輸電線脫冰過程中耐張串金具的受力仿真分析

李 春，劉小會(huì),2，黃 睿，葉中飛，伍 川，張 博

輸電線脫冰過程中耐張串金具的受力仿真分析

李 春1，劉小會(huì)1,2，黃 睿1，葉中飛3，伍 川3，張 博3

(1. 重慶交通大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400074； 2. 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(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400074； 3. 國網(wǎng)河南省電力公司電力科學(xué)研究院輸電線路舞動(dòng)防治技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河南 鄭州 450052)

針對(duì)脫冰過程中導(dǎo)線張力對(duì)輸電線連接金具的破壞作用，運(yùn)用ABAQUS軟件分別建立特高壓輸電線路的導(dǎo)線模型和耐張串連接金具的整體模型。然后基于改變密度法模擬均勻覆冰的六分裂導(dǎo)線和覆冰脫落過程，研究不同步脫冰時(shí)各子導(dǎo)線的動(dòng)態(tài)張力和導(dǎo)線束扭轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律，結(jié)果表明未脫冰子導(dǎo)線的動(dòng)態(tài)最大張力大于導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力，導(dǎo)線動(dòng)張力與導(dǎo)線束的轉(zhuǎn)角大體呈負(fù)相關(guān)關(guān)系。最后選取導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力和脫冰引起的導(dǎo)線最大動(dòng)張力、最小動(dòng)張力、穩(wěn)態(tài)張力分別施加到耐張串金具模型上進(jìn)行有限元分析，發(fā)現(xiàn)耐張串各連接金具的應(yīng)力與導(dǎo)線張力的相關(guān)關(guān)系不一致；對(duì)應(yīng)力較大和存在形狀突變的金具進(jìn)行單獨(dú)分析，判斷其相應(yīng)的破壞模式，為線路金具設(shè)計(jì)及優(yōu)化提供了參考。

ABAQUS；六分裂導(dǎo)線；不同步脫冰；耐張串金具；應(yīng)力

近年來，我國輸電線路冰害事故時(shí)有發(fā)生，使得人們極其關(guān)注輸電線路的安全性能[1-3]。導(dǎo)線覆冰及覆冰脫落會(huì)引起導(dǎo)線張力的急劇變化，嚴(yán)重時(shí)會(huì)損壞輸電線連接金具。目前部分國內(nèi)外學(xué)者采用靜荷載模擬試驗(yàn)[4-7]，研究覆冰脫落后導(dǎo)線的跳躍高度及張力變化；也有學(xué)者利用ADINA，ANSYS和ABAQUS等有限元軟件對(duì)導(dǎo)線覆冰脫落進(jìn)行數(shù)值模擬[8-12]，詳細(xì)研究檔距、高差等線路參數(shù)及覆冰厚度、脫冰位置、不同步脫冰模式對(duì)脫冰導(dǎo)線跳躍幅度和張力的影響。目前對(duì)脫冰載荷作用下連接金具的應(yīng)力研究較少，僅有部分學(xué)者對(duì)連接金具進(jìn)行了局部分析。PRENLELOUP等[13]對(duì)絕緣子的損傷過程進(jìn)行了試驗(yàn)研究，指出了應(yīng)力的集中位置及損傷機(jī)制。蔡猛昌[14]對(duì)碗頭掛板進(jìn)行實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬，對(duì)其進(jìn)行了設(shè)計(jì)改進(jìn)。還有一些學(xué)者對(duì)U型掛環(huán)、絕緣子、球頭掛環(huán)及間隔棒進(jìn)行了研究[15-20]，為金具設(shè)計(jì)做出了貢獻(xiàn)。這些學(xué)者大多是對(duì)單個(gè)或幾個(gè)典型零件進(jìn)行試驗(yàn)或數(shù)值模擬，判斷零件的危險(xiǎn)位置。

本文利用ABAQUS軟件分別建立導(dǎo)線脫冰模型和耐張串金具整體模型。首先，驗(yàn)證導(dǎo)線脫冰模擬的準(zhǔn)確性。然后，研究六分裂導(dǎo)線發(fā)生不同步脫冰時(shí)各子導(dǎo)線的張力情況和導(dǎo)線束扭轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律。最后，選取不同時(shí)刻子導(dǎo)線的張力加載到耐張串金具的有限元模型上，計(jì)算分析耐張串金具在導(dǎo)線脫冰過程中的應(yīng)力及其分布情況。

