輸電線脫冰過程中耐張串金具的受力仿真分析

李 春，劉小會,2，黃 睿，葉中飛，伍 川，張 博

輸電線脫冰過程中耐張串金具的受力仿真分析

李 春1，劉小會1,2，黃 睿1，葉中飛3，伍 川3，張 博3

(1. 重慶交通大學土木工程學院，重慶 400074； 2. 重慶交通大學省部共建山區(qū)橋梁及隧道工程國家重點實驗室，重慶 400074； 3. 國網(wǎng)河南省電力公司電力科學研究院輸電線路舞動防治技術(shù)重點實驗室，河南 鄭州 450052)

針對脫冰過程中導(dǎo)線張力對輸電線連接金具的破壞作用，運用ABAQUS軟件分別建立特高壓輸電線路的導(dǎo)線模型和耐張串連接金具的整體模型。然后基于改變密度法模擬均勻覆冰的六分裂導(dǎo)線和覆冰脫落過程，研究不同步脫冰時各子導(dǎo)線的動態(tài)張力和導(dǎo)線束扭轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律，結(jié)果表明未脫冰子導(dǎo)線的動態(tài)最大張力大于導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力，導(dǎo)線動張力與導(dǎo)線束的轉(zhuǎn)角大體呈負相關(guān)關(guān)系。最后選取導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力和脫冰引起的導(dǎo)線最大動張力、最小動張力、穩(wěn)態(tài)張力分別施加到耐張串金具模型上進行有限元分析，發(fā)現(xiàn)耐張串各連接金具的應(yīng)力與導(dǎo)線張力的相關(guān)關(guān)系不一致；對應(yīng)力較大和存在形狀突變的金具進行單獨分析，判斷其相應(yīng)的破壞模式，為線路金具設(shè)計及優(yōu)化提供了參考。

ABAQUS；六分裂導(dǎo)線；不同步脫冰；耐張串金具；應(yīng)力

近年來，我國輸電線路冰害事故時有發(fā)生，使得人們極其關(guān)注輸電線路的安全性能[1-3]。導(dǎo)線覆冰及覆冰脫落會引起導(dǎo)線張力的急劇變化，嚴重時會損壞輸電線連接金具。目前部分國內(nèi)外學者采用靜荷載模擬試驗[4-7]，研究覆冰脫落后導(dǎo)線的跳躍高度及張力變化；也有學者利用ADINA，ANSYS和ABAQUS等有限元軟件對導(dǎo)線覆冰脫落進行數(shù)值模擬[8-12]，詳細研究檔距、高差等線路參數(shù)及覆冰厚度、脫冰位置、不同步脫冰模式對脫冰導(dǎo)線跳躍幅度和張力的影響。目前對脫冰載荷作用下連接金具的應(yīng)力研究較少，僅有部分學者對連接金具進行了局部分析。PRENLELOUP等[13]對絕緣子的損傷過程進行了試驗研究，指出了應(yīng)力的集中位置及損傷機制。蔡猛昌[14]對碗頭掛板進行實驗與數(shù)值模擬，對其進行了設(shè)計改進。還有一些學者對U型掛環(huán)、絕緣子、球頭掛環(huán)及間隔棒進行了研究[15-20]，為金具設(shè)計做出了貢獻。這些學者大多是對單個或幾個典型零件進行試驗或數(shù)值模擬，判斷零件的危險位置。

本文利用ABAQUS軟件分別建立導(dǎo)線脫冰模型和耐張串金具整體模型。首先，驗證導(dǎo)線脫冰模擬的準確性。然后，研究六分裂導(dǎo)線發(fā)生不同步脫冰時各子導(dǎo)線的張力情況和導(dǎo)線束扭轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律。最后，選取不同時刻子導(dǎo)線的張力加載到耐張串金具的有限元模型上，計算分析耐張串金具在導(dǎo)線脫冰過程中的應(yīng)力及其分布情況。

1 輸電線脫冰模擬分析

1.1 輸電線覆冰脫落的模擬方法

模擬導(dǎo)線脫冰試驗中，要實現(xiàn)導(dǎo)線均勻覆冰且覆冰同時脫落極難實現(xiàn)，很多學者[4-7]都采用懸掛若干集中載荷的方法來模擬導(dǎo)線覆冰，再以某種方法撤去集中載荷來實現(xiàn)覆冰脫落。本文利用Python語言在ABAQUS中建立拋物線形的導(dǎo)線脫冰模型，模擬導(dǎo)線均勻覆冰及覆冰同時脫落。考慮到輸電導(dǎo)線是典型的懸索結(jié)構(gòu)，具備受拉不受壓的力學特性，對其采用三維桁架單元(T3D2)。

