輸電導(dǎo)線新型模型的應(yīng)力分層特性研究

芮曉明， 趙國(guó)良， 趙澤中， 崔宜偉， 劉 微

(華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院, 北京 102206)

0 引 言

在輸電線路運(yùn)行過(guò)程中，由于ACSR相鄰層之間相反的扭絞方向，使得導(dǎo)線在載荷作用下各線股的應(yīng)力分配存在差異。在受到張拉載荷作用時(shí)，線股間的接觸區(qū)域可能產(chǎn)生過(guò)載，引起導(dǎo)線疲勞強(qiáng)度下降，出現(xiàn)部分導(dǎo)線運(yùn)行疲勞強(qiáng)度與設(shè)計(jì)疲勞強(qiáng)度不相符，使導(dǎo)線在張拉載荷條件下產(chǎn)生鋁線股破損斷裂的現(xiàn)象，對(duì)電力系統(tǒng)正常平穩(wěn)運(yùn)行造成損害。因此，研究張拉載荷條件下輸電導(dǎo)線股間應(yīng)力的分布特性對(duì)進(jìn)一步了解導(dǎo)線破損機(jī)理有著重要意義。

國(guó)內(nèi)外科研人員已注意到上述問(wèn)題，對(duì)導(dǎo)線的模型分析方法做了很多相關(guān)的研究。其中文獻(xiàn)[1，2]建立了架空導(dǎo)線兩根接觸股線的疲勞壽命預(yù)測(cè)模型，并利用未使用的全新導(dǎo)線和運(yùn)行幾十年的導(dǎo)線進(jìn)行了拉伸實(shí)驗(yàn)，測(cè)定了其接觸區(qū)的應(yīng)力應(yīng)變。文獻(xiàn)[3，4]通過(guò)梁接觸建立導(dǎo)線多層有限元模型，并驗(yàn)證該模型的準(zhǔn)確性。文獻(xiàn)[5，6]忽略摩擦情況下研究多層電纜的軸向與彎曲響應(yīng)，推導(dǎo)出了多層絞線拉伸和扭轉(zhuǎn)剛度的表達(dá)式。文獻(xiàn)[7，8]建立了預(yù)測(cè)絞線軸向疲勞壽命的理論模型，討論了線間摩擦的層間滑移理論。文獻(xiàn)[9-11]考慮彈塑性與接觸條件，建立了七股鋼絞線和多層螺旋導(dǎo)線在載荷作用下的三維有限元模型，提出了一種用于計(jì)算絞制導(dǎo)線受軸向力時(shí)應(yīng)力狀況的三維有限元建模方法。文獻(xiàn)[12]對(duì)懸垂線夾出口處的導(dǎo)線應(yīng)變進(jìn)行了測(cè)量，在鋁線最外側(cè)和與左右相鄰線股接觸的位置粘貼了三個(gè)應(yīng)變片以測(cè)量導(dǎo)線的拉伸應(yīng)變與其他兩個(gè)方向的彎曲應(yīng)變。

盡管現(xiàn)有研究解決了許多導(dǎo)線運(yùn)行中所產(chǎn)生的破損問(wèn)題，但仍然存在一些問(wèn)題有待進(jìn)一步探討研究。由于輸電導(dǎo)線有限元模型的復(fù)雜性，采用傳統(tǒng)的建模方法進(jìn)行建模分析時(shí)，需要大量的計(jì)算機(jī)資源對(duì)模型進(jìn)行迭代求解，花費(fèi)較多的時(shí)間，且計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性由于多種假設(shè)可能引起仿真值相對(duì)不準(zhǔn)確。因此本文提出了一種新型的導(dǎo)線研究模型，通過(guò)與參考文獻(xiàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證模型的合理準(zhǔn)確性，并采用該模型對(duì)導(dǎo)線進(jìn)行建模分析和試驗(yàn)研究，探究導(dǎo)線應(yīng)力分層特性。

1 鋼芯鋁絞線力學(xué)計(jì)算

當(dāng)鋼芯鋁絞線受到軸向拉伸載荷時(shí)，各絞線沿其螺旋軸線方向伸長(zhǎng)，可認(rèn)為各層絞線在導(dǎo)線軸向的變形量相等，同層絞線受力狀態(tài)相同，根據(jù)此假設(shè)，可對(duì)導(dǎo)線第i層任意一根絞線進(jìn)行受力分析。

