路國闖,李新梅,商利,楊現(xiàn)臣,王曉輝

(新疆大學機械工程學院,烏魯木齊 830000)

受大風、冰雪天氣影響,輸電線路連接金具在遠低于其服役年限下就發(fā)生了失效斷裂[1]。輸電導(dǎo)線作為一類大跨高柔結(jié)構(gòu),易受風荷載影響,產(chǎn)生一種低頻、大幅自激振動。風致振動引起的動張力作用在金具上,伴隨著碰撞與扭轉(zhuǎn),極易使金具連接處出現(xiàn)斷裂和變形[2-4],輸電線路覆冰后,導(dǎo)線內(nèi)部張力變化加劇,金具接觸區(qū)應(yīng)力激增,進一步加快了金具失效。

輸電線路長期暴露在戶外工作,常受大風、沙塵暴、酸雨、冰雪等惡劣環(huán)境影響,因此,中外對電力金具的研究主要是圍繞不同介質(zhì)環(huán)境下金具失效分析,采用試驗或有限元或兩者相結(jié)合的方法對金具失效過程中的易損位置進行觀察與模擬。楊現(xiàn)臣等[5]、王曉輝等[6]針對新疆大風區(qū)U形掛環(huán)磨損行為進行研究,通過試驗得到施加載荷、磨損次數(shù)和擺動頻率對剩余尺寸的影響,通過對表面形貌和力學性能的檢測,闡述了大風環(huán)境下U形環(huán)的失效機理;陳軍君等[7]針對工業(yè)大氣環(huán)境下金具腐蝕進行研究,通過一系列實驗并分析發(fā)現(xiàn)S元素是促進金具腐蝕速率的關(guān)鍵。然而上述研究都只是對單一工況下金具的失效分析,隨著研究的深入,不少研究者發(fā)現(xiàn),多工況的交織影響對金具損傷起到疊加和加速作用,也更加符合實際。Wang等[8]利用FLUENT對風沙場進行數(shù)值模擬,考慮沙粒侵入影響,得出沙粒對U形環(huán)磨損失效起到促進作用的結(jié)論;張培軍等[9]通過實驗?zāi)M外界真實大氣環(huán)境下金具腐蝕與磨損的交互影響,得到預(yù)腐蝕磨損后的質(zhì)量損失要比純磨損增幅最大達到22%。導(dǎo)線在復(fù)雜工況下極易產(chǎn)生振動并具有多變性,因?qū)Ь€不停振動在金具受力點產(chǎn)生的交變的彎曲應(yīng)力也具有不可預(yù)測性,因此,針對單一金具局部失效分析存在一定的局限性。文獻[10-12]通過建立整體輸電線路模型,采用有限元法模擬風荷載作用下導(dǎo)線振動引起的附加應(yīng)力對連接金具的影響,得到金具的易損位置和破壞機理;周曉慧[13]在整體輸電線路模型的基礎(chǔ)上考慮導(dǎo)線檔距和高差角對金具受力的影響,為線路金具的優(yōu)化提供了理論參考。但在對輸電線路連接金具模擬中,均缺乏對局部金具運動形式的考慮且只是針對單一大風工況,對復(fù)雜工況下的金具失效分析適用性存在一定的局限性。

現(xiàn)對冰風耦合作用下導(dǎo)線關(guān)鍵點處運動軌跡和張力變化進行研究,并考慮導(dǎo)線覆冰形式的影響,對最大載荷工況下整體連接金具應(yīng)力情況進行分析,并針對危險部件U形環(huán)進行動力響應(yīng)分析,對比轉(zhuǎn)動關(guān)系對金具的影響,提高輸電線路抵御冰風聯(lián)合振動造成損傷的能力,確保在復(fù)雜環(huán)境下,線路能夠安穩(wěn)的運行。

1 冰風荷載下導(dǎo)線關(guān)鍵點位移和動張力計算

1.1 線路參數(shù)

考慮冰風耦合效應(yīng),對某220 kV輸電線路振動響應(yīng)進行數(shù)值模擬,幾何參數(shù)如圖1所示。導(dǎo)線及連接金具參數(shù)分別列于表1和表2中。

表1 連接金具物理參數(shù)

表2 導(dǎo)線物理參數(shù)