設(shè)計均勻覆冰導(dǎo)線的覆冰靜荷載，采用改變密度法[12]來實現(xiàn)，即：讓覆冰導(dǎo)線的慣性加速度為(9.8 m/s2)，為確保覆冰導(dǎo)線在任意位置的慣性力均等于“導(dǎo)線自重+覆冰荷載”，賦予未脫落檔覆冰導(dǎo)線等效密度為

其中，1為單位長度導(dǎo)線質(zhì)量(kg/m)；2為單位長度導(dǎo)線覆冰重量(kg/m)；為導(dǎo)線的橫截面積。

均勻覆冰導(dǎo)線的脫冰荷載，將其視為體積力，通過改變輸電線覆冰脫落前后的慣性加速度來實現(xiàn)覆冰脫落[12]，即：分別賦予脫落檔覆冰導(dǎo)線脫冰前后的慣性加速度為?和(9.8 m/s2)。為了不改變脫冰前覆冰導(dǎo)線的慣性力，賦予脫落檔覆冰導(dǎo)線等效密度為

其中，1，2和的含義同式(1)；為脫冰檔導(dǎo)線的脫冰率。

導(dǎo)線的單位長度覆冰質(zhì)量可根據(jù)覆冰厚度及導(dǎo)線的物理參數(shù)計算得到，計算式[12]如下

其中，為覆冰厚度(mm)；為輸電線外徑(mm)；ρ為冰的密度900 kg/m3；單位長度覆冰質(zhì)量。

為驗證本文導(dǎo)線脫冰模型的正確性，本文對文獻[7]中的孤立檔100%脫冰工況進行了計算。圖1和表1為本文與文獻[7]中孤立檔跨中導(dǎo)線動張力的比較，可見三者的波動情況基本一致?？紤]到文獻[7]中客觀存在的試驗條件和測量誤差，以及拋物線形與懸鏈線形導(dǎo)線模型的差異，表1中的誤差比較理想。因此可以認為，本文的拋物線形導(dǎo)線模型和模擬方法是可行的。

圖1 本文與文獻[7]脫冰響應(yīng)時程曲線對比

表1 本文與文獻[7]的導(dǎo)線動張力結(jié)果對比

(注：表中誤差1=(|本文仿真值?文獻試驗值|/文獻試驗值)×100%；誤差2=(|本文仿真值?文獻仿真值| /文獻仿真值)×100%)

1.2 六分裂導(dǎo)線-間隔棒有限元模型

以某特高壓線路中的孤立檔六分裂導(dǎo)線為研究對象，脫冰計算模型檔距300 m，如圖2所示，將子導(dǎo)線標記為c1~c6。假設(shè)分裂子導(dǎo)線處于無橫風狀態(tài)，兩端無高差，覆冰厚度15 mm，脫冰率100%，脫冰時間為30 s。按照工程設(shè)計，將導(dǎo)線覆冰前初始張力設(shè)計為20%的計算拉斷力。

圖2 六分裂導(dǎo)線-間隔棒有限元模型

圖2中的正多邊形結(jié)構(gòu)是分裂導(dǎo)線中常用來固定子導(dǎo)線的間隔棒。本文采用空間梁單元(B31)對其模擬，間隔棒節(jié)點與相應(yīng)的導(dǎo)線節(jié)點進行綁定。圖2模型中的導(dǎo)線選用型號為JL/G1A-400/35鋼芯鋁絞線，其截面總面積為425.24 mm2，外徑為26.8 mm，單位長度質(zhì)量為1.347 5 kg/m，彈性模量為65 GPa，泊松比為0.3，計算拉斷力為103.67 kN。

1.3 脫冰工況的選擇及模擬結(jié)果

實際的導(dǎo)線脫冰是一個復(fù)雜的過程，具有隨機性，多為不同步脫冰模式[11]。根據(jù)文獻[11]的研究，可知，圖2導(dǎo)線模型中的2、3、4號子導(dǎo)線或1、5、6號子導(dǎo)線同時脫冰，其余子導(dǎo)線仍然保留覆冰時，導(dǎo)線束受到的不對稱載荷最大，導(dǎo)線束在脫冰跳躍過程中的扭轉(zhuǎn)程度最嚴重，對線路系統(tǒng)的穩(wěn)定性危害最大。因此，本文選擇計算2，3，4號子導(dǎo)線同時脫冰條件下的導(dǎo)線動張力。

