900mm2大截面導(dǎo)線壓接管優(yōu)化設(shè)計研究

劉勝春，王洪，孫娜，劉臻，萬建成，王二江，孫寶東

（中國電力科學(xué)研究院，北京 102401）

特高壓直流輸電具有遠(yuǎn)距離、大容量的特點，采用大截面、多分裂導(dǎo)線可以減小電流密度，降低線路損耗，節(jié)約工程投資[1]。錦屏—蘇南±800 kV特高壓直流輸電工程額定輸送容量為7.2 GW，額定電流為4 500 A，導(dǎo)線采用六分裂型式，子導(dǎo)線分裂間距450 mm，大量采用JL/G3A-900/40-72/7型鋼芯鋁絞線[2]。900 mm2導(dǎo)線為國內(nèi)首次研制的四層鋁股結(jié)構(gòu)大截面導(dǎo)線，也是第一次大規(guī)模應(yīng)用于特高壓工程。工程建設(shè)之初開展了大截面導(dǎo)線技術(shù)及其在特高壓工程中的應(yīng)用研究，研制了900 mm2導(dǎo)線配套的耐張線夾和接續(xù)管，并進(jìn)行了型式試驗，結(jié)果表明金具的各項性能滿足標(biāo)準(zhǔn)相應(yīng)要求[3]。導(dǎo)線的壓接是金具研制和現(xiàn)場施工中的一項重要內(nèi)容，關(guān)系到線路的安全。因此在工程大規(guī)模應(yīng)用前必須深入開展900 mm2導(dǎo)線壓接試驗研究，為金具的優(yōu)化設(shè)計和導(dǎo)線金具的強(qiáng)度配合提供依據(jù)，同時為后續(xù)特高壓工程大截面導(dǎo)線的應(yīng)用積累經(jīng)驗。

1 大截面導(dǎo)線的特點

1.1 結(jié)構(gòu)和參數(shù)

我國330～1 000 kV超/特高壓交流輸電線路的鋼芯鋁絞線截面通常在300～720 mm2，鋁線最多為三層，鋁鋼比一般小于14.5，而900/40導(dǎo)線的鋁鋼比為23.1。JL/G3A-900/40-72/7型鋼芯鋁絞線的鋁股有四層，如圖1所示。

圖1 JL/G3A-900/40-72/7導(dǎo)線結(jié)構(gòu)圖Fig. 1 Construction of JL/G3A-900/40-72/7 conductor

JL/G3A-900/40-72/7導(dǎo)線主要技術(shù)參數(shù)見表1。

表1 JL/G3A-900/40-72/7導(dǎo)線主要技術(shù)參數(shù)Tab. 1 Main technical parameters of JL/G3A-900/40-72/7 conductor

1.2 導(dǎo)線額定拉斷力

導(dǎo)線額定拉斷力是導(dǎo)線的一個重要技術(shù)參數(shù)，不同的標(biāo)準(zhǔn)關(guān)于導(dǎo)線額定拉斷力的計算方法也有所不同。中國國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 1179-2008規(guī)定鋼芯鋁絞線額定拉斷力（RTS）按式（1）計算[4]。

式中，Aa為鋁標(biāo)稱面積，mm2；As為鋼標(biāo)稱面積，mm2；σa為鋁單線絞前抗拉強(qiáng)度要求值，MPa；σ1%為鍍鋅鋼線1%伸長應(yīng)力要求值，MPa。

美國標(biāo)準(zhǔn)ASTM B232規(guī)定鋼芯鋁絞線額定拉斷力按式（2）計算。

式中，fa為鋁線強(qiáng)度折減系數(shù)，與鋁單線結(jié)構(gòu)有關(guān)，取值0.90～0.96；fs為鋼線強(qiáng)度折減系數(shù)，與鍍鋅鋼線結(jié)構(gòu)有關(guān)，7股鋼線取0.96，19股鋼線取0.93。

比較式（1）和式（2）可知，后者考慮了單線絞合引起的強(qiáng)度損失，引入了2個小于1的系數(shù)，其計算結(jié)果會小于前者。以900/40導(dǎo)線為例，2個標(biāo)準(zhǔn)關(guān)于導(dǎo)線額定拉斷力的計算結(jié)果比較見表2，對900/40導(dǎo)線，按ASTM標(biāo)準(zhǔn)計算的額定拉斷力只相當(dāng)于國標(biāo)的91.5%。

表2 2個標(biāo)準(zhǔn)關(guān)于導(dǎo)線額定拉斷力計算結(jié)果比較Tab. 2 Comparison on RTS according to two standards

