Eine vorläufige Studie zur Litzenbeanspruchung von Übertragungsleitungen unter Spannung wird dargelegt

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 9473 (2022) Diesen Artikel zitieren

684 Zugriffe

1 Zitate

1 Altmetrisch

Details zu den Metriken

Bei Übertragungsleitungen kommt es während des Betriebs häufig zu Leiterschäden, die meist auf eine übermäßige lokale Beanspruchung der Aluminiumlitzen zurückzuführen sind. Eine der Ursachen für eine Beschädigung des Leiters kann jedoch die Spannung sein, die beim Passieren der Riemenscheibe abgebaut wird. Gleichzeitig gibt es relativ wenige Untersuchungen zu Schäden am Leiter, die durch vorbeifahrende Riemenscheiben verursacht werden. Daher untersucht dieser Artikel die Spannungseigenschaften zwischen den Litzen von Aluminiumlitzen, wenn die Spannung durch die Riemenscheibe abgebaut wird. Der Einfluss von Hüllwinkel, Zugbelastung und Reibung auf die Spannungseigenschaften zwischen Aluminiumsträngen wird durch numerische Simulation untersucht. Die Ergebnisse zeigen, dass die äquivalente Spannung der neutralen Schicht des Aluminiumstrangs gering ist und die maximale äquivalente Spannung an der Kontaktstelle des benachbarten Strangs auftritt. Je größer der Hüllwinkel und die Zugbelastung der Aluminiumlitzen sind, desto größer ist die Vergleichsspannung im Querschnitt. Darüber hinaus hat die Reibung zwischen Aluminiumsträngen einen gewissen Einfluss auf die Reduzierung der Vergleichsspannung im Querschnitt. Die äquivalente Spannung des Aluminiumstrangs nimmt von der Außenschicht zur Innenschicht zu, sodass die Wahrscheinlichkeit einer Beschädigung des inneren Aluminiumstrangs größer ist als die der Außenschicht. Abschließend wurden sowohl das Experiment als auch die Simulation durchgeführt und es zeigt sich, dass der Spannungswert im entsprechenden Abschnitt eine gute Konsistenz aufweist.

Der normale und stabile Betrieb von Freileitungen ist der wichtigste Teil der Leitungstechnik. Beim Sicherheitsschutz der Übertragungsleitung ist es ziemlich wichtig, die Beschädigung des Leiters und den Fehler der Übertragungsleitung zu reduzieren1,2,3,4,5. Beim Betrieb von Übertragungsleitungen kommt es jedoch häufig zu Leiterschäden. Die meisten Fälle zeigen, dass die Aluminiumlitze mehreren Belastungen ausgesetzt ist, was dazu führt, dass die lokale Spannung der Aluminiumlitze zu groß wird, was zur Beschädigung und zum Bruch des Leiters führt6,7,8,9. Die Beschädigung des Leiters kann jedoch auch auf die großen lokalen Spannungen zurückzuführen sein, die während des Aufbaus und der Verlegung des Leiters entstanden sind, oder sogar auf eine teilweise Beschädigung der Aluminiumlitze. Gegenwärtig konzentrieren sich die meisten Untersuchungen zu Leiterschäden auf den Leiter, der unter komplexen Arbeitsbedingungen läuft, während die Untersuchungen zu Leiterschäden in spannungsabbauenden Konstruktionen, insbesondere beim Durchlaufen von Riemenscheiben, weniger und die Untersuchungen zu relevanten Leitern durchgeführt werden Modelle und mechanische Theorien sind relativ schwach10,11. Daher ist es unbedingt erforderlich, den Einfluss der auf den Leiter wirkenden Spannung zu untersuchen. Gleichzeitig ist diese Studie für Energiearbeiter von großer Bedeutung, um den Übertragungsleiter zu schützen12.

Forscher auf der ganzen Welt haben seit langem damit begonnen, die Konstruktionstechnologie von Spannungsaufbauten und die Spannungseigenschaften von Leitern zu untersuchen13,14,15. Derzeit ist die entsprechende Technologie relativ weit fortgeschritten. Gleichzeitig gibt es viele Forschungsmethoden, wie den theoretischen Beweis, die Finite-Elemente-Simulation, die Analyse mathematischer Modelle und den Vergleich der spezifischen Testüberprüfung usw. Zhou et al.16 untersuchten die Beziehung zwischen der Größe von den Boden des Schlitzes und den Verschleiß des Leiters, und machen Sie einige nützliche Vorschläge für die Größe des Bodens des Schlitzes der Bespannungsrolle. Raoof et al.17 schlugen die Hauptmerkmale und einige neue Fortschritte des realen Mehrschichtstruktur-Stahlstranganalysemodells vor. Diese Ergebnisse zeigen die indirekten Kontaktkräfte zwischen Strängen, Schichten und die relativen Verschiebungen von Strängen in der Spiralstruktur mit festen Enden. Nawrocki et al.18 erstellten das Modell der Drahtseillitze mithilfe relevanter Finite-Elemente-Software und wendeten eine Axialkraft sowie eine kombinierte Axial- und Torsionslast an, um die Spannungseigenschaften jeder Drahtseilschicht und zwischen den Litzen zu untersuchen. Sarma et al.19 wiesen darauf hin, dass die Übertragungsleitung Korona erzeugt und elektrische Feldeffekte, Funkstörungen und andere Situationen in den umliegenden Bereichen der Leitung hervorruft, was zu Umweltschäden führt. Papailiou et al.20 schlugen einen neuen Leitermodelltyp vor, um die mechanischen Eigenschaften von Freileitungen zu untersuchen. Das Modell berücksichtigte die Reibung und den Schlupf zwischen den Litzen im Biegeprozess, leitete die entsprechende Berechnungsformel ab und verifizierte die Korrektheit des Modells durch entsprechende Tests. Kenta21 erweiterte die Forschung basierend auf Papailiou K. et al. Unter Berücksichtigung des Übergangsprozesses vom Adhäsionszustand zum Gleitzustand zwischen Verseillagen wurde der reine Biegeprozess des Kabels ohne axiale Spannung simuliert und getestet. Um die Einflussfaktoren der Variation der Biegesteifigkeit des Leiters zu ermitteln, wurde die Biegesteifigkeit des Leiters unter Zugbelastung mithilfe der Methoden der Finite-Elemente-Simulation, der theoretischen Berechnung und der experimentellen Messung von Yang et al. detailliert analysiert .22,23,24,25. Wan et al.26,27 nahmen einen 1660 mm2 großen Kernleiter aus Kohlefaserverbundwerkstoff als Forschungsobjekt und vervollständigten die theoretische Berechnungsmethode der inneren Spannung, wenn der Leiter durch die Riemenscheibe läuft, und berechneten die innere Spannung, wenn der 1660 mm2 große Kohlefaserverbundwerkstoff verwendet wurde Der Kernleiter verläuft mit unterschiedlichen Bodendurchmessern durch die Riemenscheibe.

Basierend auf den oben genannten Untersuchungen wurden offensichtlich einige außergewöhnliche theoretische Errungenschaften und Erfahrungen im Bereich des Übertragungsleitungsbaus, der Spannungsfestlegungstechnologie und der Leiterspannungseigenschaften erzielt. Das Problem der Leiterbeschädigung während der Spannungsabbauphase ist jedoch immer noch ungelöst. Gleichzeitig basieren Untersuchungen, die sich hauptsächlich mit den Spannungseigenschaften des Leiters befassen, auf dem Modell des gesamten Leiters, das den Spannungszustand zwischen den Litzen innerhalb des Leiters nicht eindeutig analysieren kann. Daher ist die numerische Simulationssoftware ABAQUS durch ein relativ vereinfachtes Leitermodell perfekt implementiert, um das mechanische Verhalten des Leiters, der die Rolle während des Spannungsabbauprozesses passiert, zu analysieren und anschließend die Spannungseigenschaften zwischen den Litzen des Aluminiumstrangs im Biegezustand zu untersuchen . Anschließend wird die Spannung des Aluminiumstrangs im Biegezustand analysiert, indem die Situation simuliert wird, in der der Leiter die Rolle erneut durch den Test führt, um so eine bestimmte theoretische Grundlage für die spannungsabbauende Konstruktion bereitzustellen.

Bei der Spannungsabbaukonstruktion wird der Leiter an jedem Turm durch den Abbaublock geführt. Da die Riemenscheibe die Extrusion und Biegung des Leiters induziert, können Biegeverformung und lokale Spannungen stimuliert werden, sodass der durch den Block verlaufende Leiter ein relativ anfälliger Prozess des Aluminiumstrangs in der spannungsabbauenden Konstruktion ist. Wenn man sich daher auf die Belastungseigenschaften der Übertragungsleitung unter Spannung konzentriert, ist es notwendig, zunächst den Belastungsprozess des Leiters zu analysieren, der die Riemenscheibe passiert.

Wenn der Leiter unter Spannung steht, wird die Zuglast 16 % RTS des Nennleiters nicht überschreiten und der Hüllwinkel zwischen Leiter und Riemenscheibe wird im Allgemeinen 30 nicht überschreiten Der Leiter, der die Rolle passiert, erfolgt wie in Abb. 1 unten dargestellt.

Kraftdiagramm des Leiters, der durch die Riemenscheibe läuft.

