跳線風(fēng)偏故障分析和計(jì)算方法探討

陳科技，白 航，樓文娟，張琳琳，陳賽慧

（1.國(guó)網(wǎng)浙江省電力有限公司經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，杭州 310008；2.四川省建筑科學(xué)研究院有限公司，成都 610081；3.浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院結(jié)構(gòu)工程研究所，杭州 310058）

0 引言

跳線又稱引流線，是非直線塔（包括直線耐張塔和轉(zhuǎn)角塔）體系中桿塔兩側(cè)導(dǎo)線的連接線，通常分為直引跳線和繞引跳線，2 種跳線的示意圖見圖1。直引跳線如同穿過(guò)塔頭空間的一個(gè)小孤立檔導(dǎo)線，繞引跳線如同中間具有1（或2）個(gè)直線轉(zhuǎn)角的2（或3）個(gè)連續(xù)檔導(dǎo)線。輸電線路中非直線塔跳線體系的風(fēng)偏研究是輸電線路風(fēng)偏研究的重要內(nèi)容之一，當(dāng)跳線發(fā)生風(fēng)偏時(shí)，會(huì)對(duì)桿塔構(gòu)件形成放電，造成跳閘。故對(duì)此類跳線體系在強(qiáng)風(fēng)場(chǎng)下的風(fēng)偏發(fā)展情況及幅值的確定是完善輸電線路設(shè)計(jì)、保證輸電線路安全運(yùn)行的重要措施。

圖1 不同種類的跳線

已有文獻(xiàn)表明[1-2]，由跳線風(fēng)偏所引起的跳閘故障在所有風(fēng)偏跳閘事故中占有較高的比例。在2005 年臺(tái)風(fēng)“海棠”登陸浙江省期間，溫州地區(qū)110 kV 及以上輸電線路共發(fā)生跳閘事故67 起，其中與跳線相關(guān)的跳閘事故超過(guò)50 起[1]。2006 年6月一次颮線風(fēng)引起浙江地區(qū)110 kV 輸電線路跳閘13 次、220 kV 輸電線路跳閘12 次，其中由跳線風(fēng)偏引起的跳閘事故分別為5 次和7 次[1]。南方電網(wǎng)的事故調(diào)查及相關(guān)運(yùn)行資料顯示[2]，該地區(qū)的風(fēng)偏閃絡(luò)事故以耐張塔跳線風(fēng)偏居多，耐張塔跳線在臺(tái)風(fēng)情況下的跳閘次數(shù)占220 kV 及以上線路風(fēng)偏閃絡(luò)事故的50%以上。此外，受微地形風(fēng)場(chǎng)或短時(shí)復(fù)雜氣候條件的影響，內(nèi)蒙古[3]、安徽、云南[4]、湖北[5]等非臺(tái)風(fēng)多發(fā)地區(qū)的輸電線路也多次發(fā)生由跳線風(fēng)偏引起的跳閘故障，跳線風(fēng)偏跳閘故障已成為影響輸電線路安全穩(wěn)定運(yùn)行的重要因素。

