CN113536558A - 环境风下燃气泄漏喷射火影响高压输电线路温度评估方法 - Google Patents

环境风下燃气泄漏喷射火影响高压输电线路温度评估方法 Download PDF

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CN113536558A CN202110757133.3A CN202110757133A CN113536558A CN 113536558 A CN113536558 A CN 113536558A CN 202110757133 A CN202110757133 A CN 202110757133A CN 113536558 A CN113536558 A CN 113536558A
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Abstract

本发明涉及一种环境风条件下燃气管道泄漏形成喷射火后影响邻近输电线路温度评估方法，基于传热学基本理论，从架空导线暂态热平衡方程出发，结合有风条件下燃气管道泄漏喷射火热辐射灾害特点，提出一种能够考虑各种相关因素，体现环境风作用下燃气管道泄漏喷射火热辐射对邻近输电线路影响，实现线路温度量化计算与分析，以及时、准确地发现其异常变化，从而为电网运行风险评估及相关决策系统提供支持。

Description

环境风下燃气泄漏喷射火影响高压输电线路温度评估方法
技术领域
本发明是一种环境风下燃气泄漏喷射火影响高压输电线温度评估方法，属于电力系统及燃气工程安全技术领域。
背景技术
随着社会经济发展，各种能源需求量也迅速增加，尤其是电力和燃气两种优质、清洁和便捷能源。可以预见，未来它们在世界能源结构中仍将稳居重要地位。燃气高压长输管道与高压(HV)或特高压(UHV)输电线路同为国家或地区能源输送“主动脉”，在设计与施工过程中，经常会遇到两者交叉或并行敷设情况，相互之间影响日益突出。目前，关于输气管道和高压输电线路之间互动作用研究主要集中于以下两个方面：(1)电磁感应影响；(2)交流干扰腐蚀影响。国内外现行相关法规和技术标准也都据此制定了两者之间距离要求和相关规定。例如，中国标准《输气管道工程设计规范》(GB 50251-2015)规定，对于3-1000 kV电压等级输电线路，其与地面敷设输气管道最小垂直距离范围为3-13m；对于开阔地区，输电线路与地面敷设输气管道最小水平距离为最高杆(塔)高；对于受限地区，对应上述线路电压等级范围，最小水平距离范围为2-13m。加拿大标准《管道与电力供应线之间协调性原则及作法》(CAN/CSA-C22.3 No.6-13) 建议，管道与杆(塔)接地体以及其他地下排流设施间最小距离为10m。澳大利亚标准《金属管道上的电危害》(AS/NZS 4853：2012)规定，使用牵引系统的架空线与管道间最小距离为5m。德国标准《高压——三相电流装置和交流路轨设备影响范围内的管道安装和操作措施》(AfK-Empfehlung Nr.3)规定，在线路平行情况下，电压不低于110kV和低于110kV输电线路边导线以及铁道牵引线和引入线垂直投影与管道中心线最小距离分别为10m、4m、6m和4m；交叉布线时，电压不低于110kV和低于110kV输电线路与管道中心线最小距离分别为10m和5m。但是，还应当注意到，由于施工缺陷、腐蚀穿孔、设备老化和人为破坏等原因，燃气管道泄漏时有发生，而喷射火作为燃气管道泄漏后最普遍的一种火灾事故类型，通常具有作用范围大、火焰温度高、辐射热量强和危害范围广等特点，对邻近输电线路安全稳定运行构成严重威胁。例如，2018年9 月10日美国Pennsylvania州Pittsburgh市Beaver县24英寸直径Revolution天然气集输管道爆炸形成喷射火焰并持续燃烧约2小时，烧蚀附近高压输电导线，导致金属杆塔倒塌，4000余户客户电力供应因此中断 (https://stateim-pact.npr.org/pennsylvania/2018/09/11/pipeline-explosion-part-of-lin e-shut-down-during-investigation/)。