Une étude préliminaire sur la contrainte de toron de ligne de transmission en tension établissant

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 9473 (2022) Citer cet article

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Les lignes de transmission souffrent souvent de dommages aux conducteurs pendant le fonctionnement, dont la plupart sont causés par une contrainte locale excessive des torons en aluminium. Cependant, l'une des causes d'endommagement du conducteur peut être la tension qui s'écoule au passage de la poulie. Dans le même temps, il existe relativement peu de recherches sur les dommages du conducteur causés par le passage de la poulie. Par conséquent, cet article étudie les caractéristiques de contrainte inter-brins du brin d'aluminium lorsque la tension qui s'écoule passe à travers la poulie. L'influence de l'angle d'enveloppe, de la charge de traction et du frottement sur les caractéristiques de contrainte entre les torons d'aluminium est étudiée par simulation numérique. Les résultats montrent que la contrainte équivalente de la couche neutre du toron d'aluminium est faible, et la contrainte équivalente maximale apparaît à la position de contact du toron adjacent. Plus l'angle d'enveloppe et la charge de tension des torons d'aluminium sont grands, plus la contrainte équivalente dans la section transversale est élevée. De plus, le frottement entre les torons d'aluminium a un certain effet sur la réduction de la contrainte équivalente dans la section transversale. La contrainte équivalente du toron d'aluminium augmente de la couche externe vers la couche interne, de sorte que le toron d'aluminium interne est plus susceptible d'être endommagé que la couche externe. Enfin, l'expérience et la simulation ont toutes deux été poursuivies, puis il est montré que la valeur de la contrainte dans la section correspondante a une bonne cohérence.

Le fonctionnement normal et stable des lignes de transmission aériennes est la partie la plus importante de l'ingénierie des lignes. Il est assez important de réduire les dommages du conducteur et le défaut de la ligne de transmission dans la protection de la sécurité de la ligne de transmission1,2,3,4,5. Cependant, lors du fonctionnement de la ligne de transmission, des dommages aux conducteurs se produisent souvent. La plupart des cas montrent que le toron en aluminium est sous l'action de charges multiples, ce qui rend la contrainte locale du toron en aluminium trop importante, entraînant l'endommagement et la rupture du conducteur6,7,8,9. Cependant, l'endommagement du conducteur peut également être dû à la contrainte locale importante qui a été générée lors de la construction et de la pose du conducteur, voire à l'endommagement partiel du toron en aluminium. À l'heure actuelle, la plupart des recherches sur les dommages aux conducteurs se concentrent sur le conducteur fonctionnant dans des conditions de travail complexes, tandis que les recherches sur les dommages aux conducteurs dans la construction payante en tension, en particulier dans le processus de passage de poulie, sont moindres, et les recherches sur les conducteurs pertinents. les modèles et les théories mécaniques sont relativement faibles10,11. Par conséquent, il est très nécessaire d'étudier l'influence de la tension s'étendant sur le conducteur. Dans le même temps, cette étude est d'une grande importance pour les travailleurs de l'électricité pour protéger le conducteur de transmission12.

Les chercheurs du monde entier ont commencé à étudier la technologie de construction de la mise en tension et les caractéristiques de contrainte du conducteur depuis longtemps13,14,15. À l'heure actuelle, la technologie pertinente est relativement avancée. Dans le même temps, il existe de nombreuses méthodes de recherche, telles que la preuve du raisonnement théorique, l'analyse par simulation par éléments finis d'un modèle mathématique et la comparaison de la vérification de test spécifique, etc. Zhou et al.16 ont étudié la relation entre la taille de le fond de la fente et l'usure du conducteur, et propose quelques suggestions utiles pour la taille du fond de la fente de la poulie de cordage. Raoof et al.17 ont proposé les principales caractéristiques et quelques nouvelles avancées du modèle d'analyse des torons d'acier à structure multicouche réelle. Ces résultats montrent les forces de contact indirect entre les torons, les couches et les déplacements relatifs des torons dans la structure en spirale à extrémités fixes. Nawrocki et al.18 ont établi le modèle de toron de câble métallique en utilisant un logiciel d'éléments finis pertinent et ont appliqué une force axiale et une charge combinée axiale et de torsion pour étudier les caractéristiques de contrainte de chaque couche de câble métallique et entre les torons. Sarma et al.19 ont souligné que la ligne de transmission générera une couronne et produira un effet de champ électrique, des interférences radio et d'autres situations sur les zones environnantes de la ligne, causant ainsi des dommages environnementaux. Papailiou et al.20 ont proposé un nouveau type de modèle de conducteur pour étudier les caractéristiques mécaniques des conducteurs aériens. Le modèle a pris en compte le frottement et le glissement entre les torons lors du processus de pliage, a dérivé la formule de calcul pertinente et a vérifié l'exactitude du modèle par des tests pertinents. Kenta21 a prolongé la recherche basée sur Papailiou K. et al. compte tenu du processus de transition de l'état d'adhérence à l'état de glissement entre les couches de toronnage, le processus de flexion pure du câble a été simulé et testé sans tension axiale. Afin d'obtenir les facteurs d'influence de la variation de la rigidité en flexion du conducteur, à travers les méthodes de simulation par éléments finis, de calcul théorique et de mesure expérimentale, la rigidité en flexion du conducteur sous la charge de traction a été analysée en détail par Yang et al .22,23,24,25. En prenant comme objet de recherche un conducteur à âme composite en fibre de carbone de grande section de 1660 mm2, Wan et al. conducteur central passe à travers la poulie avec différents diamètres inférieurs.

Sur la base des recherches ci-dessus, des réalisations théoriques et une expérience extraordinaires ont été réalisées dans la construction de lignes de transmission, la technologie de détermination de la tension et les caractéristiques de contrainte des conducteurs, évidemment. Cependant, le problème de l'endommagement des conducteurs lors de la construction de la récupération de la tension n'est toujours pas parfaitement résolu. Dans le même temps, les recherches principalement sur les caractéristiques de contrainte du conducteur sont basées sur le modèle de l'ensemble du conducteur, qui ne peut pas analyser clairement l'état de contrainte entre les brins à l'intérieur du conducteur. Par conséquent, à travers un modèle de conducteur relativement simplifié, le logiciel de simulation numérique ABAQUS est parfaitement mis en œuvre pour analyser le comportement mécanique du conducteur passant dans la poulie pendant le processus de dénouement de la tension, puis étudie les caractéristiques de contrainte inter-brins du toron en aluminium à l'état de flexion. . Ensuite, la contrainte du toron d'aluminium sous l'état de flexion est analysée en simulant la situation du conducteur repassant la poulie à travers l'essai, afin de fournir une certaine base théorique pour la construction de compensation de tension.

