500kV输电线路横担-绝缘子体系稳定性分析和加固

张轩浪1，陈伏彬1，翁兰溪2，林锐2

2. 中国电建集团福建省电力勘测设计院有限公司，福建 福州，350003

［摘要］ 高压输电线路的绝缘子易在风荷载作用下引起悬垂端导线舞动，致使绝缘子在导线拉力的作用下对横担结构产生大弯矩作用，导致横担结构局部发生结构损伤。因此详细研究横担结构力学性能和加固横担薄弱部位对保障电力系统运行的安全性与稳定性有十分重要的意义。本文以某500kV输电线路的横担-绝缘子结构为原型，针对横担结构中与绝缘子串连接的双角钢组合杆件提出一种原位加固方法，对比组合杆件加固前后的强度提升效果，并选取加固后的横担-绝缘子体系进行真型试验。研究结果表明：横担结构在绝缘子悬垂端的设计荷载作用下，结构主体部分稳定；横担前端的组合杆件加固前局部应力大，屈曲变形特征明显；加固后杆件局部应力降低11.6%，加固效果显著，可以为实际工程提供指导。

关键字:横担；足尺试验；力学性能；数值模拟；承载能力

[Abstract]Insulators of high-voltage transmission lines are prone to dance at the overhanging end of the wire under wind load, resulting in large bending moments of the insulator on the cross-beam structure under the action of the wire tension, leading to local structural damage of the cross-beam structure. Therefore, it is very important to study in detail the mechanical properties of the cross-beam structure and to strengthen the weak parts of the cross-beam to ensure the safety and stability of the power system operation. In this paper, we propose an in-situ reinforcement method for the double-angle steel composite rod connected to the insulator string in a 500kV transmission line, compare the strength enhancement effect of the composite rod before and after reinforcement, and select the reinforced cross-insulator system for real type test. The results of the study show that: the main part of the cross-beam structure is stable under the design load of the insulator overhang; the local stress of the combination bar at the front end of the cross-beam is high before reinforcement, with obvious flexural deformation characteristics; the local stress of the bar is reduced by 11.6% after reinforcement, and the reinforcement effect is significant, which can provide guidance for practical engineering.

Key words: Cross-beam; foot-rule test; mechanical properties; numerical simulation; load-bearing capacity

1引言

近些年台风频繁登陆我国沿海地区，对我国经济造成了巨大的损失。输电线路中的输电铁塔和输电线都是高柔性结构，在风激励的作用下极易发生电力安全事故。比如“莫兰蒂”台风在厦门登陆，导致厦门电力系统大面积瘫痪[1]; 2017年珠海地区出现名为“天鸽”的台风，导致多条线路发生倒塔灾害，某些高压线路横担部分发生结构损伤

[2]，因此对输电线路易损部位进行研究以及加固是非常有必要的。

目前国内外学者针对绝缘子和横担展开了大量研究。张建新[3]等利用有限元软件建立了输电塔的有限元模型，考虑多种工况下，结构的薄弱部位及破坏机理，分析了各工况下铁塔内力和变形的变化规律，获得了各工况下的铁塔极限承载能力；Zekavati [4]等通过渐进损伤法对横担进行非线性有限元分析,预测横担的破坏模式和极限荷载； Yang[5]等对某500kV输电塔的横担模型进行了不同工况下的风洞试验，并通过拟合分析确定了2种适用于角钢横担偏斜风荷载因子的拟合函数；Yousaf[6]通过有限元方法分析绝缘子串力学性能表征，找到了影响瓷柱绝缘子抗弯强度的关键因素； Peng[7]等通过量纲分析将耐张绝缘子模型缩尺进行实验并得到3种典型耐张绝缘子串的负荷比例。

综上所述，目前国内外学者已有对复合材料横担、绝缘子负荷比例等方向的研究，针对于局部杆件力学性能并进行横担结构足尺试验分析的研究仍相对缺乏。本文依托福建省漳州—泉州500kVⅠ、Ⅱ回开断进集美变线路工程，以500kV转角塔跳线串用固定式防风偏复合绝缘子和5C7-SJC2转角塔外侧横担为研究对象建立模型，通过模拟导线拉力对绝缘子的作用，对比分析此类荷载作用下，普通横担与加固横担的结构效应。

2有限元分析

2.1材料力学性能

横担结构采用Q420和Q355强度的等肢角钢，采用同批次钢材留样并制作材性试件，试件样坯切取及机加工均符合规范[8]要求，试件尺寸设计按照规范[9]中所要求的进行设计，通过拉伸试验确定钢材的屈服强度fy、抗拉强度fu及弹性模量Es。材性试验结果如表1。

表1 角钢本构关系

编号	fy/MPa	fu/MPa	E/GPa	编号	fy/MPa	fu/MPa	E/GPa
Q355-1	363.45	570.34	205	Q420-1	429.91	621.89	205
Q355-2	359.58	574.66	207	Q420-2	431.05	622.71	207
Q355-3	361.93	571.82	206	Q420-3	430.57	622.24	206
Q355平均	361.65	572.27	210	Q420平均	430.51	622.28	206

