1 660 mm2碳纤维导线放线用张力机卷筒槽底直径的计算

万建成， 彭 飞， 江 明， 周海鹰

(中国电力科学研究院，北京 100055)

1 660 mm2碳纤维导线放线用张力机卷筒槽底直径的计算

万建成， 彭 飞， 江 明， 周海鹰

(中国电力科学研究院，北京 100055)

碳纤维导线抗弯曲、抗扭转性能差，若张力机卷筒的倍率比过小，容易损伤导线。碳纤维导线损伤主要有3种现象：芯棒损伤、铝线损伤和导线散股。通过碳纤维芯棒4点弯曲试验和铝线拉伸力学性能试验，分别得出芯棒和铝线损伤判据。以大规模应用的1 250 mm2大截面导线(JL1G2A-1250/100-84/19)过 1 850 mm 槽底直径卷筒塑性区域比例为导线散股判据。以1 660 mm2大截面碳纤维导线(JLZ2X1/F2A-1660/95-492)张力放线用张力机卷筒槽底直径为研究对象，采用ABAQUS建立了导线过6种不同槽底直径的张力机卷筒有限元分析模型，分别计算出导线在最危险工况下的应力应变云图，最终确定1 660 mm2大截面碳纤维导线张力放线用张力机卷筒槽底直径为2 200 mm。

1 660 mm2碳纤维导线； 卷筒槽底直径； 导线损伤； 有限元分析

0 引言

输电线路张力架线用张力机(以下简称张力机)是在输电线路张力架线施工中通过放线卷筒提供阻力矩，使导线通过放线卷筒在保持一定张力下被展放的机械设备。张力放线过程中，导线在卷筒上同导线槽之间单位长度上的压应力和卷筒槽底直径大小有很大的关系，槽底直径越大，在同样张力下单位长度上的压应力就越小。卷筒槽底直径D和导线直径d的比值为放线卷筒的倍率比[1]。各国家采用的倍率比均不一致，如日本采用的倍率比为30，美国采用倍率比为35，意大利采用的倍率比为40,但倍率比取值均为多年来对钢芯铝绞线张力放线经验总结，并没有相应的理论支撑。

碳纤维导线是以碳纤维树脂复合材料为中心，再包覆一层玻璃纤维树脂复合材料的复合芯(以下简称芯棒)，与其外部铝(铝合金)线(以下简称铝线)同心绞合而成[2]。碳纤维导线具有芯棒强度大，质量轻的优点，其比重约为钢芯的25%，同时具有高温弧垂小的优点。相对于普通钢芯铝绞线，在等外径条件下具有输电线损小、极限输送容量大等优点。在输电线路中应用碳纤维导线，具有明显的经济效益和社会效益[3-5]。

但碳纤维导线芯棒抗弯曲、抗扭转性能差，若张力机放线卷筒的倍率比过小，容易对碳纤维导线产生损伤[6]。DL/T 5284-2012《碳纤维复合芯铝绞线施工工艺及验收导则》要求：张力机的双摩擦卷筒直径应大于碳纤维导线直径的40倍，展放软铝碳纤维导线时双摩擦卷筒直径应小于碳纤维导线直径的50倍。本文研究的1 660 mm2大截面碳纤维导线(以下简称1 660 mm2导线)型号为JLZ2X1/F2A-1660/95-492，其导线直径为49.2 mm，且铝线为半硬铝材质，DL/T 5284-2012并没有给出具体的倍率比取值，本文通过建立1 660 mm2导线过卷筒有限元模型，对卷筒槽底直径取值开展相应的研究。

1 导线损伤判据

根据碳纤维导线结构特性及导线过张力机卷筒时受力分析，可知碳纤维导线损伤主要有3种现象：芯棒损伤、铝线损伤和导线散股。为了完成碳纤维导线过卷筒的有限元分析，对不同卷筒直径下的结果进行评估，需确定碳纤维导线损伤的判据[7-8]。

1.1 芯棒损伤判据

为了评估1 660 mm2导线过张力机卷筒时，芯棒是否发生断裂破坏现象，使用MTS810材料试验机分别对1#公司和2#公司生产的芯棒进行了4点弯曲力学性能试验。4点弯曲试验原理图如图1所示，图中，l为300 mm，a为75 mm。

图1 4点弯曲示意图

芯棒4点弯曲试验过程如图2所示，试验过程中，持续地增加加载点C和D的位移，直至碳纤维复合芯发生破坏为止。

图2 4点弯曲试验

1#芯棒应力、应变与位移曲线如图3和图4所示。从试验结果可知：芯棒临界弯曲拉伸应力约为 1 200 MPa，临界弯曲拉伸应变约为0.01。

图3 1#芯棒应力与位移曲线

图4 1#芯棒应变与位移曲线

按照同样的试验方法，2#芯棒临界弯曲拉伸应力约为1 400 MPa，临界弯曲拉伸应变约为0.012。

对比上述2家公司的试验数据，考虑到芯棒的性能分散性，提高芯棒安全性，取较小值为芯棒损伤判据，所以设定芯棒临界弯曲拉伸应力约为 1 200 MPa，临界弯曲拉伸应变约为0.01。

