导线卡线器(以下简称卡线器)是指在架空线路上进行松紧导线作业时能自动夹牢导线又方便拆装的用来联结导线和受力终端的中间联结工具[1]。随着国内输电导线的研发和施工应用，目前特高压交流工程中630 mm2截面导线用SKLQ-65型卡线器和特高压直流工程中1 250 mm2截面导线用SKL-100型卡线器，这2种卡线器均采用平行移动式结构，且经工程实践证明它们具有良好的应用效果。作为现有量产最大的SKL-100型卡线器，其质量高达23 kg，在高空作业时使用十分不便。
夹嘴长度是卡线器的一个关键参数，减小其长度对整机减重有显著的作用[2]。《架空输电线路施工机具基本技术要求》(DL/T 875—2016)中对卡线器夹嘴有最小长度要求：夹嘴长度L≥(6.5D-20) mm，其中D为导线直径[3]。以往在设计卡线器时，其夹嘴长度多以导线直径乘放大倍率、试验验证的思路进行确定，缺乏一定的理论支撑，这就造成最终整机质量偏大。
根据JLZ2X1/F2A-1660/95-492型1 660 mm2大截面碳纤维导线(以下简称1 660 mm2导线)的半硬铝型线铝股和芯棒特点，采用仿真分析方法，比较了夹嘴长度分别为350，325，275 mm时导线的应力状况，从而确定适用于1 660 mm2导线的卡线器夹嘴长度，通过减小夹嘴长度对卡线器进行减重优化设计。
1 平行移动式卡线器受力原理及夹嘴长度平行移动式卡线器结构如图 1所示。本体与下夹嘴采用销轴连接固定，上夹嘴、压板、拉板及拉环依次使用销轴连接组成连杆机构。
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| 图 1 平行移动式卡线器结构示意图 Fig.1 Structure diagram of parallel mobile grip |
平推平行移动式卡线器的拉环可打开夹嘴，导线从侧面放入，拉紧拉环后上、下夹嘴可夹持导线。简化的平行移动式卡线器机构如图 2所示。由图 2可以看出，卡线器实质为一个四连杆机构。拉环受到横向拉力F0，该拉力通过四连杆机构传递并转化为夹嘴对导线施加的正压力FN。四连杆机构起到放大力的作用。
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| 图 2 平行移动式卡线器机构简图 Fig.2 Mechanism schematic of parallel mobile grip |
夹嘴夹持导线提供摩擦力时要求夹持稳定性能可靠，同时还要保证导线不受损伤，因此卡线器夹嘴不应过短。但是，夹嘴过长容易导致卡线器整体尺寸、质量过大，造成搬运和移动不便。导线的夹紧状态如图 3所示。
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| 图 3 卡线器夹嘴夹持导线示意图 Fig.3 Schematic diagram of grip jaw holding conductor |
根据图 3的受力分析，得到夹持导线时的受力计算式为：
| $ 2\int_{\frac{{\rm{ \mathsf{ π} }}}{2} - \frac{\alpha }{2}}^{\frac{{\rm{ \mathsf{ π} }}}{2}} {{\sigma _{\rm{j}}}LR\sin \theta {\rm{d}}\theta = {F_{\rm{N}}}} $ | (1) |
则导线所受压应力为：
| $ {\sigma _{\rm{j}}} = \frac{{{F_{\rm{N}}}}}{{2RL\sin \frac{\alpha }{2}}} $ | (2) |
式中：σj为导线所受压应力，MPa；FN为夹嘴正压力，MPa；α为包心角，即单侧夹嘴与导线接触圆心角，通常α=2.7 rad(即约为155°)；R为卡钳夹持面半径，即夹持导线半径，mm；L为夹嘴长度，mm。
由上述计算公式可以看出，导线所受压应力与夹嘴长度呈反比关系，可在已知导线所受压应力的情况下计算得出夹嘴长度。
经统计，以往研发及应用的钢芯铝绞线及碳纤维导线卡线器夹嘴长度参数如表 1所示[4-6]。
| 导线类型 | 导线截面积/mm2 | 导线直径D/mm | 夹嘴长度L/mm | L与D的关系 |
| 钢芯铝绞线(硬铝、圆线铝股) | 630 | 33.8 | 219 | 7.07D-20 |
| 720 | 36.2 | 273 | 8.09D-20 | |
| 900 | 39.9 | 315 | 8.40D-20 | |
| 1 000 | 42.1 | 300 | 7.60D-20 | |
