特高壓電網(wǎng)不等高差短導(dǎo)線的受力性能*

信珂， 劉欣悅， 王樂天， 馬會(huì)環(huán)， 金耕濤

1.山東電力工程咨詢?cè)河邢薰?，山東 濟(jì)南 250013

2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150090

3.中山大學(xué)土木工程學(xué)院 / 南方海洋科學(xué)與工程廣東省實(shí)驗(yàn)室（珠海），廣東 珠海 519082

近年來，隨著我國遠(yuǎn)距離輸電線路的電壓突破升高，推動(dòng)了多個(gè)科技領(lǐng)域的快速發(fā)展（張?jiān)?019）。特高壓輸電線路是指電壓超過1 000 kⅤ的交流輸電線路，或是電壓超過800 kⅤ的直流輸電線路 （李江明等，2019）。特高壓電網(wǎng)相對(duì)于傳統(tǒng)電網(wǎng)在遠(yuǎn)距離輸電效率上具有顯著優(yōu)勢(shì)，使得諸如水力發(fā)電、風(fēng)力發(fā)電等電力資源通過特高壓電網(wǎng)技術(shù)突破地理位置的限制。不斷發(fā)展的特高壓電網(wǎng)將成為中國電力系統(tǒng)的輸電大動(dòng)脈，社會(huì)各界對(duì)其安全性也比較關(guān)注（谷琛等，2020）。在特高壓電網(wǎng)的輸電營運(yùn)期，因現(xiàn)行的導(dǎo)線受力設(shè)計(jì)方法與導(dǎo)線實(shí)際受力情況不匹配，造成了一些生產(chǎn)安全事故。目前的導(dǎo)線受力設(shè)計(jì)方法未考慮導(dǎo)線自身剛度，而特高壓輸電工程中實(shí)際所用的導(dǎo)線材料通常是特殊類型的導(dǎo)線，其同時(shí)具備一定的柔韌性和一定程度剛性特性，并且設(shè)備之間的導(dǎo)線連接距離很短，不符合目前的設(shè)計(jì)要求（孫宏彪，2020）。近年來，不同學(xué)者已經(jīng)對(duì)輸電短導(dǎo)線開展了系列研究，但對(duì)較短導(dǎo)線的力學(xué)計(jì)算模型研究仍有待深入（于運(yùn)濤，2020）。

對(duì)于導(dǎo)線承受力的特性研究相對(duì)較少，當(dāng)前的主要研究手段包括試驗(yàn)觀察和有限元模擬分析。一些研究者提出了針對(duì)特高壓輸電線路所用的捻制導(dǎo)線結(jié)構(gòu)最大彎曲剛度EⅠmax和最小彎曲剛度EⅠmin的概念。當(dāng)導(dǎo)線整個(gè)截面符合平截面假定時(shí)，導(dǎo)線具有最大彎曲剛度EⅠmax，若僅有構(gòu)成導(dǎo)線的各股線符合平截面假定時(shí)，此狀態(tài)下導(dǎo)線具有最小彎曲剛度EⅠmin，各股線的變形不會(huì)相互影響（Papailiou，1997）。實(shí)際工程中，導(dǎo)線的實(shí)際彎曲剛度EⅠ大于EⅠmin而小于EⅠmax，處于二者之間。根據(jù)這些觀點(diǎn)，實(shí)際上導(dǎo)線的彎曲剛度是位于最大彎曲剛度EⅠmax和最小彎曲剛度EⅠmin之間的，這取決于實(shí)際導(dǎo)線受到的軸向力數(shù)值和彎曲程度，同時(shí)，導(dǎo)線彎曲剛度的變化機(jī)制也與股線間的相對(duì)滑移程度相關(guān)。有研究人員通過測(cè)量JLHN58K-1600 導(dǎo)線在各種安裝間隔下末端的束縛力和懸掛高度來探索這個(gè)問題（萬建成，2010）。有學(xué)者通過限元分析方法，完善了股線之間發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)的判斷依據(jù)，從只考慮導(dǎo)線曲率這個(gè)單一指標(biāo)轉(zhuǎn)換為同時(shí)考慮曲率、外荷載隨時(shí)間的變化率及各股線間的摩擦力等指標(biāo)，以提升計(jì)算的準(zhǔn)確性（Foti et al.， 2016）。研究者在建模時(shí)把導(dǎo)線視為鏈?zhǔn)搅耗Ｐ停Ⅰmin作為其彎曲剛度，研究結(jié)論與萬建成等學(xué)者的結(jié)論基本吻合，同時(shí)通過開展試驗(yàn)研究證明了該方法的有效性（何暢等，2018）。

