冰风耦合环境下连接金具数值仿真分析

2023-11-23路国闯李新梅商利杨现臣王晓辉

科学技术与工程 2023年30期

路国闯,李新梅,商利,杨现臣,王晓辉

(新疆大学机械工程学院,乌鲁木齐 830000)

受大风、冰雪天气影响,输电线路连接金具在远低于其服役年限下就发生了失效断裂[1]。输电导线作为一类大跨高柔结构,易受风荷载影响,产生一种低频、大幅自激振动。风致振动引起的动张力作用在金具上,伴随着碰撞与扭转,极易使金具连接处出现断裂和变形[2-4],输电线路覆冰后,导线内部张力变化加剧,金具接触区应力激增,进一步加快了金具失效。

输电线路长期暴露在户外工作,常受大风、沙尘暴、酸雨、冰雪等恶劣环境影响,因此,中外对电力金具的研究主要是围绕不同介质环境下金具失效分析,采用试验或有限元或两者相结合的方法对金具失效过程中的易损位置进行观察与模拟。杨现臣等[5]、王晓辉等[6]针对新疆大风区U形挂环磨损行为进行研究,通过试验得到施加载荷、磨损次数和摆动频率对剩余尺寸的影响,通过对表面形貌和力学性能的检测,阐述了大风环境下U形环的失效机理;陈军君等[7]针对工业大气环境下金具腐蚀进行研究,通过一系列实验并分析发现S元素是促进金具腐蚀速率的关键。然而上述研究都只是对单一工况下金具的失效分析,随着研究的深入,不少研究者发现,多工况的交织影响对金具损伤起到叠加和加速作用,也更加符合实际。Wang等[8]利用FLUENT对风沙场进行数值模拟,考虑沙粒侵入影响,得出沙粒对U形环磨损失效起到促进作用的结论;张培军等[9]通过实验模拟外界真实大气环境下金具腐蚀与磨损的交互影响,得到预腐蚀磨损后的质量损失要比纯磨损增幅最大达到22%。导线在复杂工况下极易产生振动并具有多变性,因导线不停振动在金具受力点产生的交变的弯曲应力也具有不可预测性,因此,针对单一金具局部失效分析存在一定的局限性。文献[10-12]通过建立整体输电线路模型,采用有限元法模拟风荷载作用下导线振动引起的附加应力对连接金具的影响,得到金具的易损位置和破坏机理;周晓慧[13]在整体输电线路模型的基础上考虑导线档距和高差角对金具受力的影响,为线路金具的优化提供了理论参考。但在对输电线路连接金具模拟中,均缺乏对局部金具运动形式的考虑且只是针对单一大风工况,对复杂工况下的金具失效分析适用性存在一定的局限性。

现对冰风耦合作用下导线关键点处运动轨迹和张力变化进行研究,并考虑导线覆冰形式的影响,对最大载荷工况下整体连接金具应力情况进行分析,并针对危险部件U形环进行动力响应分析,对比转动关系对金具的影响,提高输电线路抵御冰风联合振动造成损伤的能力,确保在复杂环境下,线路能够安稳的运行。

1 冰风荷载下导线关键点位移和动张力计算

1.1 线路参数

考虑冰风耦合效应,对某220 kV输电线路振动响应进行数值模拟,几何参数如图1所示。导线及连接金具参数分别列于表1和表2中。

表1 连接金具物理参数

表2 导线物理参数

L为档距;h为杆塔呼高

1.2 导线振动响应仿真

在对导线振动特性仿真前,首先对风荷载进行数值模拟。自然风包括平均风和脉动风,根据线路所处区域地貌特点,基于指数公式求得节点平均风速。采用随高度变化得Kaimal风速谱[14],并考虑Davenport空间相关性[15],基于谐波叠加法获得导线各节点脉动风速。根据中国《线路规范》风荷载标准值计算公式求出作用在导线上的水平风荷载[16]。

输电导线在无外部载荷作用下只承受沿弧长均匀分布的自重载荷,初始状态为悬链线,表达式[17]为

(1)

式(1)中:

为初始水平张力;q为作用在导线上的均布力。

输电导线覆冰后改变了导线的初始位形,采用附加冰单元法[18],即

(2)

式(2)中:F为导线长度l覆冰重量,N;ρ为900 kg/m3;D为导线外径,mm;g为重力加速度,取9.8 m/s2;d为覆冰厚度,mm。

通过作用在导线节点上的集中力模拟输电导线均匀覆冰以及线性覆冰工况,均匀覆冰时,覆冰厚度分别取5、10、15 mm;现实生活中大多为线性覆冰,为简便计算,将输电导线均分为3段,相同高度处覆冰厚度相同,分别模拟输电导线两侧重覆冰和中央重覆冰,为了更好地与均匀覆冰进行对照,薄覆冰取为5 mm,厚覆冰为15 mm,如图2所示,覆冰类型为圆形截面。