1 輸電線脫冰模擬分析

1.1 輸電線覆冰脫落的模擬方法

模擬導(dǎo)線脫冰試驗(yàn)中，要實(shí)現(xiàn)導(dǎo)線均勻覆冰且覆冰同時(shí)脫落極難實(shí)現(xiàn)，很多學(xué)者[4-7]都采用懸掛若干集中載荷的方法來模擬導(dǎo)線覆冰，再以某種方法撤去集中載荷來實(shí)現(xiàn)覆冰脫落。本文利用Python語言在ABAQUS中建立拋物線形的導(dǎo)線脫冰模型，模擬導(dǎo)線均勻覆冰及覆冰同時(shí)脫落?？紤]到輸電導(dǎo)線是典型的懸索結(jié)構(gòu)，具備受拉不受壓的力學(xué)特性，對(duì)其采用三維桁架單元(T3D2)。

設(shè)計(jì)均勻覆冰導(dǎo)線的覆冰靜荷載，采用改變密度法[12]來實(shí)現(xiàn)，即：讓覆冰導(dǎo)線的慣性加速度為(9.8 m/s2)，為確保覆冰導(dǎo)線在任意位置的慣性力均等于“導(dǎo)線自重+覆冰荷載”，賦予未脫落檔覆冰導(dǎo)線等效密度為

其中，1為單位長度導(dǎo)線質(zhì)量(kg/m)；2為單位長度導(dǎo)線覆冰重量(kg/m)；為導(dǎo)線的橫截面積。

均勻覆冰導(dǎo)線的脫冰荷載，將其視為體積力，通過改變輸電線覆冰脫落前后的慣性加速度來實(shí)現(xiàn)覆冰脫落[12]，即：分別賦予脫落檔覆冰導(dǎo)線脫冰前后的慣性加速度為?和(9.8 m/s2)。為了不改變脫冰前覆冰導(dǎo)線的慣性力，賦予脫落檔覆冰導(dǎo)線等效密度為

其中，1，2和的含義同式(1)；為脫冰檔導(dǎo)線的脫冰率。

導(dǎo)線的單位長度覆冰質(zhì)量可根據(jù)覆冰厚度及導(dǎo)線的物理參數(shù)計(jì)算得到，計(jì)算式[12]如下

其中，為覆冰厚度(mm)；為輸電線外徑(mm)；ρ為冰的密度900 kg/m3；單位長度覆冰質(zhì)量。

為驗(yàn)證本文導(dǎo)線脫冰模型的正確性，本文對(duì)文獻(xiàn)[7]中的孤立檔100%脫冰工況進(jìn)行了計(jì)算。圖1和表1為本文與文獻(xiàn)[7]中孤立檔跨中導(dǎo)線動(dòng)張力的比較，可見三者的波動(dòng)情況基本一致。考慮到文獻(xiàn)[7]中客觀存在的試驗(yàn)條件和測(cè)量誤差，以及拋物線形與懸鏈線形導(dǎo)線模型的差異，表1中的誤差比較理想。因此可以認(rèn)為，本文的拋物線形導(dǎo)線模型和模擬方法是可行的。

圖1 本文與文獻(xiàn)[7]脫冰響應(yīng)時(shí)程曲線對(duì)比

表1 本文與文獻(xiàn)[7]的導(dǎo)線動(dòng)張力結(jié)果對(duì)比

(注：表中誤差1=(|本文仿真值?文獻(xiàn)試驗(yàn)值|/文獻(xiàn)試驗(yàn)值)×100%；誤差2=(|本文仿真值?文獻(xiàn)仿真值| /文獻(xiàn)仿真值)×100%)

