復合防風偏絕緣子在抑制輸電線路風偏中的應(yīng)用研究

屈子淇,郝錦琦,張有佳

(1.廣東電網(wǎng)有限責任公司佛山供電局,廣東 佛山 528000;2.東北電力大學建筑工程學院,吉林 吉林 132012)

0 前 言

我國電力能源一直處于穩(wěn)步快速發(fā)展勢頭,據(jù)《電力行業(yè)“十四五”發(fā)展規(guī)劃研究》數(shù)據(jù)[1]:截止2019年,我國全社會用電量7.25萬億千瓦時,發(fā)電裝機20.1億千瓦,220千伏及以上輸電線路75.5萬千米,預期2025年,全社會用電量9.2萬億千瓦時,“十四五”期間年均增長4.4%,全國發(fā)電裝機容量27.5億千瓦,年均增速5.1%。確保輸電線路安全運行成為保障我國電力能源輸送的關(guān)鍵。然而,由于復雜的氣象條件、尤其是近些年頻發(fā)的極端天氣現(xiàn)象,對于輸電線路安全運行構(gòu)成了極大的威脅,在造成電網(wǎng)運行故障的諸多原因之中,風偏閃絡(luò)是發(fā)生頻次較多的一類。據(jù)統(tǒng)計,2007-2010年間,國家電網(wǎng)管轄范圍內(nèi)因風偏導致的事故就發(fā)生了503次[2],嚴重危害輸電線路的安全運行。因此,尋求簡捷有效的輸電線路可靠性分析方法以保證輸電線路具有可靠的安全運行條件[3-4]、獲得風偏閃絡(luò)機理、探尋防治風偏的有效措施成為廣大學者及輸電線路運維技術(shù)人員日趨關(guān)注的焦點。

模型試驗是獲取風偏機理、驗證理論分析正確性的首選方法,李黎[2]等通過風偏模擬試驗研究特高壓V形復合絕緣子串在風偏時的受力和變形特性;在線測量為輸電線路風偏分析給予第一手數(shù)據(jù),陶鈴宏[6]等運用光纖光柵傾角傳感技術(shù)現(xiàn)場測量了輸電線路跳線絕緣子串的傾斜角和風偏角;數(shù)值模擬方法拓展了各種外部因素及結(jié)構(gòu)特性對風偏結(jié)果的影響效果,樓文娟[7]等進行了風壓不均勻系數(shù)與風荷載調(diào)整系數(shù)的影響因素分析,劉小會[8]等研究了500kV超高壓輸電線路在隨機風荷載作用下的風偏問題,嚴波[9]等對不同檔距、高差和高度的輸電線路在不同平均風速的隨機風場作用下的風偏響應(yīng)進行時程分析,LI[10]等對輸電線路風偏設(shè)計進行了優(yōu)化及模擬分析,Wang[11]等以有限元模擬方法分析了V型絕緣子串經(jīng)受動風作用的力學特性,Yin[12]等輸電線路風偏跳閘機理進行了數(shù)值分析。風偏機理分析為減小風偏幅度提供理論依據(jù),風偏研究的終極目標是通過適當?shù)姆绞綔p小風偏反應(yīng)幅度、直至抑止風偏發(fā)生,目前,放風偏的方法很多見諸報導:采用剛性跳線法[13]、使用防風拉線進行輸電線路防風偏治理[14]、加裝絕緣保護套[15]、在橫擔與輸電塔塔身添加新型復合絕緣材料制成的絕緣阻攔索[16]、加裝重錘等措施,周龍武[17]等人通過仿真分析提出考慮風速、覆冰及檔距的抑制風偏措施。

