输电线路钢管塔（共7篇）
输电线路钢管塔 篇1
引言
众所周知,输电塔是输电线路中非常关键的构成部分,它是具有重要意义的生命线电力工程设施。国内目前使用的是架空送电线路,该设计技术规定在输电线路的构想时,需要对输电塔和输电线分别测算,在杆塔构建中把输电线当做等效静力荷载施加到杆塔中。在日常运作过程中,输电塔若长期处于风振的状况中,将很可能出现由于构建疲劳损伤导致输电塔的倒塌破坏。所以说,疲劳破坏问题在输电塔运作期间是不得不重视的。今后,我国在充分考虑未来特高压输电塔普遍使用的前提下,借助数值模拟的方式剖析了1000V特高压输电塔的疲劳寿命[1]。
1 风荷载模拟
一般来讲,风作用通常分为平均风及脉动风两个方面,而风模拟通常情况下是就脉动风来讲的。现阶段,随机过程中的模拟形式一般包括线性滤波器法以及基于三角级数叠加的谐波合成法两种。主要选取线性滤波法当中的自回归模型和Davenport谱来完成风荷载的基本模拟过程[2]。
所谓线性滤波法,指的是把随机过程抽象成符合特定条件的白噪声,紧接着依照特定的某种方法变换拟合出这一环节时域模型的手段。因为线性滤波法当中的自回归模型具有计算量较小、速率高等特点,而被广泛地引用于随机振动的时间序列分析当中。
以A R模拟与N个点空间有关的脉动风速过程,这一过程变量设置为M(X,Y,Z,t)列向量的基本模型具体体现为如下公式:
式中:
变量P是该模型的阶数,Δt则为时间步长,ψk为自回归系数矩阵,N(t)则是独立过程中的随机向量。
N(t)=L·n(t),其中n()=[n1(t),n2(t),…,n M(t)]为均值是零、方差是一同时各自独立的正态分布的随机过程。L是M阶下的三角矩阵,借助协方差矩阵的Cholesky分解确认。这一模拟过程充分考虑了伴随着高度变化的风谱以及每个点间的空间相关性。
2 疲劳损伤估算法
通常所说的疲劳寿命估算方法是疲劳分析当中最基本的手段,因为在定量操作裂纹萌生时期以及裂纹发展时期方面的差异,疲劳计算形式可被分成总寿命法以及断裂力学两种。该作笔者所选取的主要是总寿命法来计算输电塔焊缝的疲劳寿命。
所谓疲劳总寿命,可以归结为萌生疲劳裂纹的循环数同裂纹亚临界蔓延至某一特定尺寸的循环数之和。S-N曲线是疲劳寿命问题最为普遍的反映形式,此曲线体现出了疲劳寿命和循环应力幅值之间的基本联系。最为普遍的疲劳失效模型如下所示:NSm=C。在这一公式当中,S作为应力幅值或者应力范围,而m和C则为材料的疲劳实验常数。以上式子是在应力值为零的前提下确定的,对于应力不是零的时候,就并非如此了,我们通常按照Goodman换算公式进行等效操作[3]。
通常,最常见的累积损伤原则为Palmgren Miner线性累积损伤原则。此构架构件的累积损伤指数随着应力的循环次数呈现出递增的趋势,我们可以利用以下公式来反映等幅应力循环的基本情况:D=n/N。在n为0的时候,那么D=0,说明结构构件完好无损;若是出现n=N的情况,则D=1,说明构件出现疲劳损伤的现象[3]。在日常的工程施工过程中,构件所承受的疲劳荷载中,循环应力、平均应力以及频率等都是多变、不稳定的。
因为Miner准则没有重视加载次序的作用,所以说很可能对变幅疲劳现象做出不准确的判断,比如说试验早已证明过的过载阻滞效应及低载运动[4]。然而,对焊接结构来讲,依照Miner准则计算疲劳寿命基本可以保障其安全性;与此同时,因为它较为简便易用,尤其是非常符合工程的要求,所以目前这一准则依旧是工程项目中估算变幅疲劳寿命的关键手段之一。
变幅疲劳的预测中还应处理一个问题,那就是怎样确定各种应力幅所对应的循环次数,现阶段有不少计算形式,在这种方法中最普遍利用的就是雨流法。这种方法的根本思路是把已知的应力作为屋顶,当雨水滴落到屋顶上时,借助雨水流动的方向来准确的判断循环次数及应力幅值。
3 输电塔塔线体系计算案例分析
本文以目前尚处于建设当中的淮南——上海1000KV特高压线路当中的一基双回路直线塔为例进行剖析,来阐述计算特高压输电塔疲劳寿命的方法[5]。这一塔高超过一百米,呼高也超过七十米,塔身的平面形状为正方形,建筑形式为格构式钢管塔,钢管及相关零件是其最主要的构成材料,地线支架以及导线横担杆件则选取角钢作为主要材质。构筑的一塔两线三维有限元模型如图1所示。
依照输电塔所在地的有关气象数据显示,近一年来使用期间各个方向出现风的百分比数。在各种不同的方向上各风速出现的可能性可以借助Weibull分布进行解释,其概率密度函数由两个可变参数共同决定,它的具体概率密度分布图如图2所示。
因为我国目前的输电塔的相关准则规定了各个角度风吹时风荷载的分配状况,要想更有效的进行数值模拟,就必须把各个风向及风速产生的可能性转化为表1所示的风向、风速及具体时间分布。
借助AR法形成的塔线体系的节点风荷载,依据目前准则当中规定的比重叠加得出输电塔塔线体系某一特定风向下的荷载过程。在构筑有限元模型判断出输电塔体系的内力之后,紧接着构建局部节点的有限元模型提取应力集中系数,从而测算出危险点的应力时程。与此同时,借助雨流法获取特定时间内各应力幅值发生的次数,再借助Miner准则及有关的规定所得到的S-N曲线判定出该点的疲劳损伤程度[6]。此外,把不同风向、不同风速下关键点的疲劳损伤叠加得出此点最近一年之内的累积损伤,如若考虑初始损伤,则能够计算出关键点的总疲劳寿命,下表当中所列示出的就是关键点在最近一年以内的累积损伤和估测出来的疲劳寿命。输电塔的疲劳寿命值取的是一切结构构件中疲劳寿命的最小值,因此,整个输电塔的总疲劳寿命为一百三十二年。
4 结束语
综上所述,通过上述分析,可以总结出以下结论:输电塔塔线体系风振疲劳的时域分析能够经由“风荷载模拟——结构有限元分析——关键点的疲劳损伤累积——整塔的疲劳寿命预测”这一过程来开展;其次,因较大风速发生的可能性较低,小风速出现的应力幅值不高,关键部位疲劳累积损伤一般出现于6~14m/s的风速区间内。风向及塔线的相对位置对于构件和关键点的疲劳寿命具有严重的影响,某些杆件的强化可以提升整塔的疲劳寿命;还有,该文笔者仅仅分析了脉动风荷载对输电塔的疲劳作用,从而忽略了其他一些因素的影响,所以说,还需要做出更加深入、全面的研究。
参考文献
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输电线路钢管塔 篇2
输电塔受力复杂的关键节点处发生破坏, 往往会导致整个塔体的倒塌和破坏。对于输电铁塔关键节点的研究, 在数值模拟中一般采用实体单元对关键节点处进行数值模拟, 由于节点模型与整塔模型相互独立, 无法精确得到节点处的边界条件。而如果整个铁塔都采用实体单元, 单元和节点的数量过于庞大, 计算无法有效率的进行。对于输电塔整塔的研究, 一般采用梁桁架模型, 梁桁架模型计算效率较高, 却无法反映出输电塔关键节点细节部位的破坏过程。在结构受力复杂的关键部位建立特征长度为毫米级的小尺度有限元模型, 其他部位建立特征长度为米级的大尺度有限元模型, 并在不同种尺度模型间建立连接, 就构成了结构行为一致多尺度模型[1—3], 多尺度模型在数值模拟的计算效率和计算精度中很好的寻找到了平衡点, 为结构安全评估和健康检测的研究提供了新的思路。
