風(fēng)荷載作用下輸電線路數(shù)值模擬及金具失效分析

劉小會(huì), 周曉慧， 葉中飛， 伍 川， 張 博， 黃 飛

(1.重慶交通大學(xué)省部共建山區(qū)橋梁及隧道工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 400074；2.重慶交通大學(xué)土木工程學(xué)院,重慶 400074；3.國網(wǎng)河南省電力公司電力科學(xué)研究院輸電線路舞動(dòng)防治技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,鄭州 450052)

近年來,風(fēng)荷載作用下架空輸電線路金具失效斷裂問題越來越引起人們的關(guān)注[1-2]。金具失效會(huì)導(dǎo)致輸電線路導(dǎo)線脫落、回路跳閘等故障,嚴(yán)重威脅電網(wǎng)系統(tǒng)的安全運(yùn)行[3]。針對(duì)金具失效分析的研究逐漸引起中外科研工作者的重視。然而由于整體結(jié)構(gòu)極其復(fù)雜,多數(shù)學(xué)者集中于研究局部的連接金具,對(duì)于電力金具整體結(jié)構(gòu)的有限元仿真研究幾乎是空白。例如：逯平平[4]、楊現(xiàn)臣[5]研究了新疆地區(qū)強(qiáng)風(fēng)環(huán)境下電力金具U形掛環(huán)磨損行為；韓哲文等[6]分析了球頭掛環(huán)和連接螺栓疲勞斷裂失效原因；汪旭旭等[7]通過建立不同工況下地線懸吊金具簡(jiǎn)易受力模型,分析磨損情況和影響因素。這其中針對(duì)局部情況的研究均以現(xiàn)場(chǎng)的實(shí)際破壞結(jié)果作為研究依據(jù),缺乏理論性和系統(tǒng)性的指導(dǎo)。針對(duì)輸電線路連接金具系統(tǒng)性的分析研究,可為電網(wǎng)系統(tǒng)的運(yùn)維工作提供有效的理論依據(jù)。

為緩解目前由于風(fēng)荷載影響造成輸電線路金具失效斷裂等問題,保障電網(wǎng)系統(tǒng)安全運(yùn)行,建立輸電線路連接金具的整體裝配模型有限元模型,對(duì)兩種典型荷載工況下金具應(yīng)力情況進(jìn)行系統(tǒng)性分析及局部受力情況對(duì)比,找出危險(xiǎn)金具及易損點(diǎn),為輸電線路運(yùn)維工作提供方向性的理論指導(dǎo)。

1 高壓輸電線路力學(xué)模型

1.1 整體輸電線路有限元模型

以220 kV辛安—肖城線路工程為背景,選取特征段線路作為研究對(duì)象。如圖1所示,特征段線路總跨度591 m,檔距包括l1=295 m,l2=296 m,桿塔呼稱高h(yuǎn)依次為21、42、42 m。

圖1 特征段線路示意圖Fig.1 Schematic diagram of characteristic circuit

通過ABAQUS有限元分析平臺(tái),建立圖2所示的兩檔雙分裂導(dǎo)線有限元模型,通過模擬脈動(dòng)風(fēng)作用下輸電線路動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算導(dǎo)線應(yīng)力。其中絕緣子串與連接金具整體總高度H0=1.25 m,導(dǎo)線選用JL/G1A-400/35鋼芯鋁絞線,具體參數(shù)如表1所示。每相導(dǎo)線雙分裂,分裂間距為0.45 m。整體連接金具十分復(fù)雜,而此過程主要是通過分析輸電線路動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算作用在金具上的風(fēng)荷載,因此將整體連接金具等效為三維桁架單元,單元類型為T3D2；導(dǎo)線選用三維桁架單元,單元類型為T3D2；間隔棒選用梁?jiǎn)卧?單元類型為B31。有限元模型一共包括462個(gè)結(jié)點(diǎn)以及11個(gè)梁?jiǎn)卧?01個(gè)桁架單元。

圖2 特征段線路有限元計(jì)算模型Fig.2 Finite element calculation model of characteristic circuit

表1 JL/G1A-400/35鋼芯鋁絞線參數(shù)Table 1 Parameter of JL/G1A-400/35Steel cored aluminum strand

1.2 基于隨機(jī)風(fēng)的風(fēng)荷載計(jì)算

(1)

