲線的峰值基本相同，但z=0.04Djet的曲線明顯比z=0.02Djet和z=0.03Djet兩曲線隨徑向距離衰減的快。隨著高度的增加，在達到峰值后隨徑向距離衰減的更快，并且高度越高的曲線達到峰值的速度越快。

通過對下?lián)舯┝黠L場特性的研究，得到了徑向風速的豎向和徑向風剖面變化規(guī)律，為輸電線路風偏響應特性分析奠定了基礎。

2.5 射流傾角對風場影響分析

2.5.1 豎向風剖面對比分析

在下?lián)舯┝黠L場發(fā)展完全后，經(jīng)過歸一化處理后射流傾角為10°和20°兩種風場徑向速度的豎向風剖面以及風暴前緣的徑向位置分別為r=1.0Djet，r=1.25Djet和r=1.5Djet處不同傾角下豎向風剖面的對比圖，如圖6所示。

由圖6可知，在射流傾角α為10°和20°風場中，徑向風速最大值同樣是發(fā)生在r=1.25Djet處，α為0°，10°和20°風場中的極值風速分別為28.5 m/s，27.99 m/s和27.9 m/s，因此對比三種風場在r=1.25Djet處的極值風速可發(fā)現(xiàn)，風場中的極值風速隨著傾角的增加反而略微減小。并且隨傾角α的增大，徑向風速隨高度增加而減小速率變緩，但極值風速所維持的高度區(qū)間變小，因此會發(fā)生在近地面處傾角α為0°風場的風速較大，但隨著高度的增加，傾角α為10°和20°風場的風速較大，在55.8 m處傾角α為10°風場的風速開始大于傾角α為0°風場的風速，在39.9 m處傾角α為20°風場的風速開始大于傾角α為0°風場的風速，所以在分析風速沿豎向高度變化時要考慮射流角度的影響。

圖6 帶傾角風場豎向風剖面Fig.6 Wind profile of wind field with dip angle

三種風場豎向風剖面隨射流傾角的變化規(guī)律主要是由于當射流傾斜時，更多的氣流從前側(cè)逸出，使得射流傾角大的射流風速沿高度下降得比射流傾角小的慢，在地面處風場所影響的范圍高度較高。并且隨著傾角的增加，射流口到地面的距離變大，氣流在下沉的時候能量損耗增大，因此隨著傾角的增大，風場的極值風速反而會略微的減小。

2.5.2 徑向風剖面對比分析

在下?lián)舯┝黠L場發(fā)展完全后，經(jīng)過歸一化處理后傾角α=10°，α=20°兩種風場徑向速度的徑向風剖面以及高度分別為z=0.02Djet，z=0.04Djet和z=0.06Djet處不同傾角下徑向風剖面的對比圖，如圖7所示。

由圖7可知，在z=0.02Djet處，射流傾角為10°和20°風場的極值風速基本相同，均小于射流傾角為0°的風場。但隨著高度的增加射流傾角為20°風場的極值風速開始大于射流傾角為10°的風場，這與豎向風剖面分析所得的規(guī)律是相符合的。以z=0.06Djet處為例，可得射流傾角為10°和20°風場的徑向風速在隨徑向距離的增加先增加最大值后呈近乎線性的衰減，并且衰減的速率明顯較射流傾角為0°的風場小，這種規(guī)律在較高處更明顯。在r=1.59Djet處射流傾角為10°的風場風速開始大于射流傾角為0°的風場；在r=1.33Djet處射流傾角為20°的風場風速開始大于射流傾角為0°的風場。

3 下?lián)舯┝髯饔孟螺旊娋€路風偏響應

3.1 輸電線路參數(shù)

依據(jù)王嘉偉的研究結(jié)果，為了使本文研究結(jié)果更具有一般性，選取耐-直-直-直-耐四檔輸電線路為實例。電壓等級為1 000 kV特高壓，直線塔呼高為50 m，耐張塔呼高為41 m，導線采用八分裂型式，導線型號為JL/G1A-500/35，復合絕緣子的型號為 FXBW-1 000/300，導線單元長度取10 m，經(jīng)過試算，確定導線單元長度取10 m可滿足收斂性和精度要求。

