1 660 mm2碳纖維導(dǎo)線(xiàn)放線(xiàn)用張力機(jī)卷筒槽底直徑的計(jì)算

萬(wàn)建成， 彭 飛， 江 明， 周海鷹

(中國(guó)電力科學(xué)研究院，北京 100055)

1 660 mm2碳纖維導(dǎo)線(xiàn)放線(xiàn)用張力機(jī)卷筒槽底直徑的計(jì)算

萬(wàn)建成， 彭 飛， 江 明， 周海鷹

(中國(guó)電力科學(xué)研究院，北京 100055)

碳纖維導(dǎo)線(xiàn)抗彎曲、抗扭轉(zhuǎn)性能差，若張力機(jī)卷筒的倍率比過(guò)小，容易損傷導(dǎo)線(xiàn)。碳纖維導(dǎo)線(xiàn)損傷主要有3種現(xiàn)象：芯棒損傷、鋁線(xiàn)損傷和導(dǎo)線(xiàn)散股。通過(guò)碳纖維芯棒4點(diǎn)彎曲試驗(yàn)和鋁線(xiàn)拉伸力學(xué)性能試驗(yàn)，分別得出芯棒和鋁線(xiàn)損傷判據(jù)。以大規(guī)模應(yīng)用的1 250 mm2大截面導(dǎo)線(xiàn)(JL1G2A-1250/100-84/19)過(guò) 1 850 mm 槽底直徑卷筒塑性區(qū)域比例為導(dǎo)線(xiàn)散股判據(jù)。以1 660 mm2大截面碳纖維導(dǎo)線(xiàn)(JLZ2X1/F2A-1660/95-492)張力放線(xiàn)用張力機(jī)卷筒槽底直徑為研究對(duì)象，采用ABAQUS建立了導(dǎo)線(xiàn)過(guò)6種不同槽底直徑的張力機(jī)卷筒有限元分析模型，分別計(jì)算出導(dǎo)線(xiàn)在最危險(xiǎn)工況下的應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍D，最終確定1 660 mm2大截面碳纖維導(dǎo)線(xiàn)張力放線(xiàn)用張力機(jī)卷筒槽底直徑為2 200 mm。

1 660 mm2碳纖維導(dǎo)線(xiàn)； 卷筒槽底直徑； 導(dǎo)線(xiàn)損傷； 有限元分析

0 引言

輸電線(xiàn)路張力架線(xiàn)用張力機(jī)(以下簡(jiǎn)稱(chēng)張力機(jī))是在輸電線(xiàn)路張力架線(xiàn)施工中通過(guò)放線(xiàn)卷筒提供阻力矩，使導(dǎo)線(xiàn)通過(guò)放線(xiàn)卷筒在保持一定張力下被展放的機(jī)械設(shè)備。張力放線(xiàn)過(guò)程中，導(dǎo)線(xiàn)在卷筒上同導(dǎo)線(xiàn)槽之間單位長(zhǎng)度上的壓應(yīng)力和卷筒槽底直徑大小有很大的關(guān)系，槽底直徑越大，在同樣張力下單位長(zhǎng)度上的壓應(yīng)力就越小。卷筒槽底直徑D和導(dǎo)線(xiàn)直徑d的比值為放線(xiàn)卷筒的倍率比[1]。各國(guó)家采用的倍率比均不一致，如日本采用的倍率比為30，美國(guó)采用倍率比為35，意大利采用的倍率比為40,但倍率比取值均為多年來(lái)對(duì)鋼芯鋁絞線(xiàn)張力放線(xiàn)經(jīng)驗(yàn)總結(jié)，并沒(méi)有相應(yīng)的理論支撐。

碳纖維導(dǎo)線(xiàn)是以碳纖維樹(shù)脂復(fù)合材料為中心，再包覆一層玻璃纖維樹(shù)脂復(fù)合材料的復(fù)合芯(以下簡(jiǎn)稱(chēng)芯棒)，與其外部鋁(鋁合金)線(xiàn)(以下簡(jiǎn)稱(chēng)鋁線(xiàn))同心絞合而成[2]。碳纖維導(dǎo)線(xiàn)具有芯棒強(qiáng)度大，質(zhì)量輕的優(yōu)點(diǎn)，其比重約為鋼芯的25%，同時(shí)具有高溫弧垂小的優(yōu)點(diǎn)。相對(duì)于普通鋼芯鋁絞線(xiàn)，在等外徑條件下具有輸電線(xiàn)損小、極限輸送容量大等優(yōu)點(diǎn)。在輸電線(xiàn)路中應(yīng)用碳纖維導(dǎo)線(xiàn)，具有明顯的經(jīng)濟(jì)效益和社會(huì)效益[3-5]。