對(duì)于風(fēng)速時(shí)程模擬主要是針對(duì)脈動(dòng)風(fēng)的模擬。功率譜和相關(guān)函數(shù)可以用于描述脈動(dòng)風(fēng)速特性,功率譜反映的是不同頻率成分所對(duì)應(yīng)的能量分布規(guī)律,相關(guān)函數(shù)反映位于不同時(shí)間或空間點(diǎn)之間的相互影響關(guān)系。各國學(xué)者提出了眾多的脈動(dòng)風(fēng)功率譜,這里采用Kaimal提出的沿高度變化的風(fēng)速譜:[11]

(2)

對(duì)于隨機(jī)風(fēng)荷載模擬主要有兩類方法:一是線性濾波法,另一類是諧波疊加法。諧波疊加法具有較高的精度和效率,在研究領(lǐng)域中被廣泛使用?，F(xiàn)采用諧波疊加法模擬風(fēng)速,它具有如下形式：

(3)

(4)

(5)

(6)

式中:ωu、ωk分別為頻率上、下限；Δω為頻率增量；N為頻譜分割數(shù),取正整數(shù)；θkl為0～2π范圍內(nèi)均勻分布的隨機(jī)數(shù)；φjk(ωl)為兩個(gè)不同點(diǎn)之間的相位角；Hjk(ωl)是由互功率譜密度函數(shù)矩陣S(f)按照Cholesky方法分解得到。根據(jù)Kaimal風(fēng)速譜和Davenport互相關(guān)譜,利用快速傅里葉變換的諧波疊加法,通過MATLAB程序可以模擬得到沿輸電線路方向多點(diǎn)互相關(guān)的隨機(jī)風(fēng)風(fēng)速時(shí)程曲線及相關(guān)函數(shù)。

根據(jù)1.1節(jié)中特征段線路模型,為保證模擬樣本覆蓋整個(gè)輸電線路的運(yùn)行范圍,如圖3所示,每隔200 m模擬一個(gè)風(fēng)速樣本,選取模擬點(diǎn)坐標(biāo)依次為A(0,21)、B(200,35)、C(400,42)、D(600,42)。根據(jù)當(dāng)?shù)貧庀筚Y料,選取10 m高基本風(fēng)速為27 m/s,地貌為B類,地面粗糙度系數(shù)α取0.16,地面粗糙長(zhǎng)度z0取0.03[11]。頻率等分?jǐn)?shù)N=3 000,模擬時(shí)長(zhǎng)為600 s,時(shí)間間隔為0.5 s,頻率取值范圍為0.003～1 Hz,頻率增量為0.000 099 7。

圖3 風(fēng)荷載模擬點(diǎn)坐標(biāo)Fig.3 Coordinates of wind load simulation points

圖4所示為A、D點(diǎn)脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程樣本曲線。將模擬得到的風(fēng)速時(shí)程曲線看成非周期函數(shù),利用非周期函數(shù)的功率譜分析理論對(duì)模擬的脈動(dòng)風(fēng)速進(jìn)行譜分析,如圖5所示,從圖像上可以看出模擬結(jié)果與理論值吻合較好。圖6所示為A點(diǎn)自相關(guān)函數(shù)RAA(τ),A、B兩點(diǎn)互相關(guān)函數(shù)RAB(τ),和A、D兩點(diǎn)互相關(guān)函數(shù)RAD(τ),由結(jié)果可知距離越遠(yuǎn)相關(guān)性越差。通過數(shù)據(jù)分析,證明該數(shù)值模擬方法得到的風(fēng)速時(shí)程樣本合理。

圖4 A、D點(diǎn)隨機(jī)風(fēng)風(fēng)速時(shí)程Fig.4 Time history of random wind speed at point A、D

圖5 A點(diǎn)功率譜函數(shù)與理論值比較Fig.5 Comparison of power spectrum function and theoretical value of point A

圖6 模擬點(diǎn)風(fēng)速的相關(guān)函數(shù)Fig.6 Correlation function of wind speed at simulation point

根據(jù)圖3中有限元模型,該結(jié)構(gòu)嚴(yán)格對(duì)稱,則選擇提取100單元和101單元應(yīng)力σ,由公式：

F=σA

(7)

