谢特列，许湧平，马钢，郭栋才，刘占超

(1.中国能源建设集团山西省电力勘测设计院有限公司，山西 太原 030001；2.太原理工大学 土木工程学院，山西 太原 030024)

近年来，随着我国经济的不断发展，对电力的需求也呈现出不断增长的趋势，这对高压变电站的安全稳定运行和维护提出了更高的要求。在输电系统中，500 kV及以上电压等级高压交流输电系统已成为中国解决远距离大跨度输电的途径之一[1-6]。变电站引下线系统指的是由引下线、引下线与跨线连接的夹具、引下线与设备连线的连接端子和设备端子等组成的结构体系，是连接输电线路与设备的重要枢纽，其安全性直接影响整个输电系统的正常运行。在实际工程中，变电站引下线系统往往受到复杂荷载的联合作用，特别是结构相对复杂的引下线系统长期遭受恶劣自然环境(如大风、跨线覆冰等)的影响，荷载耦合作用会影响到连接端子、T型线夹的受力特征，长期的极端受力状态导致引下线系统存在严重的安全隐患。导线在覆冰荷载设计时常取覆冰厚度10 mm来设计计算，但导线在较为恶劣的天气下，其覆冰厚度达到20～40 mm，甚至更大数值[7]。远超设计标准的大风和覆冰荷载常引起风偏故障、舞动、杆塔结构疲劳及破坏、次档距振荡、线路覆冰倒杆、覆冰绝缘子串的闪络等事故[8]。

对此，邱宁[9]等对4分裂JLHN58K-1600型导线进行仿真分析及等效风荷载试验测试，结果表明线夹接线柱在风力作用下是受力最薄弱部位，且导线长度在12 m范围内变形较小，设计时应考虑导线自重产生的附加弯矩。张成[10]通过利用流体分析软件Fluent和有限元计算软件Midas Gen对输电塔线体系(采用LGJ-400/35型导线)进行风致响应研究，得到输电线的振动比输电塔先出现，且在振动的低频区以输电线的振动为主，在高频区输电线不再产生振动。李嘉祥[11]利用有限元分析软件ANSYS建立输电塔线模型通过对系统进行力学响应、导线脱冰机理等研究，得出：覆冰导线的扭转刚度与覆冰量成正比；单子导线在脱冰时会产生振荡，能加快分裂导线的脱冰速度。其他研究(如变电站塔线系统的耦联受力分析[12-15])通过仿真模拟表明，在覆冰荷载下，要考虑脉动风对于塔线系统的动力影响。

目前已有的对于引下线系统的研究多是大跨度导线，其强度和刚度的研究是热点内容，主要采用有限元模拟建立三维有限元模型研究导线的舞动特征[16-17]及抗震分析[18-20]等。在实际情况中，引下线系统在恶劣自然环境中多受到大风覆冰荷载耦合作用，其中设备端子处在风-冰荷载耦合作用下最易发生破坏，而已有研究多集中于单一载荷对于输电塔线系统的耦联受力分析，对于引下线系统中受力薄弱构件在风-冰耦合作用下的受力性能研究不足，且对于双分裂引下线系统受力特征的研究相对缺乏，已有的研究成果多被限制在特定条件下，不具备普适性；因此，本文在太原北500 kV变电站新建工程背景下，以高压变电站中引下线系统为研究对象，采用Solidwork软件进行建模，利用ABAQUS有限元分析软件对5种荷载工况下的引下线系统进行仿真模拟，探究在风-冰耦合作用下引下线系统内部的应力分布特征及其受力薄弱构件的力学响应特征，从而根据不同的工况选取不同的导线类型，提出优化改进方案，为工程优化设计、选型选材等提供参考依据和技术支持。

1 试验装置及材料

1.1 试验构件及装置

在高压变电站中，引下线常采用双分裂导线结构形式。模拟仿真采用3种类型的导线：NRLH58GJ-1440/120型耐热铝合金绞线、LGKK-600型扩径铝合金绞线、JLHN58K-1600型耐热铝合金绞线。模拟装置由线夹﹑接线端子﹑设备端子、T型线夹接线柱、间隔棒等组成，导线的末端与接线柱连接处通过内插芯棒来将其压接于接线柱内，相应装置均采用螺栓连接。该引下线模型采用双分裂导线连接形式，2根导线之间设置间隔棒，以此来固定导线的几何形状，保证导线的次档距。人字形引下线的主线和支线通过T型线夹相连接，同样地，引下线的上端与跨线也通过T型线夹相连接，引下线的下端和一次设备通过连接端子相连接，具体引下线的各个构件如图 1所示。

