复合防风偏绝缘子在抑制输电线路风偏中的应用研究

屈子淇,郝锦琦,张有佳

(1.广东电网有限责任公司佛山供电局,广东 佛山 528000;2.东北电力大学建筑工程学院,吉林 吉林 132012)

0 前 言

我国电力能源一直处于稳步快速发展势头,据《电力行业“十四五”发展规划研究》数据[1]:截止2019年,我国全社会用电量7.25万亿千瓦时,发电装机20.1亿千瓦,220千伏及以上输电线路75.5万千米,预期2025年,全社会用电量9.2万亿千瓦时,“十四五”期间年均增长4.4%,全国发电装机容量27.5亿千瓦,年均增速5.1%。确保输电线路安全运行成为保障我国电力能源输送的关键。然而,由于复杂的气象条件、尤其是近些年频发的极端天气现象,对于输电线路安全运行构成了极大的威胁,在造成电网运行故障的诸多原因之中,风偏闪络是发生频次较多的一类。据统计,2007-2010年间,国家电网管辖范围内因风偏导致的事故就发生了503次[2],严重危害输电线路的安全运行。因此,寻求简捷有效的输电线路可靠性分析方法以保证输电线路具有可靠的安全运行条件[3-4]、获得风偏闪络机理、探寻防治风偏的有效措施成为广大学者及输电线路运维技术人员日趋关注的焦点。

模型试验是获取风偏机理、验证理论分析正确性的首选方法,李黎[2]等通过风偏模拟试验研究特高压V形复合绝缘子串在风偏时的受力和变形特性;在线测量为输电线路风偏分析给予第一手数据,陶铃宏[6]等运用光纤光栅倾角传感技术现场测量了输电线路跳线绝缘子串的倾斜角和风偏角;数值模拟方法拓展了各种外部因素及结构特性对风偏结果的影响效果,楼文娟[7]等进行了风压不均匀系数与风荷载调整系数的影响因素分析,刘小会[8]等研究了500kV超高压输电线路在随机风荷载作用下的风偏问题,严波[9]等对不同档距、高差和高度的输电线路在不同平均风速的随机风场作用下的风偏响应进行时程分析,LI[10]等对输电线路风偏设计进行了优化及模拟分析,Wang[11]等以有限元模拟方法分析了V型绝缘子串经受动风作用的力学特性,Yin[12]等输电线路风偏跳闸机理进行了数值分析。风偏机理分析为减小风偏幅度提供理论依据,风偏研究的终极目标是通过适当的方式减小风偏反应幅度、直至抑止风偏发生,目前,放风偏的方法很多见诸报导:采用刚性跳线法[13]、使用防风拉线进行输电线路防风偏治理[14]、加装绝缘保护套[15]、在横担与输电塔塔身添加新型复合绝缘材料制成的绝缘阻拦索[16]、加装重锤等措施,周龙武[17]等人通过仿真分析提出考虑风速、覆冰及档距的抑制风偏措施。

目前的防风偏方法多以“硬抗”方式呈现,即在易出现风偏之处自绝缘子串至横担之间加设支撑,用以“强硬”支开绝缘子串,使其不向横担方向偏斜,这种方式会使绝缘子串传来的荷载直接作用在横担上,导致横担易出现变形、甚至屈曲;另外的防风偏方式是在导线上加装重锤等被动控制方式,而这种被动控制若想达到很好的效果,则必须使重锤的重量达到很高的值,增大了导线的负重,易引起导线断股、甚至断线。因此,本文应用一种新型的防风偏装置:复合防风偏斜撑支柱式绝缘子,进行输电线路防风偏,通过塔-线-绝缘子-防风偏装置耦合模型的风致反应分析,研究装置的防风偏有效性。这种复合防风偏斜撑支柱式绝缘子主要依靠其中所包含的磁流变液阻尼器来实现防风偏的目的,因为磁流变液阻尼器是一种半主动控制装置,当安装磁流变液阻尼器产生相对速度时,其依靠含有金属碎屑的粘滞液体通过具有一定场强的磁场产生阻滞力,并消耗大量能量,来减缓外部作用带来的结构反应。而输电线路的风偏是由于风载导致绝缘子串处的横向偏移过大引起的,风载作用在导线上,不仅对导线产生横向外力,而且带给导线大的能量,因此,将包含的磁流变液阻尼器的复合防风偏斜撑支柱式绝缘子用于输电线路的防风偏,既能降低由绝缘子串传来直接作用在横担上的荷载,又可以减少给导线的负重,对于输电线路来说是一种非常适合的防风偏装置。