上述脫冰條件下，各子導(dǎo)線端部懸點的張力時程如圖3所示。脫冰前，各子導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力均為48.074 kN。圖3中，c1~c6子導(dǎo)線的最大動張力依次為48.899 kN、45.770 kN、44.955 kN、45.849 kN、48.225 kN、49.956 kN，最小動張力依次為38.755 kN、32.527 kN、25.2 kN、23.519 kN、30.207 kN、37.601 kN，穩(wěn)態(tài)張力(=31 s)依次為43.061 kN、37.094 kN、32.487 kN、33.462 kN、39.444 kN、43.924 kN。其中，未脫冰子導(dǎo)線最大動張力均大于子導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力。因此，在分裂導(dǎo)線的不同步脫冰跳躍研究中，建議將未脫冰子導(dǎo)線當成重點進行分析，以滿足分裂導(dǎo)線的強度設(shè)計要求。

圖3 子導(dǎo)線的張力時程

為了直觀地看出導(dǎo)線張力與間隔棒的轉(zhuǎn)角關(guān)系，本文將1號子導(dǎo)線端部懸點前15 s的張力時程曲線及相應(yīng)的導(dǎo)線束中點截面內(nèi)間隔棒的轉(zhuǎn)角時程曲線繪制于圖4?？芍g隔棒的轉(zhuǎn)角大體上與導(dǎo)線動張力呈負相關(guān)關(guān)系，即導(dǎo)線張力越小，間隔棒轉(zhuǎn)角越大。根據(jù)間隔棒與導(dǎo)線的約束關(guān)系及分裂導(dǎo)線與耐張串的實際安裝情況，可知，導(dǎo)線張力越小，導(dǎo)線束的轉(zhuǎn)角越大，耐張串承受的扭矩越大。

圖4 c1導(dǎo)線的張力時程與間隔棒的轉(zhuǎn)角時程

2 耐張串金具受力分析

2.1 三維實體模型

以550 kN盤形懸式絕緣子四聯(lián)雙掛點耐張串(8N42-50100-55P)為本文的耐張串金具模型。由于其由多個絕緣子懸掛組裝成，在實際工作中，絕緣子串處于極度繃緊狀態(tài)，又因金具之間的巨大靜摩擦力，絕緣子幾乎不會發(fā)生相對轉(zhuǎn)動。鑒于本文主要探究連接金具的應(yīng)力分布，故采用一根簡單的圓桿來模擬絕緣子串。模型中螺栓螺紋對整體結(jié)構(gòu)機械強度的影響極小，因此，省略螺紋，將螺栓變成普通的圓柱狀。按照耐張串裝配圖組裝各零件得到圖5所示的耐張串計算模型。耐張串計算模型中各零件采用的材料型號見表2，螺栓的材料統(tǒng)一使用Q235-B。

2.2 材料特性

由于金具的幾何模型采用的長度單位是mm，為了保證量綱的統(tǒng)一，選用的各零件材料參數(shù)見表3。鋼材的本構(gòu)模型選用線性強化彈塑性模型，屈服之后的切性模量為屈服之前彈性模量的1%。

2.3 模型網(wǎng)格劃分及連接方式

為了提高計算精度，各零件盡可能采用八節(jié)點線性六面體單元(C3D8R)，僅有碗頭掛板采用質(zhì)量較差的十節(jié)點二次四面體單元(C3D10)，如圖6所示。模型共有節(jié)點469 969個，308 496個六面體單元，32 040個四面體單元。網(wǎng)格分析檢查顯示，各零件單元均無分析錯誤提示，少數(shù)零件的單元存在分析警告提示，在單元總數(shù)的占比均不超過5%。

由于模型中共109個零件，零件之間存在相互轉(zhuǎn)動，如果用接觸來定義零件之間的相互作用關(guān)系將會導(dǎo)致模型計算難以收斂，因此本文采用ABAQUS中的多體分析方法來建立零件之間的連接關(guān)系。針對耐張串中大量形如“掛點金具-螺栓-U型掛環(huán)”(存在1個相對轉(zhuǎn)動方向)與少部分形如“U型掛環(huán)-U型掛環(huán)”(存在2個相對轉(zhuǎn)動方向)的連接關(guān)系，結(jié)合實際安裝情況，分別采用“Hinge”和“Join+Universal”的連接方式，如圖7所示。

圖5 耐張串有限元模型

表2 組裝零件表

表3 模型中零件的材料屬性

圖6 零件網(wǎng)格情況

圖7 零件鏈接關(guān)系((a)“Hinge”連接；(b)“Join+Universal”連接)

2.4 載荷及邊界條件的施加

根據(jù)耐張串與分裂導(dǎo)線的實際安裝情況，可知零件15和17為導(dǎo)線端部張力的直接受力構(gòu)件，其與各子導(dǎo)線的具體連接位置如圖8所示。