在絞線精細(xì)化有限元模型中，如何考慮股線間相互摩擦存在爭議，學(xué)術(shù)界對(duì)此存在不同觀點(diǎn)。研究者基于彈性絞線的二維截面模型，探討了無摩擦力絞絲之間的接觸作用（Argatov，2011）。研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)螺旋角度小于15°時(shí)，接觸效應(yīng)對(duì)絞線受力反應(yīng)的影響微乎其微；然而，對(duì)于大于25°螺旋角的絞線，當(dāng)絞線受到外力作用時(shí)，絞絲之間接觸力效應(yīng)顯著增加。通過參數(shù)化的數(shù)值仿真模型研究四層導(dǎo)線的力學(xué)特性并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，發(fā)現(xiàn)該數(shù)值模擬方法與試驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)誤差僅為13.5%，展現(xiàn)出了良好的模擬效果（Kmet et al.，2013）。有研究者通過一種半解析方法來確定導(dǎo)線中心線與外圍絞線的觸碰力（Chen et al.，2016）。此方法通過快速傅立葉變換算法和離散卷積算法開展離散單元相互作用力的計(jì)算，研究表明這種算法能夠在特定情況下獲得接近于有限元模擬的結(jié)果。有文獻(xiàn)提出新的觀點(diǎn)，把絞線在承受單軸扭矩作用或軸向拉伸作用時(shí)的響應(yīng)劃分為接觸形變及無摩擦變形兩類情況，并且在此約束下給出理論預(yù)測(cè)值（Zhang et al.，2019）。有研究指出，是否有摩擦過程對(duì)絞絲應(yīng)力的影響非常有限。對(duì)四分裂導(dǎo)線上的覆冰開展研究，研究覆冰在直流融冰時(shí)的脫落過程，結(jié)果顯示：采用直流融冰方法時(shí)，脫冰瞬間導(dǎo)線的跳躍高度比正常脫冰的跳躍高度小，導(dǎo)線脫冰瞬間的跳躍高度和瞬時(shí)張力隨著直流電流的增加而減小（祝賀等，2023）。有學(xué)者對(duì)擴(kuò)徑導(dǎo)線的受力特性開展了研究，考慮了環(huán)境風(fēng)速、導(dǎo)線直徑等因素的影響，結(jié)果證明擴(kuò)徑導(dǎo)線表面的最大水滴碰撞系數(shù)隨著直徑的增大而減?。▍呛?，2023）。研究人員建立了反映導(dǎo)線自由扭轉(zhuǎn)覆冰動(dòng)態(tài)過程的仿真分析模型，證明了導(dǎo)線扭轉(zhuǎn)角度和單位覆冰質(zhì)量沿單導(dǎo)線中心點(diǎn)對(duì)稱分布（楊國林等，2023）。

現(xiàn)有的導(dǎo)線受力分析方法與實(shí)際應(yīng)用場(chǎng)景中的實(shí)際受力特性還有差距，尚未建立可對(duì)實(shí)際特高壓導(dǎo)線受力性能開展準(zhǔn)確計(jì)算的設(shè)計(jì)方法。針對(duì)此問題，論文建立了特高壓變電站內(nèi)短導(dǎo)線計(jì)算有限元模型，針對(duì)不同高度差下的導(dǎo)線端部受力特性開展分析?？紤]導(dǎo)線連接距離變化、高度變化和類型變化等，計(jì)算導(dǎo)線末端受到的約束力和力矩，獲得影響特高壓短導(dǎo)線端部受力特性的關(guān)鍵參數(shù)，在此基礎(chǔ)上，構(gòu)建可供實(shí)際工程計(jì)算參考的經(jīng)驗(yàn)公式，以便更好地指導(dǎo)工程實(shí)踐。

