張 飚 何小新 喻劍輝 胡 蓉 楊 丹 周文俊
(1.武漢大學(xué)電氣工程學(xué)院 武漢 430072 2.武漢大學(xué)動(dòng)力與機(jī)械學(xué)院 武漢 430072)
垂直排列雙分裂導(dǎo)線粘連是指由于外界因素引起子導(dǎo)線間的距離變小,在輸送大電流時(shí)如果受到大風(fēng)、覆冰或者高溫氣候影響,分裂子導(dǎo)線局部會(huì)在瞬時(shí)十分接近,導(dǎo)致子導(dǎo)線之間的電磁吸引力加大,當(dāng)吸引力大到某一程度時(shí)便會(huì)引起子導(dǎo)線局部粘連,而局部粘連又使緊靠粘連點(diǎn)的子導(dǎo)線之間的距離進(jìn)一步縮小,相互間的電磁力加大,導(dǎo)致粘連不斷延伸,直至導(dǎo)線懸掛處。分裂導(dǎo)線粘連后,電暈起始電壓降低,線路局部對(duì)地電容減小、感抗增大,導(dǎo)致輸電線路線損增加,輸送能力降低。同時(shí)子導(dǎo)線粘連過程中的鞭擊也容易導(dǎo)致導(dǎo)線磨損,甚至引起斷股、斷線事故,危害輸電線路的安全運(yùn)行。由于垂直排列雙分裂導(dǎo)線輸電線路具有不需間隔棒等優(yōu)點(diǎn),在無(wú)覆冰地區(qū)220kV 輸電線路上得到廣泛應(yīng)用,但是近年來隨著電力負(fù)荷的增長(zhǎng)、氣候條件的變化,垂直排列雙分裂導(dǎo)線粘連故障時(shí)有發(fā)生,廣東、浙江、云南、江西、福建、江蘇等省市相繼報(bào)道了所在地區(qū)220kV 垂直雙分裂輸電線路出現(xiàn)的子導(dǎo)線粘連現(xiàn)象,嚴(yán)重影響了電力生產(chǎn)安全。因此,開展對(duì)220kV 垂直排列雙分裂導(dǎo)線粘連機(jī)理的研究具有實(shí)際意義。
針對(duì)垂直雙分裂導(dǎo)線粘連現(xiàn)象,國(guó)內(nèi)電力生產(chǎn)部門、科研機(jī)構(gòu)和高等院校先后展開了研究,對(duì)于導(dǎo)線粘連的形成及影響因素有了一定的認(rèn)識(shí)。廣東省東莞、佛山供電局的研究表明大風(fēng)、子導(dǎo)線材質(zhì)、溫差差異、負(fù)荷電流和分裂導(dǎo)線間間距等是子導(dǎo)線發(fā)生粘連故障的影響因素[1,2]。武漢大學(xué)和華南理工大學(xué)研究人員分別利用數(shù)學(xué)模型分析了多種因素對(duì)子導(dǎo)線伸長(zhǎng)和最小間距的影響,計(jì)算了不同條件下子導(dǎo)線粘連的臨界電流值[3,4]。福建省電力勘測(cè)設(shè)計(jì)院和福州電業(yè)局分析了子導(dǎo)線粘連產(chǎn)生的原因和對(duì)電網(wǎng)的影響,提出處理或預(yù)防子導(dǎo)線粘連的措施[5-7]。浙江省電力設(shè)計(jì)院提出了導(dǎo)線粘連的穩(wěn)定區(qū)與不穩(wěn)定區(qū)的概念,考慮了靜電排斥力以及懸垂線夾對(duì)粘連的影響[8,9]。云南[10]、寧夏[11]、江蘇[12]、江西[13]和廣東[14,15]等地的電力生技部門也針對(duì)具體線路的粘連原因進(jìn)行了分析和研究。
由于垂直雙分裂導(dǎo)線粘連現(xiàn)象是一個(gè)涵括電磁學(xué)、熱學(xué)和力學(xué)的復(fù)雜問題,有關(guān)這一現(xiàn)象的機(jī)理研究并不成熟,已有的研究多為定性分析,也未開展實(shí)驗(yàn)研究。國(guó)外對(duì)于載流導(dǎo)體之間的相互吸引力和排斥力計(jì)算的基本原則已經(jīng)形成[16,17],但目前尚未見到針對(duì)雙分裂導(dǎo)線粘連現(xiàn)象的試驗(yàn)研究成果,因此有必要對(duì)以上研究工作的不足進(jìn)行補(bǔ)充和深入。
