王 哲，朱永凱，楊嵐琦，鄭春生，江文強

(1.勝利石油管理局有限公司電力分公司，山東 東營 257000; 2.華北電力大學機械工程系，河北 保定 071003)

0 引言

配電網(wǎng)呈蛛網(wǎng)結(jié)構，節(jié)點多、延伸廣，鮮有專用的線路走廊[1]。相比于輸電線路，配電線路的絕緣配置水平較低，雷擊導致的故障數(shù)量明顯高于輸電線路[2]，尤其在沿海地區(qū)的鹽霧環(huán)境中，更易發(fā)生閃絡事故[3]。傳統(tǒng)配電線路中常用的木桿、水泥桿、鋼管桿、鐵塔在長期運行中存在著易開裂、耐腐蝕性差等缺點[4-5]，對輸電線路的安全運行造成嚴重威脅。玻璃纖維增強樹脂基復合材料(GFRP)具有輕質(zhì)高強、耐腐蝕、絕緣性好等鋼材無可比擬的優(yōu)點，是其理想的替代材料[6-9]，已廣泛應用于航空航天、汽車制造以及電氣工業(yè)等諸多領域[10]。采用復合絕緣橫擔替代傳統(tǒng)配電線路鐵橫擔，是降低配電網(wǎng)雷擊跳閘率的有效措施，可以減小桿塔尺寸、降低線路造價、提升輸送功率[11-14]。近年來，我國多位學者對復合橫擔展開研究。文獻[15]針對配電用矩形復合橫擔的電氣性能進行試驗研究，驗證了復合橫擔相比于傳統(tǒng)橫擔具有更好的絕緣性能。文獻[16]對復合橫擔覆冰斷線的動力響應進行分析，考慮復雜運營荷載下的動力效應和長期使用的耐久性得到復合橫擔上的危險位置。同樣有許多學者利用具體工程案例，通過試驗的方法對高壓輸電線路用復合橫擔的承載、變形能力進行分析，為我國復合桿塔結(jié)構的設計與應用提供技術參考[17-18]。不過，針對10 kV配網(wǎng)線路用復合橫擔的力學特性還缺乏研究。

本文對配網(wǎng)電桿用復合橫擔在極限工況下的力學特性進行分析，研究復合橫擔在極限工況載荷作用下的破壞過程，分析截面參數(shù)對極限承載力的影響，從改變橫擔截面參數(shù)的角度提出復合橫擔的優(yōu)化方案，提高復合橫擔的承載能力。

1 復合材料橫擔建模

1.1 復合材料橫擔有限元建模

本文所研究橫擔整體長度為1 900 mm，寬、高均為75 mm，壁厚為7 mm。絕緣子孔與跳線孔位置均在橫擔縱向，孔徑為21.5 mm；抱箍孔位于橫擔沿導線方向，孔徑為19.5 mm。電桿、橫擔模型如圖1,圖2所示，尺寸如表1所示。

表1 復合橫擔尺寸

復合橫擔為軸對稱圖形，對模型進行簡化，選取1/2試件進行求解。由于橫擔端部封口對承載力影響較小，在建模時將其忽略。按表1尺寸要求在相應位置分別創(chuàng)建絕緣子孔、跳線孔以及抱箍孔。復合橫擔有限元模型見圖3。

1.2 材料參數(shù)設置及復合材料鋪層

復合材料生產(chǎn)方式為玻璃纖維整體擠壓而成，因此用單層玻璃纖維的材料屬性作為橫擔整體的材料屬性，層厚為橫擔壁厚。在彈性材料行為中彈性類型選擇單層板，復合材料堆疊方向即法向軸方向為壁厚方向，主軸方向為橫擔長度方向。

由于損傷準則的需要，設置所要求的材料參數(shù)，具體材料屬性參數(shù)如表2所示。Hashin損傷準則將材料的破壞分為纖維拉伸、壓縮破壞，基體拉伸、壓縮破壞四種形式，其表述形式如下。