1 導(dǎo)線計(jì)算長度及風(fēng)荷載確定

當(dāng)導(dǎo)線兩端等高差時(shí)，適合采用統(tǒng)一的風(fēng)速值來進(jìn)行分析。而當(dāng)導(dǎo)線兩端存在不同高差時(shí)，兩懸掛點(diǎn)的垂直方向距離較大（見圖1），由于隨著海拔的上升空氣風(fēng)速隨之增強(qiáng)，此時(shí)需充分考量到氣流與地面的相對(duì)位置關(guān)系。為了保證分析結(jié)果的精確度和提高計(jì)算運(yùn)算效能，參考信珂等（2021）研究工作中對(duì)環(huán)境風(fēng)荷載的處理，設(shè)定導(dǎo)線底部的高程為4 m，取導(dǎo)線兩端所處高度范圍內(nèi)的平均風(fēng)速來分析。根據(jù)《電力工程電氣設(shè)計(jì)手冊(cè)（電氣一次部分）》中的內(nèi)容，平均風(fēng)速Uf為

圖1 不等高差情況Fig.1 The situation of height difference

式中Z0為導(dǎo)線上掛線點(diǎn)的距地高度（m）；Ub為平均風(fēng)速最大值（m/s）；Z為基本距離地面高度（m）；Zb是指導(dǎo)線的最大地面距離（m）；α為與場(chǎng)地條件相關(guān)的參數(shù)，這里取0.22。

參考實(shí)際工程中導(dǎo)線的參數(shù)可知，上掛線點(diǎn)所用的線夾角度為0°，因此電纜上掛點(diǎn)以豎直向下的方式安裝，而下掛線點(diǎn)可選擇角度為0°或60°的線夾。以60°的線夾為例，如圖2 所示，數(shù)值建模分析時(shí)，以上掛線點(diǎn)作為平面坐標(biāo)系的原點(diǎn)，以指向下掛線點(diǎn)的垂直方向作為y軸的正方向，導(dǎo)線兩個(gè)端部間的水平間距l(xiāng)變大的方向作為x軸的正方向，建立平面坐標(biāo)系。

圖2 找形示意圖（線夾角度為60°）Fig.2 Shape finding diagram (clamp angle is 60°)

根據(jù)上述平面坐標(biāo)系，導(dǎo)線的形狀方程選用三次函數(shù)進(jìn)行擬合

式中參數(shù)a、b是待定系數(shù)。

考慮到所連接線夾的使用特性，假設(shè)導(dǎo)線兩懸掛點(diǎn)之間的高差為h=x0，懸掛點(diǎn)間距l(xiāng)=y0，則可根據(jù)以下方程求得導(dǎo)線的長度

式中y0與所采用的線夾種類有關(guān)。當(dāng)采用60°的線夾角度時(shí)，得到

先確定擬合的導(dǎo)線形狀函數(shù)，然后再利用線積分計(jì)算所需的導(dǎo)線連接長度

根據(jù)這個(gè)數(shù)值進(jìn)一步確定導(dǎo)線長度的冗余值

此外，當(dāng)下掛線點(diǎn)的線夾角度為0°時(shí)，采用該方法會(huì)導(dǎo)致y'0→∞，形狀方程中的系數(shù)難以求解得到。因此，需要采取一種新策略——將導(dǎo)線在實(shí)際空間中的位置旋轉(zhuǎn)45°后再求解，如圖3所示。圖3中，紅色加粗線段代表了要求解的導(dǎo)線曲線。

