220 kV新型双回路倒“Y”串输电塔电气及结构特性研究

潘峰，姜文东，宋刚，蔡勇

(1.中国能源建设集团浙江省电力设计院有限公司，杭州 310012; 2.国网浙江省电力公司，杭州 310007)

0 引言

国内外同塔双回路杆塔一般采用3层导线横担垂直排列的伞形塔或鼓形塔，对于覆冰地区线路，考虑相邻导地线间的水平位移要求，以及“I”串布置时大风间隙对导线横担长度的限制，推荐采用3层横担垂直排列的鼓形塔。国家电网公司220 kV输电线路通用设计中，双回路采用鼓形塔。220 kV输电线路工程中，铁塔造价占输电线路总投资的35%以上，降低铁塔工程量将有效降低工程造价。铁塔工程量与塔头尺寸息息相关，减小塔头尺寸主要从减小绝缘子串摇摆角，限制悬垂串风偏角度等方面考虑。以220 kV典型直线塔为例，大风工况下悬垂串最大风偏角减小10°，可减小横担长度0.4 m左右。

采用“V”串可消除“I”串风偏问题，但“V”串夹角也受风偏角控制，按照GB 50545—2010《110 kV～750 kV架空输电线路设计规范》[1]的规定，输电线路悬垂“V”串两肢间夹角的一半可比最大风偏角小5°～10°。如果“V”串夹角太小，容易造成“V”串背风肢受压，导致球碗处脱销、脱落等，严重时会掉串。因此，一般采用“V”串塔型的横担较“I”串更长，单基塔质量较大，且“V”串绝缘子数量比“I”串多1倍，增加了本体投资。对于走廊宽度不受限制的山区，采用“I”串经济性较优。

“I”串风偏角与风速、导线荷载、Kv(Kv=垂直档距Lv/水平档距Lh)值、悬垂串质量等多因素有关，在这些因素都无法改变的情况下，考虑采用外力来限制“I”串风偏摆动，220 kV输电线路采用的防风偏固定式跳线串就是利用金具的固定作用来限制跳线串摆动。导线悬垂串无法采用防风偏固定式，主要是因为导线的水平荷载很大，如采用固定式，容易造成绝缘子串弯曲、折断。

本文重点将对倒“Y”串铁塔的塔型规划、绝缘子串受力、金具设计、结构受力、工程造价等方面进行分析，为该塔在输电线路工程中的应用提供设计依据。

1 山区线路Kv值选择

在气象条件、导线型号等确定的情况下，直线塔悬垂串风偏摇摆角主要与Kv值有关：Kv值越大风偏角越小，Kv值越小风偏角越大。在塔型规划时会根据统计数据或工程经验规定各种直线塔的最小Kv值，实际使用时只要该塔的Kv值大于设计最小Kv值，即可认为满足摇摆角要求，各种工况下不会因悬垂串摇摆而导致带电导线与铁塔距离不足，进而发生闪络。

山区输电线路杆塔排位时，Kv值是杆塔选择的重要限制因素之一。山区线路中经常出现导线对地距离满足要求，水平档距、垂直档距均不大，Kv值很小的情况，此时设计人员只能增加塔高、采用设计Kv值更小的塔型或采取耐张塔开断措施，均会导致铁塔工程量增加。图1所示的典型山地断面1中，#50塔由于受Kv值控制，开断为耐张塔，而实际使用条件在I型直线塔范围内，导致工程造价大大提高；图2所示的典型山地断面2中，#95塔使用条件在I型直线塔范围内，受Kv值限制，选择设计Kv值更小的III型直线塔，且要增加塔高，导致塔重增大，导线对地距离产生不必要的增加。