Dans la construction de compensation de tension, le conducteur traversera le bloc de compensation à chaque tour. Comme la poulie induit l'extrusion et la flexion du conducteur, la déformation en flexion et les contraintes locales peuvent être stimulées, de sorte que le conducteur traversant le bloc est un processus relativement vulnérable de toron d'aluminium dans la construction de compensation de tension. Par conséquent, lorsque l'on se concentre sur les caractéristiques de contrainte de la ligne de transmission en tension, il est nécessaire d'analyser d'abord le processus de contrainte du conducteur passant la poulie.

Lorsque le conducteur est mis en tension, la charge de tension ne dépassera pas 16% RTS du conducteur nominal et l'angle d'enveloppe entre le conducteur et la poulie ne dépassera généralement pas 30. Selon cette condition de travail, l'analyse mécanique du conducteur passant la poulie est effectuée, comme illustré à la Fig. 1 ci-dessous.

Diagramme de force du conducteur passant par la poulie.

Dans la Fig. 1, le conducteur sera exercé par trois types de charges lors de la tension qui s'écoule et passe la poulie :

PD est la pression de la poulie sur le conducteur. La formule suivante peut être utilisée pour le calcul :

F est la charge sur le conducteur dans le sens axial lors de la mise en tension. La contrainte de traction dans la direction axiale peut être obtenue comme suit :

σw est la contrainte de flexion du toron lors du passage du conducteur dans la poulie. Elle peut être exprimée par la formule de Bach28 :

Dans ces équations, G(N) est la gravité du conducteur sur la poulie ; R(mm) décrit le rayon inférieur de la poulie ; α(°) désigne l'angle d'enveloppe du conducteur traversant la poulie ; B(mm) exprime la largeur de contact entre le conducteur et la poulie, et nous prenons généralement un tiers du diamètre du conducteur ; σL(MPa) est la contrainte de traction du conducteur dans la direction axiale ; La zone de section du toron en aluminium est définie par A(mm2); δ(mm) est le diamètre d'un seul brin en aluminium du conducteur ; K1 est le coefficient caractéristique de contrainte de flexion et on pourrait prendre le coefficient empirique K1 = 0,375 ; E est le module d'élasticité de l'aluminium ; DS(mm) est la valeur calculée du diamètre inférieur de la gorge de la poulie.

On suppose qu'il n'y a pas de précontrainte sur la section de toron alors que l'ACSR n'est pas soumis à une force extérieure. Comme le montre la figure 2, un segment de micro-élément est découpé dans la poutre soumise à une flexion pure, et les axes de coordonnées y et x sont respectivement établis le long de l'axe de symétrie longitudinal et de l'axe neutre de la section. Une fois la poutre courbée, la droite ab devient l'arc a'b'. Si l'angle relatif entre Sect. 1-1 et Sect. 2-2 est dθ, et le rayon de courbure de la couche neutre est ρ, alors la déformation normale de la ligne droite ab peut être obtenue.

Sur la base de la loi de Hooke, nous pouvons obtenir la contrainte normale à la distance y de l'axe neutre sur la section transversale

De même, en supposant que le rayon de courbure est connu au niveau de la section du toron lorsque le toron est soumis à une charge de flexion, la contrainte normale correspondante peut être calculée selon l'équation ci-dessus. La figure 3 décrit le modèle spatial d'un toron de conducteur en état de flexion. où r est le rayon de la couche de toronnage où se trouve le toron, D est le diamètre de courbure du toron, φ est l'angle entre la ligne entre le centre de la section du toron et le centre de section du toron et le rayon de courbure du toron, et θ est l'angle entre le rayon de courbure et l'axe y dans le plan de départ du toron. Ensuite, nous pouvons obtenir l'équation des paramètres de la bobine comme suit :

avec l'incrément dθ de l'angle inclus θ de la section de toron, l'axe du toron augmente de dl, et l'incrément de l'axe du toron est dL, comme illustré à la Fig. 4.

Schéma de déformation géométrique en flexion pure du faisceau de micro éléments.

Schéma de flexion du conducteur.

Diagramme d'incrément d'axe de toron.

Ensuite, nous pouvons obtenir des formules connexes comme suit :

A partir de ces équations, on obtient :

Ensuite, selon les Éqs. (7)–(9), l'équation suivante peut être donnée :

Donc Éq. (11) peut être obtenu en intégrant l'Eq. (dix)

Combiner les éq. (6) et (11), nous pouvons obtenir les dérivées première et seconde de l'équation des paramètres curvilignes, qui peuvent être considérées comme l'équation analytique du mouvement curviligne d'un point dans l'espace. Ensuite, les dérivées première et seconde de l'équation des paramètres curvilignes sont respectivement la vitesse et l'accélération. Dans le même temps, l'éq. (14) peut être donnée à partir des équations. (12) et (13) simultanément.

Parce que l'expression de la courbure est trop compliquée, il convient d'utiliser la méthode numérique pour résoudre sa valeur correspondante. La courbure en un certain point de n'importe quel brin dans un brin avec un rayon de courbure fixe peut être obtenue à partir de l'Eq. (14), et la contrainte à n'importe quelle position sur cette section du toron peut être obtenue selon l'Eq. (5).

En raison de la structure spéciale de l'ACSR, la contrainte interne du conducteur est très compliquée lorsqu'elle est supprimée par une charge externe. Par conséquent, lors de l'établissement du modèle de conducteur, nous devons faire les hypothèses nécessaires pour obtenir un modèle de conducteur relativement simplifié. Dans cet article, les hypothèses suivantes sont proposées pour le modèle conducteur29,30,31.

Hypothèse de symétrie

La structure de l'ACSR détermine la symétrie entre les brins et la similitude entre les couches adjacentes. Ainsi, il peut être utilisé pour étudier un seul brin afin de l'étendre à la même couche de brin, puis d'étudier la couche de brin adjacente, de manière à l'étendre à toutes les couches de brin.

Fin de l'hypothèse

Pour l'étude d'une section de conducteur, on peut considérer qu'une extrémité du conducteur est fixe, et l'autre extrémité ne possède que des degrés de liberté axiaux. Cette hypothèse est principalement appliquée en fonction de la situation réelle.

Hypothèse de contact conducteur

Selon la structure géométrique de l'ACSR, on peut considérer que le type de contact entre le brin central et le brin adjacent est le contact linéaire, le type de contact entre les mêmes brins est le contact linéaire et le type de contact entre les brins adjacents est le contact ponctuel. .

Hypothèse de l'angle d'hélice

Sous l'action de la charge, l'ACSR aura une torsion relativement faible, mais le changement d'angle de torsion est très faible, de sorte que le petit changement d'angle de spirale peut être ignoré.

Hypothèse de section transversale

Au cours du processus de tension, le conducteur s'étirera ou se pliera en raison de la charge externe complexe, mais la dimension radiale du conducteur change relativement peu, on peut donc supposer que la dimension de la section transversale de l'ACSR ne change pas.