图2 覆冰示意图

导线受到顺风向风载,考虑惯性力和阻尼的作用,进行瞬态动力学分析,非线性运动方程为

(3)

基于导线有限元模型,如图3所示,在ANSYS中采用完整矩阵,考虑各类非线性,采用瑞利阻尼,使用Newmark时间积分法对方程进行求解。

1.3 仿真结果分析

在随机风的作用下,覆冰导线不仅受到水平方向的强迫振动,在竖直方向也会产生振动,本文研究选定离地面高度10 m处基准风速为15 m/s,对100 s内不同覆冰状态下导线关键点位移进行数值计算,提取结果文件并绘制轨迹图,如图4所示。可以发现,在风荷载作用下,关键点处运动轨迹主要呈椭圆形状。均匀覆冰时,导线竖向位移(Y向)随着冰层厚度的增大而降低,在覆冰15 mm时达到最低;不均匀覆冰时,导线竖向位移相近。受水平风荷载的作用,关键点的顺风向(Z向)位移主要集中在Z轴正向,与实际观测导线振动轨迹相符。

图4 不同覆冰形式导线关键点运动轨迹

提取作用在金具上的动张力,在软件中通过编程语言提取导线关键节点轴力变化,并绘制张力时程曲线,如图5所示。可以发现,在均匀覆冰15 mm时,有最大张力值为71 800 N,选用该值作为后续整体连接金具静力分析输入荷载。

图5 不同覆冰形式导线关键点动张力时程

2 连接金具力学模型和有限元模型建立

2.1 力学模型

在输电线路实际运行中,连接金具受力复杂包括:线张力,冰重力以及风荷载[19]。本文研究针对力作用下金具运动状态建立简易力学模型,如图6所示。

F为连接金具与导线连接处的张力值;F1为覆冰工况下张力增量;F2为风荷载作用下张力变化大小;θ为冰载作用下连接金具摆动角度;α、β分别为冰风耦合下金具面外转角和面内转角

2.2 有限元模型

为真实反映连接金具受力状况,等比例建立U形挂环、联板、挂板、螺栓等几何模型,并根据连接状况进行约束装配,如图7所示。考虑金具材料非线性和几何非线性,采用双线性等向强化模型来表征材料的应力-应变关系,打开大变形开关,实时更新结构刚度矩阵。通过在U形环内孔表面施加固定约束和挂板内孔表面施加轴承载荷(bearing load),近似表示U形环和杆塔的紧固连接以及连接金具所受载荷,载荷大小为关键点处最大动张力值,如图8所示。

图7 连接金具有限元模型装配图

图8 边界条件

在输电线路实际运行中,U形挂环受力复杂,在外力作用下还会出现转动发生磨损失效现象,为了精确描述接触区域的应力变化,找出易损部位,单独建立简易U形挂环模型进行动力学分析,考虑U形环的转动自由度,接触类型选用Frictional,摩擦系数设为0.3。对上U形环施加固定端约束,在下U形环端面施加法向荷载,通过三角函数将导线关键点处路径转化为U形环Y、Z方向的转动角度,通过远端位移约束(remote displacement)施加在接触区域,如图9所示。

图9 U形环有限元模型

网格划分是有限元分析至关重要的一步,网格质量好坏直接决定了后续数值计算分析结果的准确性。以六面体单元为主要单元,对局部形状复杂的部件采用四面体单元划分,考虑结果精度的同时为了提高运算效率,对重点关注部件U形环接触区域进行网格细化,非关注部件采用较为粗糙的网格,如图10所示。针对导线不同覆冰状态分别选取100 s内转动角度和动张力变化剧烈区域进行计算,考虑到计算成本,计算时长为5 s。

3 整体连接金具应力场分析

在工程实际中,连接金具往往因导线振动引起的瞬时极大力出现变形和断裂,连接金具整体结构复杂,各部件之间存在相互运动关系,因此进行动力学分析时收敛困难,因此,选取各类覆冰形式下的极大张力值作为输入载荷进行静力分析,具有一定的适用性。金具应力云图如图11所示,可以看出在最大张力的作用下,超出材料屈服极限的区域主要集中在U形环内侧、联板的侧边和内孔以及挂板的弯折处,最大应力值为509.0 MPa。

图11 整体连接金具Von Mises等效应力云图

从图12可以看出,在U形环弯曲段外侧,两端的应力较小并向中间逐渐递增,在顶部达到最大应力值为267 MPa,发生了塑性变形。U形环内侧接触部分的等效应力要略低于周边,最大应力值出现在上下U形环接触边缘附近,结合图13(a)中Y方向应力分量云图可知该位置有较高的压应力为977.2 MPa,此位置受Z向拉应力的作用发生变形,导致内部张力增大,结合图13(b)中Z方向的应力分量云图,该位置的拉应力达到了962.2 MPa。上下U形环接触时相互挤压,接触面变形严重,由于弯曲段较窄,剪跨长度短,在接触面边缘出现应力集中现象,结合图13(c)中YZ方向的剪应力分量云图,该位置剪应力达到了178.4 MPa,此处也是拉断试验中最易断裂部位。

