覆冰導線機械式沖擊除冰模擬研究

陳科全，嚴 波，劉小會，程皓月

（重慶大學 資源及環境科學學院工程力學系，重慶 400030）

覆冰常引起輸電線路倒塔、斷線、閃絡和舞動等重大事故，嚴重威脅電力系統的安全運行。我國是輸電線路覆冰最嚴重的國家之一，僅2008年年初冰雪災害的直接經濟損失就超過1100億元。因此，輸電線路除冰技術的研究具有極其重要的現實意義。

除冰技術的研究長期以來一直受到國內外業界的廣泛重視。通常將用機械工具、自動化機器人和沖擊波等方式進行除冰的方法稱為機械除冰。機械式除冰的能耗通常比熱力融冰法小100倍以上，因此倍受人們的關注。機械除冰方法最早有“ad hoc”法、滑輪鏟刮法、電磁力除冰和電脈沖除冰等，這些方法各有特點，但是其安全性和除冰效率有待提高［1］。近年，電動機械裝置［2］和機器人除冰［3］也得到了發展，由于這些裝置夾持電纜、防滑和越障等能力的設計控制十分復雜，目前多處于理論實驗階段或僅針對特定線路有所應用。Leblond等［4］提出了一種地線除冰裝置（DAC），該裝置通過爆炸產生的沖擊載荷進行除冰。Kálmán等［5］采用有限元軟件ADINA模擬了脈沖載荷作用下單檔地線的除冰過程，并假設覆冰的等效塑性應變達到極限值時即發生破壞，但覆冰等效塑性應變極限的取值缺乏依據。國內陳繼東等［6］模擬了單檔覆冰地線除冰以及沖擊波在檔內的傳播過程，該文中覆冰采用了各向同性彈塑性J2本構模型，未對各種參數條件下的情況進行討論。最近，本文作者采用有限元方法模擬研究了覆冰單導線和四分裂導線的除冰過程［7-8］，其中將覆冰簡化為各向同性彈性體，重點研究了單檔除冰的情況。

如何選擇合理的覆冰本構模型是研究這一問題的關鍵。輸電線覆冰屬于多孔介質，其力學行為受晶體結構、溫度和孔隙率等多種因素的影響。Cole［9］利用實驗測得冰在不同應變率下的應力-應變曲線，發現高應變率時冰幾乎為完全脆性，即可以忽略其塑性變形。Eskandarian［10］研究了輸電線覆冰的多孔彈塑性本構模型，其指出在高應變率下覆冰可視為多孔彈性介質。

機械式沖擊除冰過程中，覆冰的應變率較高，故可視其為多孔彈性介質。本文利用多孔彈性模型描述覆冰，并考慮溫度和孔隙率的影響。在ABAQUS中利用用戶材料子程序VUMAT實現覆冰本構模型的描述和覆冰失效判斷，系統地模擬研究覆冰導線在沖擊載荷作用下的除冰過程和除冰效果，為機械式除冰裝置的設計提供參考。

1 輸電線覆冰的力學性質

本文以硬霧凇為研究對象，假設其為均勻材料。根據文獻［10］，硬霧凇可簡化為橫觀各向同性體。與其它多晶體一樣，可通過有效柔度（或剛度）張量建立輸電線覆冰的多孔彈性模型，其有效柔度（或剛度）與無孔隙冰的有效柔度（或剛度）張量有關。根據廣義虎克定律，硬霧凇的本構關系可表達為：

其中，εij為有效應變；σkl為有效應力；為有效柔度張量，它與孔隙率φ和無孔隙冰的有效柔度張量有關。

由于高應變率時孔隙率的變化很小，在此忽略孔隙率φ在變形過程中的變化，則硬霧凇的有效柔度張量可由下式計算：

覆冰破壞準則目前所見僅兩種，一是文獻［5］提出，并為文獻［6］采用的等效塑性應變破壞準則，對于這一準則，文獻［6］并未給出塑性破壞應變取值合理性的解釋。另一個是文獻［11］中提出的拉伸破壞準則，該準則已被文獻［7-8］采用。文獻［12］指出，輸電線覆冰屬于多孔材料，其拉伸強度幾乎不隨應變率和溫度變化。對于多孔模型需確定不同孔隙率覆冰的拉伸強度。Zheng等［13］通過理論推導與實驗相結合的方法，得到多孔材料拉伸強度σc與孔隙率φ滿足：

式中：σc0為相應無孔隙材料的拉伸強度。根據文獻［5］，無孔隙覆冰的拉伸強度σc0為2 MPa，由式（3）可求得不同孔隙率下覆冰的拉伸強度。

無孔隙冰的彈性常數按下式確定［10］：

其中，下標t和p分別表示橫向和各向同性面，T0為絕對零度（K），T為冰的當前溫度（K）。本文討論的機械式除冰方法在環境溫度升高冰融化前即實施，因此，可以認為冰的溫度和環境溫度相同。

