基于接觸模型的球頭掛環(huán)仿真分析與優(yōu)化方法研究

劉小會，黃 飛，鄭佳艷，蔡萌琦，周曉慧

基于接觸模型的球頭掛環(huán)仿真分析與優(yōu)化方法研究

劉小會1,2，黃 飛2，鄭佳艷2，蔡萌琦3，周曉慧2

(1. 重慶交通大學(xué)省部共建山區(qū)橋梁及隧道工程國家重點實驗室，重慶 400074；2. 重慶交通大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400074；3. 成都大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院，四川 成都 610000)

球頭掛環(huán)作為輸電線路的關(guān)鍵部件，起到保證輸電線路安全運行的作用。為了對球頭掛環(huán)進行優(yōu)化研究，在順風(fēng)向水平力作用下，基于Abaqus有限元軟件對球頭掛環(huán)進行了非線性靜力仿真分析，通過建立2種不同型號的球頭掛環(huán)接觸模型，設(shè)置不同的網(wǎng)格密度、接觸面寬度，接觸類型采用面-面接觸，討論了球頭掛環(huán)尺寸、網(wǎng)格密度和接觸面寬度對最大應(yīng)力的影響規(guī)律。計算結(jié)果表明，2種型號球頭掛環(huán)在不同網(wǎng)格密度下的接觸寬度與最大應(yīng)力變化規(guī)律基本相同，最大應(yīng)力值隨著接觸面寬度的增大而逐漸減小，可分為急速下降區(qū)、緩慢下降區(qū)、平穩(wěn)區(qū)3個階段。平穩(wěn)區(qū)的最大應(yīng)力及波動幅度均較小，可作為理想的球頭掛環(huán)接觸面寬度，其可為今后球頭掛環(huán)的優(yōu)化設(shè)計提供理論指導(dǎo)依據(jù)。

接觸模型；球頭掛環(huán)；接觸面寬度；最大應(yīng)力；有限元分析

隨著高壓輸電線路的發(fā)展，輸電塔及輸電導(dǎo)線數(shù)量不斷增加，跨度越來越大，在惡劣的自然環(huán)境下，連接金具受到的影響也愈加明顯。連接金具作為輸電線路的重要環(huán)節(jié)，起到保障高壓輸電線路穩(wěn)定運行的作用，對其進行優(yōu)化分析，可有效提高安全性及經(jīng)濟效益[1]。連接金具的整體模型非常復(fù)雜，各部件之間的接觸問題是一種高度非線性問題，計算時不僅需要大量的計算資源，還易出現(xiàn)不收斂的情況[2]。球頭掛環(huán)是連接絕緣子與輸電塔的關(guān)鍵部件，其連接的可靠程度關(guān)系到輸電線路的安全[3]，為了更加有效地進行計算，正確建立球頭掛環(huán)與連接部件之間的接觸關(guān)系非常重要。文獻[4]指出，早在1882年，Herz就對彈性體的接觸問題進行了系統(tǒng)研究，并提出了經(jīng)典的Herz接觸理論；馮偉等[5]以球體靜態(tài)接觸為對象，采用點-面接觸分析，將有限元分析計算結(jié)果與推導(dǎo)計算的解進行比較，論證了有限元分析軟件在求解實體表面接觸問題中的可靠性；鞠彥忠等[6]采用增量有限元法分析了安全銷上的接觸應(yīng)力，得到了塔線分離的安全尺寸；陳為平等[7]基于滾動接觸理論，提出了一種具有分形特征表面的單顆磨粒與光學(xué)元件雙粗糙面間的摩擦、磨損接觸模型，并運用有限元仿真分析微觀動態(tài)滾動的接觸過程；馮偉等[8]利用表面輪廓曲線高度近似服從高斯分布這一統(tǒng)計學(xué)特點，分別用Matlab和Ansys建立了表面形貌的三維仿真模型，并用赫茲接觸模型計算了不同載荷下的接觸應(yīng)力在表面的分布情況；郭偉杰等[9]借助有限元理論，分別計算2種輪徑在不同軸重以及不同橫移量下的輪軌接觸應(yīng)力變化情況，得到了改善輪軌受力狀態(tài)的方法；李建勇等[10]研究了砂帶表面磨粒與工件表面接觸區(qū)域和接觸應(yīng)力的分布規(guī)律，通過有限元仿真對不同打磨壓力下的接觸應(yīng)力、接觸面積和壓入深度進行了分析和模型驗證；林雙平等[11]通過宏觀斷口特征、微觀斷口、化學(xué)成分、力學(xué)性能和顯微組織等對球頭掛環(huán)進行了斷裂原因分析，并提出了減少球頭掛環(huán)發(fā)生疲勞斷裂失效的有效措施；謝占山等[3]對QP-16型球頭掛環(huán)進行了疲勞壽命試驗研究，結(jié)合實驗數(shù)據(jù)與數(shù)值仿真分析，完成了球頭掛環(huán)的壽命評估。