L為檔距;h為桿塔呼高

1.2 導(dǎo)線振動響應(yīng)仿真

在對導(dǎo)線振動特性仿真前,首先對風荷載進行數(shù)值模擬。自然風包括平均風和脈動風,根據(jù)線路所處區(qū)域地貌特點,基于指數(shù)公式求得節(jié)點平均風速。采用隨高度變化得Kaimal風速譜[14],并考慮Davenport空間相關(guān)性[15],基于諧波疊加法獲得導(dǎo)線各節(jié)點脈動風速。根據(jù)中國《線路規(guī)范》風荷載標準值計算公式求出作用在導(dǎo)線上的水平風荷載[16]。

輸電導(dǎo)線在無外部載荷作用下只承受沿弧長均勻分布的自重載荷,初始狀態(tài)為懸鏈線,表達式[17]為

(1)

式(1)中:

為初始水平張力;q為作用在導(dǎo)線上的均布力。

輸電導(dǎo)線覆冰后改變了導(dǎo)線的初始位形,采用附加冰單元法[18],即

(2)

式(2)中:F為導(dǎo)線長度l覆冰重量,N;ρ為900 kg/m3;D為導(dǎo)線外徑,mm;g為重力加速度,取9.8 m/s2;d為覆冰厚度,mm。

通過作用在導(dǎo)線節(jié)點上的集中力模擬輸電導(dǎo)線均勻覆冰以及線性覆冰工況,均勻覆冰時,覆冰厚度分別取5、10、15 mm;現(xiàn)實生活中大多為線性覆冰,為簡便計算,將輸電導(dǎo)線均分為3段,相同高度處覆冰厚度相同,分別模擬輸電導(dǎo)線兩側(cè)重覆冰和中央重覆冰,為了更好地與均勻覆冰進行對照,薄覆冰取為5 mm,厚覆冰為15 mm,如圖2所示,覆冰類型為圓形截面。

圖2 覆冰示意圖

導(dǎo)線受到順風向風載,考慮慣性力和阻尼的作用,進行瞬態(tài)動力學分析,非線性運動方程為

(3)

基于導(dǎo)線有限元模型,如圖3所示,在ANSYS中采用完整矩陣,考慮各類非線性,采用瑞利阻尼,使用Newmark時間積分法對方程進行求解。

1.3 仿真結(jié)果分析

在隨機風的作用下,覆冰導(dǎo)線不僅受到水平方向的強迫振動,在豎直方向也會產(chǎn)生振動,本文研究選定離地面高度10 m處基準風速為15 m/s,對100 s內(nèi)不同覆冰狀態(tài)下導(dǎo)線關(guān)鍵點位移進行數(shù)值計算,提取結(jié)果文件并繪制軌跡圖,如圖4所示?？梢园l(fā)現(xiàn),在風荷載作用下,關(guān)鍵點處運動軌跡主要呈橢圓形狀。均勻覆冰時,導(dǎo)線豎向位移(Y向)隨著冰層厚度的增大而降低,在覆冰15 mm時達到最低;不均勻覆冰時,導(dǎo)線豎向位移相近。受水平風荷載的作用,關(guān)鍵點的順風向(Z向)位移主要集中在Z軸正向,與實際觀測導(dǎo)線振動軌跡相符。

圖4 不同覆冰形式導(dǎo)線關(guān)鍵點運動軌跡

提取作用在金具上的動張力,在軟件中通過編程語言提取導(dǎo)線關(guān)鍵節(jié)點軸力變化,并繪制張力時程曲線,如圖5所示?？梢园l(fā)現(xiàn),在均勻覆冰15 mm時,有最大張力值為71 800 N,選用該值作為后續(xù)整體連接金具靜力分析輸入荷載。

圖5 不同覆冰形式導(dǎo)線關(guān)鍵點動張力時程

2 連接金具力學模型和有限元模型建立

2.1 力學模型

在輸電線路實際運行中,連接金具受力復(fù)雜包括:線張力,冰重力以及風荷載[19]。本文研究針對力作用下金具運動狀態(tài)建立簡易力學模型,如圖6所示。

F為連接金具與導(dǎo)線連接處的張力值;F1為覆冰工況下張力增量;F2為風荷載作用下張力變化大小;θ為冰載作用下連接金具擺動角度;α、β分別為冰風耦合下金具面外轉(zhuǎn)角和面內(nèi)轉(zhuǎn)角

