不同风向下输电塔对气象监测的塔影干扰效应

韩玮, 沙沐, 徐万海*, 刘彬

(1.嘉兴恒创电力设计研究院有限公司, 嘉兴 314033; 2.天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室, 天津 300350;3.中国电力科学研究院有限公司, 北京 100192)

随着经济的高速增长,国家的电力需求急剧扩张,对供电可靠性要求也逐步提高,高塔身、双回路输电塔已经成为电力工程设计应用的主流。然而输电塔结构易遭受台风、龙卷风等自然灾害的侵袭,给电力系统的安全运行造成隐患。输电塔的塔影效应属于发电过程中出现的一种负面效果,主要是指气流在塔架结构的干扰作用下,塔身后方出现的风速降低的现象。塔影效应的形成易加剧塔身空气载荷的不均匀分布与非定常波动,引发输电塔共振或激发严重的疲劳破坏问题。尤其在台风等高速和高湍流度的情况下,短时间内甚至会造成更为严重的倒塔事故。而同时,塔影效应所造成的复杂风速场变化,影响了风速仪器对实际风矢量的观测记录,降低风资源评估的准确度,给气象监测工作带来诸多挑战。因此,研究输电塔的塔影干扰效应,对确保结构安全性,提高气象监测的准确性具有重要的工程意义。

国内外有关输电塔整体或分段风荷载特性的研究较多,而塔身后方或构件附近流场分布规律的系统研究相对较少,主要包括现场实测、风洞试验和计算流体动力学(computational fluid dynamics,CFD)分析3种研究手段。在输电塔等高建筑物结构的受力特征方面,英国国家海运研究所现场测量了锐边杆件正方形塔架的风荷载[1]。杨风利等[2]通过风洞试验确定了亚临界区内钢管输电塔杆件间距比对背风面杆件风荷载遮挡效应的影响。孟龙等[3]采用CFD方法,对风力机开展了塔影效应的分析研究。判断出塔影效应的存在将使风力机气动荷载出现突变, 对风机塔架的疲劳寿命造成不利影响。Watakabe等[4]则分别开展全尺度实测、风洞试验和CFD研究,对比CFD计算获得的平均风压系数与风洞试验和全尺寸试验结果吻合较好。由于不同地区和不同地势条件下盛行风向均有所差异,有必要考虑不同风向角下高层塔架空气动力的变化。邹良浩等[5]利用天平风洞试验分析了输电塔架在不同风向角工况下的风载体型系数,确定风载系数最大时所对应的风向角。

在风场邻域,国内外学者针对登陆台风风场开展了大量现场数据监测工作[6-11],然而研究耗时长,对设备和操作水平的要求较高。对于台风等极端强风袭击输电塔后所形成的风湍流脉动变化,实验捕捉的难度更大,因此相关实测、风洞试验研究报告较为少见。何宏明等[12]分析了台风“海马”经过期间塔身所处位置的风场特性,发现了塔身位置处的顺风向脉动风速谱低频段与von Karman经验谱吻合较好,但高频区域能量明显偏低。借助CFD的流场显示技术,风力发电机等高建筑结构周围风场的基本分布规律得以更加高效地呈现。任年鑫等[13]对5 MW海上风力机的性能及其尾迹区域的风场特征进行了较为系统的数值模拟,获取了尾流平均风速的分布特征。杨莉等[14]的数值仿真结果揭示了不同高度处风机尾迹区内速度梯度的分布具有相似特征,塔架背后的涡流可能影响风机下游尾迹。不同于风力机,输电塔属于高层架空结构,杆件细长且数量多,节点构造复杂,所流经的风场因而更可能受到强烈的干扰。基于风速比计算方法,肖凯等[15]探究了不同地形、地貌对输电塔线工作高度范围内的风加速比及风剖面造成的影响,为输电塔的塔影效应研究打下基础。

现阶段,关于输电塔塔影效应所引起的流场分布变化的研究仍较缺乏,且多局限于少数风向角的工况,无法全面分析盛行风向条件的变化对气象数据监测准确性的影响。现运用Star-CCM+软件开展几何建模、网格划分以及数值计算工作。针对架空输电线路输电塔对风场气象监测的塔影干扰效应,对高速强风条件下,不同风向角工况中双回路直线/耐张两用塔中的5C3-SJ3型输电塔绕流风场开展数值模拟,以确定风向角变化对塔影干扰效应的影响,探究风速场受扰最弱的横截面,为实际风场数据的准确获取提供参考依据。