Sur la base de la base théorique de ce chapitre, l'influence de l'angle d'enveloppe, de la charge de tension et du frottement sur les caractéristiques de contrainte du toron d'aluminium peut être discutée. Par conséquent, afin de mener des recherches plus approfondies, il est nécessaire d'établir un modèle de conducteur raisonnablement simplifié et de considérer les aspects suivants :

Traitement simplifié de l'âme intérieure en acier

La plupart des dommages du conducteur sont les dommages du toron en aluminium, de sorte que les caractéristiques de contrainte du toron en aluminium doivent être prises en compte dans l'étude des caractéristiques de contrainte du conducteur. Sur la base de cette simplification, l'âme intérieure en acier du conducteur peut être simplifiée en un cylindre rigide, puis les caractéristiques de contrainte entre les torons de chaque couche de toron en aluminium du conducteur peuvent être étudiées.

Considération du modèle de construction étape par étape

Lorsque l'ensemble du modèle de conducteur est utilisé pour étudier les caractéristiques de contrainte du conducteur, il n'est pas clair d'analyser les caractéristiques de contrainte de chaque couche du toron d'aluminium. Par conséquent, il peut être envisagé de construire le modèle conducteur en deux étapes, c'est-à-dire d'établir la même couche du modèle de brin et la couche adjacente du modèle de brin pour la recherche. Ensuite, les caractéristiques de contrainte de la partie toron en aluminium de l'ensemble du conducteur peuvent être obtenues par induction et récursivité.

Traitement simplifié du même modèle de brin de couche

Le conducteur a la symétrie de structure. Lors de la construction du même modèle de brin de couche, le noyau en acier interne peut être simplifié en un cylindre rigide, et trois modèles de brins adjacents d'une seule couche peuvent être construits pour la recherche. Ce modèle peut indiquer directement l'état de contrainte d'un même pli en état de flexion.

Modèle de traitement simplifié des brins de la couche adjacente

Compte tenu du contact, du frottement, de l'extrusion et d'autres facteurs entre les couches de torons en aluminium, le noyau en acier interne peut être simplifié en un cylindre rigide, puis les torons en aluminium internes peuvent être construits à l'extérieur du noyau en acier. Dans le même temps, le modèle monocouche à trois brins d'aluminium adjacents peut être construit au niveau de la couche la plus externe pour la recherche. Ce modèle peut mieux refléter que dans l'état de flexion, en raison de l'extrusion du conducteur interne Distribution des caractéristiques de l'état de contrainte provoqué par le contact.

Processus de recherche des caractéristiques de contrainte du toron d'aluminium

Une fois le modèle de conducteur établi, les caractéristiques de contrainte du toron d'aluminium sont étudiées par une analyse de simulation numérique. Enfin, l'essai mécanique et l'analyse de simulation de contrainte du conducteur passant dans la poulie peuvent être effectués sur la base de la plate-forme d'essai du groupe de recherche.

Afin d'étudier les caractéristiques de contrainte du toron d'aluminium sous différents angles d'enveloppe, différentes charges de tension et différentes conditions de frottement lorsque l'ACSR passe à travers la poulie. En prenant le JL/G2A-400–45/7 ACSR comme objet de recherche et en utilisant la commande helix dans SolidWorks, nous pouvons établir le modèle de la même couche de toron et le modèle de la couche de toron adjacente pour une recherche et une analyse pertinentes. La longueur du conducteur est prise à 200 mm et le modèle de conducteur est illustré à la Fig. 5.

Schéma simplifié étape par étape du modèle de conducteur (a) Le même modèle de brin de couche ; (b) Modèle de brins de couche adjacente.

Après la construction du modèle de conducteur, un modèle de poulie approprié est établi. La poulie adopte un type à rainure en R unique et le diamètre du fond de la rainure est DC = 560 mm. Il est ensuite importé dans ABAQUS pour une analyse de simulation (comme illustré à la Fig. 6). On peut voir qu'il existe de nombreuses interactions entre les composants du modèle, donc lors de la définition de la corrélation, la méthode dynamique peut être utilisée pour générer automatiquement l'interaction entre les composants. Le comportement tangent de l'attribut de contact est défini comme fonction de pénalité et le comportement normal est sélectionné par défaut. Lorsque le modèle est résolu, le maillage c3d8r est utilisé pour contraindre tous les degrés de liberté d'une extrémité du conducteur, et l'autre extrémité ne retient que les degrés de liberté dans la direction axiale, puis la charge de déplacement est appliquée au conducteur par la voie de l'extrusion de la poulie.

Modèle d'éléments finis du conducteur passant par la poulie (a) Le modèle du même brin de couche passant par la poulie ; (b) Le modèle des brins de la couche adjacente passant par la poulie.

Afin d'étudier les caractéristiques de contrainte du toron d'aluminium sous différents angles d'enveloppe, différentes charges de tension et différentes conditions de frottement lorsque l'ACSR passe à travers la poulie. En prenant JL / G2A-400–45/7 ACSR comme objet de recherche, le même modèle de brins de couche et le modèle de brins de couche adjacents sont établis pour la recherche et l'analyse pertinentes.

Le JL/G2A-400–45/7 ACSR est composé de 7 torons en acier et 45 torons en aluminium, qui sont torsadés en 5 couches, avec un diamètre extérieur de 26,88 mm. Les paramètres pertinents de chaque couche de conducteur sont indiqués dans le tableau 1.

Lorsque le conducteur passe à travers la poulie, il sera plié et déformé, et la contrainte de flexion correspondante sera générée dans le toron en aluminium. Afin de simplifier le processus du conducteur passant la poulie et de faciliter l'analyse de simulation numérique, le modèle de conducteur peut d'abord être établi, puis les caractéristiques de contrainte du toron en aluminium à l'état de flexion peuvent être étudiées en déplaçant progressivement la poulie pour extruder le conducteur. L'analyse simplifiée du modèle de poulie transversale spécifique est illustrée à la Fig. 7.

Analyse du processus du conducteur passant la poulie.

Dans la Fig. 7, la méthode de calcul spécifique de chaque paramètre est la suivante (unité : mm) :

où a décrit la moitié de la projection de la section de contact de la poulie et du conducteur dans la direction horizontale ; b exprime la projection horizontale de la position tangente de la poulie et du conducteur à une extrémité du conducteur ; c désigne la distance horizontale entre le centre de la poulie et une extrémité du conducteur ; d est la distance entre la position tangente de la poulie et du conducteur et une extrémité du conducteur ; e est la moitié de la longueur de l'arc correspondant à l'angle enveloppe ; La distance de déplacement de la poulie est définie par f ; θ est la moitié de l'angle d'enveloppe ; DC est le fond de rainure du diamètre de la poulie.

