±800 kV輸電線路預(yù)絞式懸垂線夾斷裂分析

劉純，唐遠(yuǎn)富，歐陽克儉，劉云龍

(國(guó)網(wǎng)湖南省電力公司電力科學(xué)研究院，湖南長(zhǎng)沙410007)

±800 kV輸電線路預(yù)絞式懸垂線夾斷裂分析

劉純，唐遠(yuǎn)富，歐陽克儉，劉云龍

(國(guó)網(wǎng)湖南省電力公司電力科學(xué)研究院，湖南長(zhǎng)沙410007)

預(yù)絞式懸垂線夾因在結(jié)構(gòu)、性能和節(jié)能等方面的顯著特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用。針對(duì)某±800 kV輸電線路地線預(yù)絞式懸垂線夾斷裂問題，開展材質(zhì)檢測(cè)、機(jī)械強(qiáng)度試驗(yàn)和力學(xué)計(jì)算，檢測(cè)發(fā)現(xiàn)線夾單側(cè)懸垂角為10°，不符合DL/T 763—2013要求。張力試驗(yàn)表明40°出線角時(shí)線夾極限張力約為38 kN；且當(dāng)線夾懸垂角一定時(shí)，出線角越大，線夾懸垂套殼承受極限張力越小。脫冰跳躍動(dòng)力計(jì)算發(fā)現(xiàn)當(dāng)前檔80%及以上地線脫冰時(shí)，后側(cè)線夾出線角增大，對(duì)應(yīng)的地線張力達(dá)到線夾的極限荷載。指出線夾由于懸垂角偏小，地線脫冰跳躍致使其斷裂。提出對(duì)重冰區(qū)預(yù)絞式懸垂線夾套殼底部變形檢查建議。

特高壓；直流輸電線路；預(yù)絞絲懸垂線夾；斷裂分析；脫冰跳躍；懸垂角

架空線路的懸垂線夾用于將導(dǎo)線固定在絕緣子串上或?qū)⒈芾拙€懸掛在直線桿塔上，亦用于換位桿塔上支持換位導(dǎo)線，耐張、轉(zhuǎn)角桿塔上固定跳線。懸垂線夾的選用通?？紤]結(jié)構(gòu)形式、機(jī)械強(qiáng)度、握力、懸垂角等因素。為了不使線纜在線夾出口處承受過高的彎曲應(yīng)力而引起損傷，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)進(jìn)行懸垂角驗(yàn)算，以保證線纜在線夾兩側(cè)出口的實(shí)際懸垂角不超過懸垂線夾允許的懸垂角。

預(yù)絞式懸垂線夾由PLP公司20世紀(jì)推出，因其在結(jié)構(gòu)、性能和節(jié)能等方面的顯著特點(diǎn)，被各工程廣泛應(yīng)用〔1－2〕。該線夾的突出特點(diǎn)是將線纜懸掛點(diǎn)的應(yīng)力分散到整個(gè)預(yù)絞絲長(zhǎng)度上，有效減小線纜所受靜態(tài)應(yīng)力和動(dòng)態(tài)應(yīng)力，避免線纜損傷；而且預(yù)絞絲還能提供可靠握緊力，能承受較高的不平衡張力，避免線夾滑移。

預(yù)絞式金具的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)有文獻(xiàn)〔3－5〕:DL/T763、DL/T 766、DL/T 767，對(duì)懸垂線夾均要求單懸垂線夾的雙側(cè)懸垂角之和不應(yīng)小于30°，雙懸垂線夾的雙側(cè)懸垂角之和不應(yīng)小于60°〔6－7〕。

目前，我國(guó)建設(shè)的特高壓交、直流線路應(yīng)用大量預(yù)絞式懸垂線夾，這些懸垂線夾均為統(tǒng)一設(shè)計(jì)。由于特高壓線路高海拔、大高差、大檔距差等特點(diǎn)，重冰區(qū)脫冰跳躍對(duì)線路安全影響較大，不僅會(huì)造成導(dǎo)線閃絡(luò)，而且會(huì)引起金具、鐵塔結(jié)構(gòu)損傷〔8－11〕。本文對(duì)某±800 kV特高壓直流輸電線路地線預(yù)絞式懸垂線夾斷裂問題開展材質(zhì)檢測(cè)、機(jī)械強(qiáng)度試驗(yàn)和力學(xué)計(jì)算，查明線夾斷裂原因并提出建議，對(duì)特高壓線路預(yù)絞式懸垂線夾的設(shè)計(jì)及安全運(yùn)行具有借鑒意義。