圖8 分裂子導(dǎo)線在金具的連接位置

因為導(dǎo)線脫冰模型與耐張串金具模型是分開建立的，所以需要先根據(jù)子導(dǎo)線端點所在單元的2個節(jié)點坐標，求解子導(dǎo)線在圖2中，，等3個坐標軸方向的等效張力F?，F?，F?，然后根據(jù)圖2與圖8中坐標軸的對應(yīng)關(guān)系，得到各子導(dǎo)線在圖8中的等效張力F，F，F。

無人工干預(yù)時，覆冰導(dǎo)線常處于靜態(tài)平衡狀態(tài)，因此對耐張串承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力時的受力分析是有必要的。圖9為施加到耐張串上的子導(dǎo)線等效張力F，F，F，最大動張力和最小動張力分別是圖3中6號子導(dǎo)線取最大動張力(=2.11 s)時的張力數(shù)值和4號子導(dǎo)線取最小動張力(=12.38 s)時的張力數(shù)值。根據(jù)圖9可知，導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力>導(dǎo)線最大動張力>導(dǎo)線穩(wěn)態(tài)張力>導(dǎo)線最小動張力?？紤]耐張串的實際安裝情況，約束零件1在，，等3個方向的位移。

圖9 耐張串的載荷工況((a)覆冰靜態(tài)張力； (b)最大動張力；(c)最小動張力；(d)穩(wěn)態(tài)張力)

3 耐張串計算結(jié)果與討論

3.1 耐張串的應(yīng)力場分析

耐張串在圖9(a)所示的載荷工況下的應(yīng)力云圖及位移云圖如圖10所示。耐張串的位移云圖見圖10中的右上圖(陰影網(wǎng)格部分為耐張串初始狀態(tài))，由于零件之間存在巨大的相互作用力，耐張串整體就像一根繃緊的鏈條，上下U形掛環(huán)之間發(fā)生的微小轉(zhuǎn)動，使得耐張串U形掛環(huán)下端零件都繞著上部U形掛環(huán)發(fā)生轉(zhuǎn)動，考慮到實體模型僅有3個位移方向的自由度，U形掛環(huán)下端零件的運動形式就表現(xiàn)為方向有明顯位移，符合耐張串在圖9(a)所示載荷條件下的運動，表明耐張串模型中的連接關(guān)系和邊界條件是正確的。

圖10 導(dǎo)線覆冰靜態(tài)條件下，耐張串的應(yīng)力云圖與位移云圖(N/mm2)

圖11(a)~(c)依次為耐張串在圖9(b)~(d) 3種載荷工況下的應(yīng)力云圖。

觀察圖10中的絕緣子桿件，發(fā)現(xiàn)其最大應(yīng)力為130.3 MPa。所以，圖10和圖11中去除絕緣子桿件、支撐架及裝配在上面的螺栓后，耐張串依次在圖9中4種載荷工況下的應(yīng)力最大值為193.7 MPa，176.5 MPa，125.5 MPa，151.8 MPa，可知耐張串承載導(dǎo)線最小動張力與穩(wěn)態(tài)張力時的應(yīng)力最大值跨度為68.2 MPa。又由于實際的分裂導(dǎo)線脫冰跳躍時間常只有幾十秒，且導(dǎo)線張力是衰減往復(fù)變化，這使得耐張串在導(dǎo)線脫冰過程中一定存在不穩(wěn)定交變應(yīng)力，最終可使得各零件產(chǎn)生疲勞損壞。

3.2 零件的應(yīng)力應(yīng)變分析

圖12(a)~(d)依次為支撐架在耐張串承載圖9(a)~ (d)所示4種導(dǎo)線張力時的應(yīng)力云圖可知，支撐架在17號聯(lián)板承載導(dǎo)線動荷載時，發(fā)生了不同程度的扭曲變形，符合17號聯(lián)板承載圖9所示載荷時，支撐架的變形運動。結(jié)合圖9所示4種導(dǎo)線張力的大小判斷，可知，導(dǎo)線張力越小，支撐架應(yīng)力越大。

根據(jù)圖10~圖12可知，4種載荷工況下，耐張串的應(yīng)力最大值出現(xiàn)在支撐架或與支撐架綁定的螺栓上?？紤]到材料的屈服強度，可知，耐張串在實際的導(dǎo)線脫冰跳躍過程中多數(shù)零件都處于彈性變形階段，不存在塑性應(yīng)變，都可視為安全。計算結(jié)果中僅有與支撐架綁定的螺栓和圖12(c)所示的支撐架的應(yīng)力最大值超過了其對應(yīng)材料的屈服強度，圖12(c)所示的支撐架的等效塑性應(yīng)變結(jié)果如圖13所示，綁定在支撐架上的螺栓的等效塑性應(yīng)變結(jié)果如圖14所示。