在受載變形后，股線橫截面張力為

Ti=Eπr2ξ

(1)

式中：E為彈性模量；r為股線的半徑；ξ表示股線自身軸向的應(yīng)變。

股線承受的外載荷分量為

fi=Ticosβi

(2)

式中：βi為第i層股線的螺旋角。

第i層股線所有股線承受的外載荷分量為

Fi=nifi

(3)

式中：ni為第i層股線的根數(shù)。

導(dǎo)線變形前后展開(kāi)示意圖，如圖1所示。由幾何關(guān)系可知，導(dǎo)線整體的軸向應(yīng)變?yōu)?/p>

圖1 螺旋股線軸向展開(kāi)示意圖Fig.1 Schematic illustration of axial expansion of spiral strands

(4)

股線截面的平均應(yīng)力為

σi=Eiεi

(5)

導(dǎo)線受載變形時(shí)，導(dǎo)線的節(jié)圓半徑變化量由各層股線的徑向收縮共同決定：

(6)

式中：r1為中心股線半徑；v為泊松比。

股線法向和副法向的力矩：

(7)

(8)

式中：Ri為股線的節(jié)圓半徑。

副法向方向的分力：

(9)

導(dǎo)線的軸向張力：

(10)

式中：n為導(dǎo)線總層數(shù)；mi為第i層總股線數(shù)。

2 簡(jiǎn)化模型的提出與驗(yàn)證

考慮到導(dǎo)線的螺旋對(duì)稱(chēng)性，分別對(duì)提出的導(dǎo)線同層與鄰層兩種簡(jiǎn)化模型進(jìn)行相關(guān)驗(yàn)證。同層與鄰層簡(jiǎn)化模型分別如圖2和圖3所示。

圖2 同層簡(jiǎn)化模型Fig.2 Simplified model of co-layer

圖3 鄰層簡(jiǎn)化模型Fig.3 Simplified model of adjacent layer

2.1 同層簡(jiǎn)化模型驗(yàn)證

同層簡(jiǎn)化模型是對(duì)所提分析建模思路的初步研究。通過(guò)對(duì)七線股模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，即固定中心直圓柱線股，保留三根螺旋線股進(jìn)行仿真研究，初步驗(yàn)證建模分析思路。

2.1.1 同層模型理論計(jì)算

研究同層導(dǎo)線模型選用文獻(xiàn)[9]的導(dǎo)線，其結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，通過(guò)數(shù)值計(jì)算得出了同層簡(jiǎn)化模型在不同軸向應(yīng)變下導(dǎo)線的受力情況，其結(jié)果如表2所示。

表1 研究導(dǎo)線結(jié)構(gòu)材料參數(shù)

表2 同層簡(jiǎn)化模型螺旋線載荷應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

其中，ε為螺旋線軸向應(yīng)變；T為螺旋線軸向拉伸載荷；σ為螺旋線截面平均應(yīng)力;f為螺旋線承受的外載荷分量;F為螺旋線承受的外載荷分量。

2.1.2 有限元仿真分析

被研究導(dǎo)線模型約束中心直圓柱鋼股線所有自由度，而螺旋股線一端固定約束除軸向位移外的所有自由度，另一端允許第二層中心股線各方向的旋轉(zhuǎn)與位移，約束兩邊股線除軸向位移外的所有自由度。摩擦系數(shù)設(shè)置為0.115，使用C3D8R單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分。施加軸向位移直至絞線失效，軸向位移云圖如圖4所示，其失效應(yīng)變標(biāo)準(zhǔn)設(shè)為0.04[9]。

圖4 同層簡(jiǎn)化模型軸向位移云圖Fig.4 Axial displacement cloud of simplified model with the same layer

提取螺旋線線股截面的應(yīng)變與理論值進(jìn)行了對(duì)比，其數(shù)值見(jiàn)表3。截面的平均應(yīng)力與理論值進(jìn)行對(duì)比，如表4所示。

表3 同層簡(jiǎn)化模型應(yīng)變值對(duì)比

表4 同層簡(jiǎn)化模型應(yīng)力值對(duì)比

從上表中可以看出，理論值與仿真值較為吻合，但仍然存在一定誤差，這可能是由于在理論計(jì)算中并未考慮摩擦，擠壓等因素對(duì)導(dǎo)線應(yīng)力應(yīng)變的影響。但總體上可以初步看出同層簡(jiǎn)化模型較好的表現(xiàn)出導(dǎo)線受到張拉載荷時(shí)的應(yīng)力狀態(tài)，因此能夠?qū)崿F(xiàn)部分代替完整的線股模型來(lái)進(jìn)行導(dǎo)線的仿真分析。

