高壓變電站引下線系統(tǒng)在風(fēng)-冰載荷作用下的力學(xué)響應(yīng)研究

謝特列，許湧平，馬鋼，郭棟才，劉占超

(1.中國能源建設(shè)集團(tuán)山西省電力勘測設(shè)計院有限公司，山西 太原 030001；2.太原理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山西 太原 030024)

近年來，隨著我國經(jīng)濟(jì)的不斷發(fā)展，對電力的需求也呈現(xiàn)出不斷增長的趨勢，這對高壓變電站的安全穩(wěn)定運行和維護(hù)提出了更高的要求。在輸電系統(tǒng)中，500 kV及以上電壓等級高壓交流輸電系統(tǒng)已成為中國解決遠(yuǎn)距離大跨度輸電的途徑之一[1-6]。變電站引下線系統(tǒng)指的是由引下線、引下線與跨線連接的夾具、引下線與設(shè)備連線的連接端子和設(shè)備端子等組成的結(jié)構(gòu)體系，是連接輸電線路與設(shè)備的重要樞紐，其安全性直接影響整個輸電系統(tǒng)的正常運行。在實際工程中，變電站引下線系統(tǒng)往往受到復(fù)雜荷載的聯(lián)合作用，特別是結(jié)構(gòu)相對復(fù)雜的引下線系統(tǒng)長期遭受惡劣自然環(huán)境(如大風(fēng)、跨線覆冰等)的影響，荷載耦合作用會影響到連接端子、T型線夾的受力特征，長期的極端受力狀態(tài)導(dǎo)致引下線系統(tǒng)存在嚴(yán)重的安全隱患。導(dǎo)線在覆冰荷載設(shè)計時常取覆冰厚度10 mm來設(shè)計計算，但導(dǎo)線在較為惡劣的天氣下，其覆冰厚度達(dá)到20～40 mm，甚至更大數(shù)值[7]。遠(yuǎn)超設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)的大風(fēng)和覆冰荷載常引起風(fēng)偏故障、舞動、桿塔結(jié)構(gòu)疲勞及破壞、次檔距振蕩、線路覆冰倒桿、覆冰絕緣子串的閃絡(luò)等事故[8]。

對此，邱寧[9]等對4分裂JLHN58K-1600型導(dǎo)線進(jìn)行仿真分析及等效風(fēng)荷載試驗測試，結(jié)果表明線夾接線柱在風(fēng)力作用下是受力最薄弱部位，且導(dǎo)線長度在12 m范圍內(nèi)變形較小，設(shè)計時應(yīng)考慮導(dǎo)線自重產(chǎn)生的附加彎矩。張成[10]通過利用流體分析軟件Fluent和有限元計算軟件Midas Gen對輸電塔線體系(采用LGJ-400/35型導(dǎo)線)進(jìn)行風(fēng)致響應(yīng)研究，得到輸電線的振動比輸電塔先出現(xiàn)，且在振動的低頻區(qū)以輸電線的振動為主，在高頻區(qū)輸電線不再產(chǎn)生振動。李嘉祥[11]利用有限元分析軟件ANSYS建立輸電塔線模型通過對系統(tǒng)進(jìn)行力學(xué)響應(yīng)、導(dǎo)線脫冰機(jī)理等研究，得出：覆冰導(dǎo)線的扭轉(zhuǎn)剛度與覆冰量成正比；單子導(dǎo)線在脫冰時會產(chǎn)生振蕩，能加快分裂導(dǎo)線的脫冰速度。其他研究(如變電站塔線系統(tǒng)的耦聯(lián)受力分析[12-15])通過仿真模擬表明，在覆冰荷載下，要考慮脈動風(fēng)對于塔線系統(tǒng)的動力影響。