1 模型的建立

1.1 几何模型

选取了双回路直线/耐张两用塔的5C3-SJ3型输电塔作为研究对象。该类塔主要由角钢杆件构成,塔高51.413 m,塔底座尺寸为12.525 m×12.525 m。定义顺流方向为z向(或i方向),横流方向为x向(或j方向),沿塔高方向为y向(或k方向),建立如图1(a)所示的流体域。该域的顺流方向长度设为100 m,横流方向宽度设为60 m,高度设为90 m。塔架底座中心点位于流体域入口边界下游20 m,距离流体域前后侧面边界均为30 m处。定义输电塔上横担较长的延伸端与来流方向的夹角为风向角α,由于5C3-SJ3型输电塔为平面单轴对称结构,因此需考虑0°～180°的风向角范围,每隔45°设置一个工况。图1(b)为5C3-SJ3型输电塔的主视图,标记了所关注的输电塔各个截面,后续将重点讨论这些截面上的风速分布情况。

图1 输电塔绕流计算域及各截面划分Fig.1 Computational domain and different cross sections of the transmission tower

1.2 网格划分

由于输电塔架外形较为复杂,选择混合型网格的生成方法,采用切割体网格对流体域进行空间离散。以90°风向角为例,利用表面包面技术、表面重构技术、切割体网格技术划分网格切片图,如图2所示。

图2 输电塔周围切割体网格切片图Fig.2 Slice of the trimmed mesh around the transmission tower

表面包面是一种对原始CAD表面的拟合逼近技术,能够自动封闭计算域的拓扑表面,修复CAD导入表面的穿刺、干涉、重叠、缝隙、小漏洞等错误。表面重构是在已有拓扑封闭表面的基础上,提升三角形表面网格质量的技术,可为生成高质量的体网格做好准备。包面后的网格质量一般不会很好,因此需要在表面包面完成的基础上,再进行表面重构。切割体网格能够精确地表示出物体的边界,从而保证在边界处的初始准确度。采用自适应网格方法,由于只关注输电塔附近的速度场与流场,仅需要对塔架周围的方形区域进行网格加密。加密区高55 m,且以塔架底面中心为基准,顺流向长为20 m,横流向宽为30 m。输电塔杆件周围流场变量梯度变化较大,为准确捕捉杆件周围较强的流动分离现象,同时节省计算资源,设置三层棱柱层网格,运用Two-Layer全y+壁面处理方法,距离壁面最近的第一层网格高度满足y+=300,以模拟壁面附近的湍流边界层。体网格生成后,进行光顺处理,对畸变率较大的网格进行重新划分或调整,这样确保了棱柱层外大部分区域为计算性能较好的六面体网格,提高整体网格的质量,也就保证了计算的精度。网格划分过程中采用并行的方式,使用多个核心加速网格的生成。

1.3 网格无关性验证

在开展系统研究之前,首先对5C3-SJ3型输电塔的计算网格开展了无关性验证,以确保进一步加密网格对数值模拟结果的影响较小。对于每种输电塔,分别生成了3套网格,其中M1网格较为稀疏,M2为中等密度的网格,M3的网格密度最高。利用不同的网格对均匀来流流速为50 m/s,风向角为90°的工况进行了模拟,并选取了具有代表性的截面外缘杆件附近的风速进行了对比。表1为不同网格计算结果的对比。通过对比可见,对于所考虑的3种不同塔型的输电塔,M1与M2之间的最大百分比误差在10%,随着网格的细化,M2与M3之间的最大百分比误差不超过3%。综合平衡计算精度与计算时间,3种塔型均选用相应的M2网格进行后续的数值模拟研究。

表1 风向角α = 90°时双回路直线/耐张两用输电塔网格计算结果对比Table 1 Comparison of results from different mesh systems for double circuit linear/tensioning tower when α = 90°

2 湍流模型的选取

输电塔周围流场采用三维非定常雷诺平均Navier-Stokes方程求解。运用Realizablek-ε湍流模型[16]对Navier-Stokes方程中的雷诺应力项进行封闭。与标准模型[17]不同,Realizablek-ε模型包含了湍流黍黏度的变换方程,极大地提高了壁面附近低雷诺数区域的湍流模拟精度。控制方程如下。

(1)

(2)

式中:ρ为流体密度;t为时间;k为湍动能;xi为笛卡尔坐标;ui为xi方向的速度分量;μ为流体动力黏度;μt为湍流黏度;ε为湍动能耗散率;Pk和Pb分别为由平均速度梯度和浮力产生的湍动能;YM为可压缩湍流中脉动膨胀对总耗散率的贡献;Sk和Sε分别为湍动能与湍流耗散率的源项;S为平均应变率张量模量;C1、C2、C1ε、C3ε为常数。

