樓文娟，陳思然，解 健

(浙江大學(xué)建筑工程學(xué)院，浙江， 杭州 310058)

分裂導(dǎo)線因其能有效地避免電暈放電及增大通流面積，在超、特高壓輸電線路中被廣泛推廣應(yīng)用。受極端天氣影響，近年來分裂導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)甚至翻轉(zhuǎn)[1]的事故時有發(fā)生，如圖1 所示[2]，輕者造成導(dǎo)線磨損、斷股，重者引發(fā)斷線事故[3]，嚴(yán)重危脅電網(wǎng)安全，因此研究分裂導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)及翻轉(zhuǎn)特性具有重要的工程價值。然而國內(nèi)外在此方面的研究十分有限。Nigol 等[4 ? 5]提出了無弧垂分裂導(dǎo)線的扭轉(zhuǎn)剛度計算公式，假定各間隔棒的轉(zhuǎn)角沿導(dǎo)線跨度方向呈線性分布，且子導(dǎo)線張力在扭轉(zhuǎn)過程中保持不變，該假定與實際情況不符，尤其在檔距和扭轉(zhuǎn)角較大時會產(chǎn)生較大誤差。Wang 等[6 ? 7]對Nigol 公式進(jìn)行修正，使其適用于子導(dǎo)線間存在較大張力差異的情況。Keutgen 等[8]通過現(xiàn)場試驗和有限元模擬，提出Nigol 公式僅適用于小角度扭轉(zhuǎn)的情形，Wang 公式適用范圍較Nigol 公式稍廣，但在大角度扭轉(zhuǎn)情況下仍有較大誤差。孫珍茂[9]以二分裂導(dǎo)線為例，闡述了導(dǎo)線回復(fù)扭矩僅與子導(dǎo)線張力在間隔棒所在平面的投影有關(guān)，與導(dǎo)線弧垂無關(guān)。謝增等[10 ? 11]提出了有弧垂、有高差線路的分裂導(dǎo)線扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系模型，考慮子導(dǎo)線在小角度扭轉(zhuǎn)下的張力變化，但假定在后續(xù)的扭轉(zhuǎn)中導(dǎo)線張力保持不變，故仍未脫離小角度扭轉(zhuǎn)的范疇。劉小會等[12]建立了四分裂導(dǎo)線變張力、無弧垂、大角度扭轉(zhuǎn)情形下的扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系模型，考慮了間隔棒由于不平衡張力引起的水平向位移，但其無弧垂的假定忽略了導(dǎo)線幾何非線性的影響。Huang 等[13]通過縮尺模型試驗，研究了扭矩加載和卸載速率、子導(dǎo)線初始張力、子導(dǎo)線的布置、間隔棒數(shù)量、間隔棒與子導(dǎo)線之間的夾鉗和間隔棒布置等參數(shù)對二分裂導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)特性的影響，但未涉及分裂導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)剛度的理論計算方法。此外，輸電線舞動對電網(wǎng)安全危害極大，舞動過程中伴有強(qiáng)烈的扭轉(zhuǎn)運動[14]，而分裂導(dǎo)線較單根導(dǎo)線更易發(fā)生舞動[15]，故為研究分裂導(dǎo)線的舞動特性，其扭轉(zhuǎn)剛度是必不可少的重要參數(shù)。

圖1 分裂導(dǎo)線翻轉(zhuǎn)至扭絞現(xiàn)象Fig.1 Twisting of multi-bundled conductors

前人研究大多忽略了導(dǎo)線的弧垂效應(yīng)，未考慮輸電線路自身顯著的幾何非線性，且模型大多僅適用于小角度扭轉(zhuǎn)的情形，更無法判斷導(dǎo)線是否出現(xiàn)翻轉(zhuǎn)這一極端現(xiàn)象。分裂導(dǎo)線翻轉(zhuǎn)扭絞是導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)過程的特殊狀態(tài)，即扭轉(zhuǎn)到一定角度后回復(fù)扭矩小于外荷載，且卸去外荷載也無法自行回復(fù)原位的現(xiàn)象。翻轉(zhuǎn)現(xiàn)象一般在導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)角達(dá)到180°后發(fā)生，因此導(dǎo)線大角度扭轉(zhuǎn)狀態(tài)下特別是翻轉(zhuǎn)過程中的扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系的建立顯得尤為重要。