圖3 設(shè)備線夾角度為0°時(shí)的處理方法Fig.3 Handling methods for device clamps (angle is 0°)

由導(dǎo)線上下掛線點(diǎn)的平面坐標(biāo)，可構(gòu)建一個(gè)矩形，將導(dǎo)線裝配完成后在平面坐標(biāo)系中轉(zhuǎn)動(dòng)45°，使該矩形的一個(gè)角點(diǎn)（非導(dǎo)線懸掛點(diǎn)）作為坐標(biāo)系原點(diǎn)，假設(shè)地球引力方向?yàn)閥=-x方向指向第四象限的方向建立坐標(biāo)系。在該坐標(biāo)體系中定義了導(dǎo)線的形狀函數(shù)

其中參數(shù)a、b、c、d代表待定系數(shù)。

根據(jù)兩個(gè)掛線點(diǎn)處的線夾角度及平面位置，可以得到方程的邊界條件的特定值，此時(shí)可得與上文類似的系數(shù)方程組

利用上述方程組確定的三次函數(shù)在導(dǎo)線兩個(gè)掛線點(diǎn)范圍內(nèi)進(jìn)行線積分，便可計(jì)算出該連接狀態(tài)下所需的導(dǎo)線長度

式中的積分上、下限值分別為

2 60°線夾短導(dǎo)線端部受力分析

導(dǎo)線兩端不等高差時(shí)，在環(huán)境風(fēng)荷載和“端部安裝固定”的作用下，將導(dǎo)致上、下掛線點(diǎn)處各存在6 個(gè)自由度上的約束反力Fx、Fy、Fz、Mx、My、Mz。Fix中的角標(biāo)1 指上掛線點(diǎn)位置，角標(biāo)2 則是指下掛線點(diǎn)位置（i= 1，2），g是代表地球的重力加速度。約束反力和約束力矩的平衡都需被考慮

只需對(duì)其中的3個(gè)約束反力分析即可掌握其余約束力隨著高度差異而變化。實(shí)際上，在實(shí)際工程中，導(dǎo)線上掛線點(diǎn)的扭矩Ty較其余兩種力矩（Mx、My）在數(shù)量級(jí)上小2 個(gè)等級(jí)或更多，所以為簡化計(jì)算，分析中不考慮該扭矩。當(dāng)研究不同的高度差距導(dǎo)線時(shí)，需要關(guān)注的變量包含F(xiàn)x、F1y、F1z/F2z、M1x、M1z、M2x、M2y和M2z。先對(duì)設(shè)備夾線角度為60° 時(shí)的情況分析，其有限元模擬結(jié)果見圖4。

圖4 Fx隨高差h變化Fig.4 Fx changes with height difference h

由圖4 可知，當(dāng)導(dǎo)線兩端的高度差h超過某個(gè)特定值后，水平作用力Fx趨于穩(wěn)定。然而，導(dǎo)線兩端水平間距不同時(shí)，其所對(duì)應(yīng)的“臨界差距值”也不同。

深入研究表明，F(xiàn)x趨于穩(wěn)定后的高差h與間距l(xiāng)基本滿足以下關(guān)系

研究發(fā)現(xiàn)，采用設(shè)備線夾的角度為60°時(shí)，底部夾角過小會(huì)出現(xiàn)導(dǎo)線“反彎”的特殊情況，導(dǎo)致端子的受力增加；相反地，若底角夾角較大，那么端子的受力就會(huì)相對(duì)減少并保持穩(wěn)定。“反彎”狀態(tài)的出現(xiàn)導(dǎo)致水平力Fx的波動(dòng)且受力比穩(wěn)定狀態(tài)下的大。但是，隨著導(dǎo)線端子距離的增長，不穩(wěn)定狀態(tài)會(huì)減輕甚至完全消退。Fx隨間距l(xiāng)變化關(guān)系如圖5所示。