近年来, 多尺度模型在桥梁和高耸结构领域得到了较为成熟的发展, 李兆霞、陈鸿天等[4—6]以润扬长江大桥和青马大桥为背景, 建立了多尺度模型, 并进行了成桥试验, 验证了多尺度模型的合理性, 研究结果表明多尺度模型比单一尺度模型更为精确和切合实际, 为大跨桥梁的健康检测和安全评估提供了可靠依据。瞿伟廉等[7]对桅杆结构建立了多尺度模型, 对桅杆拉耳节点进行了寿命评估。在输电线路工程领域, 刘春城[8]、汪楚清[9]提出了建立输电铁塔多尺度模型的方法, 为输电塔多尺度研究提供了理论依据, 但在多尺度模型下对输电塔破坏过程和失效模式的研究还尚未见到。本文拟在极端气候条件下, 以输电钢管塔一致多尺度模型为研究对象, 探究输电钢管塔关键节点的破坏过程和失效模式。
1 多尺度模型的建立
1.1 模型概况
本文以晋东南—南阳—荆门1 000 k V特高压交流输变电示范工程中某大跨越直线塔为研究对象, 该塔为单回路酒杯型钢管塔, 呼高112 m, 总高122.8 m, 设计电压等级1 000 k V, 水平档距950 m, 导线型号为8LGJ—500/35, 地线型号为OPGW-175与JLB—20A170, 设计最大覆冰15 mm (按30 mm验算) , 设计最大风速30 m/s。
1.2 梁单元与实体单元的连接
在不同尺度模型间建立科学合理的连接界面是多尺度模拟的关键, 由于不同类型单元的自由度一般不同, 因此建立连接界面时以不改变自由度数目为原则。自由度包含两种含义, 即自由度的物理意义和自由度的个数。如果两种单元的自由度相同, 采用共同节点连接即可;如果两种单元的自由度不同, 需建立约束方程连接[9,10]。在不同单元连接界面建立自由度关系方程, 可以保证单元间的转角和位移协调。约束方程是联系自由度值的线性方程, 形式如下:
式 (1) 中, U (I) 为方程中的自由度项, Coefficient (I) 为U (I) 的系数, N为项的编号。
多点约束 (MPC) 法是有限元软件ABAQUS中自动建立多点约束方程的一种方法[11], MPC法连接支持生死单元、大位移等非线性行为, 可以很好的模拟刚性梁、刚性杆等运动关节。故本文通过MPC法建立梁单元与实体单元的连接。
1.3 多尺度模型建立过程
酒杯型输电塔颈部节点处, 杆件众多、结构复杂、刚度变化大, 在遭遇极端气候条件时, 一旦发生破坏可能会导致整个输电塔的倒塌破坏。现以铁塔颈部节点作为研究对象, 在有限元软件ABAQUS中, 采用实体单元建立了输电铁塔颈部节点的细观尺度模型部分, 如图1。划分网格过程中, 选取六面体单元, 采用手动划分网格, 为满足缩减积分运算要求, 在钢管和节点板厚度方向分为三层, 共划分为57 581个单元、75 769个节点。
在绘图软件AUTOCAD里绘制输电塔的三维单线模型, 将输电塔颈部节点位置的单线图剪裁除去;将上述三维模型导入ABAQUS软件, 利用软件中的“属性”模块定义该模型构件的材料属性、截面尺寸以及梁截面方向, 得到了宏观尺度模型部分, 如图2。划分网格过程中, 采用自动划分网格, 共划分为9 582个单元、8 827个节点。
通过有限元软件ABAQUS中的“装配”模块, 将大尺度模型和小尺度模型精确的叠放在一起。利用“相互作用”模块中的“创建约束”命令, 在梁单元和实体单元模型之间采用MPC梁单元进行连接, 如图3, 最终建立起多尺度模型, 如图4。
2 多尺度模型和梁桁架模型的对比与校核
2.1 跨尺度连接的校核
在风速30 m/s、90°大风工况下, 将跨尺度连接处两种尺度模型7个杆件 (编号如图2中所示) 的端点的位移、转角、应力分别进行对比, 如表1所示。对比结果表明:跨尺度连接处梁单元与实体单元的位移、转角协调, 证明了跨尺度连接的合理性。
2.2 多尺度模型与梁桁架模型的对比
在风速30 m/s、90°大风工况下, 在输电塔梁桁架模型上选取10个测点, 如图5所示, 与多尺度模型中对应位置测点的位移、应力、轴力进行对比, 如表2所示。对比结果表明:在同一工况下, 多尺度模型与传统梁桁架模型的响应相差很小, 证明了多尺度模型的合理性。
3 不同工况下输电塔荷载的计算
3.1 荷载计算方法
依据《1 000 k V架空输电线路设计规范》 (GB 50009—2012) [12], 分别对输电塔导线、地线和塔身的风荷载标准值进行计算。在进行输电塔塔身风荷载计算时, 将输电铁塔分为9个塔段分别计算, 把每个塔段计算所得的风荷载平均施加在该塔段迎风面的四个端点处。
由于塔身杆件覆冰荷载与塔身杆件自重同向, 且远远小于塔身杆件自重, 可以忽略, 故只考虑输电塔导线和地线的覆冰荷载。依据《高耸结构设计规范》 (GB 50135—2006) [13], 输电塔导线覆冰荷载按下式进行计算
式 (2) 中, ql为单位长度的覆冰荷载 (k N/m) ;b为基本覆冰厚度 (mm) ;d为截面直径 (mm) ;a1, a2为覆冰厚度修正系数与覆冰厚度高度递增系数;γ为覆冰厚度。
本文所选模型为单回路直线塔, 处于10 mm冰区、山地地形, 依据《1 000 k V架空输电线路设计规范》 (GB 50009—2012) [12], 断线情况应按-5℃、有冰、无风的气象条件, 计算荷载组合为任意一向导线有纵向不平衡张力、地线未断, 导线的纵向不平衡张力最小取导线最大使用张力的10%。
3.2 荷载工况
选取大风、覆冰和断线三种工况作为输电塔在极端气候条件下的计算工况。
大风工况:90°风, 风速分别为15 m/s、20 m/s、30 m/s、35 m/s, 无冰。
覆冰工况:90°风, 风速5 m/s, 导地线覆冰厚度分别为38 mm、43 mm。
断线工况:无风, 导地线覆冰厚度35 mm, 横担右端导线有纵向不平衡张力、地线未断, 导线最大使用张力为119.5 k N, 导线纵向不平衡张力取最大使用张力的25%。
4 输电塔失效模式的分析
4.1 杆件稳定条件判定
关键节点处受压杆件的失稳会导致整个节点乃至整个输电铁塔的破坏和失效, 依据《钢结构设计规范》 (GB50017—2003) [14]铁塔杆件压弯稳定应力计算公式为
式 (3) 中:N为杆件所受轴心压力;A为圆管截面积;γx为与截面模量相应的截面塑性发展系数;W1x为弯矩作用平面内对较大受压纤维处毛截面模量;N'Ex=π2EA/ (1.1λ2) 为平面内轴心受压构件的稳定系数;M为杆件上的最大弯矩;βmx为等效弯矩系数;M2M2为端弯矩。
依据《钢结构设计规范》 (GB 50017—2003) [14]铁塔杆件压弯或拉弯强度应力计算公式为
式 (5) 中, γx、γy为截面塑性发展系数, 钢管杆件两者均取1.15;Mx、My为截面处绕y轴与z轴的弯矩;Wny、Wnz为对y轴与z轴的净截面模量。
利用有限元软件ABAQUS, 分别在大风、覆冰和断线三种工况下对模型进行数值分析。根据计算结果得到各个工况下关键节点处杆件的稳定应力以及抗压或抗弯强度应力, 如表3、表4所示 (“—”为受拉杆件, 稳定应力不做计算) 。铁塔关键节点处杆件材料均为Q345B, 抗弯强度设计值为f=310 MPa, 由分析结果可知, 关键节点处杆件在所选大风、覆冰以及断线三种工况下稳定应力和强度应力均未达到极限强度, 与关键节点相连的杆件未发生失稳或强度破坏。