目前已有的對于引下線系統(tǒng)的研究多是大跨度導(dǎo)線，其強(qiáng)度和剛度的研究是熱點內(nèi)容，主要采用有限元模擬建立三維有限元模型研究導(dǎo)線的舞動特征[16-17]及抗震分析[18-20]等。在實際情況中，引下線系統(tǒng)在惡劣自然環(huán)境中多受到大風(fēng)覆冰荷載耦合作用，其中設(shè)備端子處在風(fēng)-冰荷載耦合作用下最易發(fā)生破壞，而已有研究多集中于單一載荷對于輸電塔線系統(tǒng)的耦聯(lián)受力分析，對于引下線系統(tǒng)中受力薄弱構(gòu)件在風(fēng)-冰耦合作用下的受力性能研究不足，且對于雙分裂引下線系統(tǒng)受力特征的研究相對缺乏，已有的研究成果多被限制在特定條件下，不具備普適性；因此，本文在太原北500 kV變電站新建工程背景下，以高壓變電站中引下線系統(tǒng)為研究對象，采用Solidwork軟件進(jìn)行建模，利用ABAQUS有限元分析軟件對5種荷載工況下的引下線系統(tǒng)進(jìn)行仿真模擬，探究在風(fēng)-冰耦合作用下引下線系統(tǒng)內(nèi)部的應(yīng)力分布特征及其受力薄弱構(gòu)件的力學(xué)響應(yīng)特征，從而根據(jù)不同的工況選取不同的導(dǎo)線類型，提出優(yōu)化改進(jìn)方案，為工程優(yōu)化設(shè)計、選型選材等提供參考依據(jù)和技術(shù)支持。

1 試驗裝置及材料

1.1 試驗構(gòu)件及裝置

在高壓變電站中，引下線常采用雙分裂導(dǎo)線結(jié)構(gòu)形式。模擬仿真采用3種類型的導(dǎo)線：NRLH58GJ-1440/120型耐熱鋁合金絞線、LGKK-600型擴(kuò)徑鋁合金絞線、JLHN58K-1600型耐熱鋁合金絞線。模擬裝置由線夾﹑接線端子﹑設(shè)備端子、T型線夾接線柱、間隔棒等組成，導(dǎo)線的末端與接線柱連接處通過內(nèi)插芯棒來將其壓接于接線柱內(nèi)，相應(yīng)裝置均采用螺栓連接。該引下線模型采用雙分裂導(dǎo)線連接形式，2根導(dǎo)線之間設(shè)置間隔棒，以此來固定導(dǎo)線的幾何形狀，保證導(dǎo)線的次檔距。人字形引下線的主線和支線通過T型線夾相連接，同樣地，引下線的上端與跨線也通過T型線夾相連接，引下線的下端和一次設(shè)備通過連接端子相連接，具體引下線的各個構(gòu)件如圖 1所示。

圖1 人字形引下線的各個構(gòu)件

1.2 試驗材料參數(shù)測試

本試驗根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn) GB/T 22315—2008《金屬材料彈性模量和泊松比試驗方法》，采用WAW-1000kN型微機(jī)控制電液伺服萬能試驗機(jī)(如圖2所示)，檢測材料的彈性模量、泊松比和屈服強(qiáng)度等參數(shù)，得到各構(gòu)件的材料性能參數(shù)(見表1)。試驗機(jī)的最大負(fù)荷為1 000 kN；試驗力等速率控制：0.2～1 000 kN/min；引伸計規(guī)格：標(biāo)距100 mm、量程30 mm；變形等速率控制：0.03～30 mm/min；變形測量范圍0.6～30 mm；位移等速率控制：0.5～50 mm/min；位移量程: 250 mm。

表1 各構(gòu)件材料參數(shù)

圖2 材料參數(shù)試驗裝置

1.3 荷載的計算

1.3.1 受力簡化模型的建立。

引下線系統(tǒng)承受風(fēng)-冰荷載的受力簡化模型是將引下線從系統(tǒng)中分離出來，然后將風(fēng)荷載等效為若干集中力作用在人字形引下線上，得到受力簡圖如圖 3所示(圖中F為引下線主線等效集中力，P為副線等效集中力，圖中數(shù)字表示某一加載位置處的集中力代號)。

圖3 水平風(fēng)荷載作用下人字形引下線受力簡圖

1.3.2 風(fēng)荷載的計算

計算時需要將分布式風(fēng)載荷轉(zhuǎn)化為等效的若干集中載荷，此處的風(fēng)壓是垂直于氣流方向的平面所受到的風(fēng)壓力，根據(jù)伯努利方程得出的風(fēng)壓