(1)

(2)

表2 玻璃纖維材料力學性能

(3)

(4)

其中，σ11,σ22分別為材料兩個主方向應力；σ12為面內(nèi)剪切應力；XT,XC分別為縱向拉伸、壓縮強度；YT,YC分別為橫向拉伸、壓縮強度；SL,SY分別為縱向、橫向剪切強度；α決定剪應力對于纖維拉伸損傷準則影響，介于0和1之間。

蔡-吳準則表達形式如下：

Fiσi+Fijσiσj+Fijkσiσjσk=1

(5)

蔡-希爾準則表達形式如下：

(6)

最大應力準則表達形式如下：

(7)

1.3 網(wǎng)格劃分及邊界條件

單元類型為SC8R，指派網(wǎng)格為掃掠網(wǎng)格，掃掠路徑均沿厚度方向，單元總數(shù)為10 078。復合模擔網(wǎng)格劃分見圖4。

將抱箍孔設置為鉸接約束(U1=U2=U3=0)，在對稱面處設置對稱約束(U3=UR1=UR3=0)。載荷通過一參考點施加(見圖5)。參考點位于絕緣子孔中心的正上方，將參考點與兩絕緣子孔建立耦合約束。對參考點施加沿Y軸、Z軸方向的載荷即可對橫擔施加垂直荷載與橫向水平荷載(見圖6)。

1.4 施加極限工況荷載

由損傷準則可以判斷試件是否發(fā)生損傷，橫擔剛好發(fā)生損傷時橫擔作用在參考點上的反作用力即為橫擔的極限承載力。通過參考點對橫擔施加一個很大的位移直至橫擔被破壞，再輸出參考點上的位移與反作用力數(shù)據(jù)，得到位移與反作用力曲線，由各損傷準則可以判定橫擔發(fā)生損傷的分析步，最終在曲線中獲得損傷發(fā)生時的反作用力，即可得到橫擔的極限承載力。創(chuàng)建場輸出，MSTRS對應最大應力準則TSAIH對應蔡-希爾準則，TSAIW對應蔡-吳準則，HSNMTCRT對應基體拉伸損傷，HSNMCCRT對應基體壓縮損傷，HSNFTCRT對應纖拉伸損傷，HSNFCCRT對應纖維壓縮損傷，上述7個變量輸出中任一值達到1即代表該準則判據(jù)下橫擔發(fā)生損傷。

2 極限工況仿真結(jié)果分析

通過參考點對橫擔施加30 mm豎直方向位移，即U2=-30 mm。損壞位置如圖7所示,由Hashin準則中的HSNMTCRT值可以得知，橫擔在絕緣子孔周圍出現(xiàn)了基體拉伸損傷。

由圖8(a)可知，橫擔上表面靠近抱箍處存在較大的沿纖維方向的應力分布，但由于該處纖維組織完好，沿纖維方向拉伸強度高，并沒有出現(xiàn)損傷；而抱箍孔局部應力較大，由于纖維組織的完整性被破壞，出現(xiàn)了損傷。由圖8(b)可知，橫擔在絕緣子孔處存在較大的垂直纖維方向的應力分布，復合材料橫向的強度主要由基體提供，因此由Hashin損傷準則判定此處發(fā)生了基體拉伸破壞。最終得到橫擔極限承載力如表3所示。根據(jù)極限承載力反算出橫擔承載不同導線型號時的覆冰厚度，結(jié)果如表4所示。

表3 復合橫擔極限承載力 N

表4 極限覆冰厚度

3 復合橫擔結(jié)構參數(shù)影響分析

復合材料橫擔的加固從改變截面形狀的思路出發(fā)。首先改變橫擔的截面形狀，分別計算不同截面橫擔的極限承載力，得到極限承載力最高的橫擔截面形狀。在最佳截面形狀的基礎上，盡可能減小壁厚以節(jié)約材料，針對橫擔發(fā)生破壞位置優(yōu)化載荷施加方式。

