劉純，唐遠富，歐陽克儉，劉云龍

(國網湖南省電力公司電力科學研究院，湖南長沙410007)

±800 kV輸電線路預絞式懸垂線夾斷裂分析

劉純，唐遠富，歐陽克儉，劉云龍

(國網湖南省電力公司電力科學研究院，湖南長沙410007)

預絞式懸垂線夾因在結構、性能和節(jié)能等方面的顯著特點被廣泛應用。針對某±800 kV輸電線路地線預絞式懸垂線夾斷裂問題，開展材質檢測、機械強度試驗和力學計算，檢測發(fā)現線夾單側懸垂角為10°，不符合DL/T 763—2013要求。張力試驗表明40°出線角時線夾極限張力約為38 kN；且當線夾懸垂角一定時，出線角越大，線夾懸垂套殼承受極限張力越小。脫冰跳躍動力計算發(fā)現當前檔80%及以上地線脫冰時，后側線夾出線角增大，對應的地線張力達到線夾的極限荷載。指出線夾由于懸垂角偏小，地線脫冰跳躍致使其斷裂。提出對重冰區(qū)預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線固定在絕緣子串上或將避雷線懸掛在直線桿塔上，亦用于換位桿塔上支持換位導線，耐張、轉角桿塔上固定跳線。懸垂線夾的選用通?？紤]結構形式、機械強度、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力而引起損傷，在設計時應進行懸垂角驗算，以保證線纜在線夾兩側出口的實際懸垂角不超過懸垂線夾允許的懸垂角。

預絞式懸垂線夾由PLP公司20世紀推出，因其在結構、性能和節(jié)能等方面的顯著特點，被各工程廣泛應用〔1－2〕。該線夾的突出特點是將線纜懸掛點的應力分散到整個預絞絲長度上，有效減小線纜所受靜態(tài)應力和動態(tài)應力，避免線纜損傷；而且預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。

預絞式金具的相關標準有文獻〔3－5〕:DL/T763、DL/T 766、DL/T 767，對懸垂線夾均要求單懸垂線夾的雙側懸垂角之和不應小于30°，雙懸垂線夾的雙側懸垂角之和不應小于60°〔6－7〕。

目前，我國建設的特高壓交、直流線路應用大量預絞式懸垂線夾，這些懸垂線夾均為統(tǒng)一設計。由于特高壓線路高海拔、大高差、大檔距差等特點，重冰區(qū)脫冰跳躍對線路安全影響較大，不僅會造成導線閃絡，而且會引起金具、鐵塔結構損傷〔8－11〕。本文對某±800 kV特高壓直流輸電線路地線預絞式懸垂線夾斷裂問題開展材質檢測、機械強度試驗和力學計算，查明線夾斷裂原因并提出建議，對特高壓線路預絞式懸垂線夾的設計及安全運行具有借鑒意義。

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1513號塔極Ⅱ地線后側線夾斷裂，前側線夾破損；極Ⅰ地線后側線夾破損，如圖1所示。查閱覆冰觀測記錄，該線路于2015年1月29日開始覆冰，2月4日導線最大覆冰厚度約20 mm，對應地線覆冰厚度約25 mm。

圖1 預絞式懸垂線夾斷裂

1513號直線塔所在的耐張段始于1510號塔，終于1514號塔，1512－1514號塔的桿塔參數見表1。該耐張段長1 679 m，代表檔距為565 m。設計覆冰厚度為20 mm，設計風速為27 m/s。導線型號為JL/ G2A－900－75，地線型號為LBGJ－150－20AC。

表1 桿塔參數表

地線金具組裝型號為ZXD1，線夾為預絞式雙懸垂線夾，型號為CLS－16－150，由2個懸垂線夾組成，單線夾懸垂角為10°，標稱破壞荷載為80 kN，合計標稱破壞荷載為160 kN。該線夾由預絞絲、橡膠襯墊、懸垂套殼和U型抱箍組成，如圖2所示。預絞絲的材質為牌號 LF10鋁合金，直徑為Φ6.3 mm，長度 2 000 mm。懸垂套殼材質為ZL102，U型抱箍材質為6061鋁合金。

圖2 預絞式懸垂線夾結構

2 材質檢測

2.1 宏觀檢查

1513號塔極Ⅰ，極Ⅱ地線線夾共4個懸垂線夾，其中3個斷裂。極Ⅰ后側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型抱箍內部。U型抱箍斷口呈45°角。極Ⅱ前側線夾斷裂如圖4所示。懸垂套殼兩側喇叭口下部均破裂。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后側線夾斷裂

圖4 極Ⅱ前側線夾斷裂

2.2 材質試驗

對極Ⅱ地線后側線夾懸垂套殼、U型抱箍進行取樣材質試驗。

1)化學成分分析

懸垂套殼的化學成分見表 2，與文獻 〔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 懸垂套殼化學成分 %

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

表3 U型抱箍化學成分 %

2)力學性能試驗

對U型抱箍取3個試樣進行力學性能檢測，試驗數據見表4，符合要求。

表4 U型抱箍力學性能試驗數據

3)金相檢驗

金相檢驗組織如圖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 機械強度試驗

取同廠家同型號新線夾進行破壞荷載試驗、握力試驗和張力試驗。由于新、舊線夾的設計圖紙、材質和制造工藝相同，故可認為新線夾的機械強度與舊線夾一致。

1)破壞荷載與握力試驗

取3個線夾進行破壞荷載試驗，在1.2倍標稱荷載下懸垂套殼未破壞；取3個線夾進行握力試驗，試驗荷載至26.2 kN，大于地線額定拉斷力的14%，預絞絲未發(fā)生滑移；線夾的破壞荷載試驗和握力試驗均符合標準要求。