1 事故概況

2015年3月13日，在某±800 kV直流輸電線路檢修中，發(fā)現(xiàn)1513號(hào)塔極Ⅱ地線后側(cè)線夾斷裂，前側(cè)線夾破損；極Ⅰ地線后側(cè)線夾破損，如圖1所示。查閱覆冰觀測(cè)記錄，該線路于2015年1月29日開始覆冰，2月4日導(dǎo)線最大覆冰厚度約20 mm，對(duì)應(yīng)地線覆冰厚度約25 mm。

圖1 預(yù)絞式懸垂線夾斷裂

1513號(hào)直線塔所在的耐張段始于1510號(hào)塔，終于1514號(hào)塔，1512－1514號(hào)塔的桿塔參數(shù)見表1。該耐張段長(zhǎng)1 679 m，代表檔距為565 m。設(shè)計(jì)覆冰厚度為20 mm，設(shè)計(jì)風(fēng)速為27 m/s。導(dǎo)線型號(hào)為JL/ G2A－900－75，地線型號(hào)為L(zhǎng)BGJ－150－20AC。

表1 桿塔參數(shù)表

地線金具組裝型號(hào)為ZXD1，線夾為預(yù)絞式雙懸垂線夾，型號(hào)為CLS－16－150，由2個(gè)懸垂線夾組成，單線夾懸垂角為10°，標(biāo)稱破壞荷載為80 kN，合計(jì)標(biāo)稱破壞荷載為160 kN。該線夾由預(yù)絞絲、橡膠襯墊、懸垂套殼和U型抱箍組成，如圖2所示。預(yù)絞絲的材質(zhì)為牌號(hào) LF10鋁合金，直徑為Φ6.3 mm，長(zhǎng)度 2 000 mm。懸垂套殼材質(zhì)為ZL102，U型抱箍材質(zhì)為6061鋁合金。

圖2 預(yù)絞式懸垂線夾結(jié)構(gòu)

2 材質(zhì)檢測(cè)

2.1 宏觀檢查

1513號(hào)塔極Ⅰ，極Ⅱ地線線夾共4個(gè)懸垂線夾，其中3個(gè)斷裂。極Ⅰ后側(cè)線夾懸垂套殼后方喇叭口下部破裂，U型抱箍未見明顯變形損傷。極Ⅱ后側(cè)線夾懸垂套殼和U型抱箍均斷裂，如圖3所示。懸垂套殼后方喇叭口下部破裂，破裂部分延伸至U型抱箍?jī)?nèi)部。U型抱箍斷口呈45°角。極Ⅱ前側(cè)線夾斷裂如圖4所示。懸垂套殼兩側(cè)喇叭口下部均破裂。U型抱箍未見明顯變形損傷。所有斷口未見明顯氣孔、疏松等缺陷，斷裂部位變形較小。

圖3 極Ⅱ后側(cè)線夾斷裂

圖4 極Ⅱ前側(cè)線夾斷裂

2.2 材質(zhì)試驗(yàn)

對(duì)極Ⅱ地線后側(cè)線夾懸垂套殼、U型抱箍進(jìn)行取樣材質(zhì)試驗(yàn)。

1)化學(xué)成分分析

懸垂套殼的化學(xué)成分見表 2，與文獻(xiàn) 〔12〕GB/T 1173—2013《鑄造鋁合金》中ZL102基本相符，斷裂懸垂套殼Mn含量略有偏高。

表2 懸垂套殼化學(xué)成分 %

U型抱箍的化學(xué)成分見表3，與文獻(xiàn) 〔13〕GB/T 3190—2008《變形鋁及鋁合金化學(xué)成分》中6061相符。

表3 U型抱箍化學(xué)成分 %

2)力學(xué)性能試驗(yàn)

對(duì)U型抱箍取3個(gè)試樣進(jìn)行力學(xué)性能檢測(cè)，試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表4，符合要求。

表4 U型抱箍力學(xué)性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)

3)金相檢驗(yàn)