輸電線路跳線風(fēng)偏問(wèn)題是對(duì)現(xiàn)有輸電線路導(dǎo)線風(fēng)偏工況的有效補(bǔ)充。與普通導(dǎo)線相比，跳線的跨度小、質(zhì)量輕、更松弛，因而在風(fēng)荷載作用下更加容易產(chǎn)生較大的風(fēng)偏位移。目前對(duì)跳線風(fēng)偏的研究多集中在基于實(shí)際閃絡(luò)故障的定性分析和防治措施討論[1-6]，缺少明確的理論計(jì)算方法和計(jì)算結(jié)果討論。不同于直線塔懸垂絕緣子串的運(yùn)動(dòng)特性，跳線兩端的跳線絕緣子串與輸電導(dǎo)線直接相連，這使得跳線的風(fēng)偏響應(yīng)會(huì)不可避免地受到導(dǎo)線運(yùn)動(dòng)的影響，但已有的關(guān)于跳線風(fēng)偏響應(yīng)的研究往往忽略了上述特征[6-7]。趙雪飛[7]計(jì)算了直引跳線的風(fēng)偏角并進(jìn)行了輸電線路風(fēng)偏風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估分析，但并未考慮與跳線相連的導(dǎo)線運(yùn)動(dòng)對(duì)前者風(fēng)偏響應(yīng)的影響?？紤]到繞引跳線結(jié)構(gòu)形式與直線塔懸垂絕緣子線串模型相近，部分文獻(xiàn)[6，8]采用剛性直棒法來(lái)計(jì)算繞引跳線的風(fēng)偏角，但實(shí)際上繞引跳線的運(yùn)動(dòng)受跳線絕緣子串、相鄰導(dǎo)線運(yùn)動(dòng)、跳線本身長(zhǎng)度和張力、掛點(diǎn)高差等多因素的影響[9]，剛性直棒法并不完全適用于繞引跳線的風(fēng)偏計(jì)算。為此，部分學(xué)者[10-13]討論了跳線長(zhǎng)度的計(jì)算方法以供耐張塔塔頭設(shè)計(jì)、跳線施工安裝參考，結(jié)果表明在弧垂相同的情況下考慮跳線彎曲剛度的計(jì)算線長(zhǎng)比不考慮時(shí)短約3.7%，但上述研究并未進(jìn)一步討論跳線彎曲剛度對(duì)風(fēng)偏響應(yīng)的影響。此外，徐海巍等[8]采用有限元方法計(jì)算了繞引跳線在脈動(dòng)風(fēng)場(chǎng)下的動(dòng)態(tài)風(fēng)偏響應(yīng)，但并未對(duì)直引跳線的風(fēng)偏響應(yīng)進(jìn)行探討。錢程[14]通過(guò)縮尺模型的高頻天平測(cè)力風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)定了不同分裂數(shù)、不同形式跳線的體形系數(shù)，并運(yùn)用到隨后的跳線風(fēng)偏有限元計(jì)算中，但該有限元計(jì)算只對(duì)跳線本身進(jìn)行了建模，并未將與之相連的導(dǎo)線體系納入考慮。

可以看到，現(xiàn)有文獻(xiàn)對(duì)跳線風(fēng)偏響應(yīng)的研究較少，對(duì)實(shí)際風(fēng)偏閃絡(luò)故障中直引跳線風(fēng)偏響應(yīng)計(jì)算方法的討論更是罕見。為此，本文對(duì)近年來(lái)部分臺(tái)風(fēng)登陸期間我國(guó)東南沿海地區(qū)輸電線路跳線風(fēng)偏閃絡(luò)故障進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析并總結(jié)了跳線風(fēng)偏故障的易發(fā)特征；對(duì)實(shí)際故障線路進(jìn)行跳線風(fēng)偏響應(yīng)的有限元精細(xì)化分析并確定了計(jì)算模型；以《電力工程高壓送電線路設(shè)計(jì)手冊(cè)》[9]（以下簡(jiǎn)稱“手冊(cè)”）計(jì)算方法求解該故障塔處的跳線風(fēng)偏位移并與有限元計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，最后指出手冊(cè)計(jì)算方法的主要誤差來(lái)源和跳線風(fēng)偏故障頻發(fā)的可能原因。

1 輸電線路跳線風(fēng)偏閃絡(luò)故障統(tǒng)計(jì)

