輸電線鋼芯鋁絞線精密壓接成形的有限元分析

呂東澤，駱文杰，熊杰，張盛華,b

輸電線鋼芯鋁絞線精密壓接成形的有限元分析

呂東澤a，駱文杰a，熊杰a，張盛華a,b

（廣西大學(xué) a.資源環(huán)境與材料學(xué)院；b.廣西有色金屬及特殊材料加工重點(diǎn)實驗室，南寧 530004）

針對鋼芯鋁絞線在壓接過程中出現(xiàn)斷裂的現(xiàn)象，對其壓接工藝進(jìn)行探究，優(yōu)化現(xiàn)有壓接工藝，制定更精密的壓接方法，防止斷裂缺陷的產(chǎn)生。利用ABAQUS有限元模擬軟件，以彈塑性變形理論為基礎(chǔ)，采用等效摩擦力的方法建立有限元壓接模型，通過實驗驗證模型的精確性，并計算在不同壓接長度、壓接次數(shù)下鋼芯鋁絞線的塑性變形量。國標(biāo)壓接時鋼芯最大應(yīng)變?yōu)?.215%，鋼芯不會發(fā)生斷裂；壓接長度增加導(dǎo)致鋼芯應(yīng)變增大至4.962%，鋼芯存在斷裂的風(fēng)險；壓接次數(shù)的增加可使鋼芯應(yīng)變降低至1.665%。鋁管壓接長度增大時，變形堆積嚴(yán)重導(dǎo)致鋼芯應(yīng)變增大。增加壓接次數(shù)可使單次壓接時絞線變形體積減小，使鋼芯應(yīng)變減小。在鋁管壓接長度過長時，可通過增加壓接次數(shù)的方法減少鋼芯的塑性應(yīng)變，從而達(dá)到防止鋼芯斷裂的目的。

鋼芯鋁絞線；有限元壓接模型；精密壓接；斷裂

在架空輸電線路中，每根鋼芯鋁絞線（Aluminum Conductors Steel Reinforced，ACSR）的兩端都有一組耐張線夾。耐張線夾被用于鋼芯鋁絞線的轉(zhuǎn)角、接續(xù)及終端的連接，對鋼芯鋁絞線起到保護(hù)、輔助減震、連接和固定的作用[1]。在現(xiàn)場壓接耐張線夾與鋼芯鋁絞線的過程中，由于是人為控制壓接鋁管長度、壓接次數(shù)，在非國標(biāo)壓接條件下常出現(xiàn)鋼芯斷裂現(xiàn)象。斷裂鋼芯鋁絞線的使用性能急劇下降，軸向極限應(yīng)力低于安全服役標(biāo)準(zhǔn)，導(dǎo)致線路存在安全隱患。由于鋼芯鋁絞線被包裹在耐張線夾中進(jìn)行壓接，傳統(tǒng)的實驗手段難以直觀觀察到鋼芯在壓接過程中的變形狀態(tài)，并且鋼芯鋁絞線由外層鋁絞線和內(nèi)部鋼芯螺旋絞制而成，結(jié)構(gòu)復(fù)雜，難以通過無損技術(shù)檢測鋼芯鋁絞線的壓接質(zhì)量[2-3]。

周昕愷等[4]基于ANSYS計算平臺，研究了鋼芯鋁絞線結(jié)構(gòu)參數(shù)在拉伸變形中對其力學(xué)性能的影響。段一鋒等[5]結(jié)合超高壓輸電導(dǎo)線的結(jié)構(gòu)特性及受力特性，基于非線性強(qiáng)度退化模型，研究了鋼芯鋁絞線的疲勞壽命。李煬等[6]研究了鋼芯鋁絞線斷股時的過熱特性，指出導(dǎo)線斷股數(shù)越大，各層導(dǎo)體歐姆損耗分布的不均勻性越明顯，且越接近斷股處歐姆損耗越大。王若民等[7]通過對高壓輸電用耐張線夾及夾持導(dǎo)線的宏觀形貌、化學(xué)成分、腐蝕產(chǎn)物進(jìn)行分析，探討了該線夾腐蝕失效的原因。邵明星等[8]通過耐張線夾外觀形貌分析、顯微組織分析和應(yīng)力計算分析，指出鋁導(dǎo)線與鋁管之間的腐蝕產(chǎn)物增大了接觸電阻，導(dǎo)致耐張線夾發(fā)熱并引起熱應(yīng)力，造成耐張線夾斷裂。李波等[9]對服役過程中的500/45鋼芯鋁絞線的斷裂失效進(jìn)行分析，指出壓接造成的應(yīng)力集中是鋼芯鋁絞線斷裂的主要原因。