金相檢驗(yàn)組織如圖5所示。懸垂套殼組織均為α固溶體＋共晶硅，白色枝晶狀為初生α固溶體，球狀和橢圓狀灰色顆粒為共晶硅，黑色骨骼狀為Mg2Si相，為典型的變質(zhì)處理組織；U型抱箍組織為α固溶體＋Mg2Si＋Al6(FeMn)，基體為α固溶體，黑色顆粒為Mg2Si，淺灰色顆粒為Al6(FeMn)。組織正常。

圖5 線夾金相組織圖

3 機(jī)械強(qiáng)度試驗(yàn)

取同廠家同型號(hào)新線夾進(jìn)行破壞荷載試驗(yàn)、握力試驗(yàn)和張力試驗(yàn)。由于新、舊線夾的設(shè)計(jì)圖紙、材質(zhì)和制造工藝相同，故可認(rèn)為新線夾的機(jī)械強(qiáng)度與舊線夾一致。

1)破壞荷載與握力試驗(yàn)

取3個(gè)線夾進(jìn)行破壞荷載試驗(yàn)，在1.2倍標(biāo)稱荷載下懸垂套殼未破壞；取3個(gè)線夾進(jìn)行握力試驗(yàn)，試驗(yàn)荷載至26.2 kN，大于地線額定拉斷力的14%，預(yù)絞絲未發(fā)生滑移；線夾的破壞荷載試驗(yàn)和握力試驗(yàn)均符合標(biāo)準(zhǔn)要求。

2)張力試驗(yàn)

取3個(gè)線夾進(jìn)行張力試驗(yàn)，試驗(yàn)布置如圖6所示，懸垂套殼軸線與線纜夾角 (即出線角)為40°，試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表5。在試驗(yàn)中，隨著線纜張力增加，懸垂套殼下部變形張開，當(dāng)變形量達(dá)到一定程度時(shí)，懸垂套殼喇叭口根部開裂。

圖6 線夾張力試驗(yàn)圖

表5 線夾張力試驗(yàn)數(shù)據(jù)

保持出線角不變，將線纜張力按10 kN遞增形成荷載步，加載至每個(gè)荷載步后卸載至5 kN，然后加載至下一個(gè)載荷步，如此循環(huán)直至線夾開裂。在每個(gè)載荷步分別記錄線夾懸垂套殼的最大變形量和殘余變形量，如圖7所示，其中F為張力，S為變形量。各載荷步線夾殘余變形略小于最大變形量，塑性變形為線夾的主要變形量。

4 力學(xué)計(jì)算

圖7 線夾張力與懸垂套殼變形量曲線

應(yīng)用通用有限元軟件ANSYS對(duì)1512—1514號(hào)塔間的地線、線夾和金具建模進(jìn)行力學(xué)計(jì)算，單元模型如圖8所示，線夾根據(jù)其幾何結(jié)構(gòu)特征以三角形等效建模。線夾和金具采用link8單元模擬，由于金具和線夾均為剛體連接，單元長(zhǎng)度與實(shí)際物件尺寸一致；地線采用link10單元模擬，單元長(zhǎng)度為0.5 m。地線初始狀態(tài)的線形通過找形分析計(jì)算獲取。

圖8 1512—1514號(hào)塔地線及金具單元圖

計(jì)算工況為均勻覆冰、不均勻覆冰和脫冰跳躍，其中脫冰跳躍為非線性瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析，采用Newmark方法進(jìn)行時(shí)間歷程積分求解，二階瞬態(tài)響應(yīng)積分的幅值衰減系數(shù)取0.005，計(jì)算中通過打開大變形選項(xiàng)來考慮地線幾何非線性對(duì)脫冰跳躍動(dòng)力響應(yīng)的影響。

1)均勻覆冰計(jì)算

分別對(duì)20 mm覆冰 (－5℃，15 m/s風(fēng)速)和30 mm覆冰 (－5℃、30 m/s風(fēng)速)工況進(jìn)行力學(xué)計(jì)算，地線及金具的角度與力值見表6。在30 mm覆冰時(shí)，線夾承受荷載最大，線夾前側(cè)出線角為11.47°，此時(shí)地線張力為82.47 kN。

表6 均勻覆冰地線出線角與張力值

2)不均勻覆冰計(jì)算

由于前后檔距高差約100 m，考慮后檔地線比前檔覆冰厚度大5 mm，計(jì)算數(shù)據(jù)見表7，金具偏轉(zhuǎn)變形如圖9所示，圖表中的覆冰值為后檔地線覆冰厚度。