但碳纖維導(dǎo)線(xiàn)芯棒抗彎曲、抗扭轉(zhuǎn)性能差，若張力機(jī)放線(xiàn)卷筒的倍率比過(guò)小，容易對(duì)碳纖維導(dǎo)線(xiàn)產(chǎn)生損傷[6]。DL/T 5284-2012《碳纖維復(fù)合芯鋁絞線(xiàn)施工工藝及驗(yàn)收導(dǎo)則》要求：張力機(jī)的雙摩擦卷筒直徑應(yīng)大于碳纖維導(dǎo)線(xiàn)直徑的40倍，展放軟鋁碳纖維導(dǎo)線(xiàn)時(shí)雙摩擦卷筒直徑應(yīng)小于碳纖維導(dǎo)線(xiàn)直徑的50倍。本文研究的1 660 mm2大截面碳纖維導(dǎo)線(xiàn)(以下簡(jiǎn)稱(chēng)1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn))型號(hào)為JLZ2X1/F2A-1660/95-492，其導(dǎo)線(xiàn)直徑為49.2 mm，且鋁線(xiàn)為半硬鋁材質(zhì)，DL/T 5284-2012并沒(méi)有給出具體的倍率比取值，本文通過(guò)建立1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)過(guò)卷筒有限元模型，對(duì)卷筒槽底直徑取值開(kāi)展相應(yīng)的研究。

1 導(dǎo)線(xiàn)損傷判據(jù)

根據(jù)碳纖維導(dǎo)線(xiàn)結(jié)構(gòu)特性及導(dǎo)線(xiàn)過(guò)張力機(jī)卷筒時(shí)受力分析，可知碳纖維導(dǎo)線(xiàn)損傷主要有3種現(xiàn)象：芯棒損傷、鋁線(xiàn)損傷和導(dǎo)線(xiàn)散股。為了完成碳纖維導(dǎo)線(xiàn)過(guò)卷筒的有限元分析，對(duì)不同卷筒直徑下的結(jié)果進(jìn)行評(píng)估，需確定碳纖維導(dǎo)線(xiàn)損傷的判據(jù)[7-8]。

1.1 芯棒損傷判據(jù)

為了評(píng)估1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)過(guò)張力機(jī)卷筒時(shí)，芯棒是否發(fā)生斷裂破壞現(xiàn)象，使用MTS810材料試驗(yàn)機(jī)分別對(duì)1#公司和2#公司生產(chǎn)的芯棒進(jìn)行了4點(diǎn)彎曲力學(xué)性能試驗(yàn)。4點(diǎn)彎曲試驗(yàn)原理圖如圖1所示，圖中，l為300 mm，a為75 mm。

圖1 4點(diǎn)彎曲示意圖

芯棒4點(diǎn)彎曲試驗(yàn)過(guò)程如圖2所示，試驗(yàn)過(guò)程中，持續(xù)地增加加載點(diǎn)C和D的位移，直至碳纖維復(fù)合芯發(fā)生破壞為止。

圖2 4點(diǎn)彎曲試驗(yàn)

1#芯棒應(yīng)力、應(yīng)變與位移曲線(xiàn)如圖3和圖4所示。從試驗(yàn)結(jié)果可知：芯棒臨界彎曲拉伸應(yīng)力約為 1 200 MPa，臨界彎曲拉伸應(yīng)變約為0.01。

圖3 1#芯棒應(yīng)力與位移曲線(xiàn)

圖4 1#芯棒應(yīng)變與位移曲線(xiàn)

按照同樣的試驗(yàn)方法，2#芯棒臨界彎曲拉伸應(yīng)力約為1 400 MPa，臨界彎曲拉伸應(yīng)變約為0.012。

對(duì)比上述2家公司的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，考慮到芯棒的性能分散性，提高芯棒安全性，取較小值為芯棒損傷判據(jù)，所以設(shè)定芯棒臨界彎曲拉伸應(yīng)力約為 1 200 MPa，臨界彎曲拉伸應(yīng)變約為0.01。