Étant donné que la contrainte du toron d'aluminium est principalement affectée par l'angle d'enveloppe entre le conducteur et la poulie, la charge de tension et le frottement entre les torons lorsque le conducteur traverse la poulie, l'influence de ces trois aspects sur la contrainte de l'aluminium brin doit être étudié dans l'analyse de simulation de l'état de contrainte du même brin de couche.

En raison de l'influence de la contrainte locale causée par la contrainte fixe de la face d'extrémité, afin d'étudier les caractéristiques de contrainte du toron d'aluminium, trois sections du même modèle de toron de couche sont sélectionnées pour l'analyse des contraintes : la position de la contrainte maximale, la position de 0,5 fois diamètre primitif et la position de 1 fois le diamètre primitif. Le coefficient de frottement est de 0,1. La charge de tension est de 20 % de la résistance à la traction nominale, l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie est de 15 ° et le diagramme de nuage de contrainte équivalente (contrainte de von-Mises) est illustré à la Fig. 8.

Diagramme de nuage de contrainte équivalente du toron d'aluminium à 20 % RTS (a) Diagramme de nuage de contrainte équivalente à la contrainte maximale ; (b) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes à 1 fois le diamètre primitif ; (c) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes à 0,5 fois le diamètre primitif ; ( d ) Diagramme global de nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium.

L'angle d'enveloppe entre le conducteur et la poulie est modifié à des fins d'analyse et de comparaison, et les résultats sont présentés dans le tableau 2.

Selon l'analyse comparative des résultats de simulation ci-dessus, on peut voir que sous la charge de tension de 20% RTS, la contrainte équivalente dans la section transversale du toron d'aluminium diminue de la position du bord à la couche neutre, et la contrainte équivalente maximale est situé à la position de contact du toron en aluminium et du noyau en acier. Par conséquent, il existe une forte possibilité d'endommagement du toron d'aluminium et plus l'angle d'enveloppe entre le conducteur et la poulie est grand, plus la contrainte interne du toron d'aluminium est élevée.

Sous la condition d'un certain angle d'enveloppe, l'influence de la charge de traction sur les caractéristiques de contrainte des torons en aluminium à l'état de flexion peut être étudiée. De la même manière, trois sections du modèle de conducteur sont sélectionnées pour l'analyse des contraintes : la position de la contrainte maximale, la position de 0,5 fois le diamètre primitif et la position de 1 fois le diamètre primitif. Le coefficient de frottement est de 0,1. La charge de tension est de 10 % de la résistance à la traction nominale, l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie est de 15 ° et le diagramme de nuage de contraintes équivalent est illustré à la Fig. 9.

Diagramme de nuage de contrainte équivalente du toron d'aluminium à 10 % RTS (a) Diagramme de nuage de contrainte équivalente à la contrainte maximale ; (b) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes à 1 fois le diamètre primitif ; (c) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes à 0,5 fois le diamètre primitif ; ( d ) Diagramme global de nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium.

La charge de tension est modifiée à des fins d'analyse et de comparaison, et les résultats sont présentés dans le tableau 3.

Selon la comparaison et l'analyse des résultats de simulation ci-dessus, sous la condition d'un angle d'enveloppe de 15° entre le conducteur et la poulie, la valeur de contrainte dans la section transversale du toron en aluminium diminue de la position du bord à la couche neutre, et plus Plus la charge de traction sur le toron d'aluminium est importante, plus la contrainte interne sur le toron d'aluminium est grande, mais l'influence de la charge de traction sur le toron d'aluminium est relativement faible par rapport à l'angle d'enveloppe.

Lorsque l'angle d'enveloppe et la charge de tension du conducteur et de la poulie sont fixés, l'influence du frottement sur les caractéristiques de contrainte du toron d'aluminium à l'état de flexion peut être étudiée. Trois sections du modèle de conducteur sont sélectionnées pour l'analyse des contraintes : la position de la contrainte maximale, la position de 0,5 fois le diamètre primitif et la position de 1 fois le diamètre primitif. À ce moment, compte tenu de la situation sans friction. La charge de tension est de 20 % de la résistance à la traction nominale, l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie est de 15 ° et le diagramme de nuage de contraintes équivalentes est illustré à la Fig. 10.

Diagramme du nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium sans frottement (a) Diagramme du nuage de contraintes équivalentes à la contrainte maximale ; (b) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes à 1 fois le diamètre primitif ; (c) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes à 0,5 fois le diamètre primitif ; ( d ) Diagramme global de nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium.

À partir de la Fig. 8, il montre le diagramme de nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium avec frottement. En comparant ensuite le diagramme de nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium avec frottement au cas sans frottement, les résultats sont présentés dans le tableau 4.

Selon la comparaison et l'analyse des résultats de simulation ci-dessus, on peut savoir que lorsque le conducteur est soumis à une charge de tension de 20 % RTS et lorsque le frottement est pris en compte, la valeur de contrainte du toron en aluminium est plus petite par rapport au cas sans tenir compte des frottements. En même temps, il est montré que le frottement entre les brins d'aluminium peut affaiblir dans une certaine mesure la contrainte équivalente dans la section transversale.

Sous l'influence de la contrainte locale causée par la contrainte fixe de la face d'extrémité, afin d'étudier les caractéristiques de contrainte du toron d'aluminium, trois sections du modèle de torons de couche adjacente sont sélectionnées pour l'analyse des contraintes : la position de la contrainte maximale, le point médian et le 0,5 fois le diamètre primitif. Le coefficient de frottement est de 0,1. La charge de tension est de 20 % de la résistance à la traction nominale, l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie est de 15 ° et le diagramme de nuage de contraintes équivalentes est illustré à la Fig. 11.

Diagramme de nuage de contrainte équivalente du toron d'aluminium à 20 % RTS (a) Diagramme de nuage de contrainte équivalente à la contrainte maximale ; (b) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes à la section du point médian ; (c) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes à 0,5 fois le diamètre primitif ; ( d ) Diagramme global de nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium.

L'angle d'enveloppe entre le conducteur et la poulie est modifié à des fins d'analyse et de comparaison, et les résultats sont présentés dans le tableau 5.

Selon l'analyse comparative des résultats de simulation ci-dessus, on peut savoir que sous la charge de tension de 20% RTS, la valeur de contrainte dans la section transversale du toron d'aluminium diminue de la position du bord à la couche neutre, et la contrainte équivalente maximale apparaît dans le toron d'aluminium adjacent à la position de contact et en comparant la contrainte de la même couche de torons, on peut voir que la contrainte équivalente des torons d'aluminium augmente de la couche externe à la couche interne, c'est-à-dire la valeur de contrainte équivalente de la couche extérieure de brins d'aluminium est plus petite, et la valeur de contrainte équivalente de la couche intérieure est plus grande. Par conséquent, la possibilité d'endommager les brins d'aluminium à la position de contact des brins d'aluminium adjacents est plus grande, et les brins d'aluminium intérieurs sont plus facilement endommagés que les brins d'aluminium extérieurs. De plus, d'après le tableau 5, on peut voir que plus l'angle d'enveloppe entre le conducteur et la poulie est grand, plus la contrainte équivalente du toron d'aluminium est grande.