本文提出一種新的多分裂導(dǎo)線扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系半解析模型，該模型計入弧垂以及子導(dǎo)線張力在扭轉(zhuǎn)過程中的變化對回復(fù)扭矩的影響，同時考慮分裂導(dǎo)線各截面的扭轉(zhuǎn)角沿跨度方向呈非線性分布的特征，在小角度和大角度扭轉(zhuǎn)情況下均具有較高的計算精度，并可以為判定導(dǎo)線是否翻轉(zhuǎn)提供依據(jù)。詳細(xì)分析了布置不同間隔棒數(shù)量工況下的扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系，從而考察了增加間隔棒對抑制翻轉(zhuǎn)的有效性。

1 分裂導(dǎo)線扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系建立

1.1 分裂導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)角分布特性

解健[16]建立了跨度為660 m 的分裂導(dǎo)線有限元模型，于跨中加載集中扭矩，每隔10 m 提取截面的扭轉(zhuǎn)角，得到左半跨導(dǎo)線分裂圓扭轉(zhuǎn)角沿跨度方向X 的分布曲線，并采用二次多項式擬合，結(jié)果如圖2 所示。

圖2 660 m 線路左半跨扭轉(zhuǎn)角分布Fig.2 Left half span torsion angle distribution of 660 m transmission line

由圖2 可見，導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)角的分布呈二次函數(shù)，為簡化計算，本文采用下式估算各間隔棒的扭轉(zhuǎn)角：

式中：l 為導(dǎo)線的水平跨度；Xc為檔內(nèi)導(dǎo)線最低點對應(yīng)的X 坐標(biāo)，當(dāng)導(dǎo)線掛點沒有高差時，Xc=l/2；p 為待定系數(shù)。通過式(1)，只需給定任意一個間隔棒的X 坐標(biāo)和扭轉(zhuǎn)角，即可求得整檔內(nèi)所有間隔棒的扭轉(zhuǎn)角。

1.2 扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系推導(dǎo)

根據(jù)前人的研究發(fā)現(xiàn)，分裂導(dǎo)線的回復(fù)扭矩來源于子導(dǎo)線張力在間隔棒所在平面投影的變化，因此如何求解扭轉(zhuǎn)后導(dǎo)線的張力至關(guān)重要。導(dǎo)線張力與導(dǎo)線的線長密切相關(guān)，當(dāng)導(dǎo)線構(gòu)型確定時，其線長可通過幾何關(guān)系求解。故對于水平跨度為l 的多分裂導(dǎo)線，建立如圖3 所示的幾何模型，設(shè)檔內(nèi)有n 個間隔棒，以導(dǎo)線左側(cè)掛點s0的中心為原點O，沿導(dǎo)線跨度方向為X 軸，豎直向上為Z 軸，建立整體坐標(biāo)系O-XYZ。扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系推導(dǎo)過程中采用以下基本假定：

1) 忽略間隔棒的重量；

2) 忽略子導(dǎo)線Y 向、Z 向的彎曲剛度對回復(fù)扭矩的貢獻(xiàn)；

3) 假設(shè)間隔棒為剛體，扭矩作用下僅考慮其X 向、Z 向的平動自由度以及X 向的轉(zhuǎn)動自由度；

4) 扭轉(zhuǎn)前后，各次檔距內(nèi)的子導(dǎo)線構(gòu)型均滿足斜拋物線方程。

圖3 多間隔棒分裂導(dǎo)線示意圖Fig.3 Schematic diagram of multi-bundled conductors

扭轉(zhuǎn)前，整檔導(dǎo)線僅受自重作用，根據(jù)斜拋物線方程[17]可得各間隔棒中心的Z 向坐標(biāo)為：

式中：W0為導(dǎo)線單位長度上的荷載，除自重以外，還包括覆冰荷載及風(fēng)荷載升力等與氣象條件相關(guān)的荷載，在只考慮自重作用時為導(dǎo)線初始線密度與重力加速度的乘積；N0為導(dǎo)線初始水平張力；β0為導(dǎo)線兩端懸掛點的初始高差角。