2.2 有限元模型

為真實反映連接金具受力狀況,等比例建立U形掛環(huán)、聯(lián)板、掛板、螺栓等幾何模型,并根據(jù)連接狀況進行約束裝配,如圖7所示?？紤]金具材料非線性和幾何非線性,采用雙線性等向強化模型來表征材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系,打開大變形開關(guān),實時更新結(jié)構(gòu)剛度矩陣。通過在U形環(huán)內(nèi)孔表面施加固定約束和掛板內(nèi)孔表面施加軸承載荷(bearing load),近似表示U形環(huán)和桿塔的緊固連接以及連接金具所受載荷,載荷大小為關(guān)鍵點處最大動張力值,如圖8所示。

圖7 連接金具有限元模型裝配圖

圖8 邊界條件

在輸電線路實際運行中,U形掛環(huán)受力復(fù)雜,在外力作用下還會出現(xiàn)轉(zhuǎn)動發(fā)生磨損失效現(xiàn)象,為了精確描述接觸區(qū)域的應(yīng)力變化,找出易損部位,單獨建立簡易U形掛環(huán)模型進行動力學分析,考慮U形環(huán)的轉(zhuǎn)動自由度,接觸類型選用Frictional,摩擦系數(shù)設(shè)為0.3。對上U形環(huán)施加固定端約束,在下U形環(huán)端面施加法向荷載,通過三角函數(shù)將導(dǎo)線關(guān)鍵點處路徑轉(zhuǎn)化為U形環(huán)Y、Z方向的轉(zhuǎn)動角度,通過遠端位移約束(remote displacement)施加在接觸區(qū)域,如圖9所示。

圖9 U形環(huán)有限元模型

網(wǎng)格劃分是有限元分析至關(guān)重要的一步,網(wǎng)格質(zhì)量好壞直接決定了后續(xù)數(shù)值計算分析結(jié)果的準確性。以六面體單元為主要單元,對局部形狀復(fù)雜的部件采用四面體單元劃分,考慮結(jié)果精度的同時為了提高運算效率,對重點關(guān)注部件U形環(huán)接觸區(qū)域進行網(wǎng)格細化,非關(guān)注部件采用較為粗糙的網(wǎng)格,如圖10所示。針對導(dǎo)線不同覆冰狀態(tài)分別選取100 s內(nèi)轉(zhuǎn)動角度和動張力變化劇烈區(qū)域進行計算,考慮到計算成本,計算時長為5 s。

3 整體連接金具應(yīng)力場分析

在工程實際中,連接金具往往因?qū)Ь€振動引起的瞬時極大力出現(xiàn)變形和斷裂,連接金具整體結(jié)構(gòu)復(fù)雜,各部件之間存在相互運動關(guān)系,因此進行動力學分析時收斂困難,因此,選取各類覆冰形式下的極大張力值作為輸入載荷進行靜力分析,具有一定的適用性。金具應(yīng)力云圖如圖11所示,可以看出在最大張力的作用下,超出材料屈服極限的區(qū)域主要集中在U形環(huán)內(nèi)側(cè)、聯(lián)板的側(cè)邊和內(nèi)孔以及掛板的彎折處,最大應(yīng)力值為509.0 MPa。

圖11 整體連接金具Von Mises等效應(yīng)力云圖

從圖12可以看出,在U形環(huán)彎曲段外側(cè),兩端的應(yīng)力較小并向中間逐漸遞增,在頂部達到最大應(yīng)力值為267 MPa,發(fā)生了塑性變形。U形環(huán)內(nèi)側(cè)接觸部分的等效應(yīng)力要略低于周邊,最大應(yīng)力值出現(xiàn)在上下U形環(huán)接觸邊緣附近,結(jié)合圖13(a)中Y方向應(yīng)力分量云圖可知該位置有較高的壓應(yīng)力為977.2 MPa,此位置受Z向拉應(yīng)力的作用發(fā)生變形,導(dǎo)致內(nèi)部張力增大,結(jié)合圖13(b)中Z方向的應(yīng)力分量云圖,該位置的拉應(yīng)力達到了962.2 MPa。上下U形環(huán)接觸時相互擠壓,接觸面變形嚴重,由于彎曲段較窄,剪跨長度短,在接觸面邊緣出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象,結(jié)合圖13(c)中YZ方向的剪應(yīng)力分量云圖,該位置剪應(yīng)力達到了178.4 MPa,此處也是拉斷試驗中最易斷裂部位。