Sous la condition d'un certain angle d'enveloppe, l'influence de la charge de traction sur les caractéristiques de contrainte du toron d'aluminium à l'état de flexion peut être étudiée. De la même manière, trois sections du modèle de brins de couches adjacentes sont sélectionnées pour l'analyse des contraintes : la position de la contrainte maximale, le point médian et le diamètre primitif de 0,5 fois. Le coefficient de frottement est de 0,1. La charge de tension est de 10 % de la résistance à la traction nominale, l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie est de 15 °, et le diagramme de nuage de contraintes équivalentes est illustré à la Fig. 12.

Diagramme de nuage de contrainte équivalente du toron d'aluminium à 10 % RTS (a) Diagramme de nuage de contrainte équivalente à la contrainte maximale ; (b) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes à la section du point médian ; (c) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes à 0,5 fois le diamètre primitif ; ( d ) Diagramme global de nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium.

La charge de tension est modifiée à des fins d'analyse et de comparaison, et les résultats sont présentés dans le tableau 6.

Selon la comparaison et l'analyse des résultats de simulation ci-dessus, on peut savoir que sous l'angle d'enveloppe de 15° entre le conducteur et la poulie, la contrainte équivalente dans la section transversale du toron en aluminium diminue de la position du bord à la couche neutre, et la contrainte équivalente maximale apparaît dans le toron d'aluminium adjacent à la position de contact, et en comparant la contrainte de la même couche de torons, on peut voir que la contrainte équivalente des torons d'aluminium tend à augmenter de la couche externe à la couche interne . De plus, plus la charge de tension sur le toron d'aluminium est grande, plus la contrainte équivalente du toron d'aluminium est grande, mais l'effet de la charge de tension sur le toron d'aluminium est relativement faible par rapport à l'angle d'enveloppe.

Sous la condition que l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie et la charge de traction soient constants, l'influence du frottement sur les caractéristiques de contrainte du toron en aluminium en état de flexion peut être étudiée. Trois sections du modèle de brins de couches adjacentes sont sélectionnées pour l'analyse des contraintes : la position de la contrainte maximale, la position de 0,5 fois le diamètre primitif et la position de 1 fois le diamètre primitif. Dans ce laps de temps, compte tenu de la situation sans frottement, la charge de tension est de 20 % de la résistance à la traction nominale, l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie est de 15 ° et le diagramme de nuage de contraintes équivalent est illustré à la Fig. 13.

Diagramme du nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium sans frottement (a) Diagramme du nuage de contraintes équivalentes à la contrainte maximale ; (b) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes à la section du point médian ; (c) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes à 0,5 fois le diamètre primitif ; ( d ) Diagramme global de nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium.

À partir de la Fig. 11, il montre le diagramme de nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium avec frottement. En comparant ensuite le diagramme de nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium avec frottement au cas sans frottement, les résultats sont présentés dans le tableau 7.

Selon l'analyse comparative des résultats de simulation ci-dessus, on peut savoir que dans la condition où le conducteur est soumis à une charge de tension de 20 % et lorsque le frottement est pris en compte, la valeur de contrainte du toron en aluminium est plus petite par rapport à la cas sans tenir compte du frottement. En même temps, il montre que le frottement entre les brins d'aluminium a un certain effet sur la réduction de la contrainte équivalente dans la section transversale. De plus, la contrainte équivalente dans la section transversale du toron d'aluminium diminue de la position du bord à la couche neutre et la contrainte équivalente maximale est apparue à la position de contact des torons d'aluminium adjacents. En comparant la valeur de contrainte d'une même couche de torons, on constate que la valeur de contrainte équivalente des torons d'aluminium tend à augmenter de la couche externe vers la couche interne.

Afin d'étudier plus avant l'état de contrainte inter-brins de la poulie de passage du conducteur, l'ACSR JL/G1A-630–45/7 sera pris comme objet de recherche. Tout d'abord, sur la base de la plate-forme de test du groupe de recherche, le test de la poulie de passage du conducteur sera effectué et la valeur de contrainte du toron en aluminium dans différentes conditions de travail sera mesurée pour étudier les caractéristiques de contrainte du toron en aluminium. Dans le processus. Ensuite, selon le modèle de conducteur proposé dans cet article, l'analyse de simulation numérique du conducteur traversant la poulie peut être effectuée pour obtenir la situation de contrainte du toron d'aluminium dans la position correspondante sous cet état. Enfin, la simulation et le test sont comparés, ce qui permet de vérifier au préalable le même toron de couche, ainsi que l'étude préliminaire des caractéristiques de contrainte inter-toron du conducteur sous l'état de flexion.

La plate-forme d'essai a une longueur de 4,3 m, une hauteur de 2,3 m et une surface d'environ 9 m2. Le diagramme schématique de la plate-forme d'essai est illustré à la Fig. 14, qui comprend approximativement quatre parties : système de fixation, système de poulie, système de charge de tension et système d'acquisition de signal. Le système de fixation se compose d'un bloc fixe, d'un support mobile et d'une pince rigide, tandis que le système de poulie est composé d'une poulie et d'un dispositif de traction. Ensuite, le dispositif de tension constante est la partie principale du système de charge de tension ainsi que le système d'acquisition de signal est composé d'un capteur de tension et d'un capteur de réseau de Bragg à fibre.

Schéma de la plate-forme d'essais mécaniques.

Lorsque le conducteur est continuellement soumis à une charge de tension, sa structure moléculaire interne produira un allongement permanent et irréversible du fluage. Une fois la charge de tension appliquée au métal, la vitesse d'allongement du fluage est relativement rapide au début, puis ralentit progressivement jusqu'à ce qu'elle s'arrête avec le temps. Pour ACSR, après 48 h de charge de traction, la déformation atteint un état stable. Dans ce test, le conducteur est exercé à 20% RTS par le dispositif à tension constante, puis le test a été lancé après avoir mis le conducteur de côté pendant deux jours. Le schéma de test est le suivant :

Au début, l'ACSR doit être fixé sur la plate-forme de test, puis la plate-forme de test est ajustée pour s'assurer que le conducteur est horizontal. Ensuite, le câble métallique est utilisé pour connecter la poulie avec le boulon à œil. Enfin, des boulons en U sont utilisés pour les verrouiller fermement afin d'éviter que la poulie ne tombe lors de l'essai.

Le capteur à réseau de Bragg à fibre est collé à la surface du brin d'aluminium qui se trouve directement au-dessus de la rainure de la poulie. Ensuite, le signal est renvoyé au démodulateur afin que la longueur d'onde puisse être déterminée par un logiciel informatique.