計(jì)算出風(fēng)荷載作用在導(dǎo)線上的集中力F,式(7)中,A為導(dǎo)線截面面積，A=425.24 mm2,再通過1、2、3這3個(gè)結(jié)點(diǎn)變形后的空間位置坐標(biāo),建立三維坐標(biāo)系,將導(dǎo)線的力等效為空間中沿x、y、z這3個(gè)坐標(biāo)軸方向的集中力作用在金具模型上,再將100單元和101單元上3個(gè)方向的分量合成后可得出考慮脈動(dòng)風(fēng)影響時(shí)作用在金具模型上的3個(gè)方向的力,依次為順風(fēng)向的水平力Fx、豎直方向的力Fy、橫風(fēng)向的水平力Fz。圖7所示為脈動(dòng)風(fēng)作用下順風(fēng)向與橫風(fēng)向的水平力Fx、Fz與時(shí)間的關(guān)系。順風(fēng)向風(fēng)荷載明顯大于橫風(fēng)向風(fēng)荷載,導(dǎo)線會(huì)因?yàn)闄M風(fēng)向風(fēng)荷載的激勵(lì)而來回?cái)[動(dòng)。

圖7 隨機(jī)風(fēng)荷載Fig.7 Random wind load

1.3 基于穩(wěn)定風(fēng)的風(fēng)荷載計(jì)算

不考慮脈動(dòng)風(fēng)荷載對(duì)輸電線路的影響,作用導(dǎo)線上的水平風(fēng)荷載可以用下列公式計(jì)算:

(8)

式(8)中:Wx為垂直于導(dǎo)線軸線的水平風(fēng)荷載,N；α表示風(fēng)壓不均勻系數(shù),根據(jù)設(shè)計(jì)基本風(fēng)速v0=27 m/s取0.85；βc為500 kV導(dǎo)線及地線風(fēng)荷載調(diào)整系數(shù),僅用于計(jì)算作用在桿塔上的導(dǎo)線及地線風(fēng)荷載,200 kV電壓取1.0；μsc為導(dǎo)線和地線的體型系數(shù),該模型導(dǎo)線外徑大于17 mm,μsc取1.1；d為導(dǎo)線或地線的外徑，mm；δ為導(dǎo)線覆冰厚度,mm,此研究不考慮覆冰；lH為桿塔的水平檔距,m,該研究忽略高差對(duì)水平檔距的影響,lH=(295+296)/2=295.5 m；θ為風(fēng)向與導(dǎo)線或地線方向之間的夾角,(°),按最不利情況取90°；μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù),該場(chǎng)地為B類地面,離地面高度為42 m,通過線性插值取1.582；V為基本設(shè)計(jì)風(fēng)速,根據(jù)當(dāng)?shù)貧庀髼l件取27 m/s。由此,作用在輸電導(dǎo)線上的水平荷載Wx=[0.85×1.1×1.0×(0.026 8+0)×295.5×1.582×272×1]/(1.6)=5 337.25 N。

1.4 導(dǎo)線作用于線夾上的集中力

對(duì)比兩種方法計(jì)算的風(fēng)荷載,當(dāng)考慮脈動(dòng)風(fēng)影響時(shí),由于動(dòng)力作用,將會(huì)產(chǎn)生橫風(fēng)向的水平力,順風(fēng)向的水平力比穩(wěn)定風(fēng)荷載大820.6 N,基于兩種計(jì)算風(fēng)荷載方法,選取兩種荷載工況進(jìn)行對(duì)比分析,工況1選取基于隨機(jī)風(fēng)作用下計(jì)算的最大荷載:Fx=615 7.85 N、Fy=-107 50.43 N、Fz=1 823.88 N,工況2選取基于穩(wěn)定風(fēng)計(jì)算風(fēng)荷載、導(dǎo)線重力荷載及初始狀態(tài)下導(dǎo)線橫風(fēng)向的水平荷載:Fx=5 337.25 N、Fy=-10 031.4 N、Fz=5.32 N。

2 有限元模型建立

2.1 幾何建立

為了較真實(shí)地反映連接金具的受力情況,分別建立包括掛點(diǎn)金具、球頭掛環(huán)、碗頭掛環(huán)、直角掛板、復(fù)合絕緣子、聯(lián)板、懸垂線夾、連接螺栓等不同連接金具的幾何模型[12],再通過部件之間的位置約束裝配為圖8所示連接金具整體幾何模型。

圖8 連接金具幾何模型Fig.8 The Geometric model of electric power fittings

2.2 本構(gòu)模型

輸電線路連接金具模型選用35號(hào)鋼、35CrMo合金鋼和Q345這3種型號(hào)的鋼材,在ABAQUS屬性模塊中編輯材料的基本屬性,其材料參數(shù)信息如表2所示。鋼材塑性模型選用Varma模型及雙折線本構(gòu)關(guān)系模型,其屈服之后彈性模量E′s=0.01Es。

