耐張線夾失效過程和傳力特性

朱登杰，趙林杰，李昊，廖永力，唐捷，黃志都，李銳海

(1. 南方電網科學研究院，廣州510663；2. 廣西電網有限責任公司電力科學研究院，南寧530013)

0 引言

耐張線夾用于將輸電線路導線或避雷線固定在非直線桿塔的絕緣子串上[1 - 3]，起著將導地線錨固在耐張塔上的作用[4 - 6]。壓縮性耐張線夾是目前應用最為廣泛的一種耐張線夾，其工作原理是通過液壓機使導線與耐張線夾發生塑性變形而產生摩擦力，進而達到固定導線的作用[6 - 9]。在耐張線夾的安裝過程中，需要在高空進行多處壓接，不僅安裝難度大，也難以保證壓接質量，壓接不良會導致防滑槽漏壓、鋁線散股和芯線未壓接等缺陷[10 - 12]。不同的壓接缺陷會造成不同的失效形式，導線與線夾發生滑移是常見的一種失效形式。

馬恒[13]等基于有限元分析軟件，以彈塑性變形理論為基礎，對比分析了壓接模型鋼芯應力和應變的變化特征。牛海軍[14]等針對大截面鋁合金芯鋁型線絞線，設計了兩種配套耐張線夾，并完成了兩種耐張線夾、多種壓縮比方案的比較研究。王云輝[15]等發現了線夾楔塊弧槽側應力的過于集中是導致NXJ型耐張線夾失效的重要原因，并提出了相應的優化方案。龐鍇[16]等研究發現耐張線夾的握力主要來自于鋼錨與鋼芯的壓接，NY-300/40型線夾的破壞模式發生轉變時鋼芯與鋼錨間的臨界壓接長度在 50～60 mm。周立憲[17]等針對大截面導線用耐張線夾結構型式、材料屬性及壓接工藝，研究了耐張線夾壓接后鋁管與鋼錨壓接區域縫隙形成機理。陳瑜[18]等通過基于應變測量法的導線壓接握著力試驗，壓接規程中提出的壓接時鋼壓接管系統額定工作壓力不低于80 MPa，鋁壓接管系統額定工作壓力不低于63 MPa是可行的，壓接保持時間對拉斷力的影響不顯著。當前階段對耐張線夾事故分析的方法主要有宏觀檢查、掃描電鏡與能譜分析、顯微組織觀察和材質分析等方法[19]，而從結構試驗的角度對事故線夾進行分析的方法研究較少。

本文將針對NY400-35型耐張線夾，對正常、穿管長度不足以及僅壓接鋁管的3種耐張線夾進行握力試驗，通過觀察其失效形式，對耐張線夾失效過程進行研究；通過分析試驗過程中應變-載荷曲線，研究耐張線夾的傳力特性。

1 耐張線夾壓接缺陷分析

耐張線夾分為鋼錨和鋁管兩部分，在壓接時先將導線的鋁股剝掉一定的長度，露出鋼芯，將鋼芯插入鋼錨內，使用液壓機配合模具將鋼芯與鋼錨壓接在一起，隨后將鋁管一側對準鋼錨防滑槽進行壓接，最后將導線和鋁管另一端進行壓接，如圖1所示。

圖1 耐張線夾壓接過程Fig.1 Crimping process of strain clamp

由于壓接過程繁瑣，施工現場的條件有限以及壓接人員的操作因素的影響，常常會產生壓接缺陷。較為常見的壓接缺陷有：鋼芯未插入鋼錨穿管底部，會出現穿管長度不足，壓接面積減小，進而導致壓接產生的摩擦力減小，耐張線夾握力降低；壓接后對邊距超標(過大)是由壓接壓力不足導致的，壓接壓力不足也會導致摩擦力減小，從而降低線夾的握力；此外，由于其他因素導致壓接位置存在偏差、彎曲度超標和剝線長度超標等缺陷，都會影響耐張線夾的壓接質量，降低耐張線夾的握力，如表1所示。耐張線夾握力不足，則會出現導線與線夾發生滑移或脫離，從而威脅整條輸電線路的穩定運行。

表1 主要壓接缺陷種類Tab.1 Types of main crimping defects

2 試驗設備與測量方案

在上述所提到的壓接缺陷中，穿管長度不足是耐張線夾常見的壓接缺陷，為了研究存在穿管長度不足時耐張線夾的失效型式以及傳力特性，本文根據《電力金具試驗方法 第1部分：機械試驗》(GB/T2317.1—2008)[20]，選取JL/G1A 400/35導線與NY-400/35耐張線夾，對3種壓接情況對應的耐張線夾進行了握力試驗：1)正常壓接(無缺陷)耐張線夾，編號為A-1，用于作對比試驗；2)僅壓接鋁管不壓接鋼芯，編號為A-2，同樣是用于作對比試驗；3)穿管長度不足編號為A-3，為研究目標耐張線夾，標準長度為100 mm，本文穿管長度取50 mm。