本文以220kV 垂直雙分裂輸電線路的耐張段為研究對(duì)象,基于懸鏈線方程和應(yīng)力狀態(tài)方程對(duì)分裂導(dǎo)線建立粘連數(shù)學(xué)模型,利用云南省 220kV粘連線路的現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研結(jié)果,結(jié)合在戶外大型試驗(yàn)場(chǎng)的試驗(yàn)觀測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行校驗(yàn)與修正,應(yīng)用Matlab 開發(fā)220kV 垂直雙分裂導(dǎo)線粘連故障仿真軟件,分析導(dǎo)致粘連的各項(xiàng)因素,獲得不同檔距、高差、弧垂、子導(dǎo)線間距以及外力作用下的導(dǎo)線粘連的臨界電流。為線路設(shè)計(jì)和故障線路的改造提供技術(shù)支持,保障電力生產(chǎn)的安全運(yùn)行。
雙分裂導(dǎo)線粘連標(biāo)志為上、下子導(dǎo)線十分接近甚至相碰。兩者之間的距離可用兩導(dǎo)線的弧垂差來表示,它取決于檔距內(nèi)上、下子導(dǎo)線的懸垂函數(shù)和應(yīng)力狀態(tài)方程。本文以220kV 垂直排列雙分裂輸電線路的耐張段作為仿真研究的對(duì)象,根據(jù)耐張段的結(jié)構(gòu)特點(diǎn),細(xì)分為連續(xù)檔和孤立檔兩種類型,分別建立數(shù)學(xué)模型反映子導(dǎo)線間的實(shí)際間距與相關(guān)要素的關(guān)系,獲得不同條件下子導(dǎo)線粘連的臨界電流值。
對(duì)耐張段間懸掛懸垂絕緣子串的直線桿塔的連續(xù)檔中,由于兩塔間距較大,導(dǎo)線剛性對(duì)導(dǎo)線懸垂?fàn)顟B(tài)影響相對(duì)變小,可將導(dǎo)線假定為一柔索,其上作用的荷載均指向下方且沿導(dǎo)線長(zhǎng)度均勻分布,如圖1 所示,由此導(dǎo)出架空線懸垂函數(shù)為懸鏈線型,它的近似式為斜拋物線公式,即假定導(dǎo)線比載γ沿兩懸掛點(diǎn)的連線均勻分布。記兩懸掛點(diǎn)間的高差為h,垂直于比載作用方向的投影距離為檔距l(xiāng),兩懸掛點(diǎn)連線與X軸間的夾角為高差角β,導(dǎo)線軸線應(yīng)力的水平分量為σ0,則坐標(biāo)原點(diǎn)位于左側(cè)懸掛點(diǎn)處的斜拋物線方程為[18]
圖1 架空電線近似為斜拋物線的受力圖Fig.1 Force diagram of overhead transmission line(tilt parabola)
不同氣象條件下的導(dǎo)線應(yīng)力變化可通過應(yīng)力狀態(tài)方程計(jì)算,即已知某一氣象條件下的導(dǎo)線應(yīng)力、比載、氣溫及待求氣象條件下的比載、氣溫時(shí),利用導(dǎo)線的彈性伸長(zhǎng)及溫度伸長(zhǎng)在兩種氣象狀態(tài)下原始線長(zhǎng)不變的原則,求得待求氣象條件下的導(dǎo)線應(yīng)力??紤]到同一耐張段內(nèi)各連續(xù)檔的導(dǎo)線水平應(yīng)力是按照同一值架設(shè)的,當(dāng)氣象條件變化時(shí),由于各檔的檔距及高差不一定相同,各檔應(yīng)力變化就不完全相同,從而使直線桿塔上出現(xiàn)不平衡張力差,使懸垂絕緣子串產(chǎn)生偏斜,偏斜結(jié)果又使各檔應(yīng)力趨于基本相同,該應(yīng)力為耐張段內(nèi)的代表應(yīng)力。基于以上考慮得到檔距中央斜拋物線近似應(yīng)力狀態(tài)方程式為[19]
