電桿復(fù)合橫擔(dān)極限承載力及截面參數(shù)影響分析★

王 哲，朱永凱，楊嵐琦，鄭春生，江文強(qiáng)

(1.勝利石油管理局有限公司電力分公司，山東 東營(yíng) 257000; 2.華北電力大學(xué)機(jī)械工程系，河北 保定 071003)

0 引言

配電網(wǎng)呈蛛網(wǎng)結(jié)構(gòu)，節(jié)點(diǎn)多、延伸廣，鮮有專用的線路走廊[1]。相比于輸電線路，配電線路的絕緣配置水平較低，雷擊導(dǎo)致的故障數(shù)量明顯高于輸電線路[2]，尤其在沿海地區(qū)的鹽霧環(huán)境中，更易發(fā)生閃絡(luò)事故[3]。傳統(tǒng)配電線路中常用的木桿、水泥桿、鋼管桿、鐵塔在長(zhǎng)期運(yùn)行中存在著易開裂、耐腐蝕性差等缺點(diǎn)[4-5]，對(duì)輸電線路的安全運(yùn)行造成嚴(yán)重威脅。玻璃纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料(GFRP)具有輕質(zhì)高強(qiáng)、耐腐蝕、絕緣性好等鋼材無可比擬的優(yōu)點(diǎn)，是其理想的替代材料[6-9]，已廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車制造以及電氣工業(yè)等諸多領(lǐng)域[10]。采用復(fù)合絕緣橫擔(dān)替代傳統(tǒng)配電線路鐵橫擔(dān)，是降低配電網(wǎng)雷擊跳閘率的有效措施，可以減小桿塔尺寸、降低線路造價(jià)、提升輸送功率[11-14]。近年來，我國多位學(xué)者對(duì)復(fù)合橫擔(dān)展開研究。文獻(xiàn)[15]針對(duì)配電用矩形復(fù)合橫擔(dān)的電氣性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，驗(yàn)證了復(fù)合橫擔(dān)相比于傳統(tǒng)橫擔(dān)具有更好的絕緣性能。文獻(xiàn)[16]對(duì)復(fù)合橫擔(dān)覆冰斷線的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行分析，考慮復(fù)雜運(yùn)營(yíng)荷載下的動(dòng)力效應(yīng)和長(zhǎng)期使用的耐久性得到復(fù)合橫擔(dān)上的危險(xiǎn)位置。同樣有許多學(xué)者利用具體工程案例，通過試驗(yàn)的方法對(duì)高壓輸電線路用復(fù)合橫擔(dān)的承載、變形能力進(jìn)行分析，為我國復(fù)合桿塔結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)與應(yīng)用提供技術(shù)參考[17-18]。不過，針對(duì)10 kV配網(wǎng)線路用復(fù)合橫擔(dān)的力學(xué)特性還缺乏研究。

本文對(duì)配網(wǎng)電桿用復(fù)合橫擔(dān)在極限工況下的力學(xué)特性進(jìn)行分析，研究復(fù)合橫擔(dān)在極限工況載荷作用下的破壞過程，分析截面參數(shù)對(duì)極限承載力的影響，從改變橫擔(dān)截面參數(shù)的角度提出復(fù)合橫擔(dān)的優(yōu)化方案，提高復(fù)合橫擔(dān)的承載能力。

1 復(fù)合材料橫擔(dān)建模

1.1 復(fù)合材料橫擔(dān)有限元建模

本文所研究橫擔(dān)整體長(zhǎng)度為1 900 mm，寬、高均為75 mm，壁厚為7 mm。絕緣子孔與跳線孔位置均在橫擔(dān)縱向，孔徑為21.5 mm；抱箍孔位于橫擔(dān)沿導(dǎo)線方向，孔徑為19.5 mm。電桿、橫擔(dān)模型如圖1,圖2所示，尺寸如表1所示。

表1 復(fù)合橫擔(dān)尺寸

復(fù)合橫擔(dān)為軸對(duì)稱圖形，對(duì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，選取1/2試件進(jìn)行求解。由于橫擔(dān)端部封口對(duì)承載力影響較小，在建模時(shí)將其忽略。按表1尺寸要求在相應(yīng)位置分別創(chuàng)建絕緣子孔、跳線孔以及抱箍孔。復(fù)合橫擔(dān)有限元模型見圖3。

1.2 材料參數(shù)設(shè)置及復(fù)合材料鋪層

復(fù)合材料生產(chǎn)方式為玻璃纖維整體擠壓而成，因此用單層玻璃纖維的材料屬性作為橫擔(dān)整體的材料屬性，層厚為橫擔(dān)壁厚。在彈性材料行為中彈性類型選擇單層板，復(fù)合材料堆疊方向即法向軸方向?yàn)楸诤穹较颍鬏S方向?yàn)闄M擔(dān)長(zhǎng)度方向。

由于損傷準(zhǔn)則的需要，設(shè)置所要求的材料參數(shù)，具體材料屬性參數(shù)如表2所示。Hashin損傷準(zhǔn)則將材料的破壞分為纖維拉伸、壓縮破壞，基體拉伸、壓縮破壞四種形式，其表述形式如下。