4.2 屈服条件判定
在进行钢管塔关键节点极限承载力分析时, 节点材料屈服准则一般采用Mises屈服准则[15], Mises屈服准则规定:当某一点应力应变状态的等效应力应变达到某一与应力应变状态无关的定值时, 材料就屈服。当构件处于一般应力状态时, 可以用强度理论来计算材料的应力大小, 并判断是否达到屈服强度。由Mises屈服准则可知, 若材料畸变势能超过规定的极限值, 则材料出现塑性。
铁塔关键节点处杆件材料均为Q345B, 屈服极限为345 MPa。有限元软件ABAQUS进行后处理时可以直接输出Mises应力, 通过输出的Mises应力与屈服极限的对比可以判断材料是否发生屈服破坏。
输电塔在大风工况下关键节点处的Mises应力云图如图6所示。在风速15 m/s、20 m/s的大风工况下, 关键节点处结构Mises应力最大值分别为167.6 MPa和297.9 MPa, 均未达到屈服极限;在风速30 m/s大风工况下, 关键节点不同杆件交接处材料Mises应力最大为476 MPa, 超过屈服极限, 材料开始出现屈服;在风速35 m/s大风工况下, 由于应力集中关键节点处不同杆件交接处、主管右侧节点板翼缘和主管上多轴交汇处材料Mises应力最大为650 MPa、419.5 MPa和496.4 MPa, 均超过屈服极限, 关键节点发生屈服破坏。由于大风工况下, 关键节点处杆件的强度应力和稳定应力均未超过极限值, 故大风工况下, 关键节点失效是由材料屈服破坏引起的。
输电塔在覆冰工况下关键节点处的Mises应力云图如图7所示。在风速5 m/s、覆冰厚度38 mm的覆冰工况下, 关键节点处结构Mises应力最大值分别为290.2 MPa, 未达到屈服极限;在风速5 m/s、覆冰厚度38 mm的覆冰工况下, 关键节点不同杆件交接处材料Mises应力最大, 为345.3 MPa, 超过屈服极限, 节点材料发生屈服破坏。由于覆冰工况下, 关键节点处杆件的强度应力和稳定应力均未超过极限值, 故覆冰工况下, 关键节点失效是由材料屈服破坏引起的。
输电塔在无风, 覆冰厚度35 mm, 横担右端导线断线的工况下关键节点处的Mises应力云图如图8所示。在无风、覆冰厚度35 mm的断线工况下, 关键节点不同杆件交接处材料Mises应力最大, 为409.1 MPa, 超过屈服极限, 节点材料发生屈服破坏。由于断线工况下, 关键节点处杆件的强度应力和稳定应力均未超过极限值, 故断线工况下, 关键节点失效是由材料屈服破坏引起的。
5 结论
(1) 提出了一种不同自由度单元间的连接方法, 验证了连接界面处不同尺度模型间位移与转角的协调, 实现了跨尺度单元连接。
(2) 建立了结构行为一致多尺度模型, 通过对比验证了多尺度模型的合理性, 完成了铁塔关键节点部位与整塔的耦合, 更为精确的确定了一定工况下关键节点的边界条件, 保证了数值模拟的计算效率, 在输电塔数值模拟的计算效率和计算精度中很好的寻找到了平衡点。
(3) 对输电塔可能遇到的大风、覆冰、断线等极端气候条件下的工况荷载进行了数值模拟, 通过对计算结果的分析, 得到了极端气候条件下输电塔关键节点的失效模式。
(4) 多尺度模型对比于梁桁架模型, 既能精确的确定关键节点的边界条件, 又能反映出铁塔细节部位的破坏过程和失效模式, 为高压输电铁塔的设计和维修加固提供了新的思路和更为可靠的依据。
摘要：为探究多尺度模型下高压输电钢管塔关键节点在极端气候条件下的失效模式, 以某大跨越直线塔为研究背景, 提出了一种在有限元软件ABAQUS中实现不同尺度单元连接的方法, 并验证了跨尺度连接的合理性。建立了结构行为一致多尺度输电钢管塔模型, 通过对比分析证明了多尺度模型的合理性。对输电塔可能遇到的大风、覆冰、断线三种极端气候工况进行了数值模拟, 通过对数值模拟结果的分析, 得到了不同工况下输电塔关键节点的失效模式, 为高压输电钢管塔的设计和维修加固提供了可靠的依据。
220kV四回共塔输电线路设计 篇3
改革开放以来,随着我国城市的不断发展,我国高压电力线路走廊的建设逐渐趋于完善,但供输电线路的走廊的用地却日趋紧张。本文以我国北京市的220 kV四回共塔输电线路为例,通过对国内外同塔多回路的应用现状进行阐述,从地、导线与电气技术方案两方面对220 kV的四回共塔输电线路设计展开了具体研究。
1 国外同塔多回路的应用
同塔多回路在国外的应用较为普遍,特别是在经济发达、人口密集的日本和欧洲某些国家的应用最为广泛。以德国为例,为了有效利用高压线路走廊,政府规定所有的新建高压线路均必须同塔建设两回或两回以上,以同塔四回线路为例,图1为其高压线路中的同塔四回线路图[1]
由图1可知,以德国为代表的欧洲国家的众多同塔多回路主要是采用对称或非对称的V字形绝缘子以及不同体积的回路同塔在水平上排列的形式,从而为其提供相应的电力,虽然这种办法可以有效地提高输电效率,但是由于线路的横向尺寸缩小过多,使其占用线路走廊的面积较大,因此为国家带来了较大的经济负担[2]。
2 国内同塔多回路的应用
我国的首条同塔回路始建于1995年,即北京市的知春里到清河的220 kV～1 10 kV四回同塔线路,该四回同塔线路通过采用自立式鼓型塔有效节省了占用线路走廊的面积,而线路中的各回路导线均采用垂直排列的方式,共七层横担,具体桥架线路图如图2所示。
近年来,国家电网公司在[输电线路通用设计(2011版)]中推广了多种220 kV四回路和六回路通用设计铁塔,随着这些塔型在实际工程中的广泛应用,使我国在高压线路走廊的整合优化与增容改造方面取得了突破性的进展,有效缓解了高压输电线路建设与其占用线路走廊面积之间的矛盾,大幅度提高了我国的输电效率[3]。
3 220 kV四回共塔输电线路设计
3.1 导线与地线的选择
以北京市新建500 kV的朝阳变电站工程为例,由于该变电站处于北京市人口密集地区,因此将该工程的线路设定为四回220 kV的同塔输电线路,且使其从朝阳500 kV变电站分别引接电源至西大旺、定福庄以及团结湖的220 kV变电站。
对于该工程中所使用的导线采用的是型号为LGJ-400/35的钢芯铝绞线,而该导线每项均四分裂,且一个钢芯铝绞线中的四根子导线均呈正方形形状布置,并设定其分裂间距为0.45 m,对于加装的正方形阻尼间隔棒的型号则为JZF4-45400,导线的相关物理特性如表1所示[4]。
此次工程全线架设所用地线均为双地线,且在线路架空地线的选择方面,采用的是一条型号为JLB40-150的铝包钢绞线和一条型号为OPGW56的芯光缆。其次,该工程的地线采用的是不换位且逐塔接地的运行方式,地线具体物理特性如表2所示。
3.2 电气技术方案
根据此次工程的需要,在参考国内外紧凑型高压线路建设成果的基础上,以减少占用线路走廊的面积为原则,制定如下电气技术方案:
1)电气线路的相关导线和地线型号分别为4×LGJ400/35与JLB40-150.
