CN104269793A - 变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，包括：初步设定管型母线的跨度和相间距；选定一定型号母线；确定各种工况下，基本因素的取值；分别计算自重和最大风速作用下、自重和覆冰作用下、短路以及地震时管型母线所受应力；判断上述每种情况下计算的管型母线所受应力是否均小于管型母线最大允许应力；计算管型母线挠度；判断管型母线挠度是否小于设定值。本发明有益效果：充分考虑了不同气象条件因素对管型母线的影响，实现了电学和力学的合理整合，克服了实际工程中仅依靠电学理论或经验选择双跨悬吊管型母线的弊端，减小了人为因素所造成的误差，保证变电站的正常运行。

Description

变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法

技术领域

本发明涉及变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法。

背景技术

在变电站布置设计中，管型母线方案是户外布置方案中的主流，且布置方式多样，管型母线的布置形式主要分为支持管型母线和悬吊管型母线，其中支持管型母线的选型方法日趋完善，而悬吊管型母线的选型方法基本处于空白阶段，未有完善的选型过程及计算体系，《电力工程电气设计手册》及相关的书籍和期刊论文亦没有解决方案。

悬吊管型母线多应用在500kV及更高电压等级的变电站，选型主要根据母线载流量和工程经验选择，由于国内500kV及以上电压等级变电站布置方式比较常规，所采用母线载流量大，故根据载流量选择的管型母线直径很大，基本都可以满足应力及挠度的要求。但对于悬吊管型母线跨度很大、集中荷载位置变化、母线载流量较小的变电站，尤其对于国外工程，若不经过系统全面的计算进行管型母线选型、合理施工，所采用管型母线很有可能在某些工况下不满足应力和挠度要求，其后果轻则致使母线变弯，影响电气设备的可靠连接；重则导致母线直接断裂，变电站停电，给安全生产带来极大的隐患。

如何合理科学地选择悬吊管型母线是变电站设计中的一大难题，直接关系到变电站的可靠性、电力系统的稳定性，关乎生产活动的安全性，影响人们生命财产安全。

发明内容

本发明的目的就是为了解决上述问题，提出了一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，该方法充分考虑了不同气象条件因素对管型母线的影响，实现了变电站悬吊管型母线的准确选型。

为了实现上述目的，本发明采用如下技术方案：

一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，包括如下步骤：

步骤一：初步设定管型母线的跨度和相间距；

步骤二：在备选管型母线中选定一定型号母线；

步骤三：确定各种工况下，基本因素的取值；具体包括：关于安全系数与荷载标准值取值标准，风因素的量值取值标准，覆冰因素的量值取值标准，短路电动力的计算方法，地震力的计算方法，管型母线荷载组合条件，材料的最大允许应力以及管形导体的挠度限值。

步骤四：分别采集绝缘子串沿管型母线轴线的投影长度、绝缘子串竖向投影长度以及绝缘子串的重力，分别计算自重和最大风速作用下、自重和覆冰作用下、短路以及地震时管型母线所受应力；

步骤五：判断上述每种情况下计算的管型母线所受应力是否均小于管型母线最大允许应力，如果是，转至步骤六；如果至少有一种情况下管型母线所受应力大于或等于管型母线最大允许应力，则遍历步骤二至步骤四；

步骤六：计算管型母线挠度；

步骤七：判断步骤六中管型母线挠度是否小于设定值，如果是，确定管型母线的型号、跨度及相间距分别为步骤一和步骤二中设定的管型母线型号、跨度和相间距，否则，遍历步骤二至步骤六。

所述步骤四中，计算自重和最大风速作用下管型母线所受应力的具体方法为：

(4-11)计算管自重所对应的跨中截面弯矩M_Gz、A吊点处截面弯矩M_GA、B吊点处截面弯矩M_GB和正直吊力V₁,V₂,V₃,V₄；

计算引下线的重力所对应的跨中截面弯矩M_jz、A吊点处截面弯矩M_jA、B吊点处截面弯矩M_jB和正直吊力V_j1,V_j2,V_j3,V_j4；

计算最大风速所对应的跨中截面弯矩M_fz、A吊点处截面弯矩M_fA、B吊点处截面弯矩M_fB；所述最大风速根据地理位置的不同，取相应位置历史风速数据的最大值；

(4-12)根据上述计算的截面弯矩分别合成跨中截面弯矩M₁、A吊点处的截面弯矩M₂、B吊点处的截面弯矩M₃；

$M_1=\sqrt{M_{\mathrm{fz}}^2+(M_{\mathrm{Gz}}^2+M_{\mathrm{jz}}^2)}$

$M_2=\sqrt{M_{\mathrm{fA}}^2+(M_{\mathrm{GA}}^2+M_{\mathrm{jA}}^2)}$

$M_3=\sqrt{M_{\mathrm{fB}}^2+(M_{\mathrm{GB}}^2+M_{\mathrm{jB}}^2)}$

(4-13)根据正直吊力计算管型母线左跨的拉力R_l1及右跨的拉力R_r1；

$R_{l1}=\frac{h}{v}(V_1+{\mathrm{PC}}_1+V_{j1})$

$R_{r1}=\frac{h}{v}(V_4+{\mathrm{PC}}_1+V_{j4})$

式中，h是绝缘子串沿管型母线轴线的投影长度；v是绝缘子串竖向投影长度；PC₁是绝缘子串的重力。

(4-14)根据左跨的拉力R_l1和合成跨中截面弯矩M₁计算应力σ₁；根据左跨的拉力R_l1和A吊点处的截面弯矩M₂计算应力σ₂；根据右跨的拉力R_r1和B吊点处的截面弯矩M₃计算应力σ₃；

${\mathrm{\σ}}_1=\frac{M_1}{W}+\frac{R_{l1}}{A};{\mathrm{\σ}}_2=\frac{M_2}{W}+\frac{R_{l1}}{A};{\mathrm{\σ}}_3=\frac{M_3}{W}+\frac{R_{r1}}{A};$

