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        基于CFD的750kV變電構(gòu)架單鋼管避雷針結(jié)構(gòu)繞流分析

        2019-11-08 00:51:58邵波羅烈張廣平董昶宏
        特種結(jié)構(gòu) 2019年5期
        關(guān)鍵詞:圓管避雷針體型

        邵波 羅烈 張廣平 董昶宏

        (1.同濟大學土木工程學院 上海200092;2.中國能源建設(shè)集團甘肅省電力設(shè)計院有限公司 蘭州730050 )

        引言

        變電構(gòu)架是變電站的重要結(jié)構(gòu)設(shè)施,避雷針對于變電站的防雷安全起著重要的作用。 在750kV 變電站鋼結(jié)構(gòu)中,單鋼管避雷針結(jié)構(gòu)一般設(shè)置在構(gòu)架頂部,常采用不同直徑的圓鋼管通過法蘭連接而成,具有長度大、直徑小的特點。

        圓鋼管結(jié)構(gòu)在風荷載的作用下不僅會產(chǎn)生順風向振動,也可能產(chǎn)生橫風向的渦激振動。 圓鋼管結(jié)構(gòu)的風致振動機理十分復雜,既與結(jié)構(gòu)的動力特性相關(guān),也與結(jié)構(gòu)的幾何形態(tài)和尺寸相關(guān),特別是與空氣流經(jīng)圓鋼管壁面時的繞流特征有關(guān)。 750kV 變電站避雷針圓鋼管結(jié)構(gòu)沿高度方向的直徑變化會加劇繞流狀態(tài)的復雜性。 在《變電站建筑結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(DL/T5457 -2012)中,雖然對于單鋼管避雷針結(jié)構(gòu)設(shè)計有一系列構(gòu)造規(guī)定,但實際工程中仍然會發(fā)生避雷針結(jié)構(gòu)的破壞事故。 導致事故的原因雖然是多方面的,但對細長變截面圓鋼管的繞流特性認識不準可能是其中之一。

        本文以西北某750kV 變電構(gòu)架單鋼管避雷針為對象,采用Fluent 軟件對避雷針結(jié)構(gòu)進行了設(shè)計風速下的繞流分析,獲得了避雷針結(jié)構(gòu)各節(jié)段在設(shè)計風速下的渦脫現(xiàn)象、繞流特性以及體型系數(shù),以期為避雷針結(jié)構(gòu)的精細化設(shè)計提供基礎(chǔ)。

        1 設(shè)計風速下避雷針圓管繞流模擬

        1.1 避雷針繞流模型

        西北某750kV 變電構(gòu)架單鋼管避雷針由6 個不同直徑的鋼管組成,將6 個鋼管節(jié)段從上到下依次編號為:BLZ - 1、BLZ - 2、BLZ - 3、BLZ-4、BLZ-5、DXZ-1,如圖 1 所示。

        圖1 變電構(gòu)架避雷針結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Schematic diagram of lightning rod of substation frame

        為實現(xiàn)對變電構(gòu)架避雷針在風場中的三維圓管繞流模擬,當滿足粘性子層網(wǎng)格劃分要求時,網(wǎng)格數(shù)量達10 億數(shù)量級,計算過程耗時相當長。因此,本文將該避雷針結(jié)構(gòu)三維圓管繞流模擬等效為6 個不同直徑的二維圓管繞流模擬。

        避雷針各節(jié)段所對應(yīng)的風場尺寸及邊界條件如圖2 所示,圖中D為各節(jié)段的鋼管直徑。 為模擬真實流場,圓管距上下邊界均為 7D,距入口 10D,距出口25D。 入口邊界為速度入口,出口邊界為自由出流,上下邊界為對稱邊界[1]。

        圖2 模擬風場尺寸及邊界條件Fig.2 Size and boundary conditions of wind tunnel

        工程場地設(shè)計風速為 31.8m/s,地貌為 B類,地面粗糙度指數(shù)α=0.15。 根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB50009 -2012)指數(shù)風速剖面的基本表達式(1),避雷針鋼管節(jié)段中點的實際風速可按式(2)計算。

        式中:α 為地面粗糙度指數(shù);z為鋼管各節(jié)段中點高度。

        按上述風場尺寸要求及風速剖面規(guī)律,避雷針6 個鋼管節(jié)段的二維繞流模型參數(shù)如表1 所示。

        表1 避雷針各節(jié)段繞流模型參數(shù)Tab.1 Parameters of lightning rod flow model

        1.2 網(wǎng)格劃分

        普朗特將流體繞流物體表面的流場分為三個區(qū)域,即邊界層、尾流區(qū)域和外部勢流區(qū)[2],如圖3 所示。

        圖3 流場區(qū)域劃分Fig.3 Flow field division

        在邊界層和尾流區(qū)域內(nèi),粘性力和慣性力具有相同的數(shù)量級,屬于粘性流體的有旋流動區(qū)域,在邊界層以外的流動可以看成理想流體的勢流[2],因此,邊界層以及尾流區(qū)是數(shù)值計算的敏感區(qū)域,需要采取合適的網(wǎng)格劃分。