此外，2018年1月2日尼日利亚Edo州Benin 市Okada镇附近Escravos Lagos管线系统发生火灾 (https://www.nigeriaelectricityhub.com/2018/01/04/gas-pipeline-fire-causes-nigerias -electricity-grid-to-collapse/)、2020年8月24日叙利亚Damascus省Damascus 市郊区发生燃气管道爆炸火灾 (https://www.yahoo.com/news/electricity-cut-syria-explosion-hits-063843727.html)，均造成全国性重大停电事故，社会影响十分巨大。因此，迫切需要研究喷射火灾害对邻近输电线路影响，评估其热辐射效应下线路温度异常变化，为管道和电力部门设计/施工/运行/维护、电力调度及制定预防措施提供科学依据。
目前，关于燃气管道泄漏喷射火事故危害研究主要集中在气体泄漏模型、虚喷口模型、火焰尺寸模型和热辐射模型这四个方面；而对于输电线路外部灾害风险评估模型则主要针对山火、暴雨、台风和鸟害等极端天气和自然灾害。迄今为止，经国内外文献检索后发现，目前关于燃气管道泄漏喷射火对输电线路影响的研究非常少，且实际火灾中火焰特征受风场影响比较大，但专门用于评估有风条件下燃气管道泄漏喷射火影响输电线路温度变化的技术方法却几乎没有。事实上暴露于喷射火焰热辐射中的输电线路极有可能发生局部过热故障以及热老化和机械性能损失加剧等，且导线温度对其运行载流量具有直接影响。因此，此类灾害已成为影响输电线路运行安全性和可靠性的一个不可忽视因素。总的来说，前人研究相对分散，各模型之间缺乏有效关联，已有输电线路风险评估模型多基于历史数据拟合，准确性较差。因此，从实际应用角度出发，考虑环境风影响，结合喷射火诱发输电线路故障机理，通过简单模型输入参数而不依赖于历史数据量，在整体上考虑有风条件下燃气管道泄漏过程及其热辐射影响下输电线路温度变化就显得尤为迫切和重要。
近年来，由于燃气管网工程大量实施，输气干线往往长达数千公里，输气支线也遍布城镇街道，存在很大安全风险，致使喷射火灾害发生频率逐步增加，对电网安全运行威胁也越来越大。
发明内容
本发明提出的是一种环境风条件下燃气管道泄漏形成喷射火后影响邻近输电线路温度评估方法，其目的在于弥补国内外缺乏适用于评估环境风条件下燃气管道泄漏喷射火灾害影响邻近输电线路温度变化的方法，并基于传热学基本理论，从架空导线暂态热平衡方程出发，结合有风条件下燃气管道泄漏喷射火热辐射灾害特点，提出一种能够考虑各种相关因素，体现环境风作用下燃气管道泄漏喷射火热辐射对邻近输电线路影响，实现线路温度量化计算与分析，以及时、准确地发现其异常变化，从而为电网运行风险评估及相关决策系统提供支持。
本发明的技术解决方案：环境风下燃气泄漏喷射火影响高压输电线路温度评估方法，包括以下步骤：
(1)收集和分析实时气象信息、燃气管道信息和邻近架空线路导线信息，计算高压管道气体泄漏过程中泄漏口处气体状态参数变化和喷射火焰尺寸；
(2)根据所高压管道气体泄漏动力学过程模型及其诱发喷射火热辐射危害预测模型，计算目标处接收到的火焰热辐射通量
Figure BDA0003147556630000032
火焰辐射热
Figure BDA0003147556630000031
(3)分别计算风向校正因子Kangle和太阳照射产生热qs；然后根据风向校正因子Kangle、太阳照射产生热qs和火焰辐射热qf，求出任意时刻导线载流量为I情况下的导线温度Tc。
所述步骤(1)中，所述实时气象信息包括空气温度(Ta)和密度(ρa)、太阳辐射(Qse和θs)、风速(uw)和风向(φ)；所述燃气管道信息包括管道内初始气体温度(T1,0)和压力(P1,0)、泄漏气体体积(V)或质量(m1,0)及泄漏直径(d2)；所述邻近架空线路信息导线包括导线直径(D)、载流量(I)、与火源之间距离(RT)及导线基本物理参数。
所述步骤(1)中，高压管道气体泄漏过程中泄漏口处气体状态参数变化计算基于van der Waals气体状态方程，借助管道内初始条件下气体压力(P1,0，Pa) 与温度(T1,0，K)、管道体积(V，m3)和泄漏面积(A，m2)作为模型输入值并通过相应迭代计算来实现；气体状态参数如泄漏口处喷口压力(P2，Pa)、比体积(v2，m3/kg)、喷口流速(u2，m/s)和质量流量(
