大跨越架空輸電導(dǎo)線鋁部應(yīng)力分布試驗

汪峰 曾超 薛春林 溫作銘

收稿日期：2021-11-09

網(wǎng)絡(luò)出版日期：2022-01-11

基金項目：國家自然科學(xué)基金資助項目（51778343）；中國能源建設(shè)集團規(guī)劃設(shè)計有限公司科研資助項目（GSKJ2-D03-2020）。

作者簡介：汪峰（1979—），男，副教授，博士，主要從事工程索類結(jié)構(gòu)振動控制研究，（E-mail）wanggoody@126.com。

摘要：為了掌握大跨越架空輸電導(dǎo)線鋁部應(yīng)力空間分布特性，以JLHA1/G6A-500/280型特強鋼芯鋁合金導(dǎo)線為研究對象，采用鋁股絲表面激光刻槽，內(nèi)嵌高靈敏、超大復(fù)用容量超弱光纖光柵，搭建了大跨越輸電導(dǎo)線鋁部應(yīng)力試驗平臺，研究了不同張力條件下大跨越架空輸電導(dǎo)線鋁部應(yīng)力分布規(guī)律，建立了大跨越導(dǎo)線實體有限元模型，分析了鋁股應(yīng)力分布特征，并驗證了試驗結(jié)果的正確性。結(jié)果表明：導(dǎo)線承受張力作用時，外層鋁股和次外層鋁股應(yīng)力不同，外層鋁股應(yīng)力小于次外層鋁股應(yīng)力，導(dǎo)線同層鋁股應(yīng)力基本相同；鋁股應(yīng)力隨導(dǎo)線張力的增大呈線性增大趨勢，張力每增大1%，鋁股應(yīng)力增大約10%。不同導(dǎo)線張力作用時鋼股和鋁股應(yīng)力均呈現(xiàn)環(huán)狀分層特性，鋁股平均應(yīng)力小于鋼股平均應(yīng)力，鋁部和鋼股應(yīng)力比約為3∶7；外層和次外層鋁合金股絲應(yīng)力沿圓周向分布不均勻，建議大跨越導(dǎo)線線型設(shè)計時考慮鋁股絲分層特性。

關(guān)鍵詞：大跨越輸電導(dǎo)線；超弱光纖光柵；鋁部應(yīng)力；分層特性；試驗研究

中圖分類號：TM75 ???????????文獻標(biāo)志碼：A ????????文章編號：1000-582X（2024）03-066-09

大跨越輸電線多由高強度鍍鋅鋼芯和外層鋁合金股絲絞制而成，其鋼芯和鋁股層數(shù)多，螺旋形態(tài)復(fù)雜?，F(xiàn)有導(dǎo)線設(shè)計時，往往忽略鋁部應(yīng)力或作簡易的估算^[1]，但隨著導(dǎo)線跨越檔距變長，輸送容量增大^[2]，鋁部應(yīng)力逐漸成為發(fā)揮導(dǎo)線機械性能的控制性因素。大跨越架空輸電線路檔距大、懸掛點高，相關(guān)張力試驗研究較少^[3?4]。因此，開展大跨越架空輸電線鋁部應(yīng)力研究具有十分重要的意義。

目前，針對架空輸電線導(dǎo)線力學(xué)特性，國內(nèi)外學(xué)者從理論、數(shù)值和試驗角度進行了廣泛研究，取得了豐富的研究成果。Frigerio等^[5]提出了鋼絲繩內(nèi)各股絲中心線的數(shù)學(xué)表示，并通過CATIA和Matlab展示了鋼絲繩的建模過程。蔡斯特等^[6?7]推導(dǎo)了絞線各層股絲的應(yīng)力分配數(shù)值計算公式；Liu等^[8]建立了2種典型導(dǎo)線的有限元模型，并仿真模擬了導(dǎo)線在張力作用下的力學(xué)性能；Kmet等^[9]建立了5層結(jié)構(gòu)絞線三維模型，研究了導(dǎo)線受拉與受彎狀態(tài)下的應(yīng)力變化規(guī)律，通過拉伸與彎曲的靜力試驗，驗證了仿真模擬結(jié)果；秦力等^[10]通過仿真模擬發(fā)現(xiàn)導(dǎo)線夾持區(qū)的應(yīng)力集中部位處于U型螺栓與懸垂線夾出口處；李培生等^[11]通過建立三維實體模型和有限元模型對導(dǎo)線截面的應(yīng)力分布情況進行了分析；盧銀均等^[12]研究了彎曲狀態(tài)下的導(dǎo)線應(yīng)力與變形規(guī)律；Feyrer^[13]分析了拉伸載荷下的鋼絲繩應(yīng)力以及張力拉伸試驗方法；周昕愷等^[14]分析了荷載一定時導(dǎo)線的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系；黃欲成等^[15]建立了導(dǎo)線的三維有限元模型，研究了大跨越導(dǎo)線鋼芯和鋁部應(yīng)力分布規(guī)律；芮曉明等^[16]構(gòu)建了導(dǎo)線三維模型，研究了導(dǎo)線應(yīng)力分層特性，并在導(dǎo)線表面粘貼強光柵，研究導(dǎo)線張力與應(yīng)力關(guān)系；祝賀等^[17?18]分析了不同彎曲狀態(tài)下導(dǎo)線分層應(yīng)力特性，并在小截面導(dǎo)線粘貼鋼筋應(yīng)變片，測量導(dǎo)線在拉力作用下的鋁股應(yīng)力。