(1)

(2)

表2 玻璃纖維材料力學(xué)性能

(3)

(4)

其中，σ11,σ22分別為材料兩個(gè)主方向應(yīng)力；σ12為面內(nèi)剪切應(yīng)力；XT,XC分別為縱向拉伸、壓縮強(qiáng)度；YT,YC分別為橫向拉伸、壓縮強(qiáng)度；SL,SY分別為縱向、橫向剪切強(qiáng)度；α決定剪應(yīng)力對(duì)于纖維拉伸損傷準(zhǔn)則影響，介于0和1之間。

蔡-吳準(zhǔn)則表達(dá)形式如下：

Fiσi+Fijσiσj+Fijkσiσjσk=1

(5)

蔡-希爾準(zhǔn)則表達(dá)形式如下：

(6)

最大應(yīng)力準(zhǔn)則表達(dá)形式如下：

(7)

1.3 網(wǎng)格劃分及邊界條件

單元類型為SC8R，指派網(wǎng)格為掃掠網(wǎng)格，掃掠路徑均沿厚度方向，單元總數(shù)為10 078。復(fù)合模擔(dān)網(wǎng)格劃分見圖4。

將抱箍孔設(shè)置為鉸接約束(U1=U2=U3=0)，在對(duì)稱面處設(shè)置對(duì)稱約束(U3=UR1=UR3=0)。載荷通過一參考點(diǎn)施加(見圖5)。參考點(diǎn)位于絕緣子孔中心的正上方，將參考點(diǎn)與兩絕緣子孔建立耦合約束。對(duì)參考點(diǎn)施加沿Y軸、Z軸方向的載荷即可對(duì)橫擔(dān)施加垂直荷載與橫向水平荷載(見圖6)。

1.4 施加極限工況荷載

由損傷準(zhǔn)則可以判斷試件是否發(fā)生損傷，橫擔(dān)剛好發(fā)生損傷時(shí)橫擔(dān)作用在參考點(diǎn)上的反作用力即為橫擔(dān)的極限承載力。通過參考點(diǎn)對(duì)橫擔(dān)施加一個(gè)很大的位移直至橫擔(dān)被破壞，再輸出參考點(diǎn)上的位移與反作用力數(shù)據(jù)，得到位移與反作用力曲線，由各損傷準(zhǔn)則可以判定橫擔(dān)發(fā)生損傷的分析步，最終在曲線中獲得損傷發(fā)生時(shí)的反作用力，即可得到橫擔(dān)的極限承載力。創(chuàng)建場(chǎng)輸出，MSTRS對(duì)應(yīng)最大應(yīng)力準(zhǔn)則TSAIH對(duì)應(yīng)蔡-希爾準(zhǔn)則，TSAIW對(duì)應(yīng)蔡-吳準(zhǔn)則，HSNMTCRT對(duì)應(yīng)基體拉伸損傷，HSNMCCRT對(duì)應(yīng)基體壓縮損傷，HSNFTCRT對(duì)應(yīng)纖拉伸損傷，HSNFCCRT對(duì)應(yīng)纖維壓縮損傷，上述7個(gè)變量輸出中任一值達(dá)到1即代表該準(zhǔn)則判據(jù)下橫擔(dān)發(fā)生損傷。

2 極限工況仿真結(jié)果分析

通過參考點(diǎn)對(duì)橫擔(dān)施加30 mm豎直方向位移，即U2=-30 mm。損壞位置如圖7所示,由Hashin準(zhǔn)則中的HSNMTCRT值可以得知，橫擔(dān)在絕緣子孔周圍出現(xiàn)了基體拉伸損傷。

由圖8(a)可知，橫擔(dān)上表面靠近抱箍處存在較大的沿纖維方向的應(yīng)力分布，但由于該處纖維組織完好，沿纖維方向拉伸強(qiáng)度高，并沒有出現(xiàn)損傷；而抱箍孔局部應(yīng)力較大，由于纖維組織的完整性被破壞，出現(xiàn)了損傷。由圖8(b)可知，橫擔(dān)在絕緣子孔處存在較大的垂直纖維方向的應(yīng)力分布，復(fù)合材料橫向的強(qiáng)度主要由基體提供，因此由Hashin損傷準(zhǔn)則判定此處發(fā)生了基體拉伸破壞。最終得到橫擔(dān)極限承載力如表3所示。根據(jù)極限承載力反算出橫擔(dān)承載不同導(dǎo)線型號(hào)時(shí)的覆冰厚度，結(jié)果如表4所示。

表3 復(fù)合橫擔(dān)極限承載力 N

表4 極限覆冰厚度

3 復(fù)合橫擔(dān)結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析

復(fù)合材料橫擔(dān)的加固從改變截面形狀的思路出發(fā)。首先改變橫擔(dān)的截面形狀，分別計(jì)算不同截面橫擔(dān)的極限承載力，得到極限承載力最高的橫擔(dān)截面形狀。在最佳截面形狀的基礎(chǔ)上，盡可能減小壁厚以節(jié)約材料，針對(duì)橫擔(dān)發(fā)生破壞位置優(yōu)化載荷施加方式。