1.2 鋁線(xiàn)損傷判據(jù)

為了評(píng)估半硬鋁線(xiàn)在過(guò)張力機(jī)過(guò)程中的破壞情況，對(duì)鋁線(xiàn)進(jìn)行了拉伸力學(xué)性能試驗(yàn)，半硬鋁線(xiàn)拉伸斷裂如圖5所示，半硬鋁線(xiàn)應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)如圖6所示。從試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)：半硬鋁線(xiàn)在斷裂過(guò)程中發(fā)生緊縮現(xiàn)象，是局部塑性失穩(wěn)導(dǎo)致了鋁線(xiàn)的最終破壞，分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到：半硬鋁線(xiàn)屈服強(qiáng)度約為100 MPa，極限強(qiáng)度約為 120 MPa，塑性變形失穩(wěn)時(shí)的臨界拉伸應(yīng)變約為0.008。

圖5 半硬鋁線(xiàn)拉伸斷裂形貌圖

圖6 半硬鋁線(xiàn)拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)

1.3 導(dǎo)線(xiàn)散股判據(jù)

為了評(píng)估1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)過(guò)張力機(jī)過(guò)程是否發(fā)生散股現(xiàn)象，應(yīng)以鋁線(xiàn)過(guò)張力機(jī)后發(fā)生塑性區(qū)域比例作為考核參數(shù)，但該參數(shù)無(wú)法通過(guò)試驗(yàn)測(cè)得。在特高壓直流工程中，1 250 mm2大截面鋼芯鋁絞線(xiàn)(以下簡(jiǎn)稱(chēng)1 250 mm2導(dǎo)線(xiàn))已大規(guī)模應(yīng)用，1 250 mm2導(dǎo)線(xiàn)和1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)均為4層鋁線(xiàn)結(jié)構(gòu)，且導(dǎo)線(xiàn)外徑接近。經(jīng)過(guò)工程驗(yàn)證，1 250 mm2導(dǎo)線(xiàn)過(guò)槽底直徑為1 850 mm張力機(jī)后，既沒(méi)有出現(xiàn)鋁線(xiàn)損傷的現(xiàn)象，也沒(méi)有出現(xiàn)導(dǎo)線(xiàn)散股的現(xiàn)象?？蓪? 250 mm2導(dǎo)線(xiàn)過(guò)槽底直徑為1 850 mm張力機(jī)后鋁線(xiàn)塑性區(qū)域比例作為導(dǎo)線(xiàn)散股判據(jù)。

本文使用ABAQUS建立JL1G2A-1250/100-84/19型導(dǎo)線(xiàn)過(guò)1 850 mm張力機(jī)有限元分析模型，材料屬性如表1所示。

表1 1 25 0 mm2導(dǎo)線(xiàn)材料參數(shù)值

1 250 mm2導(dǎo)線(xiàn)鋁線(xiàn)為硬鋁材質(zhì)，其屈服強(qiáng)度為110 MPa，1 250 mm2導(dǎo)線(xiàn)鋁線(xiàn)的應(yīng)力云圖如圖7所示，根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果，可知鋁線(xiàn)單元進(jìn)入屈服階段的個(gè)數(shù)是51個(gè)，鋁線(xiàn)橫截面的單元個(gè)數(shù)為390個(gè)，塑性區(qū)域約占1 250 mm2導(dǎo)線(xiàn)橫截面面積的13.1%，如圖8所示。

因此，大截面導(dǎo)線(xiàn)過(guò)張力機(jī)過(guò)程中，為了確保導(dǎo)線(xiàn)不散股，鋁線(xiàn)的塑性變形區(qū)域應(yīng)該不大于導(dǎo)線(xiàn)橫截面面積的13.1%。

圖7 1 250 mm2導(dǎo)線(xiàn)鋁線(xiàn)的應(yīng)力云圖

圖8 1 250 mm2導(dǎo)線(xiàn)鋁線(xiàn)的塑性變形區(qū)域

2 有限元分析

2.1 建模

根據(jù)LZ2X1/F2A-1660/95-492型導(dǎo)線(xiàn)技術(shù)參數(shù)，如表2所示，采用Croe建立各層鋁線(xiàn)模型，并通過(guò)環(huán)向陣列的方式建立導(dǎo)線(xiàn)模型。