1.1 3 次臺(tái)風(fēng)登陸期間A 市線路跳閘故障情況

近年來(lái)，在我國(guó)東南沿海地區(qū)，臺(tái)風(fēng)來(lái)臨時(shí)耐張塔跳線風(fēng)偏閃絡(luò)成為線路風(fēng)災(zāi)故障中最主要的一種形態(tài)。表1 給出了我國(guó)東南沿海地區(qū)A 市在2013 年第23 號(hào)臺(tái)風(fēng)“菲特”、2015 年第13 號(hào)臺(tái)風(fēng)“蘇迪羅”、2019 年第9 號(hào)臺(tái)風(fēng)“利奇馬”登陸期間110～500 kV 輸電線路跳閘故障統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)?？梢钥吹?，在臺(tái)風(fēng)登陸期間跳閘線路條數(shù)與臺(tái)風(fēng)登陸時(shí)的強(qiáng)度密切相關(guān)，臺(tái)風(fēng)登陸時(shí)的最大風(fēng)速越大，輸電線路發(fā)生跳閘閃絡(luò)故障越多。在單次臺(tái)風(fēng)登陸過(guò)程中，輸電線路跳閘條數(shù)隨著電壓等級(jí)的提高而減少，這與不同電壓等級(jí)的輸電線路在設(shè)計(jì)校驗(yàn)過(guò)程中的電氣間隙裕度和現(xiàn)役運(yùn)行的線路數(shù)量有關(guān)。

表1 我國(guó)東南沿海A 市在臺(tái)風(fēng)作用下跳閘故障統(tǒng)計(jì)

表2 給出了上述3 次臺(tái)風(fēng)期間A 市各電壓等級(jí)輸電線路中由跳線風(fēng)偏和導(dǎo)線風(fēng)偏引起的跳閘線路統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)?？梢钥闯觯谂_(tái)風(fēng)登陸過(guò)程中500 kV 輸電線路跳閘閃絡(luò)故障均由跳線風(fēng)偏引起；220 kV 輸電線路由跳線風(fēng)偏和導(dǎo)線風(fēng)偏引起的跳閘閃絡(luò)故障占比較大；110 kV 輸電線路由跳線風(fēng)偏和導(dǎo)線風(fēng)偏引起的跳閘閃絡(luò)故障占比較少，該電壓等級(jí)輸電線路在臺(tái)風(fēng)登陸過(guò)程中發(fā)生跳閘閃絡(luò)事故的原因還包括倒塔、斷線、異物閃絡(luò)等。

表2 3 次臺(tái)風(fēng)期間A 市輸電線路風(fēng)偏跳閘統(tǒng)計(jì)

1.2 “利奇馬”登陸期間B 市線路跳閘故障情況

表3 給出了我國(guó)東南沿海另一城市B 市在2019 年第9 號(hào)臺(tái)風(fēng)“利奇馬”登陸期間110～500 kV輸電線路跳閘統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，其中220 kV 線路已明確故障原因的跳閘次數(shù)為33 次（共66 次），500 kV 線路15 次跳閘的故障原因已全部查明，對(duì)應(yīng)的故障原因統(tǒng)計(jì)見圖2。

表3 臺(tái)風(fēng)“利奇馬”登陸期間B 市輸電線路跳閘故障統(tǒng)計(jì)

圖2 “利奇馬”登陸期間B 市跳閘線路故障原因統(tǒng)計(jì)

可以看出，在“利奇馬”登陸期間，B 市不同電壓等級(jí)輸電線路跳閘條數(shù)和次數(shù)也隨著電壓等級(jí)的提高而減少，而由跳線風(fēng)偏和導(dǎo)線風(fēng)偏引起的跳閘閃絡(luò)故障在220 kV 輸電線路的總跳閘故障中（已明確故障原因部分）同樣占比較大，兩者之和達(dá)到了66.67%。與A 市不同的是，B市500 kV輸電線路的跳閘閃絡(luò)故障由跳線風(fēng)偏和導(dǎo)線風(fēng)偏共同引起，但由跳線風(fēng)偏引起的仍達(dá)到了60%，跳線風(fēng)偏仍是引起這一電壓等級(jí)輸電線路跳閘閃絡(luò)故障的主要原因。同時(shí)從表3 可以看出，臺(tái)風(fēng)登陸期間220 kV 和500 kV 輸電線路發(fā)生跳閘閃絡(luò)故障時(shí)具有重合成功條數(shù)低的特點(diǎn)，兩者重合成功的線路條數(shù)僅占27.59%和40%。