綜上所述，大部分研究從理論和有限元模擬角度，開展了輸電導(dǎo)線的結(jié)構(gòu)特性以及股絲應(yīng)力研究，但從試驗角度研究大跨越輸電導(dǎo)線鋁部應(yīng)力較少。以往的試驗多采用傳統(tǒng)的表貼式應(yīng)變計測量外層鋁股應(yīng)力，大跨越輸電線由于鋼芯和鋁股層數(shù)多，螺旋形態(tài)復(fù)雜，在運行張力作用下次外層和外層鋁股應(yīng)力如何分布，尚未有明確結(jié)論。因此，文中以JLHA1/G6A-500/280型特強鋼芯鋁合金導(dǎo)線為對象，通過在次外層和外層鋁股表面激光刻槽，內(nèi)嵌超弱分布式光纖光柵方法，開展大跨越架空輸電導(dǎo)線鋁部應(yīng)力試驗研究，并與數(shù)值模擬結(jié)果進行對比驗證，揭示大跨越架空輸電線鋁部應(yīng)力空間分布規(guī)律。研究結(jié)果為大跨越輸電導(dǎo)線的鋁部應(yīng)力設(shè)計提供理論依據(jù)。

1試驗概況

1.1試驗設(shè)計

試驗對象為JLHA1/G6A-500/280型特強鋼芯鋁合金大跨越輸電導(dǎo)線，該導(dǎo)線共6層股絲，額定拉斷力（rated tensile strength， RTS）F_RTS=676.2 kN，詳細結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。為了測試導(dǎo)線鋁部應(yīng)力分布，選擇2根鋁合金股絲，首先對鋁合金表層進行刻槽處理，為避免影響鋁合金股絲的強度，刻槽深度取1 mm，然后將直徑0.25 mm超弱光纖光柵封裝填充到刻槽內(nèi)，制成復(fù)合光纖光柵的鋁合金股絲。最后將復(fù)合光纖光柵的鋁合金股絲、普通的鋁合金股絲和鋼股絲，按照導(dǎo)線結(jié)構(gòu)組成捻制成300 m長導(dǎo)線，截取2段導(dǎo)線作為試驗樣品。

試驗平臺由固定端、張拉端和光纖測試系統(tǒng)組成，試驗平臺布置圖，如圖1所示。根據(jù)GB/T1179-2017建議^[19]，考慮實際情況，試驗檔距取13 m。平臺兩端采用預(yù)絞絲固定導(dǎo)線，張拉端采用拉力試驗機進行張拉，光纖波長采用大容量超弱光纖光柵分析儀進行數(shù)據(jù)采集。試驗導(dǎo)線安裝完畢后，進行張拉，采集不同張力條件下鋁合金股絲應(yīng)力應(yīng)變。

1.2加載裝置與加載制度

加載設(shè)備選用微機控制的拉力試驗機，最大載荷為300 kN，在整個試驗過程中，張力變化小于0.5%，現(xiàn)場加載裝置如圖2所示。試驗采用荷載控制的加載制度，分成預(yù)加載階段、加載階段和卸載階段。預(yù)載階段施加F_RTS=13.5 kN（約2%的導(dǎo)線額斷張拉力）導(dǎo)線張力，并持荷10 min消除非彈性變形，同時采集導(dǎo)線應(yīng)變初始數(shù)據(jù)。加載階段的荷載施加步長為800 N/s，采用逐級加載，加載至每一級后，持荷12 min保證荷載值達到穩(wěn)定。卸載階段采取分級卸載至張力為零。