In Abb. 1 wird der Leiter beim Abbau der Spannung und beim Passieren der Rolle durch drei Arten von Belastungen belastet:

PD ist der Druck der Riemenscheibe auf den Leiter. Zur Berechnung kann folgende Formel verwendet werden:

F ist die Belastung des Leiters in axialer Richtung beim Zugaufbau. Die Zugspannung in axialer Richtung kann wie folgt ermittelt werden:

σw ist die Biegespannung der Litze, wenn der Leiter durch die Rolle läuft. Es kann durch die Bach-Formel28 ausgedrückt werden:

In diesen Gleichungen ist G(N) die Schwerkraft des Leiters auf der Riemenscheibe; R(mm) beschreibt den unteren Radius der Riemenscheibe; α(°) bezeichnet den Hüllwinkel des Leiters, der durch die Riemenscheibe läuft; B(mm) drückt die Kontaktbreite zwischen Leiter und Riemenscheibe aus, und wir nehmen normalerweise ein Drittel des Leiterdurchmessers; σL(MPa) ist die Zugspannung des Leiters in axialer Richtung; Die Querschnittsfläche des Aluminiumstrangs wird durch A(mm2) definiert; δ(mm) ist der Durchmesser eines einzelnen Aluminiumleiterstrangs; K1 ist der charakteristische Biegespannungskoeffizient und wir könnten den empirischen Koeffizienten K1 = 0,375 annehmen; E ist der Elastizitätsmodul von Aluminium; DS(mm) ist der berechnete Wert des Bodendurchmessers der Riemenscheibennut.

Es wird davon ausgegangen, dass keine Vorspannung auf den Litzenabschnitt ausgeübt wird, während das ACSR keiner äußeren Kraft ausgesetzt ist. Wie in Abb. 2 dargestellt, wird ein Mikroelementsegment aus dem Balken herausgeschnitten, der einer reinen Biegung ausgesetzt ist, und die Koordinatenachsen y und x werden jeweils entlang der Längssymmetrieachse und der neutralen Achse des Abschnitts festgelegt. Nachdem der Balken gebogen ist, wird die gerade Linie ab zum Bogen a'b'. Wenn der relative Winkel zwischen Kap. 1-1 und Abschn. 2-2 ist dθ und der Krümmungsradius der neutralen Schicht ist ρ, dann kann die Normalspannung der Geraden ab erhalten werden.

Basierend auf dem Hookeschen Gesetz können wir die Normalspannung im Abstand y von der neutralen Achse des Querschnitts ermitteln

Unter der Annahme, dass der Krümmungsradius an dem Abschnitt des Strangs bekannt ist, an dem der Strang einer Biegebelastung ausgesetzt ist, kann die entsprechende Normalspannung entsprechend der obigen Gleichung berechnet werden. Abbildung 3 beschreibt das räumliche Modell eines Leiterstrangs im Biegezustand. Dabei ist r der Radius der Verseilschicht, in der sich der Strang befindet, D der Krümmungsdurchmesser des Strangs und φ der Winkel zwischen der Linie zwischen den Abschnittsmitten des Strangs und der Schnittmitte des Strangs sowie der Krümmungsradius des Strangs, und θ ist der Winkel zwischen dem Krümmungsradius und der y-Achse in der Startebene des Strangs. Dann können wir die Parametergleichung der Spule wie folgt erhalten:

Mit dem Inkrement dθ des eingeschlossenen Winkels θ des Strangabschnitts erhöht sich die Achse des Strangs um dl, und das Inkrement der Achse des Strangs beträgt dL, wie in Abb. 4 dargestellt.

Diagramm der reinen geometrischen Biegeverformung eines Mikroelementträgers.

Diagramm der Leiterbiegung.

Achseninkrementdiagramm des Strangs.

Dann können wir einige verwandte Formeln wie folgt erhalten:

Aus diesen Gleichungen lässt sich Folgendes ermitteln:

Dann, gemäß Gl. (7)–(9) kann die folgende Gleichung angegeben werden:

Also Gl. (11) kann durch Integration von Gl. erhalten werden. (10)

Kombinieren von Gleichungen. (6) und (11) können wir die erste und zweite Ableitung der krummlinigen Parametergleichung erhalten, die als analytische Gleichung für die krummlinige Bewegung eines Punktes im Raum betrachtet werden kann. Dann sind die erste und die zweite Ableitung der krummlinigen Parametergleichung Geschwindigkeit bzw. Beschleunigung. Gleichzeitig gilt Gl. (14) kann aus den Gleichungen gegeben werden. (12) und (13) gleichzeitig.

Da der Krümmungsausdruck zu kompliziert ist, empfiehlt es sich, den entsprechenden Wert mithilfe einer numerischen Methode zu ermitteln. Die Krümmung an einem bestimmten Punkt eines beliebigen Strangs in einem Strang mit einem festen Krümmungsradius kann aus Gleichung (1) ermittelt werden. (14) und die Spannung an jeder Stelle dieses Abschnitts des Strangs kann gemäß Gl. (5).

Aufgrund der besonderen Struktur von ACSR ist die interne Belastung des Leiters sehr kompliziert, wenn er auf eine externe Last unterdrückt wird. Daher müssen wir bei der Erstellung des Leitermodells die notwendigen Annahmen treffen, um ein relativ vereinfachtes Leitermodell zu erhalten. In diesem Artikel werden die folgenden Annahmen für das Leitermodell vorgeschlagen29,30,31.

Symmetriehypothese

Die Struktur von ACSR bestimmt die Symmetrie zwischen den Strängen und die Ähnlichkeit zwischen benachbarten Schichten. Daher kann es verwendet werden, um einen einzelnen Strang zu untersuchen, um ihn auf die gleiche Strangschicht auszudehnen, und dann um die benachbarte Strangschicht zu untersuchen, um ihn auf alle Strangschichten auszudehnen.

Endhypothese

Bei der Untersuchung eines Leiterabschnitts kann davon ausgegangen werden, dass ein Ende des Leiters fest ist und das andere Ende nur axiale Freiheitsgrade aufweist. Diese Annahme wird meist entsprechend der tatsächlichen Situation angewendet.

Dirigentenkontakthypothese

Gemäß der geometrischen Struktur von ACSR kann davon ausgegangen werden, dass der Kontakttyp zwischen dem zentralen Strang und dem benachbarten Strang ein Linienkontakt ist, der Kontakttyp zwischen denselben Strängen ein Linienkontakt und der Kontakttyp zwischen den benachbarten Strängen ein Punktkontakt ist .

Helixwinkel-Hypothese

Unter Lasteinwirkung weist das ACSR eine relativ geringe Torsion auf, aber die Änderung des Torsionswinkels ist sehr gering, sodass die kleine Änderung des Spiralwinkels vernachlässigt werden kann.

Querschnittsannahme

Beim Spannungsaufbau dehnt oder verbiegt sich der Leiter aufgrund der komplexen äußeren Belastung, aber die radiale Abmessung des Leiters ändert sich relativ wenig, sodass davon ausgegangen werden kann, dass sich die Querschnittsabmessung des ACSR nicht ändert.

Basierend auf den theoretischen Grundlagen dieses Kapitels kann der Einfluss von Hüllwinkel, Zugbelastung und Reibung auf die Spannungseigenschaften von Aluminiumlitzen diskutiert werden. Um eine tiefergehende Forschung durchzuführen, ist es daher notwendig, ein einigermaßen vereinfachtes Leitermodell zu erstellen und die folgenden Aspekte zu berücksichtigen:

Vereinfachte Behandlung des inneren Stahlkerns

Die meisten Schäden am Leiter sind auf Schäden an der Aluminiumlitze zurückzuführen, daher sollten die Spannungseigenschaften der Aluminiumlitze bei der Untersuchung der Spannungseigenschaften des Leiters berücksichtigt werden. Basierend auf dieser Vereinfachung kann der innere Stahlkern des Leiters als starrer Zylinder vereinfacht werden, und dann können die Spannungseigenschaften zwischen den Litzen jeder Schicht aus Aluminiumlitzen des Leiters untersucht werden.

Betrachtung des Baumodells Schritt für Schritt

Wenn das gesamte Leitermodell zur Untersuchung der Spannungseigenschaften des Leiters verwendet wird, ist es nicht klar, die Spannungseigenschaften jeder Schicht des Aluminiumstrangs zu analysieren. Daher kann in Betracht gezogen werden, das Leitermodell in zwei Schritten zu erstellen, d. h. die gleiche Schicht des Strangmodells und die angrenzende Schicht des Strangmodells für Forschungszwecke zu erstellen. Anschließend können die Spannungseigenschaften des Aluminiumlitzenteils des gesamten Leiters durch Induktion und Rekursion ermittelt werden.

Vereinfachte Behandlung des gleichen Schichtstrangmodells

Der Leiter hat eine symmetrische Struktur. Beim Aufbau desselben Strangmodells mit derselben Schicht kann der innere Stahlkern als starrer Zylinder vereinfacht werden, und für Forschungszwecke können drei benachbarte Strangmodelle mit einer einzigen Schicht erstellt werden. Dieses Modell kann den Spannungszustand derselben Lage im Biegezustand direkt anzeigen.