圖13 支撐架的等效塑性應(yīng)變云圖

從圖13和圖14可發(fā)現(xiàn)，支撐架及與其綁定的螺栓的塑性應(yīng)變最大值為0.006 801(長度mm)。理想條件下，支撐架及與其綁定的螺栓是安全的，但當考慮模型加工工藝及材料的空隙缺陷時，支撐架及與其綁定的螺栓可能發(fā)生破壞，進而影響整個輸電線系統(tǒng)的安全性能。對此，建議不同零件的連接螺栓采用強度不同的材料，支撐架可以根據(jù)實際需求增加厚度或改用強度更高的材料，以滿足耐張串金具在實際應(yīng)用中的強度要求。

圖14 綁定在支撐架上螺栓的等效塑性應(yīng)變云圖((a)覆冰靜態(tài)張力；(b)最大動張力；(c)最小動張力；(d)穩(wěn)態(tài)張力)

其余零件在圖9所示的載荷工況下的應(yīng)力分布、應(yīng)力最大值位置幾乎完全一致，應(yīng)力的大小關(guān)系均為：導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力>導(dǎo)線最大動張力>導(dǎo)線穩(wěn)態(tài)張力>導(dǎo)線最小動張力。因此，后文除17號聯(lián)板外均只展示零件在導(dǎo)線覆冰靜態(tài)載荷下的應(yīng)力云圖。

根據(jù)圖9所示4種導(dǎo)線張力的大小判斷及耐張串在圖9所示載荷工況下，各零件的應(yīng)力大小關(guān)系，可知，導(dǎo)線張力越小，支撐架應(yīng)力越大，其余零件的應(yīng)力越小。結(jié)合1.3節(jié)導(dǎo)線張力與耐張串所受扭矩的關(guān)系判斷：支撐架是扭矩的主要受力構(gòu)件，其余零件主要承載導(dǎo)線的縱向張力(圖9中的F)，受扭矩的影響較小。因此，關(guān)于耐張串金具的受力分析研究，建議根據(jù)各零件的主要受力形式，將承載子導(dǎo)線最大動張力和最小動張力加以區(qū)別分析，以滿足零件的強度設(shè)計要求。

圖15(a)~(d)依次為17號聯(lián)板承載圖9所示的覆冰靜態(tài)張力、最大動張力、最小動張力和穩(wěn)態(tài)張力時的應(yīng)力云圖，可知，聯(lián)板的應(yīng)力分布情況幾乎一致，在施加載荷的圓孔區(qū)域和聯(lián)板由厚變薄的連接區(qū)域存在應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖15 17號聯(lián)板的應(yīng)力云圖(N/mm2)((a)覆冰靜態(tài)張力； (b)最大動張力；(c)最小動張力；(d)穩(wěn)態(tài)張力)

圖16(a)和(b)依次為與掛點金具連接的U型掛環(huán)和與調(diào)整板連接的U型掛環(huán)的應(yīng)力云圖。根據(jù)圖16(b)可知，U型環(huán)與桿部的連接處發(fā)生應(yīng)力集中，而掛環(huán)U型區(qū)域的最低點未發(fā)生應(yīng)力集中，則是因為圖中黑框部分與參考點創(chuàng)建了無位移、無轉(zhuǎn)動的耦合，使得耦合區(qū)域剛化。

圖16(a)中的U型掛環(huán)存在左右兩側(cè)應(yīng)力相差極大的現(xiàn)象，其原因與耐張串受力后的運動有關(guān)。因為U型掛環(huán)之間的連接單元位于2個U型掛環(huán)的接觸點，且采用“Join+Universal”的連接方式(相對平移分量1=2=3=0)，所以與調(diào)整板連接的U型環(huán)發(fā)生轉(zhuǎn)動時必然會遠離與掛點金具連接的U型掛環(huán)的一側(cè)內(nèi)壁、并壓迫另一側(cè)內(nèi)壁，造成與掛點金具連接的U型掛環(huán)一側(cè)內(nèi)壁應(yīng)力減小、而另一側(cè)內(nèi)壁應(yīng)力增大。圖17展示了2個U型掛環(huán)在相對轉(zhuǎn)動過程中的應(yīng)力變化，與分析一致。根據(jù)圖17，可知，U型掛環(huán)相對轉(zhuǎn)角的大小與應(yīng)力最大值非正相關(guān)關(guān)系，建議設(shè)計U型掛環(huán)時要考慮U型環(huán)之間不同相對轉(zhuǎn)角下的結(jié)構(gòu)強度。

