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    耐張線夾失效過(guò)程和傳力特性

    2022-09-02 09:01:28朱登杰趙林杰李昊廖永力唐捷黃志都李銳海
    南方電網(wǎng)技術(shù) 2022年7期
    關(guān)鍵詞:鋁管鋼芯握力

    朱登杰,趙林杰,李昊,廖永力,唐捷,黃志都,李銳海

    (1. 南方電網(wǎng)科學(xué)研究院,廣州510663;2. 廣西電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院,南寧530013)

    0 引言

    耐張線夾用于將輸電線路導(dǎo)線或避雷線固定在非直線桿塔的絕緣子串上[1 - 3],起著將導(dǎo)地線錨固在耐張塔上的作用[4 - 6]。壓縮性耐張線夾是目前應(yīng)用最為廣泛的一種耐張線夾,其工作原理是通過(guò)液壓機(jī)使導(dǎo)線與耐張線夾發(fā)生塑性變形而產(chǎn)生摩擦力,進(jìn)而達(dá)到固定導(dǎo)線的作用[6 - 9]。在耐張線夾的安裝過(guò)程中,需要在高空進(jìn)行多處壓接,不僅安裝難度大,也難以保證壓接質(zhì)量,壓接不良會(huì)導(dǎo)致防滑槽漏壓、鋁線散股和芯線未壓接等缺陷[10 - 12]。不同的壓接缺陷會(huì)造成不同的失效形式,導(dǎo)線與線夾發(fā)生滑移是常見(jiàn)的一種失效形式。

    馬恒[13]等基于有限元分析軟件,以彈塑性變形理論為基礎(chǔ),對(duì)比分析了壓接模型鋼芯應(yīng)力和應(yīng)變的變化特征。牛海軍[14]等針對(duì)大截面鋁合金芯鋁型線絞線,設(shè)計(jì)了兩種配套耐張線夾,并完成了兩種耐張線夾、多種壓縮比方案的比較研究。王云輝[15]等發(fā)現(xiàn)了線夾楔塊弧槽側(cè)應(yīng)力的過(guò)于集中是導(dǎo)致NXJ型耐張線夾失效的重要原因,并提出了相應(yīng)的優(yōu)化方案。龐鍇[16]等研究發(fā)現(xiàn)耐張線夾的握力主要來(lái)自于鋼錨與鋼芯的壓接,NY-300/40型線夾的破壞模式發(fā)生轉(zhuǎn)變時(shí)鋼芯與鋼錨間的臨界壓接長(zhǎng)度在 50~60 mm。周立憲[17]等針對(duì)大截面導(dǎo)線用耐張線夾結(jié)構(gòu)型式、材料屬性及壓接工藝,研究了耐張線夾壓接后鋁管與鋼錨壓接區(qū)域縫隙形成機(jī)理。陳瑜[18]等通過(guò)基于應(yīng)變測(cè)量法的導(dǎo)線壓接握著力試驗(yàn),壓接規(guī)程中提出的壓接時(shí)鋼壓接管系統(tǒng)額定工作壓力不低于80 MPa,鋁壓接管系統(tǒng)額定工作壓力不低于63 MPa是可行的,壓接保持時(shí)間對(duì)拉斷力的影響不顯著。當(dāng)前階段對(duì)耐張線夾事故分析的方法主要有宏觀檢查、掃描電鏡與能譜分析、顯微組織觀察和材質(zhì)分析等方法[19],而從結(jié)構(gòu)試驗(yàn)的角度對(duì)事故線夾進(jìn)行分析的方法研究較少。

    本文將針對(duì)NY400-35型耐張線夾,對(duì)正常、穿管長(zhǎng)度不足以及僅壓接鋁管的3種耐張線夾進(jìn)行握力試驗(yàn),通過(guò)觀察其失效形式,對(duì)耐張線夾失效過(guò)程進(jìn)行研究;通過(guò)分析試驗(yàn)過(guò)程中應(yīng)變-載荷曲線,研究耐張線夾的傳力特性。