2)每部分归路的导线采用垂直设置,且将导线的相间距离控制在6.5m左右,使其满足Ⅳ级污秽区的使用标准。
3)采用伞形多层横担,且每层横担桥架两相导线,并将避雷线的保护角设置为0。
4)为了减少铁管塔在线路走廊的占地面积,将其间距控制在400～600m内,并将走廊宽度严格控制在57 m以内,从而提高资源的利用率和线路的输电效率。
5)在铁管塔导线的布置方面,将导线按上下两层共四回路进行设置,即在铁管塔的上、下两层分别挂两回220 kV的线路,且将不同回路导线挂点的水平距离设置为8.4 m,从而保证输出铁塔接受和输出电压的稳定性。
6)在架空线路的建设过程中,还需要充分考虑气象条件对同塔四回输电线路输电效率的影响,因此,对于四回同塔输电导线所能接受的具体气象组合条件为:最大风速27 m/s、最低气温为零下20℃且最大覆冰厚度为5 mm。
4 四回路同塔并架的经济性研究
对四回同塔并架的经济性研究不仅可以降低线路的生产成本、提高相关企业的经济效益,同时也可以更好地满足人们的用电需求,从而为人们的用电提供较大的便利。
根据上述电气技术方案对四回路同塔并架输电线路的具体要求,可将电压在220 kV下,输电线路中的4条单回路、2条双回路和1条四回路所占的走廊宽度分别设置为109 m、75 m、57 m。由上述数据可知,220 kV四回同塔输电线路比4条单回路和2条双回路的线路走廊宽度分别减少了34m和52 m。可见,采用同塔四回路方式进行输电线建设的最经济支出就在于占用线路走廊清理费用的节约。
当桥接路径与导线的其他设计情况相同时,虽然同塔四回路与2条双回路中导线的耗电量和导线间距基本相同,但四回路的输电线路中含有相关跳线用的绝缘子,因此,在电气工程量相同的情况下,四回路与2条双回路在经济性上的差异主要体现在铁塔的材料方面,而据统计表明,在单位长度内,一个四回路输电线路的铁塔的基础材料耗量要小于2条双回路输电线的材料耗量之和,且与2条双回路输电线相比,一条四回路的输电线路节省了两条输电线,因此,无论是在线路本身的耗电量与材料用量方面,还是在铁塔在线路走廊中所占面积方面,220 kV同塔四回路输电线路均要比2条双回路输电线路更加经济。此外,综合占地赔偿的相关因素,同塔四回路输电线路的Q420角钢的单价为11100元/t,而该工程中Q420角钢的用量约占铁塔所需钢材总量的35%,根据上文同塔四回路与2条双回路输电线路所占走廊的宽度初步计算,可知,四回路输电线路铁塔采用的Q420高强钢与两条双回路输电线路锁好钢材相比,节省了越11%的材料费,可见,220 kV四回路输电线路与其他高压输电线路相比更具经济型[5]。
5 结语
本文通过对国内外同塔多回路的应用情况进行分析,并以北京市朝阳变电站工程为例,从导、地线的选择与经济性等方面对220 kV四回共塔输电线路的设计展开了具体研究,从而验证了220 kV四回同塔输电线路应用于高压线路中的可行性。可见,未来加强220 kV四回同塔输电线路在我国高压输电中的应用,对于缓解高压线路的建设与占用线路走廊面积的矛盾、促进我国电力产业健康、稳定发展具有重要的历史作用和现实意义。
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[4]陈其颢.高压交流输电线下工频电场分布及环境因素影响研究[D].南京:南京信息工程大学,2013.
输电线路钢管塔 篇4
斜插式基础是基础主柱与基础底板不垂直的一种基础形式, 是台阶或板式基础的特殊形式, 其主要特点是基础主柱坡度与塔腿主材坡度一致, 塔腿主材角钢 (钢管) 直接插入基础混凝土中, 从而使铁塔基础作用力直接传入挖孔桩基础桩身的上端, 减少了垂直于基础主柱方向的作用力达70%~90%, 而基础主柱轴向作用力仅增加1%~2%, 使基础水平力对基础底板的影响降至最低, 使基础主柱、桩身受力状况得到改善。在正常条件下, 基础土体上拔稳定、下压稳定和基础强度计算可忽略水平力的影响。与板式基础相比, 由于偏心弯矩大大减小, 下压稳定控制的基础底板尺寸可相应减小, 从而降低了混凝土量和底板配筋量。由于省去了塔座板和地脚螺栓, 其钢材的综合指标降低了25%左右。因此, 其最大优点就是杆塔承载能力强, 节省基础材料特别是钢材的使用;缺点是:施工精度要求高, 施工工艺控制复杂, 基础成型后如发生沉降或者偏移, 则很难对其进行处理。
由于斜插式钢管单位构件体积和质量都很大, 且基础型式要求钢管必须有倾斜角度, 因此导致其插入安装和定位调整难度加大。如何对钢管斜插式基础安装与调整进行控制成为杆塔得以成功组立的前提条件。
2 工程实例
2.1 工程概况
广西建宁输变电工程有限公司于2009年承建的科园~五一π接入南宁变, 科园~南宁Ⅱ回线路工程线路全长20.098km。该线路共用铁塔67基, 其中单回路直线塔1基, 单回路耐张塔5基, 双回路直线塔13基, 双回路耐张塔12基, 四回路直线塔18基, 四回路耐张塔18基。南宁市地处桂中南地区, 地质状况主要以丘陵、平原、河网为主, 各局部地区的地质条件相差较大, 所采用的输电线路基础形式多样化, 本线路采用的基础型式主要有板式基础、灌注桩基础、台阶基础、钢管斜插式基础等。由于四回路耐张塔以及部分杆塔对承载能力要求较高, 因此, 施工设计有21基塔采用钢管斜插式基础, 这是广西输电线路工程首次采用此型基础施工方法。
2.2 插入钢管的就位与安装
在经过复测、分坑, 土石方工程施工, 垫块的制作与安装等工序后, 插入钢管的就位与安装步骤如下:
1) 在检查插入钢管的规格符合设计后, 把插入钢管放入坑内。本工程的插入钢管最重的有1 935.4kg, 最轻的是639.5kg, 因此安装时要用三角钢架或Φ50的圆木做成三脚支架后, 用三吨的链条葫芦吊装。吊装时吊放插入式钢管的顶部, 插入钢管的底座部分用机动绞磨带住缓缓放到坑底, 葫芦慢慢上收, 机动绞磨慢慢松下, 操作过程一定要保护好插入钢管不受损伤, 基础垫层、垫块不受碰撞而损坏, 更不能压坏底板钢筋;
2) 安装时先调平四根调节螺栓以便插入钢管能按设计坡度平放到垫块上。钢管底座就位时控制好底座边, 使其处于预留的四个孔之内。如能正确就位, 那么根开就基本符合设计了, 只通过微调就能将底座控制好。微调时可用楔子钉入预留孔将其准确就位, 见图1。
3) 钢管底座根开的控制方法和垫的安装固定方法一样, 不同2的是只能控制底座外边缘, 所控制的数据是L2减去底座的半径。
2.3 插入钢管调整
