張 洋，張 廷，趙辰宇，劉 輝

（1.國網(wǎng)山東省電力公司山東電力科學(xué)研究院，山東 濟(jì)南250003；2.國網(wǎng)山東省電力公司，山東 濟(jì)南250003）

為滿足社會日益提高的用電需求，增加輸電線路的輸送容量是一種有效的解決方案，在特高壓工程中可采用新型輸電導(dǎo)線達(dá)到提升輸送能力的目標(biāo)［1-6］。碳纖維導(dǎo)線作為新型輸電導(dǎo)線的重要種類之一，近年來愈來愈多研究者對其及相關(guān)部件的應(yīng)用開展了探究。王紅梅［7］等人從電氣、機(jī)械等角度分析了應(yīng)用于沿海臺風(fēng)地區(qū)碳纖維導(dǎo)線的性能，證明了該類導(dǎo)線具有大輸送容量、低基建費用以及優(yōu)異抗風(fēng)性能等特點。張春雷［8］等人通過測試對碳纖維導(dǎo)線芯棒的結(jié)構(gòu)、組織和性能開展了分析，指出了導(dǎo)線關(guān)于抗拉與抗彎曲等方面存在的問題。

而在架空輸電線路中，金具作為不可缺少的裝置，主要包括耐張線夾以及接續(xù)金具等［9-10］，金具的性能特點在一定程度上影響了導(dǎo)線甚至整體電網(wǎng)運行的安全性和可靠性。不少研究者對于傳統(tǒng)金具及導(dǎo)線的性能進(jìn)行了理論與實驗的研究，萬建成［11］等人開展了關(guān)于金具對大截面導(dǎo)線握力的研究，得到了導(dǎo)線的鋼鋁比以及單線強(qiáng)度是影響金具握力的主要因素。王若民等人［12］從腐蝕產(chǎn)物和化學(xué)成分等方面探討了高壓輸電情況下鋼芯鋁絞線配套耐張線夾的失效原因。此外，近年來對于碳纖維導(dǎo)線及配套金具方面的研究不斷增多，劉洪正［13］嘗試在鋁包覆新型碳纖維導(dǎo)線［14-15］中采用液壓式金具，并通過試驗方法對其施工工藝參數(shù)進(jìn)行了論述，進(jìn)而達(dá)到改善碳纖維導(dǎo)線在實際運行中的受力情況以及降低碳芯損傷概率的目標(biāo)。王東偉［16］等人通過數(shù)值模擬方法對比了傳統(tǒng)楔形金具與液壓式金具作用下特高壓輸電線路中鋁包覆碳纖維導(dǎo)線的應(yīng)力及變形分布特征，發(fā)現(xiàn)新型液壓式金具可以減少碳芯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，鋁包覆新型碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線的結(jié)構(gòu)示意圖如圖1 所示。由以上內(nèi)容可知，針對碳纖維導(dǎo)線和配套金具的研究較多集中在對于整體機(jī)械性能的分析，而對于多種實際工作狀況下局部力學(xué)特性的探究則相對較少。基于鋁包覆新型碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線、配套液壓式耐張線夾以及接續(xù)管的實際結(jié)構(gòu)，分別建立兩種液壓式金具及導(dǎo)線的組合模型，采用有限元分析方法［17］對多種工作情況下的模型進(jìn)行數(shù)值模擬計算，并對模型中各部分結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性開展研究。

圖1 新型碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線結(jié)構(gòu)示意圖[14]Fig.1 New type of aluminum conductor with reinforced core of carbon fiber(ACCC)[14]

1 模型建立及邊界條件設(shè)定

由文獻(xiàn)16 可知區(qū)別于應(yīng)用在碳纖維導(dǎo)線上的傳統(tǒng)楔形金具，新型液壓式金具的主要結(jié)構(gòu)為鋁制的平行壓接管。在實際施工安裝過程中，采用液壓壓接的方式將金具與新型鋁包覆碳纖維導(dǎo)線進(jìn)行連接。根據(jù)某新型碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線、配套的液壓式耐張線夾以及液壓式接續(xù)管的相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行三維幾何建模，各部分的具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1和表2所示，建立的三維計算模型如圖2與圖3所示。

