雙分裂設備線夾短路電流沖擊受力分析

劉建軍，高山，張建國

(江蘇省電力公司電力科學研究院，南京市211103)

0 引言

設備線夾是連接導線和一次設備的關鍵金具。對設備線夾的機械載荷要求，現(xiàn)行的國家標準［1-2］和電力行業(yè)標準［3］僅規(guī)定了握力，即沿導線方向的受力。然而，在220 kV及以上電壓等級的AIS變電站中，設備間多采用雙分裂導線進行連接，當變電站內(nèi)設備或站外線路發(fā)生短路時，平行布置的2根雙分裂導線之間會產(chǎn)生電磁引力，使導線產(chǎn)生大的張力和變形，這個由短路電流引起的導線張力稱為第一最大張力。第一最大張力作用在設備線夾上時，不僅表現(xiàn)為拉應力的作用，更重要的是會在設備線夾上形成一個較大的彎矩，嚴重時會導致設備線夾變形甚至斷裂，引發(fā)設備故障。

以往設備線夾的斷裂原因分析主要偏重于材料性能方面［4-5］，本文結合一起壓縮型設備線夾經(jīng)受短路電流時斷裂的故障實例，依據(jù)現(xiàn)行設計規(guī)范和材料力學理論，對設備線夾在短路電流下的受力進行分析，提出設備線夾在設計、選型時應從結構強度方面核算短路電流耐受能力的觀點。

1 壓縮型雙分裂設備線夾結構

變電站常用的壓縮型雙分裂設備線夾結構如圖1所示，由鑄造件A-B和壓接鋁管C兩部分焊接組合而成。A為矩形接線鋁板，B為過渡段實心圓柱體鋁棒，A－B為一個鑄造整體?？招膲航愉X管C與導線D(鋼芯鋁絞線)之間采用壓接方式連接。

2 短路電流下設備線夾受力分析

當雙分裂導線中流過較大的短路電流時，兩側次導線及壓接鋁管相互吸引的電磁引力會在設備線夾的鋁板和過渡段實心鋁棒結合部位形成較大的彎曲應力，當彎曲應力超過材料的強度極限時，就會導致線夾斷裂，如圖2所示。

圖1 壓縮型雙分裂設備線夾結構Fig.1 Structure of compression-type double bundle terminal connector

圖2 設備線夾斷裂Fig.2 Fracture of terminal connector

對此設備線夾結構，力學上簡化為圖3所示的模型進行分析。通過短路電流時，剛性的壓接鋁管受到均布的電動力Fmy，柔性的鋼芯鋁絞線導線受到相互吸引的電動力后形成沿導線軸向的張力T。張力T為導線的初始張力T0和第一最大張力Tm的合力，T=T0+Tm。

圖3 設備線夾受力分析示意圖Fig.3 Force analysis of terminal connector

2.1 壓接鋁管短路電動力計算

壓接鋁管為有限長導體，根據(jù)畢奧 －薩伐爾定律，在單相短路電流下，有限長平行導體的電動力Fmy為［6］

式中:μ0是真空磁導率，為4π × 10－7H/m;Icj為短路沖擊電流，Icj=1.8Im，Im為短路電流值，A;Kc是回路系數(shù)，為為平行導體長度，m;a為平行導體中心間距，m。

2.2 次導線張力計算

雙分裂次導線在短路電流電動力作用下發(fā)生相吸變形，產(chǎn)生第一最大張力Tm。第一最大張力Tm的計算分為次導線接觸和不接觸2種情況［7］，如圖4所示。

圖4 短路時次導線受力變形示意圖Fig.4 Deformation of sub-conductor by stress in short-circuit

(1)次導線變形后不接觸時的電動力Fmr和第一最大張力Tm為

(2)次導線變形后接觸時的電動力Fmr和第一最大張力Tm為

式中:L為次導線檔距，m;a為次導線分裂間距，m;b為次導線變形后中心間距，當導線接觸時b取次導線直徑，m;f是次導線橫向變形量，為(a－b)/2，m;L2為次導線變形后接觸長度，m;Im為短路電流值，kA;arctan計算時取弧度。

(3)次導線初始張力T0。由于變電站內(nèi)設備間距較短，導線弧垂很小，設備線夾壓接鋁管處的應力近似等于導線水平應力［8］，T0=g·A·L/2，g 為導線自重比載，N/(m·mm2);A為導線的截面積，mm2。

由于次導線的初始張力與次檔距有關，當次檔距確定時，初始張力為定值。

2.3 設備線夾受力分析

如圖3的設備線夾，其過渡段根部受壓縮鋁管電動力彎矩、導線張力彎矩和導線張力水平拉力的綜合作用，為應力最大的部位，對此截面進行應力分析。

式中:Wz為設備線夾過渡段根部的抗彎截面系數(shù)，m3;Ly為壓接鋁管導線出口至過渡段根部的長度，m;Tx是張力T的水平分量，為T·cos(θ);Ty是張力T的垂直分量，為T·sin(θ);θ為次導線變形后的水平傾角;S為設備線夾過渡段根部的截面積，m2。

當設備線夾過渡段截面的應力σ≤材料的許用應力［σ］時，設備可以安全承受設定的短路電流電動力。

3 實例計算與分析

在一次短路故障中，某500 kV變電站220 kV間隔流過的短路電流為41.397 kA，一只設備線夾(型號SSY－400/35A－120，材質ZL102)發(fā)生了如圖2所示的斷裂。經(jīng)對設備線夾的材質和斷口分析，確認屬于瞬時斷裂，材質性能基本符合標準和設計要求，遂從結構受力方面分析其受力狀況。