式中,下標(biāo)m,n分別表示已知狀態(tài)和待求狀態(tài)下的參數(shù);σc、t分別表示檔距中央的導(dǎo)線應(yīng)力和環(huán)境溫度;E、?表示導(dǎo)線的彈性系數(shù)和溫度伸長(zhǎng)系數(shù);lr、βr分別為耐張段內(nèi)的代表檔距和代表高差角;
li和βi分別為耐張段內(nèi)各檔的檔距和高差角(i=1,…,n)。
連續(xù)不等高檔的檔距中央最大弧垂為
式中,l和β分別為該計(jì)算檔的檔距和高差角。
大跨越、大高差檔多采用孤立檔,即檔距兩端為耐張型桿塔,導(dǎo)線兩端用耐張線夾通過耐張絕緣子串懸掛在桿塔上,該檔導(dǎo)線弧垂、應(yīng)力不受鄰檔的影響。由于耐張絕緣子串的單位荷載遠(yuǎn)大于導(dǎo)線的單位荷載,會(huì)對(duì)導(dǎo)線的應(yīng)力、弧垂、線長(zhǎng)計(jì)算產(chǎn)生影響,對(duì)孤立檔的計(jì)算,做如下假設(shè)[20]:
(1)導(dǎo)線和耐張絕緣子串為理想柔索。
(2)導(dǎo)線兩側(cè)耐張絕緣子串相同,實(shí)際長(zhǎng)度為λ,其水平投影長(zhǎng)度為λ0=λcosβ。荷載G均勻分布。
(3)導(dǎo)線單位長(zhǎng)度上的比載γ沿兩懸掛點(diǎn)連線均勻分布,并假定導(dǎo)線所占檔距l(xiāng)1=l-2λ0保持不變。
當(dāng)孤立檔兩端具有等長(zhǎng)等荷載耐張絕緣子串,由于兩端的耐張絕緣子串水平投影長(zhǎng)度相差很小,且保持各自的荷載不變,檔距中央弧垂為
式中,γs為絕緣子串比載,γs=G/(λA);A為導(dǎo)線截面積。
當(dāng)僅一段有耐張絕緣子串,檔距內(nèi)的最大弧垂處的xm及fm為
當(dāng)兩種狀態(tài)均為無(wú)風(fēng)或低風(fēng)速的氣象條件時(shí),不考慮施工過牽引及桿塔撓度的因素,按斜拋物線方程求得導(dǎo)線的應(yīng)力狀態(tài)方程式為[21]
式中,下標(biāo)m、n分別表示已知狀態(tài)和待求狀態(tài)下的參數(shù);K為線長(zhǎng)參數(shù),當(dāng)兩端具有等長(zhǎng)等荷載耐張絕緣子串時(shí):
僅一段有耐張絕緣子串時(shí)
式中,γβ為導(dǎo)線水平投影比載,γβ=γ/cosβ;W1為導(dǎo)線單位截面上的荷載,W1=γl1/cosβ。
在弧垂與檔距比較小的情況下,將上、下兩子導(dǎo)線近似為兩根完全平行的直導(dǎo)線。則在垂直排列的雙分裂導(dǎo)線中分別通過同向電流I1和I2時(shí),子導(dǎo)線單位長(zhǎng)度、單位截面上所受的電磁力比載γd為[22]
式中,d為子導(dǎo)線之間的距離。
仿真計(jì)算中假設(shè)電磁力沿豎直方向并沿導(dǎo)線均勻分布。則上、下子導(dǎo)線電磁力比載大小相等,方向相反,與導(dǎo)線自重比載γg疊加后可分別求出上、下子導(dǎo)線總比載。
輸電導(dǎo)線覆冰后,在豎直方向比載增大,覆冰比載為
式中,b為覆冰厚度;D為導(dǎo)線外徑。
臨界粘連電流采用迭代法求解,其計(jì)算流程為:
(1)選定初始狀態(tài)的比載(不包括電磁力比載)和水平應(yīng)力作為迭代初始點(diǎn)。初始點(diǎn)在迭代過程中始終保持不變。
(2)當(dāng)導(dǎo)線中通過一定大小的電流增加時(shí),電磁力比載增加,通過應(yīng)力狀態(tài)方程式求出新狀態(tài)下檔距中央導(dǎo)線應(yīng)力值,再根據(jù)新狀態(tài)下比載及應(yīng)力值,利用懸鏈線方程,分別計(jì)算兩子導(dǎo)線弧垂和最低點(diǎn)間距,隨著子導(dǎo)線間距的變化,上、下子導(dǎo)線的電磁力比載將發(fā)生變化。重新計(jì)算兩子導(dǎo)線弧垂及間距值,在新的間距值下求解電磁力比載及相應(yīng)的導(dǎo)線應(yīng)力,直至兩子導(dǎo)線間距值d收斂。