上述文獻(xiàn)報道的是鋼芯鋁絞線在服役過程中的斷裂行為，而對壓接過程中鋼芯斷裂現(xiàn)象和絞線的塑性變形情況少有探究[10]。因此，文中利用有限元方法分析壓接非標(biāo)鋁管時鋼芯的斷裂現(xiàn)象，據(jù)此優(yōu)化精密壓接方法，這對實際壓接操作具有重要的指導(dǎo)意義。

1 有限元模型

1.1 模型建立

選用某電網(wǎng)在非國標(biāo)鋁管長度壓接中出現(xiàn)的斷裂鋼芯鋁絞線（型號JL/G1A–630/45–45/7）與相匹配的耐張線夾（型號NY630–45）為分析對象，其中鋼芯鋁絞線由外圍的鋁絞線（3層45股）和中心的鋼芯（2層7股）絞合而成，最外層的絞線為右旋，相鄰每層的絞線旋轉(zhuǎn)方向相反。耐張線夾由鋼錨、引流夾、鋁管和本體焊板4部分組成，如圖1所示。采用X射線數(shù)字成像技術(shù)檢測鋼芯鋁絞線的斷裂位置，如圖2所示。

圖1 耐張線夾結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 鋼芯鋁絞線斷裂位置

文中根據(jù)Q/GDW 1571—2014《大截面導(dǎo)線壓接工藝導(dǎo)則》[11]的標(biāo)準(zhǔn)壓接流程進(jìn)行有限元建模。結(jié)合現(xiàn)場的實際工況簡化模型，模型中只保留與鋁管相互作用的部分，使有限元模型在保證精度的同時更容易收斂。

文中先通過PRO/E建立幾何模型，后導(dǎo)入到ABAQUS中裝配，按照國標(biāo)要求建立國標(biāo)壓接模型，鋁管壓接長度為國標(biāo)要求的270 mm，壓接順序由①至⑤，如圖3所示。為了研究鋁管壓接長度對鋼芯鋁絞線受力變形的影響，建立鋁管壓接長度為377 mm的7模壓接模型，壓接順序由①至⑦，如圖4所示。為了研究壓接次數(shù)對鋼芯鋁絞線受力變形的影響，建立鋁管壓接長度為270 mm的7模壓接模型，壓接順序由①至⑦，如圖5所示。

圖3 國標(biāo)壓接有限元模型

圖4 非標(biāo)鋁管7模壓接有限元模型

圖5 標(biāo)準(zhǔn)鋁管7模壓接有限元模型

1.2 模型參數(shù)設(shè)置

材料屬性設(shè)置方面，NY630–45耐張線夾的鋼錨部分采用的材料為Q235A，鋁管采用的材料為1050A。通過拉伸實驗測量鋼芯鋁絞線部分的鋼芯與鋁絞線的材料屬性參數(shù)如表1所示。鋼芯的力學(xué)性能滿足GB/T 3428—2012《架空絞線用鍍鋅鋼線》[12]的要求，鋁絞線的力學(xué)性能滿足GB/T 3955— 2009《電工圓鋁線》[13]的要求。

表1 模型材料屬性參數(shù)

Tab.1 Model material attribute parameters

邊界條件設(shè)置方面，為了保證有限元壓接模型與現(xiàn)場的壓接工況相同，設(shè)置鋼錨一端在壓接過程中保持不動，鋼芯鋁絞線在壓接過程中不發(fā)生明顯轉(zhuǎn)動。