3.2 導線風荷載計算

大風作用下，多分裂導線各子導線以順風向運動為主，且由于間隔棒的作用，各子導線運動基本同步。文獻[19]表明，將分裂導線等效為單導線對于風偏響應計算而言具有足夠的精度。因此本文模擬導線風偏時，將八分裂導線等效為一根導線，并將截面積、風荷載等參數(shù)做等效化處理，將導線離散成多段索單元，從風場中提取出每個單元處的風速，計算每個單元所承受的風荷載，然后施加到節(jié)點上。每個單元所受風荷載計算公式為

(4)

圖7 帶傾角風場徑向風剖面Fig.7 Radial wind profile of wind field with dip angle

式中：Fx為單元所受風荷載；Vh為單元所在高度h處的風速；μsc為導線的體型系數(shù)，取1.1；βc為風荷載調(diào)整系數(shù)，取1.76；d為導線直徑，l為單元長度。

3.3 風暴中心位置變化對線路風偏影響分析

3.3.1 計算工況

絕緣子串編號示意如圖8所示。圖8中：1號和5號為耐張絕緣子串；2號、3號、4號為懸垂絕緣子串。本文以懸垂串為研究對象。

圖8 絕緣子編號示意圖Fig.8 Schematic diagram of insulator number

線路檔距選為500 m，導線運行張力為導線計算拉斷力的20%，風暴中心分別垂直于3號、4號和5號絕緣子及第三、第四檔檔距中央，并改變風暴中心到線路的垂直距離，提取各計算工況下絕緣子串底部導線掛點處的X向位移，(X向位移為垂直于線路走向方向的位移，如圖9所示，即絕緣子串風偏角形成的三角形底邊長度)討論各絕緣子串最大風偏位移與風暴中心的位置關系。計算風偏角并給出各絕緣子串風偏角隨風暴中心位置變化的規(guī)律曲線圖。在圖9中：dp為射流中心到線路的垂直距離；Djet為射流直徑；Ppe為射流中心在水平投影面的投影點。

圖9 風暴中心與線路位置示意圖Fig.9 Schematic diagram of calculation conditions

3.3.2 風偏響應分析

由于線路檔距均勻且下?lián)舯┝黠L場是三維對稱風場，選取3號絕緣子作為代表分析。表3為3號絕緣子在不同工況下的風偏角最大值。

風暴中心位置改變時各絕緣子串風偏角的變化規(guī)律圖，如圖10所示。

由圖10可知，射流中心與線路垂直距離不變的情況下，目標絕緣子與射流中心的水平距離越近，目標絕緣子風偏角越大。而隨著射流中心與線路垂直距離的增大，目標絕緣子的風偏角是先增大后減小的。當在射流中心垂直目標絕緣子且射流中心距線路垂直距離為1.25倍射流直徑時，目標絕緣子風偏角達到最大值，以3號絕緣子為例，最大風偏角為56.541 9°。這與風場徑向風速的最大值產(chǎn)生在r=1.25Djet處的結(jié)果是相吻合的，也說明了輸電線路風偏有限元分析的正確性。

表3 3號絕緣子風偏角最大值Tab.3 Finite element wind deflection results of No.3 insulator

圖10 風暴中心位置變化時3號絕緣子串風偏角Fig.10 Effect of storm center position on wind deflection of insulator string

3.4 線路檔距和運行張力變化對風偏影響

本文檔距變化為400 m～600 m，檔距增量為50 m。導線張力變化為17.5%～25.0%導線計算拉斷力，射流傾角分別為0°，10°和20°，風暴中心垂直于3號絕緣子且垂直距離為1.25Djet，分別計算得出3號絕緣子串的風偏角，圖11給出了3號絕緣子風偏角隨檔距變化的規(guī)律曲線。

由圖11可知，最不利工況為在射流傾角為0°、導線張力為17.5%導線計算拉斷力、檔距為550 m時，3號絕緣子的最大風偏角為57.18°；在三種風場中，當其他因素不變時，隨著輸電線路檔距的增加，絕緣子串風偏角逐漸變大。但隨著檔距的增加，風偏角隨著檔距增大而增大的趨勢逐漸變緩，且在射流傾角為0°和20°、線路檔距改變?yōu)?50 m～600 m時，導線張力較小工況下絕緣子串風偏角呈下降趨勢。

在檔距為400 m處的傾角為20°的風場中的風偏角大于傾角為0°的風偏角，而檔距為600 m處又小于傾角為0°的風偏角。故當導線張力較大時，檔距在400 m～500 m，在傾角為20°的風場中，線路發(fā)生風偏閃絡事故的可能性更大；檔距在500 m～600 m，在傾角為0°的風場中，線路發(fā)生風偏閃絡事故的可能性更大。