其中，W是管型母线的截面系数；A是管型母线的截面面积。

所述步骤四中，计算自重和覆冰作用下管型母线所受应力的具体方法为：

(4-21)计算管自重所对应的跨中截面弯矩M_Gz、A吊点处截面弯矩M_GA、B吊点处截面弯矩M_GB和正直吊力V₁,V₂,V₃,V₄；

计算引下线的重力所对应的跨中截面弯矩M_jz、A吊点处截面弯矩M_jA、B吊点处截面弯矩M_jB和正直吊力V_j1,V_j2,V_j3,V_j4；

计算覆冰荷载时所对应的跨中截面弯矩M_bz、A吊点处截面弯矩M_bA、B吊点处截面弯矩M_bB和正直吊力V_b1,V_b2,V_b3,V_b4；

计算覆冰时的风速所对应的跨中截面弯矩M_bfz、A吊点处截面弯矩M_bfA、B吊点处截面弯矩M_bfB；

(4-22)根据上述计算的截面弯矩分别合成跨中截面弯矩M'₁、A吊点处的截面弯矩M'₂、B吊点处的截面弯矩M'₃；

$M_1^{\′}=\sqrt{M_{\mathrm{bfz}}^2+(M_{\mathrm{Gz}}^2+M_{\mathrm{jz}}^2+M_{\mathrm{bz}}^2)}$

$M_2^{\′}=\sqrt{M_{\mathrm{bfA}}^2+(M_{\mathrm{GA}}^2+M_{\mathrm{jA}}^2+M_{\mathrm{bA}}^2)}$

$M_3^{\′}=\sqrt{M_{\mathrm{bfB}}^2+(M_{\mathrm{GB}}^2+M_{\mathrm{jB}}^2+M_{\mathrm{bB}}^2)}$

(4-23)根据正直吊力计算管型母线左跨的拉力R_l2及右跨的拉力R_r2；

$R_{l2}=\frac{h}{v}(V_1+{\mathrm{PC}}_1+V_{j1}+V_{b1})$

$R_{r1}=\frac{h}{v}(V_4+{\mathrm{PC}}_1+V_{j4}+V_{b4})$

(4-24)根据左跨的拉力R_l2和合成跨中截面弯矩M'₁计算应力σ'₁；根据左跨的拉力R_l2和A吊点处的截面弯矩M'₂计算应力σ'₂；根据右跨的拉力R_r2和B吊点处的截面弯矩M'₃计算应力σ'₃；

${{\mathrm{\σ}}^{\′}}_1=\frac{{M_1}^{\′}}{W}=\frac{R_{l2}}{A};{{\mathrm{\σ}}^{\′}}_2=\frac{{M_2}^{\′}}{W}+\frac{R_{l2}}{A};{{\mathrm{\σ}}^{\′}}_3=\frac{{M_3}^{\′}}{W}+\frac{R_{r2}}{A};$

其中，W是管型母线的截面系数；A是管型母线的截面面积。

所述步骤四中，计算短路时管型母线所受应力的具体方法为：

(4-31)计算管自重所对应的跨中截面弯矩M_Gz、A吊点处截面弯矩M_GA、B吊点处截面弯矩M_GB和正直吊力V₁,V₂,V₃,V₄；

计算引下线的重力所对应的跨中截面弯矩M_jz、A吊点处截面弯矩M_jA、B吊点处截面弯矩M_jB和正直吊力V_j1,V_j2,V_j3,V_j4；

计算短路时所对应的跨中截面弯矩M_dz、A吊点处截面弯矩M_dA、B吊点处截面弯矩M_dB；

计算50％最大风速所对应的跨中截面弯矩M_50％fz、A吊点处截面弯矩M_50％fA、B吊点处截面弯矩M_50％fB；

(4-32)根据上述计算的截面弯矩分别合成跨中截面弯矩M″₁、A吊点处的截面弯矩M″₂、B吊点处的截面弯矩M″₃；

$M_1^{\′\′}=\sqrt{(M_{\mathrm{dz}}^2+M_{50\%\mathrm{fz}}^2)+(M_{\mathrm{Gz}}^2+M_{\mathrm{jz}}^2)}$

$M_2^{\′\′}=\sqrt{(M_{\mathrm{dA}}^2+M_{50\%\mathrm{fA}}^2)+(M_{\mathrm{GA}}^2+M_{\mathrm{jA}}^2)}$

$M_3^{\′\′}=\sqrt{(M_{\mathrm{dB}}^2+M_{50\%\mathrm{fB}}^2)+(M_{\mathrm{GB}}^2+M_{\mathrm{jB}}^2)}$

(4-33)根据正直吊力计算管型母线左跨的拉力R_l3及右跨的拉力R_r3；

$R_{l3}=\frac{h}{v}(V_1+{\mathrm{PC}}_1+V_{j1})$

$R_{r3}=\frac{h}{v}(V_4+{\mathrm{PC}}_1+V_{j4})$

(4-34)根据左跨的拉力R_l3和合成跨中截面弯矩M″₁计算应力σ″₁；根据左跨的拉力R_l3和A吊点处的截面弯矩M″₂计算应力σ″₂；根据右跨的拉力R_r3和B吊点处的截面弯矩M″₃计算应力σ″₃；

${{\mathrm{\σ}}^{\′\′}}_1=\frac{{M_1}^{\′\′}}{W}=\frac{R_{l3}}{A};{{\mathrm{\σ}}^{\′\′}}_2=\frac{{M_2}^{\′\′}}{W}+\frac{R_{l3}}{A};{{\mathrm{\σ}}^{\′\′}}_3=\frac{{M_3}^{\′\′}}{W}+\frac{R_{r3}}{A};$

其中，W是管型母线的截面系数；A是管型母线的截面面积。

所述步骤四中，计算地震时管型母线所受应力的具体方法为：

(4-41)计算管自重所对应的跨中截面弯矩M_Gz、A吊点处截面弯矩M_GA、B吊点处截面弯矩M_GB和正直吊力V₁,V₂,V₃,V₄；

计算引下线的重力所对应的跨中截面弯矩M_jz、A吊点处截面弯矩M_jA、B吊点处截面弯矩M_jB和正直吊力V_j1,V_j2,V_j3,V_j4；

计算地震时所对应的跨中截面弯矩M_ez、A吊点处截面弯矩M_eA、B吊点处截面弯矩M_eB和正直吊力V_e1,V_e2,V_e3,V_e4；

计算25％最大风速所对应的跨中截面弯矩M_25％fz、A吊点处截面弯矩M_25％fA、B吊点处截面弯矩M_25％fB和正直吊力V_25％f1,V_25％f2,V_25％f3,V_25％f4；

(4-42)根据上述计算的截面弯矩分别合成跨中截面弯矩M″'₁、A吊点处的截面弯矩M″'₂、B吊点处的截面弯矩M″'₃；

$M_1^{\′\′}=\sqrt{(M_{\mathrm{ez}}^2+M_{25\%\mathrm{fz}}^2)+(M_{\mathrm{Gz}}^2+M_{\mathrm{jz}}^2)}$