与平常的良态风相比,极端强风的风速剖面垂直方向速度梯度较小,湍流强度较大[8],因此来流风可近似看作均匀流。流场入口边界采用速度入口条件,设置均匀来流风速为50 m/s,对应15级强台风风速。流场出口边界设置为压力出口,输电塔的表面采用无滑移壁面边界条件,地面、上边界和前、后边界为滑移壁面边界条件。风场的空气密度为1.181 45 kg/m3,动力黏度为1.855 08×10-5Pa·s,湍流强度为20%。

3 结果分析

3.1 风向角α为0°和180°

主要讨论高速、高湍流度的强风条件下,风向角对5C3-SJ3型输电塔各截面塔影干扰效应的影响。首先通过风速云图定性分析风向及风速受干扰较低的截面区域。在风向角α为0°和180°,5C3-SJ3型输电塔的塔腿横隔面、塔身横隔面二维时间平均风速场分量剖面图如图3和图4所示。

图3 输电塔塔腿横隔面的风速分布Fig.3 Wind velocity contours for the tower leg cross section

图4 输电塔塔身横隔面的风速分布Fig.4 Wind velocity contours for the tower body cross section

从图3和图4可知,0°与180°工况下低层两横隔面的风速分布特征几乎一致。塔腿、塔身横隔面迎风侧杆件附近的顺流方向风速大小均与初始风速相近,迎风侧的风速较低区域集中在截面的顶点位置。而在顺风向的杆件上,顺流方向风速急剧降低,在背风侧杆件及其后侧形成低风速尾流场。塔腿横隔面上游,顺流方向风速略有下降,同时迎风侧杆件前沿大部分区域的横流方向风速很小,同样仅在顶点附近有较显著的横流方向的风出现。这说明在迎风侧杆件附近大部分区域内,风向几乎不发生改变。相比塔腿横隔面,塔身横隔面迎风侧杆件前沿位置上顺流方向低风速区域略有扩大,而横流方向风速的分布特征则基本一致。特别地,在塔身横隔面背风侧杆件附近,还明显存在着一块顺流方向风速与原风速相近,同时横流方向风速也很小的区域。在其他风向角工况中,相同截面上类似风速受干扰较小的区域则难以观察得到。

从图5中可发现,0°与180°工况之间横担面的风速分布类似。当风吹过横担面后,自中心平台迎风侧角点处向后形成了低风速尾流。顺流方向上,各层横担外缘各杆件附近风速普遍减弱,且向杆件外围风速变化梯度较大,风速变化较为敏感。对于同一横担的外缘,横担迎风侧杆件附近区域的顺流方向风速大小受影响较小。与下方的两层横隔面相比,各横担杆件周围横流方向风速继续增大,风速增大区域主要集中在迎风的一半横担,且更靠近杆件结构,导致初始风速方向受到的干扰加强,风向发生大变动的范围扩大。而此时基本能保持初始风向的区域大多位于背风的一半横担。

图5 输电塔第一层横担的风速分布Fig.5 Wind velocity contours for the cross section of the first set of the cross arm

如图6所示,对于第四层横担面之下的平面,其迎风侧杆件附近的顺流方向风速普遍低于初始风速。同一侧杆件上,低横流方向风速涵盖的范围较大。因此与塔腿、塔身横隔面类似,该截面迎风侧上的风向受到影响同样很小,但风速显著下降。

图6 输电塔第四层横担下的截面速度分布Fig.6 Wind velocity contours for cross section under the fourth set of the cross arm

以风向角0°的工况为例,针对上述不同的截面,在它们的外缘杆件及其外侧0～30 cm的范围进行了风速定量监测。各截面的监测点在顺流方向风速大小受影响较低,且整体风向改变较小的区域内选取。结合上文风速分布图,可发现塔腿、塔身横隔面以及第四层横担之下截面在迎风侧杆件附近的风向改变量较小;而各层横担面上,长边方向的杆件外侧或迎风的横向杆件附近的风向改变量相对较小,因而将风速测点选择在上述区域。表2列出了测点处各风速分量的大小、平台平面内二维风速大小以及监测点相对于平台中心点的坐标。通过风速大小的对比可发现,风向角0°工况内,塔腿、塔身横隔面的迎风侧杆件外侧风速受塔架结构的影响较小,而其他各横担面处风速均显著低于原风速,塔影干扰较大。由于风速场分布的相似性,从风向角180°工况的风速监测数据中也可归纳出同样的结论。

