750kV复合横担连接节点受力计算

孙强，朱勇，施荣，李青文，郁杰，王育路，曹圩娣，王敏，张立明

（1.国网榆林供电公司，陕西榆林 719000；2.国网陕西省电力公司经济技术研究院，陕西西安 710065；

3.江苏神马电力股份有限公司，江苏南通 226553；4. 西北电网有限公司，陕西 西安 710048；

5. 新疆送变电工程公司，新疆 乌鲁木齐 830011）

目前国内对复合材料连接的处理方式有3种：1）预埋金属件接头，通过金属件接头相连；2）特殊措施打孔，再利用金属紧固件进行连接；3）螺栓连接后辅以高强度高韧性结构胶胶接。这些连接方法中，2）类节点和3）类节点一般均在工厂进行，现场组装质量难以控制，并且成本较高，不适合输电杆塔现场组装要求。而1）类节点虽满足现场组装要求，连接方便，但由于在成型过程中预埋金属头，技术要求较高，开模费用大，不利于规模生产[1-3]。750 kV复合横担塔借鉴上述3种连接方法优缺点，结合输电杆塔具体特点，设计了一种节点连接方式——套管式节点。复合材料主要通过套管式节点连接，由于塔身采用角钢构件，借鉴以往钢管塔节点设计经验，横担端部采用十字插板，通过插板与塔身连接。复合杆塔节点除了受轴力影响，弯矩的影响同样不可忽视。对于750 kV复合横担，法兰胶装高度不仅影响节点强度，还对电气性能起重要作用[4-7]。本文通过计算得到横担各杆的轴力和弯矩，并建立单个杆件实体模型，将轴力和弯矩施加到相应节点上[8-9]，对各杆胶装结构进行应力分析，研究不同受力条件下，胶装高度对胶装结构的影响。

1 计算模型

1.1 使用条件

新疆与西北主网750 kV第二通道输变电工程实际情况和典型设计模块规划的复合横担塔，其采用“上”字型结构，使用条件：塔高64 m，呼高39 m，水平档距450 m，垂直档距600 m，最大设计风速31 m/s，最大覆冰厚度5 mm，导线型号LGJ-400/50（钢芯铝绞线）；地线型号1×19-13.0-1270（镀锌钢绞线），考虑到OPGW光缆，荷载设计时按照JLB20A—150设计。

1.2 有限元模型

考虑到复合绝缘杆件刚度小于钢材，塔身采用传统角钢构件，上横担及左右横担采用复合绝缘杆件。750 kV复合横担塔整体有限元模型如图1所示。根据各杆件运行时所受主要的荷载，将其分为拉索、拉管、压管及连接辅材4类，如图2所示。

图1 整塔有限元模型Fig. 1 The finite element model of the whole transmission tower

图2 横担各杆示意图Fig. 2 Diagram of the cross-arm structure

1.3 节点连接

复合横担间节点连接形式采用套管式连接，即在复合材料型材成型后，利用胶接连接金属件，再通过金属件进行螺栓连接。塔身采用角钢构件，借鉴以往钢管塔结构设计经验，复合横担之间的连接如图3所示，复合横担与塔身连接如图4所示。

图3 复合绝缘子节点连接图Fig. 3 Joints of the composite insulator

2 计算结果及分析

通过梁杆混合单元对整塔进行各种工况荷载的计算，根据计算结果分析复合横担各杆的受力，再建立复合横担各杆实体模型，施加相应荷载，研究其节点强度[10-12]。根据计算结果，复合横担在运行时受力较大的构件为拉索及压管，相比绝缘筒与法兰，胶黏剂的强度较小，而胶黏剂又对法兰与绝缘管连接强度起决定作用。因此，研究胶黏剂的应力与胶装高度的关系对胶装结构设计合理性具有重要意义。本文主要对压管拉索及拉管的连接结构进行受力计算，验证其强度。由于各结构曲面过渡复杂，采用基于曲率的网格划分技术，网格疏密过渡自然，确保计算结果准确[13-14]。

图4 复合横担与塔身连接图Fig.4 Connection of the composite cross arm to the tower

2.1 拉索

拉索与其他杆件的连接可视为铰接，在进行整塔有限元计算时将其看作杆单元。拉索金具与芯棒之间采用压接形式，其拉伸强度较高，在复合横担中充分利用了该优势。对拉索金具一端固定，另一端端部施加210 kN拉伸载荷，得到应力分布云图如图5所示。