目前的防風偏方法多以“硬抗”方式呈現(xiàn),即在易出現(xiàn)風偏之處自絕緣子串至橫擔之間加設(shè)支撐,用以“強硬”支開絕緣子串,使其不向橫擔方向偏斜,這種方式會使絕緣子串傳來的荷載直接作用在橫擔上,導致橫擔易出現(xiàn)變形、甚至屈曲;另外的防風偏方式是在導線上加裝重錘等被動控制方式,而這種被動控制若想達到很好的效果,則必須使重錘的重量達到很高的值,增大了導線的負重,易引起導線斷股、甚至斷線。因此,本文應(yīng)用一種新型的防風偏裝置:復合防風偏斜撐支柱式絕緣子,進行輸電線路防風偏,通過塔-線-絕緣子-防風偏裝置耦合模型的風致反應(yīng)分析,研究裝置的防風偏有效性。這種復合防風偏斜撐支柱式絕緣子主要依靠其中所包含的磁流變液阻尼器來實現(xiàn)防風偏的目的,因為磁流變液阻尼器是一種半主動控制裝置,當安裝磁流變液阻尼器產(chǎn)生相對速度時,其依靠含有金屬碎屑的粘滯液體通過具有一定場強的磁場產(chǎn)生阻滯力,并消耗大量能量,來減緩外部作用帶來的結(jié)構(gòu)反應(yīng)。而輸電線路的風偏是由于風載導致絕緣子串處的橫向偏移過大引起的,風載作用在導線上,不僅對導線產(chǎn)生橫向外力,而且?guī)Ыo導線大的能量,因此,將包含的磁流變液阻尼器的復合防風偏斜撐支柱式絕緣子用于輸電線路的防風偏,既能降低由絕緣子串傳來直接作用在橫擔上的荷載,又可以減少給導線的負重,對于輸電線路來說是一種非常適合的防風偏裝置。

1 復合防風偏斜撐支柱式絕緣子及其設(shè)計參數(shù)

1.1 復合防風偏斜撐支柱式絕緣子結(jié)構(gòu)及安裝

如圖1所示,復合防風偏斜撐支柱式絕緣子由支柱斜撐式剛性絕緣棒+復合阻尼器構(gòu)成,其中支柱斜撐式剛性絕緣棒為采用剛度大、絕緣性能強的材料制作而成,復合阻尼器由磁流變液阻尼器+SMA螺旋彈簧構(gòu)成,并在復合阻尼器外部使用氟硅橡膠保護套提高其絕緣性能如圖2所示;復合防風偏斜撐支柱式絕緣子一端連接在懸垂絕緣子上、另一端連接在橫擔的角鋼上,裝置安裝位置示意圖如圖3所示。

圖1 裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Device structure diagram

圖2 復合阻尼器示意圖Fig.2 Composite damper diagram

圖3 裝置安裝位置示意圖Fig.3 Device installation position diagram

1.2 復合防風偏斜撐支柱式絕緣子結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計

復合防風偏斜撐支柱式絕緣子的結(jié)構(gòu)參數(shù)以及其中SMA螺旋彈簧、磁流變液阻尼器的結(jié)構(gòu)參數(shù)、物理性能分別如表1～表3所示。

表1 復合防風偏斜撐支柱式絕緣子的結(jié)構(gòu)參數(shù)

表2 SMA螺旋彈簧結(jié)構(gòu)參數(shù)及物理性能

表3 磁流變液阻尼器結(jié)構(gòu)參數(shù)及物理性能

其中磁流變液阻尼器,其本構(gòu)關(guān)系模型采用Bingham塑性模型,其阻尼力-位移、阻尼力-速度曲線如圖4所示。

圖4 磁流變液阻尼器本構(gòu)關(guān)系圖Fig.4 Constitutive relation diagram of magnetorheological fluid damper

2 脈動風場及塔-線-絕緣子-防風偏裝置耦合模型建立

2.1 脈動風場建立

以平均風速剖面作為不同高度風速計算的依據(jù),采用指數(shù)率模型計算平均風速剖面,具體見公式(1)

(1)

本文脈動風荷載模擬方法為諧波合成法與Davenport風速譜,脈動風速時程計算為

(2)

公式中:N為頻率分段數(shù);S(ωn)為脈動風速功率譜;ωn為圓頻率;Δωn為頻率步長;φn為隨機相位角。

脈動風荷載的自功率譜密度函數(shù)為

(3)

