劉菊芳 劉小會,2 陶亞光 張 博 楊曉輝 劉 鵬 張春霞

（1.重慶交通大學 土木工程學院,重慶 400074；2.重慶交通大學 省部共建山區(qū)橋梁及隧道工程國家重點實驗室,重慶 400074；3.國家電網(wǎng)河南省電力公司 電力科學研究院,鄭州 450052）

線路電力金具是架空線路的重要組成部分,關(guān)系到整個線路的安全運行.金具損傷是造成高壓架空輸電線路掉線的主要原因.預絞式金具是由多根螺旋金屬絲繞著相同的方向纏制而成,其形成的空腔小于導線直徑,當組合在導線外側(cè)時兩者間可以產(chǎn)生均勻壓應力——握緊力.近年來,預絞式金具出現(xiàn)斷裂、散股、滑移和脫落等現(xiàn)象,對電力系統(tǒng)產(chǎn)生嚴重影響,因此研究預絞式金具和導線之間的握緊力十分必要.

劉剛等[1]學者建立了避雷線預絞絲端口的三維電磁場模型以研究電磁損耗分布規(guī)律,結(jié)果表明,預絞絲段的電磁損耗主要集中于預絞絲和避雷線間的接觸點和預絞絲的外表面.劉剛等[2]繼續(xù)通過構(gòu)建兩種預絞絲端口的電磁熱耦合仿真模型,分析工頻短路電流下兩種端口的電流密度和暫態(tài)溫度分布,得出階梯型端口可避免發(fā)熱瓶頸點集中于地線同一徑向截面,一定程度上可防范斷裂.吳勛等[3]建立了架空地線和預絞絲接觸端口的結(jié)構(gòu)場仿真模型,研究兩者間的接觸壓力,得出節(jié)距和切變模量是主要影響因素,節(jié)距和切變模量值分別與接觸壓力值成反比和正比.鐘枚汕等[4]分析架空地線預絞絲端口斷裂機理,認為在工頻短路電流下,預絞絲端口放電產(chǎn)生的能量形成局部高溫,無法承受軸向拉力而斷裂.李虎安、鮑遷等[5-6]學者認為預絞式金具可以減小對導線的靜態(tài)壓應力,增強接觸區(qū)域的彎曲剛度,削弱由微風振動引起的動態(tài)彎曲應力,改善了導線和金具接觸區(qū)域上惡劣的應力環(huán)境,使導線免受破壞性的振動和疲勞,延長導線的使用壽命.廖維君等[7]學者從大量架空線路運行數(shù)據(jù)分析,預絞式金具具有分散集中應力、免工具安裝、使用壽命長、金具損耗低等優(yōu)越于傳統(tǒng)金具的性能,能提高送電線路的安全穩(wěn)定運行水平,降低金具對導線的不良影響及運行成本,延長使用年限.楊富磊等[8]學者研究了河南某地使用耐張型預絞式金具的典型高壓架空輸電線路,認為預絞式金具表面存在集膚效應,可能導致鐵磁材料的預絞式金具強度下降,易出現(xiàn)被拉斷的現(xiàn)象.以上研究主要集中于預絞式金具端口三維建模和理論方面的分析,少見對預絞式金具握緊力的研究.

本文模型將單根耐張型預絞式金具纏繞在導線上,研究等效降溫法、ODB導入法和過盈接觸法3種預應力不同施加方式對金具緊固性能的影響,通過對比分析,為后續(xù)更精細的預絞式金具研究做準備,也為有限元預應力的模擬提供參考.