Vereinfachte Behandlung des Modells benachbarter Schichtstränge

Unter Berücksichtigung des Kontakts, der Reibung, der Extrusion und anderer Faktoren zwischen den Schichten der Aluminiumstränge kann der innere Stahlkern als starrer Zylinder vereinfacht werden und die inneren Aluminiumstränge dann außerhalb des Stahlkerns aufgebaut werden. Gleichzeitig kann das einschichtige Modell mit drei benachbarten Aluminiumsträngen für Forschungszwecke auf der äußersten Schicht aufgebaut werden. Dieses Modell kann die im Biegezustand aufgrund der Extrusion des Innenleiters auftretenden Verteilungseigenschaften des durch Kontakt verursachten Spannungszustands besser widerspiegeln.

Forschungsprozess der Spannungseigenschaften von Aluminiumsträngen

Nachdem das Leitermodell erstellt wurde, werden die Spannungseigenschaften des Aluminiumstrangs durch numerische Simulationsanalyse untersucht. Schließlich kann auf Basis der Testplattform der Forschungsgruppe der mechanische Test und die Spannungssimulationsanalyse des die Riemenscheibe passierenden Leiters durchgeführt werden.

Um die Spannungseigenschaften von Aluminiumsträngen unter unterschiedlichen Hüllwinkeln, unterschiedlicher Spannungsbelastung und unterschiedlichen Reibungsbedingungen zu untersuchen, wenn ACSR durch die Riemenscheibe läuft. Mit dem JL/G2A-400–45/7 ACSR als Forschungsobjekt und der Verwendung des Helix-Befehls in SolidWorks können wir das Modell derselben Strangschicht und das Modell der angrenzenden Strangschicht für relevante Forschung und Analyse erstellen. Die Länge des Leiters wird mit 200 mm angenommen und das Leitermodell ist in Abb. 5 dargestellt.

Schrittweises vereinfachtes Diagramm des Leitermodells (a) Das gleiche Schichtstrangmodell; (b) Modell benachbarter Schichtstränge.

Nach der Konstruktion des Leitermodells wird ein geeignetes Riemenscheibenmodell erstellt. Die Riemenscheibe verfügt über eine einzelne R-Nut und der Rillenbodendurchmesser beträgt DC = 560 mm. Anschließend wird es zur Simulationsanalyse in ABAQUS importiert (wie in Abb. 6 dargestellt). Es ist ersichtlich, dass es viele Wechselwirkungen zwischen den Komponenten des Modells gibt. Daher kann beim Festlegen der Korrelation die dynamische Methode verwendet werden, um die Wechselwirkung zwischen den Komponenten automatisch zu generieren. Das Tangentenverhalten des Kontaktattributs ist als Straffunktion festgelegt und das normale Verhalten ist standardmäßig ausgewählt. Wenn das Modell gelöst ist, wird das c3d8r-Netz verwendet, um alle Freiheitsgrade eines Endes des Leiters einzuschränken, und das andere Ende behält nur die Freiheitsgrade in axialer Richtung bei, und dann wird eine Verschiebungslast auf den Leiter ausgeübt die Art und Weise der Riemenscheibenextrusion.

Finite-Elemente-Modell des Leiters, der durch die Riemenscheibe läuft (a) Das Modell des Strangs derselben Schicht, der durch die Riemenscheibe läuft; (b) Das Modell benachbarter Schichtstränge, die durch die Riemenscheibe laufen.

Um die Spannungseigenschaften von Aluminiumsträngen unter unterschiedlichen Hüllwinkeln, unterschiedlicher Spannungsbelastung und unterschiedlichen Reibungsbedingungen zu untersuchen, wenn ACSR durch die Riemenscheibe läuft. Unter Verwendung von JL/G2A-400–45/7 ACSR als Forschungsobjekt werden das gleiche Layer-Strang-Modell und das angrenzende Layer-Strang-Modell für relevante Forschung und Analyse erstellt.

Der JL/G2A-400–45/7 ACSR besteht aus 7 Stahlsträngen und 45 Aluminiumsträngen, die in 5 Lagen verdrillt sind, mit einem Außendurchmesser von 26,88 mm. Die relevanten Parameter jeder Leiterschicht sind in Tabelle 1 aufgeführt.

Wenn der Leiter durch die Rolle läuft, wird er gebogen und verformt, und die entsprechende Biegespannung wird in der Aluminiumlitze erzeugt. Um den Prozess des Leiterdurchlaufs durch die Riemenscheibe zu vereinfachen und die numerische Simulationsanalyse zu erleichtern, kann zunächst das Leitermodell erstellt und anschließend die Spannungseigenschaften des Aluminiumstrangs im Biegezustand untersucht werden, indem die Riemenscheibe schrittweise zum Extrudieren bewegt wird der Schaffner. Die vereinfachte Analyse des spezifischen Traversenscheibenmodells ist in Abb. 7 dargestellt.

Analyse des Prozesses, bei dem der Leiter die Rolle passiert.

In Abb. 7 ist die spezifische Berechnungsmethode für jeden Parameter wie folgt (Einheit: mm):

wobei a die Hälfte der Projektion des Kontaktabschnitts der Riemenscheibe und des Leiters in horizontaler Richtung beschreibt; b drückt die horizontale Projektion von der Tangentialposition der Riemenscheibe und des Leiters zu einem Ende des Leiters aus; c bezeichnet den horizontalen Abstand von der Mitte der Riemenscheibe zu einem Ende des Leiters; d ist der Abstand von der Tangentialposition der Riemenscheibe und des Leiters zu einem Ende des Leiters; e ist die Hälfte der Bogenlänge, die dem Hüllwinkel entspricht; Die Bewegungsstrecke der Riemenscheibe wird durch f definiert; θ ist der halbe Hüllwinkel; DC ist der Rillenboden des Riemenscheibendurchmessers.

Da die Beanspruchung der Aluminiumlitze hauptsächlich durch den Hüllwinkel zwischen Leiter und Riemenscheibe, die Zugbelastung und die Reibung zwischen den Litzen beim Durchgang des Leiters durch die Riemenscheibe beeinflusst wird, haben diese drei Aspekte einen Einfluss auf die Beanspruchung des Aluminiums In der Simulationsanalyse sollte der Spannungszustand des Strangs derselben Schicht untersucht werden.

Aufgrund des Einflusses lokaler Spannungen, die durch feste Endflächenbeschränkungen verursacht werden, werden zur Untersuchung der Spannungseigenschaften von Aluminiumsträngen drei Abschnitte desselben Schichtstrangmodells für die Spannungsanalyse ausgewählt: die Position der maximalen Spannung, die Position des 0,5-fachen Teilkreisdurchmesser und die Position des 1-fachen Teilkreisdurchmessers. Der Reibungskoeffizient beträgt 0,1. Die Zugbelastung beträgt 20 % der Nennzugfestigkeit, der Hüllwinkel von Leiter und Rolle beträgt 15° und das Wolkendiagramm der äquivalenten Spannung (Von-Mises-Spannung) ist in Abb. 8 dargestellt.

Äquivalentes Spannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs bei 20 % RTS (a) Äquivalentes Spannungswolkendiagramm bei maximaler Spannung; (b) Äquivalentspannungswolkendiagramm beim 1-fachen Teilkreisdurchmesser; (c) Äquivalentspannungswolkendiagramm beim 0,5-fachen Teilkreisdurchmesser; (d) Gesamtäquivalentspannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs.

Der Hüllwinkel zwischen Leiter und Riemenscheibe wird zur Analyse und zum Vergleich geändert. Die Ergebnisse sind in Tabelle 2 aufgeführt.

Aus der vergleichenden Analyse der obigen Simulationsergebnisse ist ersichtlich, dass unter der Zugbelastung von 20 % RTS die Vergleichsspannung im Querschnitt des Aluminiumstrangs von der Randposition zur neutralen Schicht abnimmt und die maximale Vergleichsspannung erreicht befindet sich an der Kontaktstelle von Aluminiumlitze und Stahlkern. Daher besteht ein hohes Risiko einer Beschädigung der Aluminiumlitze. Je größer der Hüllwinkel zwischen Leiter und Riemenscheibe ist, desto größer ist die innere Spannung der Aluminiumlitze.

Unter der Bedingung eines bestimmten Hüllwinkels kann der Einfluss der Zugbelastung auf die Spannungseigenschaften von Aluminiumsträngen im Biegezustand untersucht werden. Auf die gleiche Weise werden drei Abschnitte des Leitermodells für die Spannungsanalyse ausgewählt: die Position der maximalen Spannung, die Position des 0,5-fachen Teilungsdurchmessers und die Position des 1-fachen Teilungsdurchmessers. Der Reibungskoeffizient beträgt 0,1. Die Zugbelastung beträgt 10 % der Nennzugfestigkeit, der Hüllwinkel von Leiter und Rolle beträgt 15° und das äquivalente Spannungswolkendiagramm ist in Abb. 9 dargestellt.

Äquivalentes Spannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs bei 10 % RTS (a) Äquivalentes Spannungswolkendiagramm bei maximaler Spannung; (b) Äquivalentspannungswolkendiagramm beim 1-fachen Teilkreisdurchmesser; (c) Äquivalentspannungswolkendiagramm beim 0,5-fachen Teilkreisdurchmesser; (d) Gesamtäquivalentspannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs.

