输电钢管塔（精选7篇）
输电钢管塔 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
[1]瞿伟廉,王锦文,谭亚伟等.基于疲劳累积损伤的输电塔结构剩余寿命估算[J].武汉理工大学学报,2007,29(1):149-152.
[2]邓洪洲,司瑞娟.特高压大跨越输电塔动力特性和风振响应分析[J].建筑科学与工程学报,2008,25(4).
[3]黄健.桅杆结构随机风振疲劳及控制研究[D].上海:同济大学,2004.
[4]帅群邓洪洲,李琳等.高压输电钢管塔主材次应力分析[J]建筑结构学报,2012,33(8):109-116.
[5]杨靖波,韩军科,李茂华等.特高压输电线路钢管塔计算模型的选择[J].电网技术,2009,34(1):1-5.
[6]孔伟,李华,杜启收.大跨越输电塔极限承载力的双重非线性分析[J].山西电力,2009(6):5-7.
输电钢管塔 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。
谈输电塔螺栓连接设计 篇3
连接螺栓的计算在输电铁塔的设计中占有重要地位。本文拟结合最新的行业设计规范, 通过对螺栓连接的计算理论、破坏形态等进行分析, 总结110 k V~500 k V输电线路角钢塔连接节点设计的注意事项, 并提出螺栓规格及材质的选择、螺栓个数计算等方面的建议, 供线路结构专业的同行参考。
1 输电塔螺栓应用现状
在以往的输电铁塔设计中, 连接螺栓大多采用4.8级和6.8级的粗制螺栓。随着高压输电线路的发展和设计标准的提高, 输电塔的荷载越来越大, 高强钢及与高强钢相匹配的高强螺栓得到广泛的应用。DL/T 5154-2012架空输电线路杆塔结构设计技术规定[1] (以下简称“技术规定”) 中规定:螺栓连接宜采用4.8级, 5.8级, 6.8级, 8.8级热浸镀锌螺栓和螺母, 有条件时也可采用10.9级螺栓。据了解, 6.8级螺栓的市场价格与4.8级和5.8级差别不大。因此, 为了减少螺栓材质的种类、增大螺栓的安全裕度、优化连接节点的构造, 设计人员一般较少采用4.8级, 5.8级螺栓;8.8级高强度螺栓近年来在输电线路杆塔上已应用较多, 具有较丰富的应用经验;10.9级螺栓由于强度很高, 质量难以得到保证, 特别是在酸洗、热镀锌过程中容易出现氢脆等不良现象, 在输电塔上应用还不多。
目前, 输电塔连接螺栓设计时多采用6.8级和8.8级螺栓, 一般M16, M20用6.8级, M24用8.8级。与一般钢结构所使用的高强度螺栓不同的是, 输电铁塔采用的8.8级高强螺栓实际上是满足相应强度级别的高强度粗制螺栓, 其加工标准较摩擦型或承压型高强度螺栓偏低, 计算公式与普通螺栓的相同。
2 输电塔螺栓破坏形态
输电塔螺栓的受力状态主要有受剪和受剪拉2种, 除挂线点、横担连接处等局部位置会出现同时受剪拉的情况, 其余杆件连接的螺栓主要受剪。受剪螺栓连接破坏时可能出现五种破坏形式:1) 螺杆剪断;2) 孔壁挤压破坏;3) 杆件被拉断;4) 杆件端部或孔与孔间的杆件被剪坏;5) 螺栓杆弯曲破坏。这五种破坏形式, 无论哪一种先出现, 整个连接就破坏了。通常对前面三种可能出现的破坏情况, 需通过计算来防止, 而后两种情况则通过构造加以保证。对于第4) 种破坏形式, 《技术规定》是通过限制孔间距及端距来保证。对于第5) 种破坏形式, 可通过限制桥叠厚度不超过5倍螺杆直径来保证, 对于输电铁塔螺栓连接而言, 不会发生此种破坏。受剪拉螺栓兼有受剪和受拉两种螺栓的受力情况, 工作性能比较复杂, 《技术规定》采用先考虑螺栓受剪性能, 再用相关公式考虑受剪和受拉同时作用的综合效果[1]。