2.2 鄰層簡(jiǎn)化模型驗(yàn)證

鄰層簡(jiǎn)化模型保留內(nèi)層線股，利用最外層絞線的螺旋對(duì)稱(chēng)性，將最外層簡(jiǎn)化為三根相鄰的鋁絞線，通過(guò)對(duì)導(dǎo)線施加適當(dāng)?shù)倪吔鐥l件與載荷，使其能夠反映實(shí)際工況中導(dǎo)線的應(yīng)力響應(yīng)情況。對(duì)其進(jìn)行有限元仿真分析，將其結(jié)果與文獻(xiàn)[10]進(jìn)行對(duì)比，以進(jìn)一步驗(yàn)證模型的正確性。選取文獻(xiàn)所研究的7層導(dǎo)線模型，該線股的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表5所示，絞線材料彈性模量為188 GPa，泊松比為 0.3，其屈服應(yīng)力為1.54 GPa，塑性硬化模量為 24.6 GPa。利用理論計(jì)算了當(dāng)導(dǎo)線總體軸向應(yīng)變等于0.001 043時(shí)的受力情況，其結(jié)果如表6所示。

表5 鄰層模型研究導(dǎo)線結(jié)構(gòu)參數(shù)

表6 鄰層簡(jiǎn)化模型應(yīng)力狀態(tài)

建立長(zhǎng)度為75 mm的鄰層導(dǎo)線模型，對(duì)該模型進(jìn)行有限元分析，得出導(dǎo)線整體等效應(yīng)力云圖，如圖5所示，將其與圖6文獻(xiàn)[10]的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

圖5 鄰層簡(jiǎn)化模型截面等效應(yīng)力圖Fig.5 Equivalent stress cloud of adjacent layer simplified model section

圖6 文獻(xiàn)[10]截面等效應(yīng)力云圖Fig.6 Cross-section equivalent stress cloud in Reference [10]

如圖所示，有限元模型中所預(yù)測(cè)的絞線變形與文獻(xiàn)[10]中完整模型中的變形情況基本吻合，可以認(rèn)為鄰層分析模型對(duì)完整線股模型有著較好的替代性。當(dāng)軸向應(yīng)變達(dá)到0.007時(shí)[10]，中心線股與第一二層線股接觸面首先開(kāi)始屈服變形，隨著軸向變形的增加，外層絞線的屈變形增大，絞線發(fā)生徑向收縮，其直徑發(fā)生變化。

3 簡(jiǎn)化模型的有限元仿真分析

3.1 導(dǎo)線模型的建立

本文采用的導(dǎo)線型號(hào)是JL/G1A-630/45型ACSR，該導(dǎo)線是由7根鋼線股和45根鋁線股絞合而成。鋼的彈性模量Es=190 GPa，泊松比μs=0.28，鋁的彈性模量Ea=55 GPa，泊松比μa=0.30。每層導(dǎo)線的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表7所示。

表7 JL/G1A-630/45 ACSR結(jié)構(gòu)參數(shù)

3.2 有限元模型的建立

根據(jù)所給出的導(dǎo)線參數(shù)，利用Abaqus軟件進(jìn)行建模與仿真分析，模型長(zhǎng)度為200 mm。為了使接觸面之間能夠傳遞的接觸壓力大小不受限制，設(shè)定接觸屬性為硬接觸，摩擦系數(shù)為 0.115。考慮導(dǎo)線的接觸相對(duì)復(fù)雜，選擇通用接觸算法計(jì)算接觸體間所傳遞的載荷。導(dǎo)線的邊界條件則采取一端固定，一端自由的約束方式。為避免導(dǎo)線產(chǎn)生端部效應(yīng)，耦合各端面的所有自由度。在固定端截面的耦合點(diǎn)施加完全固定約束，在自由端截面的耦合點(diǎn)施加除軸向位移以外的所有自由度約束并在該點(diǎn)施加集中作用力。采用C3D8R對(duì)導(dǎo)線模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模型網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)總數(shù)為29 134, 單元總數(shù)為20 892，其有限元模型如圖7所示。