1.3 “黑格比”登陸期間A 市、B 市線路跳閘故障情況

作為補(bǔ)充，表4 給出了2020 年第4 號(hào)臺(tái)風(fēng)“黑格比”登陸期間A 市、B 市兩地部分輸電線路跳閘閃絡(luò)情況。由于“黑格比”登陸時(shí)間較近，目前缺少該次臺(tái)風(fēng)登陸期間A 市、B 市兩地不同電壓等級(jí)輸電線路跳閘閃絡(luò)故障的完整統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，表4 僅給出了目前已知的8 條220 kV 和500 kV輸電線路跳閘閃絡(luò)故障概況?？梢园l(fā)現(xiàn)，已有資料的8 條跳閘線路閃絡(luò)故障均由跳線風(fēng)偏或?qū)Ь€風(fēng)偏造成，其中有6 條跳閘線路（500 kV 線路和220 kV 線路各3 條）的故障原因與跳線風(fēng)偏有關(guān)。同時(shí)，跳閘線路重合成功率低的特點(diǎn)也在本次臺(tái)風(fēng)登陸過(guò)程中得到了印證。

表4 A 市、B 市兩地在臺(tái)風(fēng)“黑格比”登陸期間部分線路跳閘故障概況

對(duì)上述臺(tái)風(fēng)登陸期間A 市、B 市兩地由跳線風(fēng)偏引起的220 kV 和500 kV 輸電線路跳閘閃絡(luò)故障中故障桿塔所處地理位置進(jìn)行分析統(tǒng)計(jì)，發(fā)現(xiàn)所有跳閘閃絡(luò)故障的故障桿塔均處于山地地區(qū)或沿海小平原邊緣的丘陵地區(qū)，受微地形效應(yīng)的影響較為顯著。

綜上可知，近年來(lái)我國(guó)東南沿海地區(qū)220 kV及以上輸電線路跳閘閃絡(luò)故障多由跳線風(fēng)偏和導(dǎo)線風(fēng)偏引起，其中跳線風(fēng)偏已成為500 kV 輸電線路跳閘閃絡(luò)故障的最主要原因。由跳線風(fēng)偏引起的輸電線路跳閘閃絡(luò)故障呈現(xiàn)出重合率低的特點(diǎn)，且發(fā)生跳線風(fēng)偏閃絡(luò)的故障桿塔均處于山地丘陵地區(qū)。

2 典型跳線風(fēng)偏閃絡(luò)故障簡(jiǎn)介

2020 年第4 號(hào)臺(tái)風(fēng)“黑格比”于8 月4 日凌晨3:30 在浙江樂(lè)清登陸，中心最大風(fēng)力13 級(jí)，登陸期間附近多個(gè)氣象站偵測(cè)到最大風(fēng)速大于38 m/s。某220 kV 輸電線路在8 月4 日2:30—3:10共發(fā)生3 次故障跳閘，其中1 次重合成功，2 次重合失敗。臺(tái)風(fēng)過(guò)后巡視人員對(duì)故障區(qū)段進(jìn)行檢查，發(fā)現(xiàn)該輸電線路第一次跳閘因?yàn)?7 號(hào)塔A相跳線風(fēng)偏，第二、三次跳閘因?yàn)?1 號(hào)塔A 相、B 相跳線風(fēng)偏。以47 號(hào)桿塔為例，圖3 給出了其A 相跳線和塔身處的放電痕跡。

圖3 某220 kV 線路跳線風(fēng)偏故障照片

某500 kV 輸電線路于8 月4 日2:39—6:14在3 處不同位置處共發(fā)生4 次故障跳閘，其中2次重合成功，2 次重合失敗。8 月5 日特巡檢查發(fā)現(xiàn)該輸電線路33 號(hào)桿塔和38 號(hào)桿塔的A 相跳線和塔身均有明顯放電痕跡，而107 號(hào)桿塔的A相跳線、C 相跳線及對(duì)應(yīng)塔身位置有明顯放電痕跡。以33 號(hào)桿塔為例，圖4 給出了其A 相跳線和塔身處的放電痕跡及可能的放電通道。

