跨线故障

跨线故障（精选6篇）

跨线故障 篇1

0 引言

超、特高压同杆双回线间距离较近,可能会出现跨线故障。国内外运行经验表明,其跨线故障出现概率约占故障总数的10%～20%,虽然比例不高,但其一旦重合于永久性故障,将造成两回线全部跳开,严重影响系统供电的可靠性[1,2,3,4,5,6,7,8]。

架空线路故障大多是瞬时性的,跨线故障也是如此[1,2,3]。如果能在重合之前对故障性质进行识别,瞬时性故障时重合闸启动,永久性故障时重合闸闭锁,就可以大大提高重合成功概率,避免跨线故障情况下两回线同时重合于永久性故障时对系统稳定性造成的危害。因此,能在重合之前预先判断故障性质并选择重合的自适应重合闸受到广大学者的关注。目前,在单回线单相自适应重合闸研究方面已取得一定成果并在逐步推广应用[9,10,11,12]。针对同杆双回线,目前仍沿用基于跳开相端电压的单回线单相接地故障性质判断方法结合按相顺序重合闸的方式,并没有专门针对跨线故障的实用判据出现[13,14,15]。

本文研究了同杆双回线发生跨线瞬时性与永久性故障时跳开相的恢复电压,提出了基于不同回线跳开相端电压差的幅值和相位的跨线永久性故障判据,可有效识别各种跨线故障类型下的故障性质。

1 跨线故障恢复电压分析

同杆双回线的典型跨线故障类型有ⅠAⅡB,ⅠAⅡBC,ⅠAⅡAB,ⅠABⅡBC,ⅠAⅡABC,ⅠABⅡAB,ⅠABⅡABC及ⅠABCⅡABC这8种。其中,Ⅰ表示第1回线,Ⅱ表示第2回线,A,B,C分别代表故障相别。由于后3种故障类型仅剩余1个健全相,跳闸时会将两回线全部断开且不予重合,这里不再考虑。

线路中发生瞬时性故障时,故障跳开相在电弧熄灭后的线路端电压即为恢复电压。线路的恢复电压包括电容耦合电压和电磁耦合电压。下面根据具体线路模型(见图1)分别进行分析。

同杆双回线线路全长的导纳矩阵如下:

$\begin{array}{l}\mathit{Y}=\\ \left[\begin{array}{cccccc}Y{}_{\text{S}}& -Y{}_{\text{Μ}}& -Y{}_{\text{Μ}}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}\\ -Y{}_{\text{Μ}}& Y{}_{\text{S}}& -Y{}_{\text{Μ}}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}\\ -Y{}_{\text{Μ}}& -Y{}_{\text{Μ}}& Y{}_{\text{S}}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}\\ -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& Y{}_{\text{S}}& -Y{}_{\text{Μ}}& -Y{}_{\text{Μ}}\\ -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{\text{Μ}}& Y{}_{\text{S}}& -Y{}_{\text{Μ}}\\ -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}& -Y{}_{\text{Μ}}& -Y{}_{\text{Μ}}& Y{}_{\text{S}}\end{array}\right](1)\end{array}$

$\{\begin{array}{l}Y{}_{\text{S}}=\text{j}\omega (C{}_{\text{g}}+2C{}_{\text{m}}+3C{}_{{\text{m}}^{\prime }})\\ Y{}_{\text{Μ}}=\text{j}\omega C{}_{\text{m}}\\ Y{}_{{\text{Μ}}^{\prime }}=\text{j}\omega C{}_{{\text{m}}^{\prime }}\end{array}(2)$

式中:YS为自导纳;YM为相间互导纳;YM′为线间互导纳;Cg为对地电容;Cm为相间电容;Cm′为线间电容。

线路的电容电流计算公式如下:

$\dot{\mathit{{\rm I}}}{}_{\mathrm{Ⅰ}-\mathrm{Ⅱ}}=\mathit{Y}\dot{\mathit{U}}{}_{\mathrm{Ⅰ}-\mathrm{Ⅱ}}(3)$

电压和电流向量矩阵分别为:

$\dot{\mathit{U}}{}_{\mathrm{Ⅰ}-\mathrm{Ⅱ}}=\left[\begin{array}{cccccc}\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}& \dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{B}}& \dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{C}}& \dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{A}}& \dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{B}}& \dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{C}}\end{array}\right]{}^{\text{Τ}}$

$\dot{\mathit{{\rm I}}}{}_{\mathrm{Ⅰ}-\mathrm{Ⅱ}}=\left[\begin{array}{cccccc}\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}& \dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{B}}& \dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{C}}& \dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{A}}& \dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{B}}& \dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{C}}\end{array}\right]{}^{\text{Τ}}$

假设线路处于空载状态,只考虑电容耦合作用,忽略线路阻抗,将双回线分为故障相的集合和健全相的集合。线路两侧系统供给的电容电流与各相电压之间的关系可以用分块矩阵写成如下的形式:

$\left[\begin{array}{c}\dot{\mathit{{\rm I}}}{}_{\text{Y}-\text{G}\text{Ζ}}\\ \dot{\mathit{{\rm I}}}{}_{\text{Y}-\text{J}\text{Q}}\end{array}\right]=\left[\begin{array}{cc}\mathit{Y}{}_{\text{G}\text{Ζ}}& -\mathit{Y}{}_{\text{G}\text{Ζ}-\text{J}\text{Q}}\\ -\mathit{Y}{}_{\text{J}\text{Q}-\text{G}\text{Ζ}}& \mathit{Y}{}_{\text{J}\text{Q}}\end{array}\right]\left[\begin{array}{c}\dot{\mathit{U}}{}_{\text{G}\text{Ζ}}\\ \dot{\mathit{U}}{}_{\text{J}\text{Q}}\end{array}\right](4)$

式中:$\dot{\mathit{{\rm I}}}{}_{\text{Y}-\text{G}\text{Ζ}}$和$\dot{\mathit{{\rm I}}}{}_{\text{Y}-\text{J}\text{Q}}$分别为故障相和健全相电容电流矩阵;YGZ和YJQ分别为故障相和健全相导纳组成的导纳方阵;YGZ-JQ和YJQ-GZ为故障相和健全相之间的互导纳阵;$\dot{\mathit{U}}{}_{\text{G}\text{Ζ}}$和$\dot{\mathit{U}}{}_{\text{J}\text{Q}}$分别为故障相和健全相的电压矩阵;各矩阵维数会随着故障类型的变化而变化。

故障相两侧断路器跳闸后,各故障相电容电流为0,此时故障相电压即为电容耦合电压。由此边界条件可求得瞬时性故障下,熄弧后跳开相电容耦合电压$\dot{\mathit{U}}{}_{\text{y}}$和健全相电压间的关系为:

$\dot{\mathit{U}}{}_{\text{y}}=\mathit{Y}{}_{\text{G}\text{Ζ}}^{-1}\mathit{Y}{}_{\text{G}\text{Ζ}-\text{J}\text{Q}}\dot{\mathit{U}}{}_{\text{J}\text{Q}}(5)$

对于本文研究的ⅠAⅡB,ⅠAⅡBC,ⅠAⅡAB,ⅠABⅡBC,ⅠAⅡABC这5种故障类型,可由式(5)分别计算出其各自跳开相的电容耦合电压。由于同杆双回线相间互导纳和线间互导纳并不相同,导致上述跨线故障下不同回线的跳开相电容耦合电压也不相同,其差值可表述如下:

$\dot{U}{}_{\text{D}\text{y}}=\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i\text{y}}-\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j\text{y}}=3\dot{U}{}_{\text{D}0}\frac{Y{}_{\text{m}}-Y{}_{{\text{m}}^{\prime }}}{Y{}_{\text{s}}+Y{}_{\text{m}}}(6)$

$3\dot{U}{}_{\text{D}0}=3\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}0}-3\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}0}(7)$