        本文采用Y+值來控制邊界層網(wǎng)格劃分,Y+值是衡量第一層網(wǎng)格高度的無量綱數(shù)。 趙張峰等在文獻[3]中對輸電鋼管在風場中繞流時Y+值取值進行了討論,提出對圓鋼管結(jié)構(gòu),從近壁面到外層區(qū)域依次為粘性子層、過渡層、對數(shù)律層以及外區(qū),其中過渡層對應(yīng)的Y+在11.067 附近。該文獻分別取Y+為 2.0、6.0、10.5、15 和 20,將計算得到的體型系數(shù)與試驗值對比,得出Y+值為10.5 時,計算結(jié)果與試驗值較接近。 因此從理論上講,取Y+值為10.5 既滿足計算效率,同時也能較好地模擬粘性子層。 考慮到避雷針結(jié)構(gòu)為圓鋼管的截面特征,繞流介質(zhì)、雷諾數(shù)等參數(shù)與文獻[3]接近,所以本文以此為依據(jù),取Y+為10.5 進行后續(xù)分析。

        根據(jù)Y+值計算第一層網(wǎng)格高度的過程如下[4]:

        (2)計算壁面摩擦系數(shù):Cf=0.058Re-0.2;

        (4)計算速度:

        以上各式中,ρ為流體密度(取1.225kg/m3),v為來流速度,l為特征尺寸,μ為動力粘度系數(shù)(取1.79×10-5Pa·s)。

        設(shè)計風速下避雷針節(jié)段BLZ-1 網(wǎng)格劃分如圖4a ~圖4c 所示,將流場分為周圍區(qū)域、加密區(qū)以及近壁面區(qū)三個區(qū)域,其他階段與此類似。 圖4a顯示周圍區(qū)域采用四邊形主導網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格尺寸為0.068D[5],圖4b 顯示加密區(qū)網(wǎng)格采用四邊形主導網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格尺寸為 0.3mm ~0.9mm,圖4c 顯示近壁面網(wǎng)格采用網(wǎng)格膨脹方法劃分。 設(shè)計風速下避雷針各節(jié)段網(wǎng)格劃分結(jié)果見表2,從表2可以看出網(wǎng)格質(zhì)量偏斜率滿足fluent 計算要求。

        圖4 設(shè)計風速下BLZ-1 網(wǎng)格劃分示意Fig.4 Meshing diagram of BLZ-1 at design wind speed

        表2 設(shè)計風速下避雷針各節(jié)段網(wǎng)格劃分結(jié)果Tab.2 Meshing results of lightning rod at design wind speed

        1.3 湍流模型及湍流強度的選取

        本文采用 SSTk-w湍流模型,該模型由MenterF.R[6]在1994 年提出,屬于兩方程渦粘模型。 一般而言,在兩方程模型中,k-ε模型能較好地模擬遠離壁面充分發(fā)展的湍流流動,k-w模型在計算粘性子層中具有更好的穩(wěn)定性,而SSTk-w模型集合了k-w模型和k-ε模型的特點。 通過使用混合函數(shù),在近壁面處采用k-w模型,在邊界層邊緣和自由剪切層中采用k-ε模型,從而整合了兩種模型的各自優(yōu)點,在粘性子層及遠離壁面的湍流充分發(fā)展區(qū)都有很好的計算性能,同時該模型在工程中也得到了廣泛應(yīng)用與驗證[7]。

        《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB50009 -2012)給出了順風向湍流強度的經(jīng)驗公式:

        式中:α為地面粗糙度指數(shù);I10為 10m 高度處名義湍流強度,對于 A、B、C、D 類地貌,分別取0.12、0.14、0.23、0.39。 根據(jù)式(3)可以計算B 類地貌下避雷針各節(jié)段中點處的湍流強度,見表3。

        表3 B 類地貌下避雷針各節(jié)段中點處的湍流強度Tab.3 Turbulence intensity of lightning rodon the B landform