2 除冰過程有限元模擬

2.1 有限元模型

忽略桿塔變形，建立包含絕緣子串的多檔覆冰導線模型，懸垂絕緣子串上端點約束線位移，可以自由轉動；耐張絕緣子串的端部則完全固定。以三檔耐張段為例，其簡化模型如圖1所示。

圖1 三檔耐張段機械除冰簡化模型Fig 1 De-icing model for three-span line section

導線型號為A3/S3A-732/92，其相關物理力學參數如表1所示。導線的阻尼采用Rayleigh阻尼模型，即阻尼矩陣C是質量矩陣M和剛度矩陣K的線性組合：

其中：α和β分別為與結構和材料有關的常數。根據文獻［14］，對于覆冰導線α可近似取0.14，β取0。懸垂絕緣子串長 6.47 m，總質量 460.8 kg，在此用半徑0.05 m的圓截面梁簡化。

由于輸電線實際覆冰過程一般較緩慢，可忽略冰中的初始應力。假設覆冰均勻地附著在導線表面，如圖2（a）所示。建立覆冰導線模型時，利用文獻［15］提出的數值方法確定導線自重下的初始構形，該方法無需迭代計算。導線適宜用索單元模擬，在ABAQUS軟件中，將桁架單元（T3D2）的材料性質設置為不可壓縮即可實現索單元的模擬。覆冰用與導線相互平行且共節點的管梁單元（B31）模擬，如圖2（b）所示。每個懸垂絕緣子串用1個空間梁單元模擬。

圖1中所示F（t）為模擬機械除冰所施加的沖擊載荷，加載時間和卸載時間分別為0.1 s和0.001 s。數值模擬時，首先計算導線在自重和覆冰載荷作用下的靜力平衡狀態，再施加沖擊載荷模擬除冰過程。

表1 導線A3/S3A－732/92的物理力學參數Tab.1 Physical and mechanical parameters of conductor A3/S3A－732/92

圖2 覆冰附著模擬Fig.2 Finite element modeling of conductor accreted with ice

2.2 覆冰破壞的模擬

為定義覆冰的多孔彈性本構關系，并刪除覆冰破壞單元，用FORTRAN語言編寫了用戶材料子程序VUMAT。在模擬機械除冰過程中，子程序VUMAT不斷計算和更新覆冰單元的應力，并由最大拉應力強度準則判斷覆冰單元的破壞，當單元應力大于等于拉伸應力極限時即將該單元刪除。VUMAT子程序的具體流程如下：

（1）從ABAQUS主程序中讀入上一增量步結束時的應力張量σold、狀態變量StateOld（nblock，nstatev）和本增量步的應變增量dε。

（2）計算相應無孔隙冰的彈性柔度矩陣和剛度矩陣。

（3）根據式（2）求硬霧凇的有效柔度張量，并求逆得其有效剛度矩陣。

（4）更新覆冰單元積分點的應力。

（5）覆冰單元失效判定及刪除破壞單元。當覆冰單元的拉應力σll大于拉伸強度時，更新狀態變量state-New（nblock，nstatev）=0，即刪除該覆冰單元。反之，stateNew（nblock，nstatev）=1，即保留該覆冰單元。

（6）更新內能和非彈性耗散能。

（7）分析步時間（STEPTIME）和總時間（TOTALTIME）判定，時間結束即結束主程序，否則進入下一個時間步迭代。

3 計算結果及分析

3.1 孤立檔除冰

以檔距200 m，導線安裝應力為34.33 MPa的孤立檔為研究對象。覆冰厚度取10 mm、距離導線左端6 m處施加不同幅值的沖擊載荷，研究覆冰采用橫觀各向同性多孔彈性模型和各向同性彈性模型時除冰率的差異，并進一步討論除冰時的溫度和冰的孔隙率對除冰效果的影響。覆冰多孔彈性模型中孔隙率取φ=0.13，環境溫度T=263.16 K，代入式（4）、（2）即可確定冰的本構方程。此外，數值計算表明，當模擬導線的索單元和模擬冰的管梁單元長度取0.2 m時，能保證計算結果單元收斂性。

圖3所示為在沖擊載荷作用下，采用不同覆冰本構模型計算得到的除冰率隨沖擊載荷大小的變化。從圖中曲線可見，覆冰為多孔彈性體時的除冰率遠大于彈性體時的值，由定性分析這是合理的。如沖擊載荷幅值為6 kN時，采用多孔彈性模型時導線上覆冰完全脫落，而采用彈性體模型時除冰率僅為45.4%，兩者差異明顯。

