刘纯，唐远富，欧阳克俭，刘云龙

(国网湖南省电力公司电力科学研究院，湖南长沙410007)

±800 kV输电线路预绞式悬垂线夹断裂分析

刘纯，唐远富，欧阳克俭，刘云龙

(国网湖南省电力公司电力科学研究院，湖南长沙410007)

预绞式悬垂线夹因在结构、性能和节能等方面的显著特点被广泛应用。针对某±800 kV输电线路地线预绞式悬垂线夹断裂问题，开展材质检测、机械强度试验和力学计算，检测发现线夹单侧悬垂角为10°，不符合DL/T 763—2013要求。张力试验表明40°出线角时线夹极限张力约为38 kN；且当线夹悬垂角一定时，出线角越大，线夹悬垂套壳承受极限张力越小。脱冰跳跃动力计算发现当前档80%及以上地线脱冰时，后侧线夹出线角增大，对应的地线张力达到线夹的极限荷载。指出线夹由于悬垂角偏小，地线脱冰跳跃致使其断裂。提出对重冰区预绞式悬垂线夹套壳底部变形检查建议。

特高压；直流输电线路；预绞丝悬垂线夹；断裂分析；脱冰跳跃；悬垂角

架空线路的悬垂线夹用于将导线固定在绝缘子串上或将避雷线悬挂在直线杆塔上，亦用于换位杆塔上支持换位导线，耐张、转角杆塔上固定跳线。悬垂线夹的选用通常考虑结构形式、机械强度、握力、悬垂角等因素。为了不使线缆在线夹出口处承受过高的弯曲应力而引起损伤，在设计时应进行悬垂角验算，以保证线缆在线夹两侧出口的实际悬垂角不超过悬垂线夹允许的悬垂角。

预绞式悬垂线夹由PLP公司20世纪推出，因其在结构、性能和节能等方面的显著特点，被各工程广泛应用〔1－2〕。该线夹的突出特点是将线缆悬挂点的应力分散到整个预绞丝长度上，有效减小线缆所受静态应力和动态应力，避免线缆损伤；而且预绞丝还能提供可靠握紧力，能承受较高的不平衡张力，避免线夹滑移。

预绞式金具的相关标准有文献〔3－5〕:DL/T763、DL/T 766、DL/T 767，对悬垂线夹均要求单悬垂线夹的双侧悬垂角之和不应小于30°，双悬垂线夹的双侧悬垂角之和不应小于60°〔6－7〕。

目前，我国建设的特高压交、直流线路应用大量预绞式悬垂线夹，这些悬垂线夹均为统一设计。由于特高压线路高海拔、大高差、大档距差等特点，重冰区脱冰跳跃对线路安全影响较大，不仅会造成导线闪络，而且会引起金具、铁塔结构损伤〔8－11〕。本文对某±800 kV特高压直流输电线路地线预绞式悬垂线夹断裂问题开展材质检测、机械强度试验和力学计算，查明线夹断裂原因并提出建议，对特高压线路预绞式悬垂线夹的设计及安全运行具有借鉴意义。

1 事故概况

2015年3月13日，在某±800 kV直流输电线路检修中，发现1513号塔极Ⅱ地线后侧线夹断裂，前侧线夹破损；极Ⅰ地线后侧线夹破损，如图1所示。查阅覆冰观测记录，该线路于2015年1月29日开始覆冰，2月4日导线最大覆冰厚度约20 mm，对应地线覆冰厚度约25 mm。

图1 预绞式悬垂线夹断裂

1513号直线塔所在的耐张段始于1510号塔，终于1514号塔，1512－1514号塔的杆塔参数见表1。该耐张段长1 679 m，代表档距为565 m。设计覆冰厚度为20 mm，设计风速为27 m/s。导线型号为JL/ G2A－900－75，地线型号为LBGJ－150－20AC。

表1 杆塔参数表

地线金具组装型号为ZXD1，线夹为预绞式双悬垂线夹，型号为CLS－16－150，由2个悬垂线夹组成，单线夹悬垂角为10°，标称破坏荷载为80 kN，合计标称破坏荷载为160 kN。该线夹由预绞丝、橡胶衬垫、悬垂套壳和U型抱箍组成，如图2所示。预绞丝的材质为牌号 LF10铝合金，直径为Φ6.3 mm，长度 2 000 mm。悬垂套壳材质为ZL102，U型抱箍材质为6061铝合金。

图2 预绞式悬垂线夹结构

2 材质检测

2.1 宏观检查

1513号塔极Ⅰ，极Ⅱ地线线夹共4个悬垂线夹，其中3个断裂。极Ⅰ后侧线夹悬垂套壳后方喇叭口下部破裂，U型抱箍未见明显变形损伤。极Ⅱ后侧线夹悬垂套壳和U型抱箍均断裂，如图3所示。悬垂套壳后方喇叭口下部破裂，破裂部分延伸至U型抱箍内部。U型抱箍断口呈45°角。极Ⅱ前侧线夹断裂如图4所示。悬垂套壳两侧喇叭口下部均破裂。U型抱箍未见明显变形损伤。所有断口未见明显气孔、疏松等缺陷，断裂部位变形较小。