        1.4 FLuent參數(shù)設(shè)置

        先采用SIMPLE 算法進行穩(wěn)態(tài)計算,待流動充分發(fā)展后,采用PISO 算法進行瞬態(tài)計算。 收斂指標分別為:連續(xù)性殘差為10-5,速度殘差為10-7、湍動能殘差為10-6、湍流耗散率殘差為10-6,時間步長估值為:

        式中:D為避雷針各節(jié)段的直徑;v為來流風速。

        2 Fluent繞流結(jié)果分析

        2.1 壁面真實Y+值驗證

        前文中Y+取10.5 是根據(jù)來流風速估算的,而圓管壁面上各點實際風速與來流風速有較大差異,因此有必要確認壁面各點處真實的Y+值。

        圖5a ~圖5f 依次為設(shè)計風速下避雷針節(jié)段BLZ-1、BLZ -2、BLZ -3、BLZ -4、BLZ -5、DXZ-1 的真實Y+值,圖中β角為表征壁面點位置的圓心角(位于第一象限為正,位于第四象限為負,上下對稱)。 從圖5a ~圖5f 中可以看出,壁面上Y+最大值在10.5 左右,滿足前文所要求的Y+取值要求,能夠較好地模擬圓管繞流邊界層的流動特性。

        圖5 設(shè)計風速下避雷針各節(jié)段壁面真實Y +值Fig.5 The true Y + value of the wall of each segment of the lightning rod at design wind speed

        2.2 繞流分析

        通過對避雷針各節(jié)段進行繞流分析,可以得到 BLZ-1、BLZ -2、BLZ -3、BLZ -4、BLZ -5、DXZ-1 阻力系數(shù)時程曲線(圖6a ~6f)及升力系數(shù)時程曲線(圖7a ~7f),其中阻力系數(shù)按式(5)計算,升力系數(shù)按式(6)計算。

        圖6 避雷針各節(jié)段阻力系數(shù)時程曲線平穩(wěn)段Fig.6 Time history curve of Lightning rod resistance coefficient

        圖7 避雷針各節(jié)段升力系數(shù)時程曲線平穩(wěn)段Fig.7 Time history curve of lightning rod lift coefficient

        式中:Fd為作用于圓柱表面的阻力;Fl為作用于圓柱表面的升力;D為圓柱直徑;ρ為流體密度;v為來流速度。

        通過對平穩(wěn)后的避雷針節(jié)段阻力系數(shù)和升力系數(shù)時程曲線進行快速傅里葉變換,可得到各節(jié)段的阻力均值、阻力頻率、升力幅值及升力頻率,見表 4。

        表4 設(shè)計風速下避雷針各節(jié)段繞流分析結(jié)果Tab.4 Results of lightning rod flow under design wind speed

        從圖 6a ~6f、圖 7a ~ 7f 和表 4 中可以看出,從 DXZ-1、BLZ -5、BLZ -4、BLZ -3、BLZ -2到BLZ-1,隨著圓管直徑的減小,阻力系數(shù)的平均值、幅值和頻率以及升力系數(shù)幅值和頻率均不斷增大,其中 BLZ - 1 和 BLZ - 2 節(jié)段增幅顯著。

        2.3 斯托拉哈數(shù)驗證

        根據(jù)斯托拉哈數(shù)St定義式(7)及雷諾數(shù)Re定義式(8),可以求得避雷針各節(jié)段繞流的斯托拉哈數(shù)及雷諾數(shù),見表5。

        式中:fs為漩渦脫落頻率(即表4 中阻力系數(shù)Cd的頻率);μ為動力粘度系數(shù)(取 1.79 ×10-5Pa·s);D為圓柱直徑;ρ為流體密度(取 1.225kg/m3);v為來流速度。

        表5 設(shè)計風速下避雷針各節(jié)St 值和Re 值Tab.5 St and Re value of lightning rod at design wind speed

        圖8 所示為本文數(shù)值模擬的斯托拉哈數(shù)St值與理論取值對比。 圖9 所示為本文數(shù)值模擬St值 與 Schewe G[8]、Achenbach E[9]、Norberg C[10]的試驗結(jié)果以及李聰洲[11]的數(shù)值模擬結(jié)果對比。

        圖8 斯托拉哈數(shù)數(shù)值模擬與理論值對比Fig.8 Comparison of numerical simulation and theoretical value of St

        圖9 斯托拉哈數(shù)數(shù)值模擬與試驗值對比Fig.9 Comparison of numerical simulation and experimental value for St

        從圖8 中可以看出:

        (1)BLZ-1 與BLZ -2 處于斯托拉哈數(shù)的經(jīng)典值區(qū)間段,與St經(jīng)典值 0.2 ~0.23 相比,BLZ-1 節(jié)段St值偏大 2.61%,BLZ -2 節(jié)段St值偏大5.65%;