依據(jù)式(1)～(6)對設備線夾過渡段根部在短路電流時的應力進行計算，計算參數(shù)為:設備線夾過渡段直徑28.5 mm，壓接鋁管導線出口至過渡段根部的長度Ly=0.2 m，分裂間距a=0.12 m，次檔距L=2 m，導線直徑26.8 mm，導線自重比載g=0.031 1 N/(m·mm2)，短路電流值Im=41.397 kA。

計算結果:壓接鋁管部分的電動力Fmy=524 N，導線初始張力T0=13.23 N，由電動力引起的導線張力在不同變形程度時的變化如圖5所示。由于變電設備之間導線較短，Tm≥T0，因此導線初始張力在計算時可以不計。

由圖5可見，導線的第一最大張力在接觸前隨變形量的增大先減小后增大，當次導線相互接觸后電磁吸力消失，張力隨接觸長度的增加而逐漸減小。而設備線夾過渡段根部的應力σ不僅與張力值相關，而且與張力的角度θ相關。由式(6)可見，由于截面的抗彎截面系數(shù)Wz在數(shù)值上遠小于截面面積S，因此張力的垂直分量導致的應力所占的比重最大，并且隨變形程度的增加，變形角θ逐漸增大，所以設備線夾過渡段根部的應力σ在次導線臨界接觸時取得最大值。

表1為不同變形量時應力σ的計算結果，可以看出在次導線臨界接觸時(次導線中心間距為導線直徑26.8 mm)，應力σ為最大值149 MPa。經(jīng)對設備線夾進行材質力學性能試驗，材料的抗拉強度為123～159 MPa，短路時設備線夾的應力σ已超過了材料的最小實際抗拉強度，設備因此發(fā)生了斷裂。

圖5 不同變形量時的次導線張力Fig.5 Sub-conductor’s tension in different deformation

表1 次導線不同變形量時線夾過渡段根部應力Tab.1 Stress of terminal connector root for different sub-conductor deformation

4 設備線夾結構設計要求

壓縮型雙分裂設備線夾流過短路電流時其根部過渡段受到的應力最大，所受應力值與其截面面積、導線分裂間距、次檔距、短路電流、導線變形程度有關。因此變電站金具設計時需要結合一次設備耐受的短路電流，考慮設備線夾的結構，防止在外部短路情況下設備線夾發(fā)生斷裂。

4.1 設備線夾結構設計要求分析

對實例中設備線夾進行結構安全性分析，因設備線夾為連接金具，安全系數(shù)取1.5［9-10］，耐受短路電流為50 kA時，其根部截面許用應力［σ］≤155/1.5=103 MPa［11］，因此利用式(1)～(6)反向計算，可以得到設備線夾過渡段根部的直徑應不小于37 mm，而其實際直徑只有28.5 mm，因此不具備耐受50 kA短路電流的能力。

4.2 次檔距設計要求分析

次檔距的設置已有較多的研究成果［12-14］，次檔距不僅會影響變電站構架的受力，對設備線夾的受力也有重要影響。變電站設備間連接導線的次檔距設置一般不會超過3 m，圖6為220 kV變電設備間常用的400/35型鋼芯鋁絞線通過50 kA短路電流時，不同次檔距、不同分裂間距條件下，次導線臨界接觸時的導線張力，可以看出，次檔距和分裂間距對導線張力的影響很大。對于實例所述的SSY－400/35A型設備線夾，經(jīng)計算，為可以耐受50 kA的短路電流，保證1.5倍安全系數(shù)的情況下，檔距應不大于1 m。

圖6 不同次檔距、分裂間距下的導線張力Fig.6 Sub-conductor's tension in different sub-span and spacing

現(xiàn)行的設計規(guī)范規(guī)定220 kV及以下雙分裂導線的分裂間距可取100～200 mm［15］，圖6表明，較大的分裂間距可以降低導線的第一最大張力，以2 m次檔距為例，分裂間距由120 mm增加到200 mm時，導線的第一最大張力從21.77 kN下降到9.53 kN，下降了56%。因此，在滿足其他電氣設計的基礎上，推薦采用200 mm的分裂間距。

5 結論

(1)雙分裂設備線夾承受短路電流時，其過渡段根部為應力最大部位，且在分裂導線臨界接觸時應力值最大。當應力最大值超過材料的抗拉強度時，線夾就有可能在此部位發(fā)生斷裂。因此，雙分裂設備線夾在設計時需要考慮與連接設備相同等級的短路電流耐受能力。

(2)變電站連接導線次檔距、分裂間距設計時，在滿足其他電氣性能要求的基礎上，需要考慮所選用的設備線夾在額定的短路電流下的機械強度。

(3)施工選用設備線夾和對在用設備線夾進行機械強度校核時，應綜合考慮額定短路電流、導線直徑、導線分裂間距、次檔距對其所受應力的影響。

(4)由于與計算實例相同型號的設備線夾在電網(wǎng)中大量使用，本文的分析方法可對在用設備線夾的短路電流耐受能力評價提供一定的指導和借鑒。

致 謝

江蘇省電力設計院的胡繼軍高級工程師，河海大學的江泉教授，華東電力設計院的張謝平高級工程師對本文亦有貢獻，在此表示感謝。

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