圖12 U形環(huán)Von Mises等效應(yīng)力云圖

圖13 U形環(huán)應(yīng)力分量云圖

在U形環(huán)直臂段中,內(nèi)側(cè)等效應(yīng)力要高于外側(cè)區(qū)域,結(jié)合圖13(a)中Y方向的應(yīng)力云圖可以看出,直臂段內(nèi)側(cè)受拉外側(cè)受壓,在耳環(huán)與直臂段連接處拉應(yīng)力最大為388.5 MPa,此處也是工程實際中較為薄弱的位置。

聯(lián)板上端被螺栓固定,下端由于受到對稱力的作用,從圖14可以發(fā)現(xiàn),在側(cè)邊已經(jīng)出現(xiàn)向外彎曲現(xiàn)象,導(dǎo)致中間等效應(yīng)力大于兩側(cè)并向部件內(nèi)部遞減,在下孔處應(yīng)力達到最大值298.3 MPa。掛板上端通過螺栓和聯(lián)板綁定,下端受到豎直向下的力,從圖15可以發(fā)現(xiàn),在掛板彎折處以及內(nèi)孔處出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象,最大應(yīng)力值為286.2 MPa,在結(jié)構(gòu)薄弱處極易發(fā)生斷裂失效。

圖14 聯(lián)板Von Mises等效應(yīng)力云圖

圖15 掛板Von Mises等效應(yīng)力云圖

通過分析發(fā)現(xiàn),在連接金具整體結(jié)構(gòu)中,U形掛環(huán)最容易出現(xiàn)失效,其次是聯(lián)板孔洞處與掛板彎折處。

4 U形環(huán)應(yīng)力場分析

4.1 覆冰形式影響分析

針對連接金具中的危險部件U形掛環(huán)進行瞬態(tài)動力學分析,計算時長為5 s。圖16為不同覆冰形式下U形環(huán)最大等效應(yīng)力分布情況,從圖中可知,在風荷載作用下U形環(huán)發(fā)生轉(zhuǎn)動,應(yīng)力集中區(qū)域在U形環(huán)底部分布具有不確定性,這和風場的隨機特性導(dǎo)致的轉(zhuǎn)動差異有關(guān)。從圖中還可以看出,覆冰形式對最大應(yīng)力值與塑性變形范圍也有影響,均勻覆冰時,隨著覆冰厚度的增大加劇了U形環(huán)應(yīng)力極大值,當覆冰厚度達到15 mm時,最大應(yīng)力值達到996.4 MPa,相比于未覆冰最大應(yīng)力值增大39.08%,且隨著覆冰厚度的增大,U形環(huán)等效應(yīng)力超出材料屈服極限的面積擴大,在覆冰15 mm時,U形環(huán)大部分區(qū)域都發(fā)生了塑性變形;不均勻覆冰時,中央重覆冰最大應(yīng)力值與兩側(cè)重覆冰相近,但發(fā)生塑性變形的區(qū)域面積明顯大于兩側(cè)重覆冰。

圖16 不同覆冰形式下U形環(huán)應(yīng)力分布

通過分析發(fā)現(xiàn),在隨機風作用下,U形環(huán)應(yīng)力分布具有不確定性,可能會出現(xiàn)單側(cè)應(yīng)力集中現(xiàn)象,因此只是單純的對U形環(huán)做單一方向拉斷與磨損試驗具有一定的局限性,并且要考慮在均勻覆冰時最大覆冰厚度對金具的影響,不均勻覆冰時,要對中央重覆冰進行重點關(guān)注。