式中,d0為子導(dǎo)線間距初始值;fmup和fmdown分別為上、下子導(dǎo)線檔中弧垂。
流程(2)判斷收斂后的子導(dǎo)線間距值,若大于單導(dǎo)線直徑,則導(dǎo)線未粘連,增加電流,轉(zhuǎn)入流程(2)循環(huán)計(jì)算;否則導(dǎo)線粘連,計(jì)算結(jié)束。
3.2.1 分量的影響修正系數(shù)Kup、Kdown
由于上、下兩子導(dǎo)線之間電磁力比載的實(shí)際方向垂直于導(dǎo)線的切線方向,其水平分量的存在將改變導(dǎo)線應(yīng)力的水平方向分量,導(dǎo)致上子導(dǎo)線弧垂增大,而下子導(dǎo)線弧垂減小,加速雙分裂子導(dǎo)線之間的粘連。因此在原計(jì)算模型的基礎(chǔ)上引入電磁力比載水平分量影響系數(shù)Kup、Kdown分別對(duì)上、下子導(dǎo)線弧垂計(jì)算,式(3)、式(4)和式(6)進(jìn)行修正,如式(6)修正式如下:
根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù),在電流為 1 000A 時(shí),Kup=1.012 5,Kdown=0.987 5,則
利用系數(shù)Kup、Kdown可分別對(duì)上、下子導(dǎo)線弧垂計(jì)算值進(jìn)行修正以考慮電磁力比載的水平分量對(duì)水平應(yīng)力的影響,該系數(shù)是基于LGJ—300/40×2導(dǎo)線真型試驗(yàn)數(shù)據(jù)得出,導(dǎo)線規(guī)格不同時(shí),電磁力比載水平分量對(duì)水平應(yīng)力的影響大小不同,Kup、Kdown的取值應(yīng)根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)決定。
3.2.2 動(dòng)載系數(shù)K2
從臨界粘連電流求解流程來看,每次迭代的初始點(diǎn)不變,由電磁力比載的改變,求解新的平衡狀態(tài)下的應(yīng)力及弧垂。這一靜態(tài)計(jì)算的過程,并未考慮導(dǎo)線在粘連過程中具有一定的慣性及動(dòng)量。實(shí)際情況下的導(dǎo)線粘連從靜止?fàn)顟B(tài)到相向運(yùn)動(dòng),以及相向運(yùn)動(dòng)后恢復(fù)到靜止?fàn)顟B(tài),是一個(gè)動(dòng)態(tài)過程,因此,靜態(tài)計(jì)算將造成臨界粘連電流值偏大。在模型中引入動(dòng)載系數(shù)對(duì)電磁力比載進(jìn)行修正,基于 LGJ—300/40×2 導(dǎo)線真型試驗(yàn)數(shù)據(jù)取K2=1.1,則
為了驗(yàn)證與修正粘連數(shù)學(xué)模型,在國(guó)網(wǎng)電力科學(xué)研究院(武漢)戶外試驗(yàn)場(chǎng)搭建了雙分裂導(dǎo)線粘連真型試驗(yàn)平臺(tái),進(jìn)行了多種工況下導(dǎo)線粘連試驗(yàn)。
考慮到220kV 輸電線路的電力負(fù)荷大,很難直接在電網(wǎng)上進(jìn)行試驗(yàn),必須考慮等效的試驗(yàn)方法。在戶外大型試驗(yàn)場(chǎng)搭建與實(shí)際輸電線路一致的雙分裂輸電線路試驗(yàn)段,通過串聯(lián)電容器全補(bǔ)償使試驗(yàn)線路基本呈電阻性,利用0~1 500A 連續(xù)可調(diào)的電源向垂直雙分裂導(dǎo)線供電,在低電壓下進(jìn)行大電流的導(dǎo)線粘連試驗(yàn),再現(xiàn)垂直雙分裂輸電線路粘連過程,測(cè)量臨界粘連電流,分析導(dǎo)線弧垂、子導(dǎo)線間距、高差、導(dǎo)線振動(dòng)等因素對(duì)導(dǎo)線粘連的影響。