$3\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}0}=\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}+\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{B}}+\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{C}}(8)$

$3\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}0}=\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{A}}+\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{B}}+\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{C}}(9)$

式中:$\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i\text{y}}$和$\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j\text{y}}$分别为Ⅰ和Ⅱ回线任意跳开相i,j的电容耦合电压。

由于跳开相电压一般远小于健全相电压,因此零序电压可只用健全相电压和近似代替。

对于有负荷电流流过的线路,由于相间和线间的互感耦合作用会在跳开相上产生电磁耦合电压。对于单回线来说,电磁耦合电压只受本回线健全相电流的影响,而双回线电磁耦合电压除了受本回线健全相电流的影响外,还受到另一回线健全相电流的影响。无论瞬时性还是永久性故障,跳开相线路全长的电磁耦合电压$\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{x}}$和$\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{x}}$的计算公式如下:

$\{\begin{array}{l}\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{x}}=3\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅰ}0}{\rm Z}{}_{\text{m}}+3\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅱ}0}{\rm Z}{}_{{\text{m}}^{\prime }}\\ \dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{x}}=3\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅰ}0}{\rm Z}{}_{{\text{m}}^{\prime }}+3\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅱ}0}{\rm Z}{}_{\text{m}}\end{array}(10)$

$\{\begin{array}{l}3\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅰ}0}=\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{A}}+\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{B}}+\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅰ}\text{C}}\\ 3\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅱ}0}=\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{A}}+\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{B}}+\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{C}}\end{array}(11)$

式中:Zm为相间互阻抗;Zm′为线间互阻抗。

跳开相电流为0。不同回线的跳开相电磁耦合电压$\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i\text{x}}$和$\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j\text{x}}$之差如下:

$\{\begin{array}{l}\dot{U}{}_{\text{D}\text{x}}=\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i\text{x}}-\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j\text{x}}=3\dot{{\rm I}}{}_{\text{D}0}({\rm Z}{}_{\text{m}}-{\rm Z}{}_{{\text{m}}^{\prime }})\\ 3\dot{{\rm I}}{}_{\text{D}0}=3\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅰ}0}-3\dot{{\rm I}}{}_{\mathrm{Ⅱ}0}\end{array}(12)$

跨线瞬时性故障时,故障点熄弧后,跳开相的端电压(以送电侧M为例)$\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i{\rm M}}$和$\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j{\rm M}}$为:

$\{\begin{array}{l}\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i{\rm M}}=\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i\text{y}}+0.5\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i\text{x}}\\ \dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j{\rm M}}=\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j\text{y}}+0.5\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j\text{x}}\end{array}(13)$

不同回线的跳开相端电压之差如下:

$\begin{array}{l}\dot{U}{}_{\text{D}{\rm M}}=\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i{\rm M}}-\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j{\rm M}}=\\ \dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i\text{y}}-\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j\text{y}}+0.5(\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i\text{x}}-\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j\text{x}})(14)\end{array}$

跨线永久性故障时,由于没有对地故障支路,跳开相上也有电容耦合电压产生,且各故障跳开相之间的电容在故障点处被短接,其电容耦合电压相等,记为$\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}\mathrm{Ⅱ}\text{y}}$。各跳开相的M侧端电压如下:

$\{\begin{array}{l}\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i{\rm M}}=\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}\mathrm{Ⅱ}\text{y}}+\alpha \dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i\text{x}}\\ \dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j{\rm M}}=\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}\mathrm{Ⅱ}\text{y}}+\alpha \dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j\text{x}}\end{array}(15)$

式中:α为故障点到M侧的距离与线路全长的比值。

不同回线的跳开相M侧电压之差如下:

$\dot{U}{}_{\text{D}{\rm M}}=\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i{\rm M}}-\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j{\rm M}}=\alpha (\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅰ}i\text{x}}-\dot{U}{}_{\mathrm{Ⅱ}j\text{x}})(16)$

$\dot{U}{}_{\text{D}{\rm M}}$仅由电磁耦合电压组成。

2 跨线永久性故障识别方法

线路空载情况下,电磁耦合电压为0,线路端电压即为电容耦合电压。如果故障是瞬时性的,不同回线的跳开相端电压差为电容耦合电压差,如式(6);如果故障是永久性的,不同回线的跳开相端电压差的幅值为0。由此可用跳开相端电压差的幅值进行永久性故障的判定:

$|\dot{U}{}_{\text{D}{\rm M}}|\le U{}_{\text{d}\text{z}}(17)$

整定值Udz=0.5UDy,即取该故障类型下不同回线中的跳开相电容耦合电压之差的幅值的一半。如果不同回线跳开相端电压差的幅值小于整定值,认为是永久性故障,重合闸闭锁。

对于长距离同杆双回线,如果在线路重载情况下发生跨线故障,且故障点位于测量点的远端,则此时两回线的零序电流之差很大。由式(12)和式(16)可知,永久性故障情况下跳开相端电压差的幅值可能会大于整定值,此时有将永久性故障误判为瞬时性故障的可能,需进行进一步判断。

由双回线的断线故障分析可知,不论何种跨线故障类型,故障相两端跳开后两回线零序电流差的相位与零序端电压差的相位近似相同[4]。假设线路阻抗为纯感性,由式(12)可知,不同回线跳开相电磁耦合电压差的相位超前零序电流差90°,因此也近似超前零序端电压差90°;由式(6)可知,电容耦合电压差的相位与零序端电压差相同。永久性故障情况下,由于不同回线的跳开相端电压之差为电磁耦合电压差,其相位超前两回线零序电压差90°;瞬时性故障情况下,由式(14)可知,不同回线的跳开相端电压之差为电容耦合电压差和线路全长一半的电磁耦合电压差的相量和,其相量关系图2所示。图中,$\dot{U}{}_{\text{D}{\rm N}}$为跳开相N侧电压差。

即使线路处于重载情况,线路全长的电磁耦合电压一般小于电容耦合电压。因此,跨线瞬时性故障时,不论是送电侧M还是受电侧N,其不同回线跳开相端电压差的相位与电容耦合电压差的相位相近,由式(6)可知,其与两回线零序电压差的相位近似相同。因此,在不知道线路负载电流大小的情况下,在进行故障性质判断时,如果式(17)不满足,可用不同回线跳开相端电压差的相位与两回线零序电压差的相位进行比较来进行线路重载情况下的永久性故障的判定。补充判据如下:

$\left|\arg \left(\frac{\dot{U}{}_{\text{D}{\rm M}}}{\dot{U}{}_{\text{D}0}}\right)\right|\ge \frac{\text{π}}{4}(18)$

判断流程见图3。对于线路重载条件下的远端故障,永久性故障时不同回线跳开相电磁耦合电压差的幅值大于整定值,式(17)不满足。此时$\dot{U}{}_{\text{D}{\rm M}}$和$\dot{U}{}_{\text{D}0}$的相位差近似为90°,满足式(18)的判断条件,判定为永久性故障,重合闸闭锁。瞬时性故障时,式(17)不满足,而$\dot{U}{}_{\text{D}{\rm M}}$的相位与$\dot{U}{}_{\text{D}0}$的相位近似相等,式(18)也不满足,判为瞬时性故障,启动重合闸。

在空载情况下,永久性故障时$\dot{U}{}_{\text{D}{\rm M}}$的幅值接近于0,式(17)满足,不再进行式(18)的相位判断,避免了其数值很小情况下造成的较大的相位计算误差。瞬时性故障时,式(17)不满足,而由于$\dot{U}{}_{\text{D}{\rm M}}$的相位与$\dot{U}{}_{\text{D}0}$的相位近似相等,式(18)也不满足,判断为瞬时性故障。由此可见,式(17)和式(18)可构成完整的同杆双回线跨线永久性故障判断方法。