图3 极Ⅱ后侧线夹断裂

图4 极Ⅱ前侧线夹断裂

2.2 材质试验

对极Ⅱ地线后侧线夹悬垂套壳、U型抱箍进行取样材质试验。

1)化学成分分析

悬垂套壳的化学成分见表 2，与文献 〔12〕GB/T 1173—2013《铸造铝合金》中ZL102基本相符，断裂悬垂套壳Mn含量略有偏高。

表2 悬垂套壳化学成分 %

U型抱箍的化学成分见表3，与文献 〔13〕GB/T 3190—2008《变形铝及铝合金化学成分》中6061相符。

表3 U型抱箍化学成分 %

2)力学性能试验

对U型抱箍取3个试样进行力学性能检测，试验数据见表4，符合要求。

表4 U型抱箍力学性能试验数据

3)金相检验

金相检验组织如图5所示。悬垂套壳组织均为α固溶体＋共晶硅，白色枝晶状为初生α固溶体，球状和椭圆状灰色颗粒为共晶硅，黑色骨骼状为Mg2Si相，为典型的变质处理组织；U型抱箍组织为α固溶体＋Mg2Si＋Al6(FeMn)，基体为α固溶体，黑色颗粒为Mg2Si，浅灰色颗粒为Al6(FeMn)。组织正常。

图5 线夹金相组织图

3 机械强度试验

取同厂家同型号新线夹进行破坏荷载试验、握力试验和张力试验。由于新、旧线夹的设计图纸、材质和制造工艺相同，故可认为新线夹的机械强度与旧线夹一致。

1)破坏荷载与握力试验

取3个线夹进行破坏荷载试验，在1.2倍标称荷载下悬垂套壳未破坏；取3个线夹进行握力试验，试验荷载至26.2 kN，大于地线额定拉断力的14%，预绞丝未发生滑移；线夹的破坏荷载试验和握力试验均符合标准要求。

2)张力试验

取3个线夹进行张力试验，试验布置如图6所示，悬垂套壳轴线与线缆夹角 (即出线角)为40°，试验数据见表5。在试验中，随着线缆张力增加，悬垂套壳下部变形张开，当变形量达到一定程度时，悬垂套壳喇叭口根部开裂。

图6 线夹张力试验图

表5 线夹张力试验数据

保持出线角不变，将线缆张力按10 kN递增形成荷载步，加载至每个荷载步后卸载至5 kN，然后加载至下一个载荷步，如此循环直至线夹开裂。在每个载荷步分别记录线夹悬垂套壳的最大变形量和残余变形量，如图7所示，其中F为张力，S为变形量。各载荷步线夹残余变形略小于最大变形量，塑性变形为线夹的主要变形量。

4 力学计算

图7 线夹张力与悬垂套壳变形量曲线

应用通用有限元软件ANSYS对1512—1514号塔间的地线、线夹和金具建模进行力学计算，单元模型如图8所示，线夹根据其几何结构特征以三角形等效建模。线夹和金具采用link8单元模拟，由于金具和线夹均为刚体连接，单元长度与实际物件尺寸一致；地线采用link10单元模拟，单元长度为0.5 m。地线初始状态的线形通过找形分析计算获取。

图8 1512—1514号塔地线及金具单元图

计算工况为均匀覆冰、不均匀覆冰和脱冰跳跃，其中脱冰跳跃为非线性瞬态动力学分析，采用Newmark方法进行时间历程积分求解，二阶瞬态响应积分的幅值衰减系数取0.005，计算中通过打开大变形选项来考虑地线几何非线性对脱冰跳跃动力响应的影响。

1)均匀覆冰计算

分别对20 mm覆冰 (－5℃，15 m/s风速)和30 mm覆冰 (－5℃、30 m/s风速)工况进行力学计算，地线及金具的角度与力值见表6。在30 mm覆冰时，线夹承受荷载最大，线夹前侧出线角为11.47°，此时地线张力为82.47 kN。

表6 均匀覆冰地线出线角与张力值

2)不均匀覆冰计算

由于前后档距高差约100 m，考虑后档地线比前档覆冰厚度大5 mm，计算数据见表7，金具偏转变形如图9所示，图表中的覆冰值为后档地线覆冰厚度。

表7 不均匀覆冰地线出线角与张力值

图9 不均匀覆冰下地线金具偏转变形

3)脱冰跳跃计算

由于该线路在2015年初有一次覆冰过程，当时地线覆冰厚度约25 mm，且1513号铁塔位于山峰上，其前后档均跨越山谷，存在脱冰跳跃的可能性。在地线均匀覆冰25 mm时，计算1513—1514号塔水平档距80%的地线覆冰脱落，得到前、后侧线夹出线角与张力变化曲线，如图10所示。