不同風場下3號絕緣子風偏角隨導線張力變化的規(guī)律，如圖12所示。

由圖12可知，在3種射流傾角下，當其他條件不變時，隨著導線張力的增加，絕緣子串風偏角逐漸變小。但隨著導線張力的增加，風偏角隨著導線張力增大而減小的趨勢逐漸變緩 ，且在風場傾角為0°和20°時，在線路檔距為550 m和600 m、導線張力較小時絕緣子串風偏角基本保持不變。其中由于檔距為600 m、導線張力為15%導線計算拉斷力工況的檔距中央導線弧垂過大，導線最低點距離地面過近。不符合實際，沒有討論意義。故舍去此種工況。

圖11 檔距變化對風偏角影響Fig.11 Influence of span change on wind deflection angle

圖12 導線張力變化對風偏角影響Fig.12 Influence of conductor tension variation on wind deflection angle

3.5 檔距中央導線風偏位移分析

對于輸電線路而言，不僅要關注絕緣子串懸掛導線處的風偏，也要關注檔距中央導線的風偏，下面給出檔距中央導線風偏位移的計算結(jié)果。風暴中心分別垂直于第3、第4檔距中央、垂直距離為1.25Djet時檔距中央導線風偏位移對比圖，如圖13所示。同樣工況下圖14和圖15分別給出了線路檔距和導線運行張力變化時第3檔檔距中央導線風偏位移響應。

圖13 風暴中心不同位置時檔距中央導線風偏位移Fig.13 Comparison of wind deflection of span central conductor

圖14 導線風偏位移隨檔距變化Fig.14 Variation of wind deflection displacement of conductor with span

圖15 導線風偏位移隨導線張力變化Fig.15 Variation of wind deflection displacement of conductor with conductor tension

由圖13可知，當將風暴中心置于第三檔檔距中央時，檔距中央導線的風偏位移(為檔距中央處導線垂直于線路走向方向的位移，即X方向的位移)明顯大于風暴中心位于第四檔檔距中央的情況。

由圖14可知，三種風場下檔距中央導線風偏位移都是隨著檔距的增加而增大，三種風場中風偏位移的大小分別是傾角為0°的最大，傾角為20°的其次，傾角為10°的最小。最大的檔距中央風偏位移發(fā)生在風場傾角為0°、檔距為600 m、導線張力為17.5%導線計算拉斷力時，最大的檔距中央風偏位移達到了45.36 m，其他因素不變的情況下，檔距為400 m的檔距中央風偏位移僅為24.74 m，兩者相差了20.62 m，可見檔距變化對檔距中央導線風偏位移的影響極大，在線路設計時要充分的考慮線路周圍的地形因素，防止導線風偏對周圍物體放電。

由圖15可知，三種風場下檔距中央的導線風偏位移隨著導線張力的增加而減小，但隨著導線張力的增加。風偏位移減小的趨勢變緩，最大的風偏位移同樣是發(fā)生在風場傾角為0°、檔距為600 m、導線張力為17.5%導線計算拉斷力時，最大的風偏位移為45.36 m，在其他因素不變的情況下，當導線張力增加到25%導線計算拉斷力時，導線風偏位移為37.2 m，減小了8.16 m，相對于檔距變化減小的20.62 m來說，導線張力變化對檔距中央導線風偏位移的影響較小，不到檔距變化帶來的影響的一半，因此在實際線路設計中可以著重考慮縮小檔距，防止線路檔距中央導線風偏位移過大帶來的風偏閃絡危險。

3.6 輸電線路風偏響應時程分析

下?lián)舯┝骺煞譃樯呻A段、下沉階段、沖擊階段和擴散階段，考慮到三維下?lián)舯┝黠L場和線路在空間上的對稱特性，本節(jié)以檔距為400 m，導線張力為導線計算拉斷力的17.5%，風暴中心垂直于3號絕緣子，垂直距離為1Djet的工況為例分析。分析線路3號絕緣子在下?lián)舯┝鞲鱾€階段時的風偏響應特征，風偏位移隨時間變化的規(guī)律，得出最大風偏角，將得出的最大風偏角θ1與穩(wěn)定后的風偏角θ2對比，得出絕緣子串在下?lián)舯┝鳑_擊地面加速階段的風偏角增大百分比η，見式(5)。導線上各點風速時程曲線，如圖16所示。3號絕緣子底端風偏位移時程曲線，如圖17所示。