3.1 不同截面形狀的極限承載力對(duì)比

按照前文所述極限承載力的獲得方法，分別對(duì)四種橫擔(dān)施加位移載荷，根據(jù)損傷準(zhǔn)則判斷最終獲得橫擔(dān)的極限承載力。各截面形狀復(fù)合橫擔(dān)破壞時(shí)應(yīng)力云圖如圖10所示。復(fù)合橫擔(dān)發(fā)生破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的極限承載力列于表5中，其中比例因子為各截面復(fù)合橫擔(dān)與原截面極限承載力的比值。

表5 橫擔(dān)極限承載力

3.2 截面厚度及載荷施加方式影響分析

3.2.1 截面厚度對(duì)極限承載力影響

從減小壁厚出發(fā)優(yōu)化復(fù)合橫擔(dān)，以期用更少的材料達(dá)到較好的承載能力，因此針對(duì)1號(hào)截面橫擔(dān)作減少壁厚的處理，分別計(jì)算5 mm,3 mm壁厚時(shí)橫擔(dān)的極限承載力，結(jié)果如表6所示。

表6 1號(hào)截面橫擔(dān)極限承載力

由表6可知，壁厚對(duì)橫擔(dān)承載力的影響是十分顯著的。以原截面橫擔(dān)極限承載力為基準(zhǔn)，當(dāng)復(fù)合橫擔(dān)壁厚從7 mm減小至5 mm，極限承載力降低了36%；壁厚減小到3 mm時(shí)，復(fù)合橫擔(dān)極限承載力降低80%。因此，對(duì)于復(fù)合橫擔(dān)壁厚的優(yōu)化應(yīng)當(dāng)是謹(jǐn)慎的。通過圖12垂直纖維方向應(yīng)力云圖也可以看出，絕緣子孔處有較大的垂直纖維方向的應(yīng)力分布，最大應(yīng)力值為47.28 MPa，顯然超出了材料垂直纖維方向的拉伸強(qiáng)度，因此發(fā)生破壞。

3.2.2 優(yōu)化載荷施加方式

由于原截面與優(yōu)化后的截面均存在此問題，顯然不是單純改進(jìn)截面形狀能夠解決的。為模擬現(xiàn)實(shí)中絕緣子對(duì)橫擔(dān)的作用，將施加荷載的參考點(diǎn)與兩絕緣子孔面進(jìn)行耦合，這造成了作用在絕緣子孔處局部的荷載過大，超出了材料所能承載的極限。因此考慮改進(jìn)絕緣子對(duì)橫擔(dān)的作用形式，在絕緣子孔與絕緣子之間添加墊片，令荷載能夠均勻地施加在絕緣子孔周圍的一片區(qū)域內(nèi)，避免局部荷載過大使橫擔(dān)發(fā)生損傷。添加墊片的處理對(duì)應(yīng)到軟件仿真當(dāng)中，處理為改變參考點(diǎn)與橫擔(dān)耦合的區(qū)域。

如圖13所示，在絕緣子孔周圍劃分出邊長(zhǎng)為橫擔(dān)寬的矩形，矩形中心為絕緣子孔圓心，將參考點(diǎn)與該矩形區(qū)域耦合以模擬墊片的作用效果。在改進(jìn)載荷施加方式后，橫擔(dān)的極限承載力如表7所示。

表7 優(yōu)化荷載施加方式后橫擔(dān)極限承載力

優(yōu)化荷載施加方式后，由圖14應(yīng)力云圖表明，絕緣子孔周圍的應(yīng)力相較于原載荷施加方式有了很大幅度的降低，但是應(yīng)力值在橫擔(dān)對(duì)稱面處較大，較薄的壁厚使橫擔(dān)對(duì)稱面處的承載能力下降，需在對(duì)稱面處使用較厚的壁厚以保證橫擔(dān)的承載力。

分別以5 mm壁厚時(shí)橫擔(dān)和原截面橫擔(dān)的極限承載力為基準(zhǔn)。由表7數(shù)據(jù)可知，優(yōu)化載荷施加方式后，橫擔(dān)的極限承載力提高16%，不過優(yōu)化后橫擔(dān)極限承載力與原截面橫擔(dān)的相比仍有24%的差距，需要進(jìn)一步對(duì)橫擔(dān)進(jìn)行優(yōu)化。

3.2.3 變截面復(fù)合橫擔(dān)

表8 優(yōu)化形狀與荷載施加方式后的橫擔(dān)極限承載力

以原截面橫擔(dān)的極限承載力為基準(zhǔn)。在優(yōu)化橫擔(dān)形狀與荷載施加方式后，橫擔(dān)的極限承載力有了大幅度的提高，極限承載力提升了41%，橫擔(dān)材料的使用減少了12%，兼顧了提升性能與節(jié)省成本。

4 結(jié)論