由此可見，對同一種規(guī)格鋼芯鋁絞線，按國標(biāo)和ASTM標(biāo)準(zhǔn)計算的額定拉斷力有所不同。ASTM標(biāo)準(zhǔn)考慮了絞合引起的強(qiáng)度損失，國標(biāo)則未考慮。導(dǎo)線拉斷力由鋁單線和鍍鋅鋼線共同承擔(dān)，根據(jù)國標(biāo)導(dǎo)線額定拉斷力的計算方法，對于900/40導(dǎo)線，鋁股占73%，鋼芯占27%，鋁股承擔(dān)的拉力明顯高出三層鋁股結(jié)構(gòu)導(dǎo)線，這種差異決定了鋁線抗拉強(qiáng)度對導(dǎo)線拉斷力的影響更大。

2 大截面導(dǎo)線配套金具的設(shè)計和試驗

2.1 耐張線夾的結(jié)構(gòu)型式

900/40導(dǎo)線配套的耐張線夾采用液壓型，結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 NY-900/40型耐張線夾結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 2 Construction sketch of NY-900/40 strain clamp

2.2 接續(xù)管的結(jié)構(gòu)型式

鋼芯鋁絞線配套的接續(xù)管由鋼管和鋁管兩部分組成，900/40導(dǎo)線配套的接續(xù)管如圖3所示。

圖3 JYD-900/40型接續(xù)管結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 3 Construction sketch of JYD-900/40 splicing sleeve

2.3 壓接管的設(shè)計

根據(jù)壓接管的設(shè)計和運(yùn)行經(jīng)驗，鋼芯鋁絞線的壓接管一般采用變形鋁，常用牌號為1 050 A。壓接管的設(shè)計主要包括鋁管內(nèi)徑、外徑、拔梢長度、壓接長度取值等，按照傳統(tǒng)經(jīng)驗[5]，鋁管內(nèi)徑通常按導(dǎo)線直徑的1.04倍取值，鋁管外徑應(yīng)保證鋁管強(qiáng)度不低于鋁股強(qiáng)度，拔梢長度等于導(dǎo)線外徑。初始的JL/G3A-900/40-72/7壓接管主要技術(shù)參數(shù)見表3。

表3 初始的JL/G3A-900/40-72/7壓接管主要技術(shù)參數(shù)Tab. 3 Main technical parameters of the original hydraulic tube for JL/G3A-900/40-72/7 conductor

金具標(biāo)準(zhǔn)要求液壓型耐張線夾和接續(xù)管對導(dǎo)線的握力不應(yīng)小于導(dǎo)線額定拉斷力的95%[6]，即203.39×95%=193.22 kN，否則試驗不合格。

2.4 導(dǎo)線與金具的壓接

900/40導(dǎo)線壓接按Q/GDW 571-2010《大截面導(dǎo)線壓接工藝導(dǎo)則》的規(guī)定執(zhí)行，耐張線夾鋁管壓接采用“倒壓”方式，接續(xù)管鋁管壓接采用“順壓”方式，有效消除了因壓接質(zhì)量引起的握力分散。

2.5 握力試驗

將試制的耐張線夾和接續(xù)管與導(dǎo)線壓接后依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的方法進(jìn)行握力試驗[7]，導(dǎo)線絞后鋁單線抗拉強(qiáng)度平均值為160 MPa，共進(jìn)行9個樣品的試驗，握力試驗結(jié)果統(tǒng)計值見表4。

表4 握力試驗結(jié)果統(tǒng)計值Tab. 4 Statistic of test results on the grip strength

結(jié)果顯示，握力最大值為193.2 kN，小于規(guī)定值，試驗不合格，這說明導(dǎo)線中單線的強(qiáng)度偏低，且金具也有優(yōu)化的空間。

金具與導(dǎo)線液壓連接后會產(chǎn)生一定的強(qiáng)度損失，為便于分析金具握力與導(dǎo)線強(qiáng)度之間的關(guān)系，定義導(dǎo)線的累加拉斷力和金具握力殘存率如下[9]：

累加拉斷力=實測鋁線平均強(qiáng)度×鋁線標(biāo)稱截面積+實測鋼線1%伸長應(yīng)力×鋼線標(biāo)稱截面積；

金具握力殘存率=金具握力試驗值÷累加拉斷力。

應(yīng)用累加拉斷力和金具握力殘存率計算公式，對幾種不同鋁單線強(qiáng)度下金具握力殘存率進(jìn)行計算，結(jié)果見表5。

表5 JL/G3A-900/40-72/7導(dǎo)線配套金具握力殘存率Tab. 5 Residual ratios of grip strength of fittings matching JL/G3A-900/40-72/7 conductor