圖5 功率譜密度圖Fig.5 Power spectral density diagram

圖6 25.3 m處風速時程曲線Fig.6 Wind speed time history curve at 25.3 m

2.2 塔-線-絕緣子-防風偏裝置耦合模型建立

應(yīng)用ABAQUS建立一塔兩線的塔-線-絕緣子-防風偏裝置耦合數(shù)值模型(其中防風偏裝置為復合防風偏斜撐支柱式絕緣子),水平檔距500 m。

以220 kV的2G-SJC1雙回路鐵塔為研究對象,塔高44.5 m,根開10.6 m,塔材為Q235及Q345鋼,屈服強度分別為235 MPa、345 MPa,塔材彈模2.06×105MPa,泊松比0.3。主材、橫隔材、斜材以BEAM(B31)單元模擬,輔材用TRUSS(T3D2)單元模擬。建立的鐵塔模型如圖7所示。

圖7 鐵塔數(shù)值模型Fig.7 Numerical model of tower

所用導線、地線型號及參數(shù)如表4所示。

表4 導地線材料參數(shù)Tab.4 Guide ground material parameters

導線、地線使用T3D2H單元進行模擬,單元長度5m,在進行數(shù)值模擬之前,以孔偉等[19]的研究成果對導線進行初始狀態(tài)找形,如圖8所示。

圖8 自重狀態(tài)下導線形態(tài)Fig.8 Conductor configuration under dead weight

以T2D2平面桿單元模擬懸垂絕緣子串,且其上端與橫擔連接設(shè)為鉸接,其下端與導線連接亦設(shè)為鉸接。

對于復合防風偏斜撐支柱式絕緣子,以剛體單元模擬剛性絕緣棒、實體單元模擬復合阻尼器、內(nèi)置彈簧阻尼單元模擬SMA螺旋彈簧,其有限元模型如圖9所示。

圖9 復合防風偏斜撐支柱式絕緣子數(shù)值模型Fig.9 Numerical model of composite windproof skew support post insulator

依上述設(shè)置建立的塔-線-絕緣子-防風偏裝置耦合模型如圖10所示。

圖10 一塔兩線塔-線-絕緣子-防風偏裝置耦合數(shù)值模型Fig.10 Numerical model of coupling of two wires in a tower,pylon,wire-insulator and windproof deviation device

3 復合防風偏斜撐支柱式絕緣子防風偏效果分析

3.1 復合防風偏斜撐支柱式絕緣子的防風偏反應(yīng)

對一塔兩線塔-線-絕緣子-防風偏裝置耦合數(shù)值模型,輸入風速時程曲線及復合阻尼器的出力時程即可得到在復合防風偏斜撐支柱式絕緣子作用下輸電線路的風偏反應(yīng),也就能夠獲得復合防風偏斜撐支柱式絕緣子對于輸電線路的防風偏效果,其中以陳鑫等[20]的研究成果確定SMA的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線、依趙玉亮[21]的研究成果獲得磁流變阻尼器的非線性阻尼力與速度。作為對比分析,對相同的一塔兩線塔-線-絕緣子耦合數(shù)值模型(只是不含復合防風偏斜撐支柱式絕緣子)輸入相同的風速時程曲線,得到無防風偏裝置的輸電線路風偏反應(yīng)。加裝防風偏裝置與不加裝防風偏裝置的輸電線路在加裝防風偏裝置位置的風偏角計算結(jié)果如圖11所示。

圖11 有無防風偏裝置輸電線路風偏反應(yīng)Fig.11 Transmission line wind deflection reaction with and without wind deflection device

如圖11所示,不加裝復合防風偏斜撐支柱式絕緣子時輸電線路的風偏角大大高于加裝復合防風偏斜撐支柱式絕緣子時輸電線路的風偏角,不加裝復合防風偏斜撐支柱式絕緣子時的風偏角最大值為66.04°、對應(yīng)位置加裝復合防風偏斜撐支柱式絕緣子時的風偏角僅為2.93°,風偏角的降低幅度達到95.6%,由此可見加裝復合防風偏斜撐支柱式絕緣子對于輸電線路防風偏的效果極佳。

3.2 影響復合防風偏斜撐支柱式絕緣子防風偏效果的因素及影響程度

3.2.1 磁流變液屈服強度對防風偏效果的影響

磁流變液屈服強度決定磁流變液提供的出力大小,分別取磁流變液屈服強度30、40、50、60 kPa,其所對應(yīng)的加裝復合防風偏斜撐支柱式絕緣子時輸電線路的風偏角計算結(jié)果如圖12所示。