4.2 受力形式影響分析

針對不同覆冰形式輸電導(dǎo)線,探究U形環(huán)之間有無轉(zhuǎn)動關(guān)系對最大應(yīng)力值的影響,提取5 s內(nèi)U形環(huán)受動張力無轉(zhuǎn)動關(guān)系以及受動張力有轉(zhuǎn)動關(guān)系的最大應(yīng)值變化曲線,結(jié)果如圖17所示?？梢园l(fā)現(xiàn),在張力值變化初期,有轉(zhuǎn)角和無轉(zhuǎn)角作用下的最大應(yīng)力值均出現(xiàn)了劇烈的波動,這和材料本身性質(zhì)有關(guān),在張力增大時,U形環(huán)處于彈性變形階段應(yīng)力、應(yīng)變呈比例變化,因此最大應(yīng)力值呈線性增長;當施加的外力繼續(xù)增大,材料達到屈服階段,應(yīng)力不變,應(yīng)變不斷增加導(dǎo)致接觸面積增大,使得最大應(yīng)力值出現(xiàn)下降趨勢,由于時間間隔較短,轉(zhuǎn)動關(guān)系不明顯,動張力占主導(dǎo)地位,因此有轉(zhuǎn)角和無轉(zhuǎn)角狀態(tài)下U形環(huán)最大應(yīng)力值變化趨勢基本一致。隨著張力的繼續(xù)增大,最大應(yīng)力值變化趨勢放緩,此時由于轉(zhuǎn)角的持續(xù)增大,轉(zhuǎn)動關(guān)系明顯,兩種狀態(tài)下的最大應(yīng)力值出現(xiàn)明顯的差異,可以發(fā)現(xiàn),有轉(zhuǎn)角狀態(tài)下的U形環(huán)最大應(yīng)力值要大于無轉(zhuǎn)角狀態(tài),分析原因是因為U形環(huán)接觸面積隨著轉(zhuǎn)動而減小,增大了接觸壓力。

圖17 不同覆冰形式下U形環(huán)最大應(yīng)力變化曲線

分別提取5 s內(nèi)兩種狀態(tài)下U形環(huán)最大應(yīng)力值的極大值,如圖18所示?？梢园l(fā)現(xiàn),均勻覆冰時,應(yīng)力極大值隨著覆冰厚度的增大而增大,在覆冰 15 mm 時達到最大,純張力作用時,極大值為 646.1 MPa,純在轉(zhuǎn)動關(guān)系時的極大值為 996.4 MPa,比純張力作用時增大35.15%。不均勻覆冰時,兩種狀態(tài)下中央重覆冰的極大值均大于兩側(cè)重覆冰,極大值分別為868.1、573.0 MPa和863.5、506.4 MPa。

圖18 不同覆冰形式下U形環(huán)應(yīng)力極大值

通過分析發(fā)現(xiàn),當U形環(huán)間存在轉(zhuǎn)動時要比純張力作用下對U形環(huán)損害更加嚴重;均勻覆冰時,在覆冰厚度為15 mm時,U形環(huán)最大應(yīng)力極大值達到最大;不均勻覆冰時,中央重覆冰U形環(huán)最大應(yīng)力極大值要大于兩側(cè)重覆冰?？梢钥闯?冰風荷載均對連接金具應(yīng)力大小產(chǎn)生了顯著的影響,有必要針對冰封耦合環(huán)境下連接金具的安全性做深入研究。

5 結(jié)論

通過數(shù)值模擬獲得不同覆冰形式下輸電線路關(guān)鍵點處動張力和位移;研究了整體連接金具中應(yīng)力分布狀況,并對危險金具U形環(huán)進行瞬態(tài)響應(yīng)分析,得到覆冰形式、張力變化、受力形式對U形環(huán)最大應(yīng)力值的影響,得出以下結(jié)論。

(1)最大覆冰張力下,整體連接金具中U形掛環(huán)連接處應(yīng)力最大為509.0 MPa,發(fā)生塑性變形,其次是聯(lián)板孔洞處與掛板彎折處。

(2)均勻覆冰時,U形環(huán)最大應(yīng)力值隨著覆冰厚度的增大而增大;線性覆冰時,中央重覆冰要比兩側(cè)重覆冰受力變形區(qū)域更大,危險性更高。

(3)在動張力作用下,當U形環(huán)間存在轉(zhuǎn)動關(guān)系時要比純張力作用下對U形環(huán)損害更加嚴重。