Figure BDA0003147556630000048
kg/s)随泄漏时间变化方程式分别表示为：
Figure BDA0003147556630000041
Figure BDA0003147556630000042
Figure BDA0003147556630000043
Figure BDA0003147556630000044
式中，下标“1”表示管道内气体状态参数；下标“2”表示泄漏口处气体状态参数；a(m6·Pa/kg2)和b(m3/kg)为van der Waals常数；k为定熵指数；υcr为临界压力比；Pa为环境压力，Pa。
所述步骤(1)中，喷射火焰尺寸计算基于Thornton模型，其具体计算过程包括如下两部分：
(1)火焰在静止空气中的总长度H0：
H0＝Yde (5)
Figure BDA0003147556630000045
Figure BDA0003147556630000046
Figure BDA0003147556630000047
式中，de为有效直径，m；Wa为空气的摩尔质量，kg/mol；R为摩尔气体常数，J/(mol·K)；ρa为空气密度，kg/m3；Ta为空气温度，K；Y为无量纲变量；W为泄漏气体质量所占比例，对于烷烃类气体，W＝Wg/(15.816Wg+0.0395)，其中Wg为泄漏气体的摩尔质量，kg/mol；
(2)火焰在有风条件下的总长度H：
Figure BDA0003147556630000051
式中，uw为风速，m/s；Θ为泄漏口轴线与水平线之间的夹角，0-90°。火焰在风的作用下将发生倾斜，相应的倾斜角度β为：
Figure BDA0003147556630000052
式中，Rw为风速与喷口流速的比值，Rw＝uw/u2；
Figure BDA0003147556630000053
为基于H0的理查森数，
Figure BDA0003147556630000054
火焰的推举高度S为：
Figure BDA0003147556630000055
火焰的长度L为：
L＝(H2-S2sin2(β))12-Scos(β) (12)
所述步骤(2)中，热辐射通量
Figure BDA0003147556630000057
计算过程为：
基于统一预测模型计算火焰辐射分数xr：
Figure BDA0003147556630000056
式中，f为当量比下燃料质量分数；Frf为火焰弗劳德数，
Figure BDA0003147556630000061
其中g为重力加速度，m/s2；ΔTf为绝热火焰温升，K；Ta为环境温度，K；
基于点源模型计算火焰热辐射通量
Figure BDA0003147556630000068
Figure BDA0003147556630000103
式中，
Figure BDA0003147556630000069
为热辐射通量，kW/m2；τ为大气透射率；
Figure BDA0003147556630000063
为热释放速率，kW，
Figure BDA0003147556630000064
其中ΔH为燃料理想燃烧热，kJ/kg；RT为目标点到火焰中心距离，m；θ为目标的法线与目标和火焰中心连线之间夹角。
所述步骤(3)中，具体计算方式包括：
在喷射火灾害情形下，架空导线吸热部分包括火焰辐射热(qf)、导线焦耳热(qJ)和太阳照射产生热(qs)，散热部分包括导线与周围环境对流散热(qc) 和导线辐射散热(qr)，架空导线暂态热平衡方程如下：
Figure BDA0003147556630000065
式中，Tc为导线温度，℃；mc为单位长度导线质量，kg/m3；Cc为导线比热容， J/(kg·℃)；
其中，导线焦耳热(qJ)、太阳照射产生热(qs)、导线与周围环境对流散热(qc)和导线辐射散热(qr)计算式分别如下：
qJ＝I2Rc[1+kc(Tc-20)] (16)
qs＝αsQsesin(θs)D (17)
Figure BDA0003147556630000066
Figure BDA0003147556630000067