1.2 六分裂導(dǎo)線-間隔棒有限元模型

以某特高壓線路中的孤立檔六分裂導(dǎo)線為研究對(duì)象，脫冰計(jì)算模型檔距300 m，如圖2所示，將子導(dǎo)線標(biāo)記為c1~c6。假設(shè)分裂子導(dǎo)線處于無橫風(fēng)狀態(tài)，兩端無高差，覆冰厚度15 mm，脫冰率100%，脫冰時(shí)間為30 s。按照工程設(shè)計(jì)，將導(dǎo)線覆冰前初始張力設(shè)計(jì)為20%的計(jì)算拉斷力。

圖2 六分裂導(dǎo)線-間隔棒有限元模型

圖2中的正多邊形結(jié)構(gòu)是分裂導(dǎo)線中常用來固定子導(dǎo)線的間隔棒。本文采用空間梁單元(B31)對(duì)其模擬，間隔棒節(jié)點(diǎn)與相應(yīng)的導(dǎo)線節(jié)點(diǎn)進(jìn)行綁定。圖2模型中的導(dǎo)線選用型號(hào)為JL/G1A-400/35鋼芯鋁絞線，其截面總面積為425.24 mm2，外徑為26.8 mm，單位長度質(zhì)量為1.347 5 kg/m，彈性模量為65 GPa，泊松比為0.3，計(jì)算拉斷力為103.67 kN。

1.3 脫冰工況的選擇及模擬結(jié)果

實(shí)際的導(dǎo)線脫冰是一個(gè)復(fù)雜的過程，具有隨機(jī)性，多為不同步脫冰模式[11]。根據(jù)文獻(xiàn)[11]的研究，可知，圖2導(dǎo)線模型中的2、3、4號(hào)子導(dǎo)線或1、5、6號(hào)子導(dǎo)線同時(shí)脫冰，其余子導(dǎo)線仍然保留覆冰時(shí)，導(dǎo)線束受到的不對(duì)稱載荷最大，導(dǎo)線束在脫冰跳躍過程中的扭轉(zhuǎn)程度最嚴(yán)重，對(duì)線路系統(tǒng)的穩(wěn)定性危害最大。因此，本文選擇計(jì)算2，3，4號(hào)子導(dǎo)線同時(shí)脫冰條件下的導(dǎo)線動(dòng)張力。

上述脫冰條件下，各子導(dǎo)線端部懸點(diǎn)的張力時(shí)程如圖3所示。脫冰前，各子導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力均為48.074 kN。圖3中，c1~c6子導(dǎo)線的最大動(dòng)張力依次為48.899 kN、45.770 kN、44.955 kN、45.849 kN、48.225 kN、49.956 kN，最小動(dòng)張力依次為38.755 kN、32.527 kN、25.2 kN、23.519 kN、30.207 kN、37.601 kN，穩(wěn)態(tài)張力(=31 s)依次為43.061 kN、37.094 kN、32.487 kN、33.462 kN、39.444 kN、43.924 kN。其中，未脫冰子導(dǎo)線最大動(dòng)張力均大于子導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力。因此，在分裂導(dǎo)線的不同步脫冰跳躍研究中，建議將未脫冰子導(dǎo)線當(dāng)成重點(diǎn)進(jìn)行分析，以滿足分裂導(dǎo)線的強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

圖3 子導(dǎo)線的張力時(shí)程

為了直觀地看出導(dǎo)線張力與間隔棒的轉(zhuǎn)角關(guān)系，本文將1號(hào)子導(dǎo)線端部懸點(diǎn)前15 s的張力時(shí)程曲線及相應(yīng)的導(dǎo)線束中點(diǎn)截面內(nèi)間隔棒的轉(zhuǎn)角時(shí)程曲線繪制于圖4。可知，間隔棒的轉(zhuǎn)角大體上與導(dǎo)線動(dòng)張力呈負(fù)相關(guān)關(guān)系，即導(dǎo)線張力越小，間隔棒轉(zhuǎn)角越大。根據(jù)間隔棒與導(dǎo)線的約束關(guān)系及分裂導(dǎo)線與耐張串的實(shí)際安裝情況，可知，導(dǎo)線張力越小，導(dǎo)線束的轉(zhuǎn)角越大，耐張串承受的扭矩越大。

