液压金具对碳纤维导线的影响研究

张 洋，张 廷，赵辰宇，刘 辉

（1.国网山东省电力公司山东电力科学研究院，山东 济南250003；2.国网山东省电力公司，山东 济南250003）

为满足社会日益提高的用电需求，增加输电线路的输送容量是一种有效的解决方案，在特高压工程中可采用新型输电导线达到提升输送能力的目标［1-6］。碳纤维导线作为新型输电导线的重要种类之一，近年来愈来愈多研究者对其及相关部件的应用开展了探究。王红梅［7］等人从电气、机械等角度分析了应用于沿海台风地区碳纤维导线的性能，证明了该类导线具有大输送容量、低基建费用以及优异抗风性能等特点。张春雷［8］等人通过测试对碳纤维导线芯棒的结构、组织和性能开展了分析，指出了导线关于抗拉与抗弯曲等方面存在的问题。

而在架空输电线路中，金具作为不可缺少的装置，主要包括耐张线夹以及接续金具等［9-10］，金具的性能特点在一定程度上影响了导线甚至整体电网运行的安全性和可靠性。不少研究者对于传统金具及导线的性能进行了理论与实验的研究，万建成［11］等人开展了关于金具对大截面导线握力的研究，得到了导线的钢铝比以及单线强度是影响金具握力的主要因素。王若民等人［12］从腐蚀产物和化学成分等方面探讨了高压输电情况下钢芯铝绞线配套耐张线夹的失效原因。此外，近年来对于碳纤维导线及配套金具方面的研究不断增多，刘洪正［13］尝试在铝包覆新型碳纤维导线［14-15］中采用液压式金具，并通过试验方法对其施工工艺参数进行了论述，进而达到改善碳纤维导线在实际运行中的受力情况以及降低碳芯损伤概率的目标。王东伟［16］等人通过数值模拟方法对比了传统楔形金具与液压式金具作用下特高压输电线路中铝包覆碳纤维导线的应力及变形分布特征，发现新型液压式金具可以减少碳芯的应力集中现象，铝包覆新型碳纤维复合芯导线的结构示意图如图1 所示。由以上内容可知，针对碳纤维导线和配套金具的研究较多集中在对于整体机械性能的分析，而对于多种实际工作状况下局部力学特性的探究则相对较少。基于铝包覆新型碳纤维复合芯导线、配套液压式耐张线夹以及接续管的实际结构，分别建立两种液压式金具及导线的组合模型，采用有限元分析方法［17］对多种工作情况下的模型进行数值模拟计算，并对模型中各部分结构的力学特性开展研究。

图1 新型碳纤维复合芯导线结构示意图[14]Fig.1 New type of aluminum conductor with reinforced core of carbon fiber(ACCC)[14]

1 模型建立及边界条件设定

由文献16 可知区别于应用在碳纤维导线上的传统楔形金具，新型液压式金具的主要结构为铝制的平行压接管。在实际施工安装过程中，采用液压压接的方式将金具与新型铝包覆碳纤维导线进行连接。根据某新型碳纤维复合芯导线、配套的液压式耐张线夹以及液压式接续管的相关数据进行三维几何建模，各部分的具体结构参数如表1和表2所示，建立的三维计算模型如图2与图3所示。

由图2 和图3 可知计算模型从内至外依次为导线碳芯、铝包覆以及金具结构。模型中各材料均假设为连续、均质和各向同性，其中耐张线夹、接续管的压接管和铝包覆的材料设定为铝合金，芯棒材料设置为碳纤维，材料的具体参数如表3所示。

表1 新型碳纤维导线的结构参数Table 1 Structural parameters of the ACCC

表2 液压式耐张线夹及接续管的结构参数Table 2 Structural parameters of the hydraulic strain clamp and coupling pipe

图2 导线与液压式耐张线夹的计算模型Fig.2 Calculation model of the hydraulic strain clamp

图3 导线与液压式接续管的计算模型Fig.3 Calculation model of the hydraulic coupling pipe

表3 模型各部分的材料参数Table 3 Material parameters of each part of the models

针对上述基于液压式金具与碳纤维复合芯导线的铝包覆结构接触后所生成的计算模型，在两种三维模型的周向表面上施加80 MPa 的压强。而考虑到在实际施工过程中工作状况的不确定性，在计算模型的两端施加多种边界条件，从而研究不同约束条件对新型碳纤维复合芯导线以及金具力学性能的影响规律，各工况的名称与特点如表4 所示，边界条件方向及载荷施加示意图如图4所示。