試驗(yàn)用耐張段的兩門型塔塔距為230m,兩端懸掛點(diǎn)高差 0~60m 可調(diào),雙分裂導(dǎo)線的型號(hào)為L(zhǎng)GJ—300/40,線路弧垂、高差、子導(dǎo)線間距等參數(shù)根據(jù)試驗(yàn)方案的安排進(jìn)行調(diào)整。試驗(yàn)所用主要設(shè)備包括:250kVA(380V/0~380V)移卷式調(diào)壓器、CXB—17.5 升流器多臺(tái)、BKMJ 0.88—117—1 和BZMJ0.45—30—1 補(bǔ)償電容器多臺(tái)、電流互感器、T24—A.V 電磁式電流表、YE3817 拉壓力傳感器、DSZ2 水平儀、YJV22—8.7/15 1×50 電力電纜、RCCR3ILRSCL2 紅外測(cè)溫儀、FFJQ—405 間隔棒多個(gè)、鉗形電流表、示波器等。試驗(yàn)持續(xù)近1 個(gè)月,部分試驗(yàn)結(jié)果見表1。
在同樣條件下利用垂直雙分裂導(dǎo)線粘連的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行了仿真計(jì)算,結(jié)果見表1。
表1 不同工況下的真型試驗(yàn)數(shù)據(jù)與計(jì)算結(jié)果比對(duì)Tab.1 Comparison of the prototype model test and calculation of different working condition
由表1 可見,各個(gè)工況下臨界粘連電流計(jì)算值與試驗(yàn)值誤差不超過15%。誤差產(chǎn)生的原因有模型和試驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差兩方面:懸鏈線模型將導(dǎo)線假定為一根處處鉸接的柔軟鏈條,而實(shí)際上鋼芯鋁絞線的剛性在粘連過程中起到了一定的作用,上述假定在一定程度上影響計(jì)算結(jié)果的精確性;試驗(yàn)觀測(cè)數(shù)據(jù)受環(huán)境和條件的影響,如測(cè)導(dǎo)線溫度的水銀溫度計(jì)和紅外測(cè)溫讀數(shù)不一致,回路總電流與子導(dǎo)線電流之和不一致等,甚至在同一天進(jìn)行的兩組試驗(yàn),上午和中午進(jìn)行初始弧垂測(cè)量時(shí)的環(huán)境溫度差別較大,加之中午時(shí)導(dǎo)線通流后發(fā)熱,導(dǎo)致導(dǎo)線溫度高于環(huán)境溫度,而導(dǎo)線溫度對(duì)弧垂有明顯的影響,這些都影響了觀測(cè)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性。
以雙分裂導(dǎo)線LGJ—300/40×2 為例,對(duì)臨界粘連電流與相關(guān)因素的定量關(guān)系進(jìn)行仿真計(jì)算。
子導(dǎo)線間距與臨界粘連電流的關(guān)系曲線如圖2所示。從圖2 可見,在連續(xù)檔內(nèi),無(wú)風(fēng)或微風(fēng),高差為0,檔距依次為100m、200m、300m 時(shí),隨著子導(dǎo)線間距增大,臨界粘連電流隨之增大,隨著檔距的增大,臨界粘連電流減小。
導(dǎo)線在不同檔距下臨界粘連電流計(jì)算結(jié)果如圖3 所示,隨著檔距增大后,臨界粘連電流逐漸減小。在檔距較小時(shí),臨界粘連電流隨檔距增大而減小的幅度更大。