Kangle＝1.194-cos(φ)+0.194cos(2φ)+0.368sin(2φ) (20)
式中，I为导线载流量，A；Rc为单位长度导线交流电阻，Ω；kc为铝20℃时电阻温度系数，Ω/℃；αs为导线表面吸热系数；Qse为太阳辐射强度海拔修正值，W/m2；θs为太阳辐射入射有效角，°；D为导线直径，m；uw为风速，m/s；μa为空气动力粘度，kg/(m·s)；ka为空气导热系数，W/(m·℃)；Kangle为风向校正因子；εc为导线表面发射率；φ为风向与导线轴向之间夹角，°；根据公式 (15)-(20)可以看出，依据前序步骤算得的导线和气象信息数据，则可以通过经典四阶Runge-Kutta方法求解出任意时刻导线温度。
本发明的有益效果：本发明可实现环境风条件下燃气管道泄漏喷射火灾害影响邻近输电线路温度变化的定量评估，根据环境风作用下燃气管道泄漏喷射火影响输电线路热平衡机理，综合考虑各种相关因素，通过事故管道、邻近架空导线及气象条件(如日照、风速等)相关参数简单输入，而不依赖于历史数据量，能实时、有效地反映出有风条件下外部喷射火灾害对输电线路温度变化的影响，并协助有关部门进行工程设计、施工、电力调度以及制定防火措施等，具有较强适用性和可靠性。因此本方法可有效推动燃气管道和输电线路风险管理，对于燃气管道与输电线路之间安全风险预防与控制具有重要意义。
附图说明
附图1是环境风条件下燃气管道气体泄漏过程模型及其诱发喷射火热辐射危害预测模型示意图。
附图2是环境风条件下燃气管道气体泄漏诱发大尺度喷射火对任意邻近架空线路导线热辐射影响示意图。
附图3是环境风条件下暴露于喷射火灾中架空输电线路温度预测算法流程图。
附图4是实施例1中天然气管道泄漏诱发大型喷射火焰总长度计算结果与事故报告范围比较示意图。
附图5是实施例1中天然气管道泄漏诱发大型喷射火热辐射影响半径计算结果示意图。
附图6是实施例1中发生和未发生喷射火(喷射火输电线路距离范围 RT＝50-200m)情况下不同载流架空输电线路导线温度随时间变化结果(以额定电流I＝907A为例)示意图。
具体实施方式
下面结合附图对本发明技术方案进一步说明。
燃气管道气体泄漏过程模型及其喷射火热辐射预测模型：
如图1所示，基于van der Waals气体状态方程对高压管道气体泄漏过程中泄漏口处气体状态参数变化进行了计算。该方法需要借助管道内初始条件下气体压力(P1,0，Pa)与温度(T1,0，K)、管道体积(V，m3)和泄漏面积(A，m2) 等参数作为模型输入值并通过相应迭代计算来实现。泄漏口处喷口压力(P2，Pa)、比体积(v2，m3/kg)、喷口流速(u2，m/s)和质量流量(
Figure BDA0003147556630000085
kg/s)等气体状态参数随泄漏时间变化方程式可分别表示为：
Figure BDA0003147556630000081
Figure BDA0003147556630000082
Figure BDA0003147556630000083
Figure BDA0003147556630000084
式中，下标“1”表示管道内气体状态参数；下标“2”表示泄漏口处气体状态参数；a(m6·Pa/kg2)和b(m3/kg)为van der Waals常数；k为定熵指数；υcr为临界压力比；Pa为环境压力，Pa。
喷射火焰尺寸可采用Thornton模型进行计算，该模型是根据喷射火火焰形状研究得出的半经验模型，并接受了风洞实验和现场实验的检验，包括陆地和水面上的大量实验，应用范围较为广泛，其具体计算过程包括如下两部分：
(1)火焰在静止空气中的总长度H0：
H0＝Yde (5)
Figure BDA0003147556630000091
Figure BDA0003147556630000092
Figure BDA0003147556630000093
式中，de为有效直径，m；Wa为空气的摩尔质量，kg/mol；R为摩尔气体常数，J/(mol·K)；ρa为空气密度，kg/m3；Ta为空气温度，K；Y为无量纲变量； W为泄漏气体质量所占比例，对于烷烃类气体，W＝Wg/(15.816Wg+0.0395)，其中Wg为泄漏气体的摩尔质量，kg/mol。
(2)火焰在有风条件下的总长度H：