Die Zugbelastung wird zur Analyse und zum Vergleich geändert. Die Ergebnisse sind in Tabelle 3 aufgeführt.

Gemäß dem Vergleich und der Analyse der obigen Simulationsergebnisse nimmt unter der Bedingung eines Hüllwinkels von 15° zwischen dem Leiter und der Riemenscheibe der Spannungswert im Querschnitt des Aluminiumstrangs von der Kantenposition zur neutralen Schicht hin ab, und zwar umso größer Je größer die Zugbelastung auf die Aluminiumlitze, desto größer ist die Eigenspannung auf die Aluminiumlitze, allerdings ist der Einfluss der Zugbelastung auf die Aluminiumlitze im Vergleich zum Hüllwinkel relativ gering.

Wenn der Hüllwinkel und die Zugbelastung des Leiters und der Rolle festgelegt sind, kann der Einfluss der Reibung auf die Spannungseigenschaften des Aluminiumstrangs im Biegezustand untersucht werden. Für die Spannungsanalyse werden drei Abschnitte des Leitermodells ausgewählt: die Position der maximalen Spannung, die Position des 0,5-fachen Teilkreisdurchmessers und die Position des 1-fachen Teilkreisdurchmessers. Zu diesem Zeitpunkt gibt es in Anbetracht der Situation keine Reibung. Die Zugbelastung beträgt 20 % der Nennzugfestigkeit, der Hüllwinkel von Leiter und Rolle beträgt 15° und das äquivalente Spannungswolkendiagramm ist in Abb. 10 dargestellt.

Äquivalentes Spannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs ohne Reibung (a) Äquivalentes Spannungswolkendiagramm bei maximaler Spannung; (b) Äquivalentspannungswolkendiagramm beim 1-fachen Teilkreisdurchmesser; (c) Äquivalentspannungswolkendiagramm beim 0,5-fachen Teilkreisdurchmesser; (d) Gesamtäquivalentspannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs.

In Abb. 8 ist das Äquivalentspannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs mit Reibung dargestellt. Beim anschließenden Vergleich des äquivalenten Spannungswolkendiagramms eines Aluminiumstrangs mit Reibung mit dem Fall ohne Reibung sind die Ergebnisse in Tabelle 4 aufgeführt.

Aus dem Vergleich und der Analyse der obigen Simulationsergebnisse lässt sich erkennen, dass der Spannungswert des Aluminiumstrangs im Vergleich zum Fall kleiner ist, wenn der Leiter einer Zugbelastung von 20 % RTS ausgesetzt ist und die Reibung berücksichtigt wird ohne Rücksicht auf die Reibung. Gleichzeitig zeigt sich, dass die Reibung zwischen den Aluminiumsträngen die Vergleichsspannung im Querschnitt bis zu einem gewissen Grad abschwächen kann.

Um die Spannungseigenschaften von Aluminiumsträngen zu untersuchen, werden unter dem Einfluss lokaler Spannungen, die durch die feste Endflächenbeschränkung verursacht werden, drei Abschnitte des Modells der angrenzenden Schichtstränge für die Spannungsanalyse ausgewählt: die Position der maximalen Spannung, der Mittelpunkt und der 0,5 mal Teilkreisdurchmesser. Der Reibungskoeffizient beträgt 0,1. Die Zugbelastung beträgt 20 % der Nennzugfestigkeit, der Hüllwinkel von Leiter und Rolle beträgt 15° und das äquivalente Spannungswolkendiagramm ist in Abb. 11 dargestellt.

Äquivalentes Spannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs bei 20 % RTS (a) Äquivalentes Spannungswolkendiagramm bei maximaler Spannung; (b) Äquivalentspannungswolkendiagramm im mittleren Punktabschnitt; (c) Äquivalentspannungswolkendiagramm beim 0,5-fachen Teilkreisdurchmesser; (d) Gesamtäquivalentspannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs.

Der Hüllwinkel zwischen Leiter und Riemenscheibe wird zur Analyse und zum Vergleich geändert. Die Ergebnisse sind in Tabelle 5 aufgeführt.

Aus der vergleichenden Analyse der obigen Simulationsergebnisse lässt sich erkennen, dass unter einer Zugbelastung von 20 % RTS der Spannungswert im Querschnitt des Aluminiumstrangs von der Randposition zur neutralen Schicht abnimmt und die maximale äquivalente Spannung erreicht erscheint in der benachbarten Aluminiumlitze an der Kontaktposition und wenn man die Spannung derselben Litzenschicht vergleicht, kann man sehen, dass die äquivalente Spannung der Aluminiumlitzen von der äußeren Schicht zur inneren Schicht zunimmt, d. h. der äquivalente Spannungswert der äußeren Schicht aus Aluminiumlitzen ist kleiner und der äquivalente Spannungswert der inneren Schicht ist größer. Daher ist die Wahrscheinlichkeit einer Beschädigung der Aluminiumstränge an der Kontaktstelle der benachbarten Aluminiumstränge größer und die inneren Aluminiumstränge werden leichter beschädigt als die äußeren Aluminiumstränge. Darüber hinaus ist aus Tabelle 5 ersichtlich, dass die Vergleichsspannung der Aluminiumlitze umso größer ist, je größer der Hüllwinkel zwischen Leiter und Rolle ist.

Unter der Bedingung eines bestimmten Hüllwinkels kann der Einfluss der Zugbelastung auf die Spannungseigenschaften von Aluminiumlitzen im Biegezustand untersucht werden. Auf die gleiche Weise werden drei Abschnitte des Modells der benachbarten Schichtstränge für die Spannungsanalyse ausgewählt: die Position der maximalen Spannung, der Mittelpunkt und der 0,5-fache Teilungsdurchmesser. Der Reibungskoeffizient beträgt 0,1. Die Zugbelastung beträgt 10 % der Nennzugfestigkeit, der Hüllwinkel des Leiters und der Rolle beträgt 15° und das äquivalente Spannungswolkendiagramm ist in Abb. 12 dargestellt.

Äquivalentes Spannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs bei 10 % RTS (a) Äquivalentes Spannungswolkendiagramm bei maximaler Spannung; (b) Äquivalentspannungswolkendiagramm im mittleren Punktabschnitt; (c) Äquivalentspannungswolkendiagramm beim 0,5-fachen Teilkreisdurchmesser; (d) Gesamtäquivalentspannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs.

Zur Analyse und zum Vergleich wird die Zugbelastung geändert. Die Ergebnisse sind in Tabelle 6 aufgeführt.

Aus dem Vergleich und der Analyse der obigen Simulationsergebnisse lässt sich erkennen, dass bei einem Hüllwinkel von 15° zwischen Leiter und Riemenscheibe die äquivalente Spannung im Querschnitt des Aluminiumstrangs von der Randposition zur neutralen Schicht abnimmt. und die maximale äquivalente Spannung tritt in der benachbarten Aluminiumlitze an der Kontaktposition auf, und wenn man die Spannung derselben Litzenschicht vergleicht, kann man erkennen, dass die äquivalente Spannung der Aluminiumlitzen tendenziell von der äußeren Schicht zur inneren Schicht zunimmt . Darüber hinaus ist die äquivalente Spannung des Aluminiumstrangs umso größer, je größer die Zugbelastung auf den Aluminiumstrang ist, allerdings ist die Wirkung der Zugbelastung auf den Aluminiumstrang im Vergleich zum Hüllwinkel relativ gering.

Unter der Voraussetzung, dass der Hüllwinkel des Leiters und der Rolle sowie die Zuglast konstant sind, kann der Einfluss der Reibung auf die Spannungseigenschaften des Aluminiumstrangs im Biegezustand untersucht werden. Für die Spannungsanalyse werden drei Abschnitte des Modells der benachbarten Schichtstränge ausgewählt: die Position der maximalen Spannung, die Position des 0,5-fachen Teilkreisdurchmessers und die Position des 1-fachen Teilkreisdurchmessers. In dieser Zeit beträgt unter Berücksichtigung der Situation ohne Reibung die Zugbelastung 20 % der Nennzugfestigkeit, der Hüllwinkel von Leiter und Riemenscheibe beträgt 15° und das äquivalente Spannungswolkendiagramm ist in Abb. 13 dargestellt.

Äquivalentes Spannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs ohne Reibung (a) Äquivalentes Spannungswolkendiagramm bei maximaler Spannung; (b) Äquivalentspannungswolkendiagramm im mittleren Punktabschnitt; (c) Äquivalentspannungswolkendiagramm beim 0,5-fachen Teilkreisdurchmesser; (d) Gesamtäquivalentspannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs.

In Abb. 11 ist das Äquivalentspannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs mit Reibung dargestellt. Beim anschließenden Vergleich des äquivalenten Spannungswolkendiagramms eines Aluminiumstrangs mit Reibung mit dem Fall ohne Reibung sind die Ergebnisse in Tabelle 7 aufgeführt.