取任意一個間隔棒及其相鄰兩段次檔距導(dǎo)線為研究對象，如圖4 所示，其中虛線為間隔棒扭轉(zhuǎn)后位置。以間隔棒的扭轉(zhuǎn)角θi、水平及豎直位移ΔXsi，ΔZsi作為未知量，建立求解扭轉(zhuǎn)過程中子導(dǎo)線張力的方程。

初始狀態(tài)下，間隔棒si和si+1之間的子導(dǎo)線的高差角和線長為：

扭轉(zhuǎn)后，間隔棒si、si?1上的j(此處j=1, 2, 3,4)號子導(dǎo)線的豎直坐標(biāo)可分別表示為：

由此可得扭轉(zhuǎn)后的實際高差為：

式中：φij、φi?1, j為i 和i?1 間隔棒上j 號子導(dǎo)線的相位角；θi、θi?1是間隔棒扭轉(zhuǎn)角；R 為分裂圓半徑。此時各子導(dǎo)線的水平檔距和高差角為：

圖4 分裂導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)變形及間隔棒受力示意圖Fig.4 Deformation of multi-bundled conductors and force of spacer

依據(jù)假定4)，并考慮到子導(dǎo)線自重在扭轉(zhuǎn)過程中保持不變，由斜拋物線方程計算扭轉(zhuǎn)后子導(dǎo)線的線長：

導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)角θi、θi?1可由式(1)確定，為求得式(6)～式(8)所需的間隔棒位移ΔXsi、ΔXsi?1、ΔZsi、ΔZsi?1，需另外補(bǔ)充平衡方程。

取任意間隔棒si為研究對象，其左右兩側(cè)各子導(dǎo)線張力的Z 向分量為：

其中，kij, l、kij, r為間隔棒si左右兩側(cè)子導(dǎo)線在間隔棒位置處的斜率，可由式(13)計算：

子導(dǎo)線的Y 向分量為：

由間隔棒Z 向、Y 向受力平衡得：

對于有n 個間隔棒的線路，有2n 個間隔棒的位移未知量(ΔXsi，ΔZsi)，同時有2n 個平衡方程與之對應(yīng)，理論上有唯一的一組解，但在大檔距多間隔棒情形下方程數(shù)過多，難以通過人工求解，故構(gòu)造目標(biāo)函數(shù)S：

借助MATLAB 軟件，對其進(jìn)行非線性優(yōu)化求解，尋找使目標(biāo)函數(shù)S 取得最小值的ΔXsi、ΔZsi作為平衡方程組的解。具體計算流程如下：

1) 輸入材料參數(shù)，通過式(2)～式(4)計算導(dǎo)線的初始構(gòu)型；

2) 給定導(dǎo)線位置最低處間隔棒扭轉(zhuǎn)角，通過式(1)計算檔內(nèi)各間隔棒扭轉(zhuǎn)角；

3) 將間隔棒的平動位移ΔXsi、ΔZsi賦予10?3m數(shù)量級的初值，通過式(5)～式(8)計算導(dǎo)線當(dāng)前構(gòu)型；

4) 以式(16)為目標(biāo)函數(shù)，用非線性優(yōu)化方法聯(lián)立求解式(11)和式(15)，得出符合方程要求的間隔棒實際平動位移ΔXsi、ΔZsi；

6) 根據(jù)需要給定新的間隔棒扭轉(zhuǎn)角，重復(fù)第2)～第5)步驟。

1.3 翻轉(zhuǎn)判定

依據(jù)上述計算流程，可以計算出導(dǎo)線所能承受的極限扭矩，當(dāng)外荷載接近或達(dá)到極限扭矩時，導(dǎo)線發(fā)生翻轉(zhuǎn)事故。

另一方面，可以依據(jù)扭轉(zhuǎn)剛度的正負(fù)來判斷導(dǎo)線的扭轉(zhuǎn)穩(wěn)定性。分裂導(dǎo)線的扭轉(zhuǎn)剛度隨扭轉(zhuǎn)角的增大呈現(xiàn)非線性衰減，任意扭轉(zhuǎn)角下的剛度可表達(dá)為：