Figure BDA0003147556630000094
式中，uw为风速，m/s；Θ为泄漏口轴线与水平线之间的夹角，0-90°。
火焰在风的作用下将发生倾斜，相应的倾斜角度β为：
Figure BDA0003147556630000095
式中，Rw为风速与喷口流速的比值，Rw＝uw/u2；
Figure BDA0003147556630000096
为基于H0的理查森数，
Figure BDA0003147556630000097
火焰的推举高度S为：
Figure BDA0003147556630000098
火焰的长度L为：
L＝(H2-S2sin2(β))1/2-Scos(β) (12)
火焰辐射分数(xr)是火焰热辐射计算过程中一个重要参数。基于理论分析，给出了一个新型火焰辐射分数统一预测模型，其包含化学当量条件下燃料质量分数、燃料与空气密度比和火焰弗劳德数，具体表达式如下：
Figure BDA0003147556630000101
式中，f为当量比下燃料质量分数；Frf为火焰弗劳德数，
Figure BDA0003147556630000102
其中g为重力加速度，m/s2；ΔTf为绝热火焰温升，K；Ta为环境温度，K。
在喷射火热辐射计算模型中，点源模型是一种最简单的辐射源结构模型，常被用于预测远场热辐射通量。它反映了被辐射目标受到辐射通量与目标点到火源中心距离平方间一种简单反比例关系，即：
Figure BDA0003147556630000103
式中，
Figure BDA0003147556630000107
为热辐射通量，kW/m2；τ为大气透射率；
Figure BDA0003147556630000104
为热释放速率(
Figure BDA0003147556630000108
其中ΔH为燃料理想燃烧热，kJ/kg)，kW；RT为目标点到火焰中心距离，m；θ为目标的法线与目标和火焰中心连线之间夹角。
架空导线暂态热平衡方程：
如图2所示，根据美国电气和电子工程师协会IEEE 738-2012标准，在喷射火灾害情形下，架空导线吸热部分主要包括火焰辐射热(qf)、电流产生焦耳热 (qJ)和太阳照射产生热(qs)，散热部分则主要包括导线与周围环境对流散热 (qc)和辐射散热(qr)，架空导线暂态热平衡方程可改写成如下形式：
Figure BDA0003147556630000106
式中，Tc为导线温度，℃；mc为单位长度导线质量，kg/m3；Cc为导线比热容，J/(kg·℃)。
其中，导线焦耳热(qJ)、导线太阳辐射吸热(qs)、导线对流散热(qc) 和导线辐射散热(qr)计算式分别如下：
qJ＝I2Rc[1+kc(Tc-20)] (16)
qs＝αsQsesin(θs)D (17)
Figure BDA0003147556630000111
Figure BDA0003147556630000112
Kangle＝1.194-cos(φ)+0.194cos(2φ)+0.368sin(2φ) (20)
式中，I为导线载流量，A；Rc为单位长度导线交流电阻，Ω；kc为铝20℃时电阻温度系数，Ω/℃；αs为导线表面吸热系数；Qse为太阳辐射强度海拔修正值，W/m2；θs为太阳辐射入射有效角，°；D为导线直径，m；uw为风速，m/s；μa为空气动力粘度，kg/(m·s)；ka为空气导热系数，W/(m·℃)；Kangle为风向校正因子；εc为导线表面发射率；φ为风向与导线轴向之间夹角，°。根据公式 (15)-(20)可以看出，如果关于导线和气象信息数据已知，则可以通过经典四阶Runge-Kutta方法求解出任意时刻导线温度(即公式(15))。
所述环境风条件下燃气管道泄漏所致喷射火影响邻近高压输电线温度评估方法分析流程：
环境风条件下燃气管道泄漏喷射火影响邻近输电线路温度分析流程如图3 所示，其基本步骤包括：
步骤1：收集和分析实时气象信息(包括空气温度(Ta)和密度(ρa)、太阳辐射(Qse和θs)及风速(uw)和风向(φ))以及燃气管道(包括管道内初始气体温度(T1,0)和压力(P1,0)、泄漏气体体积(V)或质量(m1,0)及泄漏直径 (d2))和邻近架空线路导线(包括导线直径(D)、载流量(I)、与火源之间距离(RT)及导线基本物理参数)相关信息；