Aus der vergleichenden Analyse der obigen Simulationsergebnisse lässt sich erkennen, dass unter der Bedingung, dass der Leiter einer Zugbelastung von 20 % ausgesetzt ist und die Reibung berücksichtigt wird, der Spannungswert des Aluminiumstrangs im Vergleich zu dem geringer ist Fall ohne Berücksichtigung der Reibung. Gleichzeitig zeigt sich, dass die Reibung zwischen den Aluminiumsträngen einen gewissen Einfluss auf die Reduzierung der Vergleichsspannung im Querschnitt hat. Darüber hinaus nimmt die äquivalente Spannung im Querschnitt des Aluminiumstrangs von der Randposition zur neutralen Schicht ab und die maximale äquivalente Spannung trat an der Kontaktposition benachbarter Aluminiumstränge auf. Vergleicht man den Spannungswert derselben Litzenschicht, so erkennt man, dass der äquivalente Spannungswert von Aluminiumlitzen von der Außenschicht zur Innenschicht tendenziell zunimmt.

Um den Spannungszustand zwischen den Litzen des Leiters, der die Riemenscheibe passiert, weiter zu untersuchen, wird das ACSR JL/G1A-630–45/7 als Forschungsobjekt verwendet. Zunächst wird auf Basis der Testplattform der Forschungsgruppe der Test der Leiterdurchlaufrolle durchgeführt und der Spannungswert des Aluminiumstrangs unter verschiedenen Arbeitsbedingungen gemessen, um die Spannungseigenschaften des Aluminiumstrangs zu untersuchen dabei. Anschließend kann gemäß dem in diesem Artikel vorgeschlagenen Leitermodell eine numerische Simulationsanalyse des durch die Riemenscheibe laufenden Leiters durchgeführt werden, um die Spannungssituation des Aluminiumstrangs in der entsprechenden Position in diesem Zustand zu ermitteln. Abschließend werden Simulation und Test verglichen, wodurch derselbe Schichtstrang vorläufig überprüft werden kann, sowie eine vorläufige Untersuchung der Spannungseigenschaften zwischen den Strängen des Leiters im Biegezustand.

Die Testplattform hat eine Länge von 4,3 m, eine Höhe von 2,3 m und eine Fläche von etwa 9 m2. Das schematische Diagramm der Testplattform ist in Abb. 14 dargestellt und besteht grob aus vier Teilen: Befestigungssystem, Riemenscheibensystem, Zuglastsystem und Signalerfassungssystem. Das Befestigungssystem besteht aus einem festen Block, einem beweglichen Ständer und einer starren Klemme, während das Flaschenzugsystem aus einer Rolle und einer Zugvorrichtung besteht. Dann ist die Konstantspannungsvorrichtung der Hauptbestandteil des Spannungslastsystems, und das Signalerfassungssystem besteht aus einem Spannungssensor und einem Faser-Bragg-Gitter-Sensor.

Diagramm der mechanischen Testplattform.

Wenn der Leiter ständig einer Zugbelastung ausgesetzt ist, führt seine innere Molekularstruktur zu einer dauerhaften und irreversiblen Kriechverlängerung. Nachdem die Zugbelastung auf das Metall ausgeübt wurde, ist die Kriechverlängerungsrate zu Beginn relativ schnell und verlangsamt sich dann allmählich, bis sie mit der Zeit zum Stillstand kommt. Bei ACSR erreicht die Verformung nach 48 Stunden Zugbelastung einen stabilen Zustand. Bei diesem Test wird der Leiter durch das Gerät mit konstanter Spannung mit 20 % RTS belastet, und dann wurde der Test gestartet, nachdem der Leiter zwei Tage lang beiseite gelegt wurde. Das Testschema ist wie folgt:

Zunächst sollte ACSR auf der Testplattform befestigt werden, und dann wird die Testplattform angepasst, um sicherzustellen, dass der Leiter horizontal ist. Dann wird das Drahtseil verwendet, um die Rolle mit der Ringschraube zu verbinden. Schließlich werden sie mit U-Bolzen fest arretiert, um zu verhindern, dass die Riemenscheibe während der Prüfung herunterfällt.

Der Faser-Bragg-Gitter-Sensor ist auf die Oberfläche des Aluminiumstrangs geklebt, der sich direkt über der Riemenscheibenrille befindet. Anschließend wird das Signal an den Demodulator zurückgesendet, sodass die Wellenlänge per Computersoftware bestimmt werden kann.

Die Zugbelastung wird durch die Konstantspannungseinrichtung auf den Leiter ausgeübt. Darüber hinaus sollte die Aufzugskurbel betätigt werden, damit die Zugvorrichtung die Riemenscheibe vertikal nach oben zieht. Dann sollte es aufhören, die Aufzugskurbel zu betätigen, wenn sich die Wellenlänge ändert. Außerdem muss die Wellenlänge als Anfangswellenlänge notiert werden. Schließlich konnte das Gerät mit konstanter Spannung betrieben werden, um den Test zu bestehen.

Durch die Methode, den Hüllwinkel durch eine Verschiebung zu ersetzen, kann die mit verschiedenen Hüllwinkeln verbundene Verschiebung berechnet werden. Drehen Sie dann langsam die Wickelkurbel, um die vertikale Verschiebung auf den Leiter auszuüben. Es sollte angehalten werden, bis der Hüllkurvenwinkel den Testanforderungen entspricht, und dann muss die Wellenlänge verringert werden.

Wiederholen Sie den Testvorgang und notieren Sie die Wellenlänge der verschiedenen Hüllwinkel. Ändern Sie außerdem die Spannungsbelastung und wiederholen Sie den Test dreimal. Danach ist der endgültige Testwert ein Durchschnitt der drei Datensätze.

Basierend auf dem Prinzip des Faser-Bragg-Gitter-Sensors könnte die Wellenlängendifferenz berechnet und anschließend die Mikrofärbung des Aluminiumstrangs durch Formeltransformation erfasst werden. Damit wird der Spannungswert basierend auf dem Elastizitätsmodul von Aluminium ermittelt.

In diesem Test werden die JL/G1A-630–45/7 ACSR und eine einzelne R-Nut-Riemenscheibe mit einem Rillenbodendurchmesser von 550 mm verwendet. Bei beiden handelt es sich um den echten Leiter und die echte Riemenscheibe, die bei der eigentlichen Spannungsfestlegung verwendet werden, sodass der Test eine hohe Authentizität und Zuverlässigkeit aufweist und die Testergebnisse eine starke Überzeugungskraft haben und die Genauigkeit desselben Schichtmodells vorläufig überprüfen und bestimmte Untersuchungen durchführen können auf die Beanspruchungseigenschaften der Aluminiumlitze, wenn der Leiter an der Rolle vorbeiläuft. Die mechanische Testplattform des durch die Rolle laufenden Leiters ist in Abb. 15 dargestellt.

Mechanische Testplattform des Leiters, der durch die Riemenscheibe läuft.

Beim Passieren der Riemenscheibe wird der Leiter durch die Radnut gequetscht, was zu einer Biegeverformung führt. Tatsächlich ist die Eigenspannung des Aluminiumstrangs in der oberen Hälfte der Radrille anders als in der unteren Hälfte. Es ist jedoch zu erkennen, dass die Krümmung des Aluminiumstrangs in der unteren Hälfte der Nut größer ist, während die Krümmung des Aluminiumstrangs in der oberen Hälfte kleiner ist. Ebenso ist nach dem Prinzip der Kraftübertragung der Extrusionsdruck der beiden Teile des Aluminiumstrangs grundsätzlich gleich, so dass die unterschiedliche lokale Spannung, die die beiden Teile des Aluminiumstrangs bei gleichem Extrusionsdruck erzeugen, im Allgemeinen durch die unterschiedliche Krümmung verursacht wird der beiden Teile des Aluminiumstrangs und der unterschiedlichen Formvariablen.

Basierend auf der obigen Analyse muss im Test nur die Spannung des Aluminiumstrangs in der oberen Hälfte der Radrille getestet werden, während der Spannungszustand des Aluminiumstrangs in der unteren Hälfte dem Spannungszustand von äquivalent sein kann die obere Hälfte mit großer Krümmung. Darüber hinaus können wir gemäß der Symmetriehypothese der Leiterstruktur und dem gleichen Schichtstrangmodell beim Testen des oberen Teils des Aluminiumstrangs direkt darüber einen Aluminiumstrang zum Testen und Untersuchen finden, der die Anforderungen dieses Tests erfüllen kann und den Zweck des Tests erfüllen. Bei der Datenerfassung wird das Faser-Bragg-Gitter-Erfassungssystem verwendet. Durch Ermitteln der Wellenlängendifferenz der entsprechenden Testbedingung wird die entsprechende Mikrodehnung umgewandelt und dann der innere Spannungswert des Aluminiumstrangs unter dieser Bedingung erhalten. Gleichzeitig führen die festen Beschränkungen an beiden Enden der Messleitung bei der Anordnung der Messpunkte des Faser-Bragg-Gitters zu einer lokalen Belastung des Aluminiumstrangs. Daher sollte der Messpunkt in der Mitte des Aluminiumstrangs liegen. Auf diese Weise ist es möglich, den Testfehler zu vermeiden, der durch die feste Beschränkung an beiden Enden des Leiters verursacht wird, sodass die Testdaten zuverlässiger sind. Die Strukturparameter des in diesem Test verwendeten Aluminiumstrangs mit Stahlkern JL/G1A-630–45/7 sind in Tabelle 8 aufgeführt.