1 耐張型預絞式金具概述

預絞式金具按照結(jié)構(gòu)不同,可分為耐張型預絞式金具、懸垂型預絞式金具和預絞式接續(xù)條[9].其中耐張型預絞式金具拉力強且操作方便,主要用于電力線路的裸導線和架空絕緣導線,將導線或避雷線固定在非直線桿塔的耐張絕緣子串上,起錨固作用,亦用來固定拉線桿塔的拉線,可代替?zhèn)鹘y(tǒng)的耐張金具.耐張型預絞式金具結(jié)構(gòu)簡單,其預絞式雙腿形成空管,纏繞到導線上時可產(chǎn)生極強的握力;后部為預成型的絞環(huán),用于固定在絕緣子上,如圖1～2所示.預絞式耐張金具相對于普通線夾除了上述突出的性能外,還具有以下優(yōu)點:強度高,每個導線耐張線夾均有一段額外的預絞長度,從而保證耐張強度可達導線額定拉斷力100%以上;耐腐蝕性好,材質(zhì)與導線完全一致,從而保證較強的耐腐蝕性;通用性強,可與多種金具配套使用.

圖1 預絞式耐張線夾

圖2 絞合后的預絞式耐張線夾

2 耐張型預絞式金具受力分析

2.1 三維實體模型

根據(jù)圓線同心絞架空導線規(guī)范GB/T 1179—2017[10]和架空線路用預絞式金具技術(shù)條件規(guī)范DL/T 763—2013[11],模型選用JL/G1A-210/25 型鋼芯鋁絞線和與之相匹配的鋁包鋼材NL-210/25型耐張預絞式金具,具體參數(shù)見表1～2.

表1 導線參數(shù)

表2 預絞式耐張金具參數(shù)

為減少計算量,先建立單根預絞式耐張金具纏繞在導線上的模型.由于鋼芯鋁絞線和預絞式金具表面均有絞凸特性,需要劃分的網(wǎng)格多,而且都是接觸問題,模型不易收斂,不能精細建模.因此將導線簡化為光滑的圓截面,劃分合理的網(wǎng)格數(shù)量,這樣建立的模型計算結(jié)果也能反映結(jié)構(gòu)參數(shù)對預絞式金具握緊力的影響.根據(jù)實際位置情況,在ABAQUS 中對實體構(gòu)件進行約束裝配,建立如圖3所示的模型.

圖3 仿真模型

2.2 材料特性

模型導線選用JL/G1A-210/25 型鋼芯鋁絞線,預絞式金具選用NL-210/25 螺旋型耐張線夾.ABAQUS屬性模塊中定義材料的基本參數(shù)見表3.

表3 材料參數(shù)

2.3 定義接觸和邊界條件

由于預絞式金具形成的內(nèi)徑小于導線直徑,會產(chǎn)生預緊力,使兩者緊密接觸.接觸問題是典型的非線性問題,本模型只考慮狀態(tài)非線性,不考慮材料非線性,降低了非線性的復雜程度,且不同的接觸類型和控制因素對仿真模擬的計算結(jié)果有著重要影響.通常處理金具的接觸類型有兩種:①假定兩部件之間相對滑移較小,可忽略不計,接觸類型為綁定接觸,此種形式求解速度快、容易收斂,但易出現(xiàn)虛假應力和位移;②接觸類型假定為面面約束,此種形式會產(chǎn)生大量的迭代步,對計算資源要求較高,計算時間長且不易收斂[12].本文為了得出較精準的模擬結(jié)果,對建立的單根預絞式耐張線夾和導線之間的接觸類型采用面面約束,接觸面法向為硬接觸,切向接觸為罰函數(shù)摩擦公式,摩擦系數(shù)為0.3.

導線一端固定,在此端面中心建立一個參考點RP-1,通過Coupling將此參考點和該端面建立耦合關(guān)系,即限制參考點1在6個方向的自由度;同為圓截面的導線和預絞式金具,在共同工作時可能會出現(xiàn)相對滑移的現(xiàn)象,而且模型研究預絞式金具的握緊力,模擬導線和預絞式金具從接觸到相對滑移的過程,因此導線另一端自由,在導線軸線位置建立參考點RP-2,在該點施加軸向受拉的位移荷載（后文具體說明取值）,通過Coupling將此參考點和導線自由端的耐張預絞式金具建立耦合連接關(guān)系,同樣約束該點的位移和轉(zhuǎn)動,如圖4所示.