$M_2^{\′\′\′}=\sqrt{(M_{\mathrm{eA}}^2+M_{25\%\mathrm{fA}}^2)+(M_{\mathrm{GA}}^2+M_{\mathrm{jA}}^2)}$

$M_3^{\′\′\′}=\sqrt{(M_{\mathrm{eB}}^2+M_{25\%\mathrm{fB}}^2)+(M_{\mathrm{GB}}^2+M_{\mathrm{jB}}^2)}$

(4-43)根据正直吊力计算管型母线左跨的拉力R_l4及右跨的拉力R_r4；

$R_{l4}=\frac{h}{v}(V_1+{\mathrm{PC}}_1+V_{e1})$

$R_{r4}=\frac{h}{v}(V_4+{\mathrm{PC}}_1+V_{e4})$

(4-44)根据左跨的拉力R_l4和合成跨中截面弯矩M″'₁计算应力σ″'₁；根据左跨的拉力R_l4和A吊点处的截面弯矩M″'₂计算应力σ″'₂；根据右跨的拉力R_r4和B吊点处的截面弯矩M″'₃计算应力σ″'₃；

${{\mathrm{\σ}}^{\′\′\′}}_1=\frac{{M_1}^{\′\′\′}}{W}=\frac{R_{l4}}{A};{{\mathrm{\σ}}^{\′\′\′}}_2=\frac{{M_2}^{\′\′\′}}{W}+\frac{R_{l4}}{A};{{\mathrm{\σ}}^{\′\′\′}}_3=\frac{{M_3}^{\′\′\′}}{W}+\frac{R_{r4}}{A};$

其中，W是管型母线的截面系数；A是管型母线的截面面积。

所述计算管自重所对应的跨中截面弯矩M_Gz、A吊点处截面弯矩M_GA、B吊点处截面弯矩M_GB和正直吊力V_G1,V_G2,V_G3,V_G4的方法为：

$M_{\mathrm{Gz}}=q[\frac{l^2}{8}-\frac{c^2}{4}-\frac{1}{2(3c_1+l)}(\frac{l^3}{8}-\frac{{\mathrm{lc}}^2}{4}+c_1^3)]---\left(1\right)$

$M_{\mathrm{GA}}=M_{\mathrm{GB}}=\frac{q}{3c_1+l}(\frac{l^3}{8}-\frac{{\mathrm{lc}}^2}{4}+c_1^3)---\left(2\right)$

$V_{G1}=V_{G4}=q[c+\frac{l}{2}-\frac{1}{l({3c}_1+l)}(\frac{l^3}{8}-\frac{{3\mathrm{lc}}^2}{4}+c_1^3-\frac{3}{2}{c}_1{c}^2)]---\left(3\right)$

$V_{G2}=V_{G3}=q[c_1+\frac{l}{2}+\frac{1}{l({3c}_1+l)}(\frac{l^3}{8}-\frac{{3\mathrm{lc}}^2}{4}+c_1^3-\frac{3}{2}{c}_1{c}^{\text{2}})]---\left(4\right)$

其中，q是管型母线单位长度的重力；l是管型母线两悬挂点之间的距离；c₁是管型母线A、B两个吊点间距离的一半，c是悬挂点与管型母线线端部之间的距离；

所述计算最大风速、覆冰荷载、覆冰时的风速、短路、50％最大风速和25％最大风速时所对应的跨中截面弯矩、A吊点处截面弯矩、B吊点处截面弯矩和正直吊力的方法与计算管自重时所对应的跨中截面弯矩、A吊点处截面弯矩、B吊点处截面弯矩和正直吊力的方法相同，只是不同工况下的管型母线单位长度的重力q根据实际工况确定。

所述计算计算引下线的重力所对应的跨中截面弯矩M_jz、A吊点处截面弯矩M_jA、B吊点处截面弯矩M_jB和正直吊力V_j1,V_j2,V_j3,V_j4的具体方法为：

$M_{\mathrm{jz}}=\frac{G_{P}l(5l+24c_1)}{32(l+3c_1)}+G_W(1-2s)\frac{{5l}^3+{29l}^2+{24\mathrm{lc}}_1^2-{4\mathrm{sl}}^2+{4\mathrm{ls}}^2+{12c}_1{s}^2}{32l(l+{3c}_1)(l+c_1)}---\left(5\right)$

$M_{\mathrm{jA}}=\frac{{3G}_P{l}^2}{16(l+{3c}_1)}+\frac{G_W}{2l}(\frac{l^2}{4}-s^2)[\frac{3l}{2(l+{3c}_1)}-\frac{s}{l+c_1}]---\left(6\right)$

$M_{\mathrm{jB}}=\frac{{3G}_P{l}^2}{16(l+{3c}_1)}+\frac{G_W}{2l}(\frac{l^2}{4}-s^2)[\frac{3l}{2(l+{3c}_1)}+\frac{s}{l+c_1}]---\left(7\right)$

$V_{j1}=\frac{G_P(5l+24c_1)}{16(l+{3c}_1)}+\frac{G_W}{l}(\frac{l}{2}+s)-\frac{G_W}{{2l}^2}(\frac{l^2}{4}-s^2)[\frac{3l}{2(l+{3c}_1)}-\frac{s}{l+c_1}]---\left(8\right)$

$V_{j2}=\frac{G_P(11l+{24c}_1)}{16(l+{3c}_1)}+\frac{G_W}{l}(\frac{l}{2}-s)+\frac{G_W}{2l}(\frac{l^2}{4}-s^2)[\frac{3}{2(l+{3c}_1)}-\frac{s}{{\mathrm{lc}}_1}]---\left(9\right)$

$V_{j3}=\frac{G_P(11l+{24c}_1)}{16(l+{3c}_1)}+\frac{G_W}{l}(\frac{l}{2}+s)+\frac{G_W}{2l}(\frac{l^2}{4}-s^2)[\frac{3}{2(l+{3c}_1)}+\frac{s}{{\mathrm{lc}}_1}]---\left(10\right)$

$V_{j4}=\frac{G_P(5l+{24c}_1)}{16(l+{3c}_1)}+\frac{G_W}{l}(\frac{l}{2}-s)-\frac{G_W}{{2l}^2}(\frac{l^2}{4}-s^2)[\frac{3l}{2(l+{3c}_1)}+\frac{s}{l+c_1}]---\left(11\right)$