Bei diesem Test wird deutlich, dass die Hauptfaktoren, die den inneren Spannungszustand der Aluminiumlitze beeinflussen, der Hüllwinkel von Leiter und Rolle sowie die Zugbelastung des Leiters während der spannungsabbauenden Konstruktion sind. Daher kann entsprechend den Anforderungen und Zwecken des Tests der Einfluss unterschiedlicher Hüllwinkel und unterschiedlicher Zugbelastung auf die Spannung von Aluminiumlitzen unter der Bedingung derselben Leiterspannweite untersucht werden (die hier getestete Leiterspannweite beträgt L = 1800 mm). ).

Obwohl dieser Test aufgrund der begrenzten Testbedingungen und unvermeidbarer Testfehler nicht mit dem Hüllwinkel des Leiters beim Passieren der Riemenscheibe übereinstimmen kann, konnte dieser Test die Forschung und Analyse verwandter Probleme relativ befriedigen. Wenn Sie daher den Einfluss des Hüllwinkels des Leiters und der Rolle auf den Spannungszustand der Aluminiumlitze untersuchen, können Sie eine Testbedingung wählen, bei der der Hüllwinkel des Leiters und der Rolle a = 3°, a = 6 beträgt °, a = 9°, a = 12° und a = 15°. Entsprechend können bei der Untersuchung des Einflusses des Leiters auf den Spannungszustand von Aluminiumlitzen bei unterschiedlichen Zugbelastungen die Prüfbedingungen für die Zugbelastung T = 0kN und T = 10kN gewählt werden.

Bei der Bestimmung des Hüllwinkels von Leiter und Riemenscheibe wird die oben diskutierte Verschiebungsmethode zur Steuerung des Hüllwinkels eingesetzt. Der Hüllwinkel wird in die Verschiebungslast in vertikaler Richtung umgerechnet. Der unterschiedliche Hüllwinkel von Leiter und Riemenscheibe kann dadurch erreicht werden, dass über die Riemenscheibe unterschiedliche Verschiebungskräfte auf den Leiter ausgeübt werden. Die spezifischen Arbeitsbedingungen im Test sind wie folgt.

Prüfbedingung 1: Zugbelastung des Leiters beträgt T = 0 kN.

Wenn die Zugbelastung von ACSR im Test T = 0 kN beträgt, sind die im Test gemessene Wellenlänge der optischen Faser unter verschiedenen Hüllwinkeln und der umgerechnete Spannungswert von ACSR in Tabelle 9 aufgeführt.

Prüfbedingung 2: Zugbelastung des Leiters beträgt T = 10 kN.

Wenn die Zugbelastung von ACSR im Test T = 10 kN beträgt, sind die im Test gemessene Wellenlänge der optischen Faser unter verschiedenen Hüllwinkeln und der umgerechnete Spannungswert von ACSR in Tabelle 10 aufgeführt.

Durch die Prüfung des Spannungswerts in der Mitte des Aluminiumstrangs unter verschiedenen Arbeitsbedingungen werden die Tabellen 9 und 10 erhalten. Um den Einfluss des Hüllwinkels und der Zugbelastung des Leiters auf die innere Spannung der Aluminiumlitze deutlicher zu erkennen, kann das Kurvendiagramm der Spannung des Abschnitts in der Mitte der Aluminiumlitze mit der Änderung des Hüllwinkels verwendet werden durchgeführt werden, wenn sich der Leiter unter Prüfbedingung 1 und Prüfbedingung 2 befindet, wie in Abb. 16 dargestellt.

Kurvendiagramm der Spannung des Abschnitts in der Mitte des Aluminiumstrangs mit der Änderung des Hüllwinkels unter Testbedingungen.

Wenn in Abb. 16 die Zuglast im Test T = 0 kN beträgt, steigt mit zunehmendem Hüllwinkel zwischen Leiter und Riemenscheibe auch die äquivalente Spannung in der Mitte des Aluminiumstrangs positiv an, und es gilt die gleiche Regel wenn die Zuglast T = 10kN beträgt. Darüber hinaus ist aus der Abbildung ersichtlich, dass das unter Testbedingung 1 erhaltene Datenliniendiagramm im Allgemeinen unter dem unter Testbedingung 2 erhaltenen Datenliniendiagramm liegt, was zeigt, dass bei demselben Hüllwinkel die Spannung des Abschnitts in der Mitte liegt der Aluminiumlitzenlinie nimmt mit zunehmender Zugbelastung zu, aber gemäß der numerischen Vergleichsanalyse ist bekannt, dass der Hüllwinkel des Leiters und der Riemenscheibe sowie die Zugbelastung des Leiters die beiden Hauptfaktoren sind, die das Innere beeinflussen Beanspruchung des Aluminiumstrangs. Und dann ist der Einfluss des Hüllwinkels auf den Spannungswert von Aluminiumlitzen deutlicher als die Zugbelastung.

Gemäß dem in diesem Dokument vorgeschlagenen Leitermodell, kombiniert mit dem in diesem Test verwendeten Riemenscheibentyp und den relevanten Strukturparametern von JL/G1A-630–45/7 ACSR, stimmt das Modell des durch die Riemenscheibe verlaufenden Leiters mit dem Test überein gegründet. Für dieses Modell wird zum Vergleich mit der Testsituation und zur Einsparung von Berechnungszeit die Länge des Leiters mit L = 180 mm angenommen. Nachdem das Modell erstellt wurde, wird es zur numerischen Simulationsanalyse in ABAQUS importiert (wie in Abb. 17 dargestellt). Die Interaktion zwischen den Modellteilen wird weiterhin automatisch durch die allgemeine Dynamikmethode erzeugt. Bei der Lösung werden alle Freiheitsgrade an einer Endfläche des Leiters eingeschränkt, während die andere Endfläche nur die Freiheitsgrade in axialer Richtung behält. Anschließend wird die Zuglast entsprechend den Testanforderungen aufgebracht und schließlich wird die Verschiebungslast auf den Leiter ausgeübt, indem die Riemenscheibe den Leiter drückt.

Finite-Elemente-Modell des Leiters, der im Test durch die Riemenscheibe läuft.

Basierend auf dem Modell werden zwei Arbeitsbedingungen des Leiters, der im Test durch die Riemenscheibe läuft, simuliert, und dann kann das äquivalente Spannungswolkendiagramm des Leiters, der durch die Riemenscheibe läuft, durch die Nachbearbeitung der Simulationssoftware erhalten werden. Bei der Analyse der Vergleichstestergebnisse und der Untersuchung des Spannungszustands des Aluminiumstrangs unter diesem Biegezustand sollte der Aluminiumstrang an der entsprechenden Position im Test für Forschungszwecke ausgewählt werden. Und im Prozess der Simulationsanalyse ist es notwendig, spezifische Analysen entsprechend den Testbedingungen durchzuführen.

Simulationsbedingung 1: Zugbelastung des Leiters beträgt T = 0 kN.

Aufgrund des Einflusses lokaler Spannungen, die durch die feste Beschränkung der Endfläche verursacht werden, beträgt bei der Untersuchung der Spannungseigenschaften von Aluminiumlitzen im Biegezustand des Leiters der Abschnitt in der Mitte der Aluminiumlitze, um mit dem Test übereinzustimmen Für die Spannungsanalyse wurde die Spannung ausgewählt und die Zuglast des Leiters wird mit T = 0 kN angenommen. Das äquivalente Spannungswolkendiagramm verschiedener Hüllwinkel zwischen dem Leiter und der Riemenscheibe ist in Abb. 18 dargestellt.

Äquivalentes Spannungswolkendiagramm der Mittelpunktsposition der Aluminiumlitze bei einer Zuglast von 0 kN (a) Äquivalentes Spannungswolkendiagramm der Aluminiumlitze bei einem Hüllwinkel von 3°; (b) Äquivalentspannungswolkendiagramm bei einem Hüllwinkel von 6°; (c) Äquivalentspannungswolkendiagramm bei einem Hüllwinkel von 9°; (d) Äquivalentspannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs bei einem Hüllwinkel von 12°; (e) Äquivalentspannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs bei einem Hüllwinkel von 15°.

Aus dem äquivalenten Spannungswolkendiagramm der numerischen Simulation ist ersichtlich, dass der Spannungsverteilungszustand der entsprechenden Mittelpunktposition des Aluminiumstrangs bei verschiedenen Hüllwinkeln unter der Bedingung der Simulationsbedingung 1 liegt. Daher zur besseren Analyse und Vergleichen Sie die äquivalente Spannung im Querschnitt. Um das Problem intuitiver zu erklären, können die Ergebnisse dieser Simulation in Tabelle 11 dargestellt werden.

Simulationsbedingung 2: Zugbelastung des Leiters beträgt T = 10 kN.

Aufgrund des Einflusses lokaler Spannungen, die durch die feste Beschränkung der Endfläche verursacht werden, beträgt bei der Untersuchung der Spannungseigenschaften von Aluminiumlitzen im Biegezustand des Leiters der Abschnitt in der Mitte der Aluminiumlitze, um mit dem Test übereinzustimmen Für die Spannungsanalyse wurde die Spannungsbelastung des Leiters mit T = 0 kN ausgewählt. Das äquivalente Spannungswolkendiagramm verschiedener Hüllwinkel zwischen dem Leiter und der Riemenscheibe ist in Abb. 19 dargestellt.