3 受力特性分析
表1列出了钢材和螺栓的孔壁承压设计值。可以看出, 就孔壁承压而言, 当采用4.8级螺栓时, 对Q235级别的角钢, 由杆件控制, 对Q345及以上级别的角钢, 由螺杆控制;当采用6.8级和8.8级螺栓时, 无论对何种级别的角钢, 均由杆件控制。对于杆件材质为Q345级别甚至更高, 在使用4.8级螺栓连接时, 除了考虑螺栓的剪切强度校核外, 还要考虑螺杆的孔壁承压验算。当使用6.8级或8.8级螺栓时, 可不校核螺杆承压强度。因此, 为了减少设计工作量, 避免出现差错, 不建议材质为Q345及以上级别的构件采用4.8级螺栓。
一般来讲, 输电塔螺栓设计时, 控制连接螺栓数量的因素有2个:孔壁挤压和螺栓剪切。当杆件强度较高而螺栓材质级别较低时, 螺栓个数主要受螺栓的剪切强度控制;反之, 受杆件的孔壁挤压控制。
根据《技术规定》, 在螺栓受剪的连接中, 每个螺栓的承载力设计值应取承剪和承压承载力设计值中的较小者[1]:
承剪承载力:
承压承载力:
式中:Nvb———单个螺栓的承剪承载力设计值, N;
Ncb———单个螺栓的承压承载力设计值, N;
nv———承剪面数目 (单剪为1, 双剪为2) ;
d———螺栓杆直径, mm;
∑t———在不同受力方向中一个受力方向承压构件总厚度的较小总厚度, mm;
fvb———螺栓的抗剪强度设计值, N/mm2;
fcb———构件和螺栓承压强度设计值的较小者, N/mm2。
可以看出, 构件存在一个临界的厚度值t临界。当构件的厚度小于t临界时, 螺栓连接由构件 (或螺栓) 的承压承载力控制;反之, 由螺栓的承剪承载力控制。令螺栓的承剪承载力和杆件的承压承载力相等 (即Nvb=Ncb) , 可得出:
根据式 (3) 可计算出不同材质构件在单剪和双剪连接时的临界厚度值。表2为不同杆件材质、螺栓规格对应的临界厚度值。
mm
4 螺栓设计注意事项
1) 对于110 k V~500 k V输电塔而言, 辅助材的壁厚大多数都小于8 mm, 螺栓连接由构件的承压承载力控制。在实际计算中, 有些构件每端需要2个6.8级螺栓, 连接节点需增加节点板才能满足构造要求, 这样就造成节点构造复杂, 安装工作量增加;对于横隔面, 增加节点板还会产生“下凹”的情况, 大大降低横隔面的平面内刚度。此时, 可以适当增加构件的厚度来减少螺栓的数目。经计算, 加大构件规格增加的材料量与节点板的材料量相当。这样可以明显改善输电塔的构造布置, 增加构件的安全裕度。
2) DL/T 5442-2010输电线路铁塔制图和构造规定[2] (以下简称“构造规定”) 中规定, L140及以上规格的角钢宜采用双包连接 (内包角钢及外贴板) , 内包角钢及外贴板的材质与被包的主角钢材质一致, 并给出了规格L128×8~L250×35角钢推荐内包角钢及外贴板应用的最小规格。目前, 我国大多数电力设计院都采用东北电力设计院开发的自立式铁塔内力分析软件 (简称“MYL软件”) 进行铁塔设计和校验。该软件在计算主材双包连接时, 螺栓个数是按单剪计算得到的。有时, 设计人员会直接按软件计算螺栓数目的一半并取偶数后作为双剪连接螺栓的个数, 其实这样做是不安全的。当主材角钢的壁厚大于表2中的临界值时, 螺栓连接由螺栓的承剪承载力控制, 此时按软件计算螺栓数目的一半并留有一定的裕度即可满足要求;当主材角钢的壁厚小于表2中的临界值时, 螺栓连接由角钢的承压承载力控制, 如果仍然按照上述方法设计则偏于不安全, 此时可按式 (4) 计算同时考虑螺栓双剪和杆件承压所需最少螺栓个数。
