Надежность систем энергетики - Модели надежности воздушных линий - опоры

7.3.4. ОПОРЫ
Расчеты опор по методу предельных состояний выполняются на нагрузки нормального (провода не оборваны) г аварийного (оборваны один-два провода, гололед отсутствует) режимов. Оценки показателей надежности элементов опор (первичные отказы) для нормальных режимов выполняются методом статистического моделирования.
Структурная схема этапов моделирования при расчете надежности опоры приведена на рис. 7.7 на примере железобетонной портальной опоры с внутренними связями типа ПВС, широко применяемой для ВЛ 330-750 кВ.

1. й этап. Моделированием по схеме Монте-Карло определяются функции распределений вероятностей разрушающих моментов (усилий) в расчетных элементах опоры в режимах ’’ветер” и ’’ветер-гололед”.
2. й этап. Сравнением случайных прочностей и моментов (усилий) определяются возможности разрушения опоры, рассчитываются вероятности отказа, приведенные затраты на ремонт и ущербы от отказов опор по годам эксплуатации совокупности опор.

Структурная схема моделирования одностоечных опор ВЛ до 220 кВ является частным случаем схемы, приведенной на рис. 7.7, когда прогиб (перемещение вершины стойки от изгиба и поворота в заделке) не ограничивается связью.
Центральным и определяющим блоком моделирующих программ служит система алгоритмов пересчета внешних нагрузок в изгибающие моменты, сжимающие и растягивающие усилия и их комбинации. Для каждого из типов опор, различающихся материалом и алгоритмами расчетов усилий, должны разрабатываться специальные моделирующие программы для ЭВМ. Результатами расчетов служат оценки вероятности отказов и аварийности опор (на 100 км линий в год и в процентах от числа установленных), затраты на ремонты и ущерб от простоя линий при ремонтах (см. § 7.2).

Рис. 7.7. Структурная схема моделирования расчета надежности опор типа ПВС

Расчетными сечениями элементов опор служат: стойки гибких опор - на уровне земли и верхнего бандажа соединения с приставкой; стойки жестких деревянных опор — в месте крепления верха ветровой связи; деревянные траверсы - в месте крепления к стойке; пояса секций стальных опор; железобетонные опоры типа ПВС (см. рис. 7.7) - на уровне земли; стойка наветренная — на уровне низа связи; стойка подветренная - на уровне верха связи. Эти сечения наиболее нагружены, а для деревянных опор также наиболее подвержены загниванию. 

Фундаменты и другие детали опор не рассчитываются, так как их прочность заведомо больше, чем других элементов.
Прочность элемента в общем случае задается в момент ввода его в работу t=0 параметрами функций распределения вероятностей Вейбулла (7.7) и относительной среднегодовой скоростью потери прочности.
Прочность детали в год t>0

где Rx - равномерно распределенное на [0,1] случайное число, постоянное для всего срока службы данной детали; a(t), b(t), c(t) - параметры распределения прочностей в год t, определяемые с учетом скорости старения.
Постоянная вероятность Rx при моделировании фиксирует в течение всего срока службы место и индивидуальные внутренние свойства данной детали в их генеральной совокупности независимо от изменения распределений прочностей.
Прочность (устойчивость центрально сжатых стержней) поясов стальных опор определяется пределом текучести, гибкостью и условиями работы стержней. Вероятностные оценки пределов текучести угловой стали опор ВЛ приведены в табл. 7.10 (Пособие по проектированию стальных конструкций к СНИП Р-23-81.М.: ЦИТП, 1989). Потерю прочности за счет коррозии в обычных условиях можно не учитывать по крайней мере при сроке службы опор до 20-30 лет.

Таблица 7.10

Надежность железобетонных опор определяется исходным уровнем и потерей во времени прочности и жесткости стоек.
Оценки прогибов опор и прочности стоек могут быть получены при испытаниях опор в возрасте не менее 1,5-2 года, когда снижается интенсивность процессов усадки и ползучести бетона. Прочности стоек могут быть оценены также по результатам моделирования методом Монте-Карло. Результаты такой оценки прочности стоек опор ВЛ 0,38-500 кВ приведены в табл. 7.11.

Таблица 7.11
Момент, кН-м               Исходная прочность,
Марка стойки                                                                          кН-м

Примечания: 1. Средние и минимальные прочности определены моделированием методом Монте-Карло по распределениям вероятностей прочностей бетона и арматуры. Параметр формы распределения вероятностей исходных прочностей равен 3,5.

1. Контрольная прочность для центрифугированных стоек по 100%-ной отпускной прочности бетона.

Потеря прочности образца за расчетный срок службы снижается не более чем на 25%. Для современных вибрированных стоек со сроком службы 33 года верхняя оценка скорости потери прочности 0,75% исходной в год, для центрифугированных стоек со сроком службы 50 лет - 0,5%.

Рис. 7.8. Зависимости прогибов вершины и интенсивности АЭ железобетонной стойки СВ 110—2,5 от нагрузки на опору

При анализе надежности опор учитывается, что разрушение сжатого бетона начинается с развитием усадочных трещин на площадках контакта цементного камня и заполнителя, возникающих при твердении бетона в воздушной среде. Усилие начала развития контактных трещин и локальной перестройки структуры бетона составляет 0,3-0,5 разрушающего и может быть оценено акустико-эмиссионным (АЭ) методом. На этом факте основан метод неразрушающего контроля прочности железобетонных стоек.

