38 УДК 621.316 АНАЛИЗ ДЕЙСТВИЯ ГОЛОЛЕДНО-ВЕТРОВЫХ И ЭЛЕКТРОДИНАМИЧЕСКИХ НАГРУЗОК В ПРОЛЕТАХ С ПРОИЗВОЛЬНЫМ РАСПОЛОЖЕНИЕМ ПРОВОДОВ Докт. техн. наук, проф. СЕРГЕЙ И. И., канд. техн. наук, доц. БЛАДЫКО Ю. В., канд. техн. наук ПОНОМАРЕНКО Е. Г., инженеры ЦЕМЕХМАН Б. Д., ТАРАСОВ В. Е. Белорусский национальный технический университет, ИООО «Зарубежэнергопроект-Минск» В процессе эксплуатации на гибкие проводники, а также их опорные и изолирующие конструкции оказывают воздействие климатические нагрузки. Начальное положение проводов и тяжения в пролете при изменении темпера- туры, скорости ветра и толщины гололеда могут существенно изменяться. Для определения начального положения проводников, их тяжений и нагрузок на опорные конструкции в различных климатических режимах производится ме- ханический расчет. Конструкция пролета должна быть такой, чтобы нагрузки и тяжения во всех режимах не превышали допустимых для данной конструк- ции, а фазные проводники при максимальной стреле провеса с учетом воздей- ствия ветра не приближались на недопустимые расстояния к соседним токо- ведущим частям или заземленным конструкциям. Механический расчет, кро- ме того, позволяет получить начальное положение проводов в момент времени, предшествующий короткому замыканию (КЗ), для расчета электро- динамической стойкости пролета с гибкими проводниками. При совместном действии гололедно-ветровых и электродинамических нагрузок необходимо учитывать те климатические режимы, при которых в пролете будут наблюдаться максимальные отклонения, сближения и тяже- ния гибких шин. Согласно ПУЭ [1] расчет гибких проводников воз- душных линий электропередачи (ЛЭП) и открытых распределительных устройств (ОРУ) производится в нормальном режиме работы для следующих сочетаний климатических условий: 1) высшая температура, ветер и го- лолед отсутствуют; 2) низшая температура, ветер и гололед отсутствуют; 3) среднегодовая температура ϑэ, ветер и гололед отсутствуют; 4) провода и тросы покрыты гололедом, температура –5 °С, ветер отсутствует; 5) макси- мальный нормативный скоростной напор ветра qmax, температура –5 °С, голо- лед отсутствует; 6) провода и тросы покрыты гололедом, температура –5 °С, скоростной напор ветра 0,25qmax (скорость ветра 0,5vmax). В районах с толщиной стенки гололеда 15 мм и более скоростной напор ветра при голо- леде должен быть не менее 14 даН/м2 (скорость ветра не менее 15 м/с); 7) фак- тические сочетания скоростных напоров ветра и размеров отложе- ний гололеда на проводах и тросах при температуре –5 °С в режимах: 7.1 – максимальное отложение гололеда на проводах и тросах и скоростной напор ветра при этом отложении; 7.2 – максимальный скоростной напор ветра и отложения гололеда на проводах и тросах при этом скоростном напоре. При отсутствии данных наблюдений минимальная и максимальная тем- пературы могут быть приняты соответственно –40 и 40 °С. Если шины ОРУ длительно загружены током, близким по величине к допустимому Iдоп, то мак- 39 симальная температура провода ϑдоп должна быть принята равной 70 °С. Максимальные нормативные скоростные напоры ветра и толщину го- лоледно-изморозевых отложений определяют исходя из их повторяемости раз в 10 лет для воздушных линий и ОРУ напряжением 6–330 кВ по ПУЭ [1]. По данным [2], климатические нагрузки (ветровая, гололедная и ветровая при гололеде), полученные по рекомендациям ПУЭ шестого издания [1], в некоторых случаях значительно ниже расчетных нагрузок, определенных по требованиям ПУЭ седьмого издания [3] (действует в Российской Федерации). Это обусловлено тем, что в новой редакции ПУЭ [3] изменилась методика расчета гололедно-ветровых нагрузок, в соответствии с которой: п н р п н г г р ; , W W nw f nw f d P P P P = γ γ γ = γ γ γ γ (1) где пWP , пгP – соответственно расчетные линейные ветровая и гололедная нагрузки на 1 м провода; нWP , нгP – соответственно нормативные линейные ветровая и гололедная нагрузки, рассчитываемые по той же методике, что и в ПУЭ шестого издания [1]; nwγ – коэффициент надежности по ответственно- сти, принимаемый равным от 