当1513—1514号塔间80%地线脱冰时，前侧线夹出线角与张力均小于脱冰前静态出线角和张力，后侧线夹出线角与张力的最大值均大于脱冰前静态出线角和张力。在脱冰跳跃22.37 s时，后侧地线线夹出线角为 28.1°，对应的地线张力为59.18 kN。

图10 脱冰跳跃线时夹出线角与张力曲线

5 原因分析

1)试验分析

从材质检测可知，线夹的化学成分、力学性能、金相组织等基本符合标准要求，悬垂套壳、U型抱箍的材质合格。线夹机械强度试验表明破坏荷载试验、握力试验均满足标准要求，线夹的机械强度合格。

张力试验是检测在不同出线角度下线夹能承受的最大荷载，试验表明在出线角为40°时，线夹能承受极限张力约为38 kN。假设线夹出线角与极限张力呈线性变化，根据线夹张力试验数据可得到不同张力角度下线夹的极限张力，如图11所示。当线夹悬垂角一定时，线缆出线角θ越大，线夹悬垂套壳承受极限张力F越小。

图11 线夹出线角与极限张力曲线

2)计算分析

在均匀覆冰、不均匀覆冰的静力计算中，线夹的出线角均小于12°，地线最大张力为82.47 kN，小于单个线夹标称破坏荷载的1.2倍，这表明在静态覆冰下线夹不会破坏。

在脱冰跳跃动力计算中，当1513—1514号塔间80%地线脱冰时，在22.37 s后侧地线线夹出线角达28.1°，对应的地线张力为59.18 kN。对比图11，此时地线张力达到线夹的极限张力值，将造成悬垂套壳破裂。

3)线夹悬垂角分析

该故障线路地线预绞式悬垂线夹为统一设计，单侧悬垂角为10°，文献 〔3〕要求双悬垂线夹的双侧悬垂角之和不应小于60°，线夹的悬垂角不符合标准要求。

综上所述，由于预绞式悬垂线夹的悬垂角偏小，当1513—1514号塔间80%及以上地线脱冰跳跃，线夹出线角增大，对应的地线张力达到线夹的极限张力，造成线夹破坏。

6 结论及建议

1)CLS－16－150型预绞式双悬垂线夹的单侧悬垂角为10°，不符合DL/T 763—2013中双悬垂线夹双侧悬垂角之和不应小于60°的要求。

2)1513号塔地线线夹断裂是脱冰跳跃造成。1513—1514号塔间80%及以上地线脱冰时，由于线夹悬垂角偏小，脱冰跳跃致使地线张力达到悬垂套壳的极限荷载，造成线夹破坏。

3)对重冰区预绞式悬垂线夹进行检查，重点检查线夹悬垂套壳底部是否张开变形或破损，发现异常应及时更换。

4)对悬垂角不符合标准要求的预绞丝悬垂线夹进行更换。

〔1〕鲍迁.预绞式金具的特点 〔J〕.中国电力，2003，36(4): 79-80.

〔2〕王瑞科，Robert Whapham，David Sunkle.新一代特高压导线悬垂线夹 〔J〕.电力建设，2009，30(8):34-37.

〔3〕国家能源局.架空线路用预绞式金具技术条件:DL/T 763—2013〔S〕.北京:中国电力出版社，2013.

〔4〕国家能源局.光纤复合架空地线 (OPGW)用预绞式金具技术条件和试验方法:DL/T 766—2013〔S〕.北京:中国电力出版社，2013.

〔5〕国家能源局.全介质自承式光缆 (ADSS)用预绞式金具技术条件和试验方法:DL/T 767—2013〔S〕.北京:中国电力出版社，2013.

〔6〕陈加林，李金奎.OPPC用金具及附件的技术特性 〔J〕.电力系统通信，2009，30(201):18-21.

〔7〕鲍迁，吴宇，黄俊华.预绞式金具和电力行业标准的制定〔J〕.光通信，2003(6):50-53.

〔8〕杨风利，杨靖波.重冰区覆冰导线脱冰跳跃荷载分析 〔J〕.振动与冲击，2013，32(5):10-15.

〔9〕杨风利，杨靖波，付东杰，等.塔线系统脱冰跳跃动力响应分析 〔J〕.振动与冲击，2010，23(1):86-93.

〔10〕陈勇，胡伟，王黎明，等.覆冰导线脱冰跳跃特性研究 〔J〕.中国电机工程学报，2009，29(28):115-121.

〔11〕侯镭，王黎明，朱普轩，等.特高压线路覆冰脱落跳跃的动力计算 〔J〕.中国电机工程学报，2008，28(6):1-6.

〔12〕国家技术监督局.铸造铝合金:GB/T1173—2013〔S〕.北京:中国标准出版社，2013.

〔13〕中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局.变形铝及铝合金化学成分:GB/T 3190—2008〔S〕.北京:中国标准出版社，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

刘纯(1976)，湖北应城人，硕士，高级工程师，从事结构应力分析和安全评估的研究。