1 复合防风偏斜撑支柱式绝缘子及其设计参数

1.1 复合防风偏斜撑支柱式绝缘子结构及安装

如图1所示,复合防风偏斜撑支柱式绝缘子由支柱斜撑式刚性绝缘棒+复合阻尼器构成,其中支柱斜撑式刚性绝缘棒为采用刚度大、绝缘性能强的材料制作而成,复合阻尼器由磁流变液阻尼器+SMA螺旋弹簧构成,并在复合阻尼器外部使用氟硅橡胶保护套提高其绝缘性能如图2所示;复合防风偏斜撑支柱式绝缘子一端连接在悬垂绝缘子上、另一端连接在横担的角钢上,装置安装位置示意图如图3所示。

图1 装置结构示意图Fig.1 Device structure diagram

图2 复合阻尼器示意图Fig.2 Composite damper diagram

图3 装置安装位置示意图Fig.3 Device installation position diagram

1.2 复合防风偏斜撑支柱式绝缘子结构参数设计

复合防风偏斜撑支柱式绝缘子的结构参数以及其中SMA螺旋弹簧、磁流变液阻尼器的结构参数、物理性能分别如表1～表3所示。

表1 复合防风偏斜撑支柱式绝缘子的结构参数

表2 SMA螺旋弹簧结构参数及物理性能

表3 磁流变液阻尼器结构参数及物理性能

其中磁流变液阻尼器,其本构关系模型采用Bingham塑性模型,其阻尼力-位移、阻尼力-速度曲线如图4所示。

图4 磁流变液阻尼器本构关系图Fig.4 Constitutive relation diagram of magnetorheological fluid damper

2 脉动风场及塔-线-绝缘子-防风偏装置耦合模型建立

2.1 脉动风场建立

以平均风速剖面作为不同高度风速计算的依据,采用指数率模型计算平均风速剖面,具体见公式(1)

(1)

本文脉动风荷载模拟方法为谐波合成法与Davenport风速谱,脉动风速时程计算为

(2)

公式中:N为频率分段数;S(ωn)为脉动风速功率谱;ωn为圆频率;Δωn为频率步长;φn为随机相位角。

脉动风荷载的自功率谱密度函数为

(3)

图5 功率谱密度图Fig.5 Power spectral density diagram

图6 25.3 m处风速时程曲线Fig.6 Wind speed time history curve at 25.3 m

2.2 塔-线-绝缘子-防风偏装置耦合模型建立

应用ABAQUS建立一塔两线的塔-线-绝缘子-防风偏装置耦合数值模型(其中防风偏装置为复合防风偏斜撑支柱式绝缘子),水平档距500 m。

以220 kV的2G-SJC1双回路铁塔为研究对象,塔高44.5 m,根开10.6 m,塔材为Q235及Q345钢,屈服强度分别为235 MPa、345 MPa,塔材弹模2.06×105MPa,泊松比0.3。主材、横隔材、斜材以BEAM(B31)单元模拟,辅材用TRUSS(T3D2)单元模拟。建立的铁塔模型如图7所示。

图7 铁塔数值模型Fig.7 Numerical model of tower

所用导线、地线型号及参数如表4所示。

表4 导地线材料参数Tab.4 Guide ground material parameters

导线、地线使用T3D2H单元进行模拟,单元长度5m,在进行数值模拟之前,以孔伟等[19]的研究成果对导线进行初始状态找形,如图8所示。

图8 自重状态下导线形态Fig.8 Conductor configuration under dead weight

以T2D2平面杆单元模拟悬垂绝缘子串,且其上端与横担连接设为铰接,其下端与导线连接亦设为铰接。

对于复合防风偏斜撑支柱式绝缘子,以刚体单元模拟刚性绝缘棒、实体单元模拟复合阻尼器、内置弹簧阻尼单元模拟SMA螺旋弹簧,其有限元模型如图9所示。

图9 复合防风偏斜撑支柱式绝缘子数值模型Fig.9 Numerical model of composite windproof skew support post insulator

依上述设置建立的塔-线-绝缘子-防风偏装置耦合模型如图10所示。

图10 一塔两线塔-线-绝缘子-防风偏装置耦合数值模型Fig.10 Numerical model of coupling of two wires in a tower,pylon,wire-insulator and windproof deviation device