圖4 模型軸向荷載示意圖

2.4 荷載計算

由圓線同心絞架空導線規(guī)范GB/T 1179—2017[10]和架空線路用預絞式金具技術(shù)條件規(guī)范DL/T 763—2013[11],耐張線夾握力不應小于線纜額定拉斷力的95%,預絞式耐張金具的預絞絲有效長度不宜少于5個節(jié)距,且預絞式耐張線夾的抗拉強度不應小于1 100 MPa.模型中JL/G1A-210/25型導線額定拉斷力為66 190 N,則預絞式耐張線夾握力應不小于62 880.5 N（66190 N×0.95）.模型中選用4種工況進行模擬:①工況1（3 mm-180 mm-5-0.3）,即預絞式金具半徑為3 mm,節(jié)距為180 mm,5個節(jié)距,導線和預絞式金具間的摩擦系數(shù)為0.3;②工況2（3 mm-180 mm-6-0.3）,預絞式金具6 個節(jié)距;③工況3（3 mm-180 mm-7-0.3）,預絞式金具7個節(jié)距;④工況4（3 mm-180 mm-8-0.3）,預絞式金具8個節(jié)距.除節(jié)距個數(shù)外,工況2～4中其它參數(shù)同工況1.經(jīng)計算半徑3 mm 的預絞式耐張金具纏繞在半徑為10 mm 的導線上,需要12達到滿絲情況,則單根預絞絲的握力應不小于5 240 N（62 880.5 N÷12）.因此在保證握力滿足條件的情況下,不必過量增大預絞式耐張金具的握力,避免造成材料的浪費,增加成本.

2.5 模型網(wǎng)格劃分

模型共2個部件,為提高分析的精度和正確性,網(wǎng)格選用六面體線性減縮積分單元C3D8R,它比一般的完全積分單元在任一方向上都會少一個積分點.任何一個單元都有8個節(jié)點,而任意節(jié)點都有3個平動自由度,因此模擬三維問題時,選用C3D8R 可以獲得足夠的精度.為保證模擬的準確性同時提高計算效率,單獨加密預絞式耐張金具的網(wǎng)格,對工況3進行3種不同尺寸下的網(wǎng)格靈敏度分析.3種網(wǎng)格密度下所得的預絞式耐張線夾握力見表4,不同網(wǎng)格下的接觸情況如圖5所示.由以下分析結(jié)果,網(wǎng)格越密接觸情況越理想,當導線網(wǎng)格尺寸取2.5 mm,預絞式耐張金具網(wǎng)格尺寸取0.9 mm,可同時保證求解精度和計算效率.

表4 工況3不同網(wǎng)格密度下預絞式耐張線夾握力

圖5 工況3預絞式金具不同網(wǎng)格密度下接觸情況

查閱兩種工況生成的網(wǎng)格,模型單元數(shù)99 962個,結(jié)點數(shù)123 992個,其中預絞式金具單元數(shù)67 320個,結(jié)點數(shù)84 205個.分析檢查各網(wǎng)格質(zhì)量,如圖6所示,模型網(wǎng)格高亮時全部是綠色,即部件的網(wǎng)格質(zhì)量是滿足計算要求的,計算結(jié)果具有參考價值.

圖6 網(wǎng)格質(zhì)量

2.6 確定施加的位移荷載值

模型中施加的位移荷載選取依據(jù)為:需保證能夠完全拉動預絞式金具,即其握緊力最終達到穩(wěn)定階段.

經(jīng)計算分析,位移荷載不足10 mm 時握緊力呈上升趨勢,如圖7（a）所示.當施加10 mm 位移荷載時,預絞式金具握力-時間如圖7（b）所示,此時握力達到穩(wěn)定.因此取握緊力達到穩(wěn)定的10 mm,位移荷載是較為合理的.

圖7 預絞式金具握力變化圖

2.7 幾種預應力施加方式的介紹

由于預絞式金具形成的空腔內(nèi)徑小于導線直徑,會產(chǎn)生預緊力作用,有效保證兩者不易出現(xiàn)滑移現(xiàn)象.通過以下3種方法模擬預絞式金具的預應力.

