1 660 mm2碳纖維導線放線用張力機卷筒槽底直徑的計算

萬建成， 彭 飛， 江 明， 周海鷹

(中國電力科學研究院，北京 100055)

1 660 mm2碳纖維導線放線用張力機卷筒槽底直徑的計算

萬建成， 彭 飛， 江 明， 周海鷹

(中國電力科學研究院，北京 100055)

碳纖維導線抗彎曲、抗扭轉性能差，若張力機卷筒的倍率比過小，容易損傷導線。碳纖維導線損傷主要有3種現象：芯棒損傷、鋁線損傷和導線散股。通過碳纖維芯棒4點彎曲試驗和鋁線拉伸力學性能試驗，分別得出芯棒和鋁線損傷判據。以大規模應用的1 250 mm2大截面導線(JL1G2A-1250/100-84/19)過 1 850 mm 槽底直徑卷筒塑性區域比例為導線散股判據。以1 660 mm2大截面碳纖維導線(JLZ2X1/F2A-1660/95-492)張力放線用張力機卷筒槽底直徑為研究對象，采用ABAQUS建立了導線過6種不同槽底直徑的張力機卷筒有限元分析模型，分別計算出導線在最危險工況下的應力應變云圖，最終確定1 660 mm2大截面碳纖維導線張力放線用張力機卷筒槽底直徑為2 200 mm。

1 660 mm2碳纖維導線； 卷筒槽底直徑； 導線損傷； 有限元分析

0 引言

輸電線路張力架線用張力機(以下簡稱張力機)是在輸電線路張力架線施工中通過放線卷筒提供阻力矩，使導線通過放線卷筒在保持一定張力下被展放的機械設備。張力放線過程中，導線在卷筒上同導線槽之間單位長度上的壓應力和卷筒槽底直徑大小有很大的關系，槽底直徑越大，在同樣張力下單位長度上的壓應力就越小。卷筒槽底直徑D和導線直徑d的比值為放線卷筒的倍率比[1]。各國家采用的倍率比均不一致，如日本采用的倍率比為30，美國采用倍率比為35，意大利采用的倍率比為40,但倍率比取值均為多年來對鋼芯鋁絞線張力放線經驗總結，并沒有相應的理論支撐。

碳纖維導線是以碳纖維樹脂復合材料為中心，再包覆一層玻璃纖維樹脂復合材料的復合芯(以下簡稱芯棒)，與其外部鋁(鋁合金)線(以下簡稱鋁線)同心絞合而成[2]。碳纖維導線具有芯棒強度大，質量輕的優點，其比重約為鋼芯的25%，同時具有高溫弧垂小的優點。相對于普通鋼芯鋁絞線，在等外徑條件下具有輸電線損小、極限輸送容量大等優點。在輸電線路中應用碳纖維導線，具有明顯的經濟效益和社會效益[3-5]。

但碳纖維導線芯棒抗彎曲、抗扭轉性能差，若張力機放線卷筒的倍率比過小，容易對碳纖維導線產生損傷[6]。DL/T 5284-2012《碳纖維復合芯鋁絞線施工工藝及驗收導則》要求：張力機的雙摩擦卷筒直徑應大于碳纖維導線直徑的40倍，展放軟鋁碳纖維導線時雙摩擦卷筒直徑應小于碳纖維導線直徑的50倍。本文研究的1 660 mm2大截面碳纖維導線(以下簡稱1 660 mm2導線)型號為JLZ2X1/F2A-1660/95-492，其導線直徑為49.2 mm，且鋁線為半硬鋁材質，DL/T 5284-2012并沒有給出具體的倍率比取值，本文通過建立1 660 mm2導線過卷筒有限元模型，對卷筒槽底直徑取值開展相應的研究。