圖4 某500 kV 線路33 號(hào)塔處跳線風(fēng)偏故障照片

3 跳線風(fēng)偏響應(yīng)有限元計(jì)算

3.1 跳線風(fēng)偏響應(yīng)有限元計(jì)算模型

與輸電導(dǎo)線的風(fēng)偏響應(yīng)分析類似，對(duì)轉(zhuǎn)角塔跳線系統(tǒng)的風(fēng)偏響應(yīng)可以采用基于有限元模型的動(dòng)力時(shí)程分析計(jì)算方法。但由于轉(zhuǎn)角塔跳線系統(tǒng)在風(fēng)荷載作用下的風(fēng)偏發(fā)展情況不僅與跳線本身的位移響應(yīng)密切相關(guān)，還將受到跳線兩端導(dǎo)線運(yùn)動(dòng)的顯著影響，因此，考慮導(dǎo)線影響的轉(zhuǎn)角塔跳線風(fēng)偏計(jì)算模型的建立是跳線風(fēng)偏響應(yīng)有限元計(jì)算中的關(guān)鍵步驟。

以前文中發(fā)生跳線風(fēng)偏閃絡(luò)故障的某500 kV 輸電線路33 號(hào)塔為中心，建立了其左右2 個(gè)耐張段之間總計(jì)7 塔6 檔線路和跳線體系有限元模型。33 號(hào)塔型號(hào)為JTS1（24），桿塔海拔104.3 m，呼高30 m。33 號(hào)塔處線路轉(zhuǎn)角27°18′，其線路如圖5 所示，圖中括號(hào)內(nèi)的數(shù)字為導(dǎo)線懸掛點(diǎn)的離地高度，單位為m。線路導(dǎo)線和跳線型號(hào)均為四分裂LGJ630/45，跳線系統(tǒng)位于33 號(hào)耐張塔處，其檔距約為16.68 m。由圖4 可知發(fā)生閃絡(luò)的跳線為直引跳線，因此本文后續(xù)均以直引跳線為研究對(duì)象。

圖5 故障線路兩耐張段示意

在實(shí)際ANSYS 建模過(guò)程中，采用等效單導(dǎo)線模型來(lái)模擬實(shí)際的四分裂導(dǎo)線，導(dǎo)線及耐張段絕緣子均采用Link10 單元模擬；直線塔及繞引跳線處懸式復(fù)合絕緣子采用Link8 單元模型，單元一端鉸接于導(dǎo)線相應(yīng)位置，另一端則鉸接于固定支座上，跳線采用Beam188 單元模型，同時(shí)采用Mass21 單元模擬跳線相應(yīng)位置處的間隔棒質(zhì)量。跳線段端部節(jié)點(diǎn)與多跨導(dǎo)線相應(yīng)位置的節(jié)點(diǎn)采用耦合三維平動(dòng)位移并約束轉(zhuǎn)角位移的方式來(lái)模擬實(shí)際的連接方式。

為考察各因素對(duì)轉(zhuǎn)角塔跳線串結(jié)構(gòu)風(fēng)偏作用的影響，在整體多跨導(dǎo)線體系轉(zhuǎn)角塔跳線風(fēng)偏發(fā)展情況的基礎(chǔ)上，提出了以下計(jì)算模型：

（1）考慮前述2 個(gè)耐張段之間全部的7 塔6檔線路及相鄰耐張段之間的轉(zhuǎn)角塔跳線體系，本文稱之為全跨模型。

（2）為考察導(dǎo)線線路跨數(shù)對(duì)跳線結(jié)構(gòu)的影響，只取33 號(hào)耐張塔為中心的前后各一跨導(dǎo)線，即32—34 號(hào)桿塔之間3 塔2 檔導(dǎo)線及跳線耦合連接體系，本文稱之為耦聯(lián)模型。