3 复合防风偏斜撑支柱式绝缘子防风偏效果分析

3.1 复合防风偏斜撑支柱式绝缘子的防风偏反应

对一塔两线塔-线-绝缘子-防风偏装置耦合数值模型,输入风速时程曲线及复合阻尼器的出力时程即可得到在复合防风偏斜撑支柱式绝缘子作用下输电线路的风偏反应,也就能够获得复合防风偏斜撑支柱式绝缘子对于输电线路的防风偏效果,其中以陈鑫等[20]的研究成果确定SMA的应力-应变关系曲线、依赵玉亮[21]的研究成果获得磁流变阻尼器的非线性阻尼力与速度。作为对比分析,对相同的一塔两线塔-线-绝缘子耦合数值模型(只是不含复合防风偏斜撑支柱式绝缘子)输入相同的风速时程曲线,得到无防风偏装置的输电线路风偏反应。加装防风偏装置与不加装防风偏装置的输电线路在加装防风偏装置位置的风偏角计算结果如图11所示。

图11 有无防风偏装置输电线路风偏反应Fig.11 Transmission line wind deflection reaction with and without wind deflection device

如图11所示,不加装复合防风偏斜撑支柱式绝缘子时输电线路的风偏角大大高于加装复合防风偏斜撑支柱式绝缘子时输电线路的风偏角,不加装复合防风偏斜撑支柱式绝缘子时的风偏角最大值为66.04°、对应位置加装复合防风偏斜撑支柱式绝缘子时的风偏角仅为2.93°,风偏角的降低幅度达到95.6%,由此可见加装复合防风偏斜撑支柱式绝缘子对于输电线路防风偏的效果极佳。

3.2 影响复合防风偏斜撑支柱式绝缘子防风偏效果的因素及影响程度

3.2.1 磁流变液屈服强度对防风偏效果的影响

磁流变液屈服强度决定磁流变液提供的出力大小,分别取磁流变液屈服强度30、40、50、60 kPa,其所对应的加装复合防风偏斜撑支柱式绝缘子时输电线路的风偏角计算结果如图12所示。

图12 磁流变液屈服强度对抗风偏效果的影响Fig.12 Effect of yield strength of magnetorheological fluid on wind deflection resistance

由图12可见,随着磁流变液屈服强度的增大,最大风偏角逐渐减小,这是由于磁流变液屈服强度的增大引起磁流变液阻尼器的磁场强度增大,使得在相同的结构相对移动速度情况下,其中含有金属碎屑的液体对于活塞的阻滞力增大,活塞的运动速度降低、移动幅度减少,另外,移动相同位移的阻力增大,使得消耗的能量也增大,由此,使得在相同风载作用下,复合防风偏斜撑支柱式绝缘子处的风偏位移减小,风偏角降低,达到抑制输电线路风偏的效果。磁流变液屈服强度以及与其相应的最大风偏角如表5所示。

表5 磁流变液屈服强度与最大风偏角对应关系

由表5可见,最大风偏角的降低与磁流变液屈服强度增大非呈现现行关系,随着磁流变液屈服强度的增大,最大风偏角的降低幅度在逐渐减小,其相互关系为

θmax=6.89-0.94ln(τs)

(4)

公式中:θmax为最大风偏角;τs为磁流变液屈服强度。

3.2.2 SMA螺旋弹簧等效刚度对防风偏效果的影响

SMA螺旋弹簧在复合防风偏斜撑支柱式绝缘子复合抗风偏绝缘子中主要承担复位功能,另外,SMA螺旋弹簧也具有耗能功能,因此,分别取2.44、2.94、3.44和3.94 kN/m等4个等效刚度进行一塔两线塔-线-绝缘子-防风偏装置耦合数值模型的风致反应分析,得出的加装复合防风偏斜撑支柱式绝缘子时输电线路的风偏角计算结果如图13所示。

图13 SMA螺旋弹簧等效刚度对抗风偏效果的影响Fig.13 Effect of equivalent stiffness of SMA helical spring on wind deflection resistance

由图13所示,随着SMA螺旋弹簧等效刚度的增加,输电线路的最大风偏角呈现减少的趋势,只是减少的幅度偏小,这种变化趋势是因为SMA螺旋弹簧的作用主要是快速恢复复合防风偏斜撑支柱式绝缘子的变形,由于其也有一定的耗能能力,因此能够减小风偏角,但其耗能能力不足,因此风偏角减小的幅度不大。具体风偏角变化数值如表6所示。