3 仿真验证

本文采用EMTDC仿真软件对上述同杆双回线跨线永久性故障判据进行仿真验证。仿真模型参见图1,系统电压等级为500 kV, 线路长度为300 km。线路参数如下:自阻抗Zs为0.125 17+i0.378 04 Ω/km;相间互阻抗Zm为0.091 167+i0.164 41 Ω/km;线间互阻抗Zm′为0.090 833+i0.120 43 Ω/km;自导纳Ys为 j4.560 5×10-6 S/km;相间互导纳Ym为j6.545×10-7 S/km;线间互导纳Ym′为j3.082×10-7 S/km。M侧系统参数如下:正序阻抗ZM1=3.93+i49.34 Ω;零序阻抗ZM0=2.52+i46.03 Ω。N侧系统参数如下:正序阻抗ZN1=2.76+i41.34 Ω;零序阻抗ZN0=1.57+i52.36 Ω。

各种跨线瞬时性故障类型下,计算得到的不同回线跳开相电容耦合电压差的幅值及整定值见表1。

分以下3种情况进行仿真验证。

1)情况1:

空载情况下,假设故障点位于距M侧50 km处。永久性和瞬时性故障下,M侧和N侧不同回线电压差的幅值及其与$\dot{U}{}_{\text{D}0}$的相位差分别如表2和表3所示。

通过判据式(17),可以准确判断永久性故障,瞬时性故障需再经判据式(18)的判断。可以看出,瞬时性故障情况下,不同回线跳开相端电压差与两回线零序电压差的相位非常接近,通过补充判据式(18)可准确判断为瞬时性故障。

2)情况2:

重载情况下,假设故障点在距送电侧M侧50 km处。永久性和瞬时性故障下,不同回线端电压差的幅值及其与$\dot{U}{}_{\text{D}0}$的相位差分别如表4和表5所示。

受电侧N侧为远端故障,可以看出,永久性故障时$\dot{U}{}_{\text{D}{\rm N}}$的幅值较大,不满足式(17),进入式(18)的判断。通过计算相位可以看出,式(18)可实现重载情况下的受电侧远端故障时故障性质的准确判断。

3)情况3:

重载情况下,假设故障点在距送电侧M侧250 km处。永久性和瞬时性故障下,不同回线端电压差的幅值及其与$\dot{U}{}_{\text{D}0}$的相位差分别如表6和表7所示。

此时送电侧M侧为远端故障,可以看出,永久性故障时$\dot{U}{}_{\text{D}{\rm M}}$的幅值较大,不满足式(17),进入式(18)的判断。通过对相位的计算可以看出,式(18)可实现重载情况下的送电侧远端故障时故障性质的准确判断。

4 结语

本文对同杆双回线各种跨线故障类型下跳开相恢复电压的特征进行了研究,提出了基于不同回线跳开相端电压差的故障性质识别方法。本方法通过不同回线跳开相端电压差的幅值和相位的双重判断,实现了不同跨线故障类型下瞬时性与永久性故障的准确识别,且判据不受线路负荷电流的影响。

摘要：通过对同杆双回线各种跨线故障类型下跳开相恢复电压特征的研究,提出了一种基于不同回线跳开相端电压差的故障性质识别方法。同杆双回线发生跨线故障后,由于健全相的电容耦合和电磁耦合作用,不同回线的故障跳开相端电压差在瞬时性和永久性故障时会有显著不同。采用不同回线跳开相端电压差的幅值和相位的双重判断,可对不同负载情况下同杆双回线跨线永久性故障进行有效识别。大量的仿真实验表明,所述方法有较高的可靠性。

关键词：同杆双回线,跨线故障,瞬时性故障,永久性故障,电容耦合电压,电磁耦合电压

跨线故障 篇2

近年来,随着电网容量的不断增加,电网开始解环运行,出现了大量同杆双回线路对终端变电站输电的方式,形成了带弱馈的同杆线路输电系统。以广东电网为例,220 k V一侧为弱馈(其正/负序等值阻抗值较对侧大5倍,零序等值阻抗值也较对侧大几倍到几十倍)的同杆双回线路已超过80条。当发生异名跨线故障且保护选相失败时,将导致双回线同时三跳,引起终端变电站失压而造成大量负荷损失[1,2,3,4,5]。国内已经出现了多起由于线路同杆架设而引发的保护失去选择性的事故,危及电力系统的安全运行。因此,有必要研究计及弱馈影响的同杆线路输电系统的主保护配置方案[6,7,8,9,10,11]。

本文从研究同杆弱馈输电系统的跨线故障特征入手,阐述了同杆线路主流保护原理在不同接地工况下的响应特性,提出了提高选相可靠性的保护配置方案,最后基于实际线路参数和主流厂家保护进行的RTDS仿真试验论证了保护方案的有效性。

1 跨线故障特征及保护响应特性

据统计,自2008年至2010年6月,广东电网共发生线路故障975次,其中同杆故障70次,占该时间段线路故障7.18%,跨线故障事实上已成为一种常见故障形式。其中同名相跨线故障54次,异名相跨线故障16次,所有故障均为接地故障,从未发生跨线不接地故障。在系统采用单相重合闸背景下,对于单相跨多相、多相跨多相故障,由于多相故障线路的相间故障特征得以完整保留,三相跳闸并无异议,如何保证发生单相故障的线路正确动作从而保证终端变电站的连续供电成为本文的研究重点。

国内普遍共识,对于同杆线路将以配置光纤差动保护和传输分相命令的纵联距离保护为主,因此本文将着重对这两种保护进行论述。

1.1 同名相单相跨线故障

不失一般性,以AN-AN为例,图1为同杆弱馈系统,其中当Gn为弱电源时,N侧即为弱馈系统,最恶劣的情况为N侧负荷变压器中性点不接地,此时系统甚至没有零序电流。

当上述线路弱馈侧发生AN-AN金属性跨线故障时,其电气分布与单回线弱馈输电系统单相短路接地是完全一致的。

国内主流高压纵联距离保护装置均设有“弱电源”控制字,当该控制字投入时,若两侧能够交换分相命令,装置能够依托低电压等辅助判据,实现区内单相故障选跳功能,双回线均能正确单跳重合,不存在终端失压问题。即使两回线经不同过渡电阻接地,大量仿真表明,其电气特性变异不大,国内220 k V及以上主流线路保护均能较好的应对。

1.2 异名相单相跨线故障

以弱馈侧CN-AN为例。此时系统近弱馈侧发生故障时的电气图如图2所示。可以看出,正是由于N侧弱馈,其电流均是由强电侧M侧提供,如乙线A相故障电流,其短路电流主要由甲线A相环绕提供而来,如图2中电流1所示。

由于故障电流对于相邻线路为穿越电流,对于本线为正向故障电流,差动保护肯定能够正确选相跳闸。而对于传输分相命令的纵联距离保护,强电源侧一定会判断为CAN故障,但弱电源侧甲线C相为正向故障,A相为明确的反向故障,在无过渡电阻的情况下,一定可以正确选出C相短路接地,通过传送的分相允许命令,两侧交换选相信息后,甲乙线的两侧纵联距离保护均可正确选相单跳。

1.3 含同名相的多相跨线故障

以弱馈侧CN-CAN故障为例,即甲线为CN单相接地故障,乙线为CAN两相接地故障。当发生金属性接地短路时,两侧差动保护一定能够正确计算出差流。虽然差动保护要求两侧保护均要有允许信号方可跳闸,但差动保护在弱馈情况下通常也配有低电压启动的辅助判据,而此时系统弱电源侧电压必然降低,因此差动保护能够正确选相跳闸。

对于传输分相命令的纵联距离保护,首先分析甲线的动作情况。由于此时N侧为弱馈侧,图3中电流4、电流5因为相邻线路无法环绕供电,其电流值均可能都很小,弱馈侧保护此时很难确定其故障特征;同时对于甲线的保护而言,其A相通过电流1对乙线的A相故障点环绕供电,由于M侧为强电源侧,穿越电流1可能很大,此时甲线N侧保护将看到一个明显的A相反方向故障特征。对于纵联距离保护而言,一般意义上,遵循反方向绝对优先原则,此时N侧保护将直接闭锁,导致两侧纵联距离保护的拒动。由于故障点在N侧出口,位于M侧距离Ⅰ段保护范围之外,因此M侧距离Ⅰ段也无法动作。