| 1 250 | 47.8 | 352 | 7.75D-20 | |
| 碳纤维导线(软铝、型线铝股) | 450 | 26.2 | 280 | 11.45D-20 |
| 500 | 27.6 | 310 | 11.95D-20 | |
| 570 | 29.5 | 310 | 11.17D-20 | |
| 630 | 30.7 | 310 | 10.75D-20 | |
| 710 | 32.8 | 350 | 11.28D-20 |
由表 1数据可以看出，实际使用的卡线器夹嘴长度与导线直径的倍率皆大于DL/T 875—2016的要求，这说明该要求可作为校核验证的依据，但对夹嘴长度设计的指导意义不大。
相对于圆线铝股的线接触，型线铝股的面接触使各股间有较大的接触面积，加之半硬铝的材料特性使其铝股可以承受更大的夹嘴握紧力，则夹嘴有减短优化的可能性。
2 导线芯棒径向耐压及半硬铝股损伤判据的确定为了保证1 660 mm2导线的芯棒和铝股不发生损坏，可以将芯棒径向耐压性能及JL1X1/G2A-1250/100-437型钢芯铝型线(以下简称1 250 mm2导线)夹紧时铝股塑性区范围作为分析判据。
2.1 导线芯棒径向耐压判据复合芯棒径向抗剪切、抗压性能较弱[7-10]。卡线器夹嘴靠与导线间的摩擦力正常工作，导线承受较大的径向握紧力。为了评估导线被夹持时其芯棒是否发生损坏，采取芯棒径向耐压试验及仿真来确定芯棒的径向耐压能力。
导线芯棒径向耐压试验原理与试验现场分别如图 4和图 5所示。
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| 图 4 导线芯棒径向耐压试验原理示意图 Fig.4 Principle schematic diagram of radial compression test for conductor composite core |
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| 图 5 导线芯棒径向耐压试验现场 Fig.5 Radial compression test site of conductor composite core |
通过试验得到导线芯棒试件失效压力如表 2所示。
| kN | |||||
| 试件 | 试件1 | 试件2 | 试件3 | 试件4 | 试件5 |
| 失效压力 | 46.12 | 51.87 | 46.87 | 50.87 | 50.76 |
根据径向耐压试验结果可知，5根碳纤维复合芯棒试件最小失效压力为46.12 kN，取46 kN作为导线芯棒失效压力边界条件进行仿真计算。
在进行导线芯棒整体建模时，将芯棒等效简化为各向同性材料，其参数如表 3所示。
| 材料 | 直径/mm | 弹性模量/GPa | 泊松比 | 密度/(kg/m3) |
| 复合芯棒 | 11 | 120 | 0.3 | 1 620 |
通过仿真得到的导线芯棒应力云图如图 6所示。由图 6可知，导线芯棒耐压仿真最大应力为208.0 MPa，将它作为芯棒耐压判据，并将应力最大值的80%(即166.4 MPa)作为参考。
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| 图 6 导线芯棒应力云图 Fig.6 Stress nephogram of conductor composite core |
1 250 mm2导线和1 660 mm2导线均为4层铝线结构，且导线直径接近。研制的SKLX100型卡线器夹嘴长度为350 mm，经过工程验证表明它可以满足使用工况要求。因此可以将1 250 mm2导线夹紧时的铝股塑性范围作为1 660 mm2导线铝股损伤判断参考。
将1 250 mm2导线钢芯简化为圆棒模型处理，圆棒钢芯的材料属性以实际绞制钢芯等效计算，模型参数如表 4所示。
| 材料 | 弹性模量/GPa | 泊松比 | 屈服强度/MPa |
| 钢芯 | 190 | 0.31 | 620 |
| 硬铝铝股 | 55 | 0.33 | 100 |
1 250 mm2导线铝股夹紧时铝股塑性情况仿真分析结果如图 7所示。分析图 7可知：铝股塑性区占铝股截面的比例为10.2%。
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| 图 7 1 250 mm2导线铝股塑性区 Fig.7 Plastic deformation range of aluminium wire of 1 250 mm2 conductor |
