《架空輸電線路電氣設計規(guī)程》對架線張力和風偏計算的影響分析

周文武，江 岳，李小亭，譚浩文，張小力，李靜波

(1. 中國電力工程顧問集團西北電力設計院有限公司，陜西 西安 710075；2. 國網(wǎng)經(jīng)濟技術研究院有限公司，北京 102209)

0 引言

DL/T 5582—2020《架空輸電線路電氣設計規(guī)程》(以下簡稱“新規(guī)范”)于2021年2月1日起正式實施，在該規(guī)范實施之前，輸電線路風偏、架線張力計算主要依據(jù)的規(guī)范為GB 50545—2010《110～750 kV架空輸電線路設計規(guī)范》(以下簡稱“舊規(guī)范”)。經(jīng)過對比，新規(guī)范風偏及架線張力的計算與舊規(guī)范有較大區(qū)別。風偏及架線張力在輸電線路工程設計中非常關鍵，它的變化將引起線條張力、弧垂、塔頭間隙、對地距離等的變化，對工程安全可靠、經(jīng)濟合理至關重要[1]。本文結合工程實際問題，對新舊規(guī)范風偏、架線張力計算進行比較和分析，為新規(guī)范在工程設計中的應用提供參考。

1 新舊規(guī)范線條風荷載計算公式對比

舊規(guī)范規(guī)定基準風壓標準值應按式(1)～ (2)計算[2]。

式中：Wx為垂直于導線及地線方向的風荷載標準值；α為風壓不均勻系數(shù)；W0為基準風壓；μz為風壓高度變化系數(shù)；μsc為導線或地線的體型系數(shù)；βc為風荷載調(diào)整系數(shù)；d為導線或地線外徑；Lp為桿塔水平檔距；B為導地線覆冰風荷載增大系數(shù)；θ為風向與導線或地線方向之間的夾角；V為基本風速。

新規(guī)范規(guī)定風荷載的風偏設計值應按式(3)～ (8)計算[3]。

式中：Wx、W0、μz、μsc、d、Lp、θ、V 與式 (1)～ (2)中的含義相同；βc為導地線陣風系數(shù)；αL為檔距折減系數(shù)；B1為導地線覆冰風荷載增大系數(shù)；γc為導地線風荷載折減系數(shù)；g為峰值因子；Iz為導線平均高z處的湍流強度；I10為10 m高度名義湍流強度；z為導、地線平均高度；α為地面粗糙度指數(shù)；εc為導地線風荷載脈動折減系數(shù)；δL為檔距相關性積分因子；Lx為水平向相關函數(shù)的積分長度；e為自然常數(shù)。

在計算架線張力和風偏時覆冰風荷載增大系數(shù)B取1.0，舊規(guī)范中風荷載調(diào)整系數(shù)βc取1.0，因此，新、舊規(guī)范在風偏風荷載和架線張力計算中僅對風荷載不均勻度、風壓高度變化、體型系數(shù)的表征方法存在差異，其對比見表1所列。

表1 新舊規(guī)范風偏風荷載計算公式對比

從表1可以看出，新舊規(guī)范對風壓不均勻度的定義不同，新規(guī)范借助風工程理論，將瞬時風速看成是由平均風速和脈動風速的疊加，將風壓不均勻度用陣風系數(shù)βc和檔距折減系數(shù)αL來表征，意義更明確，并與IEC 60826、美標ASCE 74和歐標EN 50341接軌[5-7]。依據(jù)《建筑結構荷載規(guī)范》，新規(guī)范的粗糙度系數(shù)在B類地區(qū)由原來的0.16減小為0.15[8]，意味著新規(guī)范導線風壓隨高度的增大趨勢較舊規(guī)范有所減小。新規(guī)范體型系數(shù)取值較舊規(guī)范變小。

2 新舊規(guī)范風偏、張力計算系數(shù)的對比

通過上節(jié)分析，新、舊規(guī)范計算公式中有區(qū)別的是系數(shù) αL、βc、μz和 μsc，而這四個系數(shù)的取值主要受風速、水平檔距和平均高的影響，下面計算 αL·βc·μz·μsc在不同規(guī)范下隨風速、水平檔距和平均高的變化規(guī)律。

2.1 αL·βc·μz·μsc隨風速的變化規(guī)律

以750 kV線路為例，水平檔距取500 m，平均高取23 m，計算風偏荷載用、風偏張力用和架線張力用 αL·βc·μz·μsc系數(shù)隨風速變化規(guī)律如圖1～圖3所示。

