李建斌，張一，周浩正，黃金威

(1. 廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司中山供電局，廣東 中山 528400；2. 廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司湛江供電局，廣東 湛江 524000)

耐張線夾是用于固定導(dǎo)線或避雷線至絕緣子串或桿塔，起耐張作用的重要連接金具。在結(jié)構(gòu)上，壓縮型耐張線夾主要分為鋁管和鋼錨2部分,其中鋁管用于壓接導(dǎo)線或避雷線，而鋼錨的掛環(huán)通過(guò)緊固件連接在非直線桿塔的耐張絕緣子串上，承受導(dǎo)線全部的張力[1-6]。在整個(gè)輸電網(wǎng)絡(luò)的安全和穩(wěn)定運(yùn)行中，耐張線夾起到重要作用。

在輸電網(wǎng)絡(luò)中耐張線夾普遍存在斷裂或脫落現(xiàn)象，這些事故的發(fā)生會(huì)嚴(yán)重影響電力系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行，不僅會(huì)給電網(wǎng)帶來(lái)重大經(jīng)濟(jì)損失，同時(shí)降低電力系統(tǒng)穩(wěn)定性，目前已有諸多學(xué)者對(duì)電力系統(tǒng)中出現(xiàn)的耐張線夾斷裂事故進(jìn)行了分析研究。文獻(xiàn)[7]對(duì)斷裂試樣進(jìn)行了化學(xué)成分檢驗(yàn)和結(jié)構(gòu)解剖，分析得出鋼錨碳含量偏高是導(dǎo)致斷裂的主要原因；文獻(xiàn)[8-9]對(duì)斷裂試樣進(jìn)行金相檢查以及掃描電鏡分析，分析得出金屬疲勞與線夾空腔積水發(fā)生銹蝕是線夾斷裂的主要原因；KARABAY S等人[10]研究了鋼芯鋁絞線由于制造缺陷導(dǎo)致早期失效的原因，但沒(méi)有分析耐張線夾位置斷裂的原因；文獻(xiàn)[11-14]中對(duì)射線無(wú)損在線檢測(cè)耐張線夾進(jìn)行了深入研究；文獻(xiàn)[15]利用射線檢測(cè)裝置進(jìn)行了實(shí)地勘測(cè)任務(wù)；亦有學(xué)者從耐張線夾的引流作用進(jìn)行了仿真分析[16-17]，重點(diǎn)分析了電流熱效應(yīng)對(duì)線夾性能的影響；AUFAURE M[18]提出了三節(jié)點(diǎn)模型，推導(dǎo)出切線剛度矩陣來(lái)計(jì)算架空輸電導(dǎo)線在平衡情況下的水平張力分布，該方法可以利用較少的迭代計(jì)算得到穩(wěn)定解，并且結(jié)果可用于導(dǎo)線的載荷計(jì)算。

目前文獻(xiàn)大都對(duì)已發(fā)生事故線夾進(jìn)行事后分析，對(duì)于耐張線夾本體缺陷造成的潛在隱患目前還較少進(jìn)行相關(guān)研究。經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際測(cè)量某批220 kV輸電線路所用耐張線夾，發(fā)現(xiàn)鋼錨凹槽部分由于制造工藝問(wèn)題導(dǎo)致凹槽深度不一，可能會(huì)影響線夾的使用性能和使用壽命，在滿(mǎn)足安裝工藝要求情況下，有必要對(duì)此進(jìn)行深入探討。

本文以典型的液壓型耐張線夾作為研究對(duì)象，進(jìn)行了選型并簡(jiǎn)化凹槽和鋁管壓接部分。首先介紹了耐張線夾的選型及自身的物性參數(shù)；其次根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)圖紙建立了標(biāo)準(zhǔn)尺寸下的線夾鋼錨三維模型，通過(guò)分析鋼錨所處系統(tǒng)環(huán)境得到仿真的邊界條件，借助Calculix分析工具對(duì)線夾進(jìn)行了力學(xué)仿真分析；對(duì)于現(xiàn)場(chǎng)抽樣測(cè)量耐張線夾鋼錨凹槽深度發(fā)現(xiàn)存在的制造工藝缺陷問(wèn)題，本文在標(biāo)準(zhǔn)模型的基礎(chǔ)上建立了不同凹槽深度的模型；最后分析了耐張線夾力學(xué)仿真結(jié)果，同時(shí)討論了耐張線夾鋼錨工藝缺陷對(duì)線夾使用性能的影響。