表2 风向角α = 0°时输电塔各截面外缘杆件附近的风速Table 2 Wind velocity near the outer bars of each cross section of transmission tower when α = 0°

3.2 风向角α为45°和135°

从图7发现,风向角α为45°和135°工况之间塔腿横隔面的时均风速场分布几乎相同。与风向角α=0°的情况类似,塔腿横隔面迎风的两侧边杆件附近的顺流方向风速大小均接近初始风速。同风向角下塔身横隔面上与初始风速相近的顺流方向风速区域也出现在迎风的两侧杆件附近。

图7 塔腿横隔面顺流向风速的分布Fig.7 In-line wind velocity contours for the tower leg cross section of the transmission tower

相对而言,塔身横隔面两侧边杆件外围出现高速横流方向风的范围也将扩大,且更加靠近迎风侧杆件,如图8所示。这意味着与塔腿横隔面相比,塔身横隔面附近总风速的方向受到的干扰同样更大一些。

图8 风向角α=45°时两个横隔面横流向风速的分布Fig.8 Cross-flow wind velocity contours for the tower leg and tower body cross sections when α=45°

图9以第二层横担为例,反映风向角α为45°和135°工况中横担截面风速场的主要特征。上述两工况风速的分布基本上关于流场横流向的中心截面(x=30 m)对称。与风向角α=0°工况类似,输电塔横担外侧各杆件及其附近区域普遍出现顺流方向风速减弱的现象。同一横担的外缘上,迎风侧长边方向杆件上的顺流方向风更接近50 m/s。与下层的横隔面相比,杆件结构附近的横流方向风变化更加剧烈,对初始风速方向的干扰加强,干扰范围也随之扩大。因此各横担面外缘能基本保持初始风向的区域将非常有限。同时,在迎风侧杆件附近,横流方向风速在横担靠近来流入口的一端上增量相对较小。

图9 风向角α=45°与α=135°时第二层横担的风速分布Fig.9 Wind velocity contours for the cross sections of the second set of the cross arm when α=45° and α=135°

如图10所示,相比于各横担面,第四层横担下截面的整体风速与风向受到的影响较小。两风向角工况的顺流方向风速分布同样近似关于流场横流向的中心截面对称。当风向角α=45°时,在与初始风速方向成45°夹角的迎风侧杆件上,顺流方向风速更接近原风速;而当风向角α=135°时,与初始风速方向成135°夹角的迎风侧杆件的顺流方向风速更接近原风速。然而与同风向角下的横隔面相比,该截面上顺流方向风受影响程度更大,风速大小仍偏低,这将导致总风速明显小于初始风速。与风向角0°工况相比,横流方向高风速区域也更贴近上述的迎风侧杆件。

图10 风向角α=45°与α=135°时输电塔第四层横担下的截面的顺流向风速分布Fig.10 In-line wind velocity contours for the cross section under the fourth set of the cross arm when α=45° and α=135°

以45°风向角工况为例,结合风速分布图,发现塔腿、塔身横隔面在两个迎风侧边的附近的风向改变较小;各层横担面在迎风侧与横担长边方向的局部杆件附近风向改变较小;而第四层横担下截面的风向仅在与来风方向成45°夹角的迎风侧杆件上的改变量较小,因而监测点选在相应区域内。通过表3风速大小的对比可发现,塔腿与塔身横隔面迎风侧的二维风速与初始风速大小更为接近,且风向不易发生改变;而其他截面处的二维风速均低于原风速,尤其在第二层横担面,其杆件外围的总风速大小和风向改变量将非常大。总体上看,4个横担面处塔影干扰非常大,而塔腿、塔身横隔面迎风侧气象监测的塔影干扰最小。由于风速场分布的对称性,从风向角135°工况的风速监测数据中也可归纳出同样的结论。

表3 风向角α = 45°时输电塔各截面外缘杆件附近的风速监测数据Table 3 Wind velocity monitoring data near the outer bars of each cross section of transmission tower when α = 45°

3.3 风向角α为90°

在90°风向角下,横隔面的速度场分布也与0°风向角工况的结果接近。从图11观察到,低层横隔面的迎风侧杆件外侧顺流方向、横流方向风速大小变化较小。塔架四层横担以及与它们相邻的截面上,迎风侧顺流方向的风速减小区域扩大并将整个截面周边覆盖,风速大小普遍降至46 m/s以下;横流方向风速增强,以中心平台为基准,风沿横担长边朝塔架外相背运动,因此中心平台处横流方向风速相对较小。