目前，有不少專家、學(xué)者對于球頭掛環(huán)失效問題進行了研究，且大多基于工程實際或結(jié)合實驗進行分析，通過接觸方法分析球頭掛環(huán)接觸面應(yīng)力的研究還很少，實際上受自然風(fēng)的影響，球頭掛環(huán)和螺栓接觸面磨損嚴重(圖1)，因此研究接觸表面接觸特性(如接觸應(yīng)力、接觸變形、接觸面積)很有必要[12-13]。由于球頭掛環(huán)表面磨損影響因素較多，難以通過實時監(jiān)測的手段來觀察表面形貌的變化，現(xiàn)對表面形貌的研究多采用模擬仿真的手段[14]。本文通過Abaqus有限元軟件，建立了2種不同型號的球頭掛環(huán)接觸模型，討論了順風(fēng)向水平力作用下，球頭掛環(huán)尺寸、網(wǎng)格密度和接觸面寬度對最大應(yīng)力的影響規(guī)律。通過對比2種接觸模型的計算結(jié)果，以期得到更為合理的接觸寬度，進而為連接金具的結(jié)構(gòu)設(shè)計提供更加科學(xué)的理論指導(dǎo)[15]，保障高壓輸電線路的安全運行。

圖1 球頭掛環(huán)、螺栓不同程度磨損

1 風(fēng)荷載模擬

本文以220 kV辛安-肖城ΙΙ回線路為工程背景，選取N67~N69鐵塔為研究路段，鐵塔高均為42 m，鐵塔N67~N68、N68~N69檔距分別為342 m和286 m。線路選用GB/T 1179-2008中JK/G1A- 400/35的鋼芯鋁絞線，外徑26.80 mm，導(dǎo)線單位長度自重1.347 5 kg/m，每相導(dǎo)線雙分裂。地面粗糙類別為B，根據(jù)氣象條件，該路段基本風(fēng)速為27 m/s。根據(jù)《GB50545-2010 110~750 kV架空輸電線路設(shè)計規(guī)范》，導(dǎo)線水平風(fēng)荷載標準值為

其中，根據(jù)線路設(shè)計基本風(fēng)速27 m/s (高：10 m)，風(fēng)壓不均勻系數(shù)取值為0.75；0為垂直于導(dǎo)線方向的水平風(fēng)荷載標準值，0=272/1600=0.455625 (kN/m2)；μ為風(fēng)壓高度變化系數(shù)，按照線性差值取1.582；μ為導(dǎo)線的體型系數(shù)，本線路導(dǎo)線覆冰為5 mm，故取值為1.2；β為500 kV和750 kV線路導(dǎo)線風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù)，本線路為220 kV，故取為1.0；為導(dǎo)線外徑26.80 mm；L為桿塔水平檔距，L=(342+286)/2=314 (m)；為覆冰時風(fēng)荷載增大系數(shù)，5 mm冰區(qū)取1.1；為風(fēng)向與導(dǎo)線或地線方向之夾角，以最不利情況取90°。故