图12 U形环Von Mises等效应力云图

图13 U形环应力分量云图

在U形环直臂段中,内侧等效应力要高于外侧区域,结合图13(a)中Y方向的应力云图可以看出,直臂段内侧受拉外侧受压,在耳环与直臂段连接处拉应力最大为388.5 MPa,此处也是工程实际中较为薄弱的位置。

联板上端被螺栓固定,下端由于受到对称力的作用,从图14可以发现,在侧边已经出现向外弯曲现象,导致中间等效应力大于两侧并向部件内部递减,在下孔处应力达到最大值298.3 MPa。挂板上端通过螺栓和联板绑定,下端受到竖直向下的力,从图15可以发现,在挂板弯折处以及内孔处出现了应力集中现象,最大应力值为286.2 MPa,在结构薄弱处极易发生断裂失效。

图14 联板Von Mises等效应力云图

图15 挂板Von Mises等效应力云图

通过分析发现,在连接金具整体结构中,U形挂环最容易出现失效,其次是联板孔洞处与挂板弯折处。

4 U形环应力场分析

4.1 覆冰形式影响分析

针对连接金具中的危险部件U形挂环进行瞬态动力学分析,计算时长为5 s。图16为不同覆冰形式下U形环最大等效应力分布情况,从图中可知,在风荷载作用下U形环发生转动,应力集中区域在U形环底部分布具有不确定性,这和风场的随机特性导致的转动差异有关。从图中还可以看出,覆冰形式对最大应力值与塑性变形范围也有影响,均匀覆冰时,随着覆冰厚度的增大加剧了U形环应力极大值,当覆冰厚度达到15 mm时,最大应力值达到996.4 MPa,相比于未覆冰最大应力值增大39.08%,且随着覆冰厚度的增大,U形环等效应力超出材料屈服极限的面积扩大,在覆冰15 mm时,U形环大部分区域都发生了塑性变形;不均匀覆冰时,中央重覆冰最大应力值与两侧重覆冰相近,但发生塑性变形的区域面积明显大于两侧重覆冰。

图16 不同覆冰形式下U形环应力分布

通过分析发现,在随机风作用下,U形环应力分布具有不确定性,可能会出现单侧应力集中现象,因此只是单纯的对U形环做单一方向拉断与磨损试验具有一定的局限性,并且要考虑在均匀覆冰时最大覆冰厚度对金具的影响,不均匀覆冰时,要对中央重覆冰进行重点关注。

4.2 受力形式影响分析

针对不同覆冰形式输电导线,探究U形环之间有无转动关系对最大应力值的影响,提取5 s内U形环受动张力无转动关系以及受动张力有转动关系的最大应值变化曲线,结果如图17所示。可以发现,在张力值变化初期,有转角和无转角作用下的最大应力值均出现了剧烈的波动,这和材料本身性质有关,在张力增大时,U形环处于弹性变形阶段应力、应变呈比例变化,因此最大应力值呈线性增长;当施加的外力继续增大,材料达到屈服阶段,应力不变,应变不断增加导致接触面积增大,使得最大应力值出现下降趋势,由于时间间隔较短,转动关系不明显,动张力占主导地位,因此有转角和无转角状态下U形环最大应力值变化趋势基本一致。随着张力的继续增大,最大应力值变化趋势放缓,此时由于转角的持续增大,转动关系明显,两种状态下的最大应力值出现明显的差异,可以发现,有转角状态下的U形环最大应力值要大于无转角状态,分析原因是因为U形环接触面积随着转动而减小,增大了接触压力。

图17 不同覆冰形式下U形环最大应力变化曲线

分别提取5 s内两种状态下U形环最大应力值的极大值,如图18所示。可以发现,均匀覆冰时,应力极大值随着覆冰厚度的增大而增大,在覆冰 15 mm 时达到最大,纯张力作用时,极大值为 646.1 MPa,纯在转动关系时的极大值为 996.4 MPa,比纯张力作用时增大35.15%。不均匀覆冰时,两种状态下中央重覆冰的极大值均大于两侧重覆冰,极大值分别为868.1、573.0 MPa和863.5、506.4 MPa。

图18 不同覆冰形式下U形环应力极大值

通过分析发现,当U形环间存在转动时要比纯张力作用下对U形环损害更加严重;均匀覆冰时,在覆冰厚度为15 mm时,U形环最大应力极大值达到最大;不均匀覆冰时,中央重覆冰U形环最大应力极大值要大于两侧重覆冰。可以看出,冰风荷载均对连接金具应力大小产生了显著的影响,有必要针对冰封耦合环境下连接金具的安全性做深入研究。