    1 耐張線夾壓接缺陷分析

    耐張線夾分為鋼錨和鋁管兩部分,在壓接時(shí)先將導(dǎo)線的鋁股剝掉一定的長(zhǎng)度,露出鋼芯,將鋼芯插入鋼錨內(nèi),使用液壓機(jī)配合模具將鋼芯與鋼錨壓接在一起,隨后將鋁管一側(cè)對(duì)準(zhǔn)鋼錨防滑槽進(jìn)行壓接,最后將導(dǎo)線和鋁管另一端進(jìn)行壓接,如圖1所示。

    圖1 耐張線夾壓接過(guò)程Fig.1 Crimping process of strain clamp

    由于壓接過(guò)程繁瑣,施工現(xiàn)場(chǎng)的條件有限以及壓接人員的操作因素的影響,常常會(huì)產(chǎn)生壓接缺陷。較為常見(jiàn)的壓接缺陷有:鋼芯未插入鋼錨穿管底部,會(huì)出現(xiàn)穿管長(zhǎng)度不足,壓接面積減小,進(jìn)而導(dǎo)致壓接產(chǎn)生的摩擦力減小,耐張線夾握力降低;壓接后對(duì)邊距超標(biāo)(過(guò)大)是由壓接壓力不足導(dǎo)致的,壓接壓力不足也會(huì)導(dǎo)致摩擦力減小,從而降低線夾的握力;此外,由于其他因素導(dǎo)致壓接位置存在偏差、彎曲度超標(biāo)和剝線長(zhǎng)度超標(biāo)等缺陷,都會(huì)影響耐張線夾的壓接質(zhì)量,降低耐張線夾的握力,如表1所示。耐張線夾握力不足,則會(huì)出現(xiàn)導(dǎo)線與線夾發(fā)生滑移或脫離,從而威脅整條輸電線路的穩(wěn)定運(yùn)行。

    表1 主要壓接缺陷種類(lèi)Tab.1 Types of main crimping defects

    2 試驗(yàn)設(shè)備與測(cè)量方案

    在上述所提到的壓接缺陷中,穿管長(zhǎng)度不足是耐張線夾常見(jiàn)的壓接缺陷,為了研究存在穿管長(zhǎng)度不足時(shí)耐張線夾的失效型式以及傳力特性,本文根據(jù)《電力金具試驗(yàn)方法 第1部分:機(jī)械試驗(yàn)》(GB/T2317.1—2008)[20],選取JL/G1A 400/35導(dǎo)線與NY-400/35耐張線夾,對(duì)3種壓接情況對(duì)應(yīng)的耐張線夾進(jìn)行了握力試驗(yàn):1)正常壓接(無(wú)缺陷)耐張線夾,編號(hào)為A-1,用于作對(duì)比試驗(yàn);2)僅壓接鋁管不壓接鋼芯,編號(hào)為A-2,同樣是用于作對(duì)比試驗(yàn);3)穿管長(zhǎng)度不足編號(hào)為A-3,為研究目標(biāo)耐張線夾,標(biāo)準(zhǔn)長(zhǎng)度為100 mm,本文穿管長(zhǎng)度取50 mm。

    導(dǎo)線段的兩端各壓接一個(gè)耐張線夾,然后將試件安裝在拉力試驗(yàn)機(jī)上(如圖2(a)),采用粘貼應(yīng)變片的方式測(cè)量應(yīng)變數(shù)據(jù)(如圖2(b)所示),每個(gè)試件粘貼3個(gè)應(yīng)變片,粘貼位置如圖2(c)所示,其中,應(yīng)變片1測(cè)量鋁管與鋼錨壓接位置中間的鋁管表面的應(yīng)變,應(yīng)變片2測(cè)量管與導(dǎo)線壓接位置中間的鋁管表面的應(yīng)變,應(yīng)變片3測(cè)量導(dǎo)線鋁股的應(yīng)變。為了對(duì)試驗(yàn)過(guò)程進(jìn)行更好的控制,在實(shí)驗(yàn)開(kāi)始前應(yīng)該制定加載制度,加載以20%額定拉斷力(rated tensile strength, RTS)(20.74 kN)、50%RTS(51.85 kN)、75%RTS(77.78 kN)、100%RTS(103.70 kN)和125%RTS(129.63 kN)為載荷節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加載,試驗(yàn)時(shí)從載荷從0加載至125%RTS,兩個(gè)節(jié)點(diǎn)之間的加載時(shí)間為2 min,加載至一個(gè)節(jié)點(diǎn)維持載荷不變1 min。