圖2 子導(dǎo)線間距與臨界粘連電流關(guān)系曲線Fig.2 Bundle spacing critical adhesion current relation curve
圖3 輸電線路檔距與臨界粘連電流關(guān)系曲線Fig.3 Transmission line span critical adhesion current relation curve
臨界粘連電流與高差的關(guān)系曲線如圖4 所示。從圖4 可見,在檔距為250m 連續(xù)檔內(nèi),子導(dǎo)線間距分別為0.4m、0.3m 時(shí),臨界粘連電流與高差的變化關(guān)系曲線近似平行。隨著高差從0 增大至125m,臨界粘連電流減小的程度不足150A。而子導(dǎo)線間距從0.4m 減小至0.3m,臨界粘連電流減小約300A。由此可知子導(dǎo)線間距較高差對(duì)臨界粘連電流的影響更大。
圖4 導(dǎo)線的高差與臨界粘連電流關(guān)系曲線Fig.4 Altitude difference critical adhesion current relation curve
臨界粘連電流與環(huán)境溫度關(guān)系曲線如圖 5 所示。從圖5 可見,檔距為250m 連續(xù)檔,子導(dǎo)線間距為0.4m,高差分別為0m、50m 和100m 時(shí),隨著環(huán)境溫度升高,臨界粘連電流逐漸減小,但是減小的幅度并不大。環(huán)境溫度從-10℃上升至40℃,臨界粘連電流減小幅度不超過100A。在高差較大時(shí),臨界粘連電流隨環(huán)境溫度變化的更大。
圖5 不同環(huán)境溫度下的臨界粘連電流Fig.5 Ambient temperature critical adhesion current relation curve
在不同程度的覆冰情況下臨界粘連電流與子導(dǎo)線間距關(guān)系計(jì)算結(jié)果如圖6 所示。從圖6 可見,覆冰后臨界粘連電流有所減小,但是減小的幅度不大。隨著子導(dǎo)線間距的增大、覆冰厚度加大時(shí),臨界粘連電流在減小。
圖6 覆冰后臨界粘連電流與子導(dǎo)線間距關(guān)系曲線Fig.6 Icing bundle spacing critical adhesion current relation curve
利用另一種導(dǎo)線LGJ—500/45×2 進(jìn)行的計(jì)算表明,在其他條件完全相同時(shí),LGJ—500/45×2 導(dǎo)線的臨界粘連電流較LGJ—300/40×2 導(dǎo)線略大,而且隨著檔距、子導(dǎo)線間距的減小,兩種型號(hào)導(dǎo)線的臨界粘連電流趨于接近。
仿真分析表明,盡管影響分裂導(dǎo)線粘連的因素很多,但歸根結(jié)底是作用于子導(dǎo)線上的附加載荷。電流、子導(dǎo)線間距以及覆冰決定導(dǎo)線比載的大小。環(huán)境溫度、電流、散熱條件影響導(dǎo)線溫度的高低,而導(dǎo)線溫度變化則改變弧垂。檔距、高差、設(shè)計(jì)弧垂以及弧垂施工誤差則反映在導(dǎo)線張力與比載的變化上。
云南省電網(wǎng)公司普洱供電局220kV 墨戈II 回線N231—N232 檔運(yùn)行中發(fā)生粘連,停電后粘連故障仍然不能排除,需要進(jìn)行改造,決定根據(jù)仿真計(jì)算的結(jié)果形成線路改造的技術(shù)方案。