現在考察除冰時的溫度對除冰率的影響。保持孔隙率φ=0.13，模擬三種不同溫度下的除冰過程，結果如圖4所示?？梢?，在計算的溫度范圍內，溫度對除冰率的影響非常小。

圖5所示為不同孔隙率下除冰效果的對比?？梢?，在相同條件下，除冰率隨孔隙率的增大而增加，這是由于覆冰拉伸強度σc隨孔隙率φ的增加迅速減小，即相同載荷作用下覆冰更易破壞而脫落。

3.2 連續檔除冰

前面討論了覆冰的本構模型、孔隙率和溫度對孤立檔除冰過程的影響，下面采用橫觀各向同性多孔彈性覆冰模型，在孔隙率φ=0.13和溫度T=263.16K的條件下，模擬研究連續檔覆冰導線受沖擊載荷作用下的除冰過程。

3.2.1 三檔連續檔典型除冰過程數值模擬

現以檔距200 m的三檔連續檔為例，參見圖1。假設覆冰厚度10 mm，在距離第二檔左端6 m處施加8 kN沖擊載荷，數值模擬沖擊載荷下的除冰過程。圖6所示為數值模擬得到的除冰過程示意圖。可見，加載過程中載荷作用點附近的覆冰已開始脫落，見圖6（b）。覆冰在開始一段時間內從左向右依次脫落，這是由于此時彎曲應力占主導地位，導致覆冰的軸向應力超過強度極限而發生破壞。同時，由于懸垂絕緣子串1向右偏擺，第1檔導線左端覆冰的軸向拉伸應力超過拉伸強度而脫離導線，見圖6（d）。同理，絕緣子串2向左偏擺導致第3檔右端部分覆冰脫落，見圖6（e）。

圖6 沖擊載荷作用下除冰過程模擬圖Fig.6 De-icing process of iced conductor under shock-load

圖7所示為8 kN沖擊載荷作用下兩個懸垂絕緣子串水平偏擺的時程曲線。沖擊載荷作用下導線中將產生橫波和縱波［7］，在連續檔的懸垂絕緣子串處，波的一部分將反射，另一部分將傳播到相鄰檔。波沿線路方向反復傳播和相互作用，并逐漸衰減直至最終消失，這是一個非常復雜的過程。此外，從圖7可見，由于懸垂絕緣子串2離載荷施加點較遠，其運動響應滯后于懸垂絕緣子串1。該兩懸垂絕緣子串偏擺的最大值出現在大部分冰脫落之后，這與脫冰后導線張力的變化有關。

圖7 沖擊載荷作用下懸垂絕緣子串水平偏擺位移曲線Fig.7 Horizontal displacements of suspension insulator strings under shock-load

3.2.2 不同檔數情況下除冰效果對比

現模擬分析檔距200 m，檔數分別為1，3，5三種情況下的除冰效果。假設覆冰厚度10 mm，距離中間檔左端6 m處施加沖擊加載。不同沖擊載荷大小作用下不同檔數線路除冰率結果如表2中所列。可見，沖擊載荷作用檔的除冰率最大；相同除冰載荷作用下檔數越少除冰效果越好，說明鄰檔導線和懸垂絕緣子串對除冰效果的影響較大。下面以三檔耐張段覆冰導線為研究對象，模擬研究沖擊載荷大小、檔距和覆冰厚度等對除冰效果的影響。

表2 不同檔數下除冰效果的對比Tab.2 Rate of de-icing in the cases of different number of spans

3.2.3 除冰載荷幅值的影響

針對三檔耐張段，假設檔距為200 m，覆冰厚度為10 mm，距離第二檔左端6 m處施加大小不同的除冰沖擊載荷，模擬研究載荷幅值對除冰效果的影響。載荷的加載和卸載時間仍然分別為0.1 s和0.001 s。

圖8所示為各檔除冰率隨沖擊載荷載幅值的變化曲線?？梢?，加載檔的除冰效率最大，且隨沖擊載荷幅值的增加而增大。加載檔的覆冰在沖擊載荷幅值為7kN時全部脫落，而相鄰檔的除冰率相對較小。

圖8 沖擊載荷幅值對除冰效果的影響Fig.8 Rate of de-icing varies with amplitude of shock load

3.2.4 檔距的影響

針對前述三檔耐張段模型，保持載荷幅值為6 kN，模擬研究不同檔距下的除冰效果。表3所列為不同檔距下各檔的除冰率?？梢园l現，各檔除冰率隨檔距的增加而減小，而且檔距對加載檔的除冰效果影響最大。因此，為達到較好的除冰效果，大檔距覆冰輸電線需施加更大的沖擊載荷。