步骤2：根据所建立的高压管道气体泄漏动力学过程模型及其诱发喷射火热辐射危害预测模型，计算目标处接收到的火焰热辐射通量
Figure BDA0003147556630000113
步骤3：根据公式(20)和公式(17)，分别计算风向校正因子Kangle和太阳照射产生热qs；然后将它们和计算所得火焰辐射热
Figure BDA0003147556630000114
以及公式(16)、(18)和(19)一起代入公式(9)，求出任意时刻导线载流量为I情况下的导线温度Tc。
实施例1
应用实例为美国德克萨斯州Cleburne市天然气管道事故，表1为此次事故灾害影响下邻近架空导线温度评估所需气象、管道和导线输入参数。
表1典型事故灾害条件下架空导线温度评估所需气象、管道和导线输入参数
Figure BDA0003147556630000121
附图4-6分别为本次事故的喷射火焰总长度、热辐射影响半径以及邻近架空导线温度变化的模拟计算结果。从图中看出，本发明通过综合考虑各种相关因素，结合环境风作用下燃气管道泄漏喷射火影响输电线路热平衡机理研究，可用于实时、有效分析在环境风作用下燃气管道泄漏引发喷射火灾害影响邻近输电线路运行温度异常变化，实现对此类事故灾害条件下线路温度变化的预测评估，并给出相应的模型计算方法。目前该评估方法在国内外尚属空白，加快此项技术推广应用意义重大。

Claims (6)

1.环境风下燃气泄漏所致喷射火影响高压输电线温度评估方法，其特征是包括以下步骤：
(1)收集和分析实时气象信息、燃气管道信息和邻近架空线路导线信息，计算高压管道气体泄漏过程中泄漏口处气体状态参数变化和喷射火焰尺寸；
(2)根据所高压管道气体泄漏动力学过程模型及其诱发喷射火热辐射危害预测模型，计算目标处接收到的火焰热辐射通量
Figure FDA0003147556620000011
火焰辐射热
Figure FDA0003147556620000012
(3)分别计算风向校正因子Kangle和太阳照射产生热qs；然后根据风向校正因子Kangle、太阳照射产生热qs和火焰辐射热qf，求出任意时刻导线载流量为I情况下的导线温度Tc。
2.根据权利要求1所述的环境风下燃气泄漏喷射火影响邻近高压输电线温度评估方法，其特征是所述步骤(1)中，所述实时气象信息包括空气温度(Ta)和密度(ρa)、太阳辐射(Qse和θs)、风速(uw)和风向(φ)；所述燃气管道信息包括管道内初始气体温度(T1,0)和压力(P1,0)、泄漏气体体积(V)或质量(m1,0)及泄漏直径(d2)；所述邻近架空线路信息导线包括导线直径(D)、载流量(I)、与火源之间距离(RT)及导线基本物理参数。
3.根据权利要求1所述的环境风下燃气泄漏喷射火影响高压输电线温度评估方法，其特征是所述步骤(1)中，高压管道气体泄漏过程中泄漏口处气体状态参数变化计算基于vander Waals气体状态方程，借助管道内初始条件下气体压力(P1,0，Pa)与温度(T1,0，K)、管道体积(V，m3)和泄漏面积(A，m2)作为模型输入值并通过相应迭代计算来实现；气体状态参数如泄漏口处喷口压力(P2，Pa)、比体积(v2，m3/kg)、喷口流速(u2，m/s)和质量流量
Figure FDA0003147556620000013
随泄漏时间变化方程式分别表示为：
Figure FDA0003147556620000014
Figure FDA0003147556620000021
Figure FDA0003147556620000022
Figure FDA0003147556620000023
式中，下标“1”表示管道内气体状态参数；下标“2”表示泄漏口处气体状态参数；a(m6·Pa/kg2)和b(m3/kg)为van der Waals常数；k为定熵指数；υcr为临界压力比；Pa为环境压力，Pa。
4.根据权利要求1所述的环境风下燃气泄漏喷射火影响高压输电线温度评估方法，其特征是所述步骤(1)中，喷射火焰尺寸计算基于Thornton模型，其具体计算过程包括如下两部分：
(1)火焰在静止空气中的总长度H0：
H0＝Yde (5)
Figure FDA0003147556620000024