η=(θ1-θ2)/θ2

(5)

圖16 導線上各點的風速時程曲線Fig.16 Wind speed time history curve of each point on the conductor

圖17 絕緣子串風偏位移時程曲線Fig.17 Time history curve of wind deflection displacement of insulator string

由圖16可知，導線上各點的風速隨著時間的變化的規(guī)律基本相同，大致可分為3個階段，與風場的瞬態(tài)特征相對應。

(1) 此階段風速從0迅速增至最大值，此階段與風場瞬態(tài)特征中的下沉與沖擊地面加速階段相對應，下沉氣流沖擊地面產(chǎn)生漩渦，旋渦向線路方向移動，導線上各點風速迅速增加，并且在漩渦到達線路處時達到最大值。

(2) 此階段風速由最大值開始下降并達到整個時間歷程中的最小值，與風場瞬態(tài)特征中擴散階段的前期相對應。此時漩渦經(jīng)過導線開始向遠處擴散，由于漩渦離開導致能量損耗，該位置近地面風速持續(xù)降低，導線上各點風速迅速減小，達到最小值。

(3) 此階段風速由最小值開始略微增加直至穩(wěn)定，在穩(wěn)定后只有微小的波動，對應風場瞬態(tài)特征中擴散階段的后期。由于漩渦的遠離并且開始脫落，此時漩渦對導線上各點風速沒有影響，又因射流口能量的持續(xù)輸入，線路位置處的風速開始逐漸增大直到到穩(wěn)定。并且由總體的風速時程曲線可看出，風速無論是的增大還是減小，所用的時間都較短，在整個下?lián)舯┝魃芷趦?nèi)，風速平穩(wěn)的階段占據(jù)了絕大部分。

由圖17可知，3號絕緣子串的風偏位移時程大致也可分為3個階段與上述相對應，略有不同的是當風速穩(wěn)定后絕緣子的風偏位移是近似成線性下降的。3號絕緣子的最大風偏位移為8.91 m，風偏角為81.97°，發(fā)生在311 s，也就是下?lián)舯┝鞯臎_擊地面加速階段，隨后逐漸下降，在風速平穩(wěn)階段的風偏位移由計算結(jié)果得為7.396 8 m，風偏角為55.27°，經(jīng)計算風偏角增大百分比η=48.3%?？梢娫谙?lián)舯┝鞯臎_擊地面加速階段，由于極大的風荷載以及風速迅速增加產(chǎn)生的動力響應導致線路絕緣子的風偏角極大，約為風速平穩(wěn)階段的1.5倍，極易發(fā)生風偏閃絡事故，但持續(xù)時間較短，隨著漩渦的遠離，風速迅速下降，絕緣子串的風偏角也逐漸減小。

4 結(jié) 論

(1) 在射流傾角α分別為0°，10°和20°風場中，徑向風速最大值都發(fā)生在r=1.25Djet處。風場中的極值風速隨著傾角的增加反而略微減小，并且隨傾角α的增大，徑向風速隨高度增加而減小速率變緩，極值風速所維持的高度區(qū)間變小。

(2) 隨著射流中心與線路垂直距離的增大，絕緣子的風偏角是先增大后減小的，垂直距離為1.25Djet時，目標絕緣子風偏角達到最大值，并且絕緣子與射流中心的水平距離越近，絕緣子風偏角增大和減小速度越快。

(3) 在三種射流傾角風場中，絕緣子串風偏角和檔距中央導線風偏位移都是隨著輸電線路檔距的增加逐漸變大的；都是隨著導線張力的增加逐漸變小的，但對于檔距中央導線風偏位移來說導線張力的變化相對于檔距變化帶來影響是有限的，在實際線路設計中應著重考慮檔距的變化帶來的影響。

(4) 由于射流傾角較大風場的極值風速比較小風場的小，且風速沿高度變化下降的較慢，所以在導線平均高度較低的情況下，在傾角小的風場中發(fā)生風偏閃絡的可能性更大；在導線平均高度較高的情況下，在傾角大的風場中發(fā)生風偏閃絡的可能性更大。

(5) 在下?lián)舯┝髯饔孟?，絕緣子串風偏位移是先迅速增到最大值再近似呈線性下降直至穩(wěn)定，風偏角的最大值約為穩(wěn)定后風偏角的1.5倍。