1.3試驗測點布置和試驗工況

為了獲得導(dǎo)線縱向不同位置的鋁合金股絲應(yīng)力變化，試驗采用柵距為0.3 m的高密度超弱光纖光柵uwFBG（ultra-weak fiber bragg grating），超弱光纖光柵測點縱向布置和橫截面布置如圖3所示。超弱光纖光柵的結(jié)構(gòu)與傳統(tǒng)光纖光柵（反射率一般在90%）類似，但反射率一般低于0.1%，極低的反射率可以大幅提高超弱光柵的復(fù)用性能，也使光柵陣列具備了一些新的傳感機制，符合本次試驗需求。

試驗采用RS-HFBGA-04型大容量超弱光纖光柵分析儀，監(jiān)測不同導(dǎo)線張力條件下導(dǎo)線鋁部應(yīng)力應(yīng)變。導(dǎo)線處于加載階段時，采集儀自動記錄每個荷載工況下光纖波長變化值。大跨越導(dǎo)線運行張力一般取F_RTS為18%～25%^[20]，考慮張拉條件，并適當(dāng)加密張力區(qū)間，試驗張力F_RTS從15%開始施加，到40%結(jié)束。在F_RTS為20%～25%張力區(qū)間內(nèi)進行工況加密，張力間隔F_RTS=0.5%，總共25個工況。

試驗前選取內(nèi)嵌光纖光柵的鋁合金股絲進行張拉標(biāo)定，以便根據(jù)光纖光柵的波長，計算鋁股應(yīng)力值，通過標(biāo)定，測量波長與張力斜率K，標(biāo)定結(jié)果K為1.076。

2試驗結(jié)果分析

目前，大跨越導(dǎo)線鋁部應(yīng)力簡易理論計算值^[1]為

依據(jù)公式（1）計算導(dǎo)線鋁股平均應(yīng)力時，實際上忽略導(dǎo)線分層特性，即內(nèi)外層鋁股受力的差異。

2.1鋁股軸力分布

導(dǎo)線張力F_RTS=15%、20%、25%時，試驗檔距的檔中10個測點的鋁部軸力測試結(jié)果以及與理論值的對比如圖4所示。

由圖4可知，同一導(dǎo)線張力作用下，外層鋁股和次外層鋁股軸力不同，外層鋁股軸力小于次外層鋁股軸力，但同層鋁股軸力基本相同。在F_RTS=15%張力作用下，外層鋁股軸力平均值約為0.60 kN，次外層鋁股軸力平均值約為1.30 kN。另外，導(dǎo)線張力F_RTS=15%增大到25%時，外層鋁股和次外層鋁股軸力逐漸增大。張力F_RTS=15%時外層鋁股軸力平均值在0.60 kN，張力F_RTS增大到25%時，外層鋁股軸力平均值增大到1.22 kN左右。由此可見，張力F_RTS每增大1%時，外層鋁股軸力增大約0.06 kN，增長率約為10.3%。同樣條件下，次外層鋁股軸力增大約0.11 kN，增長率約為8.5%。由此可得，張力F_RTS每增大1%，外層鋁股和次外層鋁股軸力平均增大約為9.4%。

由圖4還可知，沿著導(dǎo)線軸向，同層鋁股軸力基本一致，但并不完全相同。例如，F_RTS=15%張力條件下，次外層鋁股3的軸力在1.40 kN左右變化，而次外層鋁股4的軸力在1.21 kN左右變化，兩股絲的平均軸力約為1.30 kN。其原因是，導(dǎo)線絞制后，次外層鋁股3和次外層鋁股4中的光纖光柵所處位置存在偏差。

由式（1）可計算F_RTS=15%、20%、25%時3種導(dǎo)線張力，導(dǎo)線鋁部應(yīng)力分別為0.67、0.89、1.14 kN。對比理論值和試驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，鋁股軸力理論計算值和外層鋁股軸力值比較接近，但是明顯小于次外層鋁股軸力值。由此可知，大跨越導(dǎo)線各層鋁股受力并不相同，外層鋁股軸力小于次外層。建議大跨越導(dǎo)線設(shè)計時考慮導(dǎo)線鋁股分層特性。

2.2鋁股軸應(yīng)力分布

導(dǎo)線張力從101.43 kN（F_RTS=15%）逐步增加到270.48 kN（F_RTS=40%）時，對于樣品導(dǎo)線1，試驗檔距的檔中10個測點的軸應(yīng)力測試結(jié)果如圖5所示。對于樣品導(dǎo)線2，試驗檔距的檔中10個測點的軸應(yīng)力測試結(jié)果如圖6所示。圖5和圖6的縱坐標(biāo)鋁股絲應(yīng)力均為檔中10個測點應(yīng)力的平均值。