3.1 不同截面形狀的極限承載力對比

按照前文所述極限承載力的獲得方法，分別對四種橫擔施加位移載荷，根據(jù)損傷準則判斷最終獲得橫擔的極限承載力。各截面形狀復合橫擔破壞時應力云圖如圖10所示。復合橫擔發(fā)生破壞時對應的極限承載力列于表5中，其中比例因子為各截面復合橫擔與原截面極限承載力的比值。

表5 橫擔極限承載力

3.2 截面厚度及載荷施加方式影響分析

3.2.1 截面厚度對極限承載力影響

從減小壁厚出發(fā)優(yōu)化復合橫擔，以期用更少的材料達到較好的承載能力，因此針對1號截面橫擔作減少壁厚的處理，分別計算5 mm,3 mm壁厚時橫擔的極限承載力，結(jié)果如表6所示。

表6 1號截面橫擔極限承載力

由表6可知，壁厚對橫擔承載力的影響是十分顯著的。以原截面橫擔極限承載力為基準，當復合橫擔壁厚從7 mm減小至5 mm，極限承載力降低了36%；壁厚減小到3 mm時，復合橫擔極限承載力降低80%。因此，對于復合橫擔壁厚的優(yōu)化應當是謹慎的。通過圖12垂直纖維方向應力云圖也可以看出，絕緣子孔處有較大的垂直纖維方向的應力分布，最大應力值為47.28 MPa，顯然超出了材料垂直纖維方向的拉伸強度，因此發(fā)生破壞。

3.2.2 優(yōu)化載荷施加方式

由于原截面與優(yōu)化后的截面均存在此問題，顯然不是單純改進截面形狀能夠解決的。為模擬現(xiàn)實中絕緣子對橫擔的作用，將施加荷載的參考點與兩絕緣子孔面進行耦合，這造成了作用在絕緣子孔處局部的荷載過大，超出了材料所能承載的極限。因此考慮改進絕緣子對橫擔的作用形式，在絕緣子孔與絕緣子之間添加墊片，令荷載能夠均勻地施加在絕緣子孔周圍的一片區(qū)域內(nèi)，避免局部荷載過大使橫擔發(fā)生損傷。添加墊片的處理對應到軟件仿真當中，處理為改變參考點與橫擔耦合的區(qū)域。

如圖13所示，在絕緣子孔周圍劃分出邊長為橫擔寬的矩形，矩形中心為絕緣子孔圓心，將參考點與該矩形區(qū)域耦合以模擬墊片的作用效果。在改進載荷施加方式后，橫擔的極限承載力如表7所示。

表7 優(yōu)化荷載施加方式后橫擔極限承載力

優(yōu)化荷載施加方式后，由圖14應力云圖表明，絕緣子孔周圍的應力相較于原載荷施加方式有了很大幅度的降低，但是應力值在橫擔對稱面處較大，較薄的壁厚使橫擔對稱面處的承載能力下降，需在對稱面處使用較厚的壁厚以保證橫擔的承載力。

分別以5 mm壁厚時橫擔和原截面橫擔的極限承載力為基準。由表7數(shù)據(jù)可知，優(yōu)化載荷施加方式后，橫擔的極限承載力提高16%，不過優(yōu)化后橫擔極限承載力與原截面橫擔的相比仍有24%的差距，需要進一步對橫擔進行優(yōu)化。

3.2.3 變截面復合橫擔

表8 優(yōu)化形狀與荷載施加方式后的橫擔極限承載力

以原截面橫擔的極限承載力為基準。在優(yōu)化橫擔形狀與荷載施加方式后，橫擔的極限承載力有了大幅度的提高，極限承載力提升了41%，橫擔材料的使用減少了12%，兼顧了提升性能與節(jié)省成本。

4 結(jié)論