1 導線損傷判據

根據碳纖維導線結構特性及導線過張力機卷筒時受力分析，可知碳纖維導線損傷主要有3種現象：芯棒損傷、鋁線損傷和導線散股。為了完成碳纖維導線過卷筒的有限元分析，對不同卷筒直徑下的結果進行評估，需確定碳纖維導線損傷的判據[7-8]。

1.1 芯棒損傷判據

為了評估1 660 mm2導線過張力機卷筒時，芯棒是否發生斷裂破壞現象，使用MTS810材料試驗機分別對1#公司和2#公司生產的芯棒進行了4點彎曲力學性能試驗。4點彎曲試驗原理圖如圖1所示，圖中，l為300 mm，a為75 mm。

圖1 4點彎曲示意圖

芯棒4點彎曲試驗過程如圖2所示，試驗過程中，持續地增加加載點C和D的位移，直至碳纖維復合芯發生破壞為止。

圖2 4點彎曲試驗

1#芯棒應力、應變與位移曲線如圖3和圖4所示。從試驗結果可知：芯棒臨界彎曲拉伸應力約為 1 200 MPa，臨界彎曲拉伸應變約為0.01。

圖3 1#芯棒應力與位移曲線

圖4 1#芯棒應變與位移曲線

按照同樣的試驗方法，2#芯棒臨界彎曲拉伸應力約為1 400 MPa，臨界彎曲拉伸應變約為0.012。

對比上述2家公司的試驗數據，考慮到芯棒的性能分散性，提高芯棒安全性，取較小值為芯棒損傷判據，所以設定芯棒臨界彎曲拉伸應力約為 1 200 MPa，臨界彎曲拉伸應變約為0.01。

1.2 鋁線損傷判據

為了評估半硬鋁線在過張力機過程中的破壞情況，對鋁線進行了拉伸力學性能試驗，半硬鋁線拉伸斷裂如圖5所示，半硬鋁線應力應變曲線如圖6所示。從試驗結果發現：半硬鋁線在斷裂過程中發生緊縮現象，是局部塑性失穩導致了鋁線的最終破壞，分析試驗數據得到：半硬鋁線屈服強度約為100 MPa，極限強度約為 120 MPa，塑性變形失穩時的臨界拉伸應變約為0.008。

圖5 半硬鋁線拉伸斷裂形貌圖

圖6 半硬鋁線拉伸應力應變曲線

1.3 導線散股判據

為了評估1 660 mm2導線過張力機過程是否發生散股現象，應以鋁線過張力機后發生塑性區域比例作為考核參數，但該參數無法通過試驗測得。在特高壓直流工程中，1 250 mm2大截面鋼芯鋁絞線(以下簡稱1 250 mm2導線)已大規模應用，1 250 mm2導線和1 660 mm2導線均為4層鋁線結構，且導線外徑接近。經過工程驗證，1 250 mm2導線過槽底直徑為1 850 mm張力機后，既沒有出現鋁線損傷的現象，也沒有出現導線散股的現象。可將1 250 mm2導線過槽底直徑為1 850 mm張力機后鋁線塑性區域比例作為導線散股判據。

本文使用ABAQUS建立JL1G2A-1250/100-84/19型導線過1 850 mm張力機有限元分析模型，材料屬性如表1所示。

表1 1 25 0 mm2導線材料參數值

1 250 mm2導線鋁線為硬鋁材質，其屈服強度為110 MPa，1 250 mm2導線鋁線的應力云圖如圖7所示，根據有限元計算結果，可知鋁線單元進入屈服階段的個數是51個，鋁線橫截面的單元個數為390個，塑性區域約占1 250 mm2導線橫截面面積的13.1%，如圖8所示。