其中，G_P、G_W分别是两引下线的重力；s是两引下线之间的距离，q是管型母线线单位长度的重力；l是管型母线两悬挂点之间的距离；c₁是管型母线线A、B两个吊点间距离的一半。c是悬挂点与管型母线线端部之间的距离。

所述计算地震时所对应的跨中截面弯矩M_ez、A吊点处截面弯矩M_eA、B吊点处截面弯矩M_eB和正直吊力V_e1,V_e2,V_e3,V_e4的具体方法为：

$M_{\mathrm{ez}}=\frac{F_{1}l({5l}^2+26{\mathrm{lc}}_1+24c_1^2)+3F_2{c}_1{l}^2-12F_3{c}_1^2(l+c_1)}{32(l+c_1)(l+{3c}_1)}-\frac{8F_{4}c(l^2+6{\mathrm{lc}}_1+6c_1^2)+8F_{5}c{c}_{1}l}{32(l+c_1)(l+{3c}_1)}---\left(12\right)$

$M_{\mathrm{eA}}=\frac{3F_1{l}^2(l-{2c}_1)-3F_2{c}_1{l}^2+12F_3{c}_1^2(l+c_1)-8F_4\mathrm{cl}(l+{2c}_1)+8F_5{c}_1\mathrm{cl}}{16(l+c_1)(l+3c_1)}---\left(13\right)$

$M_{\mathrm{eB}}=\frac{3F_2{l}^2(l+{2c}_1)-3F_1{c}_1{l}^2+12F_3{c}_1^2(l+c_1)+8F_4{c}_1\mathrm{cl}-8F_5\mathrm{cl}(l+2c_1)}{16(l+c_1)(l+{3c}_1)}---\left(14\right)$

$V_{e1}=\frac{F_4}{l}(c+l)+\frac{F_1}{2}-\frac{M_A}{l}---\left(15\right)$

$\begin{array}{c}{V}_{e2}=\frac{F_1+F_3}{2}+\frac{3l^2(F_1-F_2)-8\mathrm{cl}(F_4-F_5)}{32c_1(l+c_1)}+\frac{3F_3{c}_1^2}{4l(l+{3c}_1)}\\ +\frac{3F_1{l}^2(l+{2c}_1)-3F_2{c}_1{l}^2-8F_{4}c(3l^2+10l{c}_1+6c_1^2+8F_5{c}_1\mathrm{cl})}{16l(l+c_1)(l+3c_1)}\end{array}---\left(16\right)$

$\begin{array}{c}{V}_{e3}=\frac{F_2+F_3}{2}+\frac{3l^2(F_2-F_1)-8\mathrm{cl}(F_5-F_4)}{32c_1(l+c_1)}+\frac{3F_3{c}_1^2}{4l(l+{3c}_1)}\\ +\frac{3F_2{l}^2(l+{2c}_1)-3F_1{c}_1{l}^2-8F_{5}c({3l}^2+10l{c}_1+6c_1^2)+8F_4{c}_1\mathrm{cl}}{16l(l+c_1)(l+{3c}_1)}\end{array}---\left(17\right)$

$V_{e4}=\frac{F_5}{l}(c+l)+\frac{F_2}{2}-\frac{M_{\mathrm{dB}}}{l}---\left(18\right)$

其中，F₁、F₂、F₃、F₄、F₅分别为是地震作用力，其作用位置根据质量缩聚法确定。

所述步骤六中计算管型母线挠度的具体方法为：

管自重计算时，计算跨中挠度y’_zg：

$y_{\mathrm{zg}}^{,}=\frac{q{l}^2(2l^3+15l^2{c}_1-24c_1^3-36c_1{c}^2-6{\mathrm{lc}}^2)}{384\mathrm{EJ}(l+{3c}_1)}$

引下线重力计算时，计算跨中挠度y’_zj：

$\begin{array}{c}{y}_{\mathrm{zj}}^{,}=\frac{1}{\mathrm{EJ}}[\frac{7G_P{l}^3}{768}+\frac{9c_1{G}_P{l}^3}{256(l+{3c}_1)}+W(l-2s)\frac{7l^2+20\mathrm{ls}-20s^2}{768}\\ +W(l^2-4s^2)c_1\frac{9l^2+9{\mathrm{lc}}_1-2\mathrm{ls}-6s{c}_1}{256(l+{3c}_1)(l+c_1)}]\end{array}$

合成跨中挠度y’：

y’＝y’_zg+y’_zj

其中，q是管型母线单位长度的重力；l是管型母线两悬挂点之间的距离；c₁是管型母线A、B两个吊点间距离的一半，c是悬挂点与管型母线线端部之间的距离，E为管型母线弹性模量，J为管型母线截面惯性矩，W为管型母线的截面系数，G_P为引下线的重力，s为一跨中两引下线之间的距离。

本发明的有益效果是：

本发明方法充分考虑了不同气象条件因素对管型母线的影响，实现了电学和力学的合理整合，克服了实际工程中仅依靠电学理论或经验选择双跨悬吊管型母线的弊端，该方法是双跨悬吊管型母线选型系统、全面、可靠的依据，能更为准确的确定双跨悬吊管型母线的布置方式，减小了认为因素所造成的误差，提高生产的安全性，保证变电站的正常运行。

附图说明

图1(a)为集中荷载下双跨悬吊管型母线受力分析图；

图1(b)为地震下双跨悬吊管型母线受力分析图；

图1(c)为均布荷载下双跨悬吊管型母线受力分析图；

具体实施方式：

下面结合附图与实施例对本发明做进一步说明：

如图1(a)所示，本图主要示意悬吊管型母线受集中荷载作用时的受力情况。图中W、P为集中荷载点，V₁,V₂,V₃,V₄为悬吊母线的绝缘子串所受的正直吊力，悬吊管母在W、P作用下，会产生跨中截面弯矩、吊点处截面弯矩和正直吊力，由正直吊力可计算出管母拉力，为计算管母应力做准备。

如图1(b)所示，本图主要示意悬吊管型母线地震作用下的受力情况。图中F₁、F₂、F₃、F₄、F₅为地震作用力，根据质量缩聚原理，作用力位置可认为固定不变。V₁,V₂,V₃,V₄为悬吊母线的绝缘子串所受的正直吊力，悬吊管母在地震力作用下，会产生跨中截面弯矩、吊点处截面弯矩和正直吊力，由正直吊力可计算出管母拉力，为计算管母应力做准备。