式中:m1———软件按单剪计算出的螺栓个数;
m2———同时考虑螺栓双剪和杆件承压所需最少螺栓个数。
3) 螺栓连接设计时, 原则上在满足受力和构造要求的前提下, 尽量选择直径小或材质等级低的螺栓, 可提高连接节点的安全可靠性。
4) 当螺栓数量较多时, 节点板尺寸很大, 容易与附近其他连接节点位置冲突, 而且螺栓的受力很不均匀, 两端大而中间小, 端部螺栓会因受力过大而首先破坏。《技术规定》中规定, 当螺栓连接沿轴向受力方向的连接长度大于15d0 (d0为孔径) 时, 螺栓的承载力应按要求进行折减。以单排M20螺栓为例, 当螺栓个数达到6个时, 螺栓的强度需折减。因此, 对于受力较大的杆件, 可采用8.8级高强螺栓代替6.8级普通螺栓。根据对比分析, 对于材质为Q345或Q420的角钢, 当规格小于L160时, 采用6.8级M20螺栓较合适;当规格达到L160时, 采用8.8级M24螺栓则较为合理。这在一定程度上可以降低塔身风荷载、节约连接节点耗钢量和螺栓用量。
5 结语
1) 就孔壁承压而言, 当采用6.8级和8.8级螺栓时, 无论对何种级别的角钢, 均由杆件控制, 可不校核螺杆承压强度。
2) 对于横隔面等部位的辅助材连接, 可适当增加构件的厚度来减少螺栓的数目。
3) 可结合构件的临界厚度确定螺栓连接个数的控制因素。
4) 对于材质为Q345或Q420的角钢, 当规格小于L160时, 采用6.8级M20螺栓较合理;当规格达到L160时, 采用8.8级M24螺栓则较为合理。
参考文献
[1]DL/T 5154-2012, 架空输电线路杆塔结构设计技术规定[S].
[2]DL/T 5442-2010, 输电线路铁塔制图和构造规定[S].
[3]陈绍蕃, 顾强.钢结构 (上册, 钢结构基础) [M].北京:中国建筑工业出版社, 2003.
输电钢管塔 篇4
近年来，在电网建设过程中，输电线路向高电压、大容量、多回路发展。随着电力行业的发展，杆塔设计荷载不断增大，构件截面也愈大，有时不得不采用组合截面和特殊处理节点来满足设计要求[1,2]。目前，荷载较大的铁塔一般考虑采用钢管塔，并且通常以Q235和Q345钢材为主[3]。钢管塔结构的推广应用对设计突出了新的技术要求，其中节点设计是钢管塔结构设计的关键技术问题之一。
钢管塔结构斜材与主体的连接方式主要包括相贯连接、节点板连接节点———单插板节点和U形插板节点。单插板连接是一种较好的钢管结构连接节点形式，具有制作简单、安装方便等优点，主要应用于输电塔、电视塔等钢管结构的支撑、水平杆件与主管之间的连接，即受力相对较小及以次要杆件的连接。单插板连接是通过在钢管的中心对称面上开设单槽，然后将预先卷边的单板插入单槽并用双面焊缝进行连接，最后通过普通或高强螺栓与主管进行拼装连接，如图1所示。
单插板连接节点承载力设计存在两个问题:1)单插板与被插入支管的连接[4,5,6];2)节点板与主管的连接。但是，现行我国《钢结构设计规范》尚未涉及节点板—主管的连接方法及其相应的承载力计算理论。所以，有必要进行节点板—主管连接承载力特性的试验研究和承载力计算方法研究。本文设计了两个节点板—主管节点试验件并开展了节点承载力特性的试验研究，考察了节点板—主管连接的承载力特性以及失效、破坏模式;基于试验研究，进行节点板—主管连接节点的承载力计算理论探讨。
2 单插板节点的试验研究
2.1 试验试件
根据某钢管塔节点连接主管—支管的规格，并考虑试验加载条件及可行性，本文应用相似理论设计了两种不同主管规格的节点板—主管节点。