1) 要控制好插入钢管的坡度就必须事先加工好控制工具。控制工具由广西建宁输变电工程有限公司自制, 即将花兰的两端勾弧去掉后焊接上钢筋或钢管而成。该自制控制工具能伸能收, 它自身的钢性能把插入钢管定于一点上。
2) 插入钢管的调整:
(1) 插入钢管底座就位后, 就可以对其顶部加以固定。要固定其顶部, 先要控制好基础顶面的半对角根开 (L1) 和半根开 (A1) 。在插入钢管顶部用自制的工具将插入钢管连到坑口外的角铁柱上, 以调整插入钢管的倾斜度及扭转, 其方向为正、侧面和对角线方向。反复用钢卷尺检查半对角根开 (L1) 和半根开 (A1) 直到正、侧面半根开A1和半对角线L1的值都与设计值一致, 说明已初步调整好, 就可以将插入钢管初步固定好。见图1和图2。
(2) 置经纬仪于中心桩, 调节好对中整平, 以水平度盘0°0′0″对准线路方向, 分别转动45°、1350°0 0、225°、315°对准各基础对角线方向。用十字丝瞄准插入钢管预标的准线看插入钢管是否竖直, 如十字丝与预先画印的准线重合, 说明已竖直, 否侧调节自制工具 (3) (4) 直到插入钢管预先画印的准线与十字丝重合。135225315
(3) 用一根细线把插入钢管的两块连板水平联线, 并在中点标个印记点, 用经纬仪十字丝瞄准该点和插入钢管预先画印的准线, 如三者重合说明插入钢管没有扭曲, 否侧调节自制工具 (5) (6) 使三者重合。
(4) 对角方向竖直和正侧面没有扭曲后反复检查对角半根开和半根开。在塔位中心桩设置经纬仪, 以水平度盘0°0′0″对准线路方向, 分别转动45°、135°、225°、315°对准各基础对角线方向, 在坑口对角外侧钉出放样的水平桩 (桩顶高出基础顶面约1.21m (看插入钢管升起高度, 使插入钢管顶端不碰水平线) , 并拉好对角水平线。222526
(5) 从插入钢管实用控制数据中查出该基础插入钢管底端P1点 (钢管底座外边缘) 、插入钢管底座内侧边缘P2点´、插入钢´管基础面处外边缘与基础顶面交点P3点、插入钢管基础面处内边缘P4点至中心桩的水平对角半根开值S1、S1′、S2、S2′。见图3。
(6) 从中心桩起用钢卷尺在对角线方向水平量出P1、P2、P3、P4点水平对角半根开在水平线上的位置并作记号。
(7) 分别从记号的位置用垂球将各点投影到插入钢管上, 并通过反复调整钢管底端位置、调整插入角钢上端的拉线, 使水平线上的各点准确地投影到插入角钢相应的各点上。
(8) 角钢对角倾斜度的检查
采用吊垂球法进行, 在插入钢管对角线方向任取一点F, 再从该点往下吊垂球, 再在插入钢管对角线方向F点向下量△L另取一点J, 量出J点到重垂线的水平距离△S, (△L、△S应尽量取大) , 则插入角钢对角线方向倾斜坡度系数为 (见图4) :
若量出的坡度系数与相应塔位插入钢管对正面坡度系数不符, 应查明原因, 通过调整钢管底端位置、插入角钢上端的自制工具, 使之符合设3计及规范要求。
(9) 插入钢管高程控制
应以中心桩基面高程为准, 计算出高程数值, 用以控制插入角钢高程 (见下表) :
(1) 用经纬仪测出插入钢管底座或 (或顶面) 与中心桩基面间的高差, 该高差应与设计及规范要求相符, 否则须再调整插入角钢。
(2) 用经纬仪测出同基基础四个腿的插入钢管间的相互高程, 应符合设计要求, 高程间的偏差不许超过2mm, 否则须再调整插入角钢。
(3) 若地形高差较大测尺高度不能满足各腿级差测量要求或有障碍物不通视时, 从中心桩引出一高程辅助控制桩, 然后用经纬仪在高程控制桩设站来控制各基础插入钢管底座或顶面的高程。
(10) 在插入角钢安装调整完毕且符合设计及规范要求后, 则固定好插入钢管自制工具, 不再让其被碰撞移动, 此时插入钢管调整完毕。
3 结论
输电线路钢管塔 篇5
随着电力规划和建设的快速发展,远距离大容量超高压输电线路及大型水、火电站出线走廊拥挤问题日趋严重。在紧凑型输电线路设计过程中,需要考虑导线选型、塔头布置、塔型规划三大主要技术。本文将着重介绍500kV交流施秉至贤令山紧凑型输电线路工程在设计过程中的塔形规划。
1 工程概况
500kV交流施秉至贤令山紧凑型输电线路工程全线按2个单回路架设,均按紧凑型线路设计。线路所经地段以山地为主,间有部分高山、丘陵和泥沼,山地起伏较大。线路采用6×LGJ-300/40型钢芯铝绞线,最大设计风速为30m/s。
2 塔形规划
500kV紧凑型输电线路的对地距离和交叉跨越与一般500kV交流线路类似。现从广东省已建的500kV线路中,选择地形、气象条件与本线路类似的线路工程进行分布统计,其直线塔的呼称高、水平档距、垂直档距的分布情况如图1～3所示。
由图1可知,主要直线塔的呼称高可按32～47m、35～50m、35～59m三组高度进行设计,考虑个别情况,非主力直线塔还增设了77m的呼称高。由于500kV紧凑型塔的挂点跟一般500kV塔不一致,但对地距离及交叉跨越物距离的要求一致,因此对于同样的导线挂点高,500kV紧凑型塔呼高比一般500kV塔呼高要高出5m左右。
由图2可知,直线塔的规划水平档距分别为400、500、600、700、850m五个档次。
由图3可知,直线塔的垂直档距分为550、700、850、1 000和1 200m五个档次。综合上述数据,单回路直线塔规划见表1。
耐张转角塔的转角度数按0～20°、20～40°、40～60°、60～90°分四档,对应的塔型分别为JJ101、JJ102、JJ103、JJ104。另外,设JJD终端塔,转角度数为0～60°,代表档距L01=600m、L02=100m。耐张转角塔及终端塔的使用条件见表2。
500kV紧凑型线路三相导线布置在同一塔窗内,三相导线倒等边三角形排列,每相分裂导线宜采用等边、对称布置。为满足三相导线的布置及电气间隙要求,需采用V型串悬挂方式,上导线V型串夹角为88.4°,下导线V型串夹角为141°。由于下导线V型串夹角大,导致绝缘子串受力大,因此对垂直档距有所限制。
3 结束语
500kV紧凑型线路三相导线采用倒等边三角形排列,需采用V型串悬挂方式,且对于同样的导线挂点高,500kV紧凑型塔呼高比一般500kV塔呼高要高出5m左右,这在进行塔型规划设计时尤为重要。
参考文献
输电线路钢管塔 篇6
新疆与西北主网联网750千伏第二通道线路工程（第5标段）新建铁塔166基，耐张塔14基，直线塔152基，两个单回路并行架设，直线塔为750kV典型的ZB型酒杯塔，具有横担宽、曲臂高、单基塔较重的特点，瓶口高度绝大部分在30m以下，全高最高为65.2m。铁塔高度及数量统计表见表1。