（3）為考察跳線結(jié)構(gòu)的實(shí)際運(yùn)動(dòng)方式并確認(rèn)跳線風(fēng)偏的貢獻(xiàn)主要來(lái)自多跨導(dǎo)線的整體運(yùn)動(dòng)對(duì)其的激勵(lì)還是跳線本身的平面外擺動(dòng)，建立了孤立的跳線結(jié)構(gòu)模型，其中跳線兩端部節(jié)點(diǎn)自由度全部約束，本章稱之為孤立模型。

直引跳線的3 種計(jì)算模型簡(jiǎn)圖和坐標(biāo)軸方向如圖6 所示，全局坐標(biāo)系O-XYZ 的X 軸與33—37 號(hào)桿塔區(qū)間的線路走向平行，Z 軸豎直向上；而跳線局部坐標(biāo)系O-X′Y′Z′的X′軸與跳線懸掛點(diǎn)A，B 的連線方向平行，Z′軸同樣豎直向上。

圖6 直引跳線的有限元模型示意

3.2 跳線風(fēng)偏響應(yīng)有限元計(jì)算結(jié)果

采用時(shí)域法對(duì)上述3 種跳線計(jì)算模型進(jìn)行風(fēng)偏響應(yīng)有限元計(jì)算，其中輸電線路導(dǎo)線和跳線的多點(diǎn)同步風(fēng)荷載可采用諧波疊加法來(lái)進(jìn)行模擬。計(jì)算時(shí)考慮線路處于B 類平坦地貌，基本風(fēng)速U0=27 m/s，來(lái)流方向與全局坐標(biāo)系的Y 軸正方向相同，即在水平面內(nèi)垂直于33—37 號(hào)桿塔區(qū)間的線路走向，時(shí)間間隔取Δt=0.062 5 s，模擬時(shí)長(zhǎng)T=2 048 s，風(fēng)速譜采用Davenport 譜。需要說(shuō)明的是，若直接采用突加荷載的形式將風(fēng)荷載時(shí)程施加于整體輸電線路結(jié)構(gòu)上，則風(fēng)偏響應(yīng)時(shí)域計(jì)算的初始階段風(fēng)致響應(yīng)會(huì)出現(xiàn)與真實(shí)情況不符的大幅瞬態(tài)沖擊響應(yīng)。為消除該影響，在風(fēng)速時(shí)程前段加入時(shí)長(zhǎng)100 s 的由0 m/s 增至平均風(fēng)速的線性增長(zhǎng)過(guò)程。該過(guò)程相較于全時(shí)程2 148 s 的動(dòng)態(tài)荷載施加過(guò)程比例較小，基本不會(huì)影響風(fēng)偏量值的合理分布，并能有效消除突加荷載的影響。

本文以弧垂最低點(diǎn)F 處的風(fēng)偏位移來(lái)表征直引跳線的風(fēng)偏響應(yīng)。表5 給出了F 點(diǎn)以及跳線懸掛點(diǎn)A 點(diǎn)、B 點(diǎn)的風(fēng)偏位移有限元計(jì)算結(jié)果。由于采用孤立模型計(jì)算時(shí)跳線懸掛點(diǎn)A 點(diǎn)、B 點(diǎn)為固定鉸支座（如圖6 所示），兩點(diǎn)的風(fēng)偏位移均為0，因此表5 僅給出了全跨模型和耦聯(lián)模型的A點(diǎn)、B 點(diǎn)位移計(jì)算結(jié)果。