圖1 風偏荷載用αL·βc·μz·μsc隨風速的變化規(guī)律

圖2 風偏張力用αL·βc·μz·μsc隨風速的變化規(guī)律

圖3 架線張力用αL·βc·μz·μsc隨風速的變化規(guī)律

由圖1和圖2可以看出，計算不同風速下風偏荷載和張力時，新舊規(guī)范差值較小，因此，新規(guī)范對不同風速下塔頭尺寸設計的影響較小。此外，舊規(guī)范將風壓不均勻度按平均風來定義，各系數(shù)乘積隨風速的變化存在突變，這種情況很難從理論上做出解釋，而新規(guī)范引入脈動風的影響后，解決了這種突變現(xiàn)象。

由于新規(guī)范在計算架線張力時，脈動折減系數(shù)εc取0，風荷載折減系數(shù)γc統(tǒng)一取0.9，因此，αL·βc·μz·μsc系數(shù)不隨風速變化，而舊規(guī)范依據(jù)風速的不同取值存在差異，如圖3所示。從圖中還可看出，當風速大于31.5 m/s時，新舊規(guī)范計算系數(shù)相差15%。

2.2 αL·βc·μz·μsc隨水平檔距的變化規(guī)律

以750 kV線路為例，風速取27 m/s，平均高取23 m，計算風偏荷載用、風偏張力用和架線張力用 αL·βc·μz·μsc系數(shù)隨水平檔距變化規(guī)律如圖4～圖6所示。

圖4 風偏荷載用αL·βc·μz·μsc隨水平檔距的變化規(guī)律

圖5 風偏張力用αL·βc·μz·μsc隨水平檔距的變化規(guī)律

圖6 架線張力用αL·βc·μz·μsc隨水平檔距的變化規(guī)律

舊規(guī)范中系數(shù) αL、βc、μz和 μsc與水平檔距無關，所以圖4～圖6中舊規(guī)范用系數(shù)隨水平檔距均保持不變。新規(guī)范中僅系數(shù)αL與水平檔距相關，但計算張力時脈動折減系數(shù)εc取0，因此也與水平檔距無關，所以圖5～圖6中新規(guī)范用系數(shù)隨水平檔距也保持不變。

從圖4可以看出，新舊規(guī)范在計算風偏荷載時，存在臨界檔距，當水平檔距小于臨界檔距時，新規(guī)范計算出的風偏荷載偏大，當水平檔距大于臨界檔距時，新規(guī)范計算出的風偏荷載偏小，這是由于新規(guī)范中檔距相關性積分因子δL隨水平檔距非線性減小的原因，由此，新規(guī)范對低電壓等級線路搖擺角的影響更大。

2.3 αL·βc·μz·μsc隨平均高的變化規(guī)律

以750 kV線路為例，水平檔距取500 m，風速取27 m/s，計算風偏荷載用、風偏張力用和架線張力用 αL·βc·μz·μsc系數(shù)隨平均高變化規(guī)律如圖7～圖9所示。

圖7 風偏荷載用αL·βc·μz·μsc隨平均高的變化規(guī)律

圖8 風偏張力用αL·βc·μz·μsc隨平均高的變化規(guī)律

圖9 架線張力用αL·βc·μz·μsc隨平均高的變化規(guī)律

在不同平均高下，新規(guī)范計算系數(shù)基本大于舊規(guī)范，但相差不大，尤其是風偏荷載用系數(shù)隨平均高的增加，新舊規(guī)范相差越來越小，并出現(xiàn)倒轉，所以新規(guī)范對低電壓等級線路搖擺角的影響較大。雖然新規(guī)范將粗糙度系數(shù)在B類地區(qū)由原來的0.16修正為0.15，但其考慮了脈動風風壓不均勻的影響，計算系數(shù)整體還是大于舊規(guī)范。

3 新舊規(guī)范對搖擺角、架線張力計算的影響

3.1 搖擺角計算對比

運用新舊規(guī)范計算典型220～1 000 kV線路導線懸垂串搖擺角，其中基本風區(qū)均取27 m/s，Kv系數(shù)取0.75，各電壓等級下導線型號、代表檔距、水平檔距和平均高均取典型值，計算結果見表2所列。

由于舊規(guī)范校驗用α在工程設計中主要用于排位條件下的風偏校驗，并非在塔頭設計時使用，并且在小檔距時與設計用α的差別也比較大，考慮到新規(guī)范已有檔距折減系數(shù)αL，因此風偏設計不再考慮風偏校驗的因素。