從表5中可以看出，金具握力殘存率在88.0%～88.7%。若導(dǎo)線的強(qiáng)度僅達(dá)到技術(shù)條件最低要求值，即鋁單線絞后平均強(qiáng)度為157 MPa，鋼芯1%伸長應(yīng)力為1 410 MPa，則其累加拉斷力為196.2 kN，金具壓接后握力最大為196.2×88.7%=174.0 kN＜193.22 kN，顯然不能滿足金具握力要求。若采用初始的金具尺寸，要保證金具壓接后握力滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，絞后鋁單線的平均抗拉強(qiáng)度要達(dá)到180 MPa以上。鋁單線的強(qiáng)度和原材料、拉絲工藝密切相關(guān)，且與導(dǎo)電率直接關(guān)聯(lián)，強(qiáng)度提高后導(dǎo)電率降低，因此，鋁單線的強(qiáng)度不宜過度提高，應(yīng)綜合考慮制造難度和單線綜合性能，確定一個合理上限值。通過金具的優(yōu)化來降低壓接引起的強(qiáng)度損失，提高金具對導(dǎo)線的握力，并確定合理的單線強(qiáng)度取值。

3 壓接管的優(yōu)化

3.1 壓接管內(nèi)部解剖

為了解壓接管與導(dǎo)線壓接后的內(nèi)部情況，對壓接后的耐張線夾和接續(xù)管分別進(jìn)行了解剖，如圖4所示。

圖4 壓接后耐張線夾和接續(xù)管握力樣品剖面圖Fig. 4 Sectional view of samples of crimped strain clamp and splicing sleeve

從圖4中可以看出，導(dǎo)線鋼芯與鋼錨、鋁線與鋁管和鋼錨均壓接密實，導(dǎo)線破壞時表現(xiàn)為鋁股斷裂，發(fā)生在管口附近拔梢處。就整個組件的強(qiáng)度而言，鋁管出口處由于壓接導(dǎo)致鋁線強(qiáng)度下降，該部位的強(qiáng)度相對薄弱，因此，耐張線夾和接續(xù)管在設(shè)計時應(yīng)重點考慮選取合適的內(nèi)徑和拔梢角度以降低鋁管出口處的鋁線強(qiáng)度損失。

3.2 影響握力的因素

金具的握力與導(dǎo)線拉斷力直接相關(guān)，同時，鋁管的壓縮比反映了導(dǎo)線受壓縮程度，鋁管拔梢長度影響鋁管斷口附近的應(yīng)力集中水平，當(dāng)鋁管外徑和導(dǎo)線外徑一定時，鋁管內(nèi)徑?jīng)Q定了壓縮比，鋁管內(nèi)徑越大，壓縮比越小。因此，影響金具對導(dǎo)線握力的參數(shù)有導(dǎo)線拉斷力、鋁管內(nèi)徑和拔梢長度。

3.2.1 導(dǎo)線拉斷力

導(dǎo)線中的鋁單線平均強(qiáng)度直接影響金具握力。對于900/40導(dǎo)線，由于鋁單線在導(dǎo)線拉斷力中所占的比例很大，要保證金具對導(dǎo)線具有足夠握力，就必須對導(dǎo)線的鋁單線強(qiáng)度提出要求。又因為鋁單線強(qiáng)度與原材料、制造工藝有關(guān)，同時影響導(dǎo)電率，因此鋁單線的強(qiáng)度有一個合理取值范圍。

3.2.2 鋁管內(nèi)徑

壓接部位2種元件之間力的傳遞實際上是依靠變形后的管和單線之間的摩擦力。鋁管壓縮前斷面為圓環(huán)，壓縮后外側(cè)變?yōu)閮?nèi)接于圓的正六邊形，內(nèi)側(cè)內(nèi)徑也相應(yīng)縮小，如圖5所示。鋼管壓縮情況與鋁管類似。鋁管的外徑與壓模相等，鋁管內(nèi)徑直接決定了壓縮比，過大的壓縮比會引起導(dǎo)線中鋁線強(qiáng)度損失，而壓縮比太小又會導(dǎo)致壓接不實，摩擦力不夠引起金具與導(dǎo)線之間的滑移。確定合理的鋁管內(nèi)徑就能獲得理想的壓縮比，既能實現(xiàn)金具與導(dǎo)線之間的力的傳遞，又能減小因壓縮引起的強(qiáng)度損失。