1,0 до 1,3; γр – региональный коэффициент (γр = 1,0–1,5); γf – коэффициент надежности по гололедной или ветровой нагрузке (γf = 1,1–1,6); γd – коэффициент условий работы, равный 1,0 при расчете по первой группе предельных состояний и 0,5 – по второй. В ПУЭ [3] указано, что расчетная линейная гололедная нагрузка провода, воспринимаемая опорами, определяется по (1), при этом коэффициент γd при- нимается равным 1. Учитывая величину коэффициентов ,nwγ γр и γf, становит- ся очевидным, что расчетные линейные нагрузки будут иметь большее значе- ние, чем нормативные. В результате расчетные нагрузки на опорные кон- струкции значительно возрастают. Это оправданно, поскольку, по данным [2], недооценка климатических нагрузок в ряде случаев приводит к аварийным ситуациям. В средствах массовой информации также периодически освеща- ются случаи падения опор в результате совместного действия ветра и гололе- да. На кафедре «Электрические станции» БНТУ совместно с ИООО «Зарубе- жэнергопроект-Минск» выполнялся расчет пролетов проводов воздушных ЛЭП 220 кВ одной из электростанций РФ с учетом климатических и электродинамических воздействий. На электростанции предусматривается ввод в эксплуатацию новых блоков, в связи с чем требуется расширение су- ществующего ОРУ 220 кВ. Из-за нехватки площади было принято решение выполнить расширение цепей 220 кВ в виде комплектного распределительно- го устройства с элегазовой изоляцией (КРУЭ) 220 кВ. Проектируемые проле- ты ЛЭП предназначены для присоединения новых блоков к КРУЭ и связи ОРУ 220 кВ и КРУЭ. Особенность трех из семи пролетов – их достаточно большая длина (около 100 м), а также закрепление фазных проводников на разных высотах: с одной стороны провода крепятся к опорам главного корпуса с использованием оття- жек (рис. 1), с другой – к анкерной двухцепной опоре. Подобным образом на 40 разной высоте закреплены провода еще в двух пролетах меньшей длины с ис- пользованием порталов и анкерной опоры. Кроме того, оси фаз в данных про- летах расположены не перпендикулярно к опорным конструкциям, что приво- дит к уменьшению междуфазного расстояния в пролете. Большая длина про- летов ведет к увеличению стрелы провеса проводов, что способствует большему сближению проводни- ков во время их колебаний в результате электродинамического воздейст- вия токов КЗ. Наименьшие расстояния в свету между находящимися под напряжением соседними фазами в момент их наибольшего сближения под действием токов КЗ должны быть не менее 55 см [3, табл. 2.5.17]. Рис. 1. Схема крепления проводников ЛЭП к стене главного корпуса Провода и опорные конструкции в данных пролетах должны быть рассчи- таны на гололедную нагрузку с толщиной стенки 25 мм (с учетом того, что пролеты располагаются в непосредственной близости от крупного водоема), коэффициент надежности по ответственности nwγ = 1,3, региональный коэф- фициент рγ = 1,2, коэффициент условий работы dγ = 1 (по данным ИООО «Зарубежэнергопроект-Минск»). Действующий ГОСТ 30323–95 [4] предлагает методику упрощенного рас- чета электродинамической стойкости пролетов с гибкими проводниками. Од- нако приведенный в нем алгоритм расчета не учитывает разности высот под- веса и изменяющегося междуфазного расстояния по длине пролета. Поэтому возникла потребность в применении более точных методов расчета, разрабо- танных на кафедре «Электрические станции» БНТУ. Они основаны на алго- ритмах численного расчета начального положения и динамики гибких про- водников, представленных гибкой упругой нитью. Составленные на его осно- ве компьютерные программы апробированы с использованием экспериментальных данных и успешно зарекомендовали себя в области проектирования распределительных устройств (РУ) и воздуш- ных ЛЭП. В соответствии с ПУЭ [3] механический расчет производится по методу допускаемых напряжений. Расчетные гололедные и ветровые нагрузки при этом определяются в соответствии с рекомендациями главы 2.5 ПУЭ [3]. Для механического расчета используется компьютерная программа MR-220, разра- ботанная на кафедре «Электрические станции» БНТУ. В