    圖2 耐張線夾壓接過(guò)程試驗(yàn)設(shè)備與量測(cè)方案Fig.2 Test equipment and measurement scheme for crimping process of strain clamp

    3 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果

    如圖3所示,試件A-1(無(wú)缺陷耐張線夾)在加載過(guò)程中無(wú)明顯現(xiàn)象,達(dá)到極限載荷后,線夾與導(dǎo)線突然發(fā)生滑移,并伴隨一聲巨響,線夾外部無(wú)明顯損傷,導(dǎo)線也沒(méi)有松股,在線夾出口處產(chǎn)生滑移為22.96 mm。如圖4所示,試件A-2(僅壓接鋁管)在加載過(guò)程中在鋁管非壓區(qū)緩慢發(fā)生明顯的伸長(zhǎng),表面越來(lái)越粗糙,隨后發(fā)生頸縮,最后發(fā)生突然斷裂,產(chǎn)生一聲較大響聲;試件A-3(穿管長(zhǎng)度不足)在加載過(guò)程中其鋁管變形與試件A-2相似,即鋁管非壓區(qū)先頸縮后斷裂,因此在工程實(shí)際中,若鋁管非壓區(qū)失效型式與上述情況相同,可能是耐張線夾存在穿管長(zhǎng)度不足缺陷。

    圖3 A-1試件產(chǎn)生滑移Fig.3 A-1 slip of test piece

    圖4 A-2(上)與A-3(下)試件失效形式Fig.4 Failure forms of test pieces A-2 (upper) and A-3 (lower)

    根據(jù)規(guī)范規(guī)定,耐張線夾的握力值不應(yīng)小于導(dǎo)線額定拉斷力的95%[12],本文所選取的JL/G1A 400/35導(dǎo)線的RTS為103.7 kN,A-1、A-2和A-3失效時(shí)的載荷分別占RTS比例為103.5%、81.7%和95.9%,可見(jiàn):標(biāo)準(zhǔn)試件A-1符合規(guī)范的規(guī)定,試件A-2的鋁管的極限承載力占導(dǎo)線額定拉斷力80%左右,試件A-3的握力很接近95%RTS,這是因?yàn)殇撔緩匿撳^中脫出之前也承擔(dān)了一部分載荷。

    4 耐張線夾失效過(guò)程和傳力路線分析

    4.1 耐張線夾失效過(guò)程分析

    為了研究耐張線夾結(jié)構(gòu)的失效型式,本文首先繪制了3個(gè)試件的載荷-位移圖,如圖5所示。

    圖5 試件載荷-位移曲線Fig.5 Load displacement curve of specimens

    從圖5可看出:1)試件A-1與試件A-2隨著載荷的增加,位移逐漸增大,且它們的剛度也逐漸下降,但相同位移時(shí)試件A-2所能承受的載荷小于試件A-1,這是因?yàn)樵嚰嗀-2中導(dǎo)線所有的壓力皆由鋁管承擔(dān),而鋁管的剛度勢(shì)必小于鋁管和鋼芯的組合剛度;2)試件A-3在加載初期其載荷-位移曲線與試件A-1基本重合,說(shuō)明此時(shí)導(dǎo)線張力由鋁管與鋼芯共同承擔(dān),而后試件A-3的曲線斜率明顯小于試件A-1,這說(shuō)明了鋼芯與穿管發(fā)生滑移,當(dāng)鋼芯完全從穿管抽出時(shí),鋁管承受全部導(dǎo)線張力(此時(shí)的張力大于試件A-2的極限承載載荷)迅速伸長(zhǎng)并斷裂。