導線段的兩端各壓接一個耐張線夾，然后將試件安裝在拉力試驗機上(如圖2(a))，采用粘貼應變片的方式測量應變數據(如圖2(b)所示)，每個試件粘貼3個應變片，粘貼位置如圖2(c)所示，其中，應變片1測量鋁管與鋼錨壓接位置中間的鋁管表面的應變，應變片2測量管與導線壓接位置中間的鋁管表面的應變，應變片3測量導線鋁股的應變。為了對試驗過程進行更好的控制，在實驗開始前應該制定加載制度，加載以20%額定拉斷力(rated tensile strength, RTS)(20.74 kN)、50%RTS(51.85 kN)、75%RTS(77.78 kN)、100%RTS(103.70 kN)和125%RTS(129.63 kN)為載荷節點進行加載，試驗時從載荷從0加載至125%RTS，兩個節點之間的加載時間為2 min，加載至一個節點維持載荷不變1 min。

圖2 耐張線夾壓接過程試驗設備與量測方案Fig.2 Test equipment and measurement scheme for crimping process of strain clamp

3 試驗現象與結果

如圖3所示，試件A-1(無缺陷耐張線夾)在加載過程中無明顯現象，達到極限載荷后，線夾與導線突然發生滑移，并伴隨一聲巨響，線夾外部無明顯損傷，導線也沒有松股，在線夾出口處產生滑移為22.96 mm。如圖4所示，試件A-2(僅壓接鋁管)在加載過程中在鋁管非壓區緩慢發生明顯的伸長，表面越來越粗糙，隨后發生頸縮，最后發生突然斷裂，產生一聲較大響聲；試件A-3(穿管長度不足)在加載過程中其鋁管變形與試件A-2相似，即鋁管非壓區先頸縮后斷裂，因此在工程實際中，若鋁管非壓區失效型式與上述情況相同，可能是耐張線夾存在穿管長度不足缺陷。

圖3 A-1試件產生滑移Fig.3 A-1 slip of test piece

圖4 A-2(上)與A-3(下)試件失效形式Fig.4 Failure forms of test pieces A-2 (upper) and A-3 (lower)

根據規范規定，耐張線夾的握力值不應小于導線額定拉斷力的95%[12]，本文所選取的JL/G1A 400/35導線的RTS為103.7 kN，A-1、A-2和A-3失效時的載荷分別占RTS比例為103.5%、81.7%和95.9%，可見：標準試件A-1符合規范的規定，試件A-2的鋁管的極限承載力占導線額定拉斷力80%左右，試件A-3的握力很接近95%RTS，這是因為鋼芯從鋼錨中脫出之前也承擔了一部分載荷。

4 耐張線夾失效過程和傳力路線分析

4.1 耐張線夾失效過程分析

為了研究耐張線夾結構的失效型式，本文首先繪制了3個試件的載荷-位移圖，如圖5所示。

圖5 試件載荷-位移曲線Fig.5 Load displacement curve of specimens

從圖5可看出：1)試件A-1與試件A-2隨著載荷的增加，位移逐漸增大，且它們的剛度也逐漸下降，但相同位移時試件A-2所能承受的載荷小于試件A-1，這是因為試件A-2中導線所有的壓力皆由鋁管承擔，而鋁管的剛度勢必小于鋁管和鋼芯的組合剛度；2)試件A-3在加載初期其載荷-位移曲線與試件A-1基本重合，說明此時導線張力由鋁管與鋼芯共同承擔，而后試件A-3的曲線斜率明顯小于試件A-1，這說明了鋼芯與穿管發生滑移，當鋼芯完全從穿管抽出時，鋁管承受全部導線張力(此時的張力大于試件A-2的極限承載載荷)迅速伸長并斷裂。

根據前述可見，穿管長度不足導致鋼芯與鋼錨穿管接觸面積減小，握著力降低，致使鋼芯從鋼錨穿管抽出，從而將導線張力全部由鋁管承擔，最后由于鋁管強度不足而發生斷裂。

4.2 耐張線夾傳力路線分析

目前的研究主要是通過握力實驗測量線夾握力判斷線夾壓接質量是否合格，為了深入研究耐張線夾受力過程中以及載荷傳遞方式，本文繪制了3個試件的應變-載荷曲線，如圖6所示，載荷路徑如圖7所示。從圖中可知：