表2 模型材料參數(shù)Table 2 Material parameters of the model

2.3 連接關(guān)系

模型包括11種不同的部件,部件之間的連接關(guān)系十分復(fù)雜,用接觸來建立相互作用關(guān)系難以實(shí)現(xiàn),因此本模型在保證部件之間真實(shí)連接情況的前提下對(duì)部件之間相互作用的建立作相應(yīng)簡(jiǎn)化。

模型有6個(gè)螺栓連接位置和2個(gè)球頭球窩連接位置。在螺旋連接位置處作相應(yīng)簡(jiǎn)化,通過tie將螺栓與其中一個(gè)金具進(jìn)行綁定約束,相當(dāng)于將螺栓和該金具簡(jiǎn)化為一個(gè)部件,然后分別在孔的中心位置分別建立兩個(gè)參考點(diǎn),通過coupling對(duì)兩個(gè)部件進(jìn)行耦合約束。對(duì)于球頭球窩連接位置可利用相同方法直接將兩個(gè)部件通過coupling進(jìn)行耦合約束。

之后,對(duì)耦合的參考點(diǎn)創(chuàng)建連接線條wire,并賦予其連接屬性。ABAQUS提供了豐富的連接截面類型,考慮其實(shí)際連接情況,如圖9所示,在螺栓連接位置指定連接截面類型為“Hinge”,在球頭球窩連接位置為球鉸約束,自定義連接截面類型為“Jion+Flexion-Torsion”。模型一共包括6個(gè)“Hinge”連接截面和2個(gè)“Jion+Flexion-Torsion”連接截面。

圖9 連接截面類型Fig.9 Type of connection section

2.4 網(wǎng)格劃分

有限元模型網(wǎng)格劃分單元主要采用規(guī)則的六面體單元,在個(gè)別不允許選用六面體的復(fù)雜區(qū)域選用四面體單元代替,六面體單元類型選用C3D8R,四面體單元類型選用C3D10。整個(gè)有限元模型的金具結(jié)構(gòu)特點(diǎn)差異比較大,球頭掛環(huán)、U形掛環(huán)、碗頭掛環(huán)及局部接觸區(qū)域設(shè)置網(wǎng)格尺寸為2 mm,連接螺栓設(shè)置網(wǎng)格尺寸為3 mm,其余金具網(wǎng)格尺寸均設(shè)置為4 mm,該裝配結(jié)構(gòu)極其復(fù)雜,總的單元數(shù)量達(dá)到324 700個(gè),其中包括323 659個(gè)六面體單元和1 041個(gè)四面體單元,有限元模型中金具網(wǎng)格如圖10所示。

圖10 金具網(wǎng)格Fig.10 Mesh of fittings

2.5 荷載及邊界條件

如2.3節(jié)所述,考慮兩種荷載工況,工況1中:Fx=6 157.85 N、Fy=-10 750.43 N、Fz=1 823.88 N,工況2中Fx=5 337.25 N、Fy=-10 031.4 N、Fz=-5.32 N。建立邊界條件時(shí),對(duì)懸垂金具頂端約束3個(gè)方向的平動(dòng)以及繞y軸和z軸的轉(zhuǎn)動(dòng),同時(shí)對(duì)連接處的參考點(diǎn)建立符合實(shí)際情況的轉(zhuǎn)動(dòng)約束。荷載及邊界條件如圖11所示。

圖11 荷載及邊界條件Fig.11 Load and boundary conditions

3 風(fēng)荷載作用下金具應(yīng)力分析

3.1 整體模型應(yīng)力場(chǎng)分析

連接金具整體變形及應(yīng)力分布情況如圖12所示,考慮風(fēng)的脈動(dòng)性影響分析所得最大應(yīng)力為886.3 MPa,按穩(wěn)定風(fēng)荷載分析所得最大應(yīng)力為820.1 MPa,兩種計(jì)算情況最大應(yīng)力相差66.2 MPa,可見動(dòng)態(tài)風(fēng)荷載對(duì)局部保護(hù)金具的影響值得引起重視。最大應(yīng)力位置均出現(xiàn)在球頭掛環(huán)圓環(huán)與球桿過渡處,該處由于幾何結(jié)構(gòu)發(fā)生改變,造成明顯的局部應(yīng)力集中,很有可能在風(fēng)荷載作用下發(fā)生失效斷裂。