圖5 鋁管壓縮前后橫截面圖Fig. 5 Cross-section of the aluminum tube before and after crimping

3.2.3 鋁管拔梢長度

大量的金具握力試驗表明，破斷發(fā)生在鋁管拔梢位置處的鋁線上，原因是該處強(qiáng)度突變，導(dǎo)線和鋁管壓接部位的強(qiáng)度高于導(dǎo)線強(qiáng)度，因此鋁管未發(fā)生斷裂，而鋁線受擠壓變形，在拔梢處有效受力截面發(fā)生突變，在拉力作用下該處會斷裂。因此，導(dǎo)線的受擠壓程度和拔梢的長度對握力有直接的影響。通常鋁管在設(shè)計時管口都有一定長度的拔梢，以緩解壓接后鋁管出口處的應(yīng)力集中現(xiàn)象，拔梢長度越長，則截面過渡越平緩，對于3層鋁股及以下結(jié)構(gòu)導(dǎo)線，鋁管的拔梢長度一般不小于導(dǎo)線直徑，適當(dāng)增加拔梢長度有利于緩解截面突變，減小受壓鋁線的強(qiáng)度損失。

基于以上分析，在導(dǎo)線參數(shù)確定的條件下，可以通過選擇合理的鋁管內(nèi)徑、拔梢長度來提高金具對導(dǎo)線的握力，實現(xiàn)金具的優(yōu)化設(shè)計。而這3種因素的組合種類非常多，為便于分析，固化其中1個因素，改變另外2個因素是可行的方案，而采用正交試驗是合理的途徑。

3.3 正交試驗方案

壓接試驗采用特定的900/40導(dǎo)線，其關(guān)鍵技術(shù)參數(shù)見表6，根據(jù)該參數(shù)計算得到導(dǎo)線的累加拉斷力為218.8 kN。選擇了3組鋁管內(nèi)徑（分別為42.0 mm，42.5 mm和43.0 mm）、3組拔梢長度（分別為100 mm，150 mm和200 mm）的樣品，制定了如表7所示的正交試驗方案。每種組合的試驗樣品為6組（12個），將金具與導(dǎo)線壓接后進(jìn)行握力試驗。

表6 握力試驗用900/40導(dǎo)線主要技術(shù)參數(shù)Tab. 6 Main technical parameters of JL/G3A-900/40-72/7 conductor for grip strength test

表7 900/40導(dǎo)線配套金具握力正交試驗方案Tab. 7 Orthogonal test schemes for JL/G3A-900/40-72/7 conductor and matched fittings

3.4 試驗結(jié)果分析

正交試驗方案共獲得36組握力試驗數(shù)據(jù)，試驗結(jié)果分布見圖6，從圖中可以看出，隨著內(nèi)徑和拔梢長度的增加，握力值總體呈增加趨勢。

為進(jìn)一步分析，對握力的平均值、最大值和最小值分別列表比較，見表8。

圖6 握力試驗結(jié)果分布圖Fig. 6 Distribution curve of test results on grip strength

表8 握力平均值、最大值和最小值Tab. 8 Mean，maximum and minimum of grip strength

從表8中可以看出，在鋁管內(nèi)徑42～43 mm、拔梢長度100～200 mm范圍內(nèi)，握力總體隨著鋁管內(nèi)徑和拔梢的增加而增大（個別數(shù)據(jù)有偏差）。為分析鋁管內(nèi)徑和拔梢長度對握力的影響規(guī)律，采用二元函數(shù)對試驗結(jié)果進(jìn)行回歸分析[9]，假設(shè)它們之間滿足如下關(guān)系：

式中，Y為握力，kN；D為鋁管內(nèi)徑，mm；l為拔梢長度，mm；a、b、c為待求的參數(shù)，根據(jù)握力最大值、最小值和平均值計算得到的參數(shù)見表9。

表9 握力統(tǒng)計值二元回歸參數(shù)Tab. 9 Binary regression parameters on statistic of grip strength

握力最大值、最小值和平均值回歸結(jié)果及誤差分別見表10、表11和表12。

表10 握力最大值回歸結(jié)果Tab. 10 Regression results on maximum of grip strength

表11 握力最小值回歸結(jié)果Tab. 11 Regression results on minimum of grip strength

表12 握力平均值回歸結(jié)果Tab. 12 Regression results on mean of grip strength

從上述結(jié)果中可以看出，回歸值與試驗結(jié)果非常接近，最大誤差為-2.29 kN，相對誤差為-1.2%，其他誤差均在±1%以內(nèi)，這說明回歸函數(shù)能較好反映試驗結(jié)果的變化特點。b、c均為正數(shù)，表明在鋁管內(nèi)徑和拔梢長度達(dá)到范圍內(nèi)的最大值時，握力將達(dá)到最大。因此，以鋁管內(nèi)徑43 mm、拔梢長度200 mm時握力最小值的回歸值計算握力殘存率是合理的，即最小握力殘存率為198/218.8=90.5%，較優(yōu)化前最大握力殘存率88.7%提高了1.8個百分點，相當(dāng)于3.7 kN。這說明優(yōu)化后金具握力得到了一定程度的提高。