        (2)根據(jù)文獻[12],當 3 ×105<Re<3 ×106時,St值呈現(xiàn)出幾字形變化,且St值會出現(xiàn)跳躍。 圖8 顯 示 BLZ - 3、BLZ - 4、BLZ - 5、DXZ-1 節(jié)段處于St值跳躍區(qū)間。

        從圖9 中可以看出:

        (1)除文獻[11]沒有與 BLZ -1、BLZ -2 雷諾數(shù)Re較接近的算例外,本文 BLZ - 3、BLZ-4、BLZ-5、DXZ -1 的St值與李聰洲[11]數(shù)值模擬值比較接近;

        (2)與文獻[8 - 10]相比,本文 BLZ - 1、BLZ-2 的St值比試驗值稍偏大,BLZ-3、BLZ-4、BLZ-5、DXZ -1 的St值比試驗值偏小,但均處于St值取值的合理區(qū)間(見圖8)。 BLZ -3、BLZ-4、BLZ -5、DXZ -1 處于St值跳躍區(qū)間,由于數(shù)值模擬的時間長度遠遠小于試驗的持續(xù)時間長度,無法有效地觀察到St值的完整跳躍過程,因此出現(xiàn)數(shù)值模擬結(jié)果比試驗值偏小的情況。

        綜上,可以看出本文圓柱繞流的斯托拉哈數(shù)St與理論值、試驗值以及同類數(shù)值模擬值均較接近,因此,本文圓柱繞流分析結(jié)果具有一定的可信度,可作為相關(guān)研究的基礎(chǔ)。

        3 渦脫現(xiàn)象

        3.1 渦量云圖

        圖10a ~ 10f 依次為 BLZ - 1、BLZ - 2、BLZ-3、BLZ -4、BLZ -5、DXZ -1 的渦量云圖,可以看出:

        (1)在圓柱尾渦區(qū)形成了交替脫落、交錯排列的有規(guī)律的旋渦列;

        (2)渦團在尾渦區(qū)流動過程中,渦團面積逐漸變大,渦量絕對值逐漸減小,說明在渦團移動過程中能量逐漸耗散;

        (3) 從 DXZ - 1、BLZ - 5、BLZ - 4、BLZ-3、BLZ-2 到 BLZ -1,隨著圓管直徑的減小,渦量值不斷增大,渦脫現(xiàn)象不斷加強。

        圖10 設(shè)計風速下避雷針各節(jié)段渦量云圖Fig.10 Vortex cloud of lightning rod at design wind speed

        3.2 繞流速度矢量圖對比

        圖 11a ~ 11f 依次為 BLZ - 1、BLZ - 2、BLZ-3、BLZ-4、BLZ-5、DXZ -1 的速度矢量圖,可以看出:

        (1)氣流到達圓柱表面后,迎風柱面的頂點A 處氣流流速為0,該點稱為駐點A,隨后以駐點A 為界氣流一分為二,分別沿圓柱上、下表面流動;

        (2)氣流流經(jīng)圓柱的迎風半柱面時,流速不斷增大,且大于來流風速; 在圓柱背風半柱面流動時,流速不斷減小,且出現(xiàn)了反向流動;

        (3)由于有反向流的存在,主流與圓管壁面發(fā)生了分離,分離點如圖11 中S所示,各管段分離點S位置可由表6 中的θ描述。

        圖11 設(shè)計風速下避雷針各節(jié)段速度矢量圖Fig.11 Speed vector of lightning rod at design wind speed

        表6 設(shè)計風速下各管段繞流分離點S 位置Tab.6 Location of separation point S at design wind speed

        從圖11 和表6 中可以看出,隨著管徑的依次減 小,節(jié) 段 DXZ - 1、BLZ - 5、BLZ - 4、BLZ-3、BLZ-2、BLZ-1 的雷諾數(shù)也依次減小,分離點位置角θ不斷減小,分離點不斷向來流方向移動,但依然處于圓柱背風面。 根據(jù)圓柱繞流理論,分離點的前移會使得圓柱表面前后壓強差增大,圓柱所受的風作用力也隨之增大[13]。

        綜上可知,依次從 DXZ - 1、BLZ - 5、BLZ-4、BLZ-3、BLZ-2 到 BLZ-1,隨著圓管直徑的減小,避雷針渦量值不斷增大,渦脫現(xiàn)象不斷加強,分離點不斷前移,避雷針所受風作用不斷增大。

        4 圓管風載體型系數(shù)