圖5 Fx隨間距l(xiāng)變化Fig.5 Fx changes with spacing l

根據(jù)分析結(jié)果擬合的函數(shù)為

式中斜率kx是導(dǎo)線在x方向上的剛度，根據(jù)擬合結(jié)果取80.21 N/m；此時(shí)截距F0，x是當(dāng)端子間隔為0時(shí)，下懸掛點(diǎn)采用了設(shè)備線夾角度為60°時(shí)x方向上的力，根據(jù)擬合結(jié)果取-33.23 N。

為了驗(yàn)證該擬合公式在不同高度差情況下的精確度，開展導(dǎo)線端子在不同高差條件下的數(shù)值模擬分析，用數(shù)值模擬結(jié)果與擬合公式計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析，并計(jì)算兩種方法的相對(duì)誤差。研究發(fā)現(xiàn)，數(shù)值模擬結(jié)果與擬合公式結(jié)果的誤差基本在-15%～5%之間，大部分結(jié)果的相差-10%～5%范圍內(nèi)，該誤差范圍是可接受的。且由于大部分誤差為負(fù)值說明了該擬合公式計(jì)算的結(jié)果偏安全的。

數(shù)值模擬還分析了導(dǎo)線上懸掛點(diǎn)垂直方向的力F1y，數(shù)值計(jì)算結(jié)果見圖6。

圖6 F1y隨高差h變化Fig.6 F1y changes with height difference h

根據(jù)圖中的數(shù)值分析結(jié)果擬合曲線，得到擬合曲線的表達(dá)式為

式中斜率k1y是導(dǎo)線在y方向上的剛度，根據(jù)擬合結(jié)果取90.24 N/m；截距F0，1y是當(dāng)端子高差為0 時(shí)，上懸掛點(diǎn)受到y(tǒng)方向上的力，根據(jù)擬合結(jié)果取-64.2 N。

基于同樣的分析方法，開展了導(dǎo)線在z軸上的力學(xué)分析。由圖7可得，隨著導(dǎo)線兩個(gè)端子高差的增加，F(xiàn)1z(F2z)呈線性上升趨勢(shì)；隨著導(dǎo)線端子距離的增加，F(xiàn)1z(F2z)隨之增加，但是增幅較小。此外，上懸掛點(diǎn)受到z向的力始終大于下懸掛點(diǎn)。研究發(fā)現(xiàn)，參數(shù)F1z/F2z處于大于1 的特定區(qū)間上。因?yàn)閰?shù)F1z/F2z變動(dòng)的區(qū)間較小，計(jì)算其均值以后，可以取1.12 作為參考值以確保安全性。所以，F(xiàn)1z、F2z的計(jì)算方法為

圖7 F1y隨高差h變化（穩(wěn)定值）Fig.7 F1y changes with height difference h (stable value)

其中系數(shù)1.1 是根據(jù)工程實(shí)際需求而增設(shè)的安全系數(shù)。為了防止由于數(shù)據(jù)偏差導(dǎo)致的安全冗余度不夠，將荷載增大10%以便使得計(jì)算結(jié)果更加安全。

分析導(dǎo)線的設(shè)備線夾角度為60°時(shí)，端子所受彎矩M1x、M1z、M2x、M2y和M2z的結(jié)果見圖8。不但研究短導(dǎo)線端部彎矩隨高差的變化特征，同時(shí)也分析了不同水平間距對(duì)導(dǎo)線彎矩的影響。對(duì)于較大的水平間距工況下，其所取的高差范圍也相應(yīng)增大。

圖8 z方向端部受力隨高差變化Fig.8 The force at the end of the z-direction varies with the height difference h

圖9 可知，M1x、M2x和M2y這3 個(gè)參數(shù)的變化趨勢(shì)隨高差呈線性變化特征，受到水平距離的影響不大?；诖?，用前述方法進(jìn)行擬合。對(duì)于特定的間隔，彎矩M1z隨著導(dǎo)線高度差達(dá)到一定值后就幾乎保持恒定。彎矩M2z同時(shí)受到水平間隔距離和高度差異的雙重影響，若僅對(duì)同一間距分析，彎矩M2z隨著高差的變化趨勢(shì)近似于線性變化。此外，不同導(dǎo)線懸掛點(diǎn)間距下得出的M2z-h曲線基本保持平行。