2)張力試驗

取3個線夾進行張力試驗，試驗布置如圖6所示，懸垂套殼軸線與線纜夾角 (即出線角)為40°，試驗數據見表5。在試驗中，隨著線纜張力增加，懸垂套殼下部變形張開，當變形量達到一定程度時，懸垂套殼喇叭口根部開裂。

圖6 線夾張力試驗圖

表5 線夾張力試驗數據

保持出線角不變，將線纜張力按10 kN遞增形成荷載步，加載至每個荷載步后卸載至5 kN，然后加載至下一個載荷步，如此循環(huán)直至線夾開裂。在每個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 力學計算

圖7 線夾張力與懸垂套殼變形量曲線

應用通用有限元軟件ANSYS對1512—1514號塔間的地線、線夾和金具建模進行力學計算，單元模型如圖8所示，線夾根據其幾何結構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，單元長度與實際物件尺寸一致；地線采用link10單元模擬，單元長度為0.5 m。地線初始狀態(tài)的線形通過找形分析計算獲取。

圖8 1512—1514號塔地線及金具單元圖

計算工況為均勻覆冰、不均勻覆冰和脫冰跳躍，其中脫冰跳躍為非線性瞬態(tài)動力學分析，采用Newmark方法進行時間歷程積分求解，二階瞬態(tài)響應積分的幅值衰減系數取0.005，計算中通過打開大變形選項來考慮地線幾何非線性對脫冰跳躍動力響應的影響。

1)均勻覆冰計算

分別對20 mm覆冰 (－5℃，15 m/s風速)和30 mm覆冰 (－5℃、30 m/s風速)工況進行力學計算，地線及金具的角度與力值見表6。在30 mm覆冰時，線夾承受荷載最大，線夾前側出線角為11.47°，此時地線張力為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，計算數據見表7，金具偏轉變形如圖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變形

3)脫冰跳躍計算

由于該線路在2015年初有一次覆冰過程，當時地線覆冰厚度約25 mm，且1513號鐵塔位于山峰上，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，計算1513—1514號塔水平檔距80%的地線覆冰脫落，得到前、后側線夾出線角與張力變化曲線，如圖10所示。

當1513—1514號塔間80%地線脫冰時，前側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，后側地線線夾出線角為 28.1°，對應的地線張力為59.18 kN。

圖10 脫冰跳躍線時夾出線角與張力曲線

5 原因分析

1)試驗分析

從材質檢測可知，線夾的化學成分、力學性能、金相組織等基本符合標準要求，懸垂套殼、U型抱箍的材質合格。線夾機械強度試驗表明破壞荷載試驗、握力試驗均滿足標準要求，線夾的機械強度合格。

張力試驗是檢測在不同出線角度下線夾能承受的最大荷載，試驗表明在出線角為40°時，線夾能承受極限張力約為38 kN。假設線夾出線角與極限張力呈線性變化，根據線夾張力試驗數據可得到不同張力角度下線夾的極限張力，如圖11所示。當線夾懸垂角一定時，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)計算分析

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

在脫冰跳躍動力計算中，當1513—1514號塔間80%地線脫冰時，在22.37 s后側地線線夾出線角達28.1°，對應的地線張力為59.18 kN。對比圖11，此時地線張力達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

該故障線路地線預絞式懸垂線夾為統(tǒng)一設計，單側懸垂角為10°，文獻 〔3〕要求雙懸垂線夾的雙側懸垂角之和不應小于60°，線夾的懸垂角不符合標準要求。

綜上所述，由于預絞式懸垂線夾的懸垂角偏小，當1513—1514號塔間80%及以上地線脫冰跳躍，線夾出線角增大，對應的地線張力達到線夾的極限張力，造成線夾破壞。

6 結論及建議

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

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

3)對重冰區(qū)預絞式懸垂線夾進行檢查，重點檢查線夾懸垂套殼底部是否張開變形或破損，發(fā)現異常應及時更換。

4)對懸垂角不符合標準要求的預絞絲懸垂線夾進行更換。

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

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

〔3〕國家能源局.架空線路用預絞式金具技術條件:DL/T 763—2013〔S〕.北京:中國電力出版社，2013.

〔4〕國家能源局.光纖復合架空地線 (OPGW)用預絞式金具技術條件和試驗方法:DL/T 766—2013〔S〕.北京:中國電力出版社，2013.

〔5〕國家能源局.全介質自承式光纜 (ADSS)用預絞式金具技術條件和試驗方法:DL/T 767—2013〔S〕.北京:中國電力出版社，2013.

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

〔7〕鮑遷，吳宇，黃俊華.預絞式金具和電力行業(yè)標準的制定〔J〕.光通信，2003(6):50-53.

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

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

〔10〕陳勇，胡偉，王黎明，等.覆冰導線脫冰跳躍特性研究 〔J〕.中國電機工程學報，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力計算 〔J〕.中國電機工程學報，2008，28(6):1-6.

〔12〕國家技術監(jiān)督局.鑄造鋁合金:GB/T1173—2013〔S〕.北京:中國標準出版社，2013.

〔13〕中華人民共和國國家質量監(jiān)督檢驗檢疫總局.變形鋁及鋁合金化學成分:GB/T 3190—2008〔S〕.北京:中國標準出版社，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)，湖北應城人，碩士，高級工程師，從事結構應力分析和安全評估的研究。