圖16 U型掛環(huán)的應(yīng)力云圖(N/mm2)((a)連接掛點金具的U型掛環(huán)；(b)連接調(diào)整板的U型掛環(huán)）

圖17 U型掛環(huán)相對轉(zhuǎn)動過程的應(yīng)力云圖(N/mm2)

耐張串承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力時，球頭掛環(huán)的應(yīng)力云圖如圖18所示。應(yīng)力最大值出現(xiàn)在掛環(huán)與桿部的過渡位置，表明此處為易斷裂位置，與文獻[19]中球頭掛環(huán)的斷裂位置吻合(圖19)。

圖18 球頭掛環(huán)的應(yīng)力云圖(N/mm2)

圖19 文獻[19]中的球頭掛環(huán)斷裂情況(N/mm2)

圖20為LT4聯(lián)板在耐張串承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力時的應(yīng)力云圖，可知，其中段邊緣處的應(yīng)力值大，左右兩邊連接13號掛板的圓孔附近的應(yīng)力值小。前文分析可知耐張串承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力時，LT4聯(lián)板的應(yīng)力最高，建議設(shè)計時重點考慮其在導(dǎo)線靜態(tài)平衡下的強度要求，但不可忽略所用材料的疲勞性能。

圖20 LT4聯(lián)板的應(yīng)力云圖(N/mm2)

圖21為耐張串承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力時，圓孔與參考點耦合的各零件的應(yīng)力云圖。參考點與零件圓孔進行的是無位移、無轉(zhuǎn)動的耦合方式，使得零件圓孔形成了剛化效應(yīng)，進而導(dǎo)致圓孔附近的應(yīng)力不夠準確，但對零件其他位置應(yīng)力分布影響不大。從應(yīng)力云圖中可以預(yù)估零件的危險位置，進而改進零件形狀，增強其結(jié)構(gòu)強度。

圖21 圓孔與參考點耦合零件的應(yīng)力云圖(N/mm2)

圖22為耐張串承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力時，與螺栓建立綁定約束的各零件的應(yīng)力云圖。由于零件與螺栓為表面-表面綁定方式，可知零件中圓孔區(qū)域有相當多的節(jié)點與螺栓的節(jié)點是綁定約束關(guān)系，導(dǎo)致圓孔區(qū)域的多數(shù)節(jié)點之間的相對位移很小，進而使得圓孔區(qū)域的應(yīng)力減小。根據(jù)圣維南原理局部的約束方式，雖然圓孔綁定區(qū)域的應(yīng)力值不夠準確，但對零件其他區(qū)域的應(yīng)力分布影響不大，故仍可從這些云圖中預(yù)估零件其它位置的應(yīng)力值，探尋零件其它位置的危險情況。

圖22 與螺栓建立綁定約束零件的應(yīng)力云圖(N/mm2)

4 結(jié) 論

(1) 耐張串分別承載導(dǎo)線覆冰靜態(tài)張力、最大動張力、最小動張力和穩(wěn)態(tài)張力時的計算結(jié)果顯示：支撐架及綁定在支撐架上的螺栓的應(yīng)力最大值超過了材料的屈服強度。建議不同零件的連接螺栓采用強度不同的材料，支撐架根據(jù)實際需求增加厚度或改用更高強度的材料，以滿足耐張串金具在實際應(yīng)用中的強度要求。

(2) 分裂導(dǎo)線不同步脫冰時，支撐架是扭矩的主要受力構(gòu)件，其余零件主要承載導(dǎo)線的縱向張力，受扭矩的影響較小。關(guān)于耐張串金具的受力分析研究，建議根據(jù)各零件的主要受力形式，將承載子導(dǎo)線最大動張力和最小動張力加以區(qū)別分析，以滿足零件的強度設(shè)計要求。

(3) 分析了部分連接金具的應(yīng)力分布，標記了連接金具的危險位置，并發(fā)現(xiàn)U型掛環(huán)之間的相對轉(zhuǎn)角與其應(yīng)力最大值不屬于線性關(guān)系，設(shè)計U型掛環(huán)時，建議考慮U型掛環(huán)不同轉(zhuǎn)角下的結(jié)構(gòu)強度。

(4) 展示了輸電線耐張串各連接金具的應(yīng)力云圖，對連接金具的設(shè)計改進有一定的參考意義。

[1] 王傳輝, 姚葉青, 夏令志, 等. 2018年初安徽省沿江地區(qū)輸電線路舞動天氣成因分析[J]. 高原氣象, 2019, 38(5): 1091-1098. WANG C H, YAO Y Q, XIA L Z, et al. Cause of the galloping in Anhui Province along the Yangtze River in early 2018[J]. Plateau Meteorology, 2019, 38(5): 1091-1098 (in Chinese).