圖9 60°設(shè)備線夾彎矩計(jì)算結(jié)果Fig.9 Calculation results of bending moment of 60° equipment clamp

基于上述參數(shù)分析結(jié)果，可總結(jié)出彎矩計(jì)算公式（14），從實(shí)際工程的應(yīng)用角度考慮，為使結(jié)果偏安全特將擬合結(jié)果放大5%。

其中

彎矩M1z穩(wěn)定后受高差變化的影響不大，如圖10所示。

圖10 彎矩與間距變化關(guān)系Fig.10 Relationship between bending moment and spacing variation

由圖10 可知，M1z隨水平間距呈負(fù)相關(guān)關(guān)系。因此，該彎矩的計(jì)算公式為

其中k1z=-9.06 N，M0，1z=-3.84 N·m.

依據(jù)M2z受水平距離和高度差異的變化特性，對(duì)不同水平間距下的模擬結(jié)果擬合，得到擬合方程的斜率和截距，具體結(jié)果見表1。

表1 不同水平間距下彎矩M2z計(jì)算公式的擬合參數(shù)Table 1 Fitting parameters of the calculation formula of bending moment M2z at different horizontal spacing

研究發(fā)現(xiàn)，斜率受水平間距變化的影響較小，擬合公式中取斜率平均值。截距與水平間距呈線性變化關(guān)系，可得彎矩M2z的計(jì)算公式

其中k2zh=6.38 N，k2zl=12.57 N，M0，2z=-7.89 N·m 。

3 不同型號(hào)導(dǎo)線受力性能分析

為比較各種類型導(dǎo)線的受力特性，對(duì)剛度最高的NRLH58J-1440 型導(dǎo)線開展研究。通過以下幾種不同間距和不同高差的應(yīng)用場(chǎng)景為例，分析該類型導(dǎo)線端部在空間分布狀態(tài)下所受的約束作用特征，具體工況序號(hào)見圖11。

圖11 NRLH58J-1440型導(dǎo)線的空間布局特征及工況編號(hào)Fig.11 Spatial distribution characteristics and model number of the NRLH58J-1440 transmission lines

導(dǎo)線端子在z方向所受力的結(jié)果見表2，表2中詳細(xì)列出了F1z和F2z的計(jì)算值。導(dǎo)線端子其他幾個(gè)自由度上的力及力矩結(jié)果見表3，表3 中的參數(shù)是在相同工況下，其他自由度上約束力與LGJ-500/45 型導(dǎo)線端子的約束力的比值。

表2 z方向?qū)Ь€端子所受的約束作用Table 2 Constraints on wire ends in the z direction

表3 其他方向所受的約束作用Table 3 Constraints on wire ends in other directions

由表3 可知，F(xiàn)1z/F2z的變化相對(duì)較小，均值為1.16。與LGJ-500/45 型導(dǎo)線的計(jì)算結(jié)果1.12 相比，兩者差異較小?；谇笆龇治鲞^程中荷載放大了10%，因此導(dǎo)線兩個(gè)端子在z方向所受力的比值可取1.12～1.16 中的任意值。其他分析方法與前述一致。

由表3 可知，在不同工況下導(dǎo)線端子所受的F1x與M2z計(jì)算值變動(dòng)較大。其他的作用力或力矩的計(jì)算結(jié)果在不同工況組下較穩(wěn)定，所以采用這些力學(xué)參數(shù)的均值進(jìn)行分析。F1x隨著水平間隔距離的增加而增加，為了安全考慮取2.0 作為安全系數(shù)進(jìn)行分析。除了彎矩M2z以外，分析其余的力學(xué)參數(shù)時(shí)應(yīng)按照表4的比值系數(shù)。