图1 人字形引下线的各个构件

1.2 试验材料参数测试

本试验根据国家标准 GB/T 22315—2008《金属材料弹性模量和泊松比试验方法》，采用WAW-1000kN型微机控制电液伺服万能试验机(如图2所示)，检测材料的弹性模量、泊松比和屈服强度等参数，得到各构件的材料性能参数(见表1)。试验机的最大负荷为1 000 kN；试验力等速率控制：0.2～1 000 kN/min；引伸计规格：标距100 mm、量程30 mm；变形等速率控制：0.03～30 mm/min；变形测量范围0.6～30 mm；位移等速率控制：0.5～50 mm/min；位移量程: 250 mm。

表1 各构件材料参数

图2 材料参数试验装置

1.3 荷载的计算

1.3.1 受力简化模型的建立。

引下线系统承受风-冰荷载的受力简化模型是将引下线从系统中分离出来，然后将风荷载等效为若干集中力作用在人字形引下线上，得到受力简图如图 3所示(图中F为引下线主线等效集中力，P为副线等效集中力，图中数字表示某一加载位置处的集中力代号)。

图3 水平风荷载作用下人字形引下线受力简图

1.3.2 风荷载的计算

计算时需要将分布式风载荷转化为等效的若干集中载荷，此处的风压是垂直于气流方向的平面所受到的风压力，根据伯努利方程得出的风压

(1)

式中：pf为风压，单位N/m2；ρ0为空气密度，取1.25 kg/m3, 此为标准状态参数(取纬度45°处的重力加速度，气压为1 013 kPa，温度为15 ℃)；νf为导线安装处的风速，单位m/s。

依据《电力工程电气设计手册》[21]，导线所受风压力

(2)

式中：P为导线所受的风压力，单位N；α为风速不均匀系数，取1.0；β为空气动力系数，取1.2；Af为导线受力方向的投影面积，单位m2。

1.3.3 覆冰荷载的计算

在无风环境下，引下线需要承受跨线自重、覆冰载荷的共同作用；在大风环境下，由于冰层厚度导致跨线受风面积增加，可放大风荷载效应，因此风力对导线覆冰时受力有较大影响。根据DL/T 5440—2009《重覆冰架空输电线路设计技术规程》，由平均风速得到垂直于导线轴向的水平风荷载的计算公式为

Pc=αμscμzβηpfAf.

(3)

式中：Pc为覆冰工况下导线所受的风压力，单位N；μsc为导线体型系数(修正导线暴露在风中的截面形状不同而引起的风压值及其分布的改变，对于圆形截面，取0.9)；μz为风压高度变化系数；β为导线风荷载调整系数(又称空气动力系数，取1.2)；η为导线覆冰、风荷载增大系数。

通过上述公式计算NRLH58GJ-1440/120型引下线和跨线所受风荷载的数据见表2、表3，跨线在水平风荷载作用下所受等效集中荷载见图4(F′为无覆冰作用时跨线所受风荷载，F″为在不同覆冰覆冰厚度作用下跨线所受风荷载，图中数字表示某一加载位置处的集中力代号)。与NRLH58GJ-1440/120型导线相比，LGKK600和JLHN58K-1600型导线只有截面面积不同，且通过公式可知影响风力大小的因素是引下线截面直径，由此推算出这2种类型导线的折算系数分别是1.57和1.14，所以这两类导线所受风荷载为表2数据乘以相应折算系数。在覆冰工况下，跨线所受风荷载值见表4。