программе MR-220 провод моделируется гибкой упругой нитью, что позволяет получить тяжения Промежуточ- ное звено Тяга «а» Тяга «б» Промежуточ- ное звено 41 и координаты провода практически в любой точке пролета с учетом ветровых и гололедных нагрузок. При расчете учитываются гирлян- ды изоляторов, аппаратные отпайки, распорки и другие элементы пролета. Алгоритм компьютерной программы был модифицирован для расчета клима- тических нагрузок в соответствии с [3]. Была решена задача выбора механических параметров и конструк- тивного исполнения пролетов ЛЭП, при которых суммарные нагрузки на ко- лонны главного корпуса не должны превышать допустимого значения 9000 даН, а тяжение в проводах не должно быть выше допустимых значений. Со- гласно ПУЭ [3, табл. 2.5.7] допустимое механическое напряже- ние допσ для провода АС-400/51 составляет 126 Н/мм 2, отсюда допустимое тяжение доп Al ст доп( ) (394 51,1) 126 56083 Н 5600 даН,T S S= + σ = + ⋅ = ≈ (2) где Al ,S стS – соответственно сечения алюминиевой и стальной частей про- вода, мм2. Кроме перечисленных условий при заданном начальном положении про- водов должна обеспечиваться электродинамическая стойкость пролета при расчетном токе КЗ 37,6 кА. Так как средний провод в пролете крепится к стене главного корпуса с по- мощью оттяжек, нагрузки, обусловленные его тяжением, определенным обра- зом распределяются на опорные колонны в местах крепления соседних про- водов. Для расчета нагрузок на опоры составим поясняющую схему (рис. 2). На схеме осевые нагрузки Fо направлены вдоль провода, поперечные Fп – перпендикулярно проводу. 6000 6000 28 00 x y F1о F2о F3о F3п F2п F1п F2о 'F2о '' F2о ' F2п ' F2п '' F2п ' 1 2 α1 β1 γ α' α'' β2 α3F2о '' F2п '' Рис. 2. Поясняющая схема к определению нагрузок на опоры Приведем все силы к единой системе координат, ось х которой будет рас- полагаться перпендикулярно стене главного корпуса, а ось у – параллельно стене (рис. 2). Силы F2о и F2п разлагаются на составляющие по направлению оттяжек: 1 2 у х F3o F1o F2o F3п F2п F1п 2oF ′′ 2oF ′ 2пF ′ 2оF ′ 2пF ′ 2оF ′′ 2пF ′′ 2пF ′′ 42 ( )2о 2о sin ; sin 180 F F ′′α′ = ° − γ ( )2о 2о sin ; sin 180 F F ′α′′ = ° − γ (3) ( ) ( )2п 2п sin 90 ; sin 180 F F ′′° − α ′ = ° − γ ( ) ( )2п 2п sin 90 . sin 180 F F ′° − α ′′ = ° − γ (4) Суммарные нагрузки на опорные точки колонн 1 и 2 определяются затем путем суммирования составляющих сил по осям (рис. 2). С использованием компьютерной программы MR-220 были проведены расчеты начального положения гибких проводов в самом длинном пролете для различных климатических режимов с изменением начальной стрелы про- веса в диапазоне 2–4 м [4]. Для каждого из расчетных режимов определены нагрузки на колонны главного корпуса. Наибольшие нагрузки наблюдались в режимах совместного действия ветровых и гололедных нагрузок. Выявлено, что при стреле провеса f0 = 3,78 м (режим со среднегодо- вой температурой) нагрузки на колонны главного корпуса не превышают 9000 даН, а тяжение – 5600 даН. Для учета совместного действия климатических и электродинамических нагрузок были проведены расчеты электродинамиче- ской стойкости. Согласно данным заказчика максимальный расчетный ток трехфазного КЗ ( )3п,0I = 37,6 кА, двухфазного ( )2 п,0I = 32,6 кА. Расчеты показали, что недопустимое сближение фазных проводников в про- лете происходит независимо от стрелы провеса (в диапазоне 2–4 м) при токах КЗ, меньше расчетных. Максимальное сближение проводников наблюдалось в режимах с наибольшей температурой и максимальным скоростным напором ветра. Исключить недопустимое сближение проводников можно путем установки распорок междуфазных изолирующих (РМИ) (рис. 3), которые уже использу- ются в Российской Федерации для предотвращения схлестывания проводов при пляске [5]. Рис. 3. Распорка междуфазная изолирующая полимерная Численный алгоритм компьютерной программы FLEBUS, разработанной на кафедре электрические станции БНТУ для расчета электродинамического действия токов КЗ на гибкие проводники, был модифицирован для учета междуфазных распорок. Распорки в компьютерной