如图2所示，主管—节点板节点1的主管规格为219×6，节点板尺寸为97×10;节点2的主管规格为273×7，节点板尺寸为101×10。节点板与主管连接均采用双面角焊缝，且没有设置加劲肋。
2.2 试验加载及破坏模式
试验采用助动器在节点板上施加拉—压交变反复荷载，每一级荷载测试主管不同部位的应变并变形发展和分布情况。
主管—节点板节点1的试验加载、变形及破坏形态如图3所示，达到屈服承载力后，钢管表面发生局部外鼓、内凹。当内凹外鼓变形较大时停止加载，焊缝焊脚根部主管钢板出现细微的裂纹，且拉压荷载作用下裂纹发生张开、闭合变形。
主管—节点板节点2的试验加载、变形及破坏形态如图4所示，达到屈服承载力后，钢管表面发生局部外鼓、内凹;当内凹外鼓变形较大时继续加载，最后反复荷载作用下发生沿焊缝的钢板撕裂破坏。
2.3 节点承载力
根据试验得到主管—节点板节点的承载力—变形特性以及主管不同部位的应变发展和发布特性可知:
1)节点1的抗压、抗拉屈服强度分别约为-115.0 k N,155.0 k N，均小于节点所需的最大节点内力-85.2 k N,91.2 k N;
2)节点2的抗压、抗拉屈服强度分别约为-119.0 k N,163.0 k N，均小于节点所需的最大节点内力-91.5 k N,98.3 k N。
因此，试验主管—节点板节点能够满足节点的承载力要求。
3 主管—节点板节点的承载力分析
3.1 受力机理及计算理论
对于节点板连接节点，国内的研究数据较少，未形成成熟的理论计算公式，钢管塔采用连接板连接时，焊接与钢管表面的节点板在传力过程中可能引起主管局部屈服，从而影响节点的承载力，所以，这是节点板连接设计的关键问题。日本《送电钢管铁塔制作基准》中给出了关于钢管—插板连接节点承载力的计算方法，该理论主要是针对单块节点板情况。
1)无加劲板节点。
无加劲肋节点板节点就是仅用节点板连接支管与主管，焊接与主管的节点板不设置加劲肋，如图2所示节点形式十分简单，节点板平面内抗弯承载力计算方法如下:
2)有加劲板节点。
当节点有环形加劲时，加劲板受力:
K≤1.0时:
K>1.0时:
其中，
其中公式中的各参数如图5所示，f为主管钢材的实际屈服强度。
3.2 试验节点承载力分析
根据材性试验得到t=6 mm,7 mm厚钢板的屈服强度分别为f=375 MPa,381.5 MPa。
采用上述节点承载力计算理论对节点的承载力进行计算，可以得到主管—节点板节点1的拉、压承载力为84.9 k N，节点2的拉、压承载力为102.5 k N。可知理论分析得到节点的拉压强度均满足节点强度要求，且节点抗拉承载力计算值与试验吻合较好。但是，试验得到节点的抗拉承载力大于抗压承载力，主管—节点板节点的抗拉承载力理论需进一步深入研究。
4 结语
基于试验研究和理论分析，可得到如下结论:
1)试验研究得到主管—节点板节点的拉、压承载力均能满足节点强度要求，且节点的抗拉承载力有较大安全储备。
2)拉、压荷载作用下的节点试验表明节点发生主管内凹外鼓的局部屈曲破坏，最后发生主管沿焊缝焊脚的撕裂破坏。
3)主管—节点板节点的抗压承载力计算值与试验值吻合较好，抗拉承载力试验值大于抗压承载力试验值，其承载力计算理论还需深入研究。
参考文献
[1]孙竹森,程永锋,张强,等.输电线路钢管塔的推广与应用[J].电网技术,2010,34(6):186-192.
[2]杨靖波,李茂华,杨风利,等.我国输电线路杆塔结构研究新进展[J].电网技术,2008,32(22):77-83.
[3]GB50017-2003,钢结构设计规范[S].