表2 LZ2X1/F2A-1660/95-492型導(dǎo)線(xiàn)技術(shù)參數(shù)

張力機(jī)卷筒建立三維可變形體(3D Deformable Solid)，再通過(guò)約束條件的方式約束成離散的約束剛體(Rigid body)，國(guó)內(nèi)現(xiàn)有張力機(jī)卷筒槽底直徑最大值為1 850 mm，所以建立導(dǎo)線(xiàn)過(guò)槽底直徑1 850 mm張力機(jī)有限元模型[9-11]，如圖9所示。

圖9 1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)過(guò)卷筒的有限元模型

2.2 單元類(lèi)型

碳纖維芯棒與軟鋁股線(xiàn)采用三維實(shí)體可變形單元，張力機(jī)卷筒采用約束剛體。選擇單元類(lèi)型是C3D8R單元。

2.3 材料屬性

1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)過(guò)張力機(jī)卷筒數(shù)值模型，共涉及3種材料，其中導(dǎo)線(xiàn)材料有：F2A碳纖維復(fù)合芯和LZ2X1半硬鋁，張力機(jī)卷筒材料為有機(jī)樹(shù)脂材料。材料屬性如表3所示。

表3 1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)材料參數(shù)值

2.4 加載方式與邊界條件

(1)初始應(yīng)力

對(duì)于橫觀(guān)各項(xiàng)同性材料，當(dāng)其受到軸向力作用時(shí)，其軸向變形應(yīng)該變形協(xié)調(diào)。沿碳纖維導(dǎo)線(xiàn)軸向方向，導(dǎo)線(xiàn)芯棒和鋁線(xiàn)滿(mǎn)足橫觀(guān)各項(xiàng)同性特性，即導(dǎo)線(xiàn)在張力作用下，其芯棒的軸向應(yīng)變等于鋁線(xiàn)的軸向應(yīng)變，如公式所示。

EAlεAAl+ECFεACF=F

(1)

式中：EAl為鋁線(xiàn)彈性模量；AAl為鋁線(xiàn)截面積；ECF為碳纖維復(fù)合芯彈性模量；ACF為碳纖維復(fù)合芯截面積；F為放線(xiàn)張力。

張力放線(xiàn)時(shí)，放線(xiàn)張力一般取0.2RTS(Rated tensile strength，額定拉斷力)，不允許超過(guò)0.25 RTS。即導(dǎo)線(xiàn)計(jì)算張力為100.4 kN。將表2中相關(guān)數(shù)據(jù)代入公式(1)中，可計(jì)算出導(dǎo)線(xiàn)軸向應(yīng)變。

利用導(dǎo)線(xiàn)軸向應(yīng)變，可計(jì)算出鋁線(xiàn)軸向應(yīng)力為55.1 MPa，復(fù)合芯軸向應(yīng)力為94.44 MPa。

(2)加載步驟

a.在放線(xiàn)卷筒中心定義為鉸接固定，釋放放線(xiàn)卷筒旋轉(zhuǎn)自由度。

b.將導(dǎo)線(xiàn)端面約束到參考點(diǎn)A，并將參考點(diǎn)A綁定在張力機(jī)放線(xiàn)卷筒上。

c.將參考點(diǎn)A和導(dǎo)線(xiàn)端面定義運(yùn)動(dòng)耦合約束關(guān)系，用參考點(diǎn)A控制導(dǎo)線(xiàn)運(yùn)動(dòng)。

d.鋁線(xiàn)上加載軸向應(yīng)力55.1 MPa，芯棒上加載軸向應(yīng)力94.44 MPa。

e.定義接觸：導(dǎo)線(xiàn)過(guò)張力輪卷筒有限元模型的接觸屬性有2種，法向接觸(Normal Behavior)定義為通用接觸，切向接觸(Tangential Behavior)定義為懲罰函數(shù)方程(Penalty)，摩擦系數(shù)設(shè)為0.35。因?qū)Ь€(xiàn)鋁單線(xiàn)接觸面較多，各鋁單線(xiàn)間接觸定義為通用接觸，可實(shí)現(xiàn)各鋁單線(xiàn)在接觸分析時(shí)自動(dòng)尋找接觸對(duì)，提高計(jì)算效率。