1）整體降溫法.通過對預應力構(gòu)件的單元實施溫降從而產(chǎn)生收縮,將預應力構(gòu)件和整體結(jié)構(gòu)作為一個整體進行受力分析,從而模擬預應力構(gòu)件對整體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的預應力效應,主要依據(jù)溫度和預應力產(chǎn)生的線應變相等的原則[13].本模型通過在預絞式耐張金具上施加溫度載荷使金具產(chǎn)生收縮變形,這種變形受到與之接觸導線的阻礙作用,產(chǎn)生內(nèi)部拉力,即預緊力,是較為簡便的施加預應力的方法.

2）通過定義過盈接觸模擬導線和預絞式耐張金具之間的預緊力.這種方法其精確的過盈量在建模時無法確定,需要計算兩次,即:先假定一個估計過盈量數(shù)值,由此模擬得到相應的最大握力值,再根據(jù)材料的線性關(guān)系,得到最終精確過盈量,由此再計算分析預絞式耐張金具的握力特性[14].

3）通過導入ODB 的施加預應力法.一般要建立兩個模型,其原理是:提前算出一個初始應力的ODB文件,導入另一個模型中繼續(xù)計算.

3 模型計算

對設(shè)置的工況依次采用降溫法、ODB 導入法和過盈接觸法,研究不同預應力施加方式對預絞式耐張金具緊固性能的影響.

3.1 降溫法

為滿足上述分析的單根預絞式金具握力不宜小于5 240 N,對工況1,經(jīng)模擬計算需降溫3 300℃,計算得預絞式金具最大握力為5 277.19 N,其應力如圖8所示.

圖8 工況1降溫法應力云圖

由圖8可以看出:應力最大點位于施加位移荷載的端部,因為此端部施加綁定的約束條件,增加了預絞式金具的局部剛度,使應力增大.

同樣對于工況2,為保證單根預絞式金具握力不小于5 240 N,降溫1 600℃,計算得最大握力為5 535.27 N.

對于工況3,需降溫800℃,計算得最大握力5 744.06 N.

對于工況4,需降溫400℃,計算得最大握力5 677.43 N.

各工況中,單根預絞式金具握力都滿足要求,且應力規(guī)律一致,最大應力值均位于施加荷載的端部.

3.2 過盈法

由單根預絞式金具的握力不宜小于f＝5 240 N,先假定一個估計過盈量數(shù)值a0,完成模型的計算后得到相應的最大握力f0;再依據(jù)模型中材料特性是線彈性的,過盈量和預絞絲預緊力大致成正比例關(guān)系,最終得到精確過盈量數(shù)值Δa＝a0×f/f0,各工況具體計算結(jié)果見表5.

表5 過盈法計算結(jié)果

續(xù)表5 過盈法計算結(jié)果

對于工況1,當估計過盈量數(shù)值a0依次取0.31、0.32、0.33、0.34、0.35 mm 時,經(jīng)計算精確過盈量數(shù)值Δa都近似于0.31 mm.則3 mm-180 mm-5-0.3工況,精確過盈量為0.31 mm.模擬計算得預絞式金具最大握力5 278.52 N,其應力分布如圖9所示.同樣由于綁定約束,應力最大值位于施加荷載的端部.

圖9 工況1降溫法應力云圖

對于工況2,當a0依次取0.15、0.16、0.17、0.18、0.19mm時,經(jīng)計算Δa都近似于0.15mm.則3 mm-180 mm-6-0.3工況,精確過盈量為0.15 mm,模擬計算得預絞式金具最大握力為5 378.52 N.

對于工況3,當a0依次取0.07、0.08、0.09、0.10、0.11mm時,經(jīng)計算Δa都近似于0.07mm.則3 mm-180 mm-7-0.3工況,精確過盈量為0.07 mm,模擬計算預絞式金具最大握力為5 232.17 N.