表4 不同工作情况名称及特点Table 4 Name and characteristics of different work conditions

图4 边界条件方向及载荷施加示意图Fig.4 Schematic diagram of boundary condition direction and load

其中，“固定端”工况指在模型两端限制X、Y、Z三个方向上的位移和旋转；“X自由”工况为限制Y和Z方向的位移而不限制X 方向，对应的情况为允许存在前后方向上的位移；“X、Y自由”工况为仅限制Z方向（轴向）的位移，即允许存在径向上的变化。基于上述的模型与设置，使用有限元分析方法对以上不同工作情况下两类模型中各部分的力学特性进行计算仿真及对比探究。

2 多种工况下力学性能分析

2.1 “固定端”工况

此类工况为对模型左右两端均采用固定端约束条件。两种计算模型各部分（金具压接管、导线铝包覆和碳棒）的应力及总变形分布如图5至图10所示。其中，图5、图7与图9为耐张线夹组合模型的结果，图6、图8以及图10为接续管组合模型的结果。

图5 耐张线夹压接管的应力及总变形分布Fig.5 Stress and deformation distribution on the crimping tube

图6 接续管压接管的应力及总变形分布Fig.6 Stress and deformation distribution on the coupling tube

通过上图不难发现，整体上在该工况下两种模型中压接管的应力与变形均呈现出较为均匀的分布特点。不考虑端部效应，两种模型压接管的平均应力约为30 MPa，而两者的最大总变形均不超过8 μm，该变形量与压接管长度相比量级较小，说明其对压接过程的影响可以忽略，体现出新型液压式金具的稳定性。导线的铝包覆结构作为金具和碳芯的中间部件，在压接等实际工作中其力学性能直接影响导线的运行效果，故而对两种金具中其在该工况下的应力及总变形进行对比分析，分布结果如图7和图8所示。

图7 耐张线夹中导线铝包覆的应力及总变形分布Fig.7 Stress and deformation distribution on the aluminum coating of strain clamp

图8 接续管中导线铝包覆的应力及总变形分布Fig.8 Stress and deformation distribution on the aluminum coating of coupling pipe

由图7 和图8 可知，忽略两端位置的局部效应，两种模型中的铝包覆应力分布较为均匀，仅存在很小的梯度变化，平均应力约为29 MPa。同时，总变形分布的梯度变化也较小，两者的最大变形均未超过4.5 μm。综合考虑该工况下结构的力学特性，说明碳纤维导线铝包覆结构在液压式金具作用下保持了良好性能。进一步的，导线碳芯作为核心结构，其力学特性尤为重要，图9与图10分别为该工作状态下，两种模型中碳芯的应力与总变形分布云图。

由图9 及图10 可知，碳芯作为新型碳纤维导线主要承受拉力的结构，忽略两端的局部效应，两种计算模型中碳棒的平均应力约为30 MPa，少有应力集中现象发生。此外，两者的最大变形均小于2.8 μm，相较于上述两个部件形变较小，虽呈现出近似带状的分布情况，但整体梯度变化不明显。这说明在新型液压式金具的作用下，碳纤维导线芯棒的力学特性较好，很大程度上降低了导线断裂的可能性。

图9 耐张线夹中导线碳芯的应力及总变形分布Fig.9 Stress and deformation distribution on the carbon core of strain clamp

图10 接续管中导线碳芯的应力及总变形分布Fig.10 Stress and deformation distribution on the carbon core of coupling pipe

2.2 “X自由”工况

该类工况为对y 与z 方向进行固定，x 方向设定为自由。由于新型液压式金具采用近似平行于导线的压接管结构，因此该工况下压接管沿轴向上的应力与变形结果与上文相似，两种模型的应力分布较为均匀，且平均应力数值与第一类工况的结果相差不多，约为29 MPa。而两种压接管在受到周向外力的作用下最大变形值约为7 μm，也体现了采用平行压接方式的新型金具在实际应用中的稳定性，在此不再展开赘述。而两模型中导线铝包覆及碳芯的应力分布云图如图11至图14所示。

图11 耐张线夹中导线铝包覆的应力分布Fig.11 Stress distribution on the aluminum coating of strain clamp

图12 接续管中导线铝包覆的应力分布Fig.12 Stress distribution on the aluminum coating of coupling pipe