由圖2 和圖3 可知計算模型從內(nèi)至外依次為導(dǎo)線碳芯、鋁包覆以及金具結(jié)構(gòu)。模型中各材料均假設(shè)為連續(xù)、均質(zhì)和各向同性，其中耐張線夾、接續(xù)管的壓接管和鋁包覆的材料設(shè)定為鋁合金，芯棒材料設(shè)置為碳纖維，材料的具體參數(shù)如表3所示。

表1 新型碳纖維導(dǎo)線的結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of the ACCC

表2 液壓式耐張線夾及接續(xù)管的結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Structural parameters of the hydraulic strain clamp and coupling pipe

圖2 導(dǎo)線與液壓式耐張線夾的計算模型Fig.2 Calculation model of the hydraulic strain clamp

圖3 導(dǎo)線與液壓式接續(xù)管的計算模型Fig.3 Calculation model of the hydraulic coupling pipe

表3 模型各部分的材料參數(shù)Table 3 Material parameters of each part of the models

針對上述基于液壓式金具與碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線的鋁包覆結(jié)構(gòu)接觸后所生成的計算模型，在兩種三維模型的周向表面上施加80 MPa 的壓強(qiáng)。而考慮到在實際施工過程中工作狀況的不確定性，在計算模型的兩端施加多種邊界條件，從而研究不同約束條件對新型碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線以及金具力學(xué)性能的影響規(guī)律，各工況的名稱與特點如表4 所示，邊界條件方向及載荷施加示意圖如圖4所示。

表4 不同工作情況名稱及特點Table 4 Name and characteristics of different work conditions

圖4 邊界條件方向及載荷施加示意圖Fig.4 Schematic diagram of boundary condition direction and load

其中，“固定端”工況指在模型兩端限制X、Y、Z三個方向上的位移和旋轉(zhuǎn)；“X自由”工況為限制Y和Z方向的位移而不限制X 方向，對應(yīng)的情況為允許存在前后方向上的位移；“X、Y自由”工況為僅限制Z方向（軸向）的位移，即允許存在徑向上的變化?；谏鲜龅哪Ｐ团c設(shè)置，使用有限元分析方法對以上不同工作情況下兩類模型中各部分的力學(xué)特性進(jìn)行計算仿真及對比探究。

2 多種工況下力學(xué)性能分析

2.1 “固定端”工況

此類工況為對模型左右兩端均采用固定端約束條件。兩種計算模型各部分（金具壓接管、導(dǎo)線鋁包覆和碳棒）的應(yīng)力及總變形分布如圖5至圖10所示。其中，圖5、圖7與圖9為耐張線夾組合模型的結(jié)果，圖6、圖8以及圖10為接續(xù)管組合模型的結(jié)果。

圖5 耐張線夾壓接管的應(yīng)力及總變形分布Fig.5 Stress and deformation distribution on the crimping tube

圖6 接續(xù)管壓接管的應(yīng)力及總變形分布Fig.6 Stress and deformation distribution on the coupling tube

通過上圖不難發(fā)現(xiàn)，整體上在該工況下兩種模型中壓接管的應(yīng)力與變形均呈現(xiàn)出較為均勻的分布特點。不考慮端部效應(yīng)，兩種模型壓接管的平均應(yīng)力約為30 MPa，而兩者的最大總變形均不超過8 μm，該變形量與壓接管長度相比量級較小，說明其對壓接過程的影響可以忽略，體現(xiàn)出新型液壓式金具的穩(wěn)定性。導(dǎo)線的鋁包覆結(jié)構(gòu)作為金具和碳芯的中間部件，在壓接等實際工作中其力學(xué)性能直接影響導(dǎo)線的運行效果，故而對兩種金具中其在該工況下的應(yīng)力及總變形進(jìn)行對比分析，分布結(jié)果如圖7和圖8所示。

圖7 耐張線夾中導(dǎo)線鋁包覆的應(yīng)力及總變形分布Fig.7 Stress and deformation distribution on the aluminum coating of strain clamp

圖8 接續(xù)管中導(dǎo)線鋁包覆的應(yīng)力及總變形分布Fig.8 Stress and deformation distribution on the aluminum coating of coupling pipe