對于工況4,當a0依次取0.06、0.07、0.08、0.09 mm 時,經(jīng)計算Δa都近似于0.038 mm.則3 mm-180 mm-8-0.3工況,精確過盈量為0.038 mm,模擬計算預絞式金具最大握力為5 677.43 N.

3.3 ODB導入法

依據(jù)此種方法的原理,將工況3 mm-180 mm-5-0.3-（－3 300℃）記作模型1,由于降溫設(shè)置在第2個分析步,則將模型1中的分析步2、增量步18作為初始應力,在模型1′中導入模型1 含有初始應力的ODB文件,計算模型1′,預絞式金具的最大握力為5 238.88 N,其應力分布如圖10所示.同樣由于綁定約束,應力最大值位于施加荷載的端部.

圖10 工況1的ODB導入法應力云圖

模型2:依據(jù)此種方法的原理,將工況3 mm-180 mm-6-0.3-（－800℃）中的分析步2、增量步29作為初始應力,導入含有初始應力的ODB文件,模擬計算得預絞式金具最大握力為5 213.03 N.

模型3:將工況3 mm-180 mm-7-0.3-（－800℃）中的分析步2、增量步66作為初始應力,導入含有初始應力的ODB文件,模擬計算得預絞式金具最大握力為5 038.26 N.

模型4:將工況3 mm-180 mm-8-0.3-（－400℃）中的分析步2、增量步25作為初始應力,導入含有初始應力的ODB文件,模擬計算得預絞式金具最大握力為4 609.64 N.

各工況下,預絞式耐張金具的應力分布規(guī)律一致,應力分布不均勻,最大值都位于施加位移荷載的端部,這是由于端部受到約束作用,并非預絞式耐張金具的真實應力狀態(tài).

3.4 模擬結(jié)果

對各工況依次采取降溫法、過盈法和ODB 導入法,握力理論值和仿真值的結(jié)果見表6,握力-位移曲線如圖11所示.

由以上結(jié)果可以看出:各工況中,預絞式耐張金具的握力仿真值和理論值均相差在13%以內(nèi),結(jié)果有一定的參考價值;由于綁定約束,局部剛度增加,預絞式耐張金具的最大應力位于施加位移荷載的端部,與導線接觸部分應力值偏大;節(jié)距少時,預絞式金具采用3種預應力施加方式,握力結(jié)果差別不大,節(jié)距增加,降溫法模擬的握力最大;節(jié)距少時,宜采用ODB導入法,和理論值相差較小,預絞式金具節(jié)距多,宜采用過盈法,其次是降溫法;隨著節(jié)距的增加,模型計算時間增加,預絞式金具8個節(jié)距時過盈法計算時間最短,過盈法次之,5個節(jié)距時,降溫法完成計算時間最短,ODB導入法次之.本模型模擬的是單根預絞式耐張線夾纏繞在導線上,為使模擬更有參考價值,后面會增加預絞式耐張線夾的根數(shù),直到導線上達到滿絲的狀態(tài).

4 結(jié)論

本文通過ABAQUS 軟件對單根預絞式耐張線夾纏繞在導線上的情況進行模擬,在滿足握力和應力條件下,建立4種工況的模型,研究在不同預應力施加方式下,預絞式耐張金具握力變化,對ABAQUS預緊力模擬有一定的參考價值,得到如下結(jié)論:

1）隨著節(jié)距的增大,預絞式金具和導線之間的包裹更緊固,降溫法設(shè)置的降溫數(shù)值變小,過盈法中的精確過盈量減小.

2）在施加預應力階段,預絞式耐張線夾采用降溫法時的握力值都較過盈法和ODB 導入法高,說明過盈法和ODB導入法均存在預應力施加不足的情況,為避免該情況的發(fā)生,應該盡量采用降溫法處理,以獲得較為準確的仿真結(jié)果.

3）耐張型預絞式金具節(jié)距少時,宜采用ODB 導入法模擬預應力;節(jié)距增加時,宜采用過盈法模擬預應力.