圖7 有限元模型Fig.7 Finite element model

3.3 應(yīng)力狀態(tài)分析

研究輸電導(dǎo)線鋁線股的應(yīng)力狀態(tài)，可為導(dǎo)線的設(shè)計(jì)與運(yùn)行保護(hù)提供理論支持。

3.3.1 鋁線股的理論分層應(yīng)力

已知JL/G1A-630/45型ACSR導(dǎo)線的額定拉斷力(RTS)為150.19 kN，分別計(jì)算導(dǎo)線在受15%、20%、25%RTS時(shí)的受力狀態(tài)，即導(dǎo)線軸向張力為22.528 kN、30.038 kN、37.550 kN時(shí)導(dǎo)線的應(yīng)力狀態(tài)，如表8～10所示。

表8 15%RTS下JL/G1A-630/45型ACSR應(yīng)力狀態(tài)

表9 20%RTS下JL/G1A-630/45型ACSR應(yīng)力狀態(tài)

表10 25%RTS下JL/G1A-630/45型ACSR應(yīng)力狀態(tài)

由表中的數(shù)據(jù)可以看出，在承受張力的情況下，導(dǎo)線內(nèi)層的鋼芯承擔(dān)了約20%的張力，外層鋁股線承擔(dān)了約80%的張力。由于鋁股線比鋼股線多，所以單根鋁股線所承受的張力小于鋼芯所承受的張力，且鋁股線承擔(dān)的張力由內(nèi)而外逐漸減小。在應(yīng)力方面，鋼股線應(yīng)力遠(yuǎn)大于鋁股線，且總體應(yīng)力變化趨勢(shì)為由內(nèi)至外逐漸減小，外層鋁股線應(yīng)力較內(nèi)層減小，但其變化較小，總體應(yīng)力差異不超過(guò)4.82%。

可以看到，理論計(jì)算推導(dǎo)了導(dǎo)線的張力分配比例與應(yīng)力情況，但未能對(duì)導(dǎo)線截面應(yīng)力狀態(tài)與股線軸向具體應(yīng)力分布進(jìn)行研究，需將其結(jié)果與有限元結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以充分研究導(dǎo)線的應(yīng)力狀態(tài)。

3.3.2 鋁線股整體應(yīng)力狀態(tài)

在25%RTS作用下，提取了有限元模型中的鋁線股應(yīng)力仿真結(jié)果，進(jìn)行了分析，如圖8所示。

圖8 各層鋁線股應(yīng)力分布云圖Fig.8 Clouds of stress distribution of aluminum strands in each layer

由圖可知，由內(nèi)到外鋁線股軸向應(yīng)力最大值分別為48.55 MPa、46.16 MPa、43.71 MPa。內(nèi)層鋁線股的軸向應(yīng)力大于外層，這是由于同一段導(dǎo)線中，導(dǎo)線螺旋結(jié)構(gòu)使外層鋁線股長(zhǎng)度、捻角相比于內(nèi)層線股較大，當(dāng)其沿導(dǎo)線整體軸向應(yīng)變相同時(shí)，其沿自身螺旋軸向的應(yīng)變較小，所以外層鋁線股所受力小于內(nèi)層鋁線股，仿真分析的結(jié)果與理論計(jì)算所揭示的規(guī)律是一致的。

對(duì)比其數(shù)值結(jié)果，可以看到理論預(yù)測(cè)的結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果存在一定的誤差，同樣這可能也是因?yàn)樵诶碚撚?jì)算中，未能考慮摩擦、擠壓等因素對(duì)導(dǎo)線應(yīng)力的影響，而有限元分析中將這些因素考慮在內(nèi)，進(jìn)行了迭代計(jì)算。由于導(dǎo)線內(nèi)層應(yīng)力較外層更大，因此在導(dǎo)線的設(shè)計(jì)制造過(guò)程中，內(nèi)層鋁絞線可適當(dāng)選取強(qiáng)度較高的材料，以更好地抑制導(dǎo)線的斷股損傷，外層鋁線股可選取導(dǎo)電性較好的材料，以平衡導(dǎo)電性與安全性。

3.3.3 軸向應(yīng)力分布

研究導(dǎo)線不同截面的應(yīng)力狀態(tài)，能夠反映導(dǎo)線沿軸向應(yīng)力的變化規(guī)律。為此，沿導(dǎo)線軸向截取11個(gè)橫截面進(jìn)行研究，每個(gè)截面距離為20 mm。提取其軸向應(yīng)力值，變化曲線如圖9所示。