圖4 c1導(dǎo)線的張力時(shí)程與間隔棒的轉(zhuǎn)角時(shí)程

2 耐張串金具受力分析

2.1 三維實(shí)體模型

以550 kN盤形懸式絕緣子四聯(lián)雙掛點(diǎn)耐張串(8N42-50100-55P)為本文的耐張串金具模型。由于其由多個(gè)絕緣子懸掛組裝成，在實(shí)際工作中，絕緣子串處于極度繃緊狀態(tài)，又因金具之間的巨大靜摩擦力，絕緣子幾乎不會(huì)發(fā)生相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)。鑒于本文主要探究連接金具的應(yīng)力分布，故采用一根簡單的圓桿來模擬絕緣子串。模型中螺栓螺紋對(duì)整體結(jié)構(gòu)機(jī)械強(qiáng)度的影響極小，因此，省略螺紋，將螺栓變成普通的圓柱狀。按照耐張串裝配圖組裝各零件得到圖5所示的耐張串計(jì)算模型。耐張串計(jì)算模型中各零件采用的材料型號(hào)見表2，螺栓的材料統(tǒng)一使用Q235-B。

2.2 材料特性

由于金具的幾何模型采用的長度單位是mm，為了保證量綱的統(tǒng)一，選用的各零件材料參數(shù)見表3。鋼材的本構(gòu)模型選用線性強(qiáng)化彈塑性模型，屈服之后的切性模量為屈服之前彈性模量的1%。

2.3 模型網(wǎng)格劃分及連接方式

為了提高計(jì)算精度，各零件盡可能采用八節(jié)點(diǎn)線性六面體單元(C3D8R)，僅有碗頭掛板采用質(zhì)量較差的十節(jié)點(diǎn)二次四面體單元(C3D10)，如圖6所示。模型共有節(jié)點(diǎn)469 969個(gè)，308 496個(gè)六面體單元，32 040個(gè)四面體單元。網(wǎng)格分析檢查顯示，各零件單元均無分析錯(cuò)誤提示，少數(shù)零件的單元存在分析警告提示，在單元總數(shù)的占比均不超過5%。

由于模型中共109個(gè)零件，零件之間存在相互轉(zhuǎn)動(dòng)，如果用接觸來定義零件之間的相互作用關(guān)系將會(huì)導(dǎo)致模型計(jì)算難以收斂，因此本文采用ABAQUS中的多體分析方法來建立零件之間的連接關(guān)系。針對(duì)耐張串中大量形如“掛點(diǎn)金具-螺栓-U型掛環(huán)”(存在1個(gè)相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)方向)與少部分形如“U型掛環(huán)-U型掛環(huán)”(存在2個(gè)相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)方向)的連接關(guān)系，結(jié)合實(shí)際安裝情況，分別采用“Hinge”和“Join+Universal”的連接方式，如圖7所示。

圖5 耐張串有限元模型

表2 組裝零件表

表3 模型中零件的材料屬性

圖6 零件網(wǎng)格情況

圖7 零件鏈接關(guān)系((a)“Hinge”連接；(b)“Join+Universal”連接)

2.4 載荷及邊界條件的施加

根據(jù)耐張串與分裂導(dǎo)線的實(shí)際安裝情況，可知零件15和17為導(dǎo)線端部張力的直接受力構(gòu)件，其與各子導(dǎo)線的具體連接位置如圖8所示。

圖8 分裂子導(dǎo)線在金具的連接位置

因?yàn)閷?dǎo)線脫冰模型與耐張串金具模型是分開建立的，所以需要先根據(jù)子導(dǎo)線端點(diǎn)所在單元的2個(gè)節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)，求解子導(dǎo)線在圖2中，，等3個(gè)坐標(biāo)軸方向的等效張力F?，F?，F?，然后根據(jù)圖2與圖8中坐標(biāo)軸的對(duì)應(yīng)關(guān)系，得到各子導(dǎo)線在圖8中的等效張力F，F，F。