1.2 铝线损伤判据

为了评估半硬铝线在过张力机过程中的破坏情况，对铝线进行了拉伸力学性能试验，半硬铝线拉伸断裂如图5所示，半硬铝线应力应变曲线如图6所示。从试验结果发现：半硬铝线在断裂过程中发生紧缩现象，是局部塑性失稳导致了铝线的最终破坏，分析试验数据得到：半硬铝线屈服强度约为100 MPa，极限强度约为 120 MPa，塑性变形失稳时的临界拉伸应变约为0.008。

图5 半硬铝线拉伸断裂形貌图

图6 半硬铝线拉伸应力应变曲线

1.3 导线散股判据

为了评估1 660 mm2导线过张力机过程是否发生散股现象，应以铝线过张力机后发生塑性区域比例作为考核参数，但该参数无法通过试验测得。在特高压直流工程中，1 250 mm2大截面钢芯铝绞线(以下简称1 250 mm2导线)已大规模应用，1 250 mm2导线和1 660 mm2导线均为4层铝线结构，且导线外径接近。经过工程验证，1 250 mm2导线过槽底直径为1 850 mm张力机后，既没有出现铝线损伤的现象，也没有出现导线散股的现象。可将1 250 mm2导线过槽底直径为1 850 mm张力机后铝线塑性区域比例作为导线散股判据。

本文使用ABAQUS建立JL1G2A-1250/100-84/19型导线过1 850 mm张力机有限元分析模型，材料属性如表1所示。

表1 1 25 0 mm2导线材料参数值

1 250 mm2导线铝线为硬铝材质，其屈服强度为110 MPa，1 250 mm2导线铝线的应力云图如图7所示，根据有限元计算结果，可知铝线单元进入屈服阶段的个数是51个，铝线横截面的单元个数为390个，塑性区域约占1 250 mm2导线横截面面积的13.1%，如图8所示。

因此，大截面导线过张力机过程中，为了确保导线不散股，铝线的塑性变形区域应该不大于导线横截面面积的13.1%。

图7 1 250 mm2导线铝线的应力云图

图8 1 250 mm2导线铝线的塑性变形区域

2 有限元分析

2.1 建模

根据LZ2X1/F2A-1660/95-492型导线技术参数，如表2所示，采用Croe建立各层铝线模型，并通过环向阵列的方式建立导线模型。

表2 LZ2X1/F2A-1660/95-492型导线技术参数

张力机卷筒建立三维可变形体(3D Deformable Solid)，再通过约束条件的方式约束成离散的约束刚体(Rigid body)，国内现有张力机卷筒槽底直径最大值为1 850 mm，所以建立导线过槽底直径1 850 mm张力机有限元模型[9-11]，如图9所示。

图9 1 660 mm2导线过卷筒的有限元模型

2.2 单元类型

碳纤维芯棒与软铝股线采用三维实体可变形单元，张力机卷筒采用约束刚体。选择单元类型是C3D8R单元。

2.3 材料属性

1 660 mm2导线过张力机卷筒数值模型，共涉及3种材料，其中导线材料有：F2A碳纤维复合芯和LZ2X1半硬铝，张力机卷筒材料为有机树脂材料。材料属性如表3所示。

表3 1 660 mm2导线材料参数值

2.4 加载方式与边界条件

(1)初始应力

对于横观各项同性材料，当其受到轴向力作用时，其轴向变形应该变形协调。沿碳纤维导线轴向方向，导线芯棒和铝线满足横观各项同性特性，即导线在张力作用下，其芯棒的轴向应变等于铝线的轴向应变，如公式所示。

EAlεAAl+ECFεACF=F

(1)

式中：EAl为铝线弹性模量；AAl为铝线截面积；ECF为碳纤维复合芯弹性模量；ACF为碳纤维复合芯截面积；F为放线张力。

张力放线时，放线张力一般取0.2RTS(Rated tensile strength，额定拉断力)，不允许超过0.25 RTS。即导线计算张力为100.4 kN。将表2中相关数据代入公式(1)中，可计算出导线轴向应变。

利用导线轴向应变，可计算出铝线轴向应力为55.1 MPa，复合芯轴向应力为94.44 MPa。

(2)加载步骤

a.在放线卷筒中心定义为铰接固定，释放放线卷筒旋转自由度。

b.将导线端面约束到参考点A，并将参考点A绑定在张力机放线卷筒上。

c.将参考点A和导线端面定义运动耦合约束关系，用参考点A控制导线运动。

d.铝线上加载轴向应力55.1 MPa，芯棒上加载轴向应力94.44 MPa。

e.定义接触：导线过张力轮卷筒有限元模型的接触属性有2种，法向接触(Normal Behavior)定义为通用接触，切向接触(Tangential Behavior)定义为惩罚函数方程(Penalty)，摩擦系数设为0.35。因导线铝单线接触面较多，各铝单线间接触定义为通用接触，可实现各铝单线在接触分析时自动寻找接触对，提高计算效率。