圖9 導(dǎo)線各截面軸向應(yīng)力最大值Fig.9 Maximum axial stress of conductor sections

由圖可知，各個(gè)截面軸向應(yīng)力分布不均勻，而應(yīng)力強(qiáng)度與邊界條件、導(dǎo)線強(qiáng)度有關(guān)。導(dǎo)線軸向應(yīng)力在距固定端40 mm處最低，為24.36 MPa；在邊界截面上達(dá)到最大值48.55 MPa，約為最低值的2倍。在檔中位置，其軸向應(yīng)力在32.5 MPa浮動(dòng)，基本保持恒定，距邊界一定距離出現(xiàn)應(yīng)力值的下降，隨后距離邊界越近，導(dǎo)線應(yīng)力值越大，由此可見(jiàn)，導(dǎo)線約束端應(yīng)力強(qiáng)度最大，檔中位置應(yīng)力小于約束端，大于其余位置。在實(shí)際工況中，導(dǎo)線懸垂線夾出口處與檔中位置出現(xiàn)斷股的現(xiàn)象較為頻繁，與上述規(guī)律吻合。因此，在設(shè)計(jì)線路時(shí)，應(yīng)考慮線夾出口出與檔中位置的導(dǎo)線保護(hù)。

3.3.4 截面應(yīng)力狀態(tài)

截取了導(dǎo)線邊界與檔中位置的截面應(yīng)力云圖，分別如圖10和11所示，對(duì)導(dǎo)線截面應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行了研究。

圖10 邊界位置截面應(yīng)力云圖Fig.10 Cross-section stress clouds at boundary position

圖11 檔中位置截面應(yīng)力云圖Fig.11 Location section stress cloud at center

由圖可知，鋁線股各層線股截面應(yīng)力均出現(xiàn)分層現(xiàn)象，這是由導(dǎo)線的特殊螺旋絞合結(jié)構(gòu)所帶來(lái)的拉扭耦合效應(yīng)所引起的。在受到張拉載荷時(shí)，發(fā)生一定程度的扭轉(zhuǎn)，且由于相鄰層線股的旋向相反，其截面應(yīng)力變化規(guī)律略有不同。在檔中位置，鋁線股應(yīng)力極值點(diǎn)較邊界位置發(fā)生了變化，其截面應(yīng)力最大值由絞線靠外側(cè)變?yōu)榻g線內(nèi)側(cè)，且均出現(xiàn)在接觸位置，即接觸位置容易出現(xiàn)應(yīng)力集中造成導(dǎo)線損害。在同層中，不同線股的截面應(yīng)力呈現(xiàn)圓周對(duì)稱(chēng)性，這與導(dǎo)線整體結(jié)構(gòu)的螺旋對(duì)稱(chēng)性是對(duì)應(yīng)的。

4 應(yīng)力測(cè)試試驗(yàn)分析

4.1 試驗(yàn)概況

本文采用試驗(yàn)室試制的輸電導(dǎo)線非規(guī)則應(yīng)力測(cè)量試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行相關(guān)測(cè)試試驗(yàn)，該試驗(yàn)平臺(tái)如圖12所示。

圖12 輸電導(dǎo)線非規(guī)則應(yīng)力測(cè)量試驗(yàn)臺(tái)Fig.12 Irregular stress measurement test bench for transmission conductor

當(dāng)導(dǎo)線受到持續(xù)張拉載荷時(shí)，導(dǎo)線內(nèi)部分子結(jié)構(gòu)將產(chǎn)生永久性不可恢復(fù)性蠕變伸長(zhǎng)，隨時(shí)間的推移逐漸放緩?fù)Ｖ?。?duì)于ACSR，在施加使用張力50個(gè)h過(guò)后，其變形達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)[13]。在本次實(shí)驗(yàn)中，利用載荷施加裝置對(duì)導(dǎo)線施加25%RTS后，靜置兩天后開(kāi)始試驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)導(dǎo)線型號(hào)為630/45，試驗(yàn)檔距為1 800 mm。在檔距中心粘結(jié)一個(gè)光纖布拉格光柵傳感器，并在其左右間隔為450 mm處各布置一光纖布拉格光柵。啟動(dòng)測(cè)試軟件開(kāi)始信號(hào)接收，并按照1.5 kN的步長(zhǎng)增加導(dǎo)線所受的軸向張力，使導(dǎo)線所受張力從零增加到37 550 N。