載荷加載設(shè)置方面，首先將壓接模具設(shè)置為剛體，通過控制剛體耦合點(diǎn)的位移來控制模具的運(yùn)動，根據(jù)《大截面導(dǎo)線壓接工藝導(dǎo)則》要求，在1次壓接的過程中，首先要對上下模施加相對位移至合模，而后進(jìn)入保壓階段，保持模具3 s不動，最后進(jìn)入壓力釋放階段，即對模具施加相反的位移，使模具抬起。

網(wǎng)格劃分方面，為了使計算精度更高、模型計算更容易收斂，在對復(fù)雜部件拆分后，采用八節(jié)點(diǎn)六面體（C3D8R）單元網(wǎng)格進(jìn)行劃分[14]。在網(wǎng)格密度的選擇上，因鋼芯鋁絞線為主要受力分析部件，所以可以適當(dāng)提高其網(wǎng)格密度，進(jìn)一步保證計算精確性。

1.3 建模理論

文中采用了一種等效摩擦因數(shù)的計算方法[15]。在模型中，除了等效摩擦力的參數(shù)未知，其余的參數(shù)都是已知，在一個參數(shù)未知的情況下可以根據(jù)結(jié)果來反推已知參數(shù)，過程如下：給定未知參數(shù)一個數(shù)值，將計算得到的結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)相比較，通過改變參數(shù)擬合計算與實驗結(jié)果，得到與實驗結(jié)果誤差最小的一組，給定的數(shù)值即為所求，文中選取的摩擦因數(shù)為1.4。

文中對壓接過后的鋼芯鋁絞線末端進(jìn)行拉伸實驗，獲得鋼芯鋁絞線末端的位移–載荷曲線，與有限元模型拉伸后的鋼芯鋁絞線的位移–載荷曲線進(jìn)行對比，取曲線擬合效果最好的一條，其中的摩擦因數(shù)即為等效摩擦因數(shù)，文中的摩擦因數(shù)最終選取為1.4，后文的實驗可以證明其精準(zhǔn)度。

小水電站、水庫分布廣，數(shù)量多，但水電站發(fā)電裝機(jī)、水庫庫容規(guī)模小，運(yùn)行管理機(jī)構(gòu)不健全，特別是農(nóng)村水電站地處偏遠(yuǎn)，交通不便，安全運(yùn)行管理不到位，勢必影響電站發(fā)電經(jīng)濟(jì)效益。為了解決這個問題，浙江省泰順縣水利局工作人員經(jīng)多年研究設(shè)計了一套水庫、水電站運(yùn)行數(shù)據(jù)監(jiān)測系統(tǒng)，安裝該系統(tǒng)后，電站業(yè)主或管理人員無論在辦公室、家里或出差在外，隨時都可以上網(wǎng)瀏覽查詢電站、水庫的一切資料和運(yùn)行數(shù)據(jù)，做到監(jiān)督、指導(dǎo)水庫、水電站運(yùn)行，達(dá)到電站運(yùn)行效益最大化。該水庫、電站運(yùn)行監(jiān)測系統(tǒng)具有工作可靠性強(qiáng)、設(shè)備投資省、運(yùn)行費(fèi)用低等特點(diǎn)，目前已獲得國家實用新型專利證書。

在模型的壓接過程中，ABAQUS只針對材料的彈性變形和塑性變形2個階段進(jìn)行計算。在彈性階段，材料的應(yīng)力主要由網(wǎng)格變形來計算，當(dāng)網(wǎng)格變形超過一定范圍后，材料變形將進(jìn)入塑性變形，此時材料的受力將由網(wǎng)格變形和荷載共同決定，隨著載荷的不斷增加，材料隨之到達(dá)強(qiáng)化階段。因此，確定鋼芯鋁絞線的本構(gòu)關(guān)系是有限元模擬的基礎(chǔ)，對模型的計算結(jié)果有重要影響。