图1 山地线路典型断面1Fig.1 Typical section of mountainous transmission line 1

图2 山地线路典型断面2Fig.2 Typical section of mountainous transmission line 2

如能采取一种措施限制悬垂串摇摆角，将大大压缩塔头尺寸；同时，在山区线路塔型选择中不受Kv值控制，将大大降低工程造价。

2 倒“Y”串塔设计

220 kV双回输电线路采用3层横担布置，可考虑在横担上安装辅助绝缘子，限制“I”串风偏摆动，相当于每相布置了一个倒“Y”串，最下层布置一个辅助横担，如图3所示。

表1 大风工况下各绝缘子串受力Tab.1 Stress of insulator strings under strong wind condition kN

图3 倒“Y”串布置示意Fig.3 Schematic layout of inverted “Y” string

采用此布置方式后，可基本限制“I”串风偏摇摆，压缩横担长度。常规塔型横担长度受大风工况下工频电压间隙限制，采用倒“Y”串布置后，塔头尺寸由外过电压和带电作业间隙值控制。

图3中，上相横担长度由间隙和线间距离两个因素控制，按间隙控制布置时可以使用的档距在800 m左右，如果档距超过该值，需增大线间距离；中、下相导线考虑了水平偏移，线间距离更大，整个塔型采用了伞形布置方式。

由于限制了“I”串风偏摇摆，该塔不受实际Kv值限制，只要导线对地距离满足规程要求，铁塔荷载和张力满足设计要求，绝缘子串和金具不超使用条件即可使用。因此，该塔型主要应用于Kv值较小(0.1～0.6)的山区，可以节约工程量。在无风静止、无纵向张力差情况下，两支辅助固定绝缘子串处于不受力的“松弛”状态；当出现大风或有纵向张力差时，允许“I”串绝缘子串和辅助固定绝缘子串有小幅度摆动。在两支辅助固定绝缘子串上，通过金具设置，能有一定的可调节长度，随受力方向在一定范围内摆动，可改善绝缘子串受力。下面将具体分析不同工况下各绝缘子串的受力情况。

2.1 绝缘子串受力分析

大风工况下，“I”串和其中一支辅助固定绝缘子串受力，另一支辅助固定绝缘子串不受力。首先计算绝缘子串长度不可调节，“I”串零风偏情况下的绝缘子串受力，基本计算条件如下。

(1)导线采用2×JLHA3-675中强度铝合金绞线，双分裂水平布置，分裂间距为500 mm。

(2)设计气象条件为：基本风速25 m/s，覆冰10 mm。

(3)采用合成绝缘子，结构高度为2 350 mm，可通过金具调节长度。受导线荷载控制，常规塔型“I”串合成绝缘子采用单联120 kN合成绝缘子。

(4)每支绝缘子金具串质量按50 kg考虑。

3支绝缘子受力分别为F1，F2，F3，两支辅助固定绝缘子夹角α为60°或80°，如图4所示。在大风工况下，各绝缘子串的受力见表1。

图4 倒“Y”串受力示意Fig.4 Schematic of stress characteristic for inverted “Y” string

从表1可知，随着α的减小和Lh，Lv的增大，绝缘子串受力增大，当Lh=380 m，Lv=550 m，α=80°时，“I”串绝缘子受力为31.3 kN，常规塔型使用时受力为22.2 kN，受力增大41%，可使用120 kN合成绝缘子；当Lh=600 m，Lv=1 000 m，α=60°时，“I”串绝缘子受力为62.20 kN，常规塔型使用时受力为39.44 kN，受力增大58%，需使用210 kN绝缘子。

大风工况下，“I”串悬垂串受力增大，可增大绝缘子串强度；辅助固定绝缘子串受力随着夹角α而变化，夹角越大，受力越小，选用常规绝缘子串即可满足强度要求。

假设辅助固定绝缘子串可伸缩范围Δd=200 mm(通过金具设置)，当“I”串摆动一定角度后，其中一支辅助固定绝缘子串伸长达200 mm，限制了“I”串继续摆动，另一支辅助固定绝缘子串长度缩短至200 mm以下，处于不受力状态。计算此情况下各绝缘子串受力，计算结果见表2。