4.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

按照實(shí)驗(yàn)操作流程，進(jìn)行了多次拉伸實(shí)驗(yàn)，提取測(cè)量原始數(shù)據(jù)。將測(cè)量結(jié)果與理論計(jì)算，有限元仿真結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，如圖13所示。

圖13 導(dǎo)線應(yīng)力結(jié)果圖Fig.13 Results of traverse stress

圖中測(cè)點(diǎn)1為中心測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)2為左測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)3為右測(cè)點(diǎn)。由圖可知，隨著張力的上升，導(dǎo)線應(yīng)力不斷增加測(cè)點(diǎn)1應(yīng)力明顯大于測(cè)點(diǎn)2、3應(yīng)力，且與有限元分析檔中位置應(yīng)力較大的結(jié)論吻合。由于其位置的對(duì)稱(chēng)性，在受軸向拉力時(shí)，測(cè)點(diǎn)2、3應(yīng)力十分接近。在正常運(yùn)行狀況下，檔中位置應(yīng)力值約為其他非邊界位置的兩倍，因此，必須加強(qiáng)對(duì)檔中位置導(dǎo)線的保護(hù)。

理論計(jì)算結(jié)果、有限元結(jié)果對(duì)比可知，理論計(jì)算所得到的張力-應(yīng)力關(guān)系呈線性，這是因?yàn)樵诶碚摲治鲋胁⑽纯紤]導(dǎo)線的結(jié)構(gòu)變化所導(dǎo)致的表面應(yīng)力變化；有限元分析所得到的導(dǎo)線張力-應(yīng)變關(guān)系在低張力區(qū)呈現(xiàn)線性變化，隨著張力的增加，呈現(xiàn)出了非線性變化。可以看到，在低張力區(qū)，理論計(jì)算結(jié)果與導(dǎo)線實(shí)際應(yīng)力更加吻合，而在較高的張力下，有限元結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量值較為吻合。

5 結(jié) 論

為了研究輸電導(dǎo)線受到張拉載荷作用下的應(yīng)力分布情況，本文提出了一個(gè)相對(duì)簡(jiǎn)化有效的有限元建模與仿真分析方法，可以較好地預(yù)測(cè)在張拉載荷作用下導(dǎo)線的應(yīng)力狀態(tài)。通過(guò)與參考文獻(xiàn)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了同層和鄰層簡(jiǎn)化模型的合理有效性，利用Abaqus對(duì)JL/G1A-630/45型ACSR簡(jiǎn)化導(dǎo)線模型進(jìn)行建模仿真，并對(duì)導(dǎo)線進(jìn)行張拉載荷下應(yīng)力應(yīng)變的測(cè)量實(shí)驗(yàn)，將測(cè)量結(jié)果與有限元仿真結(jié)果、理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，研究其股間應(yīng)力狀態(tài)。

(1)在承受張力的情況下，導(dǎo)線內(nèi)層的鋼芯承擔(dān)了約20%的張力，外層鋁股線承擔(dān)了約80%的張力。且由各層鋁線股應(yīng)力分布可知鋁線股軸向應(yīng)力由內(nèi)到外最大值分別為48.55 MPa、46.16 MPa、43.71 MPa，可得到鋁線股應(yīng)力從內(nèi)層逐漸向外層遞減，因此在導(dǎo)線的設(shè)計(jì)制造過(guò)程中，內(nèi)層鋁絞線可適當(dāng)選取強(qiáng)度較高的材料，外層鋁線股可選取導(dǎo)電性較好的材料。

(2)根據(jù)導(dǎo)線截面軸向應(yīng)力分布，發(fā)現(xiàn)約束端股線的最大應(yīng)力為48.55 MPa，在距約束端40 mm處應(yīng)力最低，為24.36 MPa，檔中位置的應(yīng)力為32.5 MPa，檔中與約束端位置應(yīng)力較大，且約束端大于檔中，與實(shí)際工況相符。因此，在設(shè)計(jì)線路時(shí)，應(yīng)考慮線夾出口出與檔中位置的導(dǎo)線保護(hù)。

(3)鋁線股各層線股截面應(yīng)力受到張拉載荷作用下均出現(xiàn)分層現(xiàn)象，且在檔中位置，鋁線股應(yīng)力極值點(diǎn)較邊界位置發(fā)生了變化，其截面應(yīng)力最大值由絞線靠外側(cè)變?yōu)榻g線內(nèi)側(cè)，且接觸中心出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。