2.5 計(jì)算結(jié)果

按照上述的建模方法，對(duì)1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)過(guò) 1 850 mm 槽底直徑張力機(jī)的力學(xué)響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，芯棒最大應(yīng)力為544.0 MPa，最大應(yīng)變?yōu)?.004 1，鋁線(xiàn)最大應(yīng)力為119.2 MPa，最大應(yīng)變?yōu)?.007 7。鋁股的應(yīng)力云圖如圖10所示，鋁股塑性變形區(qū)域如圖11所示。

圖10 1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)鋁線(xiàn)的應(yīng)力云圖

圖11 1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)鋁股塑性變形區(qū)域

可以明顯看出，鋁股在過(guò)張力機(jī)過(guò)程中，其局部應(yīng)力超過(guò)鋁的屈服強(qiáng)度100 MPa，鋁股單元進(jìn)入屈服階段的單元數(shù)是56個(gè)，鋁股橫截面的單元數(shù)為248個(gè)，塑性區(qū)域約占1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)橫截面面積的22.6%。

按照1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)過(guò)1 850 mm槽底直徑張力機(jī)有限元分析過(guò)程，依次完成1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)過(guò)2 150 mm、2 200 mm、2 250 mm和2 450 mm槽底直徑張力機(jī)有限元分析，分別計(jì)算出芯棒和鋁線(xiàn)的應(yīng)力應(yīng)變時(shí)程曲線(xiàn)，如圖12～15所示。并匯總有限元計(jì)算結(jié)果，如表4所示。

圖12 芯棒等效應(yīng)力的時(shí)程曲線(xiàn)

圖13 芯棒主應(yīng)變的時(shí)程曲線(xiàn)

圖14 鋁線(xiàn)等效應(yīng)力的時(shí)程曲線(xiàn)

圖15 鋁線(xiàn)主應(yīng)變的時(shí)程曲線(xiàn)

表4 導(dǎo)線(xiàn)過(guò)不同槽底直徑有限元計(jì)算結(jié)果

3 結(jié)論

(1)1 660 mm2大截面碳纖維導(dǎo)線(xiàn)過(guò)張力機(jī)卷筒時(shí)，芯棒最大等效應(yīng)力隨卷筒槽底直徑的增大而減小，當(dāng)卷筒槽底直徑從1 850 mm增加到 2 450 mm 時(shí)，最大等效應(yīng)力從544.0 MPa降低到358.6 MPa。

(2)芯棒最大主應(yīng)變隨卷筒槽底直徑增大而減小，當(dāng)卷筒槽底直徑從1 850 mm增加到2 450 mm時(shí)，最大主應(yīng)變從0.004 1降低到0.001 6。

(3)鋁線(xiàn)最大等效應(yīng)力隨卷筒槽底直徑增大而緩慢地減小，當(dāng)卷筒槽底直徑從1 850 mm增加到2 450 mm時(shí)，最大等效應(yīng)力從119.2 MPa降低到110.8 MPa。

(4)鋁線(xiàn)最大主應(yīng)變隨卷筒槽底直徑增大而減小，當(dāng)卷筒槽底直徑從1 850 mm增加到2 450 mm時(shí)，最大主應(yīng)變從0.007 7降低到0.003 3。

(5)鋁線(xiàn)塑性變形區(qū)域的比例隨卷筒槽底直徑增大而減小，當(dāng)卷筒槽底直徑從1 850 mm增加到2 450 mm時(shí)，鋁股塑性變形區(qū)域的比例從22.6%降低到4.0%。

綜上所述，當(dāng)張力機(jī)卷筒槽底直徑為2 200 mm時(shí)，1 660 mm2導(dǎo)線(xiàn)芯棒應(yīng)力應(yīng)變、鋁線(xiàn)應(yīng)力應(yīng)變和鋁線(xiàn)塑性區(qū)域比例均滿(mǎn)足導(dǎo)線(xiàn)損傷判據(jù)要求。為滿(mǎn)足JLZ2X1/F2A-1660/95-492型大截面碳纖維導(dǎo)線(xiàn)張力展放要求，提高導(dǎo)線(xiàn)展放后的質(zhì)量，推薦張力機(jī)卷筒直徑應(yīng)不小于2 200 mm。

[1]蔣平海.架空輸電線(xiàn)路施工機(jī)具手冊(cè)[M].北京：中國(guó)電力出版社，2014.

