楔形耐張線夾-絞線有限元數(shù)值分析與優(yōu)化

國網(wǎng)江蘇省電力有限公司南通供電分公司 唐玉婷 王軼峰 李其軍 南通大學 周昕愷 劉蘇蘇

鋼芯鋁絞線廣泛運用于各種電壓等級的架空輸配電線路，耐張線夾是高壓電網(wǎng)建設的關鍵金具，其對絞線的夾握力大小直接影響到輸電線路的安裝與鋪設。楔形耐張線夾易于加工、安裝方便，但仍存在握力不足的問題[1]。隨著有限元法的數(shù)值分析理論和計算機技術的發(fā)展，使越來越多的復雜工程問題和結構分析用有限元法求解成為現(xiàn)實[2]。相比于實驗法效率更高、成本更低，相比于理論分析，有限元能考慮到更多的影響因素。

為更好分析楔形耐張線夾對鋼芯鋁絞線的夾持性能，考慮到線夾-絞線存在的材料差異，線夾內(nèi)部、絞線與線夾之間、絞線內(nèi)部的復雜接觸關系，以及邊界加載等諸多影響絞線應力的因素[3]，建立了楔形耐張線夾-鋼芯鋁絞線的有限元模型。通過數(shù)值計算分析，獲得到了線夾-絞線模型的應力應變分布規(guī)律，設計了正交試驗，分析了楔形耐張線夾不同結構參數(shù)對線夾-絞線夾持性能的影響。

1 線夾-絞線有限元模型的建立

1.1 鋼芯鋁絞線模型的建立

本文以TACSR/AS-410/70鋼芯鋁絞線和NX-400型楔形耐張線夾為研究對象，建立其幾何模型（圖1）。工程運用中，各螺旋絞線層圍繞中芯鋼股分層順序絞制，除中芯外相鄰層絞線絞制方向相反。拉伸載荷作用下的絞線，當載荷較小時絞線處于彈性變形階段，隨著載荷的增加，鋁股線的接觸區(qū)域首先發(fā)生塑性擠壓變形，當載荷進一步增大時絞線整體逐漸進入塑性變形階段。為模擬絞線線材的彈塑性，建模過程中采用雙線性等向強化模型，相應鋼、鋁材料參數(shù)為：彈性模量(GPa)180/60、切線模量(GPa)20/6、泊松比0.27/0.3、屈服強度(GPa)1.5/0.3、屈服極限(GPa)1.1/0.17、抗拉強度(GPa)1.8/0.35。

絞線模型中存在線接觸與點接觸，考慮到模型加載后接觸位置的變形過程，且為便于接觸設置，均采用面-面接觸模擬絞線中的接觸。由于所建實體模型為三維模型，故選用Solid185單元，目標單元TARGE170，接觸單元CONTA173。

NX-400型楔形耐張線夾結構較復雜，內(nèi)部包括上下楔塊，外部包括2塊抽匣、2塊外殼、2塊掛板及相應螺栓、螺母、銷釘?shù)冗B接件。此處對線夾結構進行了合理簡化，由于線夾及絞線接觸長度較長，如若完整復原其接觸面會導致有限元網(wǎng)格劃分后單元數(shù)量過多，運算時間過長，現(xiàn)只對部分線夾-絞線模型進行建模，減少模型尺寸長度，在保證網(wǎng)格劃分精度的前提下降低網(wǎng)格數(shù)量，減少運算時間。其內(nèi)楔、外楔的幾何參數(shù)為：長度(mm)72/40、寬度(mm)34/50、高度(mm)12/50、楔形角度(°)2.5/2.5、線槽弧度直徑(mm)28.5/6。

1.2 線夾-絞線模型的網(wǎng)格劃分及求解參數(shù)設置

有限元模型的網(wǎng)格劃分需兼顧計算精度和資源消耗。根據(jù)線夾相關幾何尺寸及線夾內(nèi)楔與絞線接觸、內(nèi)外楔之間接觸，絞線股絲直徑僅為3.5mm和4.5mm，而線夾尺寸遠大于此，故在將絞線劃分為細小單元時，其精度要求已大于線夾的精度要求；而在線夾與絞線的接觸面上，線夾的材料硬度相比鋼芯鋁絞線外層鋁股絲的硬度大，即內(nèi)楔相較于絞線為不易變形部分。綜合考慮以上兩點因素，在線夾-絞線模型中劃分絞線網(wǎng)格尺寸大小為1mm，劃分線夾內(nèi)外楔塊網(wǎng)格尺寸大小為5mm。得到網(wǎng)格劃分如圖1。