由圖7 和圖8 可知，忽略兩端位置的局部效應(yīng)，兩種模型中的鋁包覆應(yīng)力分布較為均勻，僅存在很小的梯度變化，平均應(yīng)力約為29 MPa。同時，總變形分布的梯度變化也較小，兩者的最大變形均未超過4.5 μm。綜合考慮該工況下結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性，說明碳纖維導(dǎo)線鋁包覆結(jié)構(gòu)在液壓式金具作用下保持了良好性能。進(jìn)一步的，導(dǎo)線碳芯作為核心結(jié)構(gòu)，其力學(xué)特性尤為重要，圖9與圖10分別為該工作狀態(tài)下，兩種模型中碳芯的應(yīng)力與總變形分布云圖。

由圖9 及圖10 可知，碳芯作為新型碳纖維導(dǎo)線主要承受拉力的結(jié)構(gòu)，忽略兩端的局部效應(yīng)，兩種計算模型中碳棒的平均應(yīng)力約為30 MPa，少有應(yīng)力集中現(xiàn)象發(fā)生。此外，兩者的最大變形均小于2.8 μm，相較于上述兩個部件形變較小，雖呈現(xiàn)出近似帶狀的分布情況，但整體梯度變化不明顯。這說明在新型液壓式金具的作用下，碳纖維導(dǎo)線芯棒的力學(xué)特性較好，很大程度上降低了導(dǎo)線斷裂的可能性。

圖9 耐張線夾中導(dǎo)線碳芯的應(yīng)力及總變形分布Fig.9 Stress and deformation distribution on the carbon core of strain clamp

圖10 接續(xù)管中導(dǎo)線碳芯的應(yīng)力及總變形分布Fig.10 Stress and deformation distribution on the carbon core of coupling pipe

2.2 “X自由”工況

該類工況為對y 與z 方向進(jìn)行固定，x 方向設(shè)定為自由。由于新型液壓式金具采用近似平行于導(dǎo)線的壓接管結(jié)構(gòu)，因此該工況下壓接管沿軸向上的應(yīng)力與變形結(jié)果與上文相似，兩種模型的應(yīng)力分布較為均勻，且平均應(yīng)力數(shù)值與第一類工況的結(jié)果相差不多，約為29 MPa。而兩種壓接管在受到周向外力的作用下最大變形值約為7 μm，也體現(xiàn)了采用平行壓接方式的新型金具在實際應(yīng)用中的穩(wěn)定性，在此不再展開贅述。而兩模型中導(dǎo)線鋁包覆及碳芯的應(yīng)力分布云圖如圖11至圖14所示。

圖11 耐張線夾中導(dǎo)線鋁包覆的應(yīng)力分布Fig.11 Stress distribution on the aluminum coating of strain clamp

圖12 接續(xù)管中導(dǎo)線鋁包覆的應(yīng)力分布Fig.12 Stress distribution on the aluminum coating of coupling pipe

圖13 耐張線夾中導(dǎo)線碳芯的應(yīng)力分布Fig.13 Stress distribution on the carbon core of strain clamp

圖14 接續(xù)管中導(dǎo)線碳芯的應(yīng)力分布Fig.14 Stress distribution on the carbon core of coupling pipe

從圖11與圖12可以看出，該工況下導(dǎo)線鋁包覆結(jié)構(gòu)上的應(yīng)力主要集中在27 MPa 左右。應(yīng)力在軸向方向上的梯度變化并不明顯，與“固定端”工況基本一致，說明在該工況下金具對于鋁包覆力學(xué)性能的影響仍然較小，體現(xiàn)出該液壓式金具的可靠性與適用性。

如上圖所示，除端部效應(yīng)外，碳棒的力學(xué)特性與鋁包覆類似。在整體上，應(yīng)力沿軸向分布較為均勻，少有梯度突變區(qū)域。說明在該類工況下兩種新型液壓式金具中的碳芯依舊可以保持很好的力學(xué)性能，降低對于碳芯的損壞風(fēng)險。

2.3 “X、Y自由”工況

第三類工況為僅將z方向進(jìn)行限制，x、y方向均自由，即在計算模型的徑向上均可存在變化。在該工作狀態(tài)下，壓接管沿軸向上的應(yīng)力及變形分布與上文近似，兩種模型的分布結(jié)果較為均勻，平均應(yīng)力約為27 MPa，與前兩類工況的結(jié)果相差不多，說明液壓式金具及導(dǎo)線依舊保持了較好的力學(xué)特性。而模型中導(dǎo)線鋁包覆及碳芯結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布云圖如圖15 至圖18所示。