    根據(jù)前述可見(jiàn),穿管長(zhǎng)度不足導(dǎo)致鋼芯與鋼錨穿管接觸面積減小,握著力降低,致使鋼芯從鋼錨穿管抽出,從而將導(dǎo)線張力全部由鋁管承擔(dān),最后由于鋁管強(qiáng)度不足而發(fā)生斷裂。

    4.2 耐張線夾傳力路線分析

    目前的研究主要是通過(guò)握力實(shí)驗(yàn)測(cè)量線夾握力判斷線夾壓接質(zhì)量是否合格,為了深入研究耐張線夾受力過(guò)程中以及載荷傳遞方式,本文繪制了3個(gè)試件的應(yīng)變-載荷曲線,如圖6所示,載荷路徑如圖7所示。從圖中可知:

    圖6 載荷-應(yīng)變曲線Fig.6 Load strain curve

    圖7 載荷路徑圖Fig.7 Load path diagram

    1)對(duì)于鋼錨防滑槽與鋁管壓接區(qū)域,認(rèn)為鋁管與鋼錨的變形是一致的(不發(fā)生滑移)。如圖7(b)所示為鋼錨防滑槽與鋁管壓接區(qū)域,圖中T為導(dǎo)線張力,F(xiàn)L為鋁管所承受的載荷,F(xiàn)GX為鋼芯承受的載荷,F(xiàn)r壓接區(qū)域的靜摩擦力(剪力)。以鋼錨為研究對(duì)象,根據(jù)受力平衡可知:

    T=FGX+Fr

    (1)

    以圖7(b)整體為研究對(duì)象,有

    T=FGX+FL

    (2)

    由式(1)與式(2)可得

    Fr=FL

    (3)

    在鋁管變形時(shí)(虎克定律),測(cè)點(diǎn)一處的應(yīng)力大小為

    σ=εEL

    (4)

    式(4)中EL為鋁管彈性模量??梢?jiàn)當(dāng)測(cè)點(diǎn)一處的應(yīng)變?chǔ)旁酱?,σ越大,意味著在該處的鋁管橫截面所受的載荷越大,即有FL越大。那么鋼芯所承受的載荷(FGX=T-FL)則越小。由圖6(a)可知,各試件的最大應(yīng)變?yōu)锳-3>A-1,即在該處鋁管承受的應(yīng)力或載荷為A-3>A-1,說(shuō)明了當(dāng)存在穿管長(zhǎng)度不足缺陷時(shí)會(huì)增大鋁管所承受的載荷,約增大44.5%。

    2)從圖6(a)和圖6(b),試件A-2在測(cè)點(diǎn)一和2的變形大于試件A-1,說(shuō)明了無(wú)缺陷的耐張線夾中鋼芯和鋁管同時(shí)承受導(dǎo)線張力。

    3)在測(cè)點(diǎn)二處,如圖7(c)所示,F(xiàn)′r壓鋁管與導(dǎo)線鋁股之間的摩擦力,F(xiàn)D為導(dǎo)線鋁股所承受的載荷,F(xiàn)GXZ為導(dǎo)線鋼芯左端所承受的載荷。假設(shè)鋁管與導(dǎo)線鋁股之間的摩擦力F′r為靜摩擦,則以鋁管為研究對(duì)象可有F′r=FL,在(1)中可知,F(xiàn)LA-3>FLA-1,則有F′r≥F′rA-3>F′rA-1,但從圖6(b)可知,試件A-1的應(yīng)變大于試件A-3,可見(jiàn)實(shí)際上F′rA-3