圖12 磁流變液屈服強度對抗風偏效果的影響Fig.12 Effect of yield strength of magnetorheological fluid on wind deflection resistance

由圖12可見,隨著磁流變液屈服強度的增大,最大風偏角逐漸減小,這是由于磁流變液屈服強度的增大引起磁流變液阻尼器的磁場強度增大,使得在相同的結(jié)構(gòu)相對移動速度情況下,其中含有金屬碎屑的液體對于活塞的阻滯力增大,活塞的運動速度降低、移動幅度減少,另外,移動相同位移的阻力增大,使得消耗的能量也增大,由此,使得在相同風載作用下,復合防風偏斜撐支柱式絕緣子處的風偏位移減小,風偏角降低,達到抑制輸電線路風偏的效果。磁流變液屈服強度以及與其相應(yīng)的最大風偏角如表5所示。

表5 磁流變液屈服強度與最大風偏角對應(yīng)關(guān)系

由表5可見,最大風偏角的降低與磁流變液屈服強度增大非呈現(xiàn)現(xiàn)行關(guān)系,隨著磁流變液屈服強度的增大,最大風偏角的降低幅度在逐漸減小,其相互關(guān)系為

θmax=6.89-0.94ln(τs)

(4)

公式中:θmax為最大風偏角;τs為磁流變液屈服強度。

3.2.2 SMA螺旋彈簧等效剛度對防風偏效果的影響

SMA螺旋彈簧在復合防風偏斜撐支柱式絕緣子復合抗風偏絕緣子中主要承擔復位功能,另外,SMA螺旋彈簧也具有耗能功能,因此,分別取2.44、2.94、3.44和3.94 kN/m等4個等效剛度進行一塔兩線塔-線-絕緣子-防風偏裝置耦合數(shù)值模型的風致反應(yīng)分析,得出的加裝復合防風偏斜撐支柱式絕緣子時輸電線路的風偏角計算結(jié)果如圖13所示。

圖13 SMA螺旋彈簧等效剛度對抗風偏效果的影響Fig.13 Effect of equivalent stiffness of SMA helical spring on wind deflection resistance

由圖13所示,隨著SMA螺旋彈簧等效剛度的增加,輸電線路的最大風偏角呈現(xiàn)減少的趨勢,只是減少的幅度偏小,這種變化趨勢是因為SMA螺旋彈簧的作用主要是快速恢復復合防風偏斜撐支柱式絕緣子的變形,由于其也有一定的耗能能力,因此能夠減小風偏角,但其耗能能力不足,因此風偏角減小的幅度不大。具體風偏角變化數(shù)值如表6所示。

表6 SMA螺旋彈簧等效剛度與最大風偏角對應(yīng)關(guān)系

由表6可見,雖說輸電線路的最大風偏角隨著SMA螺旋彈簧等效剛度的增加而減小,但減小的幅度非常小(最小0.9%),對輸電線路的風偏抑止的貢獻率過低。

3.2.3 活塞有效長度對防風偏效果的影響

磁流變液出力公式表明[15],磁流變液的粘滯阻尼力和庫倫阻尼力均與磁流變液活塞的有效長度相關(guān),因此,以30、40、50、60 mm等4個活塞有效長度進行一塔兩線塔-線-絕緣子-防風偏裝置耦合數(shù)值模型的風致反應(yīng)分析,得出的加裝復合防風偏斜撐支柱式絕緣子時輸電線路的風偏角計算結(jié)果如圖14所示。

圖14 活塞有效長度對抗風偏效果的影響Fig.14 Effect of effective length of piston against wind deflection effect

由圖14可知,隨著活塞有效長度的增加,輸電線路的最大風偏角呈現(xiàn)減少的趨勢,這是因為在活塞外表面附著磁鐵,隨著活塞長度的增大,附著的磁鐵增多,磁流變液阻尼器的磁場強度增大,則在結(jié)構(gòu)移動相同位移、或相同速度的情況下,磁流變液阻尼器產(chǎn)生的阻滯力、消耗的能量均增大,使得結(jié)構(gòu)的風偏角數(shù)值降低。具體減小幅度如表7所示。