由圖5可知，隨著導(dǎo)線張力增大，外層鋁股應(yīng)力與次外層鋁股應(yīng)力均呈現(xiàn)線性增大趨勢，且外層鋁股應(yīng)力小于次外層鋁股應(yīng)力。導(dǎo)線張力F_RTS從15%，外層鋁股應(yīng)力是57.36 MPa，內(nèi)層鋁股應(yīng)力是125.06 MPa，導(dǎo)線張力F_RTS增大到40%，外層鋁股應(yīng)力是211.34 MPa，內(nèi)層鋁股應(yīng)力是392.86 MPa。外層鋁股的軸向應(yīng)力增大10.7%，次外層鋁股軸向應(yīng)力值相對增大8.6%。由此可見，鋁股應(yīng)力隨導(dǎo)線張力線性增大，導(dǎo)線張力F_RTS每增加1%，外層和次外層鋁股應(yīng)力平均增大約9.7%。

由圖6可知，樣品導(dǎo)線2的鋁部應(yīng)力分布規(guī)律和樣品導(dǎo)線1相似，鋁股應(yīng)力隨導(dǎo)線張力線性增大。導(dǎo)線張力F_RTS每增加1%，外層和次外層鋁股應(yīng)力平均增大10.9%。

由圖5和圖6可知，鋁股應(yīng)力隨導(dǎo)線張力呈現(xiàn)線性增大的趨勢，張力F_RTS每增大1%，鋁股軸向應(yīng)力增大約10%。但在相同導(dǎo)線張力條件下，樣品導(dǎo)線1和樣品導(dǎo)線2鋁股應(yīng)力值不完全相同，其原因是股絲絞制過程中，由于股絲較長，產(chǎn)生了扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象，光纖的相對位置發(fā)生了變化，最終導(dǎo)致2個樣品的測試值存在差異。

3數(shù)值模擬分析

導(dǎo)線雖然布置了分布式光纖光柵，可測量沿導(dǎo)線縱向不同位置處的外層、次外層鋁股應(yīng)力，但鋁股絲沿圓周方向的應(yīng)力分布需要借助有限元方法獲取，同時借助有限元模擬可對比驗證試驗測試結(jié)果。因此，文中采用有限元軟件構(gòu)建了相同型號導(dǎo)線的三維有限元模型。

考慮計算機時和計算效率，導(dǎo)線模型長度取50 mm。采用Solid186實體單元，構(gòu)建導(dǎo)線實體有限元模型，考慮股絲相鄰層的摩擦接觸作用。導(dǎo)線模型沿導(dǎo)線縱向分為20等份，共1 556 499個節(jié)點，262 880個單元。模型一端固定約束，另一端面外設(shè)置剛性點，將此端面的節(jié)點和剛性點進行耦合處理，以便通過該剛性點施加導(dǎo)線張力。導(dǎo)線有限元模型如圖7所示。

3.1導(dǎo)線截面分層應(yīng)力

利用有限元模型，分別計算導(dǎo)線張力F_RTS為15%、20%、25%、30%、35%、40%額斷張拉力時鋁股應(yīng)力。限于篇幅，僅列出了張力F_RTS= 25%時，導(dǎo)線檔中截面應(yīng)力分布結(jié)果如圖8所示。圖8（b）中的軸向平均應(yīng)力值，通過對單根股絲截面各個不同應(yīng)力位置進行應(yīng)力積分，最后再平均分布到整個股絲截面。

由圖8（a）可知，對導(dǎo)線整體截面而言，張力F_RTS為25%額斷張拉力時，導(dǎo)線鋼股和鋁股應(yīng)力呈現(xiàn)環(huán)狀分層分布，各層鋼股、鋁股軸向應(yīng)力變化呈由內(nèi)至外逐漸變小的趨勢。由圖8（b）可知，對于鋼股絲而言，第3層鋼股絲平均應(yīng)力小于中心層鋼股絲平均應(yīng)力，說明從內(nèi)到外鋼股應(yīng)力逐漸減小。對于鋁股而言，第5層鋁股絲的平均應(yīng)力小于第4層鋁股絲的平均應(yīng)力，說明鋁股次外層應(yīng)力大于鋁股外層應(yīng)力，鋁部應(yīng)力分布規(guī)律與試驗結(jié)果基本吻合。