表5 故障線路跳線Y′向風(fēng)偏位移結(jié)果 m

可以看到，該故障塔處直引跳線的風(fēng)偏位移結(jié)果雖以平均位移為主，但其脈動(dòng)位移也不可忽略，這與導(dǎo)線的風(fēng)偏位移結(jié)果類似。從計(jì)算模型的角度分析，全跨模型在3 個(gè)點(diǎn)處的風(fēng)偏位移均值和極值與耦聯(lián)模型均非常接近，耦聯(lián)模型能準(zhǔn)確反映跳線的實(shí)際風(fēng)偏情況，并可減少計(jì)算量和加快運(yùn)行速度，最適用于有限元分析計(jì)算。孤立模型的風(fēng)偏位移均值和極值相較于前兩者明顯偏小，這說(shuō)明忽略跳線兩端導(dǎo)線作用計(jì)算得到的跳線風(fēng)偏位移是偏于不安全的，但耦聯(lián)模型和全跨模型的風(fēng)偏位移在平均值和極值方面仍是以孤立模型的貢獻(xiàn)為主。由于跳線運(yùn)動(dòng)與導(dǎo)線運(yùn)動(dòng)之間的相互作用，全跨模型或耦聯(lián)模型的風(fēng)偏位移并不是孤立模型與跳線懸掛點(diǎn)風(fēng)偏位移的簡(jiǎn)單求和。

4 跳線風(fēng)偏響應(yīng)的手冊(cè)計(jì)算方法誤差分析

現(xiàn)行手冊(cè)給出了直引跳線的風(fēng)偏位移計(jì)算公式?？紤]到直引跳線的懸掛點(diǎn)位置（即耐張絕緣子串尾部）會(huì)隨兩側(cè)導(dǎo)線的運(yùn)動(dòng)而改變，因此其總的順風(fēng)向風(fēng)偏位移DH可以看作跳線兩側(cè)懸掛點(diǎn)在風(fēng)荷載作用下的平均水平位移Δecp與跳線本身的順風(fēng)向風(fēng)偏位移Dt兩部分之和。

本文仍以圖5 所示的故障線路和計(jì)算參數(shù)為例，采用手冊(cè)計(jì)算方法對(duì)33 號(hào)桿塔處的直引跳線順風(fēng)向風(fēng)偏位移進(jìn)行計(jì)算，表6 給出了直引跳線風(fēng)偏手冊(cè)方法計(jì)算結(jié)果與有限元靜力計(jì)算結(jié)果的對(duì)比。可以看到，手冊(cè)方法對(duì)直引跳線孤立模型部分的風(fēng)偏位移均值Dt的計(jì)算較準(zhǔn)，但在一定程度上低估了跳線懸掛點(diǎn)的平均風(fēng)偏位移Δecp，這是直引跳線手冊(cè)計(jì)算方法誤差來(lái)源之一。手冊(cè)方法直接將Dt和Δecp兩部分位移相加得到直引跳線的風(fēng)偏總位移，而從有限元結(jié)果可以看到直引跳線F 點(diǎn)的風(fēng)偏位移并不等于孤立模型風(fēng)偏位移與A 點(diǎn)、B 點(diǎn)風(fēng)偏位移之和。作為參考，表6中給出了全跨模型名義上的Dt結(jié)果（以* 表示），可以看到該結(jié)果與孤立模型的Dt并不相等。手冊(cè)采用兩部分直接相加的計(jì)算方法會(huì)在一定程度上低估直引跳線的風(fēng)偏位移。以上兩部分誤差皆由手冊(cè)方法的計(jì)算模型引起，因此統(tǒng)稱為模型誤差。事實(shí)上，直引跳線手冊(cè)計(jì)算方法的模型誤差對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響較為有限，在數(shù)值上約為5%。忽略了脈動(dòng)風(fēng)的放大效應(yīng)才是直引跳線手冊(cè)計(jì)算方法結(jié)果偏小的根本原因。表7 給出了直引跳線風(fēng)偏手冊(cè)方法計(jì)算結(jié)果與有限元?jiǎng)恿τ?jì)算結(jié)果的對(duì)比?？梢钥吹剑缒Ｐ偷挠邢拊L(fēng)偏位移極值是手冊(cè)方法計(jì)算結(jié)果的1.45 倍，該放大系數(shù)綜合考慮了模型誤差及脈動(dòng)風(fēng)的放大作用。若扣除模型誤差5%的影響，可得脈動(dòng)風(fēng)對(duì)跳線風(fēng)偏響應(yīng)的放大系數(shù)達(dá)到了1.38。