2 施工方案的设计
铁塔分段后，每段或每片重量均不大，对吊车吊重要求不高，主要考虑吊车的吊装高度。综合考虑多种吨位吊车最大吊装高度和租赁费用，采用低吨位吊车进行底段至瓶口段组立，然后采用较大吨位吊车进行曲臂及以上部分的组立，全高较高的铁塔，采用百吨级以上吊车进行上部吊装。按照施工经验，底部至瓶口段吊装每台吊车每天可完成一基，曲臂及以上塔段吊装每台吊车每天可完成两基，因此大吨位吊车进场应稍微延后，待底段完成一定量后，再组织大吨位吊车进场作业。
3 施工人员的组织
现场施工人员分成两类班组：地面组装班组和高空吊装班组。 (1) 地面组装班组负责将塔料在地面组成塔片或塔段，完成后地面班组转到下一基继续进行地面组装。每个班组需现场负责人1名、技术员（负责对料）1名、力工8-10名（负责抬料、拧螺丝等）。 (2) 高空吊装班组负责塔片和塔段的吊装及就位，并初步拧紧螺栓。每个班组需要现场负责人、起重工、司索工各1名、高空作业人员4-6名、地面配合人员2名。
4 吊车规格及数量的确定
(1) 按照铁塔平口高度和全高范围, 采用25t、70t、130t三种规格汽车吊组合最为合适。三种汽车吊性能参数如表2。 (2) 吊车数量应根据工期计划及投入的施工班组数量确定。本工程组塔有效工期45天，需要每天完成组立3-4基，投入6个吊装班组、12个地面组装班组，为保证施工连续，每个吊装班组配一台吊车，需要租用25t吊车3台、70t吊车2台、130t吊车1台。
5 铁塔吊装分段
(1) 铁塔分段的原则是控制单吊重量、方便安装就位。以占绝对数量的酒杯塔为例，将酒杯塔分成接腿段、塔身段、下曲臂、上曲臂、中横担、边横担和地线支架。考虑到中横担较重（5.2t～7.0t），所处的位置较高，而70T吊车单节副臂情况下最大吊重为4t，所以将中横担两端的两个边块独立出来进行吊装，以减少中横担重量；下曲臂左右两部分连接的大角钢和连接板也单独吊装，以方便下曲臂就位，如图1所示。 (2) 酒杯塔按照图1进行分段后，各段重量范围见表3。 (3) 施工过程中，塔腿段分成四个单腿分别吊装，塔身段分成前后侧两片带斜材吊装，塔身段及塔腿段为铁塔下部结构，全部采用主臂吊装。
6 施工方法
6.1 接腿段的吊装
本工程铁塔采用全方位高低腿设计，接腿段高度7～15m，单腿重量1.1～3.5t。地面组装时，将底段主材安装到塔脚板上，再组装两侧大斜拉铁、水平铁和大连接板，最后安装连接板及小铁，形成倒三角锥型结构。地面组装完成后，逐个吊装到安装位置，初步拧紧地脚螺帽，并打好临时拉线，最后补齐水平铁大连接板螺栓，将四个单腿连接成整体结构。
6.2 塔身段的吊装
塔身段高度主要有3m、4m、6m、7m、7.5m、8m、11m七种，每段重1.5～10t。由于塔身段根开大、主材高，在地面上组成整段难度较大，且整段吊装就位困难，虽然可减少吊装次数，但就位耗费时间长，所以应组成片进行吊装，每段按前后侧组成两片，带侧面辅材，两片吊装到位后，由高空进行侧面封铁。重量超过8t的塔段安装高度均在20m以下，分片后单重不超过5t, 25T吊车24m主臂伸长时最大吊重6.6t，可满足要求。相邻两段重量均较小的，可在地面上连接成一段进行吊装，减少接头杯高空就位次数，提高施工效率。
6.3 曲臂连接块的吊装
曲臂连接块重量约1.1t。由于曲臂与瓶口处连接较为复杂，安装就位比较困难，将曲臂连接块分离出来单独吊装，有利于曲臂就位，同时可以由25T吊车完成吊装，扩大了25T吊车施工范围，间接提高施工效率。
6.4 下曲臂的吊装
下曲臂高度为10m，单边重量2.8～3.9t，采用70T吊车进行施工。吊装到指定高度后，先将曲臂与连接块上的大连接板处就位，用螺栓连接后缓缓下放，再进行瓶口处连接板就位，以保证施工安全。
6.5 上曲臂的吊装
上曲臂高度为8.5m，单边重量1.2～2.2t，视安装高度，分为三种吊装方式：与下曲臂组段吊装、与中横担边块组段吊装、单独吊装。当安装高度在43m及以下时，可用70T吊车全主臂吊装，此时上下曲臂可连接成整体一次吊装；当安装高度为43～51m之间时，上曲臂可与中横担边块组段吊装；安装高度超过51m时，上曲臂须单独吊装。上下曲臂安装完毕，如果横担不能及时安装，需用钢丝绳及链条葫芦将左右曲臂对拉补强，避免因自重变形。
6.6 中横担边块的吊装
中横担整体较重，单重为5.6～7t，安装位置较高，大多数都需要安装副臂进行吊装，且就位点较多，与左右上曲臂共存在8处就位点，整体吊装每次就位时间长，不利于施工安全，所以将两个边块分离出来单独吊装。边块单重1.3～1.75t，如前文所述，安装高度允许的情况下，可以与上曲臂组段吊装。
6.7 中横担的吊装
将两个边块去除后，中横担重量减少到3.0～3.5t，安装高度不超过51m情况下可整体吊装，超过51m时，采用130T吊车进行施工，或者按照前后侧分两片吊装，两片均吊装到位后进行高空封铁。
6.8 边横担的吊装
边横担单边重量1.7～2.2t，安装高度与中横担相同，由于单重不大，全部采用整段吊装方式。边横担吊装时，采用四个绑扎点，稍微偏移重心使横担远端上抬便于就位，就位顺序：先横担上盖再到横担下盖。
6.9 地线支架的吊装
地线支架重量为0.7t。安装高度较高时，需要单独进行吊装。当塔全高不超过53m，或采用130T吊车施工时，可将地线支架通过螺栓固定在边横担上方，与边横担一起吊装，待边横担安装到位后，将地线支架提起就位（如图2所示）。
7 多种吨位吊车组合立塔施工优点
(1) 相互补充，充分利用资源。低吨位吊车吊装高度不超过32m，但机械台班费低；大吨位吊车吊装重量及高度均较高，但台班费较贵，通过多种吨位吊车组合，正确安排吊车进场时间，充分利用资源、发挥各自优势。 (2) 施工效率高。吊车机动灵活，转场快，吊装效率高。对工期要求紧张的工程，优势明显。 (3) 综合施工成本低。吊车立塔施工效率高，与抱杆分解立塔相比，大大减少工器具的使用（如抱杆、机动绞磨、钢丝绳、地锚、卸扣等），同时减少工人用量。 (4) 施工安全可靠、文明施工水平高。吊车立塔可以减少大量受力工器具的使用，一定程度上减少了安全风险。同时，吊车立塔可以减少高空作业量，降低高处坠落风险。目前吊车均带有安全装置，有效地降低了施工安全风险。需要操作人员少，施工场地整洁，有利于提高现场安全文明施工水平。
8 施工注意事项