根據(jù)導(dǎo)線及線路金具相關(guān)參數(shù)，換算成自重荷載為10.031 4 kN，且不考慮順導(dǎo)線方向的風(fēng)力作用。故將導(dǎo)線水平風(fēng)荷載及自重荷載轉(zhuǎn)換為作用于球頭掛環(huán)上的力，即：F=6.005 kN，F=–10.0314 kN，F=0 kN。

2 有限元模型分析

2.1 實體模型建立

本次研究的各金具部件運用于直線塔，為了反應(yīng)金具實際的受力情況，根據(jù)《國家電網(wǎng)公司輸變電工程通用設(shè)計110、220 kV輸電線路金具圖冊》中ZBS掛板、QP型球頭掛環(huán)、螺栓的二維圖紙及相關(guān)參數(shù)(表1，2)，繪制出三維實體模型(圖2，3)?？紤]到球頭掛環(huán)腳端網(wǎng)格精度問題，且腳端形狀不影響球頭掛環(huán)模型接觸面受力，故對球頭掛環(huán)腳端進行了適當(dāng)簡化。

根據(jù)實際位置情況，對實體構(gòu)件進行約束裝配，裝配模型1的部件為：QP1660球頭掛環(huán)、螺栓、ZBS掛板；裝配模型2的部件為：QP2180球頭掛環(huán)、螺栓、ZBS掛板。

表1 QP型球頭掛環(huán)主要參數(shù)

表2 ZBS掛板主要參數(shù)

圖2 ZBS掛板、螺栓實體模型

2.2 材料特性

本文中輸電線路連接金具模型選用35號鋼、35CrMo合金鋼2種型號。在Abaqus中屬性模塊定義了材料的基本屬性，見表3。

2.3 定義接觸

對于ZBS掛板和螺栓之間的連接關(guān)系，在螺栓的中心位置建立2個參考點，通過Coupling對2個部件進行耦合約束(圖4)，根據(jù)實際情況，創(chuàng)建連接類型為“鉸”的連接截面，將耦合的2個參考點建立線條特征Wire，賦予其連接屬性?？紤]球頭掛環(huán)和螺栓之間的連接關(guān)系，分別設(shè)置不同的球頭掛環(huán)與螺栓接觸面寬度，接觸面類型采用面-面接觸，主表面為螺桿外表面，從表面為球頭掛環(huán)內(nèi)表面，如圖5所示。

圖3 QP1660、QP2180球頭掛環(huán)實體模型

表3 材料參數(shù)

圖4 參考點與部件耦合約束

圖5 螺栓與球頭掛環(huán)面-面接觸

模型1和2的接觸面寬度分別設(shè)置為：2，4，6，8，9，10，11，12 mm，將不同接觸寬度的球頭掛環(huán)從中部位置切開后，掛環(huán)內(nèi)表面示意圖如圖6所示。

圖6 不同接觸寬度的球頭掛環(huán)

2.4 網(wǎng)格劃分

對于有限元實體模型，分別利用有限元工具欄的分區(qū)功能，將部件模型按照拆分幾何元素的方式進行合理拆分(圖7)，使復(fù)雜的部件分解為若干規(guī)則的幾何體。指派部件網(wǎng)格單元屬性為六面體形狀，單元類型為C3D8R，考慮到精度問題，網(wǎng)格近似全局尺寸分別設(shè)置為5，4，3和1 mm (在螺栓和球頭掛環(huán)接觸面設(shè)置網(wǎng)格密度為1 mm，其余面網(wǎng)格密度設(shè)置為4 mm)，采用Abaqus的自動劃分網(wǎng)格功能，實現(xiàn)部件的六面體網(wǎng)格劃分[16]，網(wǎng)格模型如圖8所示。