文中選用Mises屈服準(zhǔn)則作為鋼芯鋁絞線進(jìn)入塑性階段的判據(jù)，即鋼芯鋁絞線的應(yīng)力值達(dá)到了屈服準(zhǔn)則的應(yīng)力值，則鋼芯鋁絞線進(jìn)入塑性變形階段，也稱達(dá)到了屈服條件。屈服應(yīng)力e的計算見式（1）—（2）[16]。

式中：1、2、3為主應(yīng)力；σ、σ、σ、τ、τ、τ為應(yīng)力分量。

隨著變形的進(jìn)一步增大，材料將進(jìn)入塑性變形的強(qiáng)化階段，強(qiáng)化準(zhǔn)則描述的是鋼芯鋁絞線的初始屈服隨其塑性應(yīng)變發(fā)展的規(guī)律。隨著鋼芯鋁絞線的塑性變形不斷增大，處在復(fù)雜應(yīng)力條件下的屈服面大小、中心形狀等會發(fā)生變化，所以要對其模型進(jìn)行調(diào)整，定義初始屈服條件為(σ)=0，則強(qiáng)化模型可以用式（3）表示。

式中：為應(yīng)力分量；(H)為強(qiáng)化函數(shù)；為硬化模量。H單調(diào)遞增，在塑性加載中值不斷增大。

2 鋼芯鋁絞線壓接變形有限元分析

2.1 國標(biāo)壓接模型計算與分析

由于鋼芯鋁絞線中的鋁絞線材質(zhì)偏軟而鋼芯較硬，所以在壓接過程中出現(xiàn)斷裂的部位通常為鋼芯。文中將鋼芯作為分析對象，嚴(yán)格按照國標(biāo)要求進(jìn)行壓制模擬與計算，分析5模壓接過程中鋼芯受力變形情況。

圖6為國標(biāo)壓接模型中整根鋼芯的等效塑性應(yīng)變云圖?？梢姡蜾X管端部拔梢的影響，1次壓接時鋁管變形體積較小，所以鋼芯應(yīng)變不明顯。隨著壓接次數(shù)的增加，鋼芯的最大應(yīng)變值逐漸增加，經(jīng)第3次壓接后，整根鋼芯的最大應(yīng)變值為3.215%，而后經(jīng)第4、5模壓接后的整根鋼芯最大應(yīng)變值仍為3.215%。這表明，第4模、第5模壓接位置的最大應(yīng)變值低于第3模壓接的最大應(yīng)變值，其中第5模壓接位置的應(yīng)變值降低至2%以下，如圖6e所示?？梢?，鋼芯的最大應(yīng)變?nèi)猿霈F(xiàn)在第3模的壓接位置，且該應(yīng)變值遠(yuǎn)低于鋼芯的斷裂應(yīng)變值5%，不足以迫使鋼芯發(fā)生斷裂。這說明按照國標(biāo)要求對耐張線夾進(jìn)行壓制，其鋼芯鋁絞線處于安全狀態(tài)。

2.2 模型驗證

對壓接后的耐張線夾–絞線進(jìn)行拉伸變形計算，模型輸出的載荷–滑移曲線能夠很好地反映其所受的軸向應(yīng)力與端部鋼芯鋁絞線滑移值之間的關(guān)系。通過將其與拉伸實驗曲線進(jìn)行對比，可驗證模型的精確性。

將NY630–45耐張線夾及相匹配的鋼芯鋁絞線按國標(biāo)的壓接方式進(jìn)行現(xiàn)場壓接，在鋁絞線壓接部分保證為5模壓接，鋼錨端為2模壓接，鋼芯鋁絞線的兩端進(jìn)行同樣的壓接工藝。壓接現(xiàn)場如圖7所示。

圖6 國標(biāo)5模壓接模型的鋼芯等效塑性應(yīng)變云圖

圖7 壓接現(xiàn)場

壓接完成后將導(dǎo)線兩端的耐張線夾鋼錨端掛在組合體拉伸實驗機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗，有限元模型中未設(shè)計斷裂時效，得到的載荷與位移曲線如圖8所示?？梢?，模型輸出的載荷–位移曲線在鋼芯斷裂前與實測的相吻合，證明了等效摩擦因數(shù)的選取及壓接過程計算的準(zhǔn)確性。