表7 不均勻覆冰地線出線角與張力值

圖9 不均勻覆冰下地線金具偏轉(zhuǎn)變形

3)脫冰跳躍計(jì)算

由于該線路在2015年初有一次覆冰過程，當(dāng)時(shí)地線覆冰厚度約25 mm，且1513號(hào)鐵塔位于山峰上，其前后檔均跨越山谷，存在脫冰跳躍的可能性。在地線均勻覆冰25 mm時(shí)，計(jì)算1513—1514號(hào)塔水平檔距80%的地線覆冰脫落，得到前、后側(cè)線夾出線角與張力變化曲線，如圖10所示。

當(dāng)1513—1514號(hào)塔間80%地線脫冰時(shí)，前側(cè)線夾出線角與張力均小于脫冰前靜態(tài)出線角和張力，后側(cè)線夾出線角與張力的最大值均大于脫冰前靜態(tài)出線角和張力。在脫冰跳躍22.37 s時(shí)，后側(cè)地線線夾出線角為 28.1°，對(duì)應(yīng)的地線張力為59.18 kN。

圖10 脫冰跳躍線時(shí)夾出線角與張力曲線

5 原因分析

1)試驗(yàn)分析

從材質(zhì)檢測(cè)可知，線夾的化學(xué)成分、力學(xué)性能、金相組織等基本符合標(biāo)準(zhǔn)要求，懸垂套殼、U型抱箍的材質(zhì)合格。線夾機(jī)械強(qiáng)度試驗(yàn)表明破壞荷載試驗(yàn)、握力試驗(yàn)均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，線夾的機(jī)械強(qiáng)度合格。

張力試驗(yàn)是檢測(cè)在不同出線角度下線夾能承受的最大荷載，試驗(yàn)表明在出線角為40°時(shí)，線夾能承受極限張力約為38 kN。假設(shè)線夾出線角與極限張力呈線性變化，根據(jù)線夾張力試驗(yàn)數(shù)據(jù)可得到不同張力角度下線夾的極限張力，如圖11所示。當(dāng)線夾懸垂角一定時(shí)，線纜出線角θ越大，線夾懸垂套殼承受極限張力F越小。

圖11 線夾出線角與極限張力曲線

2)計(jì)算分析

在均勻覆冰、不均勻覆冰的靜力計(jì)算中，線夾的出線角均小于12°，地線最大張力為82.47 kN，小于單個(gè)線夾標(biāo)稱破壞荷載的1.2倍，這表明在靜態(tài)覆冰下線夾不會(huì)破壞。

在脫冰跳躍動(dòng)力計(jì)算中，當(dāng)1513—1514號(hào)塔間80%地線脫冰時(shí)，在22.37 s后側(cè)地線線夾出線角達(dá)28.1°，對(duì)應(yīng)的地線張力為59.18 kN。對(duì)比圖11，此時(shí)地線張力達(dá)到線夾的極限張力值，將造成懸垂套殼破裂。

3)線夾懸垂角分析

該故障線路地線預(yù)絞式懸垂線夾為統(tǒng)一設(shè)計(jì)，單側(cè)懸垂角為10°，文獻(xiàn) 〔3〕要求雙懸垂線夾的雙側(cè)懸垂角之和不應(yīng)小于60°，線夾的懸垂角不符合標(biāo)準(zhǔn)要求。

綜上所述，由于預(yù)絞式懸垂線夾的懸垂角偏小，當(dāng)1513—1514號(hào)塔間80%及以上地線脫冰跳躍，線夾出線角增大，對(duì)應(yīng)的地線張力達(dá)到線夾的極限張力，造成線夾破壞。

6 結(jié)論及建議

1)CLS－16－150型預(yù)絞式雙懸垂線夾的單側(cè)懸垂角為10°，不符合DL/T 763—2013中雙懸垂線夾雙側(cè)懸垂角之和不應(yīng)小于60°的要求。

2)1513號(hào)塔地線線夾斷裂是脫冰跳躍造成。1513—1514號(hào)塔間80%及以上地線脫冰時(shí)，由于線夾懸垂角偏小，脫冰跳躍致使地線張力達(dá)到懸垂套殼的極限荷載，造成線夾破壞。

3)對(duì)重冰區(qū)預(yù)絞式懸垂線夾進(jìn)行檢查，重點(diǎn)檢查線夾懸垂套殼底部是否張開變形或破損，發(fā)現(xiàn)異常應(yīng)及時(shí)更換。

4)對(duì)懸垂角不符合標(biāo)準(zhǔn)要求的預(yù)絞絲懸垂線夾進(jìn)行更換。

〔1〕鮑遷.預(yù)絞式金具的特點(diǎn) 〔J〕.中國(guó)電力，2003，36(4): 79-80.