[2]DL/T 5284-2012《碳纖維復(fù)合芯鋁絞線(xiàn)施工工藝及驗(yàn)收導(dǎo)則》[S].北京：中國(guó)電力出版社，2012.

[3]何州文，陳新，王秋玲，等.國(guó)內(nèi)碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線(xiàn)的研究和應(yīng)用綜述[J].電力建設(shè)，2010，31(4):90-93.

[4]李磊，陳偉，萬(wàn)建成.碳纖維復(fù)合材料芯導(dǎo)線(xiàn)在國(guó)內(nèi)推廣應(yīng)用的技術(shù)經(jīng)濟(jì)分析[J].電力建設(shè)，2012，33(9)：79-82.

[5]鞠彥忠，李秋晨，孟亞男.碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線(xiàn)與傳統(tǒng)導(dǎo)線(xiàn)的比較研究[J].華東電力，2011，39(7)：1191-1194.

[6]吳雄文，陳創(chuàng)，陳澤師，等.絞合型碳纖維芯導(dǎo)線(xiàn)的性能及施工工藝研究[J].中國(guó)電業(yè)，2014(4)：58-61.

[7]張春雷，胡平，何鳳生.架空導(dǎo)線(xiàn)碳纖維復(fù)合芯棒的結(jié)構(gòu)、組織和性能分析[J].南方電網(wǎng)技術(shù)，2012，6(2)：104-107.

[8]余虹云，王梁，李瑞，等.架空導(dǎo)線(xiàn)用碳纖維復(fù)合芯棒拉伸破壞形式分析[J].中國(guó)電力， 2014，47(1)：49-52.

[9]徐志偉，陸桂來(lái)，李若谷.架空導(dǎo)線(xiàn)用碳纖維復(fù)合芯棒強(qiáng)度的有限元模擬[J].電力科學(xué)與工程， 2014，30(7)：65-67.

[10]王曉宏.碳纖維/樹(shù)脂單絲復(fù)合體系界面力學(xué)行為的研究[D].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2009.

[11]董玉明，萬(wàn)建成，王孟，等.擴(kuò)徑導(dǎo)線(xiàn)在張拉載荷下的股線(xiàn)分層應(yīng)力的計(jì)算[J].電力科學(xué)與工程，2015，31(7)：65-69.

Calculation of Bullwheel Diameter of Tensioner Pulling 1 660 mm2Carbon Fiber Conductor

WAN Jiancheng， PENG Fei， JIANG Ming， ZHOU Haiying

(China Electric Power Research Institute, Beijing 100055, China)

Since the flexural and torsional properties of carbon fiber conductor are relatively poor, the conductor would be easily damaged when it passes through a bullwheel with too a small the ratio of the diameter of the bullwheel over the conductor. For the carbon fiber conductor, there are three forms of damage, namely damage of the core-rod, damage of the aluminum strand and loosen of the aluminum strand. In this paper, the damage criteria of the carbon fiber core-rod and the aluminum strand are obtained from a four-point bending test and a tension test, respectively, while the loosen criterion of aluminum strand is obtained from the plastic area ratio of the widely-used conductor(JL1G2A-1250/100-84/19) with a large cross section of 1 250 mm2through the bullwheel with a diameter of 1 850 mm. Taking into account the bottom diameter of the bullwheel used for the tensioning stringing process of carbon fiber conductor (JLZ2X1/F2A-1660/ 95-492) with a section area of 1 660 mm2, a serial of numerical models with six different bottom diameters of the bullwheel are established and the numerical simulations with finite element method are conducted by ABAQUS. The stress and strain contours of the conductor under the most dangerous loading case are acquired, and the diameter is finally determined as 2 200 mm for bullwheel used for the tensioning stringing process of carbon fiber conductor with a large section area of 1 660 mm2.

1 660 mm2carbon fiber conductor; diameter of bullwheel; damage of conductor; finite element analysis

2017-06-26。

國(guó)家電網(wǎng)公司科技項(xiàng)目(GC71-17-007)。

10.3969/j.ISSN.1672-0792.2017.12.012

TM731

A

1672-0792(2017)12-0067-06

萬(wàn)建成(1971-)，女，教授級(jí)高級(jí)工程師，研究方向?yàn)閷?dǎo)地線(xiàn)與金具研究，配套施工技術(shù)及機(jī)具研究。