圖8 模型與實測的載荷–位移曲線

2.3 非標(biāo)鋁管壓接模型計算與分析

由于壓接現(xiàn)場采購的鋁管為非標(biāo)件，時常出現(xiàn)鋁管實際壓接長度比國標(biāo)要求的鋁管壓接長度大的情況，因此有必要分析鋁管非國標(biāo)壓接長度對鋼芯鋁絞線受力變形的影響。圖9為非國標(biāo)鋁管壓接模型（鋁管壓接長度為377 mm）壓接過后的鋼芯等效塑性應(yīng)變云圖?？梢?，隨著壓接次數(shù)的增加，鋼芯的應(yīng)變值也在不斷增大，經(jīng)7模壓接后，最大的應(yīng)變值出現(xiàn)在第6模壓接處。其中，最大應(yīng)變?yōu)?.962%，已接近鋼芯的斷裂應(yīng)變值（5%），鋼芯存在斷裂的風(fēng)險。

將該模型與國標(biāo)5模壓接模型比較，分析非國標(biāo)鋁管壓接長度對鋼芯受力變形的影響，結(jié)果如圖10所示?？梢?，非國標(biāo)鋁管壓接模型的最大應(yīng)變遠(yuǎn)大于國標(biāo)5模壓接模型的最大應(yīng)變。這是由于鋁管壓接長度的增加也提高了被壓接的絞線長度，導(dǎo)致壓接時鋁絞線與鋼芯之間的摩擦阻力增大，同時鋼芯鋁絞線的有效變形長度增加，變形堆積程度更大，因此在變形堆積和摩擦力的共同作用下，非國標(biāo)鋁管壓接模型的鋼芯塑性變形量更大。

圖10 2個壓接模型鋼芯的最大等效塑性應(yīng)變

2.4 標(biāo)準(zhǔn)鋁管7模壓接模型計算與分析

針對非國標(biāo)鋁管在壓接中出現(xiàn)斷裂的現(xiàn)象，采用定性分析的方法改進(jìn)壓接工藝，結(jié)合上節(jié)對鋼芯應(yīng)變大小的理論分析，將國標(biāo)5模壓接改為國標(biāo)長度下7模壓接建模計算，分析壓接次數(shù)對鋼芯鋁絞線受力變形的影響。

圖11為標(biāo)準(zhǔn)鋁管7模壓接模型中鋼芯的等效塑性應(yīng)變云圖?？梢姡S著壓接次數(shù)的增加，鋼芯的應(yīng)變值也不斷增大，經(jīng)7模壓接后，最大應(yīng)變出現(xiàn)在第6模處，其值為1.665%，遠(yuǎn)低于相同壓接長度下5模壓接模型的最大應(yīng)變值。

圖12為2個壓接模型在整個壓接過程中鋼芯最大等效塑性應(yīng)變?？梢?，隨著壓接次數(shù)的增加，2個模型的鋼芯最大應(yīng)變均先增后減。這是由于壓接過程中絞線與絞線之間的摩擦力會阻礙絞線的協(xié)調(diào)變形，增大了鋼芯的受力，迫使鋼芯的應(yīng)變不斷增大。隨著壓接次數(shù)的增加，絞線未被壓接的長度逐漸減少，由摩擦力造成的變形阻力逐漸減少，鋼芯的應(yīng)變也會相應(yīng)減小。因此，5模壓接的最大應(yīng)變出現(xiàn)在第3模壓接位置處，7模壓接的最大應(yīng)變出現(xiàn)在第6模壓接位置處。

需要指出的是，在相同壓接長度的情況下，增加壓接次數(shù)，等效于減少每次壓接時鋼芯鋁絞線的有效變形長度，即鋼芯鋁絞線的可變形體積減小，鋼芯的應(yīng)變在變形阻力減小的情況下相應(yīng)減小，因此7模壓接模型的最大塑性應(yīng)變值遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于5模壓接模型的最大塑性應(yīng)變值。