2.5 邊界條件及載荷

為有效模擬球頭掛環(huán)的實際受力情況，分別對模型1和2在順風(fēng)向水平力作用下設(shè)置邊界條件及載荷，因2種模型工況相同，故均采用自重荷載與順方向風(fēng)力組合作用。

圖7 拆分前后對比圖

圖8 1mm密度網(wǎng)格模型

對模型1和2的ZBS掛板頂端中間位置建立一個參考點，通過Coupling將參考點和掛板頂面建立耦合連接關(guān)系，ZBS掛板頂端采取固定約束，即限制參考點6個方向的自由度；對耦合連接處的參考點及球頭掛環(huán)與螺栓的接觸面均約束方向的平動和，，方向的轉(zhuǎn)動，釋放2個方向的自由度；在球頭掛環(huán)的底端中間位置建立一個參考點，通過Coupling將參考點與球頭掛環(huán)底端表面建立耦合關(guān)系，對參考點施加方向的自重荷載及方向的風(fēng)荷載，和方向的荷載分別為：6.00 5 kN和10.031 4 kN。如圖9所示。

圖9 模型1邊界條件及載荷

3 計算結(jié)果分析

3.1 模型1計算結(jié)果

模型分為2個分析步，在分析步1施加豎直方向的荷載為10.031 4 kN，在分析步2施加方向的荷載為6.005 0 kN，計算后整體模型應(yīng)力云圖如圖10所示。

圖10 模型1應(yīng)力云圖(9 mm接觸寬度；3 mm網(wǎng)格密度)

模型1在設(shè)置不同網(wǎng)格密度后，球頭掛環(huán)最大應(yīng)力與接觸寬度的計算結(jié)果如圖11~14所示。

圖11 接觸寬度與最大應(yīng)力關(guān)系圖(1 mm網(wǎng)格密度)

圖12 接觸寬度與最大應(yīng)力關(guān)系圖(3 mm網(wǎng)格密度)

圖13 接觸寬度與最大應(yīng)力關(guān)系圖(4 mm網(wǎng)格密度)

根據(jù)模型1的計算結(jié)果，通過采用面-面接觸，接觸寬度為2~10 mm的球頭掛環(huán)，最大應(yīng)力均發(fā)生在掛環(huán)內(nèi)表面頂端，當(dāng)接觸寬度繼續(xù)增大，最大應(yīng)力的位置發(fā)生較大改變(圖15和圖16)，分析其原因為接觸面寬度增大到一定程度后，球頭掛環(huán)直徑變小，發(fā)生了應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖14 接觸寬度與最大應(yīng)力關(guān)系圖(5 mm網(wǎng)格密度)

觀察4種網(wǎng)格密度的接觸寬度與最大應(yīng)力關(guān)系圖，可以看出分別設(shè)置5，4，3和1 mm的網(wǎng)格密度后，隨著接觸寬度不斷增加，在2~4 mm區(qū)間，球頭掛環(huán)最大應(yīng)力值急劇下降；在4~8 mm區(qū)間，球頭掛環(huán)最大應(yīng)力值仍在減少，但下降趨勢明顯變緩；在8~11 mm區(qū)間，球頭掛環(huán)最大應(yīng)力有所波動，但幅度不大。整體來看，隨著球頭掛環(huán)與螺栓的接觸寬度不斷增加，球頭掛的最大應(yīng)力值呈不斷減小的趨勢，較為理想的球頭掛環(huán)接觸面寬度為8~11 mm。

圖15 球頭掛環(huán)最大應(yīng)力位置圖(9 mm接觸寬度；3 mm網(wǎng)格密度)

圖16 球頭掛環(huán)最大應(yīng)力位置圖(12 mm接觸寬度；3 mm網(wǎng)格密度)