圖6 載荷-應變曲線Fig.6 Load strain curve

圖7 載荷路徑圖Fig.7 Load path diagram

1)對于鋼錨防滑槽與鋁管壓接區域，認為鋁管與鋼錨的變形是一致的(不發生滑移)。如圖7(b)所示為鋼錨防滑槽與鋁管壓接區域，圖中T為導線張力，FL為鋁管所承受的載荷，FGX為鋼芯承受的載荷，Fr壓接區域的靜摩擦力(剪力)。以鋼錨為研究對象，根據受力平衡可知：

T=FGX+Fr

(1)

以圖7(b)整體為研究對象，有

T=FGX+FL

(2)

由式(1)與式(2)可得

Fr=FL

(3)

在鋁管變形時(虎克定律)，測點一處的應力大小為

σ=εEL

(4)

式(4)中EL為鋁管彈性模量?？梢姰敎y點一處的應變ε越大，σ越大，意味著在該處的鋁管橫截面所受的載荷越大，即有FL越大。那么鋼芯所承受的載荷(FGX=T-FL)則越小。由圖6(a)可知，各試件的最大應變為A-3>A-1，即在該處鋁管承受的應力或載荷為A-3>A-1，說明了當存在穿管長度不足缺陷時會增大鋁管所承受的載荷，約增大44.5%。

2)從圖6(a)和圖6(b)，試件A-2在測點一和2的變形大于試件A-1，說明了無缺陷的耐張線夾中鋼芯和鋁管同時承受導線張力。

3)在測點二處，如圖7(c)所示，F′r壓鋁管與導線鋁股之間的摩擦力，FD為導線鋁股所承受的載荷，FGXZ為導線鋼芯左端所承受的載荷。假設鋁管與導線鋁股之間的摩擦力F′r為靜摩擦，則以鋁管為研究對象可有F′r=FL，在(1)中可知，FLA-3>FLA-1，則有F′r≥F′rA-3>F′rA-1，但從圖6(b)可知，試件A-1的應變大于試件A-3，可見實際上F′rA-3

4)對比圖6(a)和圖6(b)，3種試件在測點一處的應變皆大于測點二的應變，說明測點一處截面的組合剛度大于測點二處截面的組合剛度；另外，試件A-1的在測點一和測點二的應變較為接近，而試件A-3在測點一的應變顯著大于測點二處的應變，即正常耐張線夾防滑槽壓接區與鋁管壓接區的鋁管變形基本相同，而存在穿管長度不足的耐張線夾防滑槽壓接區的鋁管變形顯著大于鋁管壓接區。

綜上可知，耐張線夾在承擔載荷過程中，有兩條路徑進行力的傳遞，一條是鋼錨-鋁管-導線鋁股，另一條路徑是鋼錨-導線鋼芯。

4.3 導線變形分析

如圖8所示為3個試件的導線股線上的應變載荷曲線，可以發現導線股線的變形過程可以分為3個階段，第一階段應變為負值，股線處于壓縮狀態，這是由于試件中導線在自然狀態下是彎曲的，部分股線受拉，而有部分股線會受到壓縮，造成應變數值出現負值。第二階段是線性增加階段，隨著載荷的增加，導線所有股線都會變成受拉狀態，股線處于線性變形狀態，直至線夾發生失效。

圖8 測點3處的載荷-應變曲線Fig.8 Load strain curves at measuring point 3

5 結論

本文對液壓型耐張線夾試件進行了握力試驗，分析了位移與應變實驗數據，給出了耐張線夾傳力特性與失效過程，得到以下結論。

1)無缺陷的耐張線夾中鋼芯和鋁管同時承受導線張力，且耐張線夾在承擔載荷過程中：有兩條路徑進行力的傳遞，一條是鋼錨-鋁管-導線鋁股，另一條路徑是鋼錨-導線鋼芯。

2)通過載荷-應變曲線可判定，當存在穿管長度不足時會增大鋁管所承受的載荷，約增大44.5%，即該類缺陷改變了耐張線夾內部的傳力性質，導致鋼錨-鋁管-導線鋁股路徑所承受的載荷增大。

3)試件A-2(僅壓接鋁管)的握力值為1.7%RTS小于規范要求(95%RTS)，試件A-1(正常線夾)的握力值103.5%RTS大于規范要求，而試件A-3(穿管長度不足)的握力值為95.9%RTS極為接近規范值(大于)，因此，當穿管長度大于50 mm時，耐張線夾握力值滿足規范要求。

4)在工程實際中，如果發生鋁管非壓區先頸縮后斷裂失效形式，一般是由耐張線夾穿管長度不足導致；穿管長度不足導致鋼芯與鋼錨穿管接觸面積減小，握著力降低，致使鋼芯從鋼錨穿管抽出，導致導線張力全部由鋁管承擔，最后由于鋁管強度不足而發生斷裂。