圖12 整體應(yīng)力分布情況Fig.12 Overall stress distribution

3.2 單個(gè)連接金具應(yīng)力分析

兩種荷載工況下,球頭掛環(huán)應(yīng)力分布情況幾乎完全一致,如圖13所示，在掛環(huán)的圓環(huán)與桿部過渡連接處由于幾何形狀,出現(xiàn)局部應(yīng)力集中,在考慮脈動(dòng)風(fēng)荷載作用下,球頭掛環(huán)圓環(huán)與桿部過渡處的計(jì)算應(yīng)力已經(jīng)超過了材料的屈服強(qiáng)度,工況2在此處最大應(yīng)力為820.1 MPa,未達(dá)到材料屈服強(qiáng)度,可見動(dòng)態(tài)風(fēng)荷載對(duì)掛環(huán)有顯著影響。

圖13 球頭掛環(huán)應(yīng)力分布情況Fig.13 Stress distribution of ball head hanging ring

韓哲文等[6]對(duì)球頭掛環(huán)斷裂失效進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究和理論分析,斷裂球頭掛環(huán)宏觀形貌如圖14所示,并提出了風(fēng)荷載為影響金具疲勞斷裂的關(guān)鍵因素之一,但并沒有在此基礎(chǔ)上作有限元仿真分析。通過研究表明,有限元分析結(jié)果與工程實(shí)際情況相符,同時(shí)更加證明了風(fēng)荷載對(duì)于球頭掛環(huán)疲勞斷裂失效的影響不容忽視,并且后續(xù)研究中應(yīng)該在此基礎(chǔ)上建立更精確的局部接觸模型進(jìn)行詳細(xì)分析。在與復(fù)合絕緣子連接處,采用的球窩連接方式使球頭掛環(huán)在軸向與橫向的偏移程度非常有限,由于風(fēng)荷載作用,在此處容易產(chǎn)生彎曲應(yīng)力,在應(yīng)力集中區(qū)域產(chǎn)生明顯的應(yīng)變,極易發(fā)生斷裂破壞。針對(duì)以上情況,應(yīng)在設(shè)計(jì)時(shí)考慮選用強(qiáng)度更高的材料或者改變幾何結(jié)構(gòu)形式。

圖14 球頭掛環(huán)斷裂情況Fig.14 Fracture of ball head hanging ring

復(fù)合絕緣子整體應(yīng)力相對(duì)偏小,如圖15所示，從局部情況來看,在球桿拐角處表現(xiàn)出較大的應(yīng)力,如上所述,此處同樣為球頭球窩連接處,是金具結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié),極易產(chǎn)生較大的雙向彎曲交變應(yīng)力。圖16所示為實(shí)際勘察現(xiàn)場(chǎng)絕緣子球頭斷裂情況,分析表明,有限元模擬結(jié)果與實(shí)際情況相符,在工程中需優(yōu)化復(fù)合絕緣子幾何結(jié)構(gòu)形式,及時(shí)排查其使用情況,避免金具破壞影響輸電線路的安全運(yùn)行。

圖15 復(fù)合絕緣子應(yīng)力分布情況Fig.15 Stress distribution of composite insulator

圖16 復(fù)合絕緣子斷裂情況Fig.16 Fracture of composite insulator

直角掛板在兩種荷載工況下的應(yīng)力分布差異不大,最大應(yīng)力僅相差0.1 MPa,但從整體應(yīng)力分布情況來看,工況1中直角掛板應(yīng)力集中區(qū)域較工況2范圍更大,圖17中應(yīng)力主要出現(xiàn)在下端接觸區(qū)域,且沿x軸正方向區(qū)域應(yīng)力集中較為明顯,因此,在直角掛板下端位置相對(duì)運(yùn)動(dòng)前方區(qū)域因?yàn)轱L(fēng)荷載反復(fù)作用,極易發(fā)生疲勞失效斷裂。同一個(gè)模型中,左右兩側(cè)直角掛板應(yīng)力情況相同。

圖17 直角掛板應(yīng)力分布情況Fig.17 Stress distribution of right angle hanging ring

如圖18所示,針對(duì)碗頭掛環(huán),其應(yīng)力主要集中在球頭球窩連接處,兩種荷載工況下差異不明顯,從應(yīng)力分布情況來看,碗頭掛環(huán)具有較好的幾何結(jié)構(gòu)優(yōu)勢(shì),相比球頭掛環(huán)和直角掛板整體應(yīng)力偏小,可見,當(dāng)連接金具幾何模型的實(shí)際結(jié)構(gòu)相對(duì)較薄弱時(shí),在外部荷載作用下,整體結(jié)構(gòu)中這些薄弱處極易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象,從而產(chǎn)生明顯的應(yīng)變,即在此處極易發(fā)生斷裂破壞。

