750 kV官东Ⅰ线140号导线防风措施改进

介绍了输电线路发生振动的原因及危害,针对750 kV官东I线140号塔地理环境、气象条件、设备情况等,分析风振产生的原因。提出目前主要防风措施是使用防振金具,包括：安装阻尼性间隔棒、防振锤,导线加装护线条或采用预绞式悬垂线夹,加装重锤片。根据140号现场情况,将微风振动以及次档距振动考虑为振动主导因素,主要针对导线磨损的防护进行整改,建议加装预绞丝或者采用预绞式悬垂线夹。     

特高压直流输电线路大截面导线防振分析

介绍了导线自阻尼特性,在对自阻尼条件下导线振动强度及防振效果评估分析的基础上,对2种1 250mm2大截面导线进行了防振锤布置方案研究,给出了防振锤安装位置的计算方法。通过对导线JL1/G3A-1 250/70和JL1/G2A-1 250/100的防振研究,在确保防振方案安全可靠基础上,结合防振试验计算结果并预留一定安全裕度,推荐出切实可行的特高压直流线路大截面导线防振锤布置方案:铰链式第一个防振锤距线夹出口2.08m(JL1/G3A-1 250/70)和2.16m(JL1/G2A-1 250/100),预绞式第一个防振锤距线夹出口2.28m(JL1/G3A-1 250/70)和2.26m(JL1/G2A-1 250/100),其他防振锤基于第一个防振锤的计算安装距离采取等距安装原则布置。     

500kV江阴长江大跨越OPGW防振问题探讨

500kV江阴长江大跨越线路导、地线采用了阻尼线加防振锤的联合防振方案,导线还充分利用阻尼式间隔棒来消振,OPGW地线设计时采用双花边阻尼线防振方案。后发现OPGW高频端固定阻尼线的线夹盖板脱落并磨损护线条,后来补充的减震措施(在直线档高频段加装了一截阻尼线)效果也不理想。针对此缺陷情况采取的措施包括:及时消缺及加强巡视检测;采取固定阻尼线线夹螺栓防松措施;单根较长阻尼线防振效果比采用双根较短阻尼线要好,可以参考地线对OPGW地线的防振方案进行技改;安装现场测振系统,建立大跨越测振档案,调整振动系统,保证大跨越防振系统安全稳定运行。     

防振金具在架空线路上的应用

文章简要介绍了预绞式护线条、司托克布里奇防振锤、双扭型防振锤、分裂导线扭式防振锤、防振环、4R防振锤、4D防振锤、PVC防振鞭、间隔棒和花边阻尼等防振金具的外形、性能、安装数量和安装距离。     

光纤复合架空地线的防振

对目前国内OPGW的防振形式进行了归纳,提出对OPGW微风振动和舞动的治理方案。在OPGW微风振动的治理方面,对于一般线路而言,通常采用防振锤或防振鞭,而对于大跨越线路则宜采用阻尼线和防振锤组合防振的方式。为了保证实际工程中所采用的防振方案的有效性,对防振锤的选型,安装位置,安装方向,防振鞭的消振效果,阻尼线和防振锤组合防振的消振效果,进行了试验室模拟试验,并对试验数据进行了分析。文章也对OPGW舞动的形态、影响因素及防舞动措施进行了介绍,并提出了适用于OPGW的防舞动措施。     

架空线悬垂线夹的防振

架空线路导、地线的磨损断股有多种因素，而最多的是微风振动引起的导线疲劳损坏，且多出现在导、地线的支持点附近。众多文献报导，这种导线损坏断股是导、地线受到的振动增大导线的动、静弯应力大于导线材料的极限疲劳强度所致。防止导线振动损坏断股的方法有多种，然其所经途径，迄今也只有两种。其一是期望将微风振动的强度减小到危险值以下，甚至抑制振动，如传统用的防振装置（防振锤、护线条等）。其二是将微风振动前、     

高压线路的弹簧防振装置

自1966年以来,弹簧防振装置已在全国24条35～110kV线路上应用,运行结果如下:1)所有装有弹簧装置的线路的线夹内,没有发现导线断股,说明弹簧防振装置已起到消振和保护导线的作用,2)现场观察发现弹簧防振线路的振动较防振锤防振线路的振动严重。导线垂直振幅很大,横担吊杆振动噪声也较大,说明弹簧防振不是压迫振动,而是传递振动,改善导线的受力情况带来了横担、吊杆、导线与线夹联接处的噪声。现对弹簧防振装置的性能作一些     

节能型防振锤加固金具的研制及应用

<正>输电线路架空导线、地线受到1~3级微风吹拂时,将产生周期性振动,称为微风振动。这种振动振幅小、频率高、振动时间长,长期振动将导致导/地线疲劳断股、断线及杆塔金具磨损,影响线路的安全运行。为了抑制导/地线的微风振动,线路上一般需要安装防振锤。当导/地线带动防振锤一起振动时,导/地线的振动能量会被防振锤吸收,以热能或声能的形式散发掉,从而降低导/地线的振动强度,     

XF型防振线夹的防振性能分析

介绍了ＦＤ、ＦＧ等型式的送电线路防振锤存在的问题。以试验数据为依据,定性和定量地分析了ＸＦ型防振线夹的主要特点、防振性能以及影响导线动弯应变大小的因素。运行经验证明,送电线路采用ＸＦ型防振线夹,完全可以取消防振锤及其它防振装置。     

220 kV鹤木线松花江大跨越微风振动的在线监测分析

介绍了微风振动对架空输电线路,特别是大跨越的安全运行影响.阐述了220 kV鹤木线松花江大跨越微风振动在线监测设备布置方案.分析了在线监测仪获得的数据,据此建议运行部门,对大跨越导线、地线各阻尼线夹头和防振锤夹头等夹固点重新紧固,防止了蠕变等引起握力松弛致使的导、地线断股.     