表2 不同风速作用下引下线所受风荷载等效集中力

表3 不同风速作用下跨线所受风荷载等效集中力

表4 不同覆冰厚度作用下跨线所受风荷载等效集中力

图4 水平风速下跨线所受等效集中荷载图

2 基于简化力学模型的有限元仿真模拟分析

由于所建模型较为复杂，采用Solidworkes软件建立引下线、跨线及其连接金具体系的模型，利用ABAQUS有限元分析软件进行模拟分析。该引下线模型采用双分裂、人字形导线结构形式，跨线、引下线及相应的连接金具均按照工程要求1∶1实际尺寸建模，如图5所示。根据文献[1]和文献[9]仿真模拟研究，一字型金具受力性能明显优于羊角型金具，故此次仿真模拟中的金具模型均采用一字型金具。设备端子处的标高为8 m，人字形引下线的上端与跨线相连处标高为24 m，跨线长为20 m，两端高差为2 m，具体各标高如图6所示。为了保证精度并简化运算过程，建模时按照质量和惯性矩相等的原则将复杂导线截面等效为相似内径的圆管截面，如图7所示(图中数值单位为mm)。由于引下线和跨线节点较多、长度较大，为了缩短有限元仿真模拟的时间，将导线的网格大小设置为50 mm；设备线夹和间隔棒等金具的形状比较规则，其网格大小设置为10 mm，网格单元类型采用C3D10。此系统中用到的单根导线的类型见表5。

表5 导线类型与截面参数

图5 引下线-接线端子结构有限元模型

图6 人字形引下线的具体标高

图7 各导线实际截面和等效简化截面

为满足工程实际应用，需要对模型设置合理的边界条件和荷载分布。在实际工况下，跨线左右两端会产生转角，因此在该模型的跨线左右两端分别施加位移约束，转角不施加约束；在设备端子处施加位移约束及转角约束，以此限制两边设备端子的全部自由度。在两间隔棒之间的导线段取一个加载点，将加载点与两间隔棒之间的导线耦合，确保荷载在这段导线上是均匀加载的，模型的具体边界条件如图8(a)所示,荷载布置如图 8(b)、(c)所示。

图8 边界条件和荷载布置

3 结果分析

3.1 风载荷作用下变电站引下线系统力学响应仿真

根据文献[1]的仿真模拟研究可知，风向与导线呈90°方向时构件受力最不利。因此本文只研究风向与导线呈90°方向时风荷载对结构的应力响应。加载时将风荷载沿引下线高度分段等效为水平集中荷载，同样地，跨线上面的风荷载也沿跨线的水平跨度等效为水平集中荷载，如图9所示。

图9 90°方向有限元模型加载方式

3.1.1 同导线类型不同风速

通过对NRLH58GJ-1440/120类型导线分别在5 m/s、15 m/s、30 m/s的风速下进行仿真模拟分析，得到的各部件峰值应力结果如图10所示。由风速与峰值应力变化关系可知，随风速的增加，各个构件的峰值应力均不同程度地呈现上升趋势。在风速低于15 m/s时，各构件峰值应力变化规律呈现较大相似性；风速大于15 m/s时，T型线夹增速最大，在30 m/s时其峰值应力达到最大值，设备端子增速最小。可见，风荷载作用对于T型线夹所受峰值应力影响明显。当风速为30 m/s时，T型线夹及接线端子峰值应力已超过其材料的屈服强度。在低风速情况下，该模型各个构件均满足受力要求。

图10 不同风速下各部件峰值应力

3.1.2 不同导线类型同风速

保持风速15 m/s不变，分别对不同类型导线(NRLH58GJ-1440/120型耐热铝合金绞线、LGKK-600型耐热铝合金绞线、JLHN58K-1600型耐热铝合金绞线)进行仿真模拟，通过模拟得到的各个部件峰值应力结果如图11所示。

图11 相同风速下(15 m/s)不同导线各部件峰值应力值

由等效截面外径和峰值应力变化关系可知，在同风速的情况下随导线等效截面外径增大，模型各构件的峰值应力均呈现下降趋势，设备端子和接线端子所受峰值应力变化规律呈现较大相似性；而导线外径大小在NRLH58GJ-1440/120型导线与LGKK-600型导线之间时，T型线夹的峰值应力变化最快；当外径大于LGKK-600型导线外径时，T型线夹所受峰值应力最小。在风速15 m/s下，相较于NRLH58GJ-1440/120型导线，采用LGKK-600型导线时，T型线夹、接线端子、设备端子的峰值应力分别降低了73.6%、28.4%、13.3%；采用JLHN58K-1600型导线时，T型线夹、接线端子、设备端子的峰值应力分别降低了76.2%、80.8%、66.5%。由此可见，采用JLHN58K-1600型导线可最有效降低构件的峰值应力。

结合实际工况来看，在风速15 m/s以下时，采用3种导线中任何一种均可使构件满足受力要求；风速大于15 m/s时，应优先考虑JLHN58K-1600型导线，并加强T型线夹的材料强度。