La charge de tension est imposée au conducteur par le dispositif de tension constante. De plus, la manivelle d'enroulement doit être actionnée pour que le dispositif de traction tire la poulie pour qu'elle monte verticalement. Ensuite, il doit arrêter d'actionner la manivelle d'enroulement lorsque la longueur d'onde va changer. De plus, la longueur d'onde doit être écrite comme longueur d'onde initiale. Enfin, le dispositif de tension constante a pu être actionné pour satisfaire au test.

Grâce au procédé de remplacement de l'angle d'enveloppe par le déplacement, le déplacement associé à différents angles d'enveloppe peut être calculé. Tourner ensuite lentement la manivelle de bobinage pour appliquer le déplacement vertical au conducteur. Il doit être arrêté jusqu'à ce que l'angle d'enveloppe soit satisfait aux exigences du test, puis la longueur d'onde doit être supprimée.

Répétez le processus de test et enregistrez la longueur d'onde des différents angles d'enveloppe. De plus, modifiez la charge de tension et répétez le test trois fois, après cela, le chiffre final du test est une moyenne des trois ensembles de données.

Sur la base du principe du capteur à réseau de Bragg à fibre, la différence de longueur d'onde peut être calculée, puis la micro-tache du brin d'aluminium peut être acquise par transformation de formule. Ainsi, la valeur de contrainte sera obtenue à partir du module d'élasticité de l'aluminium.

Dans cet essai, la JL/G1A-630–45/7 ACSR et une poulie de type à rainure en R simple avec un diamètre de fond de rainure de 550 mm sont utilisées. Les deux sont le véritable conducteur et la poulie utilisés dans la mise en tension réelle, de sorte que le test a une authenticité et une fiabilité élevées, et les résultats du test ont une forte persuasion, et peuvent vérifier au préalable l'exactitude du même modèle de couche et effectuer certaines recherches sur les caractéristiques de contrainte du toron aluminium lors du passage du conducteur par la poulie. La plate-forme d'essai mécanique du conducteur traversant la poulie est illustrée à la Fig. 15.

Plate-forme d'essai mécanique du conducteur passant par la poulie.

Lors du passage de la poulie, le conducteur sera pressé par la rainure de la roue, ce qui entraînera une déformation en flexion. D'après la situation réelle, la contrainte interne du brin d'aluminium dans la moitié supérieure de la gorge de la roue est différente de celle dans la moitié inférieure. Cependant, on peut voir que la courbure du brin d'aluminium dans la moitié inférieure de la rainure est plus grande, tandis que la courbure du brin d'aluminium dans la moitié supérieure est plus petite. De même, selon le principe de transmission de force, la pression d'extrusion des deux parties de brin d'aluminium est fondamentalement la même, de sorte que la contrainte locale différente produite par les deux parties de brin d'aluminium sous la même pression d'extrusion est généralement causée par la courbure différente des deux parties de brin d'aluminium et les différentes variables de forme.

Sur la base de l'analyse ci-dessus, dans le test, seule la contrainte du brin d'aluminium dans la moitié supérieure de la rainure de la roue doit être testée, tandis que l'état de contrainte du brin d'aluminium dans la moitié inférieure peut être équivalent à l'état de contrainte de la moitié supérieure avec une grande courbure. De plus, selon l'hypothèse de symétrie de la structure conductrice et du même modèle de brin de couche, lors du test de la partie supérieure du brin d'aluminium, on peut trouver un brin d'aluminium directement au-dessus à tester et étudier, qui peut répondre aux besoins de ce test et répondre à l'objectif du test. Dans le processus d'acquisition de données, le système d'acquisition de réseau de Bragg à fibre est utilisé. En trouvant la différence de longueur d'onde de la condition de test correspondante, la micro-déformation correspondante est convertie, puis la valeur de contrainte interne du brin d'aluminium dans cette condition est obtenue. Dans le même temps, lors de la disposition des points de mesure du réseau de Bragg à fibre, les contraintes fixes aux deux extrémités du cordon de test entraîneront une contrainte locale sur le brin d'aluminium. Par conséquent, le point de mesure doit être situé au milieu du toron en aluminium. De cette manière, il est possible d'éviter l'erreur de test causée par la contrainte fixe aux deux extrémités du conducteur, de sorte que les données de test sont plus fiables. Les paramètres structuraux du toron d'aluminium à âme en acier JL/G1A-630–45/7 utilisé dans cet essai sont indiqués dans le tableau 8.

Au cours de cet essai, il est évident que les principaux facteurs qui affectent l'état de contrainte interne du toron en aluminium sont l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie et la charge de tension du conducteur pendant la construction de la tension. Par conséquent, selon les besoins et les objectifs de l'essai, l'influence de différents angles d'enveloppe et de différentes charges de tension sur la contrainte du toron en aluminium peut être étudiée dans les conditions de la même portée de conducteur (la portée de conducteur testée ici est L = 1800 mm ).

En raison de la limitation des conditions de test et des erreurs de test inévitables, bien que ce test ne puisse pas être cohérent avec l'angle d'enveloppe du conducteur en train de passer la poulie, ce test a été relativement en mesure de satisfaire la recherche et l'analyse des problèmes connexes. Par conséquent, lors de l'étude de l'influence de l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie sur l'état de contrainte du toron en aluminium, vous pouvez choisir une condition d'essai où l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie est a = 3°, a = 6 °, a = 9°, a = 12° et a = 15°. De même, lors de l'étude de l'influence du conducteur sur l'état de contrainte des torons en aluminium sous différentes charges de tension, les conditions d'essai peuvent être sélectionnées pour la charge de tension T = 0kN et T = 10kN.

Lors de la détermination de l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie, le procédé de déplacement qui a été discuté est mis en œuvre pour contrôler l'angle d'enveloppe. L'angle d'enveloppe est transformé en charge de déplacement dans la direction verticale. L'angle d'enveloppe différent du conducteur et de la poulie peut être obtenu en appliquant différentes charges de déplacement au conducteur à travers la poulie. Les conditions de travail spécifiques dans le test sont les suivantes.

Condition d'essai 1 : la charge de tension du conducteur est T = 0kN.

Lorsque la charge de tension de l'ACSR dans le test est T = 0kN, la longueur d'onde de la fibre optique sous un angle d'enveloppe différent mesuré dans le test et la valeur de contrainte convertie de l'ACSR sont indiquées dans le tableau 9.

Condition d'essai 2 : la charge de tension du conducteur est T = 10 kN.

Lorsque la charge de tension de l'ACSR dans le test est T = 10kN, la longueur d'onde de la fibre optique sous un angle d'enveloppe différent mesuré dans le test et la valeur de contrainte convertie de l'ACSR sont indiquées dans le tableau 10.