表7 活塞有效長度與最大風偏角對應(yīng)關(guān)系

由表7可知,盡管磁流變液的粘滯阻尼力和庫倫阻尼力大小與活塞有效長度成正比,但輸電線路的最大風偏角隨著活塞有效長度的增大并非呈現(xiàn)線性減小的關(guān)系,而是在活塞有效長度由30 mm增加到40 mm時,最大風偏角的減小幅度最大,達到10.55%,隨著活塞有效長度繼續(xù)增加,最大風偏角的減小幅度快速降低。

3.2.4 活塞間隙寬度對防風偏效果的影響

依據(jù)磁流變液出力計算公式[15],活塞間隙涉及磁流變液的通道寬度,也是計算活塞有效面積的基礎(chǔ),因此對磁流變液阻尼出力影響很大,分別以2.5、2、1.5、1 mm作為活塞間隙寬度,進行一塔兩線塔-線-絕緣子-防風偏裝置耦合數(shù)值模型的風致反應(yīng)分析,得出的加裝復合防風偏斜撐支柱式絕緣子時輸電線路的風偏角計算結(jié)果如圖15所示。

圖15 活塞間隙寬度對抗風偏效果的影響Fig.15 Influence of piston clearance width against wind deflection effect

由圖15可知,隨著活塞間隙寬度的增加,輸電線路的最大風偏角呈現(xiàn)增大的趨勢,之所以會呈現(xiàn)這種現(xiàn)象,其原因是隨著活塞間隙寬度的增加,當活塞向一個方向移動時,順著活塞兩側(cè)回流的含有金屬碎屑的液體的流量增大,阻礙活塞前進的阻力相應(yīng)減弱,由此產(chǎn)生的阻滯力相應(yīng)減小。具體增大幅度如表8所示。

表8 活塞間隙寬度與最大風偏角對應(yīng)關(guān)系

由表8可知,隨著活塞間隙的增加,復合防風偏斜撐支柱式絕緣子的抗風偏效果在逐漸下降,反映到具體下降幅度上,活塞間隙寬度從1 mm增加到1.5 mm,最大風偏角的由2.99°增大到3.18°,相應(yīng)的抗風偏效果降低6.35%,隨著活塞間隙寬度繼續(xù)增大,這一傾向愈發(fā)明顯。

4 結(jié) 論

針對目前防風偏方法的不足,采用一種新型的防風偏裝置(復合防風偏斜撐支柱式絕緣子),通過塔-線-絕緣子-防風偏裝置耦合模型的風致反應(yīng)分析,研究新裝置的防風偏有效性以及影響裝置防風偏效果的相關(guān)因素及各因素對防風偏的影響程度。實例分析表明:

1)新的防風偏裝置對于輸電線路具有超強的防風偏效果,具體反映在:加裝復合防風偏斜撐支柱式絕緣子時的輸電線路風偏角(2.93°)大大低于不加裝復合防風偏斜撐支柱式絕緣子時輸電線路的風偏角(66.04°),風偏角的降低幅度高達95.6%。

2)磁流變液屈服強度、SMA螺旋彈簧等效剛度、活塞有效長度、活塞間隙寬度均對新防風偏裝置對于輸電線路的防風偏效果有影響,且影響的效果不同:隨著磁流變液屈服強度增大,最大風偏角呈現(xiàn)非線性減小的趨勢;SMA螺旋彈簧等效剛度對新防風偏裝置對于輸電線路的防風偏效果影響很小;隨著活塞有效長度增大,最大風偏角呈現(xiàn)最初減小幅度較大、后續(xù)最大風偏角呈現(xiàn)減小幅度逐漸降低;隨著活塞間隙增加,最大風偏角呈現(xiàn)增大趨勢,表明復合防風偏斜撐支柱式絕緣子的抗風偏效果在逐漸下降。

3)本文的研究成果對于輸電線路防風偏設(shè)計具有一定的指導作用,今后還需對新防風偏裝置對于輸電線路的防風偏效果進行更多的試驗研究,才能使其盡快用于工程設(shè)計之中。