圖18 碗頭掛環(huán)應(yīng)力分布情況Fig.18 Stress distribution of bowl hanging ring

兩種工況下,線夾最大應(yīng)力均為352.4 MPa,從線夾應(yīng)力分布情況來看,兩種工況下差別不大,單個(gè)線夾兩個(gè)掛環(huán)處由于開孔原因,且與螺栓相互作用而產(chǎn)生應(yīng)變,均為應(yīng)力集中區(qū)域,同一個(gè)模型中,左右兩側(cè)線夾應(yīng)力情況相同,圖19所示為線夾應(yīng)力分布情況。

圖19 線夾應(yīng)力分布情況Fig.19 Stress distribution of cable clamp

3.3 連接金具最大應(yīng)力對(duì)比

從局部金具應(yīng)力分布情況可見,應(yīng)力集中區(qū)域主要出現(xiàn)在:①球頭掛環(huán)圓環(huán)與桿部過渡處；②復(fù)合絕緣子底端桿部過渡拐角處；③左右兩直角掛板底端接觸位置；④碗頭掛環(huán)與螺栓連接處；⑤左右兩個(gè)線夾與螺栓連接處。針對(duì)這些應(yīng)力集中區(qū)域在5個(gè)連接金具上分別選取具有代表性的結(jié)點(diǎn)應(yīng)力,其位置編號(hào)情況如表3所示,對(duì)比不同區(qū)域在兩種荷載工況下的應(yīng)力變化情況。

表3 選取結(jié)點(diǎn)位置編號(hào)Table 3 Number and location of select node

圖20中,兩種典型荷載作用下,金具自重對(duì)金具應(yīng)力幾乎沒有影響,可以忽略。當(dāng)導(dǎo)線重力荷載作用于金具時(shí),其應(yīng)力迅速增大,但沒有達(dá)到金具材料本身的屈服強(qiáng)度。當(dāng)施加風(fēng)荷載作用時(shí),金具應(yīng)力逐漸增大,球頭掛環(huán)、懸垂線夾和直角掛板應(yīng)力增加比較明顯,球頭掛環(huán)和線夾最大應(yīng)力已經(jīng)超過了其材料本身的屈服強(qiáng)度,可見風(fēng)荷載對(duì)于金具的應(yīng)力有顯著的影響,有必要針對(duì)風(fēng)荷載對(duì)于輸電線路連接金具的影響做深入研究。

對(duì)比兩種荷載工況,基于穩(wěn)定風(fēng)荷載計(jì)算方法與基于隨機(jī)風(fēng)荷載計(jì)算方法模擬的整體金具應(yīng)力變化情況差異不是很大,表明穩(wěn)定風(fēng)荷載計(jì)算方法可行。但是針對(duì)局部金具而言,如球頭掛環(huán),在動(dòng)態(tài)風(fēng)作用下應(yīng)力較大,說明動(dòng)態(tài)風(fēng)荷載對(duì)于連接金具的應(yīng)力有顯著影響。通過分析表明,在整體結(jié)構(gòu)中,最容易發(fā)生失效斷裂的金具為球頭掛環(huán),其次是線夾與直角掛板。

圖20 金具局部應(yīng)力對(duì)比情況Fig.20 Local stress comparison of fittings

4 結(jié)論

(1)根據(jù)金具應(yīng)力分布情況可知風(fēng)荷載對(duì)于金具的應(yīng)力有著顯著的影響,且隨機(jī)風(fēng)對(duì)于金具的影響更為突出。

(2)在整體連接金具結(jié)構(gòu)中,球頭掛環(huán)圓環(huán)與桿部連接處由于幾何結(jié)構(gòu)形式發(fā)生改變,造成局部應(yīng)力集中,最容易發(fā)生失效斷裂；其次容易發(fā)生破壞的為線夾與螺栓連接位置、直角掛板下端接觸位置；復(fù)合絕緣子桿部過渡處采用球頭球窩連接形式,容易產(chǎn)生彎曲應(yīng)力,在應(yīng)力集中區(qū)域產(chǎn)生明顯的應(yīng)變,容易在桿部過渡處發(fā)生斷裂。

(3)建議針對(duì)易損金具,可通過提高金具的極限應(yīng)力、優(yōu)化幾何結(jié)構(gòu)等方法來避免金具的破壞。此外,對(duì)于關(guān)鍵部位還應(yīng)進(jìn)行定期檢查,以避免影響輸電線路的安全運(yùn)行。