(1)

式中：pf為風(fēng)壓，單位N/m2；ρ0為空氣密度，取1.25 kg/m3, 此為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)參數(shù)(取緯度45°處的重力加速度，氣壓為1 013 kPa，溫度為15 ℃)；νf為導(dǎo)線安裝處的風(fēng)速，單位m/s。

依據(jù)《電力工程電氣設(shè)計手冊》[21]，導(dǎo)線所受風(fēng)壓力

(2)

式中：P為導(dǎo)線所受的風(fēng)壓力，單位N；α為風(fēng)速不均勻系數(shù)，取1.0；β為空氣動力系數(shù)，取1.2；Af為導(dǎo)線受力方向的投影面積，單位m2。

1.3.3 覆冰荷載的計算

在無風(fēng)環(huán)境下，引下線需要承受跨線自重、覆冰載荷的共同作用；在大風(fēng)環(huán)境下，由于冰層厚度導(dǎo)致跨線受風(fēng)面積增加，可放大風(fēng)荷載效應(yīng)，因此風(fēng)力對導(dǎo)線覆冰時受力有較大影響。根據(jù)DL/T 5440—2009《重覆冰架空輸電線路設(shè)計技術(shù)規(guī)程》，由平均風(fēng)速得到垂直于導(dǎo)線軸向的水平風(fēng)荷載的計算公式為

Pc=αμscμzβηpfAf.

(3)

式中：Pc為覆冰工況下導(dǎo)線所受的風(fēng)壓力，單位N；μsc為導(dǎo)線體型系數(shù)(修正導(dǎo)線暴露在風(fēng)中的截面形狀不同而引起的風(fēng)壓值及其分布的改變，對于圓形截面，取0.9)；μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù)；β為導(dǎo)線風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù)(又稱空氣動力系數(shù)，取1.2)；η為導(dǎo)線覆冰、風(fēng)荷載增大系數(shù)。

通過上述公式計算NRLH58GJ-1440/120型引下線和跨線所受風(fēng)荷載的數(shù)據(jù)見表2、表3，跨線在水平風(fēng)荷載作用下所受等效集中荷載見圖4(F′為無覆冰作用時跨線所受風(fēng)荷載，F(xiàn)″為在不同覆冰覆冰厚度作用下跨線所受風(fēng)荷載，圖中數(shù)字表示某一加載位置處的集中力代號)。與NRLH58GJ-1440/120型導(dǎo)線相比，LGKK600和JLHN58K-1600型導(dǎo)線只有截面面積不同，且通過公式可知影響風(fēng)力大小的因素是引下線截面直徑，由此推算出這2種類型導(dǎo)線的折算系數(shù)分別是1.57和1.14，所以這兩類導(dǎo)線所受風(fēng)荷載為表2數(shù)據(jù)乘以相應(yīng)折算系數(shù)。在覆冰工況下，跨線所受風(fēng)荷載值見表4。

表2 不同風(fēng)速作用下引下線所受風(fēng)荷載等效集中力

表3 不同風(fēng)速作用下跨線所受風(fēng)荷載等效集中力

表4 不同覆冰厚度作用下跨線所受風(fēng)荷載等效集中力

圖4 水平風(fēng)速下跨線所受等效集中荷載圖

2 基于簡化力學(xué)模型的有限元仿真模擬分析

由于所建模型較為復(fù)雜，采用Solidworkes軟件建立引下線、跨線及其連接金具體系的模型，利用ABAQUS有限元分析軟件進(jìn)行模擬分析。該引下線模型采用雙分裂、人字形導(dǎo)線結(jié)構(gòu)形式，跨線、引下線及相應(yīng)的連接金具均按照工程要求1∶1實際尺寸建模，如圖5所示。根據(jù)文獻(xiàn)[1]和文獻(xiàn)[9]仿真模擬研究，一字型金具受力性能明顯優(yōu)于羊角型金具，故此次仿真模擬中的金具模型均采用一字型金具。設(shè)備端子處的標(biāo)高為8 m，人字形引下線的上端與跨線相連處標(biāo)高為24 m，跨線長為20 m，兩端高差為2 m，具體各標(biāo)高如圖6所示。為了保證精度并簡化運算過程，建模時按照質(zhì)量和慣性矩相等的原則將復(fù)雜導(dǎo)線截面等效為相似內(nèi)徑的圓管截面，如圖7所示(圖中數(shù)值單位為mm)。由于引下線和跨線節(jié)點較多、長度較大，為了縮短有限元仿真模擬的時間，將導(dǎo)線的網(wǎng)格大小設(shè)置為50 mm；設(shè)備線夾和間隔棒等金具的形狀比較規(guī)則，其網(wǎng)格大小設(shè)置為10 mm，網(wǎng)格單元類型采用C3D10。此系統(tǒng)中用到的單根導(dǎo)線的類型見表5。