        4.1 數(shù)值模擬結(jié)果

        根據(jù)阻力系數(shù)的定義式(5)和體型系數(shù)定義式(9)可知,對于圓柱來說,體型系數(shù)即阻力系數(shù)。

        式中:w為風壓;ρ為流體密度(取1.225kg/m3);v為來流速度。

        設(shè)計風速下避雷針各節(jié)段的體型系數(shù)模擬計算值見表7。

        表7 設(shè)計風速下避雷針各節(jié)段體型系數(shù)計算值Tab.7 Simulated shape coefficient value of lightning rod at design wind speed

        從表7 中可以看出,隨著圓管直徑的依次減小,DXZ-1、BLZ-5、BLZ-4、BLZ-3、BLZ-2、BLZ- 1 的體型系數(shù)不斷增大,其中 BLZ - 1、BLZ-2 節(jié)段體型系數(shù)顯著增大。

        4.2 規(guī)范中的體型系數(shù)取值

        在《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB50009-2012)(以下簡稱荷載規(guī)范)中,對于圓形截面構(gòu)筑物(包括煙囪、塔桅等),整體計算時體型系數(shù)按表8 取值。

        表8 荷載規(guī)范中體型系數(shù)取值Tab.8 Values of shape coefficients in load code

        《變電站建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計技術(shù)規(guī)程》(DL/T5457-2012)(以下簡稱技術(shù)規(guī)程)中,對于圓形截面獨立單管桿結(jié)構(gòu),體型系數(shù)按表9 取值。

        表9 技術(shù)規(guī)程中體型系數(shù)取值Tab.9 Values of shape coefficients in technical code

        對比表8 與表9 可知,技術(shù)規(guī)程中體型系數(shù)取值方法來源于荷載規(guī)范,并進行了簡化。 根據(jù)上述兩種規(guī)范計算所得避雷針各節(jié)段體型系數(shù)見表10,可見二者取值完全相同。

        4.3 體型系數(shù)對比

        表10 及圖12 所示為設(shè)計風速下繞流分析所得避雷針各節(jié)段體形系數(shù)與規(guī)范取值的對比。

        表10 設(shè)計風速下避雷針體型系數(shù)取值Tab.10 Shape coefficient values of lightning rod at design wind speed

        圖12 設(shè)計風速下避雷針各節(jié)段體型系數(shù)取值對比Fig.12 Comparison of shape coefficients at design wind speed

        從表10 和圖12 中可以看出:設(shè)計風速下避雷針各節(jié)段體型系數(shù)數(shù)值模擬值均小于規(guī)范取值,偏小幅度在4% ~35.3%之間。

        《變電站建筑結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(DL/T5457 -2012)規(guī)定:為滿足避雷針正常使用狀態(tài)下的變形要求,避雷針鋼管支架最小管徑不宜小于150mm。 考慮到實際750kV 變電構(gòu)架避雷針結(jié)構(gòu)的上部節(jié)段常采用直徑小于150mm 的鋼管,盡管結(jié)構(gòu)實際體型系數(shù)沒有超過規(guī)范的取值,但是細鋼管存在更加劇烈的渦脫現(xiàn)象,結(jié)構(gòu)可能會表現(xiàn)出更為復雜的振動響應(yīng)。 為保證結(jié)構(gòu)安全和正常使用,應(yīng)該對結(jié)構(gòu)進行風振動力響應(yīng)分析。

        5 結(jié)論

        通過對750kV 變電構(gòu)架單鋼管避雷針進行設(shè)計風速下的繞流分析,得出如下初步結(jié)論:

        (1)避雷針各節(jié)段圓管結(jié)構(gòu)均表現(xiàn)出渦脫現(xiàn)象,圓管直徑越小,渦脫現(xiàn)象越強,渦量值越高,阻力系數(shù)和升力系數(shù)也越大,特別是管徑小至50mm 時,渦脫現(xiàn)象明顯增強;

        (2)在設(shè)計風速下,避雷針各節(jié)段圓管結(jié)構(gòu)的體型系數(shù)數(shù)值模擬值均低于現(xiàn)行規(guī)范取值,低幅為4% ~35.3%,二者差異與管徑的變化之間不存在單調(diào)遞增或遞減關(guān)系;

        (3)在750kV 變電構(gòu)架單鋼管避雷針結(jié)構(gòu)設(shè)計中,當采用直徑小于150mm 鋼管時,盡管結(jié)構(gòu)實際體型系數(shù)沒有超過規(guī)范的取值,但是細鋼管存在更加劇烈的渦脫現(xiàn)象,為保證結(jié)構(gòu)安全和正常使用,應(yīng)該對結(jié)構(gòu)進行風振動力響應(yīng)分析。

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