如图1(c)所示，本图主要示意悬吊管型母线受均布荷载作用时的受力情况。图中q为均布荷载，V₁,V₂,V₃,V₄为悬吊母线的绝缘子串所受的正直吊力，悬吊管母在均布荷载作用下，会产生跨中截面弯矩、吊点处截面弯矩和正直吊力，由正直吊力可计算出管母拉力，为计算管母应力做准备。

图1(a)～图1(c)中，计算弯矩和正直吊力的公式各不相同。

变电站悬吊管型母线选型布置方法，包括以下步骤：

步骤一：初步设定管型母线的跨度和相间距；

步骤二：在备选管型母线中选定一定型号母线；

步骤三：确定各种工况下，基本因素的取值；具体包括：关于安全系数与荷载标准值取值标准，风因素的量值取值标准，覆冰因素的量值取值标准，短路电动力的计算方法，地震力的计算方法，管型母线荷载组合条件，材料的最大允许应力以及管形导体的挠度限值。

步骤四：分别计算自重和最大风速作用下、自重和覆冰作用下、短路以及地震时管型母线所受应力；

步骤五：判断上述每种情况下计算的管型母线所受应力是否均小于管型母线最大允许应力，如果是，转至步骤六；如果至少有一种情况下管型母线所受应力大于或等于管型母线最大允许应力，则遍历步骤二至步骤四；

步骤六：计算管型母线挠度；

步骤七：判断步骤六中管型母线挠度是否小于设定值，如果是，确定管型母线的型号、跨度及相间距分别为步骤一和步骤二中设定的管型母线型号、跨度和相间距，否则，遍历步骤二至步骤六。

其中，计算自重和最大风速作用下管型母线所受应力的具体步骤如下：

(4-1)计算管自重、引下线的重力、最大风速所对应的跨中截面弯矩、A吊点处截面弯矩、B吊点处截面弯矩和正直吊力；

(4-2)根据正直吊力计算管型母线左跨的拉力及右跨的拉力；

(4-3)合成控制截面弯矩，合成管型母线左跨的拉力及右跨的拉力；

(4-4)根据合成的截面弯矩、合成管型母线的拉力计算应力并与最大允许应力相比较；

根据合成管型母线左跨的拉力、A吊点处截面弯矩计算应力并与最大允许应力相比较；

根据合成管型母线右跨的拉力、B吊点处截面弯矩计算应力并与最大允许应力相比较。

计算自重和覆冰作用下管型母线所受应力的具体步骤如下：

(6-1)计算管自重、引下线的重力、覆冰荷载、覆冰时的风速所对应的跨中截面弯矩、A吊点处截面弯矩、B吊点处截面弯矩和正直吊力；

(6-2)根据正直吊力计算管型母线左跨的拉力及右跨的拉力；

(6-3)合成控制截面弯矩，合成管型母线左跨的拉力及右跨的拉力；

(6-4)根据合成的截面弯矩、合成管型母线的拉力计算应力并与最大允许应力相比较；

根据合成管型母线左跨的拉力、A吊点处截面弯矩计算应力并与最大允许应力相比较；

根据合成管型母线右跨的拉力、B吊点处截面弯矩计算应力并与最大允许应力相比较。

计算短路下管型母线所受应力的具体步骤如下：

(8-1)计算管自重、引下线的重力、短路电动力、50％最大风速所对应的跨中截面弯矩、A吊点处截面弯矩、B吊点处截面弯矩和正直吊力；

(8-2)根据正直吊力计算管型母线左跨的拉力及右跨的拉力；

(8-3)合成控制截面弯矩，合成管型母线左跨的拉力及右跨的拉力；

(8-4)根据合成的截面弯矩、合成管型母线的拉力计算应力并与最大允许应力相比较；

根据合成管型母线左跨的拉力、A吊点处截面弯矩计算应力并与最大允许应力相比较；

根据合成管型母线右跨的拉力、B吊点处截面弯矩计算应力并与最大允许应力相比较。

计算地震时管型母线所受应力的具体步骤如下：

(10-1)计算管自重、引下线的重力、地震作用、25％最大风速所对应的跨中截面弯矩、A吊点处截面弯矩、B吊点处截面弯矩和正直吊力；

(10-2)根据正直吊力计算管型母线左跨的拉力及右跨的拉力；

(10-3)合成控制截面弯矩，合成管型母线左跨的拉力及右跨的拉力；

(10-4)根据合成的截面弯矩、合成管型母线的拉力计算应力并与最大允许应力相比较；

根据合成管型母线左跨的拉力、A吊点处截面弯矩计算应力并与最大允许应力相比较；

根据合成管型母线右跨的拉力、B吊点处截面弯矩计算应力并与最大允许应力相比较。

实际工程中，由于引下线的数量各不相同，本发明在深入分析引下线可能出现的数量，结合工程应用需求，选择了一种相对而言更不利的情况，对悬吊管型母线的选型布置进行研究。

a，管自重计算时，根据公式计算跨中截面弯矩M_Gz、A吊点处的弯矩M_GA、B吊点处的弯矩M_GB、悬吊管型母线四个吊点处的正直吊力V₁-V₄：

$M_{\mathrm{Gz}}=q[\frac{l^2}{8}-\frac{c^2}{4}-\frac{1}{2(3c_1+l)}(\frac{l^3}{8}-\frac{{\mathrm{lc}}^2}{4}+c_1^3)]---\left(1\right)$

$M_{\mathrm{GA}}=M_{\mathrm{GB}}=\frac{q}{3c_1+l}(\frac{l^3}{8}-\frac{{\mathrm{lc}}^2}{4}+c_1^3)---\left(2\right)$

$V_1=V_4=q[c+\frac{l}{2}-\frac{1}{l({3c}_1+l)}(\frac{l^3}{8}-\frac{{3\mathrm{lc}}^2}{4}+c_1^3-\frac{3}{2}{c}_1{c}^2)]---\left(3\right)$

$V_2=V_3=q[c_1+\frac{l}{2}+\frac{1}{l({3c}_1+l)}(\frac{l^3}{8}-\frac{{3\mathrm{lc}}^2}{4}+c_1^3-\frac{3}{2}{c}_1{c}^{\text{2}})]---\left(4\right)$