根據(jù)最小握力殘存率90.5%計算出導(dǎo)線絞前鋁單線強(qiáng)度要求值，即絞后鋁單線平均強(qiáng)度不應(yīng)小于172 MPa，以此作為導(dǎo)線招標(biāo)技術(shù)條件中的一項重要技術(shù)指標(biāo)。

4 優(yōu)化金具的工程應(yīng)用

900/40導(dǎo)線配套的耐張線夾和接續(xù)管優(yōu)化設(shè)計成果應(yīng)用于錦屏—蘇南±800 kV特高壓直流輸電線路工程線路金具的統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計中，各金具制造廠根據(jù)優(yōu)化后的金具圖紙生產(chǎn)金具，線路材料供貨過程中，對導(dǎo)線和金具供貨廠家分別進(jìn)行了廠內(nèi)抽樣，并在實驗室內(nèi)進(jìn)行導(dǎo)線壓接握力試驗，900/40導(dǎo)線與配套金具握力試驗結(jié)果分布見圖7。24組握力數(shù)據(jù)的最小值為195.2 kN，滿足大于95%RTS的要求，進(jìn)一步驗證了金具優(yōu)化的效果。

圖7 抽檢導(dǎo)線和金具握力分布圖Fig. 7 Distribution curve of test results of grip strength for sampling conductors and fittings

5 結(jié)論

1）金具對導(dǎo)線的握力與導(dǎo)線的強(qiáng)度、鋁管的內(nèi)徑、鋁管端部拔梢長度有關(guān)，導(dǎo)線的強(qiáng)度越大，則金具的握力越大；在一定范圍內(nèi)適當(dāng)增大鋁管內(nèi)徑和拔梢長度有助于降低壓接引起的強(qiáng)度損失，提高金具對導(dǎo)線握力。

2）通過握力與鋁管內(nèi)徑、拔梢長度的二元回歸分析，得到最優(yōu)的900/40導(dǎo)線壓接管關(guān)鍵尺寸：鋁管外徑68 mm、內(nèi)徑43 mm、拔梢長度200 mm，優(yōu)化后金具對導(dǎo)線的握力殘存率不低于90.5%。

[1] 柏曉路，葛秦嶺，徐大成，等. ±800 kV特高壓直流輸電線路工程導(dǎo)線選型[J]. 電網(wǎng)與清潔能源，2011，27（12）:23-27.BAI Xiaolu，GE Qinling，XU Dacheng，et al. Conductor schemes of ±800 kV UHVDC transmission line project[J].Power System and Clear Energy，2011，27（12）: 23-27（in Chinese）.

[2] 萬建成，余軍，尋凱，等. 900 mm2大截面導(dǎo)線在特高壓直流工程中的應(yīng)用[J]. 電網(wǎng)技術(shù)，2009，33（15）: 60-65.WAN Jiancheng，YU Jun，XUN Kai，et al. Application of 900 mm2large cross-section conductor in UHV DC project[J]. Power System Technology，2009，33（15）: 60-65（in Chinese）.

[3] 萬建成，等. 大截面導(dǎo)線技術(shù)及其在特高壓工程中的應(yīng)用研究[R]. 北京: 中國電力科學(xué)研究院，2009.

[4] GB/T 1179-2008 圓線同心絞架空導(dǎo)線[S]. 北京: 中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2008.

[5] 程應(yīng)鏜. 送電線路金具的設(shè)計、安裝、試驗和應(yīng)用[M]. 北京: 水利電力出版社，1989.

[6] GB/T 2314-2008 電力金具通用技術(shù)條件[S]. 北京:中國電力出版社，2009.

[7] GB/T 2317. 1-2008 電力金具試驗方法 第1部分:機(jī)械試驗[S]. 北京: 中國電力出版社，2009.

[8] 萬建成，劉勝春，劉臻，等. 金具對大截面導(dǎo)線握力的影響因素[J]. 電力建設(shè)，2012，33（6）: 84-88.WAN Jiancheng，LIU Shengchun，LIU Zhen，et al.Influence factors of fitting on grip strength of large cross-section conductor[J]. Electric Power Construction，2012，33（6）:84-88（in Chinese）.

[9] 謝宇. 回歸分析[M]. 北京：社會科學(xué)文獻(xiàn)出版社，2010.