表3 覆冰工况下各绝缘子串受力Tab.3 Stress of insulator strings under ice coating condition kN

表4 存在纵向张力差时各绝缘子串受力Tab.4 Stress of insulator strings under longitudinal tension difference kN

表2 大风工况下各绝缘子串受力(可调节)Tab.2 Stress of insulator strings under strong wind condition(adjustable) kN

对比表1和表2可知，由于辅助固定绝缘子的可伸缩性，使得绝缘子串受力明显减小，F1减小11.6%，F2和F3减小32.6%。

随着可调节范围增大，绝缘子串受力进一步减小，但调节范围增大将导致“I”串摇摆范围增加，间隙增大，横担增长。经计算，“I”串大风工况摆动15°以内，受外过电压间隙控制，整体间隙圆大小不发生变化。考虑到辅助固定绝缘子串可调节范围太大，较难实现，推荐调节范围在200～ 300 mm，大风工况下“I”串最大可摆5°左右，可实现绝缘子串受力减小，塔窗尺寸不变。

覆冰工况下导线承受覆冰垂直荷载，同时也有覆冰风荷载。取导线覆冰10 mm，Δd=200 mm，α=80°，各绝缘子串受力见表3。

从表2、表3可见，当覆冰垂直荷载较大时，辅助固定绝缘子串处于不受力的“松弛”状态，“I”串承受全部荷载。

导线架设完成后，悬垂“I”串处于铅垂状态，当气温、荷载等条件变化时，悬垂串两侧出现纵向不平衡张力，“I”串偏移直至两侧受力平衡。采用倒“Y”串设置时由于3支绝缘子串基本将悬垂线夹固定，如果不发生任何偏移，出现纵向张力时，绝缘子串张力将无穷大，因此实际使用时也需在两支辅助固定绝缘子串上设置可伸长调节范围。此时，各绝缘子串受力如图5所示。

图5 倒“Y”串受力示意(存在纵向张力差)Fig.5 Schematic of stress characteristic for inverted “Y” string(longitudinal tension difference)

计算时垂直荷载按覆冰10 mm考虑，无风，导线最大使用张力为61.446 kN，不平衡张力取相导线最大使用张力的10%，Δd=100 mm或200 mm，由此得到各绝缘子串的受力，见表4。

从表4中可知：当承受纵向不平衡张力时，“I”串受力较大，辅助固定绝缘子串受力不大；当同时承受垂直荷载时，辅助固定绝缘子可能失去作用，处于不受力的“松弛”状态，能调节长度越大，垂直荷载越大，越容易出现松弛状态，此时全部张力和荷载全部由“I”串承担。

如果考虑断线工况，断线张力按规程取最大使用张力的30%，垂直荷载按Lv=300 m的覆冰工况计算，辅助固定绝缘子最大可伸缩长度Δd=200 mm，各绝缘子串受力见表5。

表5 断线工况下各绝缘子串受力Tab.5 Stress of insulator strings under break condition kN

可见，断线工况下，当覆冰垂直档距Lv小于300 m时，采用120 kN合成绝缘子可满足强度要求。

2.2 绝缘子金具串设计

采用倒“Y”串布置时，给辅助固定绝缘子串提供200 mm左右的可伸缩长度，对绝缘子串受力有较大好处，因此金具串组装时在兼顾转动灵活、受力均匀的情况下还需设置成长度可调。3支绝缘子串连接处的联板也需单独设计。为保证3支绝缘子串连接，同时悬垂线夹风偏时不与联板相碰，单独设计的联板如图6所示。

图6 倒“Y”串金具联板Fig.6 Fitting plate for inverted “Y” string

辅助固定绝缘子串在正常工况下不受力，受力后最长能伸出200 mm，受力消失后绝缘子串又能恢复原长。本文考虑了两种方案，如图7、图8所示，设计了如图9所示的新型金具串。