3.2 覆冰载荷与风载荷共同作用下变电站引下线系统力学响应仿真

3.2.1 不同导线类型同风速同覆冰厚度

保持风速(15 m/s)、覆冰厚度(25 mm)不变，分别对不同导线类型(NRLH58GJ-1440/120型耐热铝合金绞线、LGKK-600型耐热铝合金绞线、JLHN58K-1600型耐热铝合金绞线)进行仿真模拟，得到各个部件峰值应力结果如图12所示。

图12 相同条件下(风速15 m/s、覆冰25 mm)不同导线各部件峰值应力值

在此工况下，随着导线等效截面外径的增大，接线端子和设备端子的峰值应力呈现先增大后减小的趋势，T型线夹的峰值应力呈现先减小后以小于1 MPa的微小幅度增加。无论采用何种类型的导线，设备端子所受峰值应力最大，T型线夹所受峰值应力最小。相较于NRLH58GJ-1440/120型导线：采用LGKK-600型导线时T型线夹的峰值应力降低了46.9%，接线端子、设备端子的峰值应力分别增大了23.9%、28.2%；采用JLHN58K-1600型导线时，T型线夹、接线端子、设备端子的峰值应力分别降低了45%、63.7%、55.6%。结果表明，此工况下采用JLHN58K-1600型导线对降低构件的峰值应力效果最好。

与图11相比，此工况下采用NRLH58GJ-1440/120型导线时，各构件的峰值应力均有不同程度降低；采用LGKK-600型导线时，设备端子的峰值应力增大34.5%，其余构件的峰值应力变化较小；采用JLHN58K-1600型导线时，各个构件的峰值应力变化不大。

3.2.2 不同风速同导线类型同覆冰厚度

在覆冰厚度25 mm、不同风速大小的工况下，对NRLH58GJ-1440/120类型导线进行仿真模拟，得到各构件的峰值应力结果如图13所示。

图13 相同条件下(导线类型、覆冰25 mm)不同风速各部件峰值应力值

由风速与构件的峰值应力变化关系可知，随着风速不断增大，各个构件的峰值应力也呈现不断增大趋势。当风速低于15 m/s时，各构件的峰值应力变化规律较为相似；当风速超过15 m/s时，设备端子的峰值应力最大，接线端子的峰值应力最小；当风速超过20 m/s时，各个构件的峰值应力均超过材料屈服强度。

对比图10可知，当风速低于15 m/s时，相较于无覆冰荷载工况，T型线夹、接线端子、设备端子的峰值应力分别增大11%、34.8%、76.9%。可见，在覆冰荷载下各构件的峰值应力均比无覆冰时有不同程度的增大，且覆冰工况对设备端子的峰值应力影响较大。

3.2.3 不同覆冰厚度同导线类型同风速

在风速15 m/s、不同覆冰厚度的工况下，对NRLH58GJ-1440/120类型导线进行仿真模拟，得到各构件的峰值应力结果如图14所示。

由图14可见，随着覆冰厚度增大，T型线夹和设备端子的峰值应力呈现先减小后增大的趋势，接线端子的峰值应力呈现不断增大趋势，设备端子所受峰值应力最大。此工况下，各个构件的峰值应力均未超过材料屈服强度，满足受力要求。

图14 相同条件下(导线类型、风速15 m/s)不同覆冰厚度各部件峰值应力值

4 结论

本文在太原北500 kV变电站新建工程背景下，借助Solidwork软件进行建模，生成了双分裂、人字形引下线系统模型，利用ABAQUS有限元分析软件对5种荷载工况下的引下线系统进行仿真模拟，对比分析了5种荷载工况下各构件的峰值应力响应，可得出如下结论：

a)在风荷载作用下，采用NRLH58GJ-1440/120类型导线时T型线夹是引下线系统受力最薄弱构件，最大应力发生在线夹连接口内壁处，无法满足在风速30 m/s时的受力要求。模拟结果表明采用LGKK-600型、JLHN58K-1600型导线可分别有效降低73%、76%的T型线夹的峰值应力，提高引下线系统在大风荷载下的安全性，满足构件不屈服的受力要求。

b)在风-冰荷载共同作用时，引下线系统中设备端子为受力最薄弱构件，其最大应力发生在端子板与接线柱连接处。在覆冰厚度25 mm、风速超过20 m/s时各构件的峰值应力均超过材料屈服强度，无法满足受力要求。将模拟结果结合工程实际应用，在大风覆冰环境下采用JLHN58K-1600型导线可有效降低在风-冰荷载耦合作用下各构件的峰值应力。