圖1 線夾-絞線幾何模型及網(wǎng)格劃分示意圖

在線夾-絞線有限元模型中邊界條件選擇加載端加載方式。絞線間接觸設定可將每層股絲表面節(jié)點定為一個整體，在相鄰層之間建立接觸對，其中少數(shù)面為目標面、多數(shù)面為接觸面，摩擦系數(shù)0.3；同樣設定線夾與絞線間的接觸時，也將最外層鋁股的表面設定為一個整體，鋁股表面為接觸面、內(nèi)楔線槽弧面為目標面，摩擦系數(shù)0.8；內(nèi)外楔線夾以小面為目標面、大面為接觸面，摩擦系數(shù)0.1。設定增廣拉格朗日算法，高斯接觸點，設置法向接觸剛度為0.01，允許侵徹系數(shù)為0.1。求解參數(shù)設定為采用3個載荷步每步迭代20次，以力為收斂準則。計算完成后，可分別查看線夾-絞線模型整體及每一零部件的等效應力、等效應變、軸向應力、剪切應力、接觸應力云圖及變形云圖。

1.3 數(shù)值計算結果分析

根據(jù)上述線夾-絞線的有限元模型，完成線夾-絞線模型的有限元仿真分析，當絞線端面固定，線夾上施加沿絞線軸向5kN載荷時，模型整體的等效應力應變云圖如圖2所示。由圖可知，絞線的直股鋼芯和螺旋鋼芯應力比外層鋁股絲應力更高，但外層鋁股絲對應線夾夾持位置的上下兩部分股絲出現(xiàn)局部應力較大。這說明線夾夾持絞線時，外層股絲將受到的擠壓力和摩擦力逐漸傳遞至內(nèi)層股絲，中芯鋼絲雖然承擔絞線的主要張力，但由線夾直接夾持接觸的部分外層鋁股絲仍受到較大的擠壓力和摩擦力。可看出模型整體應變分布與應力分布類似，由于外層鋁股絲比內(nèi)層鋼股絲更軟、更容易變形，絞線的股絲應力分布外層比內(nèi)層大；由于線夾材料為鋼材，比鋁股絲更硬，故線夾整體應變比絞線大。

圖2 線夾-絞線模型整體等效應力應變云圖

絞線應力分布如圖3，可看出絞線在被線夾內(nèi)楔包夾的接觸面上應力、應變比絞線側面未被包夾部分應力、應變大，說明絞線在線夾夾持下，被內(nèi)鍥包夾的外層鋁股絲將首先產(chǎn)生擠壓變形。同時，絞線上對應線夾外楔末端位置處的應力、應變比絞線和線夾接觸面其余位置的更大，說明此處為絞線受力薄弱點，這與實驗所得結果相符合。

圖3 絞線模型應力應變云圖

線夾應力分布如圖4所示，由圖可看出，線夾外楔上應力、應變最大，這是由于外楔依靠其斜面結構給內(nèi)楔施加壓力，而外楔末端應力、應變比前端更大，是因為當絞線受到向外的拉力時外楔末端先受到擠壓，且當變形量相同時末端變形比率更大，故線夾外楔末端應力、應變最大。

圖4 線夾模型應力應變云圖

2 楔形耐張線夾的結構優(yōu)化設計與分析

通過對線夾-絞線有限元模型的數(shù)值仿真分析，探究線夾不同結構參數(shù)對線夾夾持性能的影響，為線夾的結構優(yōu)化設計提供方向。

2.1 模型結構參數(shù)的影響

目前對線夾模型的結構參數(shù)調整從三個點來調整：線夾內(nèi)、外楔的鍥形角度；線夾內(nèi)楔線槽的曲面半徑；線夾內(nèi)楔線槽的深度。對其擬定三個調整參數(shù)，分別為楔形角度(°)2.25、2.5、2.75；曲面直徑(mm)28.5、28.5/30、28.5/31.5；深度(mm)7.25、7.75、8.25。為減少計算工作量，據(jù)此可將線夾結構參數(shù)可視為3因素3水平，按L9(34)正交表安排試驗，通過9次試驗得到與全面試驗分析相同的結果，9次試驗安排分別為：楔形角度(°)2.25/2.25/2.25/2.5/2.5/2.5/2.75/2.75/2.75、曲面半徑(mm)14.25/15/15.75/14.25/15/15.75/14.25/15/15.75、深度(mm)7.25/7.75/8.25/7.75/8.25/7.25/8.25/7.25/7.75。

