7.3.3. ПРОВОДА И ТРОСЫ
Эффективность проводов как элемента механической части ВЛ определяется их надежностью и возможностью увеличения длины пролетов за счет более высоких тяжений. В рамках принятых правил проектирования следует выделить воздействия ветра и гололеда, оказывающие наибольшее влияние на надежность проводов.
Обоснование мероприятий по ограничению отказов, связанных с воздействием ветра (пляска, субколебания и раскачивания), проблематично из-за неразработанности базовых моделей процессов. Уровни исследованности вопроса позволяют построить модели [105, 106] для оценки и учета вероятности разрушения гололедом при обосновании прочности (марки) и тяжения проводов.
Опасными с точки зрения обрыва проводов и тросов ВЛ могут быть гололеды, характеризуемые весом более 50 Н/м. Вес гололеда обычно не превышает 100 Н/м на равнинах с высотой до 500 м над уровнем моря и 200 Н/м на высотных хребтах горной местности.
Провод может быть разрушен гололедом у зажимов или в дефектном месте в пролете. Расчет вероятности разрушения предполагает учет случайных внешних воздействий, углов между проводом и гололедо-несущим потоком, температуры, прочности и ее снижения в результате коррозии стальных сердечников или иных процессов. Детерминированными переменными служат высоты точек подвеса, длины пролетов и напряжения проводов в исходных расчетных режимах. Показатели надежности оцениваются по результатам моделирования работы проводов пролета ВЛ, на которые в течение заданного периода (до 50 лет) ежегодно воздействуют статические нагрузки в процессе нарастания гололеда и возможные ударные нагрузки с длительностью пиков 0,03-0,3 с, возникающие при обрывах соседних проводов или сбросе с них гололеда. Модель для расчета проводов на разрушение гололедом приведена на рис. 7.3.
Условия разрушения провода сечением S и прочностью R будут:
в зоне зажимов S(σ + σ3 + σи + σп)>R, (7-8)
в дефектном месте пролета Sσ>Rд,
где σ - напряжение в нижней точке провода; σ3, σи, σп - дополнительные напряжения закручивания провода в процессе нарастания гололеда, изгиба у поддерживающего зажима (вязки) и подъема провода из низшей точки к зажиму; Rп - прочность дефектного места провода.
Рис. 7.3. Модель расчета надежности проводов при гололеде
Прочности проводов оцениваются по статическим и динамическим разрывным усилиям и описываются распределениями вероятностей Вейбулла (7.7). Потеря прочности учитывается уменьшением параметров сдвига и формы исходных распределений. Разрывные усилия при статических нагрузках, указываемые в ГОСТ и технических условиях (ТУ) на провода, близки к средним оценкам фактических прочностей в зоне зажимов при вариации 5-10%. Параметры прочностей некоторых характерных для ВЛ марок проводов указаны в табл. 7.6. Разрывные усилия при ударных нагрузках монопроводов 35-70 мм2 снижаются до 90% статических. Для более массивных проводов скорость деформации не влияет на прочность.
Напряжения провода в (7.8) рассчитываются для деформаций в области разрушения. Напряжение низшей точки провода прочностью R в пролете длиной l при удельной нагрузке γ и температуре t для деформации в области разрушения определится из уравнения состояния [105]
(7-9)
где индекс ”и” относится к параметрам исходного режима; а - температурный коэффициент удлинения провода; Е(σи) - параметр, аналогичный модулю упругости, определяемый по кривой первоначального растяжения провода (рис. 7.4) для напряжения в исходном режиме; Ер - то же для области разрушения.
Одностороннее отложение гололеда на наветренной стороне провода (рис. 7.5) сопровождается закручиванием провода. В зоне зажимов напряжение закручивания провода на каждый Н/м веса гололеда оценивается в 12-15 МПа для одноповивных и 2 МПа для многоповивных проводов марок А и АС. Напряжение изгиба провода у поддерживающего зажима мало зависит от веса гололеда и оценивается примерно 10 МПа. Напряжение подъема провода на стреле провеса при нагрузке γ равно fγ/ Вычислительные процедуры должны учитывать возможность провисания нагруженного гололедом провода до земли и соответственно уменьшения в (7.9) расчетной длины пролета и высоты подъема от низшей точки к зажиму.