表4 建議倍數(shù)值Table 4 Unequal height difference situation

由表4 可知，M2z的比值系數(shù)變化較大。對(duì)NRLH58J-1440 和LGJ-500/45 兩種導(dǎo)線在同樣條件下分析時(shí)，建議采用以下步驟完成計(jì)算：① 計(jì)算LGJ-500/45 型導(dǎo)線在相同的水平間距-豎直高差工況下的和；② 根據(jù)前文分析結(jié)果，取M1z=；③ 比較M1z和的兩者大小，若兩者差值較?。ū热鐑烧邽橥粩?shù)量級(jí)級(jí)），則取|M2z| = 2|M1z|；④ 若M1z和的值相差較大，則取|M2z| = |M1z|；⑤ 由于很難判定M2z的正負(fù)號(hào)，則分別把|M2z|和-|M2z|依次加載于線夾上進(jìn)行計(jì)算，根據(jù)兩者的分析結(jié)果確定最不利荷載值。

4 短導(dǎo)線端部受力設(shè)計(jì)建議

根據(jù)上述研究結(jié)果，針對(duì)特高壓短導(dǎo)線兩側(cè)端子不等高情況時(shí)提出相應(yīng)的設(shè)計(jì)參考建議如下：

1）應(yīng)根據(jù)導(dǎo)線上下懸掛點(diǎn)的空間位置進(jìn)行線夾選擇。

如果懸掛點(diǎn)之間的水平距離為l，豎直高度差為h，則下部線夾與水平面的夾角應(yīng)符合以下條件：

需要特別強(qiáng)調(diào)，此處不宜使tanα≈h/l。若需要采用線夾角度為60°時(shí)，參數(shù)arctan(h/l)不應(yīng)超過53°。

2）導(dǎo)線兩端懸掛點(diǎn)的水平間距不宜過大。

當(dāng)導(dǎo)線兩端的水平間隔過大或過小時(shí)，容易發(fā)生“反彎”的特殊情況。為防止這種情況出現(xiàn)，導(dǎo)線的水平間距與高差應(yīng)滿足關(guān)系：h≥l。若因線路布局限制不能滿足該條件時(shí)，則可考慮在導(dǎo)線跨中設(shè)置一個(gè)支架把原導(dǎo)線分為兩個(gè)更短的短導(dǎo)線。

5 結(jié) 論

通過研究不同高度差異下特高壓短導(dǎo)線的力學(xué)特性，得出以下結(jié)論：

1）根據(jù)導(dǎo)線端子不通影響參數(shù)下的受力特點(diǎn)，建立的不等高差短導(dǎo)線端子受力分析模型具有良好的實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。研究發(fā)現(xiàn)導(dǎo)線端部受力狀態(tài)不只是與外部環(huán)境荷載有關(guān)，還與導(dǎo)線的水平間距、豎直高度差異、導(dǎo)線類型以及導(dǎo)線端部所選擇線夾角度等因素密切相關(guān)。

2）導(dǎo)線端子所受的大部分約束反力隨著兩掛線點(diǎn)水平間距的增加而增加。然而，有些自由度上個(gè)別作用力（或彎矩）僅與導(dǎo)線兩端的水平距離或豎直高差中的一個(gè)因素相關(guān)，受另一個(gè)因素的影響較??；而對(duì)于另外一些情況，端子上的個(gè)別約束力則同時(shí)受水平間距和豎直高差的共同影響。

3）當(dāng)導(dǎo)線兩端的空間布局為不等高度差時(shí)，若空間位置布局不當(dāng)或選用不合適的線夾可能導(dǎo)致“反彎”問題的發(fā)生。該特殊狀況下，導(dǎo)線端部所受的約束反力將急劇增加或者出現(xiàn)約束反力的數(shù)值處于不斷變化的狀態(tài)。因此，在工程中建議更改懸掛點(diǎn)的空間位置或是選用適當(dāng)?shù)木€夾裝置來處理這個(gè)問題。