無人工干預(yù)時(shí)，覆冰導(dǎo)線常處于靜態(tài)平衡狀態(tài)，因此對(duì)耐張串承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力時(shí)的受力分析是有必要的。圖9為施加到耐張串上的子導(dǎo)線等效張力F，F，F，最大動(dòng)張力和最小動(dòng)張力分別是圖3中6號(hào)子導(dǎo)線取最大動(dòng)張力(=2.11 s)時(shí)的張力數(shù)值和4號(hào)子導(dǎo)線取最小動(dòng)張力(=12.38 s)時(shí)的張力數(shù)值。根據(jù)圖9可知，導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力>導(dǎo)線最大動(dòng)張力>導(dǎo)線穩(wěn)態(tài)張力>導(dǎo)線最小動(dòng)張力?？紤]耐張串的實(shí)際安裝情況，約束零件1在，，等3個(gè)方向的位移。

圖9 耐張串的載荷工況((a)覆冰靜態(tài)張力； (b)最大動(dòng)張力；(c)最小動(dòng)張力；(d)穩(wěn)態(tài)張力)

3 耐張串計(jì)算結(jié)果與討論

3.1 耐張串的應(yīng)力場分析

耐張串在圖9(a)所示的載荷工況下的應(yīng)力云圖及位移云圖如圖10所示。耐張串的位移云圖見圖10中的右上圖(陰影網(wǎng)格部分為耐張串初始狀態(tài))，由于零件之間存在巨大的相互作用力，耐張串整體就像一根繃緊的鏈條，上下U形掛環(huán)之間發(fā)生的微小轉(zhuǎn)動(dòng)，使得耐張串U形掛環(huán)下端零件都繞著上部U形掛環(huán)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，考慮到實(shí)體模型僅有3個(gè)位移方向的自由度，U形掛環(huán)下端零件的運(yùn)動(dòng)形式就表現(xiàn)為方向有明顯位移，符合耐張串在圖9(a)所示載荷條件下的運(yùn)動(dòng)，表明耐張串模型中的連接關(guān)系和邊界條件是正確的。

圖10 導(dǎo)線覆冰靜態(tài)條件下，耐張串的應(yīng)力云圖與位移云圖(N/mm2)

圖11(a)~(c)依次為耐張串在圖9(b)~(d) 3種載荷工況下的應(yīng)力云圖。

觀察圖10中的絕緣子桿件，發(fā)現(xiàn)其最大應(yīng)力為130.3 MPa。所以，圖10和圖11中去除絕緣子桿件、支撐架及裝配在上面的螺栓后，耐張串依次在圖9中4種載荷工況下的應(yīng)力最大值為193.7 MPa，176.5 MPa，125.5 MPa，151.8 MPa，可知耐張串承載導(dǎo)線最小動(dòng)張力與穩(wěn)態(tài)張力時(shí)的應(yīng)力最大值跨度為68.2 MPa。又由于實(shí)際的分裂導(dǎo)線脫冰跳躍時(shí)間常只有幾十秒，且導(dǎo)線張力是衰減往復(fù)變化，這使得耐張串在導(dǎo)線脫冰過程中一定存在不穩(wěn)定交變應(yīng)力，最終可使得各零件產(chǎn)生疲勞損壞。

3.2 零件的應(yīng)力應(yīng)變分析

圖12(a)~(d)依次為支撐架在耐張串承載圖9(a)~ (d)所示4種導(dǎo)線張力時(shí)的應(yīng)力云圖可知，支撐架在17號(hào)聯(lián)板承載導(dǎo)線動(dòng)荷載時(shí)，發(fā)生了不同程度的扭曲變形，符合17號(hào)聯(lián)板承載圖9所示載荷時(shí)，支撐架的變形運(yùn)動(dòng)。結(jié)合圖9所示4種導(dǎo)線張力的大小判斷，可知，導(dǎo)線張力越小，支撐架應(yīng)力越大。

根據(jù)圖10~圖12可知，4種載荷工況下，耐張串的應(yīng)力最大值出現(xiàn)在支撐架或與支撐架綁定的螺栓上?？紤]到材料的屈服強(qiáng)度，可知，耐張串在實(shí)際的導(dǎo)線脫冰跳躍過程中多數(shù)零件都處于彈性變形階段，不存在塑性應(yīng)變，都可視為安全。計(jì)算結(jié)果中僅有與支撐架綁定的螺栓和圖12(c)所示的支撐架的應(yīng)力最大值超過了其對(duì)應(yīng)材料的屈服強(qiáng)度，圖12(c)所示的支撐架的等效塑性應(yīng)變結(jié)果如圖13所示，綁定在支撐架上的螺栓的等效塑性應(yīng)變結(jié)果如圖14所示。