По результатам моделирования заданного числа случаев (реализаций) воздействий годовых максимумов нагрузок в ЭВМ регистрируются случаи выполнения условий разрушения и рассчитываются оценки вероятностей обрывов и аварийности (на 100 км линий в год) проводов при условии, что осталась не разрушенной хотя бы одна опора пролета.
Если фиксировать допускаемую относительную ошибку δ и доверительную вероятность а, то требуемое число реализаций процесса определяется по формуле
где р - ожидаемая оценка вероятности; Ζ(α) - нормированное отклонение нормального распределения. Так, для р=10-5 в год (аварийность 0,01 в год на 100 км при длине пролета 100 м), S=0,1 и α=0,9 требуется 1,3·107 реализаций. Этот пример показывает, что ввиду ограниченности данных опыт эксплуатации не может дать надежных оценок аварийности и необходим технический анализ событий в сочетании с математическим моделированием.
* До обрыва провод провисает до земли; в остальных случаях — обрыв провода до касания земли.
Далее по результатам моделирования даны оценки влияния на надежность проводов основных параметров ВЛ.
Влияние годовых максимумов гололедных нагрузок на аварийность проводов ВЛ видно из табл. 7.7. Аварийности рассчитаны для допускаемых при нормативных нагрузках напряжениях 20-40% предела прочности при растяжении для случаев, когда провода обрываются гололедом при неразрушенных опорах.
Данные табл. 7.7 показывают, что принятого в ПУЭ одного параметра - нормативной (расчетной) нагрузки - недостаточно для выбора проводов и необходим учет вариации годовых максимумов нагрузок. С увеличением вариации нагрузок (см. табл. 7.4) необходимы большие запасы прочности проводов по отношению к нормативным (расчетным) нагрузкам.
Допускаемые напряжения в исходных режимах оказывают существенное влияние на аварийность жестких стальных тросов и малопрочных алюминиевых проводов.
У обычно применяемых для ВЛ сталеалюминиевых проводов с А:С=6 роль деформаций исходного режима (см. рис. 7.4) в разрушении проводов относительно невелика и частота разрушения мало зависит от допускаемых напряжений в исходных режимах, натяжения при монтаже и последующих вытяжек. Эти положения могут быть использованы для увеличения длин пролетов ВЛ или уменьшения вероятности схлестывания сталеалюминиевых проводов.
Таблица 7.8
Таблица 7.9
Рис. 7.6. Зависимости от длины пролета lп разрушающих нагрузок (а) и аварийности (б) проводов различных марок (сплошные линии) в опасных (штриховые линии) зонах района III по гололеду:
1 - АС 35/6; 2 - АС 70/11; 3 - АС 150/24; 4 - АС 300/48; 5 - С50
В частности, за счет повышения тяжений пролеты ВЛ 10 кВ (табл. 7.8) в зонах с параметром формы гололедных нагрузок b>0,75 можно увеличить на 10-20% без снижения надежности проводов ВЛ. Ограничениями в данном случае являются средние эксплуатационные напряжения 90 МПа.
Длина пролета. С увеличением длины пролета уменьшаются разрушающая нагрузка и число зажимов (возможных мест разрушения) проводов на единицу длины линии. Суммарное влияние этих факторов на аварийность проводов представлено зависимостями на рис. 7.6 и табл. 7.7 для случаев, когда провода разрушаются до момента касания земли. Пролеты ВЛ 110 кВ и выше с типовыми опорами достаточны для провисания до земли и разгрузки проводов АС 120/19 и более прочных. На равнинной местности это эквивалентно сокращению пролета в 2 раза.
Минимальные допускаемые по условиям надежности марки проводов ВЛ 0,38 - 110 кВ приведены в табл. 7.9 для зон с параметром формы гололедных нагрузок b — 1,0.