图11 输电塔第四层横担下的截面的风速分布Fig.11 Wind velocity contours for the cross section under the fourth set of the cross arm

塔腿、塔身横隔面以及第四层横担之下截面风向改变量最小的区域在迎风侧杆件附近;而各层横担面的中心平台迎风侧杆件附近风向改变量最小。通过表4中风速大小的对比可发现,塔腿与塔身横隔面迎风侧风速趋近于原风速,说明塔腿、塔身横隔面迎风侧气象监测的塔影干扰较小。而其他截面处风速均显著低于原风速,塔影干扰较大。

表4 风向角α = 90°时输电塔各截面外缘杆件附近的风速Table 4 Wind velocity near the outer bars of each section of transmission tower when α = 90°

塔腿、塔身横隔面以及第四层横担以初始风速为参照,不同风向角工况下,输电塔高度范围内二维风速的剖面如图12所示,风速测点同样依所研究的方式于各截面选取,V0为来流的平均风速,通过将折损风速与原风速做对比,从而比较不同风向角下输电塔的塔影效应强弱。显然,底层两横隔面测点的总风速总是接近来流速度,塔影干扰效应较弱;而高层横担截面测点的总风速均偏低,风场受到杆件结构一定的阻滞效应。不同风向角工况间风速在高度范围内的变化趋势趋于一致。特别地,在风向角180°工况下,第四层横担下截面测点的总风速也趋近于来流风速,此时该截面上同样存在塔影效应很低的区域。综合风速云图及监测数据分析可知,风向角的变化对于塔影效应最小的截面的选取,以及相关截面上来流受干扰最小的区域的确定并没有影响。塔腿、塔身横隔面迎风侧杆件附近,来流风速及风向所受干扰总是最小。

图12 不同风向角下输电塔高度范围内二维风速的剖面Fig.12 Two-dimensional wind velocity profile in the height direction of transmission tower for different wind directions

3.4 截面附近风速分布

进一步以风向角180°工况为例,观察相关平台上下60 mm截面处的风速分布,判断在相应截面垂向附近位置是否仍满足上述塔影干扰效应较小的结论。

如图13所示,在距塔腿横隔面60 mm的两个剖面中,各方向速度分量的分布基本与塔腿横隔面保持一致。但在下剖面的迎风侧杆件周围,顺流方向风速较低的区域扩大并更贴近杆件结构,导致仅在杆件结构垂向上形成接近初始风速的顺流方向风速区域。与下剖面略有不同,在塔腿横隔面之上60 mm的剖面中,迎风侧杆件及其外围的顺流方向速度仍十分接近初始风速,且在背风侧杆件附近,接近初始风速的顺流方向风速区域也有所扩大。相对塔腿横隔面本身,两个剖面横流方向上的风速分布几乎未发生改变,仍在迎风侧大部分区域保持低值。同样对于距塔身横隔面60 mm的两个剖面,它们各方向速度分量的分布也几乎与塔身横隔面的保持一致。

图13 塔腿横隔面垂向上下60 mm剖面处的速度分量分布Fig.13 Wind velocity contours on cross sections 60 mm above and below the tower leg diaphragm

4 结论

综合上述的各风向角工况来看,在极端高速风作用下,5C3-SJ3型输电塔的塔腿、塔身横隔面的塔影干扰效应相比于其他高层截面的塔影干扰效应较弱,且在这两个截面上,初始风场于迎风侧杆件外围0～30 cm区域所受到的干扰最小。输电塔各截面附近流速与真实风速接近的区域,并不因风向角的改变而发生显著变动,说明风向角对输电塔整体塔影效应的影响有限。因此,可考虑将风速仪装置安装在塔腿、塔身横隔面的相应位置,以满足不同盛行风向条件下风速监测的准确度。

垂向上距塔腿、塔身横隔面60 mm的剖面中,二维风速场分布情况基本与两截面的一致,截面垂向附近的塔影干扰效应并不会发生明显变化。所以也可考虑在塔腿、塔身横隔面迎风侧垂向附近安装气象监测装置。

研究主要通过三维计算流体动力学的方法,对不同风向角下输电塔的塔影干扰效应开展了系统的研究,并结合流场可视化技术展示了塔架附近的流速分布,探究了塔影干扰效应的一般规律,弥补了此前相关研究的不足。由于主要考察风流经塔架结构后的流速分布情况,因此不考虑输电塔本身的风激振动。在未来的研究中,考虑关注塔影效应中结构的振动特性,分析结构振动对流场的影响,以进一步提升研究的准确性。