Äquivalentes Spannungswolkendiagramm der Mittelpunktsposition der Aluminiumlitze bei einer Zuglast von 10 kN (a) Äquivalentes Spannungswolkendiagramm der Aluminiumlitze bei einem Hüllwinkel von 3°; (b) Äquivalentspannungswolkendiagramm bei einem Hüllwinkel von 6°; (c) Äquivalentspannungswolkendiagramm bei einem Hüllwinkel von 9°; (d) Äquivalentspannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs bei einem Hüllwinkel von 12°; (e) Äquivalentspannungswolkendiagramm eines Aluminiumstrangs bei einem Hüllwinkel von 15°.

Aus dem äquivalenten Spannungswolkendiagramm der numerischen Simulation ist ersichtlich, dass der Spannungsverteilungszustand der entsprechenden Mittelpunktposition des Aluminiumstrangs unter der Bedingung der Simulationsbedingung 2 bei unterschiedlichen Hüllwinkeln liegt. Wie bei Simulationsbedingung 1 ist die Die Ergebnisse dieser Simulation sind in Tabelle 12 dargestellt.

Auf der Grundlage des vorherigen Tests wird die in diesem Artikel vorgeschlagene numerische Simulation des Leitermodells verwendet, um den Spannungszustand in der Mitte des Aluminiumstrangs unter verschiedenen Arbeitsbedingungen zu simulieren und die äquivalenten Spannungswolkendiagramme unter verschiedenen Hüllwinkeln zu erhalten Die Simulationsergebnisse sind in Tabelle 11 und Tabelle 12 aufgeführt. Um die Simulationsergebnisse klar zu analysieren, wird dieselbe Forschungsmethode wie bei den Testergebnissen verwendet, um das Kurvendiagramm der Spannung des Abschnitts in der Mitte des Aluminiums zu erstellen Litze mit der Änderung des Hüllwinkels, wenn sich der Leiter unter der Simulationsbedingung 1 und der Simulationsbedingung 2 befindet, wie in Abb. 20 dargestellt.

Kurvendiagramm der Spannung des Abschnitts in der Mitte des Aluminiumstrangs mit der Änderung des Hüllwinkels unter der Simulationsbedingung.

Aus dem Äquivalentspannungswolkendiagramm in der Mitte des Aluminiumstrangs ist ersichtlich, dass die Äquivalentspannung im Querschnitt des Aluminiumstrangs von außen zur Abschnittsmitte hin abnimmt, also die Spannung in der neutralen Schicht von a Ein einzelner Aluminiumstrang ist kleiner und die Spannung am Rand ist größer. Das mit den Testergebnissen übereinstimmende Gesetz ist in Abb. 20 dargestellt: Unter den beiden Simulationsbedingungen steigt mit zunehmendem Hüllwinkel zwischen Leiter und Riemenscheibe die äquivalente Spannung in der Mitte des Aluminiumstrangs positiv an; Durch den Vergleich der Daten aus Simulationsbedingung 1 und Simulationsbedingung 2 lässt sich auch erkennen, dass bei gleichem Hüllwinkel die Spannung des Abschnitts in der Mitte des Aluminiumstrangs mit zunehmender Belastung der Leiterachse zunimmt , und der Einfluss des Hüllwinkels auf den Spannungswert des Aluminiumstrangs ist deutlicher als der der Zugbelastung.

Um die Spannungseigenschaften von Aluminiumlitzen unter verschiedenen Arbeitsbedingungen weiter zu untersuchen, wenn der Leiter die Rolle passiert, und um vorläufig die Richtigkeit und Rationalität des Strangmodells mit derselben Schicht zu überprüfen. Nun sind die aus der Simulationsbedingung 1, der Testbedingung 1, der Simulationsbedingung 2 und der Testbedingung 2 erhaltenen Daten in Tabelle 13 und Tabelle 14 dargestellt, und das Kurvendiagramm des Abschnitts in der Mitte des Aluminiumstrangs mit dem Die Änderung des Hüllwinkels ist in Abb. 21 unter Testbedingung 1, Testbedingung 2, Simulationsbedingung 1 und Simulationsbedingung 2 dargestellt.

Vergleich von Belastungsdaten unter verschiedenen Arbeitsbedingungen.

In Tabelle 13 beträgt der Simulations- und Testfehler mit Ausnahme der Bedingung eines Hüllwinkels von 3° mehr als 10 %, während der Fehler anderer Bedingungen innerhalb von 10 % liegt. In Tabelle 14, die die Daten der Simulationsbedingung 2 und der Testbedingung 2 vergleicht, betragen alle Fehler etwa 5 %. Die Gründe für diesen Fehler können in der Genauigkeit des Instruments selbst sowie in einigen Fehlern bei der Messung, Fehlern im Datenerfassungsprozess und der Genauigkeit der numerischen Simulationsanalyse liegen. Es kann jedoch davon ausgegangen werden, dass solche Fehler im akzeptablen Bereich liegen. Insgesamt stimmt der durch die numerische Simulation erhaltene Spannungswert des Abschnitts in der Mitte des Aluminiumstrangs gut mit dem durch den Test erhaltenen Wert überein, was auch zeigt, dass das in der numerischen Simulation verwendete Leitermodell relativ ist richtig und vernünftig. In Abb. 21 ist außerdem zu erkennen, dass die Ergebnisse der numerischen Simulation gut mit den Testergebnissen unter den beiden Bedingungen übereinstimmen. Unabhängig davon, ob es sich um den Trend in der Zeichnung oder um die vergleichende Analyse von Simulation und Test handelt, kann vorläufig nachgewiesen werden, dass dasselbe in diesem Artikel vorgeschlagene Schichtstrangmodell eine bessere Korrektheit und Rationalität aufweist, was auch den Weg für unsere weitere Forschung zum Schadensmechanismus ebnet des Dirigenten in der Zukunft.

Darüber hinaus ist aus den Tabellen und dem Kurvendiagramm unter den beiden Arbeitsbedingungen ersichtlich, dass der Hüllwinkel des Leiters und der Rolle sowie die Zugbelastung des Leiters die beiden Hauptfaktoren sind, die die Eigenspannung der Aluminiumlitze beeinflussen. und der Einfluss des Hüllwinkels auf den Spannungswert des Aluminiumstrangs ist offensichtlicher als der der Zugbelastung. Daher ist es bei der Konstruktion von Spannungsabmessungen notwendig, gute Schutzmaßnahmen für den Leiter als Ganzes zu ergreifen und den Hüllwinkel zwischen Leiter und Riemenscheibe innerhalb des zulässigen Bereichs zu minimieren. Darüber hinaus sollten unter Berücksichtigung des Einflusses der Riemenscheibe auf den Aluminiumstrang die geeignete Art der Abwickelscheibe und die elastische Unterlegscheibe an der Kontaktstelle zwischen dem Leiter und der Radnut angebracht werden, um die Beschädigung der Riemenscheibe am Aluminiumstrang zu verringern .

Um die Spannungseigenschaften zwischen den Litzen der Aluminiumstränge im Biegezustand zu diskutieren, wenn der Leiter durch die Riemenscheibe läuft, werden das gleiche Schichtstrangmodell und das angrenzende Schichtstrangmodell basierend auf verwandten Theorien und Technologien erstellt. Anschließend werden durch den Vergleich und die Analyse des Tests und der Simulation die Spannungseigenschaften des Leiters im Biegezustand untersucht und die Rationalität des Modells vorläufig überprüft.

Aus dieser Studie lassen sich folgende Schlussfolgerungen ziehen:

Die äquivalente Spannung (von-Mises-Spannung) im Querschnitt von Aluminiumsträngen zeigt einen abnehmenden Trend von der Randposition zur neutralen Schicht, und die maximale äquivalente Spannung tritt an der Kontaktposition der benachbarten Schichtstränge auf.

Je größer der Hüllwinkel und die Zugbelastung der Aluminiumlitzen sind, desto größer ist die Vergleichsspannung im Querschnitt. Darüber hinaus wirkt sich die Zugbelastung im Verhältnis zum Hüllwinkel entsprechend gering auf die Aluminiumstränge aus. Die Reibung zwischen den Aluminiumsträngen hat einen gewissen Einfluss auf die Reduzierung der Vergleichsspannung im Querschnitt.

Die Vergleichsspannung von Aluminiumlitzen nimmt von der Außenschicht zur Innenschicht zu. Es ist wahrscheinlicher, dass die inneren Aluminiumstränge beschädigt werden als die äußeren Aluminiumstränge.

Nach dem Vergleich und der Analyse der Testergebnisse und der Simulationsergebnisse wurde festgestellt, dass die durch die numerische Simulation erhaltene äquivalente Spannung in der Mitte des Aluminiumstrangs gut mit der im Test erhaltenen äquivalenten Spannung übereinstimmt, was beweist, dass dieselbe Schicht verwendet wird Das in der numerischen Simulation verwendete Strangmodell ist genauer und sinnvoller. Zudem ist der Einfluss des Hüllwinkels auf die Vergleichsspannung der Aluminiumlitze deutlicher als der der Zugbelastung. Daher ist es beim Aufbau der Spannungsableitung erforderlich, Schutzmaßnahmen für den Leiter zu ergreifen und den Hüllwinkel zwischen Leiter und Riemenscheibe so weit wie möglich innerhalb des zulässigen Bereichs zu reduzieren.