[4]吴龙升,孙伟民,张大长,等.U型插板钢管连接节点承载力特性的非线性有限元分析[J].南京工业大学学报,2008,30(1):92-96.
[5]陶青松,张大长,林致添,等.足尺U型插板钢管连接节点承载力特性的试验研究[J].电力建设,2009,30(1):32-34.
输电钢管塔 篇5
关键词：高压输电线路,钢管杆,城市规划,主杆截面形式,杆身坡度
1 前言
由于城市建设高速发展, 用电负荷迅速增加, 供电网络已不能满足用电负荷发展的需要, 势必要新建高压输电线路, 对原有的城网线路进行增容改造。传统的铁塔, 占地面积大, 造型又与现代城市环境不协调。采用高压电缆造价昂贵, 采用钢筋混泥土电杆, 它的纵向、环向裂纹问题, 一直未能很好的解决。采用环形或多边形截面的拔梢型钢管杆, 结构简单, 受力清楚, 加工制造容易, 施工方便, 运行安全可靠。
本文根据钢管杆的受力特点, 总结出影响钢管杆结构优化的主要参数, 分析各参数对钢管杆结构的影响程度, 进行对比优化, 使钢管杆设计更合理。
2 钢管杆结构优化主要参数
2.1 主杆截面形式
根据《架空送电线路钢管杆设计技术规定》 (DL/T5130-2001) , 常用的钢管断面形式有四边形、六边形、八边形、十二边形、十六边形、环形等。环形截面虽惯性矩最大, 受力最优, 但由于加工问题, 输电钢管杆杆身构件断面常采用多边形, 110kV钢管杆一般采用十二边形, 大荷载钢管杆可采用十六边形。受宽厚比w/t限制, 边数越多受力越优、材料相对耗用小, 但加工难度也越大。圆锥形与棱锥形钢管杆相比有较好的刚度, 力学性能更优, 随着棱数的增加, 棱锥形钢管杆其刚度趋近于圆锥形钢管杆。
2.2 钢管杆挠度
与传统铁塔不同, 输电线路钢管杆在多数情况下是一种以挠度来控制选材的结构。如仅仅计算强度满足要求, 运行时的挠度可达30‰以上, 严重影响美观, 而挠度计算满足限制要求, 材料强度常常会有较大富余。《架空送电线路钢管杆设计技术规定》 (DL/T5130-2001) 提出了直线杆的杆顶挠度限值为5‰、转角和终端杆的杆顶挠度限值为20‰。其计算工况为“无冰, 风速5m/s及年平均气温”下的荷载长期效应组合, 且须按正常使用极限状态的荷载来确定。
该限值规定比较宽松, 在加工和安装过程中应采用适当措施来减小钢管杆运行过程中的挠度, 其方法一般有两种。一是加工时杆身预弯, 这种方法技术工艺要求高, 但效果较好。二是安装时预偏, 这种方法施工简单, 易于操作, 较常采用, 但加载后容易产生拱形变形。预弯或预偏的最大值以不超过设计挠度值为宜, 并且挠度测量宜选在无日光照射的条件下, 因为温度的不均匀变化对杆身的变形影响很大。
2.3 钢管杆梢径
钢管杆的梢径对钢管杆杆顶挠度的挠度控制起关键性作用。钢管杆的力学模型为一个悬臂梁, 其挠度与截面惯性矩I成反比, 根据《架空送电线路钢管杆设计技术规定》 (DL/T5130-2001) 的计算公式:
其中, c为与截面形状有关的常数, 对十二边形截面c=0.411;
D为截面的平均直径;t为钢板厚度。
可见, 钢管杆直径D对挠度的贡献远远大于壁厚t, 在其他外形参数不变的情况下, 扩大梢径尺寸, 可使钢管杆的整体刚度显著提高, 杆顶位移显著下降。
2.4 主杆坡度