表3 不同檔距下覆冰導線各檔的除冰率Tab.3 Rate of de-icing in different span length

3.2.5 覆冰厚度的影響

最后，針對三檔耐張段，保持檔距200 m和載荷大小6 kN不變，模擬5 mm、10 mm、15 mm和20 mm四種不同覆冰厚度情況下的除冰效果。模擬得到的各檔的除冰率如表4所列。可見，覆冰厚度越小除冰率越大，且加載檔的除冰效果同樣好于其它相鄰檔。因此，為達到較好的除冰效果，實際除冰時應在較大覆冰厚度形成前及時除冰。

表4 不同覆冰厚度下的除冰率比較Tab.4 Rate of de-icing in different ice thickness

4 結論

本文采用橫觀各向同性多孔彈性覆冰模型，利用ABAQUS軟件數值模擬研究覆冰導線的機械除冰過程，得到如下結論：

（1）采用與實際更接近的橫觀各向同性多孔彈性覆冰模型，在相同除冰條件下得到的除冰率要高于將覆冰簡化為各向同性彈性模型時的除冰率。

（2）除冰時的溫度對除冰效果的影響較小，但除冰率隨覆冰孔隙率的增大而增加。

（3）對于連續檔覆冰導線，鄰檔導線和絕緣子串偏擺對除冰效果的影響較大，相同條件下，多檔耐張段需要施加更大的沖擊載荷才能達到較好的除冰效果。

（4）除冰沖擊載荷越大，除冰效果越好，但實際實施時需考慮導線及桿塔等的承載能力。

（5）檔距對除冰效果的影響明顯，檔距較大時需要施加更大的沖擊載荷進行除冰。

（6）導線上覆冰厚度越小越容易除冰，為達到好的除冰效果，應在覆冰厚度較小時及時除冰。

值得一提的是，本文的目的是通過數值模擬對機械式沖擊除冰方法的可行性進行研究，為下一步的深入研究確定方向。尚需開展模擬試驗以驗證方法的正確性和可行性。

［1］劉和云.架空導線覆冰防冰的理論與應用（第二版）［M］.北京：中國鐵道出版社，2001.

［2］Montambault S，Cote J S，Louis M.Preliminary results on the development of a teleoperate compact trolley for live-line working［C］. Proceedings ofIEEE 9th International Conference on Transmission and Distribution Construction，2000：21-27.

［3］王 超，魏世民，廖啟征.高壓輸電線上除冰機器人的系統設計［J］.機械工程與自動化，2010（1）：148-149.

［4］Leblond A，Lamarche B，Bouchard D，et al.Development of a portable de-icing device for overhead ground wires［C］.Canada：Proceedings of the 11th IWAIS，2005：399-404.

［5］ Kálmán T.Dynamic behavior of iced cables subjected to mechanic shocks ［D］. Quebec ：University of Quebec，2007.

［6］陳繼東，張 予，劉曉虎.輸電線路機械震動除冰裝置仿真研究［J］.電瓷避雷器，2009（5）：5-8.

［7］陳科全，嚴 波，張宏雁.沖擊載荷下導線覆冰脫落過程的數值模擬［J］.應用力學學報，2010，27（4）：761-766.

［8］嚴 波，陳科全，祖正華，等.覆冰四分裂導線除冰過程模擬研究［J］.振動與沖擊，2011，30（11）：101-105.

［9］Cole D M.Strain-rate and grain-size effects in ice［J］.Journal of Glaciology，1987，33（155）：274-280.

［10］ Eskandarian M.Ice shedding from overhead electrical lines by mechanical breaking：a ductile model for viscoplastic behaviour of atmospheric ice［D］.Quebec：University of Quebec，2005.

［11］ Druez J，Louchez S，Bouchard G.Study of ice shedding phenomenon on cables［C］.Proceedingsofthe 9th International Conference of Offshore Mechanics and Arctic Engineering，1990：143-148.

［12］ Petrovic J J.Review.mechanical properties of ice and snow［J］.Journal of Materials Science，2003，38（1）：1-6.

［13］ Zheng M，Zheng X，Luo Z J.Fracture strength of brittle porous materials ［J］.International Journal of Fracture，1992，58（3）：51-55.

［14］Barbieri N，Honorate D S J O，Barbieri R.Dynamic analysis of transmission line cables，Part II-damping estimation［J］.Mechanical Systems and Signal Processing，2004，18（3）：671-681.

［15］ Yan B，Lin X S，Luo W，et al.Numerical study on dynamic swing of suspension insulator string in overhead transmission line under wind load［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2010，25（1）：248-259.