圖15 耐張線夾中導(dǎo)線鋁包覆的應(yīng)力分布Fig.15 Stress distribution on the aluminum coating of strain clamp

圖16 接續(xù)管中導(dǎo)線鋁包覆的應(yīng)力分布Fig.16 Stress distribution on the aluminum coating of coupling pipe

圖17 耐張線夾中導(dǎo)線碳芯的應(yīng)力分布Fig.17 Stress distribution on the carbon core of strain clamp

圖18 接續(xù)管中導(dǎo)線碳芯的應(yīng)力分布Fig.18 Stress distribution on the carbon core of coupling pipe

由上圖可知，在該工況下，鋁包覆結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布與“固定端”和“X 自由”兩類工況的結(jié)果類似，忽略端部效應(yīng)，鋁包覆結(jié)構(gòu)的應(yīng)力大小主要集中在26 MPa，梯度變化并不明顯，表明在該工況下液壓式金具對于導(dǎo)線鋁包覆結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能影響較小，具有很好的穩(wěn)定性。

由圖17 和圖18 不難發(fā)現(xiàn)，忽略端部效應(yīng)的影響，該工況下兩種模型中碳芯的平均應(yīng)力約為30 MPa，雖然呈現(xiàn)出部分條帶狀的分布特征，但整體梯度變化不明顯，突變較少。說明在不限制x與y方向變化的情況下，新型液壓式金具對于導(dǎo)線中核心部件的影響仍然較小，具有較好的力學(xué)性能，一定程度上有益于保護(hù)碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線的完整性，并且可以減少多種工況下金具對于導(dǎo)線的不利作用。

2.4 不同工況結(jié)果的對比分析

為更直觀地研究新型液壓式金具在多種工況下對于鋁包覆碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線力學(xué)特性的影響，將不同邊界條件下計算模型中導(dǎo)線碳纖維芯棒的最大應(yīng)力數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計對比，結(jié)果如圖19所示。

圖19 不同工況下模型中導(dǎo)線碳芯的最大應(yīng)力Fig.19 Maximum stress of the carbon core under different boundary conditions

由圖19 可以看出，隨著約束條件的減弱，碳纖維芯棒的最大應(yīng)力值也出現(xiàn)下降趨勢。耐張線夾模型中碳芯最大應(yīng)力由51 MPa左右降低至約43 MPa，而接續(xù)管模型中由約48 MPa 減小至42 MPa 左右，兩者分別下降了約15.7%和12.5%。這說明不同工況的液壓式金具作用下導(dǎo)線所受到影響的變化趨勢基本一致，為后續(xù)相關(guān)實際應(yīng)用提供了參考。綜合上文中各部件的應(yīng)力及變形分布情況，說明新型液壓式金具在本文討論的各類工況下應(yīng)力及變形分布較為均勻，梯度變化不明顯，一定程度上可以保證碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線的完整性，而在特定工況下將有效降低金具對于導(dǎo)線的負(fù)面影響，體現(xiàn)出該金具在多種工作狀態(tài)下的適用性。

3 結(jié)語

基于一種鋁包覆新型碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線以及相配套的液壓式金具（耐張線夾與接續(xù)管），針對多種不同工作狀態(tài)的條件，通過有限元分析方法，對金具及導(dǎo)線鋁包覆和碳芯的組合三維模型進(jìn)行了數(shù)值模擬，并對其力學(xué)特性開展了分析。液壓式金具以及新型碳纖維導(dǎo)線各部分結(jié)構(gòu)的應(yīng)力與變形分布都較為均勻，梯度變化不明顯，說明新型液壓式金具可以降低碳纖維導(dǎo)線在安裝和運行過程中的應(yīng)力集中現(xiàn)象，將有益于保證碳纖維導(dǎo)線的完整性。通過改變不同的邊界條件，模擬了實際操作中的多種工作狀況，一定程度上說明了在該液壓式金具的作用下，鋁包覆碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線能夠保持良好的力學(xué)性能，體現(xiàn)了該金具在實際工程應(yīng)用中具有較好的適用性。