其次分析乙线纵联距离保护的动作情况。乙线由于电流1的环绕供电,其弱馈侧保护至少能够正确判断出A相发生了故障,而强电侧肯定能够判断出线路发生了CAN故障,对于两侧交换分相命令的保护,乙线两侧通过交换信息至少可以判断出本线A相发生了故障,因此乙线至少能够首先选跳A相,若不考虑开关失灵,大约在100 ms左右的时间内,乙线将形成非全相运行的工况。此时,对于乙线M侧保护,其由于看到C相的故障点仍然存在,其非全相再故障将在约200~250 ms左右的延时到后三跳;N侧此时可能没有电流,N侧保护可能并不会跳闸。

综上所述,大约在300 ms左右,最坏情况是甲线两侧所有保护拒动,乙线M侧三跳,N侧跳开A相,而C相故障点依然存在。此时对整个系统而言,乙线由于强电侧的跳开,B相并无电流,C相则相当于和甲线的C相故障点进行了并联和分流,导致甲线的C相故障特征进一步削弱。但无论如何,此时甲线实际上已经相当于单纯的单回线弱馈故障,只是故障特征可能更弱一点而已,依照现在国内主流高压微机纵联距离保护的逻辑,其能够正确选相跳闸,并不会造成N侧弱馈终端变电站失压。

2 跨线故障保护误选相机理分析

同杆线路弱馈侧系统发生金属性跨线接地故障时,基于主流保护原理的光纤差动和纵联距离保护在最恶劣的情况下均可以对单相故障的线路仍只选跳故障相,只是故障持续时间稍长。但对于经过渡电阻的跨线故障,故障电气特征更为复杂,保护误选相风险增加。

2.1 光纤差动保护

假设弱馈侧发生CN-CAN跨线接地故障时甲线C相经过一个较大的过渡电阻接地,而乙线CA相并无过渡电阻,此时由于弱馈侧并无电源供电,图3中电流4很可能反向,即系统通过甲线的C相经故障点过渡电阻支撑向乙线的C相故障点提供短路电流。此时,甲线的差动保护将发现A、B相无差流,C相虽有差流(甲线故障点接地电流),但制动电流也很大,因此差动保护可能不满足动作方程而拒动。由于系统存有零序电流,甲线的零差灵敏度相对更高,有可能在零差延时到后选相跳闸,但由于灵敏度的关系,其也不一定能够动作。

值得注意的是,此时乙线的差动保护由于N侧C相电流很大,将很快正确判断出本线发生了CA两相接地故障而两侧三跳,若不考虑开关失灵,乙线两侧三相跳开后,甲线将无法通过C相向乙线的C相故障点提供短路电流,甲线N侧C相只有从母线流向故障点的电流,因此差动保护可以满足差动条件正确动作,极端条件下也会经延时零差选相跳闸,因此系统仍然能够通过单相重合闸确保N侧终端变电站的连续供电。

2.2 传输分相命令的纵联距离保护

正确选相是主保护正确动作的关键,而纵联距离保护对于跨线故障的难点在于选相。常用的选相原理无论是相电流差突变量选相还是零负序电流比相选相,在同杆跨线故障时,均不能做到完全正确选相[7,8,9],当弱馈侧出口发生异名单相跨线故障时,强电源侧一定选相为多相故障,若弱馈侧在有过渡电阻的情况下距离Ⅰ段或者纵联距离错误选为多相故障,双回线将直接三跳。

因此,若考虑到同杆线路两套主保护中至少有一套为光纤差动保护,从尽量确保终端变电站连续供电的角度,要求纵联距离保护应首先判断系统是否跨线故障,对于跨线故障的故障相选择应更加严格和准确,但这也可能失去了选相的灵敏度,这就要求必须同时明确在选相存在困难时,应经过不超过250 ms的延时三跳,但不允许拒动。如此,系统将依靠光纤差动保护实现本线单相故障选跳功能。

3 基于提高选相可靠性的主保护方案

3.1 双套光纤差动保护方案

基于基尔霍夫定律原理的光纤差动保护具有天然判相功能,原理简单、可靠,由于光差保护从原理上避开了同杆线路对保护造成的影响,即便对于同杆线路的跨线故障,也完全能够进行故障选相。对于高压线路,国内通常采用双重化保护配置,在条件允许时应优先采用双套光纤差动保护。

当双回线同时采用光纤差动保护时,此时应着重考虑距离保护的性能,在发生异名相跨线故障时,距离保护同样不能误跳三相,否则一样存在终端变电站失压的可能。这就要求光纤差动保护的距离保护模块也应首先判断是否跨线故障,在判断出跨线故障后执行更加严格和科学的选相判据。

3.2 光纤差动保护加传输分相命令的纵联距离保护方案

当电力系统存在带旁路运行的需要,或者光纤通道存有困难时,可能需要配置一套纵联距离保护。由于同杆线路弱电源侧选相存有困难,因此一定要配置传输分相命令的纵联距离保护,但当有过渡电阻时,仍可能选错相三跳。保护选相的可靠性应包括安全性和可依赖性,因此依照前文所述,在传输分相命令的纵联距离保护装置探测到系统发生了跨线故障而选相又存在困难时,允许经不长于250 ms的延时三跳,但不允许拒动。该要求已经通过《广东电网公司220~500 k V线路保护技术规范》正式发布并开始对广东电网执行。

依照本保护配置方案,最恶劣的情况将变为双回线一条线路差动保护退出的情况,此时若发生异名相跨线故障,如2.1节中的CN-CAN故障,当乙线差动保护退出,甲线由于过渡电阻的存在,两侧所有保护均不能动作;乙线由于N侧C、A两相均具有明显的正向短路电流,因此绝大多数情况下一开始纵联距离即可正确三跳,即使一开始只是依靠交换命令通过纵联距离跳开了A相,但乙线N侧C相存在较大的短路电流,该侧保护非全相保护也一定可以正确动作三跳。当乙线两侧所有开关跳开之后,甲线即转变为正常的弱馈单回线经过渡电阻接地故障,无论是光线差动保护还是传输分相命令的纵联距离保护均可正确动作。

4 保护方案RTDS仿真试验

为论证上述实验方案的有效性,广东电网公司RTDS继电保护数字仿真实验室于2010年6月组织国内主流继电保护厂家进行了联合仿真测试(包括南瑞继保、北京四方、国电南自、许继电气和深圳南瑞),主一、主二保护分别采用光纤差动保护和传输分相命令的纵联距离保护,采用220 k V双母线主接线,保护安装于甲线(开关SK1、SK2)。RTDS仿真模型图如图4所示。

本次试验模型为同杆双回线弱馈输电系统,单开关接线方式,弱馈端N侧仅设置一台直接接地的变压器以提供零序短路电流,主要试验参数如表1。

故障类型包括F1、F2及F3点AN-BN,AN-ABN,ABN-AN、AN-ABCN及ABCN-AN等。试验分为甲乙线均投入光纤差动保护及一回线投入差动保护另一回线投入分相纵联距离保护,测试时N侧纵联距离保护始终投入弱馈。试验结果如下:

1)当发生类似AN-ABN接地故障,甲线带有5Ω过渡电阻AN(一次值),乙线AB两相金属性短路接地时,甲线所有厂家差动保护均无法动作;但乙线能够快速切除故障,乙线切除后,甲线可以动作。

2)对于F1-F4,F2-F5及F3-F6三处跨线故障,由于M侧出口及线路中间发生故障时,强电源侧距离保护均能正确动作,因此最恶劣的情况为弱馈出口F3-F6发生故障。