表1 絞線線夾應力極差分析

為得到線夾結構參數(shù)對線夾-絞線模型的應力影響，分別記錄了9組仿真分析計算結果的絞線最大等效應力值和線夾最大等效應力值：絞線(MPa)373.02/377.01/439.12/316.89/284.64/410.09/213.39/34 7.37/260.75，線夾(MPa)26.708/32.045/21.544/51.9 51/53.179/35.36 /57.706/28.248/27.719。

對絞線最大等效應力和線夾最大等效應力分別進行極差分析，分析得出三個因素及誤差對絞線應力影響比例。由表1可知，對絞線應力影響從大到小依次是楔形角度、曲面半徑、深度，影響比例約為2:1:1，對線夾應力影響從大到小依次是楔形角度、曲面半徑、深度，影響比例約為4:3.5:3；當楔形角度增大時絞線應力降低、線夾應力增大；曲面從圓變?yōu)闄E圓，曲面半徑增大、絞線應力增大、線夾應力降低；線夾內(nèi)楔線槽深度增大，絞線應力降低、線夾應力增加，可發(fā)現(xiàn)當絞線應力降低時線夾應力增大，這說明線夾承擔了一部分絞線上的應力，避免絞線因為應力過大而損壞。

表2 絞線應力方差分析

進一步對絞線應力正交試驗結果進行方差分析，由表2可知，楔形角度、曲面半徑和線槽深度三個參數(shù)都存在一定顯著性（F值），但其衡量顯著性的指標（P值）較大，故三個因素都不是顯著因素。由表1、表2可知，對楔形耐張線夾的3個結構參數(shù)進行正交試驗極差分析和方差分析時發(fā)現(xiàn)，在正交試驗結果中存在較大誤差，三個因素都不是顯著因素。推測在上述正交分析中，沒有考慮到3個結構參數(shù)之間的交互作用，產(chǎn)生了模型誤差，使分析結果不準確。

再次進行正交試驗分析，考慮3個結構參數(shù)及參數(shù)間交互作用，依照L27二列交互作用表設計試驗表頭，如表3所示，其中B×C為線夾曲面半徑和線槽深度的交互作用，由于交互作用自由度為4，占據(jù)兩列表頭。正交表進行5因素3水平正交試驗，本次試驗為全面試驗，L27正交試驗的27次絞線應力(MPa)試驗結果為：208.85/235.08/242.98/254.79/241.91/227/225.63/209.87/206.75/192.89/200.97/1 86.67/210.56/211.66/200.69/252.49/235.24/231.84/218.62/191.35/153.28/204.85/175.36/191.15/217.05/213.48/203.69。

表3 L27正交試驗表頭

表4 絞線應力極差分析

表5 絞線應力方差分析

對L27試驗結果進行極差分析和方差分析，分析結果如下表4和表5，從極差分析中可看出楔形角度、曲面半徑、深度、曲面半徑和深度的交互作用對絞線應力影響占比約為3.1:1.9:1.6:1，其中曲面半徑增大時絞線應力增大，楔形角度和深度增大時絞線應力降低，與L9試驗結果較為一致。從方差分析中可看出楔形角度是影響線夾夾持性能的顯著影響。

2.2 線夾優(yōu)化

根據(jù)上述正交試驗結果，認為線夾楔形角度對絞線應力影響最大。楔形角度越大、曲面半徑越小、線槽深度越深時絞線應力最小，選擇一組最優(yōu)解，楔形角度為2.75°，曲面半徑14.25mm、線槽深度8.25mm時，有限元計算結果絞線應力為153.28MPa。

綜上，本文以楔形耐張線夾夾持鋼芯鋁絞線為研究對象，建立了線夾-絞線的有限元模型并進行數(shù)值仿真分析，分析結果顯示了線夾-絞線的應力應變分布規(guī)律。通過正交試驗方法，分析了楔形耐張線夾鍥形角度、內(nèi)鍥線槽深度等結構參數(shù)對絞線應力的影響，結果顯示，鍥形角度是影響鍥形耐張線夾夾持性能的顯著因素，為楔形耐張線夾的結構優(yōu)化提供了依據(jù)。