〔2〕王瑞科，Robert Whapham，David Sunkle.新一代特高壓導(dǎo)線懸垂線夾 〔J〕.電力建設(shè)，2009，30(8):34-37.

〔3〕國(guó)家能源局.架空線路用預(yù)絞式金具技術(shù)條件:DL/T 763—2013〔S〕.北京:中國(guó)電力出版社，2013.

〔4〕國(guó)家能源局.光纖復(fù)合架空地線 (OPGW)用預(yù)絞式金具技術(shù)條件和試驗(yàn)方法:DL/T 766—2013〔S〕.北京:中國(guó)電力出版社，2013.

〔5〕國(guó)家能源局.全介質(zhì)自承式光纜 (ADSS)用預(yù)絞式金具技術(shù)條件和試驗(yàn)方法:DL/T 767—2013〔S〕.北京:中國(guó)電力出版社，2013.

〔6〕陳加林，李金奎.OPPC用金具及附件的技術(shù)特性 〔J〕.電力系統(tǒng)通信，2009，30(201):18-21.

〔7〕鮑遷，吳宇，黃俊華.預(yù)絞式金具和電力行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)的制定〔J〕.光通信，2003(6):50-53.

〔8〕楊風(fēng)利，楊靖波.重冰區(qū)覆冰導(dǎo)線脫冰跳躍荷載分析 〔J〕.振動(dòng)與沖擊，2013，32(5):10-15.

〔9〕楊風(fēng)利，楊靖波，付東杰，等.塔線系統(tǒng)脫冰跳躍動(dòng)力響應(yīng)分析 〔J〕.振動(dòng)與沖擊，2010，23(1):86-93.

〔10〕陳勇，胡偉，王黎明，等.覆冰導(dǎo)線脫冰跳躍特性研究 〔J〕.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2009，29(28):115-121.

〔11〕侯鐳，王黎明，朱普軒，等.特高壓線路覆冰脫落跳躍的動(dòng)力計(jì)算 〔J〕.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2008，28(6):1-6.

〔12〕國(guó)家技術(shù)監(jiān)督局.鑄造鋁合金:GB/T1173—2013〔S〕.北京:中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2013.

〔13〕中華人民共和國(guó)國(guó)家質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)檢疫總局.變形鋁及鋁合金化學(xué)成分:GB/T 3190—2008〔S〕.北京:中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2008.

Fracture Analysis on Helical Suspension Clamp of±800 kV Transmission Line

LIU Chun，TANG Yuanfu，OUYANG Kejian，LIU Yunlong
(State Grid Hunan Electric Power Corporation Research Institute，Changsha 410007，China)

The helical suspension clamp is widely used in terms of structure performance，energy conservation.The failure helical suspension clamp in a±800 kV transmission line was investigated by means of material property testing，mechanical strength test and mechanical calculation.It was found that the suspension angle of the clamp is 10 degrees，which do not conform to the requirements ofthe DL/T 763—2013.The tension tests indicated thatthe ultimate strength of the clamp is about 38kN while the outlet angle is 40 degrees.When the clamp's suspension angle is a constant value，the greater the outletangle of clamp，the smaller its ultimate strength.The dynamic response of ice shedding-caused vibration was analyzed by finite element method(FEM).The results showed that when ice shedding occurs on 80%and above length of the front span groundwire，the outlet angle of back clamp will increase，and the corresponding tension of ground wire would reach the ultimate strength of clamp.It was pointed out that clamp's fracture is the result of the ice shedding and its smallsuspension angle.It was suggested that the deformation inspection of helical suspension clamp should be carried out in heavy icing area.

UHVDC transmission line；helical suspension clamp；fracture analysis；ice shedding；suspension angle

TM752

:B

:1008-0198(2017)02-0046-05

10.3969/j.issn.1008-0198.2017.02.011

2016-09-27 改回日期:2016-10-24

劉純(1976)，湖北應(yīng)城人，碩士，高級(jí)工程師，從事結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析和安全評(píng)估的研究。