Par le test de la valeur de contrainte au point médian du toron d'aluminium dans différentes conditions de travail, les tableaux 9 et 10 sont obtenus. Afin de trouver plus clairement l'influence de l'angle d'enveloppe et de la charge de tension du conducteur sur la contrainte interne du toron d'aluminium, le diagramme de courbe de la contrainte de la section au milieu du toron d'aluminium avec le changement de l'angle d'enveloppe peut être effectuée, lorsque le conducteur est dans la condition d'essai 1 et la condition d'essai 2, comme illustré à la Fig. 16.

Diagramme de la courbe de la contrainte de la section au milieu du toron d'aluminium avec le changement de l'angle d'enveloppe dans la condition d'essai.

Dans la Fig. 16, lorsque la charge de tension dans le test est T = 0kN, avec l'augmentation de l'angle d'enveloppe entre le conducteur et la poulie, la contrainte équivalente au milieu du toron en aluminium augmente également positivement, et la même règle apparaît lorsque la charge de traction est T = 10kN. De plus, on peut voir sur la figure que le graphique linéaire de données obtenu dans la condition de test 1 est généralement inférieur au graphique linéaire de données obtenu dans la condition de test 2, ce qui montre que sous le même angle d'enveloppe, la contrainte de la section au point médian de la ligne de torons en aluminium augmente avec l'augmentation de la charge de tension, mais selon l'analyse de comparaison numérique, il est connu que l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie et la charge de tension du conducteur sont les deux principaux facteurs affectant l'interne contrainte du toron d'aluminium. Et puis l'influence de l'angle d'enveloppe sur la valeur de contrainte des torons d'aluminium est plus évidente que la charge de traction.

Selon le modèle de conducteur proposé dans cet article, combiné au type de poulie utilisé dans cet essai et aux paramètres structurels pertinents de JL/G1A-630–45/7 ACSR, le modèle de conducteur traversant la poulie compatible avec l'essai est établi. Pour ce modèle, afin de comparer avec la situation de test et de gagner du temps de calcul, la longueur du conducteur est prise égale à L = 180 mm. Une fois le modèle établi, il est importé dans ABAQUS pour une analyse de simulation numérique (comme illustré à la Fig. 17). L'interaction entre les parties du modèle est toujours générée automatiquement par la méthode de la dynamique générale. Dans la solution, tous les degrés de liberté sur une face d'extrémité du conducteur sont contraints, et l'autre face d'extrémité ne conserve que les degrés de liberté dans la direction axiale. Ensuite, la charge de tension est appliquée en fonction des besoins du test, et enfin la charge de déplacement est appliquée au conducteur par le biais de la poulie serrant le conducteur.

Modèle par éléments finis du conducteur traversant la poulie lors de l'essai.

Sur la base du modèle, deux conditions de travail du conducteur traversant la poulie dans le test sont simulées, puis le diagramme de nuage de contraintes équivalentes du conducteur traversant la poulie peut être obtenu grâce au post-traitement du logiciel de simulation. Dans l'analyse des résultats des tests comparatifs et l'étude de l'état de contrainte du toron d'aluminium dans cet état de flexion, le toron d'aluminium à la position correspondante dans le test doit être sélectionné pour la recherche. Et dans le processus d'analyse de simulation, il est nécessaire d'effectuer une analyse spécifique correspondant aux conditions de test.

Condition de simulation 1 : la charge de tension du conducteur est T = 0kN.

En raison de l'influence de la contrainte locale causée par la contrainte fixe de la face d'extrémité, lors de l'étude des caractéristiques de contrainte du toron en aluminium sous l'état de flexion du conducteur, afin d'être cohérent avec l'essai, la section au milieu du toron en aluminium est sélectionné pour l'analyse des contraintes, et la charge de tension du conducteur est prise comme T = 0kN, et le diagramme de nuage de contraintes équivalent de différents angles d'enveloppe entre le conducteur et la poulie est illustré à la Fig. 18.

Diagramme de nuage de contraintes équivalentes de la position médiane du toron d'aluminium à une charge de traction de 0 kN (a) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium à un angle d'enveloppe de 3° ; (b) Diagramme de nuage de contrainte équivalent à un angle d'enveloppe de 6° ; (c) Diagramme de nuage de contrainte équivalent à un angle d'enveloppe de 9° ; (d) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes d'un toron d'aluminium à un angle d'enveloppe de 12 ° ; (e) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes d'un toron d'aluminium à un angle d'enveloppe de 15°.

Selon le diagramme de nuage de contraintes équivalent de la simulation numérique, on peut voir que l'état de répartition des contraintes de la position médiane correspondante du toron d'aluminium à différents angles d'enveloppe sous la condition de simulation condition 1. Par conséquent, afin de mieux analyser et comparer la contrainte équivalente dans la section transversale, et afin d'expliquer plus intuitivement le problème, les résultats de cette simulation peuvent être présentés dans le tableau 11.

Condition de simulation 2 : la charge de tension du conducteur est T = 10 kN.

Diagramme de nuage de contraintes équivalentes de la position médiane du toron d'aluminium à une charge de traction de 10 kN (a) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes du toron d'aluminium à un angle d'enveloppe de 3 ° ; (b) Diagramme de nuage de contrainte équivalent à un angle d'enveloppe de 6° ; (c) Diagramme de nuage de contrainte équivalent à un angle d'enveloppe de 9° ; (d) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes d'un toron d'aluminium à un angle d'enveloppe de 12 ° ; (e) Diagramme de nuage de contraintes équivalentes d'un toron d'aluminium à un angle d'enveloppe de 15°.

Selon le diagramme de nuage de contraintes équivalent de la simulation numérique, on peut voir que l'état de répartition des contraintes de la position médiane correspondante du toron d'aluminium est à différents angles d'enveloppe dans la condition de simulation 2. Comme pour la condition de simulation 1, le les résultats de cette simulation peuvent être présentés dans le tableau 12.

Sur la base de l'essai précédent, la simulation numérique du modèle de conducteur proposé dans cet article est utilisée pour simuler l'état de contrainte au point médian du toron d'aluminium sous différentes conditions de travail, et les diagrammes de nuages de contraintes équivalentes sous différents angles d'enveloppe sont obtenus. , et les résultats de la simulation sont présentés dans le tableau 11 et le tableau 12. Afin d'analyser clairement les résultats de la simulation, la même méthode de recherche que les résultats des tests est utilisée pour faire le diagramme de la courbe de la contrainte de la section au milieu de l'aluminium toron avec le changement de l'angle d'enveloppe lorsque le conducteur est dans la condition de simulation 1 et la condition de simulation 2, comme illustré à la Fig. 20.

Diagramme de la courbe de la contrainte de la section au milieu du toron d'aluminium avec le changement de l'angle d'enveloppe dans la condition de simulation.