其中，q是管型母线线单位长度的重力(包含大风、覆冰、短路工况)；l是管型母线两悬挂点之间的距离；c₁是管型母线线A、B两个吊点间距离的一半。c是悬挂点与管型母线线端部之间的距离。

b，引下线(金具)重力计算时，根据公式计算跨中截面弯矩M_jz、A吊点处的弯矩M_jA、B吊点处的弯矩M_jB、悬吊管型母线四个吊点处的正直吊力V_j1-V_j4：

$M_{\mathrm{jz}}=\frac{G_{P}l(5l+24c_1)}{32(l+3c_1)}+G_W(1-2s)\frac{{5l}^3+{29l}^2+{24\mathrm{lc}}_1^2-{4\mathrm{sl}}^2+{4\mathrm{ls}}^2+{12c}_1{s}^2}{32l(l+{3c}_1)(l+c_1)}---\left(5\right)$

$M_{\mathrm{jA}}=\frac{{3G}_P{l}^2}{16(l+{3c}_1)}+\frac{G_W}{2l}(\frac{l^2}{4}-s^2)[\frac{3l}{2(l+{3c}_1)}-\frac{s}{l+c_1}]---\left(6\right)$

$M_{\mathrm{jB}}=\frac{{3G}_P{l}^2}{16(l+{3c}_1)}+\frac{G_W}{2l}(\frac{l^2}{4}-s^2)[\frac{3l}{2(l+{3c}_1)}+\frac{s}{l+c_1}]---\left(7\right)$

$V_{j1}=\frac{G_P(5l+24c_1)}{16(l+{3c}_1)}+\frac{G_W}{l}(\frac{l}{2}+s)-\frac{G_W}{{2l}^2}(\frac{l^2}{4}-s^2)[\frac{3l}{2(l+{3c}_1)}-\frac{s}{l+c_1}]---\left(8\right)$

$V_{j2}=\frac{G_P(11l+{24c}_1)}{16(l+{3c}_1)}+\frac{G_W}{l}(\frac{l}{2}-s)+\frac{G_W}{2l}(\frac{l^2}{4}-s^2)[\frac{3}{2(l+{3c}_1)}-\frac{s}{{\mathrm{lc}}_1}]---\left(9\right)$

$V_{j3}=\frac{G_P(11l+{24c}_1)}{16(l+{3c}_1)}+\frac{G_W}{l}(\frac{l}{2}+s)+\frac{G_W}{2l}(\frac{l^2}{4}-s^2)[\frac{3}{2(l+{3c}_1)}+\frac{s}{{\mathrm{lc}}_1}]---\left(10\right)$

$V_{j4}=\frac{G_P(5l+{24c}_1)}{16(l+{3c}_1)}+\frac{G_W}{l}(\frac{l}{2}-s)-\frac{G_W}{{2l}^2}(\frac{l^2}{4}-s^2)[\frac{3l}{2(l+{3c}_1)}+\frac{s}{l+c_1}]---\left(11\right)$

其中，G_P、G_W是引下线的重力；s是两引下线之间的距离。

c，地震力计算时，根据公式计算跨中截面弯矩M_dz、A吊点处的弯矩M_dA、B吊点处的弯矩M_dB、悬吊管型母线四个吊点处的正直吊力V_d1-V_d4：

$M_{\mathrm{dz}}=\frac{F_{1}l({5l}^2+26{\mathrm{lc}}_1+24c_1^2)+3F_2{c}_1{l}^2-12F_3{c}_1^2(l+c_1)}{32(l+c_1)(l+{3c}_1)}-\frac{8F_{4}c(l^2+6{\mathrm{lc}}_1+6c_1^2)+8F_{5}c{c}_{1}l}{32(l+c_1)(l+{3c}_1)}---\left(12\right)$

$M_{\mathrm{dA}}=\frac{3F_1{l}^2(l-{2c}_1)-3F_2{c}_1{l}^2+12F_3{c}_1^2(l+c_1)-8F_4\mathrm{cl}(l+{2c}_1)+8F_5{c}_1\mathrm{cl}}{16(l+c_1)(l+3c_1)}---\left(13\right)$

$M_{\mathrm{dB}}=\frac{3F_2{l}^2(l+{2c}_1)-3F_1{c}_1{l}^2+12F_3{c}_1^2(l+c_1)+8F_4{c}_1\mathrm{cl}-8F_5\mathrm{cl}(l+2c_1)}{16(l+c_1)(l+{3c}_1)}---\left(14\right)$

$V_{d1}=\frac{F_4}{l}(c+l)+\frac{F_1}{2}-\frac{M_A}{l}---\left(15\right)$

$V_{d2}=\frac{F_1+F_3}{2}+\frac{3l^2(F_1-F_2)-8\mathrm{cl}(F_4-F_5)}{32c_1(l+c_1)}+\frac{3F_3{c}_1^2}{4l(l+{3c}_1)}$

$+\frac{3F_1{l}^2(l+2c_1)-3F_2{c}_1{l}^2-8F_{4}c({3l}^2+10l{c}_1+6c_1^2)+8F_5{c}_1\mathrm{cl}}{16l(l+c_1)(l+3c_1)}---\left(16\right)$

$\begin{array}{c}{V}_{d3}=\frac{F_2+F_3}{2}+\frac{3l^2(F_2-F_1)-8\mathrm{cl}(F_5-F_4)}{32c_1(l+c_1)}+\frac{3F_3{c}_1^2}{4l(l+{3c}_1)}\\ +\frac{3F_2{l}^2(l+{2c}_1)-3F_1{c}_1{l}^2-8F_{5}c({3l}^2+10l{c}_1+6c_1^2)+8F_4{c}_1\mathrm{cl}}{16l(l+c_1)(l+{3c}_1)}\end{array}---\left(17\right)$