因此，大截面導線過張力機過程中，為了確保導線不散股，鋁線的塑性變形區域應該不大于導線橫截面面積的13.1%。

圖7 1 250 mm2導線鋁線的應力云圖

圖8 1 250 mm2導線鋁線的塑性變形區域

2 有限元分析

2.1 建模

根據LZ2X1/F2A-1660/95-492型導線技術參數，如表2所示，采用Croe建立各層鋁線模型，并通過環向陣列的方式建立導線模型。

表2 LZ2X1/F2A-1660/95-492型導線技術參數

張力機卷筒建立三維可變形體(3D Deformable Solid)，再通過約束條件的方式約束成離散的約束剛體(Rigid body)，國內現有張力機卷筒槽底直徑最大值為1 850 mm，所以建立導線過槽底直徑1 850 mm張力機有限元模型[9-11]，如圖9所示。

圖9 1 660 mm2導線過卷筒的有限元模型

2.2 單元類型

碳纖維芯棒與軟鋁股線采用三維實體可變形單元，張力機卷筒采用約束剛體。選擇單元類型是C3D8R單元。

2.3 材料屬性

1 660 mm2導線過張力機卷筒數值模型，共涉及3種材料，其中導線材料有：F2A碳纖維復合芯和LZ2X1半硬鋁，張力機卷筒材料為有機樹脂材料。材料屬性如表3所示。

表3 1 660 mm2導線材料參數值

2.4 加載方式與邊界條件

(1)初始應力

對于橫觀各項同性材料，當其受到軸向力作用時，其軸向變形應該變形協調。沿碳纖維導線軸向方向，導線芯棒和鋁線滿足橫觀各項同性特性，即導線在張力作用下，其芯棒的軸向應變等于鋁線的軸向應變，如公式所示。

EAlεAAl+ECFεACF=F

(1)

式中：EAl為鋁線彈性模量；AAl為鋁線截面積；ECF為碳纖維復合芯彈性模量；ACF為碳纖維復合芯截面積；F為放線張力。

張力放線時，放線張力一般取0.2RTS(Rated tensile strength，額定拉斷力)，不允許超過0.25 RTS。即導線計算張力為100.4 kN。將表2中相關數據代入公式(1)中，可計算出導線軸向應變。

利用導線軸向應變，可計算出鋁線軸向應力為55.1 MPa，復合芯軸向應力為94.44 MPa。

(2)加載步驟

a.在放線卷筒中心定義為鉸接固定，釋放放線卷筒旋轉自由度。

b.將導線端面約束到參考點A，并將參考點A綁定在張力機放線卷筒上。

c.將參考點A和導線端面定義運動耦合約束關系，用參考點A控制導線運動。

d.鋁線上加載軸向應力55.1 MPa，芯棒上加載軸向應力94.44 MPa。

e.定義接觸：導線過張力輪卷筒有限元模型的接觸屬性有2種，法向接觸(Normal Behavior)定義為通用接觸，切向接觸(Tangential Behavior)定義為懲罰函數方程(Penalty)，摩擦系數設為0.35。因導線鋁單線接觸面較多，各鋁單線間接觸定義為通用接觸，可實現各鋁單線在接觸分析時自動尋找接觸對，提高計算效率。

2.5 計算結果

按照上述的建模方法，對1 660 mm2導線過 1 850 mm 槽底直徑張力機的力學響應進行了數值計算，芯棒最大應力為544.0 MPa，最大應變為0.004 1，鋁線最大應力為119.2 MPa，最大應變為0.007 7。鋁股的應力云圖如圖10所示，鋁股塑性變形區域如圖11所示。

圖10 1 660 mm2導線鋁線的應力云圖

圖11 1 660 mm2導線鋁股塑性變形區域

可以明顯看出，鋁股在過張力機過程中，其局部應力超過鋁的屈服強度100 MPa，鋁股單元進入屈服階段的單元數是56個，鋁股橫截面的單元數為248個，塑性區域約占1 660 mm2導線橫截面面積的22.6%。

按照1 660 mm2導線過1 850 mm槽底直徑張力機有限元分析過程，依次完成1 660 mm2導線過2 150 mm、2 200 mm、2 250 mm和2 450 mm槽底直徑張力機有限元分析，分別計算出芯棒和鋁線的應力應變時程曲線，如圖12～15所示。并匯總有限元計算結果，如表4所示。