[2] 王津宇, 李哲, 劉善峰, 等. 基于風險系數(shù)的輸電線路覆冰舞動預(yù)警方法[J]. 高壓電器, 2019, 55(9): 194-199. WANG J Y, LI Z, LIU S F, et al. Early warning method of iced transmission line galloping based on risk coefficient[J]. High Voltage Apparatus, 2019, 55(9): 194-199 (in Chinese).

[3] 胡毅, 劉凱, 吳田, 等. 輸電線路運行安全影響因素分析及防治措施[J]. 高電壓技術(shù), 2014, 40(11): 3491-3499. HU Y, LIU K, WU T, et al. Analysis of influential factors on operation safety of transmission line and countermeasures[J]. High Voltage Engineering, 2014, 40(11): 3491-3499 (in Chinese).

[4] MORGAN V T, SWIFT D A. Jump height of overhead-line conductors after the sudden release of ice loads[J]. Proceedings of the Institution of Electrical Engineers, 1964, 111(10): 1736-1746.

[5] 王璋奇, 齊立忠, 楊文剛, 等. 集中質(zhì)量法模擬覆冰在架空線脫冰動張力實驗中的適用性研究[J]. 中國電機工程學報, 2014, 34(12): 1982-1988. WANG Z Q, QI L Z, YANG W G, et al. Research on the applicability of lumped mass method for cable’s dynamic tension in the ice shedding experiment[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(12): 1982-1988 (in Chinese).

[6] 李宏男, 吳育炎. 輸電線路覆冰脫落動力效應(yīng)試驗研究[J]. 土木工程學報, 2019, 52(5): 35-46,100. LI H N, WU Y Y. Experimental study on dynamic responses of transmission lines caused by ice shedding[J]. China Civil Engineering Journal, 2019, 52(5): 35-46,100 (in Chinese).

[7] 陳勇, 胡偉, 王黎明, 等. 覆冰導(dǎo)線脫冰跳躍特性研究[J]. 中國電機工程學報, 2009, 29(28): 115-121. CHEN Y, HU W, WANG L M, et al. Research on ice-shedding characteristic of icing conductor[J]. Proceedings of the CSEE, 2009, 29(28): 115-121 (in Chinese).

[8] JAMALEDDINE A, MCCLURE G, ROUSSELET J, et al. Simulation of ice-shedding on electrical transmission lines using adina[J]. Computers & Structures, 1993, 47(4-5): 523-536.

[9] KOLLAR L E, FARZANEH M. Vibration of bundled conductors following ice shedding[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2008, 23(2): 1097-1104.

[10] 黃新波, 徐冠華, 肖淵, 等. 輸電線路檔距組合對覆冰導(dǎo)線脫冰跳躍的影響[J]. 高電壓技術(shù), 2015, 41(7): 2356-2361. HUANG X B, XU G H, XIAO Y, et al. Impact of transmission line span combination on ice-shedding of iced conductor[J]. High Voltage Engineering, 2015, 41(7): 2356-2361 (in Chinese).

[11] 董永星, 武怡帆, 芮曉明, 等. 分裂導(dǎo)線不同步脫冰動力響應(yīng)研究[J]. 華北電力大學學報: 自然科學版, 2018, 45(1): 86-91,100. DONG Y X, WU Y F, RUI X M, et al. Research on dynamic response of bundled conductor after non-synchronous ice shedding[J]. Journal of North China Electric Power University: Natural Science Edition, 2018, 45(1): 86-91,100 (in Chinese).

[12] 陳科全. 覆冰輸電線路脫冰動力響應(yīng)及機械式除冰方法研究[D]. 重慶: 重慶大學, 2012. CHEN K Q. Study on dynamic responses of iced transmission line after ice-shedding and the mechanical de-icing method[D]. Chongqing: Chongqing University, 2012 (in Chinese).

[13] PRENLELOUP A, GMüR T, BOTSIS J, et al. Stress and failure analysis of crimped metal-composite joints used in electrical insulators subjected to bending[J]. Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 2009, 40(5): 644-652.

[14] 蔡猛昌. 基于有限元的新型碗頭掛板分析與研究[D]. 揚州: 揚州大學, 2014. CAI M C. Analysis and research of new type bowl head hanging plate based on finite element method [D]. Yangzhou: Yangzhou University, 2014 (in Chinese).

[15] 劉冠辰. 特高壓輸電線路U形掛環(huán)—調(diào)整環(huán)耐磨性能研究[D]. 北京: 華北電力大學, 2016. LIU G C. Research of the wear performance on the UHV transmission line U-rings and adjusting rings[D]. Beijing: North China Electric Power University, 2016 (in Chinese).