3)对于F3-F6跨线故障,当金属性接地故障时,各厂家距离保护可以正确选相动作。

4)对于F3-F6跨线故障,当发生经过渡电阻接地故障时,距离保护的选相除少数厂家外,其他目前仍然存在不正确选相的情况,导致单线单相故障时纵联距离保护三跳。这表明,国内主流保护厂家整体上对于跨线故障距离保护选相尚有待改进。

5)试验证明,对于F3-F6跨线故障,当双回线至少有一路光纤差动保护均投入的情况下,在金属性故障及有过渡电阻的情况下,部分厂家保护产品两侧开关跳闸情况见表2,已经较好实现了广东电网提出的严格选相,选相失败延时不超过250 ms三跳的要求。表2为某主流分相纵联距离保护在跨线故障经过2Ω接地的保护动作情况表,保护安装位置见图4。

考虑最严苛的情况,若甲乙线的光差保护均退出,此时观察F3AG-F6ABG故障,乙线由于光差保护退出,该分相纵联距离保护两侧比较分相命令后选为B相跳开,此时甲线保护经过约200 ms后三跳,满足了广东电网“选相失败延时不超过250 ms三跳”的要求。上述测试结论表明,同杆线路若有光差保护投入运行,则传输分相命令的距离保护并不会“惹事”,可保证此时单相故障时线路的连续供电。

其他故障点的保护跳闸时间随着过渡电阻及故障类型变化而变化,但结论类似。上述结果表明,保护装置对于跨线故障实现严格选相是可行的,部分厂家现有装置中已经实现,提高了保护选相的可靠性。在实现了跨线故障严格选相的基础上,假设甲乙线至少存在一套光纤差动保护,该保护配置方案能够保证双回线中至少有一回线发生单相短路接地时的终端变电站的供电,达到了尽量确保用户连续供电,提升供电可靠性的目的。

5 结论

本文研究了弱馈带来的同杆线路跨线故障特征,分析了跨线故障保护误选相的机理,指出了纵联距离保护在本线单相故障的跨线故障情况下可能误跳三相,差动保护有过渡电阻情况下也有可能拒动。分析了光纤差动保护和传输分相命令的纵联距离保护在不同故障条件下的响应特性,从提高选相可靠性的角度,给出了跨线故障下保护误选相的处理措施,提出了双套光纤差动保护及光纤差动保护配传输分相命令的纵联保护的配置方案。目前,该方案已经通过技术规范的形式在广东电网正式执行,运行效果良好,必将为提升供电可靠性做出积极的贡献。

摘要：研究了带弱馈系统的同杆线路跨线故障的电气特征和保护响应特性,在异名相跨线故障时由于弱馈端电源支撑不足,非故障相反向电流穿越等原因可能造成保护选相失败,进而导致同杆线路同时三跳,引起终端变电站失压而损失大量负荷。分析了光纤差动保护和传输分相命令的纵联距离保护在不同故障条件下的响应特性,给出了跨线故障下保护误选相的处理措施,提出了提高选相可靠性的主保护配置方案。基于实际线路参数和主流厂家保护进行的RTDS仿真试验论证了保护方案的有效性。

关键词：同杆线路,弱馈,跨线故障,保护方案

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跨线龙门吊组拼吊装技术 篇3

京石客运专线是京广客运专线的组成部分, 北起北京西客站, 南至河北省省会石家庄。线路经过北京市所辖的海淀区、石景山区、丰台区、房山区、河北省保定市、石家庄市, 线路全长283.672 km, 其中北京市境内48.712 km, 河北省境内234.96 km。

中铁二十二局集团承担京石客运专线永定河特大桥DK21+070~DK35+560段的施工任务。北京长阳梁场承担了本标段436榀双线箱梁的生产任务, 总工期14个月, 最高日生产箱梁2榀, 设计架梁能力为2榀/d。

长阳梁场建于DK35+500处, 正对京石客运专线正线。由于长阳梁场的位置处于永定河特大桥的中间。架梁时箱梁无法通过运梁车直接运输至架设处, 按照建场方案通过跨线龙门吊实现箱梁的垂直运输后向运梁车喂梁。

2 跨线龙门吊组拼

2.1 跨线龙门吊的选型

跨线龙门吊的选型包含如下三项主要指标:跨线龙门吊的高度、跨度以及最大荷载。

跨线龙门吊的高度确定须结合所在地的桥墩高度、箱梁高度、运梁车及架桥机的高度来确定, 保证跨线龙门吊在高度上既能吊起箱梁, 同时也可以将运架设备吊至梁面。

跨线龙门吊的跨度确定要结合正线跨度、箱梁的宽度、运梁、架梁设备的最大截面尺寸。保证喂梁台座上的梁、正线上已架设的梁、架桥设备三者与跨线龙门吊的内净空尺寸符合安全要求。此外还要保证轮胎式提梁机能有足够的空间喂梁。

跨线龙门吊的最大荷载与形式选定须结合箱梁的起吊方式、箱梁的自重。

长阳梁场生产的32.6 m客运专线铁路客运专线无砟轨道后张法预应力混凝土简支箱梁自重为836.7 t, 梁高3 050 mm, 箱梁桥面宽度12 m, 设计采用四吊点垂直起吊。所以在梁场规划时选定的型号是2台跨度为32 m, 净高度26.5 m的450 t跨线龙门吊。截面图见图1。

2.2 跨线龙门吊的平面位置布置

跨线龙门吊的平面位置布置时须考虑龙门吊的中心线位置, 跨线龙门吊两侧净跨内侧与箱梁顶板的间距, 喂梁台座上箱梁与正线上箱梁的水平间距。

跨线龙门吊的基础中心与一般正线的中心线平行。若正线为直线时可直接将跨线龙门吊走行线设置为直线。若正线为曲线时, 在实际布置时可结合跨线龙门吊的最小转弯半径设置相应线型, 以保证龙门吊的顺利走行。

同时正线上的箱梁与喂梁台座上的箱梁都需落在跨线龙门吊的净跨跨径内的前提下, 在保证箱梁垂直运输时两侧的安全间距后即可确定龙门吊的中线与正线中心线的间距。

2.3 跨线龙门吊的组拼

2.3.1 跨线龙门吊的基础施工

跨线龙门吊的基础设计要综合考虑龙门吊的结构形式、结构自重、地基承载力、走行形式、架梁设备组装的工作面等要素。

采用跨线龙门吊施工时须先用跨线龙门吊架设箱梁作为架桥机、运梁车拼装的工作面, 因此在设计跨线龙门吊长度时须保证有足够的长度运架设备能在桥面组拼。

此外在设计龙门吊基础时要根据龙门吊的结构自重、吊装时最不利荷载受力状况、地基的承载力以及基础的不均匀沉降对跨线龙门吊基础进行综合检算, 以确定基础的深度、配筋形式。保证跨线龙门吊的基础有足够的受力特性及较小的不均匀沉降。确保其运营的安全。在基础设计时可根据不同的龙门吊走行形式在基础上设置走行装置预埋件。

在跨线龙门吊基础施工时要特别注意地基的实际地质状况与勘测的结果是否相同, 若实际地质情况较差, 可对基础的结构做相应的调整或对地基进行处理后再进行基础施工。

2.3.2 跨线龙门吊拼装的地面平整及硬化

由于跨线龙门吊大部分构件为重型部件, 需要大型起重设备的配合才能完成组装。因此对地面进行适当的平整及硬化可方便起重设备的工作, 提高工作效率。

在地面平整及硬化前应接合跨线龙门吊的拼装顺序、构件的外形尺寸划出具体的平整及硬化的范围。

2.3.3 跨线龙门吊拼装的拼装准备

在基础施工、地面平整完成后应编制详尽的拼装方案。按照拼装方案的要求组织拼装时使用的施工用电、工具及人员。并对拼装人员进行培训, 确保拼装的顺利及安全。

2.3.4 跨线龙门吊拼装

跨线龙门吊的组拼遵循先下部后上部, 先主体后电器及配套设备的顺序进行, 同时考虑吊装设备的周转, 安排组装的实际施工顺序。

长阳梁场使用的跨线龙门吊支腿为万能杆件、上部横梁为贝雷片的结构形式。因此在组拼时根据龙门吊的自身的结构特性选定了两台50 t汽车吊为辅助设备。拼装时先拼装下部走行装置, 加以临时固定后, 开始组拼支腿。组拼支腿时在支腿的两侧各设5对钢丝绳对拉保证支腿的稳定, 且斜拉装置随着支腿高度的升高相应升高。杆件的垂直运输通过吊车实现。