1 耐張線夾選型及參數(shù)

1.1 耐張線夾連接金具的選型

本文選用型號(hào)為NY-630/45的液壓壓縮型耐張線夾為分析對(duì)象，其中N表示耐壓線夾，Y表示壓縮型，630/45表示鋁截面為630 mm和鋼截面為45 mm。該型號(hào)本體由鋁制件，其余為熱鍍鋅鋼制件，廣泛應(yīng)用220 kV線路中，選用NY-630/45作為研究對(duì)象，具有一定的代表性。

NY-630/45耐張線夾用以固定導(dǎo)線在非直線塔的絕緣子串上，常見(jiàn)適用的鋼芯鋁絞線導(dǎo)線型號(hào)為L(zhǎng)GJ-630/45，該導(dǎo)線外徑為33.6 mm，單位質(zhì)量為2 060 kg/km。按照耐張線夾與鋼芯鋁絞線的壓接規(guī)范，其結(jié)構(gòu)[19-21]如圖1所示。

l—鋼錨與鋼芯壓接段長(zhǎng)度；Φ—鋁管后直徑；d—架空導(dǎo)線鋼芯直徑；L—耐張線夾鋼錨長(zhǎng)度。

圖1 耐張線夾壓接結(jié)構(gòu)
Fig.1 Structure of clamping and
pressing of tension wire

在線夾安裝過(guò)程中，架空輸電線路導(dǎo)線會(huì)先去除鋁線部分，留下圖1中BC段導(dǎo)線鋼芯部分，鋼芯與鋼錨中空部分使用液壓機(jī)進(jìn)行壓接，壓接壓力一般在85～90 MPa之間；圖1中AB段是鋁管與鋼芯鋁絞線的壓接區(qū)域；CD段以及DE段是鋁管與鋼錨相互壓接區(qū)域，壓接所用壓力和壓接鋼錨與鋼芯大小一致，其中CD段有3個(gè)相同深度的凹槽，壓接之后主要起到防耐張線夾滑動(dòng)的作用，亦是本文后面重點(diǎn)關(guān)注研究的區(qū)域。

1.2 耐張線夾鋼錨物性參數(shù)

NY-630/45耐張線夾鋼錨所使用鋼材原材料為Q235B(直徑為36 mm)圓鋼，對(duì)某批鋼錨原料送檢，依據(jù)執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)GB/T 700—2006分析得到原材料的化學(xué)成分和力學(xué)性能，見(jiàn)表1。

經(jīng)檢驗(yàn)，樣品試驗(yàn)的化學(xué)成分和力學(xué)性能結(jié)果滿(mǎn)足國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)要求。

表1中屈服強(qiáng)度值是一個(gè)關(guān)鍵指標(biāo)，根據(jù)彈性力學(xué)知識(shí)可知:材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系超過(guò)屈服強(qiáng)度便會(huì)出現(xiàn)宏觀可見(jiàn)變形，材料發(fā)生塑形變形;同時(shí)超過(guò)屈服強(qiáng)度點(diǎn)之后應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系呈現(xiàn)非線性關(guān)系，到達(dá)抗拉強(qiáng)度點(diǎn)材料就會(huì)被拉斷。本文將利用有限元計(jì)算的方法對(duì)不同凹槽深度對(duì)鋼錨整體應(yīng)力分布的影響進(jìn)行分析。

表1 Q235B圓鋼化學(xué)成分及力學(xué)性能Tab.1 Chemical components and machenical performance of Q235-type steel

2 NY-630/45耐張線夾應(yīng)力分布仿真模型建立

2.1 力學(xué)模型建立

線夾鋼錨在受導(dǎo)線張力情況下會(huì)發(fā)生微小形變，鋼錨上一初始位置(x,y,z)在力的作用下位置改變?yōu)?X,Y,Z)，向量u=(u1,u2,u3)=(X-x,Y-y,Z-z)稱(chēng)作位移向量。由胡克定律可得

σij=λδij·u+2μεij.