图5 金具与芯棒整体应力分布Fig. 5 Stress distribution in the metal fitting and composite core

由图5知，在金属环曲面过渡处出现应力集中，最大应力502 MPa，小于金具的屈服应力620 MPa。图6是芯棒的应力分布云图，芯棒上的拉伸应力176 MPa，应力集中部位为金具与芯棒压接处，最大应力200 MPa，满足设计要求。拉伸试验中，试件破坏时最大拉力为800 kN，破坏方式为芯棒抽出，远高于拉索的设计载荷。

图6 芯棒应力分布云图Fig. 6 Stress distribution in the core

2.2 拉管

拉管法兰与绝缘管采用胶装形式，拉管在运行中主要受拉伸作用。对拉管一端的法兰固定，另一端的法兰通过螺栓分别施加33 kN拉伸载荷和17 kN·m弯曲荷载，计算结果如图7所示。

图7 拉管应力分布云图Fig. 7 Stress distribution in the pulling tube

图8 沿胶装高度方向的应力分布Fig. 8 Stress distribution along the gluing height

由图5和图6知，随胶装高度的增加，胶黏剂上的应力逐渐变小，胶黏剂上的最大应力为9 MPa，满足设计要求。在对拉管作拉伸试验时，当拉力达到477 kN，螺栓被拉断，胶装部位完好，可见胶装部位具备足够应力储备。

2.3 压管

压管在运行时主要受压缩和弯曲作用，压管法兰与绝缘管同样采用胶装形式。对压管一端法兰固定，另一端的法兰通过螺栓分别施加300 kN的压缩载荷和67 kN·m的弯曲荷载，得到胶装高度与应力的关系曲线如图9所示。

图9 沿胶装高度方向的应力分布Fig. 9 Stress distribution along the gluing height

随胶装高度的增加，胶黏剂上应力先减小后增加，在端部，胶黏剂受到挤压作用，应力比中间部分大，至中间位置，应力变化缓慢。胶装高度达到260 mm的位置，胶黏剂上的应力快速增加，至胶装最高位置，应力达到最大值16 MPa。根据计算，绝缘筒上最大应力为65.9 MPa。

压管受弯曲作用计算结果如图10所示。

图10 弯曲应力分布图Fig.10 Bending stress distribution in the compressing tube

图11 沿胶装高度方向的应力分布Fig. 11 Stress distribution along the gluing height

随胶装高度的变化，胶黏剂上应力变化缓慢，从高度达到80 mm位置开始，应力迅速增加，至胶装最高位置达到最大值14.7 MPa。绝缘管受弯曲作用时，应力集中位置在胶装最高处，绝缘筒下半部分为拉应力，上半部分为压应力，最大应力73.6 MPa。

正常运行条件下，压管受压缩和弯曲作用，在某些条件下如断线或不均匀覆冰，使横担产生不平衡张力，出现压管受拉情况。经计算，断上导线时压管受到的拉力最大，其值为90 kN，相当于所受最大压力值的30%。

对压管施加135 kN的拉伸荷载，得到胶装高度与应力关系曲线如图12所示。

图12 沿胶装高度方向的应力分布Fig. 12 Stress distribution along the gluing height

通过胶装高度与应力关系曲线可知压管受到拉力较小，而当胶装高度达到80 mm时胶黏剂上应力趋于稳定，计算得到胶黏剂的最大应力6.5 MPa，小于设计强度[15]。

3 结论

1）由拉管受拉与压管受拉计算结果可知，拉管上胶黏剂应力沿胶装高度方向变化趋势为逐步减小，而压管在胶装高度达到80 mm时应力减小缓慢，趋于稳定，即胶装高度的增加对胶黏剂应力影响不大，可见，压管设计远远满足其受拉强度要求。

2）压管受压与受弯时，胶装位置最高处胶黏剂应力较大，中间部分应力变化稳定，且应力值较小，可知其具有一定应力储备，满足设计要求。

3）由于计算时将模型及载荷简化，实际运行条件下受力复杂，弯曲与压力或拉力同时存在，因此在计算结果满足设计条件的情况下，能保证足够的裕度确保运行安全。

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