$V_{d4}=\frac{F_5}{l}(c+l)+\frac{F_2}{2}-\frac{M_B}{l}---\left(18\right)$

其中，F₁、F₂、F₃、F₄、F₃是地震作用力。

d，根据公式分别计算合成的跨中截面弯矩M₁，A吊点处的合成截面弯矩M₂，B吊点处的合成截面弯矩M₃。

$M=\sqrt{M_s^2+M_c^2}---\left(19\right)$

其中，M_s是所有水平弯矩的合成；M_c是所有垂直弯矩的合成。

e，根据公式分别计算合成管型母线左跨的拉力R_l，合成管型母线右跨的拉力R_r。

$R=\frac{h}{v}(\mathrm{PG}+\mathrm{PC})---\left(20\right)$

其中，h是绝缘子串沿管型母线轴线的投影长度；v是绝缘子串竖向投影长度；PG是管型母线上所有竖向荷载的一半；PC是串的重力及串上可能存在的覆冰的重力。

f，根据公式，由合成的拉力R_l、合成的弯矩M₁计算应力σ₁；由合成的拉力R_l、合成的弯矩M₂计算应力σ₂；由合成的拉力R_r、合成的弯矩M₃计算应力σ₃。

$\mathrm{\σ}=\frac{M}{W}+\frac{R}{A}---\left(21\right)$

其中，W是管型母线的截面系数；A是管型母线的截面面积。

分别计算自重和最大风速时的应力、自重和覆冰时的应力、短路时的应力、地震时的应力，若这些工况下任一计算应力大于最大允许应力，则重新选择管型母线型式，然后继续计算。

g，管自重计算时，根据公式计算跨中挠度y’_zg：

$y_{\mathrm{zg}}^{,}=\frac{q{l}^2(2l^3+15l^2{c}_1-24c_1^3-36c_1{c}^2-6{\mathrm{lc}}^2)}{384\mathrm{EJ}(l+{3c}_1)}---\left(22\right)$

h，引下线重力计算时，根据公式计算跨中挠度y’_zj：

$\begin{array}{c}{y}_{\mathrm{zj}}^{,}=\frac{1}{\mathrm{EJ}}[\frac{7P{l}^3}{768}+\frac{9c_{1}P{l}^3}{256(l+{3c}_1)}+W(l-2s)\frac{7l^2+20\mathrm{ls}-20s^2}{768}\\ +W(l^2-4s^2)c_1\frac{9l^2+9{\mathrm{lc}}_1-2\mathrm{ls}-6s{c}_1}{256(l+{3c}_1)(l+c_1)}]\end{array}---\left(23\right)$

i，根据公式计算合成跨中挠度y’：

$y^{,}=y_{\mathrm{zg}}^{,}+y_{\mathrm{zj}}^{,}---\left(24\right)$

若计算挠度大于0.5D(D是管型母线的直径)，则重新选择管型母线型式，然后继续计算。

上述虽然结合附图对本发明的具体实施方式进行了描述，但并非对本发明保护范围的限制，所属领域技术人员应该明白，在本发明的技术方案的基础上，本领域技术人员不需要付出创造性劳动即可做出的各种修改或变形仍在本发明的保护范围以内。

Claims (10)

1.一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，其特征是，包括如下步骤： 

步骤一：初步设定管型母线的跨度和相间距； 

步骤二：在备选管型母线中选定一定型号母线； 

步骤三：确定各种工况下，基本因素的取值；具体包括：关于安全系数与荷载标准值取值标准，风因素的量值取值标准，覆冰因素的量值取值标准，短路电动力的计算方法，地震力的计算方法，管型母线荷载组合条件，材料的最大允许应力以及管形导体的挠度限值； 

步骤四：分别采集绝缘子串沿管型母线轴线的投影长度、绝缘子串竖向投影长度以及绝缘子串的重力，分别计算自重和最大风速作用下、自重和覆冰作用下、短路以及地震时管型母线所受应力； 

步骤五：判断上述每种情况下计算的管型母线所受应力是否均小于管型母线最大允许应力，如果是，转至步骤六；如果至少有一种情况下管型母线所受应力大于或等于管型母线最大允许应力，则遍历步骤二至步骤四； 

步骤六：计算管型母线挠度； 

步骤七：判断步骤六中管型母线挠度是否小于设定值，如果是，确定管型母线的型号、跨度及相间距分别为步骤一和步骤二中设定的管型母线型号、跨度和相间距，否则，遍历步骤二至步骤六。 

2.如权利要求1所述的一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，其特征是，所述步骤四中，计算自重和最大风速作用下管型母线所受应力的具体方法为： 

(4-11)计算管自重所对应的跨中截面弯矩M_Gz、A吊点处截面弯矩M_GA、B吊点处截面弯矩M_GB和正直吊力V₁,V₂,V₃,V₄； 

计算引下线的重力所对应的跨中截面弯矩M_jz、A吊点处截面弯矩M_jA、B吊点处截面弯矩M_jB和正直吊力V_j1,V_j2,V_j3,V_j4； 

计算最大风速所对应的跨中截面弯矩M_fz、A吊点处截面弯矩M_fA、B吊点处截面弯矩M_fB；所述最大风速根据地理位置的不同，取相应位置历史风速数据的最大值； 

(4-12)根据上述计算的截面弯矩分别合成跨中截面弯矩M₁、A吊点处的截面弯矩M₂、B吊点处的截面弯矩M₃； 

(4-13)根据正直吊力计算管型母线左跨的拉力R_l1及右跨的拉力R_r1； 

式中，h是绝缘子串沿管型母线轴线的投影长度；v是绝缘子串竖向投影长度；PC₁是绝缘子串的重力。 

(4-14)根据左跨的拉力R_l1和合成跨中截面弯矩M₁计算应力σ₁；根据左跨的拉力R_l1和A吊点处的截面弯矩M₂计算应力σ₂；根据右跨的拉力R_r1和B吊点处的截面弯矩M₃计算应力σ₃； 

其中，W是管型母线的截面系数；A是管型母线的截面面积。 

3.如权利要求1所述的一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，其特征是，所述步骤四中，计算自重和覆冰作用下管型母线所受应力的具体方法为： 

(4-21)计算管自重所对应的跨中截面弯矩M_Gz、A吊点处截面弯矩M_GA、B吊点处截面弯矩M_GB和正直吊力V₁,V₂,V₃,V₄； 

计算引下线的重力所对应的跨中截面弯矩M_jz、A吊点处截面弯矩M_jA、B吊点处截面弯矩M_jB和正直吊力V_j1,V_j2,V_j3,V_j4； 

计算覆冰荷载时所对应的跨中截面弯矩M_bz、A吊点处截面弯矩M_bA、B吊点处截面弯矩M_bB和正直吊力V_b1,V_b2,V_b3,V_b4； 

计算覆冰时的风速所对应的跨中截面弯矩M_bfz、A吊点处截面弯矩M_bfA、B吊点处截面弯矩M_bfB； 

(4-22)根据上述计算的截面弯矩分别合成跨中截面弯矩M'₁、A吊点处的截面弯矩M'₂、B吊点处的截面弯矩M'₃； 

(4-23)根据正直吊力计算管型母线左跨的拉力R_l2及右跨的拉力R_r2； 

(4-24)根据左跨的拉力R_l2和合成跨中截面弯矩M'₁计算应力σ'₁；根据左跨的拉力R_l2和A吊点处的截面弯矩M'₂计算应力σ'₂；根据右跨的拉力R_r2和B吊点处的截面弯矩M'₃计算应力σ'₃； 