當(dāng)K>0 時，表示扭轉(zhuǎn)剛度為正，線路扭轉(zhuǎn)穩(wěn)定，扭轉(zhuǎn)可自行回復(fù)原位；當(dāng)K<0 時，表示扭轉(zhuǎn)剛度為負(fù)，線路發(fā)生扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)，喪失自行回復(fù)的能力，發(fā)生翻轉(zhuǎn)事故。

2 算例驗證

選取一檔距為300 m 的4 分裂線路，不計高差，子導(dǎo)線間距為45 cm，彈性模量取73 GPa，導(dǎo)線截面積338.99 mm2，初始水平張力為22.64 kN，檔內(nèi)僅跨中布有一個間隔棒，分別采用本文半解析模型、Nigol 模型、劉小會模型、謝增模型及有限單元法(FEM)計算該工況下導(dǎo)線扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線，結(jié)果如圖5 所示。

圖5 300 m 四分裂導(dǎo)線單間隔棒工況下不同模型T-θ 曲線對比Fig.5 Comparison of T-θ curves of 300 m four-bundled conductors under one-spacer scenario using different models

由圖5 可見，在小檔距情形下，本文的半解析模型與有限元模型吻合度極高；劉小會模型和Nigol 模型相合，但最大回復(fù)扭矩遠(yuǎn)小于有限元模擬的結(jié)果；謝增模型的結(jié)果在扭轉(zhuǎn)初期階段與Nigol 模型接近，最大回復(fù)扭矩與有限元模型比較接近，但在扭轉(zhuǎn)角較大時曲線的走勢與其他模型均相去甚遠(yuǎn)。謝增模型雖然以導(dǎo)線發(fā)生小角度扭轉(zhuǎn)后的水平張力代替初始水平張力，但仍假定張力在扭轉(zhuǎn)過程中為定值，而在半解析模型中導(dǎo)線張力隨扭轉(zhuǎn)角不斷變化，由此可以推斷導(dǎo)線張力變化對導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)的影響不容忽視。多分裂導(dǎo)線回復(fù)扭矩的來源是子導(dǎo)線張力在分裂圓平面內(nèi)的投影分量，劉小會模型考慮了子導(dǎo)線張力的變化，但其假定次檔距內(nèi)各導(dǎo)線為直線，從而影響子導(dǎo)線張力的分量，而本文模型則考慮了導(dǎo)線的弧垂及扭轉(zhuǎn)角的非線性分布特征，根據(jù)圖中結(jié)果可以得出在扭轉(zhuǎn)問題中導(dǎo)線幾何非線性的影響十分顯著。

另選取一檔距680 m 的4 分裂線路，不計高差，子導(dǎo)線間距為50 cm，彈性模量取73 GPa，導(dǎo)線截面積338.99 mm2，初始水平張力為25.53 kN，在檔內(nèi)間隔棒數(shù)目為3、5、7 且均勻分布的工況下，分別采用本文半解析模型、Nigol 模型以及有限單元法計算導(dǎo)線的扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線，并與試驗[16]所得結(jié)果對比，如圖6 所示。

圖6 680 m 四分裂導(dǎo)線多間隔棒工況下不同模型T-θ 曲線對比Fig.6 Comparison of T-θ curves of 680 m four-bundled conductors under multi-spacers scenario using different models

由圖6 可見，本文半解析模型與試驗結(jié)果、有限單元法所得結(jié)果吻合良好，即本文模型對大檔距線路仍具有較高的適用性及計算精度。3 間隔棒工況下Nigol 模型在變化趨勢上與本文模型較為相合，但數(shù)值上相差較大；在5 間隔棒及7 間隔棒工況下，Nigol 模型與試驗、有限元模型及本文半解析模型在數(shù)值上的差距越來越明顯。本文模型與Nigol 模型的關(guān)鍵區(qū)別在于是否考慮導(dǎo)線的幾何非線性，而對于680 m 大檔距線路，間隔棒越多，扭轉(zhuǎn)角越大，Nigol 模型的計算誤差也越大，說明幾何非線性對導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)的影響在大檔距、多間隔棒、大扭轉(zhuǎn)角的情況下格外顯著。