交流特高压线路大跨越工程金具选型建议

在综合分析国外交流特高压线路和我国500 kV 线路大跨越工程中采用的几种主要金具类型的基础上, 依据我国1 000 kV 特高压示范工程前期可研阶段的资料, 针对导线、地线和OPGW各自的特点, 提出我国交流特高压线路大跨越工程中可能用到的悬垂线夹、耐张线夹、间隔棒等金具类型及参数的建议。     

预绞式悬垂线夹在750 kV输电线路的可用性分析

以国内第1条兰州东-官亭750kV输电线路示范工程的设计条件为依据,通过机械和电气性能试验,对在高海拔、重覆冰区扩径导线使用预绞式悬垂线夹的可行性进行论证:预绞式悬垂线夹的握力远大于要求握力23kN,层层拆开观察,层与层之间只有轻微压痕;采用预绞式悬垂线夹的导线,疲劳试验结果没有断股,采用预绞丝+螺栓型悬垂线夹的导线均有断股;有均压环的预绞式悬垂线夹的电晕熄灭电压为1084.8kV,没有均压环的预绞式悬垂线夹的电晕熄灭电压为968.5kV,远高于按规程电晕公式计算的电晕熄灭电压629kV。故预绞式悬垂线夹AGS-5129完全能够满足该线路工程要求。     

1000mm2大截面导线用防振锤设计

1660 kV宁东-山东直流输电示范工程一般线路使用1 000 mm2大截面钢芯铝绞线(型号JL/G3A-1000/45),需要采用加装防振锤来抑制此段线路微风振动.通过防振锤的保护频率的公式计算及导线自阻尼试验,最终确定JL/G3A-1000/45型导线需要用防振锤防护的频率为5-50 Hz.经过计算分析设计出合理的...     

750 kV同塔双回交流输电线路电磁环境研究

我国西北电网规划的多条750kV交流输电线路位于高海拔地区,无线电干扰和可听噪声等电磁环境问题更加严重。因此,研究750kV交流输电线路电磁环境问题对我国750kV输电工程建设具有重要意义。计算一条典型750kV同塔双回交流输电线路,最大运行电压分别为775.0kV、787.5kV、800.0kV下无线电干扰、可听噪声、线路下方距地面1m水平线上工频电场强度、导线最低对地距离和走廊宽度。按文献给出的电磁环境标准进行讨论,结果表明:通过选择合适的线路参数(导线最低对地距离、海拔高度等),可满足3种最大运行电压下电磁环境指标要求。     

光纤复合架空相线在中低压架空输电线路中应用

光纤复合架空地线(OPGW)既可作为地线,又可作为光纤通信,具有良好的技术和经济效益,在110 kV及以上高压架空输电线路中获得了广泛的应用;35 kV及以下中低压架空输电线路,只需在进入变电所(站)之前局部长度上架设地线,进行防雷保护,又称为进线保护,因此,通常采用同杆架设的全介质自承式光缆(ADSS).论述了能替代...     

新疆强风沙尘环境下750 kV 线路运维技术

为了保证大风及强沙尘环境下特高压输电线路的正常运维,确保输电线路及电网安全,针对750 kV 特高压输电线路提出了防范强风沙尘侵害的措施。通过总结新疆地区气象特征,分析新疆电网输电线路在强风沙尘作用下可能出现的故障现象,从防范绝缘子伞裙破裂、金具和引流线磨损等方面给出了具体的技术方法。结合新疆750 kV 输电线路实际发生的故障案例以及故障处置对策,说明了该方法对于提升750 kV 特高压输电线路的耐受强风沙尘能力是有效和实用的,可为后续强风沙尘地区的输电线路设计及高可靠性运行提供有益借鉴。     

750 kV送电线路大档距OPGW防振设计

防振装置设计的好坏直接关系到线路的安全运行。针对当前我国电压等级最高的输变电线路官亭变—兰州东变750 kV输变电示范工程的大档距OPGW防振设计,文章描述了OPGW的防振措施,结合OPGW的防振锤功率特性,介绍了为750 kV送电线路大档距而设计的防振方案,并对试验结果进行评估,对此次工程的安全运行提供了可靠保证,同时也为业内人员提供一定的参考依据。     

Damper vibration attenuation for overhead lines

Structural impedance measurements are useful for determining the characteristics of vibration dampers. Earlier theoretical work demonstrated how impedance or dynamic mass measurements could be used to determine the vibration attenuation achieved at the damper end of a transmission line span. Now the theory is extended to determine vibration attenuation at all points in the span. For example, the vibration attenuation can be determined at mid-span, at the end of the span at which a damper is installed and at the undamped end of the span. The theory could be used to predict vibration attenuation by making dynamic mass measurements on the conductor at points of interest and combining the results with dynamic mass measurements on dampers. However, the vibration attenuation achieved at both ends of the span is more simply determined from vibration amplitude measurements made with and without the damper installed. The results provide a simple means for evaluating the vibration attenuation characteristics of dampers.