программе представлены как пружины с жесткостью, соответствующей жесткости распорок. Вес рас- порок переносится на проводники в точки крепления распорок. Силы реакции распорок при сжатии и растяжении под воздействием движущихся проводни- ков определяются по формуле 43 ( )0 0 sp x ESF l l l = − τ . (5) где 0l – начальная длина распорки, м; xl – длина деформированной распорки, м; 0lES – жесткость пружины, Н/м; τ – единичный вектор, определяющий направление усилия .spF Для определения влияния количества распорок на основные параметры электродинамической стойкости – минимальные междуфазные расстоя- ния в процессе колебания проводников ф ф.minA − и максимальные тяжения maxТ – был проведен вычислительный эксперимент с использованием моди- фицированной компьютерной программы FLEBUS. Как видно из рис. 4, до- статочно одного комплекта распорок в середине пролета, чтобы не допустить критического сближения проводников, однако при этом в области токов КЗ 36–40 кА ф ф.minA − близко к ф ф.доп .A − При установке двух комплектов распорок данная проблема снимается и наблюдается уменьшение тяжений в пролете на 30–40 % (рис. 5). Это объясняется эффектом уменьше- ния размаха колебаний проводов под воздействием распорок. Поэтому уста- новка двух комплектов распорок в данном пролете дает наилучший эффект. 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 12 16 20 24 28 32 36 40I (2), кА А ф–ф.min, м к без распорок А ф–ф.доп = 0,55 м 1 распорка 2 распорки Рис. 4. Сближение проводников в пролете блока № 9 в зависимости от числа междуфазных распорок 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 12 16 20 24 28 32 36 40I (2), кА T max, даН к без распорок 1 распорка 2 распорки Рис. 5. Максимальные тяжения в пролете блока № 9 в зависимости от числа междуфазных распорок С использованием компьютерной программы MR-220 для данного пролета рассчитана необходимая длина распорок и определены места их установки (рис. 6). Растягивающие усилия на распорку по результатам расчета могут до- стигать 250 даН, сжимающие – 150 даН. Две распорки Одна распорка Без распорок Без распорок Две распорки Одна распорка (2)к ,I (2)к ,I 44 Схема установки междуфазных распорок. Вид сверху l 1=4,91 м l 2=3,61 м l 3=4,68 м l 4=3,85 м 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 м 100 Рис. 6. Схема установки междуфазных распорок в пролете В Ы В О Д Ы 1. Модифицированы численные методы механического и электродинами- ческого расчетов пролетов ЛЭП электростанций, позволяющие выполнять комплексную оценку совместного действия гололедно-ветровых и электроди- намических нагрузок от токов КЗ в пролетах с произвольным расположением проводов; выбирать оптимальную конструкцию пролетов, стойких к указан- ным воздействиям. 2. Предложены и обоснованы технические решения при конструировании пролетов ЛЭП с гибкими проводниками электростанций, обеспечивающие их электродинамическую стойкость при токах КЗ 40 кА и более. Л И Т Е Р А Т У Р А 1. П р а в и л а устройства электроустановок. – 6-е изд., перераб. и доп. − М.: Энергоатом- издат, 1987. − 648 с. 2. Т и м а ш о в а, Л. В. Определение климатических нагрузок на воздушные линии. Со- временный подход / Л. В. Тимашова, В. А. Луговой, С. В. Черешнюк // Новости электротехни- ки: информац.-справ. изд-е. – 2006. – № 3. – С. 34–37. 3. П р а в и л а устройства электроустановок. – 7-е изд., перераб. и доп. − М., 2007. − 512 с. 4. К о р о т к и е замыкания в электроустановках: методы расчета электродинамиче- ского и термического действия токов короткого замыкания: ГОСТ 30323–95. – Введ. 01.03.1999. – Минск: 1999. – 57 с. 5. В и н о г р а д о в, А. А. Современные подходы к гашению пляски проводов воздушных ЛЭП с одиночными и расщепленными фазами / А. А. Виноградов // Архив электроэнергетики [Электронный ресурс]. – 2009. – Режим доступа: http://electro-energetica.ru/index. php/2009-09-19-10-10-43/267-2009-10-20-11-51-41 – Дата доступа: 07.12.2009. Представлена кафедрой электрических станций Поступила 20.12.2011 –5 м 0 5 10 15 l3 = 4,68 м l4 = ,85 м l2 = 3,61 м l1 = 3,61 м