3 跨线龙门吊的吊装

采用跨线龙门吊吊装箱梁时, 由于箱梁采用的是四点吊装形式, 因此在吊装时四个吊点必须同步。此外吊装时须注意下列事项:

1) 龙门架操作人员须经过安全操作培训合格后, 方可进行操作;2) 作业人员须明确分工, 定人定机定岗;3) 操作人员应身体健康, 当身体有不适时不能进行开机操作。

跨线龙门吊的操作前的检查, 由作业司机在班前进行, 在确认各机构符合安全要求后, 方可投入作业。检查内容包括:

1) 检查地锚与缆风绳连接有无松动;轨道有无松动;龙门架运行轨道内及作业范围内有无障碍物;2) 检查起重小车制动器、钢丝绳的磨损情况是否符合规定;3) 龙门架各部位连接是否紧固, 各机构运转是否正常, 空载提升吊篮做一次上下运行, 验证是否正常, 并同时碰撞限位装置检查是否灵敏可靠;4) 接通电源前应先把控制器拨至零位, 接通电源后, 用试电笔检查金属结构部分, 确认安全后, 方可开机。

跨线龙门吊平衡吊起重物后, 应慢速行驶, 吊物不准从人的上方通过, 吊物吊至预定位置时, 应先按电铃示意, 防止吊物撞人。

4 结语

目前跨线龙门吊在客运专线的建设中得到广泛使用, 各地预制梁场的跨线龙门吊的结构形式不尽相同。文中有不尽之处望各位同仁斧正。

摘要：结合某客运专线施工中箱梁架设实践, 对跨线龙门吊的选型、平面布置、组拼等技术要点作了阐述, 并对跨线龙门吊吊装时的注意事项及吊装前的检查内容进行了归纳, 为跨线龙门吊吊装技术的推广应用提供参考。

关键词：箱梁,跨线龙门吊,吊装技术,组拼

参考文献

跨线故障 篇4

1 工程概况

怀远跨线立交桥位于广西宜州市新怀远车站内, 黔桂线中心里程为K111+600, 基础采用挖孔桩基桩、桥台为“U”形桥台, 孔跨为1 m～30 m桥梁, 跨1, 2, 3三个股道。桥面宽7 m, 梁板为后张法预应力混凝土空心板梁, 共计4片, 中板2片, 每片1.5 m宽, 重55 t/片;边板2片, 每片2.0 m宽, 重61 t/片。由于单片梁体较重, 且跨越三个股道, 施工难度极大。

贝雷桁架及支点示意图见图1。

2 关键技术

贝雷桁架法由支墩基础、临时支墩、贝雷桁架及移动运梁小车组成。通过检算, 对贝雷桁架结构进行合理布置、搭设, 贝雷桁架由国产贝雷片拼装而成, 采用单层六排上下加强弦杆。因贝雷桁架总长39 m, 跨度较大, 需增设临时支墩。在稳定的基础上, 采用贝雷片搭设临时支墩, 支撑贝雷桁架。核心内容是对贝雷桁架及临时支墩检算。

3 施工工艺流程及操作要点

3.1 施工工艺流程

施工工艺流程:地基处理→贝雷桁架拼装→运梁轨道施工→吊装跨线贝雷桁架→喂梁→纵移空心板梁→横移空心板梁就位。

3.2 操作要点

3.2.1 地基处理

对地基进行K30试验, 验证地基满足设计承载力0.18 MPa。当承载力低于设计规范要求时, 应采用挖孔桩进行处理。

基础混凝土强度必须达到设计强度, 且墩台垫石标高满足验标要求后方可架设。

3.2.2 贝雷桁架拼装

支墩采用两片贝雷片及组合架拼装成2 m×1.5 m钢构支架。贝雷桁架采用6片贝雷片拼装而成, 3片一组, 每6 m设加强连杆, 即采用:“三排单层”式组拼。

0号～2号支点的贝雷片采用8 t的汽车吊在左侧台尾进行拼装, 支墩贝雷片拼装完成后, 吊车停放在左侧桥台上, 进行贝雷片桁架吊装。同样在右侧台尾对3号、4号支墩进行拼装, 在右侧桥台上吊装2号～4号之间的贝雷桁架。

3.2.3 运梁轨道施工

采用木枕和钢轨进行人工铺设, 木枕间距为50 cm, 铺设50 kg/m再用钢轨。运梁轨道铺设在0号台尾。

3.2.4 吊装跨线贝雷桁架

吊装前, 与铁路相关设备管理单位联系, 并签订好安全协议, 施工既有线路封锁120 min。将65 t吊车提前在桥台尾就位, 将两片跨越怀远车站既有线的贝雷桁架在施工“天窗”内吊装就位。

3.2.5 喂梁

在左侧桥台旁存梁位置, 将梁吊装在运梁的1号, 2号天车上, 采用卷扬机牵引, 通过运梁轨道运输至1号支点的位置, 等待封锁施工。

3.2.6 纵移空心板梁

跨越既有线移梁, 分4 d施工, 每天施工封锁120 min, 点内纵移一片空心板梁。在施工封锁内, 使用卷扬机的牵引放置的板梁的天车, 将板梁从左侧桥台顺着贝雷桁架纵移至右侧桥台胸墙前梁端线位置。

3.2.7 横移空心板梁就位

封锁点使用65 t汽车吊吊起从贝雷桁架纵移过来的板梁, 按照由左向右的顺序将板梁横移就位, 确认梁板安放位置准确, 支座密贴后, 卸下钢丝绳, 至此完成一片板梁安装。重复上述步骤, 安装余下板梁。

4 贝雷桁架及临时支墩检算

4.1 按简支梁结构受力分析

4.1.1 贝雷桁架检算

1) 弯矩检算:

“三排单层”式贝雷桁架查表容许弯矩[M]=2 246.4 kN·m, 加强式贝雷桁架查表容许弯矩[M]=4 809.4 kN·m。

经分析2号, 3号支点间跨中弯矩最大。

M中=ql2/8=1/8×44.7×182=1 810.4 kN·m。

M中<[M], 满足要求。

但保证安全系数在1.8以上, [M]/M>1.8要采用加强弦杆加强。

2) 剪力检算:

“三排单层”式贝雷桁架查表容许剪力[F]=698.9 kN。

经分析两支点处剪力最大:

Fmax=ql/2=1/2×44.7×18=402.3 kN。

Fmax<[F], 满足要求。

4.1.2 临时支墩剪应力检算

按“双排单层”时容许受剪力进行检算, 查表容许剪力[F]=490.5 kN。

最薄弱2号支点实际支墩承受剪力:

F=ql/2=1/2×44.7×18=402.3 kN。

F<[F], 满足要求。

4.1.3 支墩抗倾覆力检算

经分析地锚及梁体相对最薄弱, 2号支点实际支墩抗倾覆力矩为M1、倾覆力矩为M2, 安全系数取1.8;纵向移梁时允许最大偏移距离为L1, 地锚按2 t计算, 行人、作业及风力等动载考虑15 kN, 则:

M1/M2=1.8=5.4×20/L1×320+1×15。

求解得:L1=14 cm。

因此, 架梁期间纵移梁体的重心与结构桁架中心控制在10 cm 以内的偏移, 可确保支墩稳定性。

4.1.4 地基承载力检算

粉砂性黏土地基容许承载力为[δ]=200 kPa。

N=F+G=462+72=534 kN。

δ=N/ (2A) =534/3=178 kPa。

δ<[δ], 地基承载力满足要求。

4.2 按连续梁结构受力分析

4.2.1 弯曲应力检算

“三排单层”式贝雷桁架查表容许弯矩[M]=2 246.4 kN·m, 加强式贝雷桁架查表容许弯矩[M]=4 809.4 kN·m。

M最大=1 812.6 kN·m。

M最大<[M], 以上两种情况均满足要求。

但保证安全系数在1.8以上, [M]/M>1.8要采用加强弦杆加强。

4.2.2 剪应力检算

“三排单层”式贝雷桁架查表容许剪力[F]=698.9 kN。

F最大=402.8 kN。

F最大<[F], 符合要求。

4.2.3 挠度检算

挠度变形量:ω=14 mm。

[ω]=31 500/400=78.75 mm。

ω<[ω], 桁架挠度符合要求。

5 主要技术措施及质量控制

5.1 移梁技术措施及质量控制

1) 移梁前应重新检查贝雷桁架支腿支垫情况, 移梁时观察支垫处变化情况, 发现异常立即停止施工。2) 移梁不到位, 需要少量斜拉时, 宜选择低位进行, 斜拉距离不得超过400 mm, 斜拉所用手拉葫芦起重质量不得小于5 t。3) 移梁就位前, 应检查捆梁钢丝绳抽取难易程度。

5.2 落梁就位安放支座技术措施及质量控制

1) 支座底面中心线应与墩台支承垫石顶面画出的十字线重合。2) 梁缝应符合规定尺寸。3) 在保持梁梗竖直的前提下, 梁片间隙应符合规定。4) 支座底面与墩台支承垫石顶面应密贴, 上座板 (顶板) 与梁底之间应无缝隙, 整孔梁不应有“三条腿”现象。

6 结语

黔桂线怀远跨线立交桥架梁的施工中, 贝雷桁架跨度大, 刚度大, 变形小, 拼装迅速, 克服了支架高、稳定性差的缺点, 满足了既有铁路运营安全需要, 最大限度地减少中断行车, 所有施工均在“天窗点”内完成。通过该工点施工实践和认真的总结, 分析比较, 既有铁路跨线立交桥使用贝雷桁架架梁施工是一项安全可靠, 且有广泛应用前景的轻盈架梁新技术, 对既有铁路及城市交通主干道立交桥架梁施工有积极的指导意义。

摘要：对铁路跨线立交桥架梁施工进行了总结分析, 以黔桂线K111+600怀远立交桥跨既有线架梁为例, 介绍了使用贝雷桁架进行跨既有铁路架梁施工的关键技术, 阐述了贝雷桁架纵横梁法及检算, 从而证实了贝雷桁架法的可行性和实用性。

关键词：既有铁路,架梁,贝雷桁架,施工技术

参考文献

[1]TB 10002.2-2005 J 461-2005, 铁路桥梁钢结构设计规范[S].

跨线故障 篇5

依据纪要,K0+900公铁立交大桥设计为10*30m钢筋混凝土预应力箱梁,桥梁总长为307.5m,桥宽12.0m,单跨箱梁4片。该桥在K0+825跨越陇海铁路上下行铁路线(K1487+424处)为本桥第三跨,与陇海线交角为60o,跨越宽度为30.4m。在K0+948处跨越兰州供电段轨道车出入库线上下行铁路线,为本桥第七跨,跨越宽度8.3m。

为确保公铁立交大桥的施工安全和铁路运输安全,兰州铁路局组织相关部门工作人员,省道208线洛礼路项目办、驻地监理部门以及项目部工作人员现场进行了勘察并召开工地会议对原有设计提出了优化设计要求,确定将跨越陇海线的本桥第三跨加长至35m,二跨、四跨为27.5m。

1 临近营业线施工方案

1.1 编制依据与范围

1.1.1 编制依据

1)《S208线洛礼路K0+900公铁立交大桥施工图》

2)《公路桥涵施工技术规范》(JTJ041-2000)

3)《公路工程施工安全技术规程》(JTJ076-95)

4)《铁路营业线施工安全管理办法》(铁运[2012]280号)

5)《兰州铁路局营业线施工安全管理实施细则》(兰铁办[2013]2号)

6)甘肃省交通规划设计院与兰州铁路局关于跨越铁路桥设计达成的意见。

1.1.2 编制范围

K0+700~K1+100段K0+900公铁立交大桥及其引道和附属工程

1.1.3 主要技术标准

桥下净高:轨顶至梁底净高≥8.5m;

设计基准期:100年;

设计安全等级:二级;

设计荷载:公路-II级;

设计时速:60km/h;

桥梁总宽:12.0m;

桥面横坡:1.5%双面坡。

临近营业线施工方案编制完成,上报兰州铁路局总工程室审核通过后与兰州铁路局兰州供电段、兰州电务段、兰州通信段、定西工务段、陇西车务段签订施工安全协议。本项施工为临近营业线B类纳入临近营业线施工监督计划。

1.2 制定施工方法和措施

1.2.1 桩基

该大桥桩基采用钻孔灌注桩,用冲击锤成孔。施工前通知铁路相关部门到现场监督并确定施工工艺,安全防范措施。在施工范围内,设置安全警示标志。在跨越陇海铁路的第3跨两端施工设置防护网与作业区隔离。在邻近铁路线范围进行桩基施工时,在铁路相关部门的监管和现场指导下采用人工挖沟,确定是否埋设有光缆、电缆线,对施工作业中挖出的铁路信号电缆、光缆按要求采取有效措施进行防护,必要时派专人24小时进行看护。

施工前,清除杂物,用挖机整平场地并排压密实。泥浆池在距铁路线15m以外位置挖设。桩基钻孔设备由20T吊车安装,人员协助就位,并加重原有底座配重,防止施工过程中钻机倾覆。

1.2.2 下部结构

在立柱、系梁、盖梁施工中均采用定型钢模板,吊车配合模板的安装与拆卸,吊装时吊车设置在铁路线反向位置,吊装半径严格控制在超出桩径一半的安全范围内。立柱模板加固使用钢缆绳加固,避开铁路线方向。盖梁模板加固,在铁路方向设置2m高的防护网,严禁构件从邻近铁路线方向递送,现场由专人指挥负责现场安全。立柱与盖梁的混凝土浇筑时用混凝土罐车运输至施工现场后,采用泵送混凝土完成浇筑工作。砼强度达到设计强度的90%时方可拆模。拆模时应从远离铁路的一侧用吊机配合人工进行拆除。

2 跨陇海线箱梁安装施工方案

2.1 编制依据和原则

2.1.1 编制依据

1)《S208线洛礼路K0+900公铁立交大桥施工图》

2)《公路桥涵施工技术规范》(JTJ041-2000)

3)《公路工程施工安全技术规程》(JTJ076-95)

4)《起重机械安全规程》(GB6067-85)

5)《公路工程质量检验评定标准》(JTG F80/1-2004)

6)《关于省道208线公路跨越陇海铁路路径现场踏勘的纪要》(总技函[2010]109号)、《关于省道208线洛门至礼县二级公路跨越陇海线立交桥施工图及邻近营业线施工方案审查的纪要》(总技函[2013]89号)

7)《铁路营业线施工安全管理办法》(铁运[2012]280号)

8)《兰州铁路局营业线施工安全管理实施细则》(兰铁办[2013]2号)

9)《关于加强营业线及邻近营业线施工安全控制的通知》(兰铁安函[2013]133号)文件要求

10)施工现场及周围环境勘察

2.1.2 编制原则

1)坚持“安全第一、预防为主”方针,确保运营和行车安全,严格要点、消点制度,以此为前提配备劳动力、材料和机械设备;