[16] 逯平平, 李新梅, 楊現(xiàn)臣. 電力金具U型環(huán)磨損后的組織與性能[J]. 熱加工工藝, 2019, 48(24): 46-49, 55. LU P P, LI X M, YANG X C. Structure and performance of electric power fittings U-shaped ring after wear[J]. Hot Working Technology, 2019, 48(24): 46-49, 55 (in Chinese).

[17] 楊現(xiàn)臣, 李新梅. 新疆大風區(qū)輸電線U型環(huán)磨損試驗分析[J]. 鑄造技術(shù), 2016, 37(10): 2055-2057. YANG X C, LI X M. Analysis on wear test of power line U-shaped ring in Xinjiang wind region[J]. Foundry Technology, 2016, 37(10): 2055-2057 (in Chinese).

[18] 劉洋, 袁田, 徐偲達, 等. 靜態(tài)載荷下盤形懸式絕緣子形變特性研究[J]. 電瓷避雷器, 2019(6): 198-204. LIU Y, YUAN T, XU S D, et al. Study on stress-strain characteristics of cap and pin insulator under static load[J]. Insulators and Surge Arresters, 2019(6): 198-204 (in Chinese).

[19] 韓哲文, 蔣楠, 蔡文河, 等. 輸電線路連接金具疲勞斷裂失效分析研究[J]. 華北電力技術(shù), 2015(7): 44-49. HAN Z W, JIANG N, CAI W H, et al. Fatigue fracture failure of connection fittings on transmission line[J]. North China Electric Power, 2015(7): 44-49 (in Chinese).

[20] 張龍祥. 六分裂式相間間隔棒連接金具斷裂分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化[D]. 太原: 太原理工大學, 2014. ZHANG L X. The fracture analysis and structural optimization of the six split interphase spacers connection fittings[D]. Taiyuan: Taiyuan University of Technology, 2014 (in Chinese).

Simulation analysis of stress in power fitting for strain insulator-string following ice shedding from cables

LI Chun1, LIU Xiao-hui1,2, HUANG Rui1, YE Zhong-fei3, WU Chuan3, ZHANG Bo3

(1. College of Civil Engineering, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, China; 2. State Key Laboratory of Bridge and Tunnel Engineering in Mountain Areas, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, China; 3. Key Laboratory of Power Transmission Line Galloping Prevention and Control Technology, State Grid Henan Electric Power Research Institute, Zhengzhou Henan 450052, China)

In order to address the damaging impact on the electric power fittings of the tension change of conductors due to ice shedding from cables, the wire model of UHV transmission line and the integral model of strain insulator-string were established respectively using the ABAQUS software. Based on the method of changing density, the ice shedding from six-bundle conductors with uniform ice-coating was simulated. Under non-synchronous ice shedding conditions, research was undertaken into the dynamic tension of sub-conductors and the torsion angle of the six-bundle conductor. The results show that the maximum dynamic tension of sub-conductors without ice shedding is larger than that of the static tension of iced conductors, and that the dynamic tension of the conductor is negatively correlated with the torsion angle of the conductor bundle. Finally, the finite element analysis was conducted based on the effect of static tension of iced conductor, and the maximum dynamic tension, the minimum dynamic tension, and the steady tension of conductors caused by iced shedding on the stress of strain insulator-string. The result reveals that the changing relationship between the stress of each electric power fitting of strain insulator-string and the tension of sub-conductors is inconsistent. The failure of the electric power fittings with greater stress and the sudden shape change were analyzed separately. The research results can inform the design and optimization of electric power fittings.

ABAQUS;six bundled conductors; non-synchronous ice shedding; strain insulator-string; stress

TM 743

10.11996/JG.j.2095-302X.2021020279

A

2095-302X(2021)02-0279-10

2020-07-16；

16 July，2020；

2020-09-12

12 September，2020

國家自然科學基金項目(51308570)；重慶市科委基礎(chǔ)科學與前沿技術(shù)研究(cstc2017jcyjAX0246)

National Natural Science Foundation of China (51308570); Basic Research and Frontier Exploration Project of Chongqing China (cstc2017jcyjAX0246)

李 春(1996–)，男，重慶涪陵人，碩士研究生。主要研究方向為結(jié)構(gòu)動力學。E-mail：lichun023@163.com

LI Chun (1996-), male, master student. His main research interest covers dynamics of structure. E-mail：lichun023@163.com

劉小會(1981–)，男，內(nèi)蒙古包頭人，副教授，博士。主要研究方向為輸電線結(jié)構(gòu)動力學分析。E-mail：cqdxlxh@126.com

LIU Xiao-hui (1981-), male, associate professor, Ph.D. His main research interest covers dynamics analysis of transmission line structure. E-mail：cqdxlxh@126.com