圖13 支撐架的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D

從圖13和圖14可發(fā)現(xiàn)，支撐架及與其綁定的螺栓的塑性應(yīng)變最大值為0.006 801(長度mm)。理想條件下，支撐架及與其綁定的螺栓是安全的，但當(dāng)考慮模型加工工藝及材料的空隙缺陷時(shí)，支撐架及與其綁定的螺栓可能發(fā)生破壞，進(jìn)而影響整個(gè)輸電線系統(tǒng)的安全性能。對(duì)此，建議不同零件的連接螺栓采用強(qiáng)度不同的材料，支撐架可以根據(jù)實(shí)際需求增加厚度或改用強(qiáng)度更高的材料，以滿足耐張串金具在實(shí)際應(yīng)用中的強(qiáng)度要求。

圖14 綁定在支撐架上螺栓的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D((a)覆冰靜態(tài)張力；(b)最大動(dòng)張力；(c)最小動(dòng)張力；(d)穩(wěn)態(tài)張力)

其余零件在圖9所示的載荷工況下的應(yīng)力分布、應(yīng)力最大值位置幾乎完全一致，應(yīng)力的大小關(guān)系均為：導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力>導(dǎo)線最大動(dòng)張力>導(dǎo)線穩(wěn)態(tài)張力>導(dǎo)線最小動(dòng)張力。因此，后文除17號(hào)聯(lián)板外均只展示零件在導(dǎo)線覆冰靜態(tài)載荷下的應(yīng)力云圖。

根據(jù)圖9所示4種導(dǎo)線張力的大小判斷及耐張串在圖9所示載荷工況下，各零件的應(yīng)力大小關(guān)系，可知，導(dǎo)線張力越小，支撐架應(yīng)力越大，其余零件的應(yīng)力越小。結(jié)合1.3節(jié)導(dǎo)線張力與耐張串所受扭矩的關(guān)系判斷：支撐架是扭矩的主要受力構(gòu)件，其余零件主要承載導(dǎo)線的縱向張力(圖9中的F)，受扭矩的影響較小。因此，關(guān)于耐張串金具的受力分析研究，建議根據(jù)各零件的主要受力形式，將承載子導(dǎo)線最大動(dòng)張力和最小動(dòng)張力加以區(qū)別分析，以滿足零件的強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

圖15(a)~(d)依次為17號(hào)聯(lián)板承載圖9所示的覆冰靜態(tài)張力、最大動(dòng)張力、最小動(dòng)張力和穩(wěn)態(tài)張力時(shí)的應(yīng)力云圖，可知，聯(lián)板的應(yīng)力分布情況幾乎一致，在施加載荷的圓孔區(qū)域和聯(lián)板由厚變薄的連接區(qū)域存在應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖15 17號(hào)聯(lián)板的應(yīng)力云圖(N/mm2)((a)覆冰靜態(tài)張力； (b)最大動(dòng)張力；(c)最小動(dòng)張力；(d)穩(wěn)態(tài)張力)

圖16(a)和(b)依次為與掛點(diǎn)金具連接的U型掛環(huán)和與調(diào)整板連接的U型掛環(huán)的應(yīng)力云圖。根據(jù)圖16(b)可知，U型環(huán)與桿部的連接處發(fā)生應(yīng)力集中，而掛環(huán)U型區(qū)域的最低點(diǎn)未發(fā)生應(yīng)力集中，則是因?yàn)閳D中黑框部分與參考點(diǎn)創(chuàng)建了無位移、無轉(zhuǎn)動(dòng)的耦合，使得耦合區(qū)域剛化。