(1) 定施工方案之前，应详细审核施工图纸，对铁塔各段高度、全高、重量进行归类统计，以便确定吊车的规格。 (2) 组织施工负责人、吊车司机进行现场勘察，编制单基策划方案，确定具体塔号吊车组合方式。开工前进行施工设计，编制作业指导书，经试点后再推广应用[1]。 (3) 作业前，应对参加作业的人员进行施工安全、技术、质量交底，使其熟悉安全操作规程，必要时对起重工、司索工进行专项培训。 (4) 施工过程中，定期检查吊车性能，确保机械性能完好，进场的吊车应证件齐全、检验报告真实有效。起重工、司索工等特殊工种必须持证上岗[2]。 (5) 施工时应做好统筹安排，充分发挥吊车的机动性、灵活性，确保吊车的有效使用率，避免资源浪费。 (6) 做好塔料进场清点工作，确保塔料供应及时，不缺关键铁件，从而确保施工连续。
9 结束语
新疆与西北主网联网750k V第二通道线路工程第5标段组塔有效工期短，我公司采用多种吨位吊车组合进行铁塔组立，顺利完成了施工任务，取得了良好的安全和经济效益。西北地区地势平坦，线路工程施工中，适宜采用吊车进行立塔，特别是随着工程机械市场日趋成熟完善，大规模采用吊车立塔已成为趋势。
摘要：新疆与西北主网联网750千伏第二通道线路工程 (第5标段) 位于哈密地区戈壁滩, 地形平坦, 适合大规模采用吊车进行组立, 根据塔高采取多种吨位的吊车组合进行铁塔组立, 施工效率高, 综合成本低, 施工安全可靠, 取得良好的效果。
关键词：输电线路,吊车组合,立塔,施工
参考文献
[1]DL/T5342-2006750kV架空送电线路张力架线施工工艺导则, 国家发展和改革委员会, 2006.
[2]DL5009.2—2004电力建设安全工作规程第2部分:架空电力线路, 国家发展和改革委员会, 2004.
输电线路钢管塔 篇7
溪洛渡左岸—浙江金华±800 k V特高压直流输电线路工程是国内又一条高等级、大容量、远距离特高压直流线路, 路径总长度为1 670.8 km, 途经四川、贵州、湖南、江西、浙江5省, 沿线经过地形中, 山地占45.43%、高山占19.78%, 地势起伏大, 海拔高, 全线中、重冰区长度占到70%以上, 属于覆冰极为严重的输电线路, 重冰区设计是该工程设计的重点问题之一。
在经历了2008年输电线路冰灾后, 设计人员对事故倒塔段进行计算分析, 发现倒塔主要发生在大档距、大高差、覆冰不均匀的情况下, 覆冰造成杆塔纵向张力差大于设计耐受值[1,2,3,4,5,6,7]。因此杆塔设计时覆冰不平衡张力取值关系线路能否安全稳定运行, 及能否经受住再一次冰灾考验。目前重冰区设计主要参考DL/T 5440—2009《重覆冰架空输电线路设计技术规程》 (以下简称规程) , 该规程中对不同冰厚下的不平衡张力取值做了规定。为验证该规定的不平衡张力取值能否承受百年一遇的冰灾, 本文以该工程浙江段实际耐张段和假设断面为例, 计算严重情况下的导、地线覆冰不平衡张力, 探讨直线塔的覆冰不平衡张力取值, 给出严重情况下的特高压直流线路重冰区直线塔不平衡张力建议值。
1 不平衡张力取值规定
规程规定产出不平衡张力的不均匀冰荷载情况按未断线、温度-5℃、有不均匀冰、风速10 m/s的工况计算[8]。不平衡张力覆冰率计算条件和不平衡张力取值 (以不平衡张力占最大使用张力的百分比表示) 分别见表1和表2。
上述纵向不平衡张力的取值是参考等连续档、连续等高差上山模型计算结果和实际观测、运行经验得到的。文献[9]提出了“等连续档, 仅中间一基杆塔前后有高差, 其余塔前后档无高差”的计算模型, 文献[10]利用该模型计算20~50 mm冰区不平衡张力, 得出结论为:30 mm及以下重覆冰区, 不平衡张力百分数按照现行重覆冰区规程规定取值;40、50 mm重覆冰区, 应将不平衡张力百分数分别提高至35%和41%。
不平衡张力与档距、高差、覆冰厚度、不均匀冰情况等众多因素相关[10,11,12,13], 以往理论计算只分析了几种假设断面, 没有对不均匀档距、复杂高差、验算覆冰等情况进行综合分析, 得出的计算值适用于平地、丘陵地区。对于山地复杂地形, 特别是大高差、大档距地形, 未有文献进行过实际分析。本文将实际耐张段和在严重断面、不同覆冰厚度情况下的不平衡张力计算结果与已有文献和规程进行比较, 得出适用于本工程的实际不平衡张力系数, 指导特高压直流重冰区线路设计。同时针对不平衡张力经典算法中存在的收敛速度慢、收敛于非正确解等问题提出解决办法。
2 计算方法
本文采用经典算法进行不平衡张力计算[14,15,16,17]。该算法认为出现最大不平衡张力的情况一般发生在档距、高差相差悬殊, 线路一侧覆冰而另一侧少冰或无冰的交界杆塔处。
假设一个耐张段内有n个连续档、n-1基直线塔, 架线气温为tm, 导、地线初伸长尚未放出时架线应力为σm, 各直线杆塔上悬垂绝缘子串均处于中垂位置。当出现不均匀冰时, 各档应力不一, 悬垂串发生偏移, 档距发生变化, 如图1所示。
第i档档距增量Δli与档内应力σi间的关系为:
其中, li、βi分别为耐张段内悬垂串处于中垂位置时第i档的档距 (m) 和高差角 (°) ;α、E分别为导线的温度线膨胀系数 (℃-1) 和弹性系数 (N/mm2) ;tm、σm、Δte、γm分别为导线架线时气温 (℃) 、相应气温下耐张段内的架线水平应力 (N/mm2) 、架线时考虑初伸长降低的等效温度 (取正值, 单位为℃) 、架线时导线和地线的自重比载 (N/ (mm2·m) ) ;t、σi、γi、Δli分别为计算不平衡张力时的气温 (℃) 、第i档的水平应力 (N/mm2) 、比载 (N/ (mm2·m) ) 和档距增量 (缩短时为负值, 单位为m) 。
由于待求情况下各档水平应力不同, 导致相邻档间悬垂串出现不平衡张力差, 它使悬垂串出现偏斜, 如图2所示。
第i基直线塔上悬垂串末端导线悬挂点的顺线路水平偏移δi与两侧导线张力差的关系为:
通过式 (2) 、 (3) 解出σi+1的显函数为:
其中, σi为第i档的水平应力 (N/mm2) ;δi为第i基直线塔悬垂串导线悬挂点顺线路水平偏距 (m) , 偏向大编号为正, 反之为负;λi、Gi分别为第i基直线塔的悬垂串串长 (m) 及荷载 (N) ;Wi为第i基直线塔导线垂直荷载 (N/mm2) ;hi、hi+1分别为悬垂串处于中垂位置时, 第i基直线塔对第i-1基直线塔和第i+1基直线塔对第i基直线塔上导线悬挂点间的高差 (m) , 较大编号的杆塔比较小编号的杆塔悬挂点高时为正值, 反之为负值;βi为悬垂串处于中垂位置时, 第i档导线悬挂点间的高差角 (°) ;li为悬垂串处于中垂位置时, 第i档的档距 (m) ;A为导线截面积 (mm2) 。