表6 直引跳線風(fēng)偏手冊(cè)方法與有限元靜力結(jié)果對(duì)比m

表7 直引跳線風(fēng)偏手冊(cè)方法與有限元?jiǎng)恿Y(jié)果對(duì)比

根據(jù)手冊(cè)方法和有限元計(jì)算的結(jié)果對(duì)比可知，由于忽略了脈動(dòng)風(fēng)的放大作用以及客觀存在的模型誤差，手冊(cè)方法會(huì)嚴(yán)重低估輸電線路跳線風(fēng)偏響應(yīng)。在輸電線路設(shè)計(jì)和校驗(yàn)時(shí)，采用手冊(cè)方法會(huì)造成線路電氣間隙裕度不足，這也是輸電線路跳線風(fēng)偏閃絡(luò)故障頻發(fā)的原因之一。

作為補(bǔ)充，圖7 給出了不同基本風(fēng)速下33號(hào)桿塔處的跳線風(fēng)偏位移結(jié)果。可以看到，在設(shè)計(jì)風(fēng)速（39 m/s）條件下33 號(hào)桿塔處按照手冊(cè)計(jì)算方法得到的風(fēng)偏位移結(jié)果約為3.5 m。實(shí)際上，有限元分析方法在基本風(fēng)速為27 m/s 時(shí)的計(jì)算結(jié)果已與之接近，即按照設(shè)計(jì)風(fēng)速39 m/s 設(shè)計(jì)的線路在實(shí)際風(fēng)速為27 m/s 時(shí)就可能發(fā)生閃絡(luò)故障，這也從側(cè)面反映出了手冊(cè)計(jì)算方法對(duì)脈動(dòng)風(fēng)放大作用的考慮不足。

圖7 直引跳線風(fēng)偏位移隨風(fēng)速的變化規(guī)律

5 結(jié)論

本文對(duì)近年來(lái)部分臺(tái)風(fēng)登陸期間我國(guó)東南沿海地區(qū)輸電線路跳線風(fēng)偏閃絡(luò)故障特征進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析；對(duì)實(shí)際故障線路進(jìn)行跳線風(fēng)偏響應(yīng)的有限元精細(xì)化分析并確定了計(jì)算模型；以現(xiàn)行手冊(cè)計(jì)算方法求解故障塔處的跳線風(fēng)偏位移并與有限元計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，指出手冊(cè)計(jì)算方法的主要誤差來(lái)源和跳線風(fēng)偏故障頻發(fā)的可能原因。主要結(jié)論如下：

（1）跳線風(fēng)偏已成為近年來(lái)我國(guó)東南沿海地區(qū)輸電線路跳閘閃絡(luò)故障的最主要原因，跳線風(fēng)偏引起的輸電線路跳閘閃絡(luò)故障呈現(xiàn)出重合率低的特點(diǎn)，且發(fā)生跳線風(fēng)偏閃絡(luò)的故障桿塔多處于山地丘陵地區(qū)。

（2）與跳線相連的導(dǎo)線運(yùn)動(dòng)對(duì)跳線風(fēng)偏響應(yīng)有較為明顯的影響，取耐張塔前后各一跨導(dǎo)線及跳線結(jié)構(gòu)的耦聯(lián)模型能準(zhǔn)確反映跳線的實(shí)際風(fēng)偏情況并減少計(jì)算量，其計(jì)算結(jié)果與全跨模型一致。

（3）脈動(dòng)風(fēng)對(duì)跳線風(fēng)偏響應(yīng)的放大系數(shù)約為1.38，由于未考慮脈動(dòng)風(fēng)的放大作用以及客觀存在的模型誤差，現(xiàn)行手冊(cè)計(jì)算方法得到的跳線風(fēng)偏位移要明顯小于有限元計(jì)算結(jié)果，這也是輸電線路跳線風(fēng)偏閃絡(luò)故障頻發(fā)的主要原因之一。