(1)

式中：σij為應(yīng)力張量；δij為克羅內(nèi)克函數(shù)，當(dāng)i=j時(shí)，δij=1，其他情況下δij=0；εij為應(yīng)變張量；i、j為平面坐標(biāo)方向；λ和μ為描述固體性質(zhì)的常量，稱(chēng)為拉梅參數(shù)，其與楊氏模量E及泊松比υ的關(guān)系為

(2)

根據(jù)式(1)和式(2)可以計(jì)算出鋼錨內(nèi)部各個(gè)單元體的3個(gè)主應(yīng)力σ1、σ2、σ3，3個(gè)主應(yīng)力與其各個(gè)受力平面的法向平行，根據(jù)這3個(gè)主應(yīng)力可以計(jì)算出Von Mises屈服準(zhǔn)則下的Von Mises等效應(yīng)力，即

(3)

Von Mises應(yīng)力是根據(jù)第四強(qiáng)度理論(即畸變能密度理論)計(jì)算的一種等效應(yīng)力[22]。實(shí)驗(yàn)表明，碳素鋼和合金鋼等韌性材料的塑性屈服實(shí)驗(yàn)原理和結(jié)果與這一強(qiáng)度理論吻合良好，鋼錨為鋼結(jié)構(gòu)的塑形材料，因此我們選取Von Mises等效應(yīng)力對(duì)鋼錨應(yīng)力分布進(jìn)行分析。

由于鋼錨凹槽部分是鋁管與鋼錨壓接區(qū)域，同時(shí)受到導(dǎo)線張力和鋁管擠壓壓力的作用，因此凹槽區(qū)域的剪切應(yīng)力也是反映鋁管與鋼錨咬合緊密的力學(xué)指標(biāo)。圖2展示了鋼錨在正常工作過(guò)程中的受力狀態(tài)。

圖2中在受力面A上剪切應(yīng)力[22]為

(4)

式中：ΔFi為i方向的剪切力；ΔAj為j方向的受力面積。式(4)表明鋼錨內(nèi)部各處的剪應(yīng)力可以取垂直施力方向所在截面的極限剪切力得到，剪切應(yīng)力τij還可由第一主應(yīng)力σ1和第三主應(yīng)力σ3表示，即

(5)

P—鋁管與鋼錨壓接壓力；F—鋼錨所受導(dǎo)線張力。

圖2 鋼錨凹槽受力狀態(tài)
Fig.2 Stress state of steel anchor groove

2.2 有限元建模求解流程

根據(jù)彈性力學(xué)的變分理論可以將式(1)中的偏微分方程組轉(zhuǎn)換為可以用計(jì)算機(jī)迭代計(jì)算的線性方程組，這是通過(guò)將求解域網(wǎng)格離散化實(shí)現(xiàn)的，對(duì)得到的方程組引入相關(guān)約束條件，利用計(jì)算機(jī)迭代計(jì)算即可求解出位移量u，根據(jù)式(1)—(3)可以進(jìn)一步計(jì)算出所求系統(tǒng)的應(yīng)變、應(yīng)力結(jié)果。

本文使用有限元仿真軟件Calculix進(jìn)行耐張線夾鋼錨的力學(xué)仿真分析。耐張線夾鋼錨的建模使用FreeCAD構(gòu)建，有限元網(wǎng)格劃分采用GMSH自適應(yīng)網(wǎng)格劃分策略，求解器采用Caculix，結(jié)果后處理采用VTK。具體的有限元建模求解流程如圖3所示。

圖3 有限元建模求解流程Fig.3 Process of modeling and caculating using FEM

2.3 幾何建模、邊界條件及材料參數(shù)設(shè)置

NY-630/45型耐張線夾鋼錨的三維幾何模型根據(jù)工程圖在FreeCAD三維建模軟件中繪制，因?yàn)榉治鰧?duì)象是壓接之后的鋼錨，經(jīng)壓接后呈六邊形，其壓接后存在3個(gè)對(duì)邊距S，且

S=0.866×0.933D+0.2.