    4)對(duì)比圖6(a)和圖6(b),3種試件在測(cè)點(diǎn)一處的應(yīng)變皆大于測(cè)點(diǎn)二的應(yīng)變,說(shuō)明測(cè)點(diǎn)一處截面的組合剛度大于測(cè)點(diǎn)二處截面的組合剛度;另外,試件A-1的在測(cè)點(diǎn)一和測(cè)點(diǎn)二的應(yīng)變較為接近,而試件A-3在測(cè)點(diǎn)一的應(yīng)變顯著大于測(cè)點(diǎn)二處的應(yīng)變,即正常耐張線夾防滑槽壓接區(qū)與鋁管壓接區(qū)的鋁管變形基本相同,而存在穿管長(zhǎng)度不足的耐張線夾防滑槽壓接區(qū)的鋁管變形顯著大于鋁管壓接區(qū)。

    綜上可知,耐張線夾在承擔(dān)載荷過(guò)程中,有兩條路徑進(jìn)行力的傳遞,一條是鋼錨-鋁管-導(dǎo)線鋁股,另一條路徑是鋼錨-導(dǎo)線鋼芯。

    4.3 導(dǎo)線變形分析

    如圖8所示為3個(gè)試件的導(dǎo)線股線上的應(yīng)變載荷曲線,可以發(fā)現(xiàn)導(dǎo)線股線的變形過(guò)程可以分為3個(gè)階段,第一階段應(yīng)變?yōu)樨?fù)值,股線處于壓縮狀態(tài),這是由于試件中導(dǎo)線在自然狀態(tài)下是彎曲的,部分股線受拉,而有部分股線會(huì)受到壓縮,造成應(yīng)變數(shù)值出現(xiàn)負(fù)值。第二階段是線性增加階段,隨著載荷的增加,導(dǎo)線所有股線都會(huì)變成受拉狀態(tài),股線處于線性變形狀態(tài),直至線夾發(fā)生失效。

    圖8 測(cè)點(diǎn)3處的載荷-應(yīng)變曲線Fig.8 Load strain curves at measuring point 3

    5 結(jié)論

    本文對(duì)液壓型耐張線夾試件進(jìn)行了握力試驗(yàn),分析了位移與應(yīng)變實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),給出了耐張線夾傳力特性與失效過(guò)程,得到以下結(jié)論。

    1)無(wú)缺陷的耐張線夾中鋼芯和鋁管同時(shí)承受導(dǎo)線張力,且耐張線夾在承擔(dān)載荷過(guò)程中:有兩條路徑進(jìn)行力的傳遞,一條是鋼錨-鋁管-導(dǎo)線鋁股,另一條路徑是鋼錨-導(dǎo)線鋼芯。

    2)通過(guò)載荷-應(yīng)變曲線可判定,當(dāng)存在穿管長(zhǎng)度不足時(shí)會(huì)增大鋁管所承受的載荷,約增大44.5%,即該類(lèi)缺陷改變了耐張線夾內(nèi)部的傳力性質(zhì),導(dǎo)致鋼錨-鋁管-導(dǎo)線鋁股路徑所承受的載荷增大。

    3)試件A-2(僅壓接鋁管)的握力值為1.7%RTS小于規(guī)范要求(95%RTS),試件A-1(正常線夾)的握力值103.5%RTS大于規(guī)范要求,而試件A-3(穿管長(zhǎng)度不足)的握力值為95.9%RTS極為接近規(guī)范值(大于),因此,當(dāng)穿管長(zhǎng)度大于50 mm時(shí),耐張線夾握力值滿(mǎn)足規(guī)范要求。

    4)在工程實(shí)際中,如果發(fā)生鋁管非壓區(qū)先頸縮后斷裂失效形式,一般是由耐張線夾穿管長(zhǎng)度不足導(dǎo)致;穿管長(zhǎng)度不足導(dǎo)致鋼芯與鋼錨穿管接觸面積減小,握著力降低,致使鋼芯從鋼錨穿管抽出,導(dǎo)致導(dǎo)線張力全部由鋁管承擔(dān),最后由于鋁管強(qiáng)度不足而發(fā)生斷裂。

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