圖16(a)中的U型掛環(huán)存在左右兩側(cè)應(yīng)力相差極大的現(xiàn)象，其原因與耐張串受力后的運(yùn)動(dòng)有關(guān)。因?yàn)閁型掛環(huán)之間的連接單元位于2個(gè)U型掛環(huán)的接觸點(diǎn)，且采用“Join+Universal”的連接方式(相對(duì)平移分量1=2=3=0)，所以與調(diào)整板連接的U型環(huán)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)必然會(huì)遠(yuǎn)離與掛點(diǎn)金具連接的U型掛環(huán)的一側(cè)內(nèi)壁、并壓迫另一側(cè)內(nèi)壁，造成與掛點(diǎn)金具連接的U型掛環(huán)一側(cè)內(nèi)壁應(yīng)力減小、而另一側(cè)內(nèi)壁應(yīng)力增大。圖17展示了2個(gè)U型掛環(huán)在相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)過程中的應(yīng)力變化，與分析一致。根據(jù)圖17，可知，U型掛環(huán)相對(duì)轉(zhuǎn)角的大小與應(yīng)力最大值非正相關(guān)關(guān)系，建議設(shè)計(jì)U型掛環(huán)時(shí)要考慮U型環(huán)之間不同相對(duì)轉(zhuǎn)角下的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

圖16 U型掛環(huán)的應(yīng)力云圖(N/mm2)((a)連接掛點(diǎn)金具的U型掛環(huán)；(b)連接調(diào)整板的U型掛環(huán)）

圖17 U型掛環(huán)相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)過程的應(yīng)力云圖(N/mm2)

耐張串承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力時(shí)，球頭掛環(huán)的應(yīng)力云圖如圖18所示。應(yīng)力最大值出現(xiàn)在掛環(huán)與桿部的過渡位置，表明此處為易斷裂位置，與文獻(xiàn)[19]中球頭掛環(huán)的斷裂位置吻合(圖19)。

圖18 球頭掛環(huán)的應(yīng)力云圖(N/mm2)

圖19 文獻(xiàn)[19]中的球頭掛環(huán)斷裂情況(N/mm2)

圖20為LT4聯(lián)板在耐張串承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力時(shí)的應(yīng)力云圖，可知，其中段邊緣處的應(yīng)力值大，左右兩邊連接13號(hào)掛板的圓孔附近的應(yīng)力值小。前文分析可知耐張串承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力時(shí)，LT4聯(lián)板的應(yīng)力最高，建議設(shè)計(jì)時(shí)重點(diǎn)考慮其在導(dǎo)線靜態(tài)平衡下的強(qiáng)度要求，但不可忽略所用材料的疲勞性能。

圖20 LT4聯(lián)板的應(yīng)力云圖(N/mm2)

圖21為耐張串承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力時(shí)，圓孔與參考點(diǎn)耦合的各零件的應(yīng)力云圖。參考點(diǎn)與零件圓孔進(jìn)行的是無位移、無轉(zhuǎn)動(dòng)的耦合方式，使得零件圓孔形成了剛化效應(yīng)，進(jìn)而導(dǎo)致圓孔附近的應(yīng)力不夠準(zhǔn)確，但對(duì)零件其他位置應(yīng)力分布影響不大。從應(yīng)力云圖中可以預(yù)估零件的危險(xiǎn)位置，進(jìn)而改進(jìn)零件形狀，增強(qiáng)其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

圖21 圓孔與參考點(diǎn)耦合零件的應(yīng)力云圖(N/mm2)

圖22為耐張串承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力時(shí)，與螺栓建立綁定約束的各零件的應(yīng)力云圖。由于零件與螺栓為表面-表面綁定方式，可知零件中圓孔區(qū)域有相當(dāng)多的節(jié)點(diǎn)與螺栓的節(jié)點(diǎn)是綁定約束關(guān)系，導(dǎo)致圓孔區(qū)域的多數(shù)節(jié)點(diǎn)之間的相對(duì)位移很小，進(jìn)而使得圓孔區(qū)域的應(yīng)力減小。根據(jù)圣維南原理局部的約束方式，雖然圓孔綁定區(qū)域的應(yīng)力值不夠準(zhǔn)確，但對(duì)零件其他區(qū)域的應(yīng)力分布影響不大，故仍可從這些云圖中預(yù)估零件其它位置的應(yīng)力值，探尋零件其它位置的危險(xiǎn)情況。

圖22 與螺栓建立綁定約束零件的應(yīng)力云圖(N/mm2)