On peut voir sur le diagramme de nuage de contraintes équivalentes au milieu du toron d'aluminium que la contrainte équivalente dans la section transversale du toron d'aluminium diminue de l'extérieur vers le centre de la section, c'est-à-dire la contrainte dans la couche neutre d'un le brin d'aluminium simple est plus petit et la contrainte au bord est plus grande. La loi cohérente avec les résultats des essais est représentée sur la Fig. 20 : dans les deux conditions de simulation, avec l'augmentation de l'angle enveloppe entre le conducteur et la poulie, la contrainte équivalente au milieu du toron aluminium augmente positivement ; En comparant les données de la condition de simulation 1 et de la condition de simulation 2, on constate également qu'avec le même angle d'enveloppe, la contrainte de la section au milieu du toron en aluminium augmente avec l'augmentation de la charge sur l'axe du conducteur , et l'influence de l'angle d'enveloppe sur la valeur de contrainte du toron d'aluminium est plus évidente que celle de la charge de traction.

Afin d'étudier plus avant les caractéristiques de contrainte du toron d'aluminium dans différentes conditions de travail lorsque le conducteur passe la poulie, et de vérifier au préalable l'exactitude et la rationalité du même modèle de toron de couche. Maintenant, les données obtenues à partir de la condition de simulation 1, de la condition de test 1, de la condition de simulation 2 et de la condition de test 2 sont présentées dans les tableaux 13 et 14, et le diagramme de courbe de la section au milieu du toron en aluminium avec le changement de l'angle d'enveloppe est représenté sur la Fig. 21 dans la condition d'essai 1, la condition d'essai 2, la condition de simulation 1 et la condition de simulation 2.

Comparaison des données de stress dans différentes conditions de travail.

Dans le tableau 13, à l'exception de la condition d'angle d'enveloppe de 3°, l'erreur de simulation et de test est supérieure à 10 %, l'erreur des autres conditions est inférieure à 10 %. Dans le tableau 14, comparant les données de la condition de simulation 2 et de la condition de test 2, toutes les erreurs sont d'environ 5 %. Les raisons de cette erreur peuvent être dues à la précision de l'instrument lui-même, à certaines erreurs de mesure, à des erreurs dans le processus d'acquisition de données et à la précision de l'analyse de simulation numérique. Cependant, on peut savoir que de telles erreurs se situent dans la plage acceptable. Ainsi, dans l'ensemble, la valeur de contrainte de la section au milieu du toron d'aluminium obtenue par la simulation numérique est en bon accord avec la valeur obtenue par l'essai, ce qui montre également que le modèle de conducteur utilisé dans la simulation numérique est relativement juste et raisonnable. Sur la figure 21, on peut également voir que les résultats de la simulation numérique sont en bon accord avec les résultats des tests dans les deux conditions. Qu'il s'agisse de la tendance dans le dessin ou de l'analyse comparative de la simulation et du test, il peut prouver de manière préliminaire que le même modèle de brin de couche proposé dans cet article a une meilleure exactitude et rationalité, ce qui ouvre également la voie à nos recherches ultérieures sur le mécanisme d'endommagement. du chef d'orchestre à l'avenir.

De plus, il ressort des tableaux et du diagramme de courbe dans les deux conditions de travail que l'angle d'enveloppe du conducteur et de la poulie et la charge de traction du conducteur sont les deux principaux facteurs affectant la contrainte interne du toron en aluminium, et l'influence de l'angle d'enveloppe sur la valeur de contrainte du toron d'aluminium est plus évidente que celle de la charge de tension. Par conséquent, dans la construction de la mise en tension, il est nécessaire de prendre de bonnes mesures de protection pour le conducteur dans son ensemble et de minimiser l'angle d'enveloppe entre le conducteur et la poulie dans la plage autorisée. De plus, compte tenu de l'influence de la poulie sur le toron en aluminium, le type raisonnable de poulie dévidoir et la rondelle élastique doivent être placés à la position de contact entre le conducteur et la rainure de la roue pour réduire les dommages de la poulie sur le toron en aluminium .

Afin de discuter des caractéristiques de contrainte inter-brins des brins d'aluminium dans l'état de flexion lorsque le conducteur passe à travers la poulie, le même modèle de brin de couche et le modèle de brin de couche adjacente basés sur des théories et des technologies connexes sont construits. Ensuite, à travers la comparaison et l'analyse de l'essai et de la simulation, les caractéristiques de contrainte du conducteur dans l'état de flexion sont étudiées et la rationalité du modèle est préalablement vérifiée.

Les conclusions suivantes peuvent être tirées de cette étude :

La contrainte équivalente (contrainte de von-Mises) dans la section transversale des brins d'aluminium montre une tendance décroissante de la position du bord à la couche neutre, et la contrainte équivalente maximale apparaît à la position de contact des brins de la couche adjacente.

Plus l'angle d'enveloppe et la charge de tension des torons d'aluminium sont grands, plus la contrainte équivalente dans la section transversale est élevée. De plus, par rapport à l'angle d'enveloppe, la charge de tension a un effet suffisamment faible sur les torons d'aluminium. Le frottement entre les brins d'aluminium a un certain effet sur la réduction de la contrainte équivalente dans la section transversale.

La contrainte équivalente des torons d'aluminium augmente de la couche externe à la couche interne. Les brins d'aluminium intérieurs sont plus susceptibles d'être endommagés que les brins d'aluminium extérieurs.

Après comparaison et analyse des résultats d'essai et des résultats de simulation, on constate que la contrainte équivalente au milieu du toron d'aluminium obtenue par la simulation numérique est en bon accord avec la contrainte équivalente obtenue lors de l'essai, ce qui prouve que la même couche modèle de brin utilisé dans la simulation numérique est plus précis et raisonnable. De plus, l'influence de l'angle enveloppe sur la contrainte équivalente du toron aluminium est plus évidente que celle de la charge de traction. Par conséquent, lors de la construction de la mise en tension, il est nécessaire de prendre des mesures de protection pour le conducteur et de réduire autant que possible l'angle d'enveloppe entre le conducteur et la poulie dans la plage autorisée.

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Cette recherche a été financée par le National Key R&D Program of China, numéro de subvention 2018YFC0809400.

State Key Laboratory of Explosion Science and Technology, Beijing Institute of Technology, Beijing, 100081, Chine

Xin Hu, Qingming Zhang et Cheng Shang

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

Zezhong Zhao et Xiaoming Rui

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Correspondance avec Qingming Zhang.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Hu, X., Zhang, Q., Zhao, Z. et al. Une étude préliminaire sur la contrainte de toron de ligne de transport en traction en implantation. Sci Rep 12, 9473 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-13300-3

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Reçu : 10 novembre 2021

Accepté : 23 mai 2022

Publié: 08 juin 2022

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

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