3.2 模型2計算結(jié)果

模型2分為2個分析步，同樣在分析步1施加豎直方向的荷載為10.031 4 kN，在分析步2施加方向的荷載為6.005 kN，設(shè)置不同網(wǎng)格密度后，球頭掛環(huán)應(yīng)力與接觸面寬度的計算結(jié)果如圖17~20所示。

圖17 接觸寬度與最大應(yīng)力關(guān)系圖(1 mm網(wǎng)格密度)

由模型2的計算結(jié)果可知，在順風(fēng)向水平力作用下，當(dāng)球頭掛環(huán)接觸寬度在2~12 mm區(qū)間內(nèi)，最大應(yīng)力均發(fā)生在球頭掛環(huán)內(nèi)表面頂端(圖21)，具體位置隨著寬度增加有微小變化。

分析球頭掛環(huán)接觸寬度與最大應(yīng)力的關(guān)系，整體來看，最大應(yīng)力值的變化大致分為3個階段，第1階段的接觸寬度在2~4 mm區(qū)間，球頭掛環(huán)最大應(yīng)力值下降幅度較大；第2階段在4~9 mm區(qū)間，最大應(yīng)力值仍在下降，但下降趨勢明顯變緩；第3階段在9~12 mm區(qū)間，最大應(yīng)力值的波動較小，趨于平緩，此階段為理想的球頭掛環(huán)接觸面寬度。

圖18 接觸寬度與最大應(yīng)力關(guān)系圖(3 mm網(wǎng)格密度)

圖19 接觸寬度與最大應(yīng)力關(guān)系圖(4 mm網(wǎng)格密度)

圖20 接觸寬度與最大應(yīng)力關(guān)系圖(5 mm網(wǎng)格密度)

3.3 網(wǎng)格劃分的影響

模型1和2部件分別設(shè)置5，4，3和1 mm網(wǎng)格密度后，計算得出的結(jié)果對比如圖22~23所示。

圖21 球頭掛環(huán)最大應(yīng)力位置圖(10 mm接觸寬度；1 mm網(wǎng)格密度)

圖22 模型1不同網(wǎng)格密度計算結(jié)果對比圖

圖23 模型2不同網(wǎng)格密度計算結(jié)果對比圖

分析2種模型不同網(wǎng)格密度計算結(jié)果對比圖可知，當(dāng)網(wǎng)格密度從3 mm增加到5 mm，接觸寬度在2~9 mm區(qū)間，最大應(yīng)力值不斷減小，網(wǎng)格密度對接觸面最大應(yīng)力的影響較大；接觸寬度在9~12 mm區(qū)間，最大應(yīng)力值隨著網(wǎng)格密度的增加發(fā)生微小變化，這一階段最大應(yīng)力變化趨勢較為平緩，網(wǎng)格密度對接觸面最大應(yīng)力的影響較小。當(dāng)球頭掛環(huán)與螺栓接觸面網(wǎng)格密度設(shè)置為1 mm時，各接觸寬度最大應(yīng)力值明顯大于其余3種網(wǎng)格密度?？傊?，網(wǎng)格密度對最大應(yīng)力值的影響較大，部件網(wǎng)格密度越精確，計算所得最大應(yīng)力值越大。4種網(wǎng)格密度模型的球頭掛環(huán)接觸寬度與最大應(yīng)力變化趨勢一致，理想球頭掛環(huán)接觸寬度滿足網(wǎng)格密度的適用性。

3.4 2種模型對比分析

建立2種模型寬度與直徑的比值和最大應(yīng)力的關(guān)系，如圖24~27所示。

圖24 模型1和2寬度直徑比與最大應(yīng)力關(guān)系圖(1 mm網(wǎng)格密度)

圖25 模型1和2寬度直徑比與最大應(yīng)力關(guān)系圖(3 mm網(wǎng)格密度)