Lekhnitskii, SG Theorie der Elastizität eines anisotropen elastischen Körpers (Mir Publishers, 1981).

MATH Google Scholar

Lanteinge, J. Theoretische Abschätzung der Reaktion spiralförmig gepanzerter Kabel auf Zug, Torsion und Biegung. J. Appl. Mech. 52, 423–432 (1985).

Artikel ADS Google Scholar

Claude, J. Vergleichende Studie zweier semikontinuierlicher Modelle zur Drahtlitzenanalyse. J. Eng. Mech. 123, 792–799 (1997).

Artikel Google Scholar

Hong, KJ, Armen, DK & Jerome, LS Biegeverhalten spiralförmig gewickelter Kabel. J. Eng. Mech. 131, 500–511 (2005).

Artikel Google Scholar

Tapio, L. Lebensdauerschätzung eines abgedeckten Freileitungsleiters. Windstruktur. 6, 307–324 (2003).

Artikel Google Scholar

Claren, R. & Diana, G. Mathematische Analyse der Schwingungen von Übertragungsleitungen. IEEE Trans. Leistungsgerät. Syst. 88, 1741–1771 (1969).

Artikel ADS Google Scholar

Raoof, M. Schätzung der Freibiege-Ermüdungslebensdauer von Kabeln am Befestigungspunkt. J. Engrg. Mech. 118, 1747–1764 (1992).

Artikel Google Scholar

Costello, GA & Buston, GJ Eine vereinfachte Biegetheorie für Drahtseile. J. Energ. Mech. 108, 219–227 (1982).

Google Scholar

Ma, XC, He, DH & Zhu, R. Spannungszustandsanalyse an einzelnen Strängen der Hochspannungsübertragungsleitung ACSR-720/50. Elektrokabel. 03, 13–16 (2013).

Google Scholar

Zhang, GW, Wang, GZ & Gong, XM Diskussion der Schlaglänge und des Biegeradius von elektrischen Freileitern. Wissenschaft 6, 1148 (2021).

Google Scholar

Zhao, XZ, Gao, W. & Qin, HL Kontaktanalyse von Litzenleitern zwischen benachbarten Schichten. China Mech. Ing. 16, 1929–1933 (2011).

Google Scholar

Jiang, WG Ein prägnantes Finite-Elemente-Modell für die reine Biegeanalyse einfacher Litzen. Int. J. Mech. Wissenschaft. 54, 69–73 (2012).

Artikel Google Scholar

Wang, JC & Xu, NG Ermüdungstestmethode für Leiter unter Verbundwechselbeanspruchungsbedingungen. Elektrizitätswerk 22, 18–20 (2001).

CAS Google Scholar

Wan, JC, Liu, Z. & Sun, BD Klassifizierung des erweiterten Leiters und Wahl des erweiterten Weges. Elektrizitätswerk 31, 113–118 (2010).

Google Scholar

Gnanavel, BK und Parthasarathy, NS Wirkung von Grenzflächenkontaktkräften bei Drahtlitzen mit seitlichem Kontakt. Tagungsband des Weltkongresses für Ingenieurwesen. London, Großbritannien (2011).

Zhou, HY, Jiang, M. & Bu, CL Studie zur Schlitzbodengröße der Bespannungsrolle basierend auf der Reduzierung des Leiterabriebs. Adv. Mater. Res. 753–755, 1851–1853 (2013).

Artikel Google Scholar

Raoof, M. & Hobbs, RE Analyse mehrschichtiger Strukturstränge. J. Eng. Mech. 114, 1166–1182 (1988).

Artikel Google Scholar

Nawrocki, A. & Labrosse, M. Ein Finite-Elemente-Modell für einfache gerade Drahtseilstränge. Berechnen. Struktur. 77, 345–359 (2000).

Artikel Google Scholar

Sarma, MP Corona Performance of High-Voltage Transmission Lines (Research Studies Press Ltd, 2000).

Google Scholar

Papailiou, K. Zur Biegesteifigkeit von Übertragungsleitungsleitern. IEEE Trans. Power Delivery 12, 1576–1588 (1997).

Artikel Google Scholar

Kenta, I. Mechanische Modelle für elektrische Kabel (Royal Institute of Technology KTH Mechanics, 2005).

Google Scholar

Gong, XL Experimentelle Forschung zur Biegesteifigkeit von Freileitungen (North China Electric Power University, 2013).

Google Scholar

He, C., Xie, Q. & Yang, ZY Biegeeigenschaften gebündelter Leiter in Umspannwerken. Proz. CSEE. 38, 4585–4592 (2018).

Google Scholar

Zhang, QH Die Studie zu Stress und Steifheit von Leitern unter Zuglast (North China Electric Power University, 2013).

Google Scholar

Yang, GF Die Studie zur äquivalenten Biegesteifigkeit von ACSR (North China Electric Power University, 2013).

Google Scholar

Wan, JC, Li, DL & Jiang, M. Vergleichende Studie zur theoretischen Berechnung und Simulationsanalyse der Belastung für Leiter, die Bespannungsblöcke passieren. Konstr. Technol. 55, 1147 (2017).

Google Scholar

Jiang, M., Wan, JC & Ma, Y. Optimierung des Bespannungsblockdurchmessers für 1660 mm2 Aluminiumleiter-Verbundkern. Smart Power. 11, 70–75 (2018).

Google Scholar

Jiang, HP Auswirkungen der Schlitzbodengröße auf den Reibungskoeffizienten der Bespannungsrolle und den Leiterabrieb. Elektrizitätswerk 30, 8–11 (2009).

ADS Google Scholar

Zhao, XZ, Zhou, Q. & Gao, W. Finite-Elemente-Analyse des Kontaktproblems zwischen Strängen derselben Schicht in ACSR. J. China Three Gorges Univ. (Naturwissenschaften). 33, 69–72 (2011).

CAS Google Scholar

Lin, JH & Zeng, W. Forschung zu den mit Aluminiumleitern verstärkten Zugschichteigenschaften von Freileitungen. Elektrokabel. 4, 30–33 (2015).

Google Scholar

Shao, TX Mechanical Calculation of Overhead Transmission Lines (China Electric Power Press, 2003).

Google Scholar

Referenzen herunterladen

Diese Forschung wurde vom National Key R&D Program of China, Fördernummer 2018YFC0809400, finanziert.

Staatliches Schlüssellabor für Explosionswissenschaft und -technologie, Beijing Institute of Technology, Peking, 100081, China

Xin Hu, Qingming Zhang und Cheng Shang

School of Energy Power and Mechanical Engineering, North China Electric Power University, Peking, 102206, China

Zezhong Zhao & Xiaoming Rui

Sie können diesen Autor auch in PubMed Google Scholar suchen

Datenkuration, ZZ, CS; Methodik, XH, QZ; Software, XH; Validierung, XH; Formale Analyse, XH, ZZ; Untersuchung, XH, CS; Aufsicht, QZ, XR; Schreiben – Originalentwurfsvorbereitung, XH

Korrespondenz mit Qingming Zhang.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

Springer Nature bleibt neutral hinsichtlich der Zuständigkeitsansprüche in veröffentlichten Karten und institutionellen Zugehörigkeiten.

Open Access Dieser Artikel ist unter einer Creative Commons Attribution 4.0 International License lizenziert, die die Nutzung, Weitergabe, Anpassung, Verbreitung und Reproduktion in jedem Medium oder Format erlaubt, sofern Sie den/die Originalautor(en) und die Quelle angemessen angeben. Geben Sie einen Link zur Creative Commons-Lizenz an und geben Sie an, ob Änderungen vorgenommen wurden. Die Bilder oder anderes Material Dritter in diesem Artikel sind in der Creative Commons-Lizenz des Artikels enthalten, sofern in der Quellenangabe für das Material nichts anderes angegeben ist. Wenn Material nicht in der Creative-Commons-Lizenz des Artikels enthalten ist und Ihre beabsichtigte Nutzung nicht gesetzlich zulässig ist oder über die zulässige Nutzung hinausgeht, müssen Sie die Genehmigung direkt vom Urheberrechtsinhaber einholen. Um eine Kopie dieser Lizenz anzuzeigen, besuchen Sie http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.

Nachdrucke und Genehmigungen

Hu, X., Zhang, Q., Zhao, Z. et al. Eine vorläufige Studie zur Litzenbeanspruchung von Übertragungsleitungen unter Spannung wird dargelegt. Sci Rep 12, 9473 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-13300-3

Zitat herunterladen

Eingegangen: 10. November 2021

Angenommen: 23. Mai 2022

Veröffentlicht: 08. Juni 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-13300-3

Jeder, mit dem Sie den folgenden Link teilen, kann diesen Inhalt lesen:

Leider ist für diesen Artikel derzeit kein Link zum Teilen verfügbar.

Bereitgestellt von der Content-Sharing-Initiative Springer Nature SharedIt

Durch das Absenden eines Kommentars erklären Sie sich damit einverstanden, unsere Nutzungsbedingungen und Community-Richtlinien einzuhalten. Wenn Sie etwas als missbräuchlich empfinden oder etwas nicht unseren Bedingungen oder Richtlinien entspricht, kennzeichnen Sie es bitte als unangemessen.