3 增加間隔棒數(shù)量對抑制導(dǎo)線翻轉(zhuǎn)的有效性分析

圖5 和圖6 都反映了一般的有限單元法在計算導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)過程中的缺陷，即只能計算導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)剛度為正值時的扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線，當(dāng)剛度接近零時方程無法收斂，因此不能得到導(dǎo)線翻轉(zhuǎn)過程的曲線，無法判別導(dǎo)線是否翻轉(zhuǎn)及翻轉(zhuǎn)后能否回復(fù)原位。本文模型在大角度扭轉(zhuǎn)情況下依然成立，可以計算達(dá)到最大回復(fù)扭矩后、導(dǎo)線剛度為負(fù)值時的扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系，通過曲線斜率可以判斷導(dǎo)線是否具有回復(fù)能力。當(dāng)導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)角達(dá)到180°時，若此時曲線斜率為負(fù)，即導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)剛度小于0，可判定該導(dǎo)線易發(fā)生翻轉(zhuǎn)扭絞事故；若扭轉(zhuǎn)剛度仍大于0，意味著導(dǎo)線在上下顛倒(扭轉(zhuǎn)角達(dá)到180°后)的極端情況下依然能夠自行回復(fù)，即不易發(fā)生翻轉(zhuǎn)現(xiàn)象。

工程中常用增加間隔棒的方式抑制導(dǎo)線翻轉(zhuǎn)事故，為探究間隔棒數(shù)量對導(dǎo)線防翻轉(zhuǎn)性能的影響，仍選取680 m 大檔距線路，各材料參數(shù)不變，用本文模型依次計算間隔棒數(shù)目從3 增加至17 八種工況下的扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線，結(jié)果如圖7所示。

提取圖中各曲線在原點處的斜率，即導(dǎo)線的初始扭轉(zhuǎn)剛度，如圖8 所示。對于680 m 的線路，間隔棒數(shù)目大于等于7 時的初始扭轉(zhuǎn)剛度明顯高于間隔棒數(shù)目為3 或5 的工況，在同等荷載條件下，3 間隔棒或5 間隔棒的工況顯然更易發(fā)生翻轉(zhuǎn)，但間隔棒數(shù)目的增加并沒有帶來初始扭轉(zhuǎn)剛度的持續(xù)增長，可見間隔棒數(shù)目只在一定范圍內(nèi)對初始扭轉(zhuǎn)剛度有明顯影響。

圖7 680 m 四分裂導(dǎo)線在不同間隔棒數(shù)工況下的T-θ 曲線Fig.7 T-θ curves of 680 m four-bundled conductors under scenarios of different numbers of spacers

圖8 初始扭轉(zhuǎn)剛度與間隔棒數(shù)的關(guān)系曲線Fig.8 Relationship between initial torsional stiffness and number of spacers

提取圖7 中各曲線的最大回復(fù)扭矩及其對應(yīng)的扭轉(zhuǎn)角，如圖9、圖10 所示。從圖中可以看出，間隔棒數(shù)越多，導(dǎo)線的最大回復(fù)扭矩越大，對應(yīng)的扭轉(zhuǎn)角也越大。故對于大檔距線路，在一定范圍內(nèi)增加間隔棒數(shù)目可以顯著地提高導(dǎo)線自身的抗扭性能。

圖9 最大回復(fù)扭矩與間隔棒數(shù)的關(guān)系Fig.9 Relationship between maximum recovery torque and number of spacers