图7 辅助固定绝缘子串(带PT调整板)Fig.7 Schematic of auxiliary fixed insulator strings(with PT adjustment plate)

图8 辅助固定绝缘子串(带延长环)Fig.8 Schematic of auxiliary fixed insulator strings (with extension ring)

3 倒“Y”串塔结构特性分析

设计的倒“Y”串塔Lh=380 m，Lv=550 m，倒“Y”串塔和常规塔的尺寸和间隙圆如图10所示。

利用ANSYS对铁塔进行建模，钢材的弹性模量E=2.06×1011N/m2，密度ρ=7 850 kg/m3，泊松比μ=0.3。选用分块Lanczos法，并分别采用梁系模型和杆系模型计算输电塔的模态和频率，倒“Y”串塔的前6阶模态如图11所示，前6阶频率计算结果见表6。从表中数据可知：倒“Y”串塔的前6阶频率采用杆系模型与梁系模型的计算值基本一致，一般采用杆系模型可以满足工程要求；第1、第2阶频率>1.5 Hz，说明塔整体刚度较好；由于输电塔受力分析主要研究输电塔水平方向的振动，因此重点考虑塔的前两阶弯曲振型。

根据我国规范，风振系数β的定义为：一定时间内风对结构的总效应与平均风产生的效应之比。β可表示为以下形式

(1)

具体到输电塔结构，各高度处的风振系数βL(z)的定义为

表6 倒“Y”串塔前6阶频率Tab.6 The first six frequencies of inverted “Y” string towers

注：x向为垂直线路方向，y向为顺线路方向。

图9 倒“Y”型绝缘子金具串Fig.9 Fitting string for inverted “Y” insulator

图10 倒“Y”串塔和常规塔单线图Fig.10 Schematic of inverted “Y” string towers and conventional towers

图11 倒“Y”串塔前6阶模态Fig.11 The first six-order modes of inverted “Y” string towers

(2)

按照GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》[2]的定义，结构在z高度的风振系数为

(3)

式中：ξ为脉动增大系数；v为脉动影响系数；φz为振型系数；μz为风压高度变化系数。

按照GB 50135—2006《高耸结构设计规范》[3]中的规定

βz=1+ξε1ε2，

(4)

式中：ε1为考虑风压脉动和风压高度变化等的修正系数；ε2为考虑振型、结构外形的影响系数。

结合文献[4-7]的方法，表7为塔身主要节点的风振系数，表8为地线架及横担主要节点的风振系数。

表10 #4塔方案对比Tab.10 Scheme comparison for No.4 tower

注：合成绝缘子按500元/支计，盘式绝缘子按160元/片计，塔材按11 000元/t计。

从表7、表 8 可知：倒“Y”串塔的塔身风振系数与常规塔分布一致，具体表现为下小上大；地线支架及横担的风振系数的推荐取值2.50偏大，建议地线支架及上中下横担风振系数取值为2.40，2.30，2.20，2.00。

表7 塔身部位的风振系数取值对比Tab.7 Wind vibration coefficient of tower bodies

表8 地线架及横担风振系数Tab.8 Wind vibration coefficient of ground frame and cross-arm

4 倒“Y”串塔技术经济分析

两种塔型的塔质量对比见表9。由表9可见，倒“Y”串塔比常规塔质量大10%～15%，平均大13%。

倒“Y”串塔主要用在Kv值较小的地区，如图12中的断面，#4塔在满足最小对地距离的情况下，呼高需27 m，此时Lh=350 mm，Lv=117 mm，Kv=0.334，该塔型选择可以有几种方案，在满足各种塔型最小规划Kv值情况下的塔高、塔质量等信息见表10。

表9 倒“Y”串塔与常规塔质量对比Tab.9 Weight comparison of inverted “Y” string towers and conventional towers