其中，W是管型母线的截面系数；A是管型母线的截面面积。 

4.如权利要求1所述的一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，其特征是，所述步骤四中，计算短路时管型母线所受应力的具体方法为： 

(4-31)计算管自重所对应的跨中截面弯矩M_Gz、A吊点处截面弯矩M_GA、B吊点处截面弯矩M_GB和正直吊力V₁,V₂,V₃,V₄； 

计算引下线的重力所对应的跨中截面弯矩M_jz、A吊点处截面弯矩M_jA、B吊点处截面弯矩M_jB和正直吊力V_j1,V_j2,V_j3,V_j4； 

计算短路时所对应的跨中截面弯矩M_dz、A吊点处截面弯矩M_dA、B吊点处截面弯矩M_dB； 

计算50％最大风速所对应的跨中截面弯矩M_50％fz、A吊点处截面弯矩M_50％fA、B吊点处截面弯矩M_50％fB； 

(4-32)根据上述计算的截面弯矩分别合成跨中截面弯矩M″₁、A吊点处的截面弯矩M″₂、B吊点处的截面弯矩M″₃； 

(4-33)根据正直吊力计算管型母线左跨的拉力R_l3及右跨的拉力R_r3； 

(4-34)根据左跨的拉力R_l3和合成跨中截面弯矩M″₁计算应力σ″₁；根据左跨的拉力R_l3和A吊点处的截面弯矩M″₂计算应力σ″₂；根据右跨的拉力R_r3和B吊点处的截面弯矩M″₃计算应力σ″₃； 

其中，W是管型母线的截面系数；A是管型母线的截面面积。 

5.如权利要求1所述的一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，其特征是，所述步骤四中，计算地震时管型母线所受应力的具体方法为： 

(4-41)计算管自重所对应的跨中截面弯矩M_Gz、A吊点处截面弯矩M_GA、B吊点处截面弯矩M_GB和正直吊力V₁,V₂,V₃,V₄； 

计算引下线的重力所对应的跨中截面弯矩M_jz、A吊点处截面弯矩M_jA、B吊点处截面弯矩M_jB和正直吊力V_j1,V_j2,V_j3,V_j4； 

计算地震时所对应的跨中截面弯矩M_ez、A吊点处截面弯矩M_eA、B吊点处截面弯矩M_eB和正直吊力V_e1,V_e2,V_e3,V_e4； 

计算25％最大风速所对应的跨中截面弯矩M_25％fz、A吊点处截面弯矩M_25％fA、B吊点处截面弯矩M_25％fB和正直吊力V_25％f1,V_25％f2,V_25％f3,V_25％f4； 

(4-42)根据上述计算的截面弯矩分别合成跨中截面弯矩M″'₁、A吊点处的截面弯矩M″'₂、B吊点处的截面弯矩M″'₃； 

(4-43)根据正直吊力计算管型母线左跨的拉力R_l4及右跨的拉力R_r4； 

(4-44)根据左跨的拉力R_l4和合成跨中截面弯矩M″'₁计算应力σ″'₁；根据左跨的拉力R_l4和A吊点处的截面弯矩M″'₂计算应力σ″'₂；根据右跨的拉力R_r4和B吊点处的截面弯矩M″'₃计算应力σ″'₃； 

其中，W是管型母线的截面系数；A是管型母线的截面面积。 

6.如权利要求1-5所述的任一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，其特征是，所述计算管自重所对应的跨中截面弯矩M_Gz、A吊点处截面弯矩M_GA、B吊点处截面弯矩M_GB和正直吊力V_G1,V_G2,V_G3,V_G4的方法为： 

其中，q是管型母线单位长度的重力；l是管型母线两悬挂点之间的距离；c₁是管型母线A、B两个吊点间距离的一半，c是悬挂点与管型母线线端部之间的距离。 

7.如权利要求1-5所述的任一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，其特征是，所述计算最大风速、覆冰荷载、覆冰时的风速、短路、50％最大风速和25％最大风速时所对应的跨中截面弯矩、A吊点处截面弯矩、B吊点处截面弯矩和正直吊力的方法与计算管自重时所对应的跨中截面弯矩、A吊点处截面弯矩、B吊点处截面弯矩和正直吊力的方法相同，只是不同工况下的管型母线单位长度的重力q根据实际工况确定。 

8.如权利要求1-5所述的任一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，其特征是，所述计算计算引下线的重力所对应的跨中截面弯矩M_jz、A吊点处截面弯矩M_jA、B吊点处截面弯矩M_jB和正直吊力V_j1,V_j2,V_j3,V_j4的具体方法为： 

其中，G_P、G_W分别是两引下线的重力；s是两引下线之间的距离，q是管型母线线单位长度的重力；l是管型母线两悬挂点之间的距离；c₁是管型母线线A、B两个吊点间距离的一半。c是悬挂点与管型母线线端部之间的距离。 

9.如权利要求1-5所述的任一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，其特征是，所述计算地震时所对应的跨中截面弯矩M_ez、A吊点处截面弯矩M_eA、B吊点处截面弯矩M_eB和正直吊力V_e1,V_e2,V_e3,V_e4的具体方法为： 

其中，F₁、F₂、F₃、F₄、F₅分别为是地震作用力，其作用位置根据质量缩聚法确定。 

10.如权利要求1所述的任一种变电站双跨悬吊管型母线选型布置方法，其特征是，所述步骤六中计算管型母线挠度的具体方法为： 

管自重计算时，计算跨中挠度y，_zg： 

引下线重力计算时，计算跨中挠度y，_zj： 

合成跨中挠度y，： 

y,＝y，_zg+y，_zj

其中，q是管型母线单位长度的重力；l是管型母线两悬挂点之间的距离；c₁是管型母线A、B两个吊点间距离的一半，c是悬挂点与管型母线线端部之间的距离，E为管型母线弹性模量，J为管型母线截面惯性矩，W为管型母线的截面系数，G_P为引下线的重力，s为一跨中两引下线之间的距离。