提取圖7 中不同間隔棒工況下扭轉(zhuǎn)角達(dá)到180°時的曲線斜率(即扭轉(zhuǎn)剛度)，如圖11 所示。3 間隔棒和5 間隔棒的曲線斜率小于0，即扭轉(zhuǎn)剛度為負(fù)，說明導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)至180°時已發(fā)生翻轉(zhuǎn)。而7 個及以上間隔棒工況的扭轉(zhuǎn)剛度仍為正值，說明還可以回復(fù)原位，但過多的間隔棒對180°扭轉(zhuǎn)角下扭轉(zhuǎn)剛度的提高并不明顯。這一結(jié)果與圖8 反映的結(jié)果相一致，所以一般情況下只需少量增加間隔棒就可以抑制翻轉(zhuǎn)事故的發(fā)生，就本文選取的680 m 線路而言，布置7～9 個間隔棒即可有效預(yù)防導(dǎo)線翻轉(zhuǎn)。

圖10 最大回復(fù)扭矩對應(yīng)的扭轉(zhuǎn)角與間隔棒數(shù)的關(guān)系Fig.10 Relationship between torsion angle corresponding to maximum recovery torque and number of spacers

圖11 扭轉(zhuǎn)180°時的扭轉(zhuǎn)剛度與間隔棒數(shù)目的關(guān)系Fig.11 Relationship between torsional stiffness and number of spacers when twisted by 180°

圖12 扭轉(zhuǎn)360°時的扭轉(zhuǎn)剛度與間隔棒數(shù)目的關(guān)系Fig.12 Relationship between torsional stiffness and number of spacers when twisted by 360°

再提取圖7 中不同間隔棒工況下扭轉(zhuǎn)角達(dá)到360°時的曲線斜率，如圖12 所示。在扭轉(zhuǎn)360°的極端情況下，導(dǎo)線的扭轉(zhuǎn)剛度僅在布有15 和17 間隔棒時仍為正值，即導(dǎo)線出現(xiàn)扭絞現(xiàn)象后仍具備自行回復(fù)原位的能力。當(dāng)扭絞現(xiàn)象發(fā)生時，導(dǎo)線的相對位置與未扭轉(zhuǎn)時的情況相同，因而不會再出現(xiàn)更大的外部扭矩荷載，如果導(dǎo)線在此狀態(tài)仍具有回復(fù)能力，則意味著該導(dǎo)線具有絕對的扭轉(zhuǎn)穩(wěn)定性。因此對于某些處于極端氣候區(qū)、易受極大扭矩荷載的線路，可通過布置較多的間隔棒來防止導(dǎo)線扭絞事故的發(fā)生。

4 結(jié)論

本文考慮導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)角沿跨長的非線性分布、間隔棒豎向及水平位移、扭轉(zhuǎn)過程中子導(dǎo)線張力變化等因素，建立分裂導(dǎo)線扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系半解析模型，為輸電線路扭轉(zhuǎn)相關(guān)設(shè)計提供參考，并為導(dǎo)線是否發(fā)生翻轉(zhuǎn)事故提供判定依據(jù)。主要結(jié)論如下：

(1)本文提出半解析模型對小檔距和大檔距線路的均具有良好的適用性和較高的計算精度，且可以計算導(dǎo)線翻轉(zhuǎn)過程中的扭矩-扭轉(zhuǎn)角關(guān)系，得到給定角度下的扭轉(zhuǎn)剛度，為導(dǎo)線翻轉(zhuǎn)后是否仍具備回復(fù)能力提供判斷依據(jù)；

(2)因線路弧垂的存在，導(dǎo)線自身具有強(qiáng)烈的幾何非線性，各間隔棒的轉(zhuǎn)角并非線性分布，各子導(dǎo)線的張力也并非均勻分布，故弧垂效應(yīng)對于分裂導(dǎo)線回復(fù)扭矩的計算有著較大影響，不可忽略，且隨著檔距增大、扭轉(zhuǎn)角增大，影響越顯著；

(3)增加間隔棒數(shù)目可以在一定程度上提高導(dǎo)線的初始扭轉(zhuǎn)剛度、最大回復(fù)扭矩及其對應(yīng)的扭轉(zhuǎn)角，有效提高導(dǎo)線抗扭性能。適當(dāng)增加間隔棒即可顯著提高導(dǎo)線防翻轉(zhuǎn)能力，對于極端天氣條件下扭矩非常大的情形，若要保證扭轉(zhuǎn)360°時仍具備自行回復(fù)原位的能力，則需要布置較多的間隔棒。