图13 耐张线夹中导线碳芯的应力分布Fig.13 Stress distribution on the carbon core of strain clamp

图14 接续管中导线碳芯的应力分布Fig.14 Stress distribution on the carbon core of coupling pipe

从图11与图12可以看出，该工况下导线铝包覆结构上的应力主要集中在27 MPa 左右。应力在轴向方向上的梯度变化并不明显，与“固定端”工况基本一致，说明在该工况下金具对于铝包覆力学性能的影响仍然较小，体现出该液压式金具的可靠性与适用性。

如上图所示，除端部效应外，碳棒的力学特性与铝包覆类似。在整体上，应力沿轴向分布较为均匀，少有梯度突变区域。说明在该类工况下两种新型液压式金具中的碳芯依旧可以保持很好的力学性能，降低对于碳芯的损坏风险。

2.3 “X、Y自由”工况

第三类工况为仅将z方向进行限制，x、y方向均自由，即在计算模型的径向上均可存在变化。在该工作状态下，压接管沿轴向上的应力及变形分布与上文近似，两种模型的分布结果较为均匀，平均应力约为27 MPa，与前两类工况的结果相差不多，说明液压式金具及导线依旧保持了较好的力学特性。而模型中导线铝包覆及碳芯结构的应力分布云图如图15 至图18所示。

图15 耐张线夹中导线铝包覆的应力分布Fig.15 Stress distribution on the aluminum coating of strain clamp

图16 接续管中导线铝包覆的应力分布Fig.16 Stress distribution on the aluminum coating of coupling pipe

图17 耐张线夹中导线碳芯的应力分布Fig.17 Stress distribution on the carbon core of strain clamp

图18 接续管中导线碳芯的应力分布Fig.18 Stress distribution on the carbon core of coupling pipe

由上图可知，在该工况下，铝包覆结构的应力分布与“固定端”和“X 自由”两类工况的结果类似，忽略端部效应，铝包覆结构的应力大小主要集中在26 MPa，梯度变化并不明显，表明在该工况下液压式金具对于导线铝包覆结构的力学性能影响较小，具有很好的稳定性。

由图17 和图18 不难发现，忽略端部效应的影响，该工况下两种模型中碳芯的平均应力约为30 MPa，虽然呈现出部分条带状的分布特征，但整体梯度变化不明显，突变较少。说明在不限制x与y方向变化的情况下，新型液压式金具对于导线中核心部件的影响仍然较小，具有较好的力学性能，一定程度上有益于保护碳纤维复合芯导线的完整性，并且可以减少多种工况下金具对于导线的不利作用。

2.4 不同工况结果的对比分析

为更直观地研究新型液压式金具在多种工况下对于铝包覆碳纤维复合芯导线力学特性的影响，将不同边界条件下计算模型中导线碳纤维芯棒的最大应力数据进行统计对比，结果如图19所示。

图19 不同工况下模型中导线碳芯的最大应力Fig.19 Maximum stress of the carbon core under different boundary conditions

由图19 可以看出，随着约束条件的减弱，碳纤维芯棒的最大应力值也出现下降趋势。耐张线夹模型中碳芯最大应力由51 MPa左右降低至约43 MPa，而接续管模型中由约48 MPa 减小至42 MPa 左右，两者分别下降了约15.7%和12.5%。这说明不同工况的液压式金具作用下导线所受到影响的变化趋势基本一致，为后续相关实际应用提供了参考。综合上文中各部件的应力及变形分布情况，说明新型液压式金具在本文讨论的各类工况下应力及变形分布较为均匀，梯度变化不明显，一定程度上可以保证碳纤维复合芯导线的完整性，而在特定工况下将有效降低金具对于导线的负面影响，体现出该金具在多种工作状态下的适用性。

3 结语

基于一种铝包覆新型碳纤维复合芯导线以及相配套的液压式金具（耐张线夹与接续管），针对多种不同工作状态的条件，通过有限元分析方法，对金具及导线铝包覆和碳芯的组合三维模型进行了数值模拟，并对其力学特性开展了分析。液压式金具以及新型碳纤维导线各部分结构的应力与变形分布都较为均匀，梯度变化不明显，说明新型液压式金具可以降低碳纤维导线在安装和运行过程中的应力集中现象，将有益于保证碳纤维导线的完整性。通过改变不同的边界条件，模拟了实际操作中的多种工作状况，一定程度上说明了在该液压式金具的作用下，铝包覆碳纤维复合芯导线能够保持良好的力学性能，体现了该金具在实际工程应用中具有较好的适用性。