杆身坡度大小由杆塔的荷载大小决定, 钢管杆所受荷载越大, 弯矩包络图斜率就越大, 从而需要越大的坡度以保证受力合理。但由于挠度控制的要求, 梢径不能过小, 故坡度过大又势必导致根径过大, 一方面浪费材料, 同时严重影响美观。因此合理选取钢管杆的梢径、杆身坡度对控制钢材用量将起到决定性作用。在设计中, 对杆塔在给定的荷载条件下, 对塔身坡度和梢径进行多方案组合优化, 通过对计算重量的比较, 在保证杆塔具有足够的强度和刚度的条件下, 优化出杆身的最佳坡度。
2.5 杆身分段长度
由于钢管杆壁厚逐渐变化, 需要分若干段, 但又受到运输和模压、热镀锌的工艺限制, 每段杆段长度宜控制在10m左右, 当壁厚较大时, 还应根据加工厂的设备能力适当减少段长, 否则将无法压制。合理的分段长度, 使得每段杆段的应力比差距较小。
以1.0m钢管杆为计算长度, 通过合理地调节各分段的长度, 最大化提高各段的利用率。
2.6 结构优化
根据上述几个方面, 对直线杆GSZ1-27和转角杆GSJ2-25进行结构优化, 优化结果如下:
由上图可得, 直线杆GSZ1-27在梢径300mm, 杆身坡度0.010时, 计算重量最优。当坡度小于0.008时, 由于直径D增加缓慢, 需大幅增加壁厚来提高截面的惯性矩;当坡度大于0.012时, 为保证构件的局部稳定, 由于截面直径较大, 受宽厚比w/t控制, 使得必须大幅增加壁厚, 造成杆段利用率下降。转角杆GSJ2-25在梢径450mm, 杆身坡度0.015时, 计算重量最优。在计算中, 随着梢径的增加, 挠度减小, 当梢径在550mm, 坡度0.019以上时, 杆身计算基本上不受挠度控制, 杆段利用率降低。
3 结论
钢管杆优化设计涵盖面广, 优化项目多。影响钢管杆的参数为挠度、锥度、截面形状、梢径和主杆壁厚等, 设计过程在满足强度和刚度要求下, 需要选择合理的主要参数, 使得结构优化。在设计钢管杆结构的时候要考虑各个参数对钢管杆结构的影响程度, 先确定影响大的参数, 后确定影响小的参数, 合理设计钢管杆结构。
参考文献
[1]架空送电线路钢管杆设计技术规定 (DL/T5130-2001) [S].
[2]陆洲.220kV钢管杆设计的最有参数及设计要点[J].红水河, 2007, (02) .
[3]卢山.钢管杆参数分析及其设计[J].红水河, 2011, (08) .
输电钢管塔 篇6
大伙房水库输水 (二期) 工程1#稳压塔位于抚顺市东洲区境内, 坐落在东洲河左岸的高山上, 稳压塔中心桩号为X0+180.33, 稳压塔泄水管由暗涵段、钢管段和PCCP管段三部分组成。钢管外径3310 mm, 壁厚26 mm。钢管段水平长度为23.57m, 钢管段处于半山腰下山坡位置, 坡度为403.04‰, 钢管公称直径DN3200mm。
2 钢管内壁水泥砂浆防腐设计
钢管内壁衬砌采用收缩水泥砂浆防腐, 防腐层厚度不小于30mm, 水泥砂浆衬砌层中间设置钢丝网, 水泥砂浆抗压强度不小于30N/mm2, 衬里抗压强度大于38MPa, 质量密度不低于2.16kg/dm3。
3 钢管内壁水泥砂浆防腐施工
3.1 钢丝网制作与安装
3.1.1 钢丝直径不小于4mm, 钢丝网最大孔距为100×50mm, 钢丝网技术符合《钢筋混凝土用钢筋焊筋焊接网》GB/T1499.3-2002。
3.1.2 钢丝网敷设在砂浆衬砌层的中间部位, 详见水泥砂浆衬砌防腐示意图。纵向钢筋环向间距为100mm, 环向钢筋水平间距为50mm。
3.1.3 支撑点点焊在管壁上, 支撑点采用￠6～￠8圆钢, 长度20～30mm。钢丝网固定前将支撑点圆钢弯折90°, 弯折点至钢管内壁距离为15～20mm, 人工将钢丝网固定在弯折圆钢的水平段上。绑扎丝长度为180～240mm。
3.2 钢管内壁表面清理