表5 導(dǎo)線類型與截面參數(shù)

圖5 引下線-接線端子結(jié)構(gòu)有限元模型

圖6 人字形引下線的具體標(biāo)高

圖7 各導(dǎo)線實際截面和等效簡化截面

為滿足工程實際應(yīng)用，需要對模型設(shè)置合理的邊界條件和荷載分布。在實際工況下，跨線左右兩端會產(chǎn)生轉(zhuǎn)角，因此在該模型的跨線左右兩端分別施加位移約束，轉(zhuǎn)角不施加約束；在設(shè)備端子處施加位移約束及轉(zhuǎn)角約束，以此限制兩邊設(shè)備端子的全部自由度。在兩間隔棒之間的導(dǎo)線段取一個加載點，將加載點與兩間隔棒之間的導(dǎo)線耦合，確保荷載在這段導(dǎo)線上是均勻加載的，模型的具體邊界條件如圖8(a)所示,荷載布置如圖 8(b)、(c)所示。

圖8 邊界條件和荷載布置

3 結(jié)果分析

3.1 風(fēng)載荷作用下變電站引下線系統(tǒng)力學(xué)響應(yīng)仿真

根據(jù)文獻(xiàn)[1]的仿真模擬研究可知，風(fēng)向與導(dǎo)線呈90°方向時構(gòu)件受力最不利。因此本文只研究風(fēng)向與導(dǎo)線呈90°方向時風(fēng)荷載對結(jié)構(gòu)的應(yīng)力響應(yīng)。加載時將風(fēng)荷載沿引下線高度分段等效為水平集中荷載，同樣地，跨線上面的風(fēng)荷載也沿跨線的水平跨度等效為水平集中荷載，如圖9所示。

圖9 90°方向有限元模型加載方式

3.1.1 同導(dǎo)線類型不同風(fēng)速

通過對NRLH58GJ-1440/120類型導(dǎo)線分別在5 m/s、15 m/s、30 m/s的風(fēng)速下進(jìn)行仿真模擬分析，得到的各部件峰值應(yīng)力結(jié)果如圖10所示。由風(fēng)速與峰值應(yīng)力變化關(guān)系可知，隨風(fēng)速的增加，各個構(gòu)件的峰值應(yīng)力均不同程度地呈現(xiàn)上升趨勢。在風(fēng)速低于15 m/s時，各構(gòu)件峰值應(yīng)力變化規(guī)律呈現(xiàn)較大相似性；風(fēng)速大于15 m/s時，T型線夾增速最大，在30 m/s時其峰值應(yīng)力達(dá)到最大值，設(shè)備端子增速最小。可見，風(fēng)荷載作用對于T型線夾所受峰值應(yīng)力影響明顯。當(dāng)風(fēng)速為30 m/s時，T型線夾及接線端子峰值應(yīng)力已超過其材料的屈服強(qiáng)度。在低風(fēng)速情況下，該模型各個構(gòu)件均滿足受力要求。

圖10 不同風(fēng)速下各部件峰值應(yīng)力

3.1.2 不同導(dǎo)線類型同風(fēng)速

保持風(fēng)速15 m/s不變，分別對不同類型導(dǎo)線(NRLH58GJ-1440/120型耐熱鋁合金絞線、LGKK-600型耐熱鋁合金絞線、JLHN58K-1600型耐熱鋁合金絞線)進(jìn)行仿真模擬，通過模擬得到的各個部件峰值應(yīng)力結(jié)果如圖11所示。