Figure FDA0003147556620000025
Figure FDA0003147556620000026
式中，de为有效直径，m；Wa为空气的摩尔质量，kg/mol；R为摩尔气体常数，J/(mol·K)；ρa为空气密度，kg/m3；Ta为空气温度，K；Y为无量纲变量；W为泄漏气体质量所占比例，对于烷烃类气体，W＝Wg/(15.816Wg+0.0395)，其中Wg为泄漏气体的摩尔质量，kg/mol；
(2)火焰在有风条件下的总长度H：
Figure FDA0003147556620000031
式中，uw为风速，m/s；Θ为泄漏口轴线与水平线之间的夹角，0-90°。
火焰在风的作用下将发生倾斜，相应的倾斜角度β为：
Figure FDA0003147556620000032
式中，Rw为风速与喷口流速的比值，Rw＝uw/u2；
Figure FDA0003147556620000038
为基于H0的理查森数，
Figure FDA0003147556620000033
火焰的推举高度S为：
Figure FDA0003147556620000034
火焰的长度L为：
L＝(H2-S2sin2(β))1/2-S cos(β) (12)
5.根据权利要求1所述的环境风下燃气泄漏喷射火影响高压输电线温度评估方法，其特征是所述步骤(2)中，热辐射通量
Figure FDA0003147556620000035
计算过程为：
基于统一预测模型计算火焰辐射分数xr：
Figure FDA0003147556620000036
式中，f为当量比下燃料质量分数；Frf为火焰弗劳德数，
Figure FDA0003147556620000039
其中g为重力加速度，m/s2；ΔTf为绝热火焰温升，K；Ta为环境温度，K；
基于点源模型计算火焰热辐射通量
Figure FDA0003147556620000037
Figure DEST_PATH_BDA0003147556630000103
式中，
Figure FDA0003147556620000042
为热辐射通量，kW/m2；τ为大气透射率；
Figure FDA0003147556620000043
为热释放速率，kW，
Figure FDA0003147556620000044
其中ΔH为燃料理想燃烧热，kJ/kg；RT为目标点到火焰中心距离，m；θ为目标的法线与目标和火焰中心连线之间夹角。
6.根据权利要求1所述的环境风下燃气泄漏喷射火影响邻近高压输电线温度评估方法，其特征是所述步骤(3)中，具体计算方式包括：
在喷射火灾害情形下，架空导线吸热部分包括火焰辐射热(qf)、导线焦耳热(qJ)和太阳照射产生热(qs)，散热部分包括导线与周围环境对流散热(qc)和导线辐射散热(qr)，架空导线暂态热平衡方程如下：
Figure FDA0003147556620000045
式中，Tc为导线温度，℃；mc为单位长度导线质量，kg/m3；Cc为导线比热容，J/(kg·℃)；
其中，导线焦耳热(qJ)、太阳照射产生热(qs)、导线与周围环境对流散热(qc)和导线辐射散热(qr)计算式分别如下：
qJ＝I2Rc[1+kc(Tc-20)] (16)
qs＝αsQsesin(θs)D (17)
Figure FDA0003147556620000046
Figure FDA0003147556620000047
Kangle＝1.194-cos(φ)+0.194cos(2φ)+0.368sin(2φ) (20)
式中，I为导线载流量，A；Rc为单位长度导线交流电阻，Ω；kc为铝20℃时电阻温度系数，Ω/℃；αs为导线表面吸热系数；Qse为太阳辐射强度海拔修正值，W/m2；θs为太阳辐射入射有效角，；D为导线直径，m；uw为风速，m/s；μa为空气动力粘度，kg/(m·s)；ka为空气导热系数，W/(m·℃)；Kangle为风向校正因子；εc为导线表面发射率；φ为风向与导线轴向之间夹角，°；根据公式(15) -(20)可以看出，依据前序步骤算得的导线和气象信息数据，可通过经典四阶Runge-Kutta方法求解出任意时刻导线温度。
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