圖11 國標(biāo)鋁管7模壓接鋼芯的等效塑性應(yīng)變云圖

圖12 2個壓接模型鋼芯的最大等效塑性應(yīng)變

2.5 實驗驗證

通過現(xiàn)場壓接實驗，將出現(xiàn)壓接斷裂的非標(biāo)鋁管（377 mm）由原7模壓接改變?yōu)?模壓接，對壓接后試件進(jìn)行X射線透射，結(jié)果如圖13所示，鋼芯沒有發(fā)生斷裂。結(jié)果表明，增加壓接次數(shù)，可使鋼芯產(chǎn)生的塑性變形減小，驗證了模型計算的準(zhǔn)確性。因此，在進(jìn)行較長鋁管的壓接時，可以通過增加壓接次數(shù)的方法，使絞線的變形更均勻、充分，減少絞線的變形堆積，使鋼芯所受變形力降低，從而避免鋼芯發(fā)生斷裂。

圖13 非標(biāo)鋁管壓接透射圖

3 結(jié)論

1）在相同鋁管壓接長度下，對比分析不同模具壓接次數(shù)的鋼芯受力變形特征發(fā)現(xiàn)，隨著壓接次數(shù)的增加，鋼芯的最大等效塑性應(yīng)變都呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，鋼芯的總塑性應(yīng)變降低。

2）對比分析不同鋁管壓接長度的鋼芯受力變形特征發(fā)現(xiàn)，國標(biāo)鋁管長度壓接下的鋼芯最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.215%，低于鋼芯的斷裂應(yīng)變5%，不發(fā)生斷裂；而非國標(biāo)鋁管長度壓接下的鋼芯最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.962%，接近鋼芯的斷裂應(yīng)變，存在斷裂的風(fēng)險。這是由于非國標(biāo)鋁管長度的增加導(dǎo)致鋼芯在壓接時受到的摩擦阻力與變形堆積更大，最終使鋼芯承受更大的塑性應(yīng)變。

3）針對非國標(biāo)鋁管長度的壓接問題，可通過增加壓接次數(shù)的方法來減少鋼芯的塑性應(yīng)變，從而達(dá)到防止鋼芯斷裂的目的。

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Finite Element Analysis of Precision Crimping Forming of Aluminum Conductors Steel Reinforced (ACSR) for Transmission Line

LYU Dong-zea, LUO Wen-jiea, XIONG Jiea, ZHANG Sheng-huaa,b

(a. School of Resources, Environment and Materials; b. Guangxi Key Laboratory of Processing for Non-ferrous Metals and Featured Materials, Guangxi University, Nanning 530004, China)

In view of the fracture phenomenon of the ACSR in the crimping process, the crimping process is explored, the existing crimping process is optimized, and a more precise crimping method is formulated to prevent the occurrence of fracture defects. Using ABAQUS finite element simulation software, based on the elastic-plastic deformation theory, the finite element crimping model was established by the method of equivalent friction force,the accuracy of the model is verified by experiments, and the plastic deformation of the ACSR under different crimping lengths and crimping times is calculated. The results show that the maximum strain of steel core during national standard crimping is 3.215%, and the steel core will not break; the increase of crimping length leads to the increase of steel core strain to 4.962%, and the steel core has the risk of fracture; the increase of crimping times can reduce the strain of steel core to 1.665%. When the crimping length of the aluminum pipe increases, the serious deformation accumulation leads to the increase of steel core strain. Increasing the number of crimping times can reduce the deformation volume of the stranded conductor and the strain of the steel core. Therefore, when the crimping length of aluminum pipe is too long, the plastic strain of steel core can be reduced by increasing the crimping times, so as to prevent the fracture of steel core.

aluminum conductors steel reinforced (ACSR); finite element crimping model; precise crimping; fracture

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.05.012

TP391

A

1674-6457(2022)05-0075-08

2021–10–20

廣西科技基地和人才專項（桂科AD19245145）；廣西自然科學(xué)基金（2018GXNSFBA281106）

呂東澤（1996—），男，碩士生，主要研究方向為材料成型有限元模擬。

張盛華（1965—），男，博士，講師，主要研究方向為材料成型有限元分析。

責(zé)任編輯：蔣紅晨