圖11 相同風(fēng)速下(15 m/s)不同導(dǎo)線各部件峰值應(yīng)力值

由等效截面外徑和峰值應(yīng)力變化關(guān)系可知，在同風(fēng)速的情況下隨導(dǎo)線等效截面外徑增大，模型各構(gòu)件的峰值應(yīng)力均呈現(xiàn)下降趨勢，設(shè)備端子和接線端子所受峰值應(yīng)力變化規(guī)律呈現(xiàn)較大相似性；而導(dǎo)線外徑大小在NRLH58GJ-1440/120型導(dǎo)線與LGKK-600型導(dǎo)線之間時，T型線夾的峰值應(yīng)力變化最快；當(dāng)外徑大于LGKK-600型導(dǎo)線外徑時，T型線夾所受峰值應(yīng)力最小。在風(fēng)速15 m/s下，相較于NRLH58GJ-1440/120型導(dǎo)線，采用LGKK-600型導(dǎo)線時，T型線夾、接線端子、設(shè)備端子的峰值應(yīng)力分別降低了73.6%、28.4%、13.3%；采用JLHN58K-1600型導(dǎo)線時，T型線夾、接線端子、設(shè)備端子的峰值應(yīng)力分別降低了76.2%、80.8%、66.5%。由此可見，采用JLHN58K-1600型導(dǎo)線可最有效降低構(gòu)件的峰值應(yīng)力。

結(jié)合實際工況來看，在風(fēng)速15 m/s以下時，采用3種導(dǎo)線中任何一種均可使構(gòu)件滿足受力要求；風(fēng)速大于15 m/s時，應(yīng)優(yōu)先考慮JLHN58K-1600型導(dǎo)線，并加強(qiáng)T型線夾的材料強(qiáng)度。

3.2 覆冰載荷與風(fēng)載荷共同作用下變電站引下線系統(tǒng)力學(xué)響應(yīng)仿真

3.2.1 不同導(dǎo)線類型同風(fēng)速同覆冰厚度

保持風(fēng)速(15 m/s)、覆冰厚度(25 mm)不變，分別對不同導(dǎo)線類型(NRLH58GJ-1440/120型耐熱鋁合金絞線、LGKK-600型耐熱鋁合金絞線、JLHN58K-1600型耐熱鋁合金絞線)進(jìn)行仿真模擬，得到各個部件峰值應(yīng)力結(jié)果如圖12所示。

圖12 相同條件下(風(fēng)速15 m/s、覆冰25 mm)不同導(dǎo)線各部件峰值應(yīng)力值

在此工況下，隨著導(dǎo)線等效截面外徑的增大，接線端子和設(shè)備端子的峰值應(yīng)力呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，T型線夾的峰值應(yīng)力呈現(xiàn)先減小后以小于1 MPa的微小幅度增加。無論采用何種類型的導(dǎo)線，設(shè)備端子所受峰值應(yīng)力最大，T型線夾所受峰值應(yīng)力最小。相較于NRLH58GJ-1440/120型導(dǎo)線：采用LGKK-600型導(dǎo)線時T型線夾的峰值應(yīng)力降低了46.9%，接線端子、設(shè)備端子的峰值應(yīng)力分別增大了23.9%、28.2%；采用JLHN58K-1600型導(dǎo)線時，T型線夾、接線端子、設(shè)備端子的峰值應(yīng)力分別降低了45%、63.7%、55.6%。結(jié)果表明，此工況下采用JLHN58K-1600型導(dǎo)線對降低構(gòu)件的峰值應(yīng)力效果最好。

與圖11相比，此工況下采用NRLH58GJ-1440/120型導(dǎo)線時，各構(gòu)件的峰值應(yīng)力均有不同程度降低；采用LGKK-600型導(dǎo)線時，設(shè)備端子的峰值應(yīng)力增大34.5%，其余構(gòu)件的峰值應(yīng)力變化較??；采用JLHN58K-1600型導(dǎo)線時，各個構(gòu)件的峰值應(yīng)力變化不大。