对于整个耐张段内, 各档档距增量之和应为0, 即第n基耐张塔上导线悬挂点的偏距应为0, 即:
由式 (1) 可以列出n个方程, 由式 (4) 可以列出n-1个方程, 由式 (5) 可以列出1个方程, 共2 n个方程, 有Δli、σi共2n个未知数, 方程是可以求解的。较为方便的是采用迭代求解法, 通过迭代直至获得最终解, 迭代步骤如下:
a.令i=1, δ0=0;
b.将σi代入式 (1) 得Δli;
c.令δi=δi-1+Δli;
d.将σi、δi代入式 (2) 得δi+1;
e.将δi+1代入式 (4) 得到σi+1;
f.将σi+1代入式 (1) 得Δli+1;
g.δi+1=δi+Δli+1, i=i+1;
h.如果i=n, 则转步骤i, 否则转步骤d;
i.如果δi=0, 结束迭代;否则令σ1=σ1+Δσ, 转步骤a。
经典算法存在的主要问题是初始值σ1、迭代步长Δσ、收敛精度的设置和收敛结果判断。初始值设置过小, 需要迭代较多次数, 收敛时间长, 且可能导致第一个收敛结果为非正确解, 此时不平衡张力百分比将超过100%, 这是由于经典算法可能存在双解现象;初始值设置过大, 则无法得到解。迭代步长需和迭代精度配合, 较大的迭代步长可能无法达到所需的迭代精度, 转而跳过计算解。
针对以上问题, 在编程过程中先取较小初值σ0、较大的迭代步长 (如Δσ=100 N/mm2) 和较大的判断精度 (如δn=0.1 m) , 初次收敛后取一稍小于上次计算收敛值σ1的值 (如0.99σ1) , 减小迭代步长 (如Δσ=10 N/mm2) 和判断精度 (如δn=0.01 m) , 如此再迭代一次即满足工程设计精度要求。针对第一次收敛结果为非正确解的情况, 判断不平衡张力百分比是否大于100%, 如果大于则将初值适当增大 (如增加为σ1+1) , 继续进行迭代计算直至得到最终解。通过该改进措施能保证一次得到正确解, 且无需人工干预, 减少收敛时间, 提高收敛效率。
3 计算实例
溪洛渡左岸—浙江金华±800 k V特高压直流输电线路 (简称溪浙线) 20 mm冰区的导线采用6分裂JL/G2A-900/75钢芯铝绞线, 地线采用JLB20A-150铝包钢绞线, 具体参数见表3。
表4列出了某一实际耐张段的前侧塔、后侧塔的档距及高差 (后侧塔相对前侧塔, 后同) 情况, 表中编号4145和4149的塔为耐张塔, 其余为直线塔。
根据第2节不平衡张力计算方法, 利用MATLAB编制程序, 得到覆冰20 mm情况下的不平衡张力计算结果如表5、6所示。
由表5可见, 4148号直线塔导线和地线的最大不平衡张力百分比分别达到29.96%、51.45%, 超过设计规程规定的20 mm冰区直线塔导线不平衡张力百分比取值 (25%) 和地线不平衡张力百分比取值 (46%) 。
如果按照25 mm覆冰验算 (直线塔一侧25 mm覆冰, 另一侧根据不均匀覆冰率取值) , 导线最大不平衡张力百分比将达到40.81%, 地线最大不平衡张力百分比达到71.88%。
注:不平衡张力百分比为标*塔的不平衡张力与最大使用张力百分比。
对同一耐张段, 假设设计覆冰分别为30 mm和40 mm, 导线采用6分裂JLHA1/G1A-800/55钢芯铝合金绞线, 地线采用JLB20A-240铝包钢绞线 (导地线参数见表3) , 计算导、地线最大不平衡张力如表6所示。
由表6可见, 根据实际地形计算的直线塔导线不平衡张力百分比较规范取值高5%~16%, 地线高5%~9%。如果再考虑线路附近可能存在水汽增加覆冰的影响, 应该在设计规范基础上更大幅度提高不平衡张力系数, 以提高线路抗冰能力。
以上实例是选取了溪浙线特高压直流工程浙江境内一环境较恶劣的耐张段进行计算。另外, 文献[11]中已经说明, 不平衡张力随着档数增加而增加, 文献[10, 12-13]论证了不平衡张力随着档距、高差增大而增大。特高压直流线路一般都达到1 500 km以上, 经过地形复杂, 不排除在重覆冰地区存在一些连续档数量多、大档距、大高差同时存在、靠近水汽丰富地区等更严峻情况出现, 不平衡张力值无法完全参考规程取值。
另外通过实例计算, 可以看出两侧承受大档距的“一肩挑”式直线塔受到的不平衡张力最大。本文计算了一种假设的五档断面500-500-500-X-Y在各覆冰条件下的不平衡张力情况, 其中X和Y可取700~1100 m之间的值, X和Y的高差h可取100 m、150 m和200 m, 其余各档无高差。计算结果如表7所示。
从表7可以看出, 重冰区直线塔两侧存在大档距、大高差时, 不平衡张力容易超过规程值, 地线不平衡张力超过规程值更明显。近几年覆冰事故中, 大部分为地线支架倒塌或者地线支架先倒导致整塔折断, 除了地线覆冰较导线厚外, 地线悬垂串较短导致不平衡张力也是引发事故的重要原因。另外可以看出覆冰越厚, 越容易出现直线塔不平衡张力超规程值的情况。
因此规程取值适用于大部分耐张段, 具有一定的经济合理性。当直线塔存在大档距 (大于900 m) 、大高差 (超过100 m) 配合或者靠近水汽丰富地区容易局部结冰时, 建议按表8对不平衡张力取值, 其中各冰区导线、地线选型参考溪浙线重冰区导线选型结论。
按表8取值基本能涵盖目前重冰区大档距、大高差情况下的直线塔不平衡张力范围。
4 结论
a.重冰区规程中对直线塔不平衡张力取值适用于一般地形, 对存在大档距、大高差情况下规程取值偏小。特高压直流线路重冰区需根据实际地形、覆冰情况校核计算。
b.特高压直流输电线路重要性高, 同时投资也较大, 特别是铁塔投资占40%左右。以往杆塔计算结果表明, 不平衡张力主要控制杆塔塔身侧面斜材和塔身横隔面的部分杆件, 对铁塔重量影响较大, 建议设计1个或2个大塔型适当提高不平衡张力系数, 满足工程中特殊地形直线塔需求, 而无需提高所有塔型的不平衡张力系数, 以节约工程投资。
c.针对重覆冰地区可能出现的大档距 (大于900 m) 、大高差 (超过100 m) 配合或者靠近水汽丰富地区容易局部结冰的情况, 建议直线塔导线不平衡张力取值如下:20 mm重冰区取30%, 30 mm冰区取35%, 40 mm冰区取50%;地线不平衡张力建议取值:20 mm重冰区取50%, 30 mm冰区取55%, 40 mm冰区取65%。
d.根据实际情况, 计算验算覆冰工况下的直线塔不平衡张力。