從2種模型計算的結(jié)果來看，當(dāng)設(shè)置網(wǎng)格密度分別為5，4，3和1 mm時，在接觸寬度較小時，球頭掛環(huán)尺寸對最大應(yīng)力值的影響較大；接觸寬度增加到一定程度后，2種模型的最大應(yīng)力值趨于穩(wěn)定，且差值很小，球頭掛環(huán)尺寸對最大應(yīng)力值的影響較小。2種模型最大應(yīng)力與接觸寬度的關(guān)系大致分為3個階段，第1階段為急劇下降區(qū)，發(fā)生在接觸寬度較小的范圍，即2~4 mm之間，此區(qū)間隨著接觸寬度的增加，最大應(yīng)力值下降幅度較大；第2階段為緩慢下降區(qū)，此階段最大應(yīng)力值仍在減小，但下降趨勢明顯變緩；第3階段為平穩(wěn)區(qū)，也是較為理想的球頭掛環(huán)接觸面寬度，此階段最大應(yīng)力值及波動范圍均較小。2種模型球頭掛環(huán)接觸寬度與最大應(yīng)力的變化規(guī)律基本相同，理想球頭掛環(huán)接觸寬度滿足球頭掛環(huán)尺寸的適用性。模型1的平穩(wěn)區(qū)在8~11 mm區(qū)間，模型2的平穩(wěn)區(qū)在9~12 mm區(qū)間，故可取公共區(qū)間9~11 mm作為理想的球頭掛環(huán)接觸面寬度。

圖26 模型1和2寬度直徑比與最大應(yīng)力關(guān)系圖(4 mm網(wǎng)格密度)

圖27 模型1和2寬度直徑比與最大應(yīng)力關(guān)系圖(5 mm網(wǎng)格密度)

由此可知，在高壓輸電線路運營過程中，當(dāng)受到自重荷載及順風(fēng)向水平荷載作用時，在一定范圍內(nèi)，球頭掛環(huán)與螺栓的接觸面寬度越大，球頭掛環(huán)內(nèi)表面所受到的最大應(yīng)力越小。在進行球頭掛環(huán)的結(jié)構(gòu)設(shè)計時，可將接觸面寬度設(shè)置在9~11 mm之間，以此減小球頭掛環(huán)在使用時所受的最大應(yīng)力，保障高壓輸電線路的正常運行。

4 結(jié)束語

本文通過Abaqus軟件對球頭掛環(huán)與螺栓的接觸面問題進行了非線性靜力仿真分析，在順風(fēng)向水平力作用下，建立2種不同型號球頭掛環(huán)與螺栓接觸模型，分別設(shè)置不同的網(wǎng)格密度和球頭掛環(huán)接觸寬度，研究球頭掛環(huán)尺寸、網(wǎng)格密度和接觸面寬度對最大應(yīng)力的影響規(guī)律，以期得到更為合理的接觸寬度。通過對比2種接觸模型的結(jié)果，得到了以下結(jié)論：

(1) 模型1的球頭掛環(huán)接觸面寬度在2~10 mm區(qū)間時，球頭掛環(huán)的最大應(yīng)力發(fā)生在掛環(huán)內(nèi)表面頂端，當(dāng)接觸面寬度繼續(xù)增大，最大應(yīng)力位置發(fā)生了較大改變，其原因為球頭掛環(huán)直徑變小，發(fā)生了應(yīng)力集中現(xiàn)象；模型2的最大應(yīng)力始終發(fā)生在掛環(huán)內(nèi)表面頂端，具體位置隨著接觸面寬度的改變有微小變化。

(2) 設(shè)置4種網(wǎng)格密度計算后，2種模型的接觸寬度與最大應(yīng)力值變化規(guī)律基本相同。從整體來看，最大應(yīng)力值隨著接觸寬度的增加呈不斷減小的趨勢，大致可分為，急劇下降區(qū)、緩慢下降區(qū)、平穩(wěn)區(qū)3個階段。平穩(wěn)區(qū)的最大應(yīng)力值及波動范圍均較小，模型1的平穩(wěn)區(qū)為8~11 mm，模型2為9~12 mm，可取公共區(qū)間9~11 mm作為理想的球頭掛環(huán)接觸寬度。