3.2.2 不同風(fēng)速同導(dǎo)線類型同覆冰厚度

在覆冰厚度25 mm、不同風(fēng)速大小的工況下，對NRLH58GJ-1440/120類型導(dǎo)線進(jìn)行仿真模擬，得到各構(gòu)件的峰值應(yīng)力結(jié)果如圖13所示。

圖13 相同條件下(導(dǎo)線類型、覆冰25 mm)不同風(fēng)速各部件峰值應(yīng)力值

由風(fēng)速與構(gòu)件的峰值應(yīng)力變化關(guān)系可知，隨著風(fēng)速不斷增大，各個構(gòu)件的峰值應(yīng)力也呈現(xiàn)不斷增大趨勢。當(dāng)風(fēng)速低于15 m/s時，各構(gòu)件的峰值應(yīng)力變化規(guī)律較為相似；當(dāng)風(fēng)速超過15 m/s時，設(shè)備端子的峰值應(yīng)力最大，接線端子的峰值應(yīng)力最??；當(dāng)風(fēng)速超過20 m/s時，各個構(gòu)件的峰值應(yīng)力均超過材料屈服強(qiáng)度。

對比圖10可知，當(dāng)風(fēng)速低于15 m/s時，相較于無覆冰荷載工況，T型線夾、接線端子、設(shè)備端子的峰值應(yīng)力分別增大11%、34.8%、76.9%。可見，在覆冰荷載下各構(gòu)件的峰值應(yīng)力均比無覆冰時有不同程度的增大，且覆冰工況對設(shè)備端子的峰值應(yīng)力影響較大。

3.2.3 不同覆冰厚度同導(dǎo)線類型同風(fēng)速

在風(fēng)速15 m/s、不同覆冰厚度的工況下，對NRLH58GJ-1440/120類型導(dǎo)線進(jìn)行仿真模擬，得到各構(gòu)件的峰值應(yīng)力結(jié)果如圖14所示。

由圖14可見，隨著覆冰厚度增大，T型線夾和設(shè)備端子的峰值應(yīng)力呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，接線端子的峰值應(yīng)力呈現(xiàn)不斷增大趨勢，設(shè)備端子所受峰值應(yīng)力最大。此工況下，各個構(gòu)件的峰值應(yīng)力均未超過材料屈服強(qiáng)度，滿足受力要求。

圖14 相同條件下(導(dǎo)線類型、風(fēng)速15 m/s)不同覆冰厚度各部件峰值應(yīng)力值

4 結(jié)論

本文在太原北500 kV變電站新建工程背景下，借助Solidwork軟件進(jìn)行建模，生成了雙分裂、人字形引下線系統(tǒng)模型，利用ABAQUS有限元分析軟件對5種荷載工況下的引下線系統(tǒng)進(jìn)行仿真模擬，對比分析了5種荷載工況下各構(gòu)件的峰值應(yīng)力響應(yīng)，可得出如下結(jié)論：

a)在風(fēng)荷載作用下，采用NRLH58GJ-1440/120類型導(dǎo)線時T型線夾是引下線系統(tǒng)受力最薄弱構(gòu)件，最大應(yīng)力發(fā)生在線夾連接口內(nèi)壁處，無法滿足在風(fēng)速30 m/s時的受力要求。模擬結(jié)果表明采用LGKK-600型、JLHN58K-1600型導(dǎo)線可分別有效降低73%、76%的T型線夾的峰值應(yīng)力，提高引下線系統(tǒng)在大風(fēng)荷載下的安全性，滿足構(gòu)件不屈服的受力要求。

b)在風(fēng)-冰荷載共同作用時，引下線系統(tǒng)中設(shè)備端子為受力最薄弱構(gòu)件，其最大應(yīng)力發(fā)生在端子板與接線柱連接處。在覆冰厚度25 mm、風(fēng)速超過20 m/s時各構(gòu)件的峰值應(yīng)力均超過材料屈服強(qiáng)度，無法滿足受力要求。將模擬結(jié)果結(jié)合工程實際應(yīng)用，在大風(fēng)覆冰環(huán)境下采用JLHN58K-1600型導(dǎo)線可有效降低在風(fēng)-冰荷載耦合作用下各構(gòu)件的峰值應(yīng)力。