該檔兩端為直線塔,導(dǎo)線型號(hào)為L(zhǎng)GJ—500/45×2,檔距1030m,高差168.8m,設(shè)計(jì)弧垂72.6m,粘連相為C 相,塔頭絕緣子型號(hào)U70BP,粘連時(shí)的負(fù)荷約140MW。對(duì)故障線路進(jìn)行初步分析確定在人工排除故障后,再加裝間隔棒以防止其再次粘連,同時(shí)起到抑制檔內(nèi)導(dǎo)線微風(fēng)振動(dòng)的作用。通過加裝阻尼間隔棒來同時(shí)抑制檔內(nèi)導(dǎo)線微風(fēng)振動(dòng)和防止粘連故障的再次發(fā)生是一種有效的方法,但如何用最少的間隔棒達(dá)到抑制檔內(nèi)導(dǎo)線微風(fēng)振動(dòng)和防止粘連故障是技術(shù)改造方案的關(guān)鍵。
對(duì)云南省普洱供電局220kV 垂直雙分裂輸電線路采用的導(dǎo)線LGJ—500/45×2 進(jìn)行加裝間隔棒的計(jì)算,按最大次檔距計(jì)算,該導(dǎo)線最大運(yùn)行電流為1 500A,熱溫極限電流為1 830A,計(jì)算過程基于以下幾點(diǎn)假設(shè):
(1)加裝間隔棒后,間隔棒安裝處上下子導(dǎo)線間距值固定。
(2)按照最惡劣的情況進(jìn)行計(jì)算,即加裝間隔棒后次檔距內(nèi)的子導(dǎo)線最小間距值等于安裝前子導(dǎo)線最小間距值。
(3)線路實(shí)際運(yùn)行電流不應(yīng)大于線路最大允許運(yùn)行電流。
基于以上假設(shè),計(jì)算各種工況下滿足臨界粘連電流小于線路最大運(yùn)行電流的最大次檔距,即臨界次檔距。計(jì)算結(jié)果見表2。由表2 數(shù)據(jù)可以得出在子導(dǎo)線間距分別為0.1m、0.2m、0.3m 和0.4m 時(shí),臨界次檔距依次取90m、180m、260m、340m。
表2 LGJ—500/45×2 導(dǎo)線最大次檔距計(jì)算Tab.2 Transmission line LGJ—500/45×2 subspan maximum calculation
運(yùn)行單位應(yīng)在人工排除故障后,根據(jù)子導(dǎo)線間距實(shí)測(cè)值,對(duì)應(yīng)表3 選擇合適的布置方式,加裝間隔棒以防止其再次粘連。若人工排除故障后子導(dǎo)線間距小于0.1m,此時(shí)子導(dǎo)線間距已經(jīng)嚴(yán)重不滿足設(shè)計(jì)要求。建議運(yùn)行單位采用分別調(diào)整上、下子導(dǎo)線弧垂的方式,將子導(dǎo)線間距調(diào)整到設(shè)計(jì)值0.4m。
以方案3 為例,墨戈II 回線N231—N232 檔間隔棒的布置如圖7 所示。
表3 三種技術(shù)改造方案比較Tab.3 Comparison of 3 disposing methods
圖7 墨戈II 回線N231-N232 檔間隔棒安裝位置示意圖Fig.7 Mo-Ge transmission line II N231-N232 spacers setup
(1)本文進(jìn)行的試驗(yàn)和仿真對(duì)現(xiàn)有研究的不足進(jìn)行了的深入補(bǔ)充。
(2)本文以試驗(yàn)觀測(cè)、理論分析和計(jì)算機(jī)仿真相結(jié)合,分析垂直雙分裂導(dǎo)線粘連機(jī)理,建立了雙分裂導(dǎo)線粘連數(shù)學(xué)模型,并基于試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行模型修正,開發(fā)出220kV 垂直雙分裂導(dǎo)線粘連故障模擬分析軟件。
(3)粘連故障線路技術(shù)改造應(yīng)用實(shí)踐表明,根據(jù)仿真結(jié)果提出的改造方案具有很好效果,得到運(yùn)行部門的好評(píng),也驗(yàn)證了本文建立數(shù)學(xué)模型和計(jì)算方法的有效性。
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