2)坚持以人为本的原则,合理配置生产要素,坚持以机械化施工为主,人工辅助的总体指导思想,投入足够的人员、精良的机械设备进场;

3)编制科学合理的施工组织设计,遵循技术先进可行、经济合理、安全可靠的原则,严格遵照有关文件中对质量、工期、安全、环保等要求,结合工程实际编制;

4)合理组织、统筹安排、突出重点,对关键工序进行卡控,最大限度地减少对既有线路和环境的影响;

5)采取平行作业、流水作业、顺序作业法组织施工:坚持专业化施工,安排经验丰富的专业化施工队伍施工;

6)投入的机械设备先检验合格并标定后使用,投入的人员先培训达标后上岗,落实岗位责任制;

7)遵守各项安全协议。

跨陇海线箱梁安装施工方案编制完成,上报兰州铁路局总工程室审核通过后与兰州铁路局兰州供电段、兰州电务段、兰州通信段、定西工务段、陇西车务段签订施工安全协议。本施工第三跨跨越陇海线K1487+424处上下行正线箱梁安装施工为二级施工;第三跨跨越陇海线K1487+424处上下行正线桥梁的横隔板、防撞墙、湿接缝,第七跨跨越兰州供电段轨道车出入库线、洛门站牵出线箱梁安装、横隔板、防撞墙、湿接缝施工为三级施工。

2.2 制定施工安全措施

2.2.1 安全管理组织机构

1)为了确保安全、优质、高效完成梁板安装任务,我项目部经理为吊装总负责,对工程的全过程实施统一计划、统一管理、统一监控、统一调度;

2)现场劳动力组织:由于架桥机属桥梁安装大型专用设备,架桥机作业必须明确分工,统一指挥,要设专职操作员、专职电工和专职安全检查员。要有严格的施工组织及措施,确保施工安全。设立架梁作业工班、运梁作业工班、技术组、安全防护组、后勤保障组、通讯联络小组。

2.2.2 施工安全保障措施

1)所有操作人员必须经培训后方可上岗;

2)作业人员配备必要的安全防护用品;

3)作业现场设置合格规范的安全防护和警示标志,禁止无关人员进入作业区;

4)架桥作业人员必须经过培训后持证上岗,熟悉本岗技术要求和操作规程,坚持标准化施工;

5)施工前做好驻站联络员、铁路施工安全员、防护员的安全教育培训;

6)加强跨线施工安全监察监督,做好各单项应急救援预案,保证施工安全。

3 结束语

随着城市扩容发展、道路交通的需求,公铁立交桥的建设呈现快速发展的趋势。在确保铁路安全运营的前提下进行立交桥的建设,这就需要工程各参建单位以及铁路运行、设备管理单位共同协作,各尽所能,做到分工明确,责任清楚,措施具体,超前控制,才能确保公铁立交桥建设安全顺利实施。

参考文献

[1]营业线施工天窗管理文件汇编[J].2013.

跨线故障 篇6

关键词：碗扣支架,门架立柱,强度检算,自由端,剪力撑,微位移

引言

在新建高速公路网中, 随时会碰到上跨既有线路的高速公路。在上跨既有线路时, 现行设计一般为现箱梁保证交通的通畅, 必须在既有线路路面上搭设门形支架通道。根据以往的经验做法, 搭设门架一般采用空心钢管柱或混凝土钢管柱作为门架的立柱, 竖向受力、传力简单、明了, 施工快捷、方便。但一旦受到外加水平力的影响, 其稳定性极易收到破坏, 钢管立柱与行车道之间必须预留足够的安全距离以增大门架跨径。这样既增大了成本, 也加重了整个结构的负担。在此, 我们可以考虑直接用加密碗扣支架作为门架的立柱, 如图1所示。

一、加密碗扣支架支柱立杆数量的确定

1. 荷载分析

(1) 恒载包含节段内梁体自重, 模板、方木等的自重, 对于较高的支架 (高度超过8 m) , 支架的自重也不容忽略。

(2) 活载包含混凝土浇筑及振捣时的冲击力、施工作业人员自重等。

2. 荷载组合

根据碗扣门架支柱间距及现浇箱梁的截面变化形式, 确定各支柱的受力情况, 然后按按荷载组合 (I) 进行组合:

3. 加密碗扣支架立柱的布置形式

现行标准碗扣支架为Φ48×3.5 mm, 纵向步距为60 cm, 最短横杆长为30 cm, 立柱顺桥向支架间距采用30 cm, 横桥向支架间距采用60 cm, 其布置宽度b等于现浇梁顶宽b1。同时考虑两端工作面宽b2, 知其横桥向每排立杆数量为:

4. 确定碗扣支架布置排数

根据碗扣支架的最小步距为h=60 cm知, 每根立杆承受的最大压力计算如下:

对于立杆中间节, 可简化成两端铰接受力模型, 由此可知其长度系数µ=1, 代入上式中, 即可反算出长细比λ。通过查表即可得出折减系数φ, 考虑到安全系数ϒ (一般取1.25) , 则每根支架所能承受的最大轴心压力为:

则加密碗扣支架排数为

二、底托及顶托自由端长度的确定

扫地干与底托之间的底节立杆可视为一端自由, 一端固结立杆, 则其长度系数µ=2。

而中间节段立杆的受力模型为两端铰接立杆, 其长度系数µ=1。根据欧拉公式的一般形式:

可知:

碗扣支架顶托、底托自由端所能承受的临界压力为中间节立杆的1/4。为保持结构的稳定, 顶托及底托自由端最长距离不得超过立杆正常步距的1/4。

三、支架失稳的主要因素分析

1. 立杆强度不足引起的失稳

由于每平方米内立杆的根数不足或是横杆的步距太大, 导致立杆变为长细杆, 在轴向压力的作用下屈曲失稳。另外, 由于扫地杆与中间节立杆其受力结构体系不同, 扫地杆布置高度过高, 极易发生整体结构的失稳。发生此种情况的失稳结构将在瞬间内坍塌, 造成严重的后果。

2. 结构的整体刚度不足引起的失稳

当支架较高并作用顺直荷载后, 在水平荷载如风、意外荷载或地基的不均匀荷载作用下, 由于刚度的原因, 支架会发生水平位移并在顶端进行积累、由于支架的特殊性, 其水平位移会在其外部轮廓线所形成的截面惯性矩较大的旋转方向上进行大量积累、从而引起结构发生震动现, 并造成结构的失稳、这种失稳首先的征兆是结构发生倾斜, 使竖向荷载作业的中心发生变化, 然后在支架的节点处发生扭曲并导致失稳破坏。支架的刚度是确定结构是否稳定的重要依据, 而增加结构刚度的有效措施则要增加剪力撑。

四、剪刀布置情况的确定

1. 剪刀撑布置的角度

剪刀撑是防止整个结构发生微位移而采取的有效措施, 剪刀撑必须连接在碗扣支架的节点上。在结构发生微量位移时, 势必引起剪刀撑长度的变化, 其长度伸长率ΔL/L。最大时的初始角θ为剪力撑布置的最有利角, 经验值一般为60°。

2. 横桥面、顺桥面剪力撑布置的疏密程度确定

根据支架不同截面惯性矩的大小来确定剪刀撑布置的疏密程度及数量的比例关系, 同时必须考虑碗扣支架微位移的积累规则使偏载出现导致支架失稳的情况。

五、结语

碗扣支架的顶、底托自由端因其结构力学模型与中间节立杆的模型变化很大, 在实际施工过程中容易被忽视。另外, 对于小面积支架的刚度倾覆与大面积支架微位移的积累失稳为支架的主要失稳形式, 还需进一步探讨。

参考文献

[1]周水兴, 何兆益, 邹毅松.路桥施工计算手册[M].北京:人民交通出版社, 2001.

[2]邹建奇, 崔亚平.材料力学[M].北京:清华大学出版社, 2007.