3.2.1 压力钢管内表面在衬砌前采用手工清除浮锈、焊疤、焊瘤、毛刺、氧化皮、油污及其它尘垢。除锈等级应达到《涂装前钢材表面锈蚀等级和除锈等级》GB8923-88中规定的St2级。
3.2.2 钢管除锈后, 采用干燥的压缩空气吹净, 或用吸尘器清除灰尘, 衬砌前发现钢板表面污染或返锈, 要重新处理。
3.2.3 内表面清理后应进行冲洗湿润。冲洗湿润的水应达到水泥砂浆用水质量标准。冲洗后不得有灰尘或积水, 冲洗后立即衬砌施工。
3.3 水泥砂浆制备
3.3.1 拌合水采用对水泥砂浆强度、耐久性无影响的洁净水。水质符合表1中规定的标准。
3.3.2 水泥采用425号以上的普通硅酸盐水泥或矿渣硅酸盐水泥。水泥质量应符合《硅酸盐水泥、普通硅酸盐水泥》GB175或《矿渣硅酸盐水泥、火山灰质硅酸盐水泥及粉煤灰硅酸盐水泥》GB1344的要求。
3.3.3 砂子采用坚硬、洁净、级配良好的天然砂, 其最大粒径不大于1.0mm, 含泥土、云母及其它有害杂质重量不应大于总重量的1%。经过实验, 砂子通过各规格方孔筛后的筛余量不超过表2中的规定值。
3.4 水泥砂浆衬砌
3.4.1 水泥砂浆防腐应在焊接、耐压试验、严密性试验及管沟回填后进行, 水泥砂浆防腐应在管道变形基本稳定后进行涂装。
3.4.2 水泥和砂的质量配合比应为1:1～1:1.5, 水的用量应保证水泥砂浆的稠度在90～110mm范围。采用机械式浇筑外加人工抹压方式衬砌。
3.4.3 采用人工抹压法时应分层抹压。环境温度小于4℃时禁止施工。
3.4.4 水泥砂浆防腐施工完成后, 2h内应将管道封堵, 终凝后进行潮湿养护;普通硅酸盐水泥养护时间应不小于8d, 矿渣硅酸盐水泥养护时间应不小于14d;通水前应继续封堵, 保持管内湿润。
3.5 质量检查
3.5.1 采用测厚仪检测衬砌厚度, 每100m检测两个断面, 每个断面检测4个点。
3.5.2 水泥砂浆防腐层质量应满足以下要求:
(1) 裂缝宽度不应大于1.2mm, 沿管道纵向长度不应大于1m。
(2) 防腐层厚度偏差+3mm～-1.0mm, 空窝等表面缺陷深度不应大于1mm, 缺陷面积不应大于5cm2。
(3) 防腐层平整度:以300 mm长的直尺, 沿管道纵向贴靠管壁, 防腐层表面和直尺间的缝隙不应大于2mm。
(4) 防腐层空鼓缺陷每平方米不超过2处, 每处不得大于100cm2。
4 结束语
采用水泥砂浆防腐技术, 施工方法简单快捷、容易掌握。原材料容易采购或就地取材, 防腐层无油漆和金属成分, 有利于环保。经过运行考验, 钢管内壁水泥砂浆防腐层牢固、耐磨、持久。
摘要：大伙房水库输水 (二期) 工程1#稳压塔泄水管钢管段内壁采用水泥砂浆防腐技术, 该技术容易掌握, 施工方法简单快捷, 采用的原材料容易采购或就地取材, 施工成本低。形成的防腐层牢固、耐磨、持久。
220kV四回共塔输电线路设计 篇7
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。
参考文献
[1]植芝豹.同塔双回架空输电线路不平衡绝缘度选用探讨[J].广西电力,2010,1(12):22-24.
[2]吴利,刘昱.四分裂导线220 kV四回线路设计[J].电网与清洁能源,2010,3(9):48-53.
[3]杜玉清.安廊220 kV紧凑型输电线路设计概要[J].华北电力技术,1993,12(2):13-19.
[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.