圖12 芯棒等效應力的時程曲線

圖13 芯棒主應變的時程曲線

圖14 鋁線等效應力的時程曲線

圖15 鋁線主應變的時程曲線

表4 導線過不同槽底直徑有限元計算結果

3 結論

(1)1 660 mm2大截面碳纖維導線過張力機卷筒時，芯棒最大等效應力隨卷筒槽底直徑的增大而減小，當卷筒槽底直徑從1 850 mm增加到 2 450 mm 時，最大等效應力從544.0 MPa降低到358.6 MPa。

(2)芯棒最大主應變隨卷筒槽底直徑增大而減小，當卷筒槽底直徑從1 850 mm增加到2 450 mm時，最大主應變從0.004 1降低到0.001 6。

(3)鋁線最大等效應力隨卷筒槽底直徑增大而緩慢地減小，當卷筒槽底直徑從1 850 mm增加到2 450 mm時，最大等效應力從119.2 MPa降低到110.8 MPa。

(4)鋁線最大主應變隨卷筒槽底直徑增大而減小，當卷筒槽底直徑從1 850 mm增加到2 450 mm時，最大主應變從0.007 7降低到0.003 3。

(5)鋁線塑性變形區域的比例隨卷筒槽底直徑增大而減小，當卷筒槽底直徑從1 850 mm增加到2 450 mm時，鋁股塑性變形區域的比例從22.6%降低到4.0%。

綜上所述，當張力機卷筒槽底直徑為2 200 mm時，1 660 mm2導線芯棒應力應變、鋁線應力應變和鋁線塑性區域比例均滿足導線損傷判據要求。為滿足JLZ2X1/F2A-1660/95-492型大截面碳纖維導線張力展放要求，提高導線展放后的質量，推薦張力機卷筒直徑應不小于2 200 mm。

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Calculation of Bullwheel Diameter of Tensioner Pulling 1 660 mm2Carbon Fiber Conductor

WAN Jiancheng， PENG Fei， JIANG Ming， ZHOU Haiying

(China Electric Power Research Institute, Beijing 100055, China)

Since the flexural and torsional properties of carbon fiber conductor are relatively poor, the conductor would be easily damaged when it passes through a bullwheel with too a small the ratio of the diameter of the bullwheel over the conductor. For the carbon fiber conductor, there are three forms of damage, namely damage of the core-rod, damage of the aluminum strand and loosen of the aluminum strand. In this paper, the damage criteria of the carbon fiber core-rod and the aluminum strand are obtained from a four-point bending test and a tension test, respectively, while the loosen criterion of aluminum strand is obtained from the plastic area ratio of the widely-used conductor(JL1G2A-1250/100-84/19) with a large cross section of 1 250 mm2through the bullwheel with a diameter of 1 850 mm. Taking into account the bottom diameter of the bullwheel used for the tensioning stringing process of carbon fiber conductor (JLZ2X1/F2A-1660/ 95-492) with a section area of 1 660 mm2, a serial of numerical models with six different bottom diameters of the bullwheel are established and the numerical simulations with finite element method are conducted by ABAQUS. The stress and strain contours of the conductor under the most dangerous loading case are acquired, and the diameter is finally determined as 2 200 mm for bullwheel used for the tensioning stringing process of carbon fiber conductor with a large section area of 1 660 mm2.

1 660 mm2carbon fiber conductor; diameter of bullwheel; damage of conductor; finite element analysis

2017-06-26。

國家電網公司科技項目(GC71-17-007)。

10.3969/j.ISSN.1672-0792.2017.12.012

TM731

A

1672-0792(2017)12-0067-06

萬建成(1971-)，女，教授級高級工程師，研究方向為導地線與金具研究，配套施工技術及機具研究。