由圖8（b）還可知，外層鋁股應(yīng)力最大值為109.05 MPa，內(nèi)層鋼股應(yīng)力最大值為464.17 MPa。計算統(tǒng)計導(dǎo)線所有鋁股和鋼股絲應(yīng)力，可得該導(dǎo)線的鋁部和鋼股應(yīng)力比約為3∶7。說明該大跨越JLHA1/G6A-500/280型導(dǎo)線的鋼股層承擔(dān)了較大張力作用，鋁股主要是傳輸電能。

3.2鋁合金股絲圓周方向應(yīng)力

單根鋁合金股絲圓周方向應(yīng)力劃分為46等份，將截面圓周最大應(yīng)力值點設(shè)為0°，逆時針方向為角度增大的方向，計算導(dǎo)線鋁股圓周方向應(yīng)力變化，如圖9所示。

由圖9可知，不同導(dǎo)線張力條件下，鋁合金股絲沿圓周方向應(yīng)力分布不均勻。導(dǎo)線張力越大，相同圓周角度的鋁合金股絲單元應(yīng)力呈現(xiàn)增大趨勢。外層和次外層鋁股均在0°時圓周應(yīng)力最大，外層鋁股大約在130°位置時圓周應(yīng)力最小，而次外層鋁股大約在150°位置時圓周應(yīng)力最小，2層鋁股出現(xiàn)最小應(yīng)力位置存在相位差。其原因是外層和次外層鋁股捻制角度不同，外層捻角為10.51°，而內(nèi)層捻角為14.37°。

3.3試驗結(jié)果與仿真對比

不同導(dǎo)線張力條件下，2根樣品導(dǎo)線的外層與次外層鋁股應(yīng)力試驗測試值和有限元模擬計算值對比如圖10所示。圖中導(dǎo)線1-1代表樣品導(dǎo)線1的外層鋁股1，導(dǎo)線1-2代表導(dǎo)線1的外層鋁股2，導(dǎo)線1-3代表導(dǎo)線1的次外層鋁股3，導(dǎo)線1-4代表導(dǎo)線1的次外層鋁股4，導(dǎo)線2-1、2-2、2-3和2-4分別代表樣品2的外層和次外層鋁股。

由圖10可知，整體而言，不同導(dǎo)線張力條件下，樣品導(dǎo)線1和樣品導(dǎo)線2的鋁股應(yīng)力試驗值處于有限元模擬計算最大值和最小值之間，說明了試驗結(jié)果的正確性。由圖10（b）可知，樣品導(dǎo)線1的次外層鋁股應(yīng)力大于模擬值，個別數(shù)據(jù)有偏差，其原因是股絲刻槽嵌入光纖后，絞制成導(dǎo)線過程中出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)偏差，導(dǎo)致測試所得的應(yīng)力值大于模擬值。

4結(jié)??論

文中采用對大跨越架空導(dǎo)線鋁合金股絲內(nèi)嵌超弱光纖光柵的方法，測試了導(dǎo)線外層與次外層鋁股的應(yīng)力隨導(dǎo)線張力變化而變化的規(guī)律。并通過有限元仿真計算對比了試驗結(jié)果，得出如下結(jié)論：

1）相同導(dǎo)線張力作用下，外層鋁股和次外層鋁股軸力不同，外層鋁股軸力小于次外層鋁股軸力，導(dǎo)線同層鋁股軸力基本相同。大跨越導(dǎo)線鋁部應(yīng)力計算建議考慮導(dǎo)線鋁股分層特性。

2）隨著導(dǎo)線張力的增大，外層鋁股應(yīng)力與次外層鋁股應(yīng)力均呈線性增大趨勢，外層鋁股軸向應(yīng)力小于次外層鋁股軸向應(yīng)力。鋁股應(yīng)力隨導(dǎo)線張力線性增大，導(dǎo)線張力F_RTS每增加1%，外層和次外層鋁股應(yīng)力平均增大約10%。

3）從導(dǎo)線整體截面而言，導(dǎo)線張力作用下，導(dǎo)線鋼股和鋁股應(yīng)力呈現(xiàn)環(huán)狀分層，且外層鋁股平均應(yīng)力小于內(nèi)層鋼股平均應(yīng)力。導(dǎo)線鋁部和鋼股應(yīng)力比約為3∶7。

4）導(dǎo)線張力作用下，鋁合金股絲應(yīng)力沿圓周向應(yīng)力分布不均勻。試驗測得的導(dǎo)線鋁股應(yīng)力處于模擬計算最大值和最小值之間，說明試驗結(jié)果是正確的。

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（編輯??詹燕平）