图12 山区输电线路塔型选择示意Fig.12 Schematic of tower type selection for transmission lines in mountainous areas

从表10可知，由于#4塔Kv值较小，采用常规塔型时，如果要满足Kv值要求，需要塔高或者采用耐张塔，此时使用倒“Y”串塔具有优势，最少比采用46 m呼高的Ⅰ型直线塔节省3.1万元， 最多比采用Ⅰ型耐张塔节约19.1万元。

如果#4塔在满足对地距离情况下Kv值更小，常规塔型还需要继续升高才能满足要求，甚至最高设计塔高也不满足要求，此时设计人员一般只能采取耐张开断措施，应用倒“Y”串塔的经济优势将会更加明显。表11为常规塔型与倒“Y”串塔型综合投资基本相当时的呼高对比。

倒“Y”串塔由于使用时不受Kv值控制(Kv需大于0)，可选择满足导线对地距离要求的最小呼高，而选择常规塔型也必须大于此呼高，否则对地距离将不足。

表11 倒“Y”串塔与其他塔型投资相当时的呼高对比Tab.11 Contrast of nominal height between inverted “Y” string towers and other type of towers

从上表总结可知，如果山区输电线路铁塔选型时因Kv值选择Ⅲ型直线塔或者开耐张，或选择比倒“Y”串塔呼高大3 m的Ⅱ型直线塔、呼高大6 m的Ⅰ型直线塔，经济性均不如倒“Y”串塔。

若某一基塔采用倒“Y”串塔最小呼高为30 m，Kv值为0.4，如果采用46 m的Ⅰ型直线塔、39 m的Ⅱ型直线塔、35 m的Ⅲ型直线塔或27 m的耐张塔可以满足使用要求，则采用倒“Y”串塔具有优势。

5 结论

本文重点对倒“Y”串铁塔的塔型规划、绝缘子串受力、金具设计、结构受力、工程造价等方面进行对比分析，可以得出以下结论。

(1)倒“Y”串塔基本限制了“Ⅰ”串风偏摇摆，可缩小横担长度，设计排杆时不受Kv值限制。

(2)辅助固定绝缘子串通过金具设置成可伸缩长度为200 mm，夹角为80°，正常状态下不受力；倒“Y”串塔大风时“Ⅰ”串绝缘子受力为31.3 kN，较常规I型直线塔“Ⅰ”串受力增大41%，选用120 kN合成绝缘子满足强度要求。

(3)当存在纵向不平衡张力时，“Ⅰ”串绝缘子受力增加较大，辅助固定绝缘子受力不大，在不平衡张力为最大使用张力的10%、垂直档距Lv小于400 m的覆冰工况下，悬垂“Ⅰ”串可采用120 kN绝缘子。

(4)断线工况下，当覆冰垂直档距Lv小于300 m时，采用120 kN合成绝缘子可满足强度要求。

(5)得出了倒“Y”串塔的自振频率和自振周期，塔整体刚度较好，与常规塔一致，主要考虑1阶、2阶模态的作用。

(6)利用时程分析法对倒“Y”串的风振系数进行了分析，结合我国设计规范，得出了不同部位的风振系数的建议取值，建议倒“Y”串塔塔身加权风振系数取值1.60，地线架与上横担、中横担、下横担和托架分别取2.40，2.30，2.20，2.00。

(7)倒“Y”串塔与常规的Ⅰ型直线塔相比，塔质量平均增加13%左右。在满足导线对地距离的情况下，如因Kv值原因，选择呼高大于6 m的Ⅰ型塔、呼高大于3 m的Ⅱ型塔或Ⅲ型直线塔，经济性均不如倒“Y”串塔。

(8)一些Kv值特别小的塔，采用最高设计的常规直线塔也可能不满足Kv值要求，必须通过开耐张解决，此时采用倒“Y”串塔，塔质量能减小45%，单基节约投资19万元左右。