4 結(jié) 論

(1) 耐張串分別承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力、最大動(dòng)張力、最小動(dòng)張力和穩(wěn)態(tài)張力時(shí)的計(jì)算結(jié)果顯示：支撐架及綁定在支撐架上的螺栓的應(yīng)力最大值超過了材料的屈服強(qiáng)度。建議不同零件的連接螺栓采用強(qiáng)度不同的材料，支撐架根據(jù)實(shí)際需求增加厚度或改用更高強(qiáng)度的材料，以滿足耐張串金具在實(shí)際應(yīng)用中的強(qiáng)度要求。

(2) 分裂導(dǎo)線不同步脫冰時(shí)，支撐架是扭矩的主要受力構(gòu)件，其余零件主要承載導(dǎo)線的縱向張力，受扭矩的影響較小。關(guān)于耐張串金具的受力分析研究，建議根據(jù)各零件的主要受力形式，將承載子導(dǎo)線最大動(dòng)張力和最小動(dòng)張力加以區(qū)別分析，以滿足零件的強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

(3) 分析了部分連接金具的應(yīng)力分布，標(biāo)記了連接金具的危險(xiǎn)位置，并發(fā)現(xiàn)U型掛環(huán)之間的相對(duì)轉(zhuǎn)角與其應(yīng)力最大值不屬于線性關(guān)系，設(shè)計(jì)U型掛環(huán)時(shí)，建議考慮U型掛環(huán)不同轉(zhuǎn)角下的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

(4) 展示了輸電線耐張串各連接金具的應(yīng)力云圖，對(duì)連接金具的設(shè)計(jì)改進(jìn)有一定的參考意義。

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Simulation analysis of stress in power fitting for strain insulator-string following ice shedding from cables

LI Chun1, LIU Xiao-hui1,2, HUANG Rui1, YE Zhong-fei3, WU Chuan3, ZHANG Bo3

(1. College of Civil Engineering, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, China; 2. State Key Laboratory of Bridge and Tunnel Engineering in Mountain Areas, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, China; 3. Key Laboratory of Power Transmission Line Galloping Prevention and Control Technology, State Grid Henan Electric Power Research Institute, Zhengzhou Henan 450052, China)

In order to address the damaging impact on the electric power fittings of the tension change of conductors due to ice shedding from cables, the wire model of UHV transmission line and the integral model of strain insulator-string were established respectively using the ABAQUS software. Based on the method of changing density, the ice shedding from six-bundle conductors with uniform ice-coating was simulated. Under non-synchronous ice shedding conditions, research was undertaken into the dynamic tension of sub-conductors and the torsion angle of the six-bundle conductor. The results show that the maximum dynamic tension of sub-conductors without ice shedding is larger than that of the static tension of iced conductors, and that the dynamic tension of the conductor is negatively correlated with the torsion angle of the conductor bundle. Finally, the finite element analysis was conducted based on the effect of static tension of iced conductor, and the maximum dynamic tension, the minimum dynamic tension, and the steady tension of conductors caused by iced shedding on the stress of strain insulator-string. The result reveals that the changing relationship between the stress of each electric power fitting of strain insulator-string and the tension of sub-conductors is inconsistent. The failure of the electric power fittings with greater stress and the sudden shape change were analyzed separately. The research results can inform the design and optimization of electric power fittings.

ABAQUS;six bundled conductors; non-synchronous ice shedding; strain insulator-string; stress

TM 743

10.11996/JG.j.2095-302X.2021020279

A

2095-302X(2021)02-0279-10

2020-07-16；

16 July，2020；

2020-09-12

12 September，2020

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51308570)；重慶市科委基礎(chǔ)科學(xué)與前沿技術(shù)研究(cstc2017jcyjAX0246)

National Natural Science Foundation of China (51308570); Basic Research and Frontier Exploration Project of Chongqing China (cstc2017jcyjAX0246)

李 春(1996–)，男，重慶涪陵人，碩士研究生。主要研究方向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)。E-mail：lichun023@163.com

LI Chun (1996-), male, master student. His main research interest covers dynamics of structure. E-mail：lichun023@163.com

劉小會(huì)(1981–)，男，內(nèi)蒙古包頭人，副教授，博士。主要研究方向?yàn)檩旊娋€結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)分析。E-mail：cqdxlxh@126.com

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