2.5 计算结果

按照上述的建模方法，对1 660 mm2导线过 1 850 mm 槽底直径张力机的力学响应进行了数值计算，芯棒最大应力为544.0 MPa，最大应变为0.004 1，铝线最大应力为119.2 MPa，最大应变为0.007 7。铝股的应力云图如图10所示，铝股塑性变形区域如图11所示。

图10 1 660 mm2导线铝线的应力云图

图11 1 660 mm2导线铝股塑性变形区域

可以明显看出，铝股在过张力机过程中，其局部应力超过铝的屈服强度100 MPa，铝股单元进入屈服阶段的单元数是56个，铝股横截面的单元数为248个，塑性区域约占1 660 mm2导线横截面面积的22.6%。

按照1 660 mm2导线过1 850 mm槽底直径张力机有限元分析过程，依次完成1 660 mm2导线过2 150 mm、2 200 mm、2 250 mm和2 450 mm槽底直径张力机有限元分析，分别计算出芯棒和铝线的应力应变时程曲线，如图12～15所示。并汇总有限元计算结果，如表4所示。

图12 芯棒等效应力的时程曲线

图13 芯棒主应变的时程曲线

图14 铝线等效应力的时程曲线

图15 铝线主应变的时程曲线

表4 导线过不同槽底直径有限元计算结果

3 结论

(1)1 660 mm2大截面碳纤维导线过张力机卷筒时，芯棒最大等效应力随卷筒槽底直径的增大而减小，当卷筒槽底直径从1 850 mm增加到 2 450 mm 时，最大等效应力从544.0 MPa降低到358.6 MPa。

(2)芯棒最大主应变随卷筒槽底直径增大而减小，当卷筒槽底直径从1 850 mm增加到2 450 mm时，最大主应变从0.004 1降低到0.001 6。

(3)铝线最大等效应力随卷筒槽底直径增大而缓慢地减小，当卷筒槽底直径从1 850 mm增加到2 450 mm时，最大等效应力从119.2 MPa降低到110.8 MPa。

(4)铝线最大主应变随卷筒槽底直径增大而减小，当卷筒槽底直径从1 850 mm增加到2 450 mm时，最大主应变从0.007 7降低到0.003 3。

(5)铝线塑性变形区域的比例随卷筒槽底直径增大而减小，当卷筒槽底直径从1 850 mm增加到2 450 mm时，铝股塑性变形区域的比例从22.6%降低到4.0%。

综上所述，当张力机卷筒槽底直径为2 200 mm时，1 660 mm2导线芯棒应力应变、铝线应力应变和铝线塑性区域比例均满足导线损伤判据要求。为满足JLZ2X1/F2A-1660/95-492型大截面碳纤维导线张力展放要求，提高导线展放后的质量，推荐张力机卷筒直径应不小于2 200 mm。

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Calculation of Bullwheel Diameter of Tensioner Pulling 1 660 mm2Carbon Fiber Conductor

WAN Jiancheng， PENG Fei， JIANG Ming， ZHOU Haiying

(China Electric Power Research Institute, Beijing 100055, China)

Since the flexural and torsional properties of carbon fiber conductor are relatively poor, the conductor would be easily damaged when it passes through a bullwheel with too a small the ratio of the diameter of the bullwheel over the conductor. For the carbon fiber conductor, there are three forms of damage, namely damage of the core-rod, damage of the aluminum strand and loosen of the aluminum strand. In this paper, the damage criteria of the carbon fiber core-rod and the aluminum strand are obtained from a four-point bending test and a tension test, respectively, while the loosen criterion of aluminum strand is obtained from the plastic area ratio of the widely-used conductor(JL1G2A-1250/100-84/19) with a large cross section of 1 250 mm2through the bullwheel with a diameter of 1 850 mm. Taking into account the bottom diameter of the bullwheel used for the tensioning stringing process of carbon fiber conductor (JLZ2X1/F2A-1660/ 95-492) with a section area of 1 660 mm2, a serial of numerical models with six different bottom diameters of the bullwheel are established and the numerical simulations with finite element method are conducted by ABAQUS. The stress and strain contours of the conductor under the most dangerous loading case are acquired, and the diameter is finally determined as 2 200 mm for bullwheel used for the tensioning stringing process of carbon fiber conductor with a large section area of 1 660 mm2.

1 660 mm2carbon fiber conductor; diameter of bullwheel; damage of conductor; finite element analysis

2017-06-26。

国家电网公司科技项目(GC71-17-007)。

10.3969/j.ISSN.1672-0792.2017.12.012

TM731

A

1672-0792(2017)12-0067-06

万建成(1971-)，女，教授级高级工程师，研究方向为导地线与金具研究，配套施工技术及机具研究。