(6)

式中D為鋼管或者鋁管外徑。對(duì)鋼管而言其對(duì)邊距最大允許值為17.39 mm，3個(gè)對(duì)邊距只允許一個(gè)達(dá)到最大值，超過(guò)規(guī)定時(shí)應(yīng)查明原因，割斷重接；因此在建模過(guò)程中對(duì)圖1中 BC段進(jìn)行了處理，將其構(gòu)建為液壓壓接之后的模型。圖4展示了鋼錨實(shí)物壓接圖。

圖4 鋼錨實(shí)物圖Fig.4 Actual picture of steel anchor

為求解目標(biāo)力學(xué)系統(tǒng)組成的偏微分方程，需要給定狄里克萊邊界條件(第一邊界條件)、紐曼邊界條件(第二邊界條件)以及方程組的涉及的材料參數(shù)[17-19]。與求解常微分方程一樣，如果邊界條件不足會(huì)導(dǎo)致網(wǎng)格離散化后構(gòu)成的高階代數(shù)方程組奇異，即代數(shù)方程組系數(shù)矩陣非滿(mǎn)秩，根據(jù)數(shù)值迭代理論可知代數(shù)方程奇異會(huì)導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果發(fā)散不收斂，無(wú)法求解目標(biāo)力學(xué)系統(tǒng)。對(duì)一個(gè)機(jī)械結(jié)構(gòu)系統(tǒng)而言，其邊界條件類(lèi)型有固定約束、邊界載荷、固定位移等，固定約束和載荷是2種最為常用的邊界條件。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行條件可以確定耐張線夾鋼錨所受導(dǎo)線張力為20 kN，并作用在鋼錨掛環(huán)部分，對(duì)應(yīng)的施加邊界條件為圖5中的箭頭位置；圖1 對(duì)應(yīng)BC段為鋼錨與導(dǎo)線鋼芯壓接區(qū)域，鋁管在此位置不再進(jìn)行壓接，因此設(shè)定內(nèi)壁為固定約束，對(duì)應(yīng)施加的邊界條件位置在壓接區(qū)域內(nèi)壁；圖1對(duì)應(yīng)CE段為鋁管壓接區(qū)域，在現(xiàn)場(chǎng)安裝中一般選取85～90 MPa液壓值并且使用對(duì)應(yīng)的鋼模進(jìn)行壓接，因此在鋼錨與鋁管接觸咬合面設(shè)置壓力為90 MPa的邊界載荷，對(duì)應(yīng)如圖5所示的箭頭部分。

鋼錨原材料為Q235B圓鋼，根據(jù)GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》進(jìn)行化驗(yàn)檢測(cè)，得到該鋼材在力學(xué)仿真中涉及的材料參數(shù)見(jiàn)表2。

圖5 仿真條件設(shè)置Fig.5 Setup of FEM simulation

表2 仿真材料屬性Tab.2 Properties of material used in FEM simulation

3 耐張線夾仿真分析

3.1 耐張線夾鋼錨標(biāo)準(zhǔn)模型下的應(yīng)力分布情況分析

上述構(gòu)建的張線夾鋼錨三維有限元模型經(jīng)過(guò)GMSH網(wǎng)格自適應(yīng)劃分之后送入Caculix解法器求解，得到鋼錨在凹槽深度均為3 mm的標(biāo)準(zhǔn)情況下的剪切應(yīng)力和Von Mises應(yīng)力分布情況，如圖6所示。

圖6 鋼錨剪切應(yīng)力和Von Mises應(yīng)力分布結(jié)果Fig.6 Distribution of max sheer stress and von Mises stress in steel anchor

從圖6(a)可以看出：鋼錨凹槽部分受鋁管擠壓咬合作用，凹槽接觸面承受與之垂直的剪切應(yīng)力，最大值為99.19 MPa；而在鋼錨與鋼芯壓接部分因?yàn)椴辉倥c鋁管壓接，該部分剪切應(yīng)力幾乎為零。圖6(b)是鋼錨整體的Von Mises應(yīng)力分布，可以看出Von Mises應(yīng)力值最大的區(qū)域集中在鋼錨凹槽部分，在20 kN導(dǎo)線張力的工況條件下Von Mises應(yīng)力最大值為164.671 MPa，低于表1中的屈服強(qiáng)度值266 MPa，故有足夠的裕度來(lái)滿(mǎn)足實(shí)際使用條件。為分析Von Mises應(yīng)力的詳細(xì)分布，利用調(diào)整閾值的方法對(duì)凹槽進(jìn)一步進(jìn)行可視化分析，得到如圖7所示結(jié)果。

圖7 凹槽區(qū)域Von Mises應(yīng)力分布Fig.7 Distribution of von Mises in the area of groove