從表2可以看出，新規(guī)范對500 kV及以下電壓等級線路搖擺角影響較大，其中220 kV線路達到2.65°；對500 kV以上線路搖擺角影響較小，且新規(guī)范計算值基本偏小。因此，新規(guī)范的發(fā)布勢必影響500 kV及以下電壓等級線路桿塔的設計及典型設計的運用。該現(xiàn)象可以通過圖4和圖7解釋，由于電壓等級越低，水平檔距和平均高越低，檔距相關性積分因子δL和湍流強度Iz越大，從而導致風偏計算用風荷載越大，搖擺角越大。

表2 新舊規(guī)范搖擺角計算條件

3.2 張力計算對比

3.2.1 風偏張力計算對比

以220 kV、750 kV線路為例，計算大風控(40 m/s)和非大風控(27 m/s)下新舊規(guī)范風偏張力差值百分比如圖10～圖11所示，其他計算參數(shù)同3.1節(jié)。

圖10 220 kV線路風偏計算用張力對比

圖11 750 kV線路風偏計算用張力對比

通過圖10、圖11可以看出，在非大風控制下，新舊規(guī)范風偏張力計算值差值在2%以內(nèi)，對線路塔頭尺寸的設計影響不大。當張力控制工況為大風時，新規(guī)范計算值比舊規(guī)范計算值小約12%，以直線帶3°角為例，計算220 kV及750 kV線路搖擺角見表3所列。

表3 直線帶角度下新舊規(guī)范搖擺角計算對比

220 kV線路在大風控下，新規(guī)范風偏張力計算值偏小，但在不帶角度時搖擺角計算值偏大，綜合影響下，新舊規(guī)范在帶角度直線塔搖擺角的計算上相差不大。750 kV線路不考慮縱向力時，新舊規(guī)范計算值相差不大，考慮縱向力后，由于新規(guī)范張力計算值偏小約12%，其計算搖擺角減小約1°。

3.2.2 架線張力計算對比

以220 kV、750 kV線路為例，計算大風控(40 m/s)和非大風控(27 m/s)下新舊規(guī)范架線張力差值百分比如圖12～圖13所示，其他計算參數(shù)同3.1節(jié)。

圖12 220 kV線路架線用張力對比

圖13 750 kV線路架線用張力對比

通過圖12、圖13可以看出，在非大風控制下，新舊規(guī)范非大風工況架線張力計算值差值在0.5%以內(nèi)，對線路定位弧垂無影響。在大風控制下，新舊規(guī)范非大風工況架線張力計算值差值百分比約為12%，勢必影響線路定位弧垂。以大風控為例，計算220 kV及750 kV線路定位弧垂見表4所列。

表4 新舊規(guī)范定位弧垂計算對比

表4中750 kV線路400 m以下代表檔距張力控制工況非大風工況。由表4可以看出，在大風控制下，新規(guī)范定位弧垂均較舊規(guī)范偏大，其中220 kV線路在400 m代表檔距下弧垂差值達到近2 m，750 kV線路在500 m代表檔距下弧垂差值近2.5 m，新規(guī)范對大風區(qū)線路架線影響較大，需重點關注其弧垂的變化，避免交跨間距的不足。

4 結論

1)在風荷載計算公式上，新、舊規(guī)范在風偏荷載和架線張力計算中對風荷載不均勻度、風壓高度變化、體型系數(shù)的表征方法存在差異，綜合各差異系數(shù)，其受風速的影響較小，主要受水平檔距和平均高的影響。其中計算風偏荷載時的綜合系數(shù)隨水平檔距變化時，存在臨界檔距，當水平檔距小于臨界檔距時，新規(guī)范計算出的風偏荷載偏大，當水平檔距大于臨界檔距時，新規(guī)范計算出的風偏荷載偏小。

2)新規(guī)范對500 kV及以下電壓等級線路搖擺角影響較大，對500 kV以上線路搖擺角影響較小。

3)在非大風控制下，新舊規(guī)范風偏張力計算差值較小，對線路塔頭尺寸的設計影響不大。在大風控制下，新規(guī)范計算值比舊規(guī)范計算值偏小。

4)在非大風控制下，新舊規(guī)范非大風工況架線張力計算差值在0.5%以內(nèi)，對線路定位弧垂無影響。在40 m/s大風控制下，新舊規(guī)范非大風工況架線張力計算值差值百分比約為12%，使得220 kV線路在400 m代表檔距下，定位弧垂增加約2 m，750 kV線路在500 m代表檔距下，定位弧垂增加約2.5 m，新規(guī)范對大風區(qū)線路架線影響較大。