Характерные зависимости нагрузка-прогиб (аналог диаграммы напряжение-деформация) опор ВЛ 10 кВ приведены на рис. 7.8. Началу (порогу) акустической эмиссии соответствует нагрузка 18 кН-м (70% номинальной) и разрушению опоры 44 кН-м (175% номинальной). Прогибы вершины опоры за счет деформации стойки были 0,75 м при расчетной (номинальной) нагрузке 25 кН-м и при разрушении 1,7 м. Увеличение в 1,5 раза и более прогибов стоек перед разрушением по сравнению с расчетными нагрузками объясняется нарушением сплошности бетона сжатой зоны и текучестью арматуры растянутых зон.
Усадка и ползучесть бетона сжатой зоны уменьшают сжимающие напряжения бетона и увеличивают их в арматуре. Это приводит к значительному увеличению во времени прогибов опор. Характерна следующая зависимость прогиб - возраст опоры:

Деформации ползучести в несколько раз большие упругих деформаций, зависят от значения и длительности приложения сил, а также от прочности бетона и заполнителей. Деформации ползучести служат причиной искривления и добавочного изгибающего момента стоек опор с несимметричными траверсами промежуточных опор и несбалансированными тяжениями проводов угловых опор.
Деревянные опоры изготавливаются из пропитанных антисептиком бревен сосны и лиственницы. Прогибы стоек опор вплоть до области разрушения носят упругий характер и при расчетах надежности оцениваются по выражению

где h - высота, см, от земли до точки приложения усилия Т, кН; d0 и d - диаметры бревна в отрубе и комле, см.
Диаметры бревен имеют нормальное распределение с коэффициентом вариации 0,15, с усеченным минимальным допустимым по конструктивным соображениям диаметром. В области диаметров здоровой и не состарившейся древесины 18 см и более временное сопротивление имеет среднюю оценку 42 МПа и коэффициент вариации 0,25. Распределения вероятностей прочностей древесины диаметром незагнивающей части до 18 см имеет следующие параметры:

Примечания: 1. Норма браковки — диаметр (эквивалентный диаметр при внутреннем загнивании) здоровой части древесины, при достижении которого деталь подлежит замене при ближайшем плановом ремонте линии с установленной периодичностью.

1. Загнившие траверсы опоры должны заменяться независимо от глубины загнивания. Вспомогательные детали опор заменяются в зависимости от их состояния по усмотрению предприятий электрических сетей.
2. Нормы браковки с повышенных опор ВЛ 0,38—20 кВ принимаются на 3 см больше, чем указано в таблице.

Потеря прочности опор из-за загнивания древесины связана с двумя периодами: до начала загнивания, когда еще действует антисептик, и после начала загнивания, когда скорость загнивания определяется температурой, влажностью и продуваемостью древесины, а также продолжительностью вегетативного периода гриба.
Нормы браковки и периодичность замен загнивших деталей опор ВЛ 0,38-110 кВ приведены в табл. 7.12. Нормы оптимальны в смысле баланса затрат на обеспечение надежности и стоимости потерь от ненадежности.

7.3.5. ВОЗДУШНЫЕ ПРОМЕЖУТКИ

Требования ПУЭ к воздушным промежуткам на опорах при отклонениях гирлянд и петель шлейфов установлены (табл. 7.13) для условий: при грозовых и внутренних перенапряжениях - скоростной напор ветра 0,1 нормативного (табл. 7.3), но не менее 62,5 Н/м², температура +15 °C; при рабочем напряжении - нормативный скоростной напор при -5 °C. Вероятности перекрытий промежутков при перенапряжениях исчезающе малы.
Оценка вероятности (частоты) перекрытия рабочим напряжением воздушных промежутков провод-опора при случайных направлении и скорости ветра более нормативной может быть выполнена на основе следующей модели [112].
Давление Q ветра на провод отклонит гирлянду от вертикали на угол

и промежутки провод-стойка (оттяжка) и провод-траверса уменьшаются до величин соответственно.

Таблица 7.13

Примечание. В горных районах расстояния по рабочему напряжению и внутренним перенапряжениям увеличиваются на 1% на каждые 100 м выше 1000 м над уровнем моря.

Здесь lτ - вылет траверсы или расстояние между проводом (арматурой) при отсутствии ветра до стойки (оттяжки); lг - длина гирлянды от точки крепления траверсы до крайней точки арматуры (экранов); Qn и Qг - ветровая нагрузка на провод и гирлянду, кН; Gп и Gг - вес провода и гирлянды изоляторов с арматурой. Углы наклона стоек и оттяжек опор не превышают 10° и в расчетах промежутков не учитываются.
Перекрытие возможно на стойку (оттяжку) или, если этого не произошло, на траверсу. В зависимости от направления ветра возможны перекрытия с одной или двух фаз. Условие перекрытия
Ветровая нагрузка на провод и гирлянду рассчитывается для месячных или годовых максимумов скоростей ветра двухминутного осреднения. Моделирующий алгоритм основан на проверке в каждом цикле условия перекрытия и подсчете соответствующих исходов.
Для промежутков петля шлейфа-спора справедливы те же процедуры, но при расчете ветровой нагрузки на петлю не учитываются коэффициенты пролетности и неравномерности скоростного напора. Длина провода петли не превышает 10 м, и можно пренебречь как жесткостью шлейфа, так и действием порывов ветра. Оценки вероятности перекрытий будут консервативны за счет пренебрежения жесткостью шлейфа.
Коммутационные перенапряжения после АПВ, следующих после первичных перекрытий воздушных промежутков, при необходимости учитываются в рамках описанной далее базовой модели надежности изоляции и молниезащиты.