圖7仿真結(jié)果表明：Von Mises應(yīng)力主要集中在第一凹槽面到鋼錨與鋼芯連接處，在凹槽內(nèi)部呈現(xiàn)倒錐形分布，而且應(yīng)力最大最集中部分亦出現(xiàn)在凹槽與中空管(即壓接鋼芯部分)的連接面處。此結(jié)果間接驗(yàn)證了耐張線夾斷裂事故中大都是鋼錨中空管與鋼錨主體部分?jǐn)嗔训脑蚴窃撨B接面承受最嚴(yán)苛的應(yīng)力條件，從而加速了金屬疲勞效應(yīng)。如果導(dǎo)線運(yùn)行過(guò)程中由于風(fēng)力等外力條件使該位置所受應(yīng)力超過(guò)極限應(yīng)力便會(huì)發(fā)生塑性形變，甚至直接發(fā)生斷裂。

3.2 不同凹槽深度對(duì)Von Mises應(yīng)力分布的影響

針對(duì)鋼錨制造工藝導(dǎo)致凹槽深度尺寸不一的問(wèn)題，在前面仿真基礎(chǔ)上，通過(guò)調(diào)節(jié)3個(gè)凹槽深度構(gòu)建了除標(biāo)準(zhǔn)模型外的另外3×9組模型(3個(gè)凹槽區(qū)域，每個(gè)凹槽構(gòu)建了9組不同深度的模型)，凹槽深度尺寸為1.6～3.4 mm之間。為了便于分析，采用單一變量控制法，即每次改變一個(gè)凹槽深度，通過(guò)仿真計(jì)算得到相應(yīng)的最大應(yīng)力值，其結(jié)果如圖8所示。

由圖8結(jié)果可以看出：對(duì)于同一凹槽面，凹槽深度小于標(biāo)準(zhǔn)的3 mm深度時(shí)，鋼錨最大Von Mises應(yīng)力值呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)；深度大于3 mm時(shí)最大Von Mises應(yīng)力略微增加；而標(biāo)準(zhǔn)尺寸下最大Von Mises應(yīng)力值最低，第一、二、三凹槽的最大應(yīng)力值分別超出其標(biāo)準(zhǔn)情況下應(yīng)力值的10.5%、3.3%和3.5%，造成這種變化的原因是凹槽深度改變了鋼錨的結(jié)構(gòu)對(duì)稱(chēng)性，進(jìn)而改變了主應(yīng)力的分布狀態(tài)。從式(3)可知：3個(gè)主應(yīng)力值改變會(huì)影響Von Mises應(yīng)力，當(dāng)σ1、σ2、σ3任意兩者之差增大計(jì)算得到的Von Mises等效應(yīng)力亦隨之增大，當(dāng)凹槽深度低于2.0 mm時(shí)，Von Mises應(yīng)力減小，此時(shí)是因?yàn)橛懈噤摬奈镔|(zhì)(即更多體積單元體)承受導(dǎo)線張力和鋁管壓接壓力，這種作用強(qiáng)于對(duì)稱(chēng)性結(jié)構(gòu)改變引起的應(yīng)力增大效應(yīng)。

圖8 不同凹槽深度最大Von Mises應(yīng)力Fig.8 Maximun Von Mises stress in different depth of groove

對(duì)不同凹槽進(jìn)行分析。從圖8可以看出：第三凹槽的深度變化對(duì)應(yīng)力值變化的影響比另外2個(gè)凹槽大，當(dāng)?shù)谌疾凵疃葹?.0 mm時(shí)最大Von Mises應(yīng)力為180.89 MPa，比正常3.0 mm深度情況下高出10.5%，原因是第三凹槽位置靠近鋼錨與導(dǎo)線鋼芯壓接部位，該區(qū)域的鋼材料較少，平均單元體所受3個(gè)主應(yīng)力值比其他區(qū)域大；因此在同樣張力的條件下第三凹槽部分的Von Mises應(yīng)力值改變相較于第二也更加明顯，從而增加耐張線夾鋼錨斷裂的風(fēng)險(xiǎn)。圖8中亦可看出：第三凹槽的深度改變對(duì)鋼錨整體應(yīng)力分布影響比第一和第二凹槽要大，當(dāng)?shù)谝话疾凵疃绕钸_(dá)0.6 mm時(shí)，Von Mises應(yīng)力值超出標(biāo)準(zhǔn)情況下8.6%，因此在施工作業(yè)檢查某批次鋼錨的時(shí)候應(yīng)該著重檢查第一凹槽深度是否滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)要求。