2.2有限元模型

为指导工程设计，本文依托于福建省漳州—泉州500kVⅠ、Ⅱ回开断进集美变线路工程，以5C7-SJC2转角塔外侧横担为原型建立横担有限元模型，并与两根防风偏复合绝缘子通过法兰盘组装成横担-绝缘子体系。角钢具体参数如表2所示。结构图如图1所示。

图1(a)中横担最前端杆件（编号448，449）是连接绝缘子的双角钢截面组合杆件，考虑双角钢杆件与T型截面杆件受力性能类似，在有限元模型中用T型截面杆件替代，以此优化计算。未加固前组合杆件如图1(d)所示。此外，建立组合杆件加固后的横担结构有限元模型，为了提升杆件刚度，在T型杆件上方等尺寸的焊接一块10mm厚度的盖板并在腹板两侧等距的焊接4块加劲板，加固后组合杆件截面图如图1(e)。

(a)底面构件图
(b)侧面构件图	(c) 斜面构件图
(d) 加固前组合杆件截面图	(e) 加固后组合杆件截面图
图1 横担结构图

表2 角钢参数

编号	规格	长度	编号	规格	长度
401	L160×14	9175	435	L70×5	3205
402	L160×14	9175	436	L70×5	3205
403	L160×12	6529	437	L70×5	3026
404	L160×12	6529	438	L70×5	3026
405	L56×4	2083	439	L70×6	2775
406	L56×4	2083	440	L70×6	2775
407	L56×5	1811	441	L75×6	2299
408	L56×5	1811	442	L75×6	2299
409	L45×4	1754	443	L70×5	1298
410	L45×4	1754	444	L63×5	643
411	L56×5	1428	445	L63×5	643
412	L56×5	1428	446	L70×5	1170
413	L56×5	1252	447	L56×5	1634
414	L56×5	1252	448	L140×10	1073
415	L40×4	1170	449	L140×10	1028
416	L40×4	1170	456	L45×4	3111
417	L80×6	2837	457	L45×4	3111
418	L80×6	2837	458	L45×4	2973
419	L75×6	717	459	L45×4	2973
420	L75×6	717	460	L45×4	2715
421	L70×5	611	461	L45×4	2715
422	L70×5	611	462	L56×4	2080
425	L70×6	1842	463	L50×4	1264
426	L70×6	1842	465	L50×4	934

模拟横担悬挑在输电塔塔身位置，横担尾端支点采用固定约束。有限元分析中使用静力加载方式，得到横担结构的变形分量、应力应变分量、支座反力等结果。单元类型的选择组合杆件以及绝缘子及其连接部件选用C3D8R单元，其他杆件均选用B31

单元[10]。有限元模型如图3所示。根据文献[11]计算以及试验测试的结果，此类绝缘子可承受最大水平力为4kN，本文选用绝缘子悬垂端水平纵向拉力4kN为设计荷载，进行有限元仿真分析。

图2横担-绝缘子体系有限元模型

2.3有限元结果分析

在4.9米绝缘子悬垂端受水平纵向拉力4kN荷载作用下，荷载对横担结构产生大弯矩作用。但整体杆件组成的横担结构应力偏小，组合杆件加固前后，整体杆件应力均小于100MPa，如图5所示。从应力云图可以看出横担最前端的组合杆件受到拉弯效应的影响而应力较大，最大应力达到415MPa（加固前）和367MPa（加固后），其中加固前应力值已明显超过了材料屈服应力，加固前后最大等效应力位置均处于杆件翼缘两侧。位移云图可以看出，沿荷载方向最大位移从19.7mm减小到14.1mm。对组合杆件进行加固后，应力降低了11.6%左右，变形程度大幅度减小，结构承载能力提升效果显著。

图4 梁单元应力对比云图（左为加固前，右为加固后，下同）
图5 组合杆件应力对比云图
图6 组合杆件荷载方向位移对比云图

3横担-绝缘子体系荷载试验

3.1加载与量测

按照图1组装横担结构并将结构安装在底部离地6.2m高度位置，在横担前端双角钢组合杆件跳线孔处安装两根4.9m绝缘子。横担-绝缘子体系试验组装完成图如图7所示。

在绝缘子端部施加水平沿横担长度方向的拉力，拉力装置利用多段钢丝绳连接绝缘子端部、手拉葫芦、拉力计，钢丝绳的另一端锚固于反力墙内侧。利用手拉葫芦施加拉力，辅以拉力计测得拉力大小。拉力装置组如图8所示。

图7 横担绝缘子-体系组装完成图	图8 拉力装置组

本试验中，单根绝缘子悬挂端最大水平拉力设计荷载为4kN，两根绝缘子端部同时利用手拉葫芦进行加载，利用拉力计测得拉力读数。在荷载加载初期，每级荷载增长0.5kN，当荷载达到3kN，每级荷载增长0.2kN。荷载施加分11级加载并卸载荷载至0，每级荷载保持2分钟。