表6 SMA螺旋弹簧等效刚度与最大风偏角对应关系

由表6可见,虽说输电线路的最大风偏角随着SMA螺旋弹簧等效刚度的增加而减小,但减小的幅度非常小(最小0.9%),对输电线路的风偏抑止的贡献率过低。

3.2.3 活塞有效长度对防风偏效果的影响

磁流变液出力公式表明[15],磁流变液的粘滞阻尼力和库伦阻尼力均与磁流变液活塞的有效长度相关,因此,以30、40、50、60 mm等4个活塞有效长度进行一塔两线塔-线-绝缘子-防风偏装置耦合数值模型的风致反应分析,得出的加装复合防风偏斜撑支柱式绝缘子时输电线路的风偏角计算结果如图14所示。

图14 活塞有效长度对抗风偏效果的影响Fig.14 Effect of effective length of piston against wind deflection effect

由图14可知,随着活塞有效长度的增加,输电线路的最大风偏角呈现减少的趋势,这是因为在活塞外表面附着磁铁,随着活塞长度的增大,附着的磁铁增多,磁流变液阻尼器的磁场强度增大,则在结构移动相同位移、或相同速度的情况下,磁流变液阻尼器产生的阻滞力、消耗的能量均增大,使得结构的风偏角数值降低。具体减小幅度如表7所示。

表7 活塞有效长度与最大风偏角对应关系

由表7可知,尽管磁流变液的粘滞阻尼力和库伦阻尼力大小与活塞有效长度成正比,但输电线路的最大风偏角随着活塞有效长度的增大并非呈现线性减小的关系,而是在活塞有效长度由30 mm增加到40 mm时,最大风偏角的减小幅度最大,达到10.55%,随着活塞有效长度继续增加,最大风偏角的减小幅度快速降低。

3.2.4 活塞间隙宽度对防风偏效果的影响

依据磁流变液出力计算公式[15],活塞间隙涉及磁流变液的通道宽度,也是计算活塞有效面积的基础,因此对磁流变液阻尼出力影响很大,分别以2.5、2、1.5、1 mm作为活塞间隙宽度,进行一塔两线塔-线-绝缘子-防风偏装置耦合数值模型的风致反应分析,得出的加装复合防风偏斜撑支柱式绝缘子时输电线路的风偏角计算结果如图15所示。

图15 活塞间隙宽度对抗风偏效果的影响Fig.15 Influence of piston clearance width against wind deflection effect

由图15可知,随着活塞间隙宽度的增加,输电线路的最大风偏角呈现增大的趋势,之所以会呈现这种现象,其原因是随着活塞间隙宽度的增加,当活塞向一个方向移动时,顺着活塞两侧回流的含有金属碎屑的液体的流量增大,阻碍活塞前进的阻力相应减弱,由此产生的阻滞力相应减小。具体增大幅度如表8所示。

表8 活塞间隙宽度与最大风偏角对应关系

由表8可知,随着活塞间隙的增加,复合防风偏斜撑支柱式绝缘子的抗风偏效果在逐渐下降,反映到具体下降幅度上,活塞间隙宽度从1 mm增加到1.5 mm,最大风偏角的由2.99°增大到3.18°,相应的抗风偏效果降低6.35%,随着活塞间隙宽度继续增大,这一倾向愈发明显。

4 结 论

针对目前防风偏方法的不足,采用一种新型的防风偏装置(复合防风偏斜撑支柱式绝缘子),通过塔-线-绝缘子-防风偏装置耦合模型的风致反应分析,研究新装置的防风偏有效性以及影响装置防风偏效果的相关因素及各因素对防风偏的影响程度。实例分析表明:

1)新的防风偏装置对于输电线路具有超强的防风偏效果,具体反映在:加装复合防风偏斜撑支柱式绝缘子时的输电线路风偏角(2.93°)大大低于不加装复合防风偏斜撑支柱式绝缘子时输电线路的风偏角(66.04°),风偏角的降低幅度高达95.6%。

2)磁流变液屈服强度、SMA螺旋弹簧等效刚度、活塞有效长度、活塞间隙宽度均对新防风偏装置对于输电线路的防风偏效果有影响,且影响的效果不同:随着磁流变液屈服强度增大,最大风偏角呈现非线性减小的趋势;SMA螺旋弹簧等效刚度对新防风偏装置对于输电线路的防风偏效果影响很小;随着活塞有效长度增大,最大风偏角呈现最初减小幅度较大、后续最大风偏角呈现减小幅度逐渐降低;随着活塞间隙增加,最大风偏角呈现增大趋势,表明复合防风偏斜撑支柱式绝缘子的抗风偏效果在逐渐下降。

3)本文的研究成果对于输电线路防风偏设计具有一定的指导作用,今后还需对新防风偏装置对于输电线路的防风偏效果进行更多的试验研究,才能使其尽快用于工程设计之中。