3.3 凹槽深度對(duì)剪切應(yīng)力分布的影響

凹槽深度的改變不僅會(huì)改變Von Mises應(yīng)力分布，還會(huì)改變耐張線夾鋼錨的剪切應(yīng)力分布。根據(jù)第3.2節(jié)內(nèi)容已經(jīng)分析得知第三凹槽對(duì)鋼錨整體力學(xué)性能的影響最大，為了探究凹槽深度對(duì)剪切應(yīng)力的影響，仿真計(jì)算第三凹槽在不同深度下的最大剪切應(yīng)力，結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 第三凹槽深度與最大剪切應(yīng)力關(guān)系Tab.3 Relationship between depth of third groove and max sheer stress

從表3可以看出，隨著凹槽深度的減小，最大剪切應(yīng)力呈現(xiàn)出先減小、后增大、再減小的趨勢(shì)。這一變化情況需要結(jié)合前面圖8結(jié)果進(jìn)行分析：當(dāng)凹槽深度減小為2.8 mm時(shí)，鋼錨凹槽結(jié)構(gòu)發(fā)生改變，單元體計(jì)算得到的主應(yīng)力值亦相應(yīng)發(fā)生改變，根據(jù)式(5)可知剪切應(yīng)力值隨第一主應(yīng)力和第三主應(yīng)力變化而變化，鋼錨構(gòu)件在結(jié)構(gòu)上的改變引起的主應(yīng)力變化是非線性的，亦可根據(jù)圖8中第三凹槽Von Mises應(yīng)力隨深度變化結(jié)果得知；當(dāng)凹槽深度為2.0 mm時(shí)，對(duì)應(yīng)的Von Mises應(yīng)力值達(dá)到最大，而此時(shí)最大剪切應(yīng)力最小，其值為87.06 MPa，比正常3.0 mm深度條件下剪應(yīng)力減少了12.2%，原因是第一主應(yīng)力與第三主應(yīng)力差值減小，而第一主應(yīng)力與第二主應(yīng)力差值、第二主應(yīng)力與第三主應(yīng)力差值增大，該結(jié)果同時(shí)說(shuō)明鋁管與鋼錨凹槽部分的咬合摩擦作用減小，這將削弱凹槽的防滑作用，增加線夾脫落風(fēng)險(xiǎn)；當(dāng)凹槽深度偏差達(dá)0.6 mm時(shí)，剪切應(yīng)力較標(biāo)準(zhǔn)情況下減少4.7%。因此，凹槽深度變化會(huì)影響耐張線夾的耐張性能，降低耐張線夾的使用壽命，增加了電網(wǎng)運(yùn)行的風(fēng)險(xiǎn)。

4 結(jié)論

本文對(duì)耐張線夾鋼錨因制造工藝導(dǎo)致的凹槽深度不同對(duì)線夾性能的影響進(jìn)行了研究，利用有限元分析的方法，構(gòu)建了包括標(biāo)準(zhǔn)模型在內(nèi)的28種不同凹槽深度的鋼錨模型，分析了仿真得到的應(yīng)力分布結(jié)果，并得出以下結(jié)論：

a)3個(gè)凹槽深度不均勻改變了鋼錨結(jié)構(gòu)的對(duì)稱(chēng)性，進(jìn)而影響鋼錨內(nèi)部單元體的應(yīng)力分布，其中第三凹槽對(duì)應(yīng)力分布影響最大，當(dāng)偏差達(dá)0.6 mm時(shí)，最大Von Mises應(yīng)力值超出標(biāo)準(zhǔn)情況下8.6%，應(yīng)力分布最集中部分在鋼錨第三凹槽與鋼芯壓接段的連接面處，線夾斷裂發(fā)生部位亦多發(fā)生于此。

b)由于制造工藝缺陷造成鋼錨凹槽深度不一，最大剪切應(yīng)力低于標(biāo)準(zhǔn)值，這將會(huì)增加線夾鋼錨斷裂以及鋼錨脫落的風(fēng)險(xiǎn)。從研究結(jié)果可知，當(dāng)鋼錨凹槽深度偏差達(dá)0.6 mm時(shí)，耐張線夾剪切應(yīng)力減少4.7%，線夾耐張性能下降；因此，在施工作業(yè)前需要對(duì)鋼錨進(jìn)行測(cè)量篩選，避免使用不滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)的鋼錨，從而提高電力金具在使用過(guò)程中的安全穩(wěn)定性。