试验采用应变片测量测点应变。对绝缘子变形测量时，加载前对绝缘子底部位置进行标定，每级荷载稳定后，量取变形后绝缘子底部位置与标定位置的水平、竖向的距离，以此测得绝缘子底部的偏移量。

3.2试验结果以及与有限元结果分析比较

对比有限元模型与足尺试验模型的变形特征以及应变、位移等结果，可以看出有限元模型变形特征符合实际，有限元计算与试验结果的荷载-应变曲线以及荷载-位移曲线接近，这验证了有限元模型的可靠性。

图9 有限元与试验体系变形图
图10 绝缘子悬挂端荷载-位移曲线		图11 组合杆件部分测点荷载-应变曲线

从图10绝缘子悬挂端荷载-位移曲线可以看出，绝缘子端部的水平和竖向位移均随着荷载的增加而线性增长，两个方向的试验位移值略小于有限元位移值，这可能是因为有限元模型中绝缘子材料设计强度略保守而导致。整体而言，两者的荷载-位移曲线吻合良好。

图11给出了组合杆件部分测点荷载-应变曲线，试验中荷载-应变曲线因荷载控制不均匀而导致小幅度波动，整体趋势仍可视为线性变化，横担结构处于弹性工作状态，试验后没有产生塑性变形。考虑到篇幅问题，本文只列举组合杆件的部分典型测点的荷载应变曲线（试验曲线标记为S，有限元曲线标记为Y）。应变最大的1号测点位于组合杆件受压侧底部靠近外侧螺栓孔洞5cm位置，微应变达到826με（试验值）和792με（有限元值），仍小于杆件屈服应变，加固横担处于安全工作状态，进一步验证了加固后横担结构的可靠性。

4结论

本文对普通横担和加固横担在绝缘子悬挂端受水平拉力作用下的力学性能进行有限元分析，并通过加固横担的足尺试验加以验证，可以得出以下结论：

（1）在绝缘子悬挂端受4kN水平拉力作用下，横担主体结构应力不大，结构稳定，连接可靠，处于弹性工作阶段；

（2）在绝缘子悬挂端受4kN水平拉力作用内，普通横担前端组合杆件局部应力大于杆件屈服应力，且发生了明显的屈曲变形。针对这一结构损伤，提出了一种加固措施；

（3）组合杆件加固后，在同样的荷载作用下，局部应力减小了11.6%左右，杆件变形程度大幅度减小，结构承载能力提升显著；

（4）加固横担有限元与试验的应变及变形结果吻合，有限元模型满足分析需要。

参考文献

[1]陈德花,张玲,张伟,赵玉春,蒋永成,郑辉.“莫兰蒂”台风致灾大风的结构特征及成因[J].大气科学学报,2018,41(05):692-701.

[2]黄增浩,吴新桥,孟晓波,蔡彦枫,龚博,张志强.沿海地区输电线路台风观测方法研究及“莫兰蒂”台风实测分析[J].南方电网技术,2018,12(09):28-34.

[3]张建新, 刘鲁杰, 袁广林. 特高压直流输电铁塔承载性能有限元分析[J].工业建筑,2019,49(11):6.

[4]Zekavati Ali Asghar,Jafari Mohammad Ali,Saeedi Ali. Experimental and numerical investigation on the structural performance of a novel type of pultruded composite cross-arm for power transmission towers[J]. Structures,2022,35:833-844

[5]Fengli Yang,Jingbo Yang,Huawei Niu,Hongjie Zhang. Design wind loads for tubular-angle steel cross-arms of transmission towers under skewed wind loading[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,2015,140:10-18.

[6]Yousaf Muhammad,Iqbal Tanveer, Hussain Muhammad Asif, Tabish Asif Nadeem,Haq Ehsan Ul,Siddiqi Muhammad Hamid,Yasin Saima,Mahmood Hamayoun. Microstructural and mechanical characterization of high strength porcelain insulators for power transmission and distribution applications[J]. Ceramics International,2022,48(2): 1603-1610.

[7]Liu Peng, Si Jiajun, Zhou Lixian, Zhu Kuanjun. Research on Scale Model of Typical Tension String of UHVDC Transmission Lines under Ice-Shedding Loads[J]. Journal of Physics: Conference Series,2021,2076(1): 012110.

[8]GB/T 2975-2018, 钢及钢产品 力学性能试验取样位置及试样制备[S].

[9]GB/T 228.1-2021, 金属材料　拉伸试验　第1部分：室温试验方法[S].

[10]徐建国,石华军,郭勇,叶尹,邢月龙.大跨越输电塔线体系有限元建模[J].电力建设,2011,32(3):15-19．

[11]林锐,田正波,林朝晖,陈俊,王家昕,翁兰溪,陈伏彬.近海台风区500kV防风偏复合绝缘子研制及工程应用[J].

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