(3) 同一模型中，網(wǎng)格密度對最大應(yīng)力值的影響較大，部件網(wǎng)格密度越精確，計算所得最大應(yīng)力值越大。4種網(wǎng)格密度模型的球頭掛環(huán)接觸寬度與最大應(yīng)力變化趨勢一致，理想球頭掛環(huán)接觸寬度滿足網(wǎng)格密度的適用性。

(4) 2種模型設(shè)置相同的網(wǎng)格密度時，接觸寬度較小時，球頭掛環(huán)尺寸對最大應(yīng)力值的影響較大；接觸寬度增加到一定程度后，2種模型的最大應(yīng)力值趨于穩(wěn)定，且差值很小，球頭掛環(huán)尺寸對最大應(yīng)力值的影響較小。2種不同尺寸模型的球頭掛環(huán)接觸寬度與最大應(yīng)力的變化規(guī)律基本相同，理想球頭掛環(huán)接觸寬度滿足尺寸的適用性。

(5) 基于Abaqus軟件計算分析的結(jié)果，可對現(xiàn)有的QP型球頭掛環(huán)進行適當(dāng)改進，將接觸面寬度設(shè)置在9~11 mm，以減小在荷載作用下球頭掛環(huán)所受到的最大應(yīng)力，減少在惡劣的自然環(huán)境下，球頭掛環(huán)可能發(fā)生的脆性破壞，確保整體輸電線路的安全有效運行。

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Research on simulation analysis and optimization method of ball head hanging ring based on contact model

LIU Xiao-hui1,2, HUANG Fei2, ZHENG Jia-yan2, CAI Meng-qi3, ZHOU Xiao-hui2

(1. State Key Laboratory of Bridge and Tunnel Engineering in Mountain Areas, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, China; 2. College of Civil Engineering, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, China; 3.College of Architecture and Civil Engineering, Chengdu University, Chengdu Sichuan 610000, China)

As a key component of the transmission line, the ball head hanging ring has great effects on the safety of transmission. In order to optimize the ball head hanging ring, under the action of the horizontal force along the wind direction, the nonlinear static simulation analysis of the ball head hanging ring was simulated through the finite element analysis, using the commercial software Abaqus. Two contact models for ball head hanging rings of different sizes, different grid densities, and different contact surface widths were established, with the contact type being face-to-face. The rules of influences of ring size, grid density and contact surface width on the maximum stress were discussed. According to the results, in the cases of different grid densities, the contact width and maximum stress of the two types of ball head hanging rings are almost the same. As the contact width increases, the maximum stress tends to decrease, which can be roughly divided into the rapid descent area, slow descent area, and stable area. In the stable area, the maximum stress and fluctuation range are small, which can be used as the ideal contact width of the ball head hanging ring, thus providing theoretical guidance for the optimal design of ball head hanging rings in the future.

contact model; ball head hanging ring; width of contact surface; maximum stress; finite element analysis

TM 754

10.11996/JG.j.2095-302X.2020040677

A

2095-302X(2020)04-0677-10

2020-01-19；

2020-05-01

1 May，2020

19 January，2020；

國家自然科學(xué)基金項目(51277186，51507106，51308570)；重慶市科委基礎(chǔ)與前沿項目(Cstc2017jcyjAX0246)

National Natural Science Foundation of China (51277186, 51507106, 51308570);Basic and Frontier Projects of ChongqingScience and Technology Commission (Cstc2017jcyjAX0246)

劉小會(1981-)，男，內(nèi)蒙古包頭人，副教授，博士。主要研究方向為輸電線結(jié)構(gòu)動力學(xué)分析。E-mail：cqdxlxh@126.com。

LIU Xiao-hui (1981-), male, associate professor, Ph.D. His main research interests cover dynamic analysis of transmission line structure. E-mail：cqdxlxh@126.com.