表 5所示为JLZ2X1/F2A-1660/95-492型导线的技术参数。
| 技术参数 | 数值 |
| 铝股数量/根 | 62 |
| 外层铝股数量/根 | 23 |
| 邻外层铝股数量/根 | 18 |
| 邻内层铝股数量/根 | 13 |
| 内层铝股数量/根 | 8 |
| 铝股等效直径/mm | 5.84 |
| 复合芯直径/mm | 11.0 |
| 合计计算截面积/ mm2 | 1 755.79 |
| 铝股总计算截面积/ mm2 | 1 660.76 |
| 复合芯计算截面积/ mm2 | 95.03 |
| 导线直径/ mm | 49.2±0.5 |
根据表 5所示的1 660 mm2导线技术参数，采用等截面法进行铝股建模，等截面建模时各层型线铝股等截面但不等高，各层型线铝股参数计算式为[11]：
| $ \left\{ \begin{array}{l} {D_1} = \sqrt {\frac{{4{S_{{\rm{Al}}}}}}{{{\rm{ \mathsf{ π} 62}}}} \times \frac{n}{\eta } + {d^2}} \\ \theta = \frac{{2{\rm{ \mathsf{ π} }}}}{n} \end{array} \right. $ | (3) |
式中：D1为该层型线铝股外圆直径，mm；d为该层型线铝股内圆直径，mm；SAl为导线铝股总计算截面积，SAl=1 660.76 mm2；n为该层型线铝股根数；η为填充系数，η=0.92；θ为该层单根型线铝股圆心角，rad。
计算可得单股铝股截面积S=26.786 mm2，建模时，铝股截面积误差精度为±0.1%，即导线仿真模型中铝股截面积在26.76~26.81 mm2范围内。
同时，不考虑相邻两层铝股的间隙，根据实际情况对同层间铝股间隙进行调整，保证相邻铝股最小间距δ在0.1~0.2 mm范围内。导线仿真模型参数及铝股材料参数如表 6和表 7所示。
| 参数 | 内层 | 临内层 | 临外层 | 外层 |
| 铝股数量n/根 | 8 | 13 | 18 | 23 |
| θ/rad | 0.768 | 0.471 | 0.340 | 0.265 |
| D1/mm | 20.438 | 30.000 | 39.592 | 49.200 |
| d/mm | 11.000 | 20.438 | 30.000 | 39.592 |
| δ/mm | 0.10~0.18 | 0.11~0.17 | 0.13~0.17 | 0.15~0.19 |
| 材料 | 弹性模量/GPa | 泊松比 | 屈服强度/MPa | 抗拉强度/MPa |
| 半硬铝股 | 70 | 0.3 | 100 | 120 |
将复合芯棒简化为一个圆棒实体，采用六面体单元以提高计算精度。由于导线硬铝型线模型存在多个倒圆角，采用楔形单元能保证导线模型在任意截面单元型式相同[12-14]。调整导线整体网格尺寸，使整个分析模型网格均匀，接触位置网格尺寸相当，保证计算精度和结果合理性。在截面上，复合芯棒共划分为45个网格，单根铝股划分为22个网格，如图 8所示。
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| 图 8 1 660 mm2导线截面网格划分 Fig.8 Mesh generation of 1 660 mm2 conductor section |
在分析过程中，针对各铝股截面间涉及大量接触问题，各铝股间采用通用接触，由程序检测接触行为并确定接触对，提高计算效率。为使计算结果收敛，采用显示动力学求解器进行计算。
为限制导线仿真模型径向位移，对导线模型端面设置对称约束，可利用中间层应力来模拟导线整体受力。
对导线仿真模型外表面施加均布载荷，载荷大小按式(2)计算。分别取夹嘴长度L=350，325，275 mm进行仿真计算，得到的施加载荷如表 8所示。1 660 mm2导线仿真模型边界条件设置如图 9所示。
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| 图 9 1 660 mm2导线仿真模型边界条件 Fig.9 Boundary conditions of 1 660 mm2 conductor simulation model |
| 方案 | 夹嘴长度L/mm | 施加载荷/MPa |
| 方案1 | 350 | 28.8 |
| 方案2 | 325 | 31.1 |
| 方案3 | 275 | 36.7 |
采用动力学求解器进行仿真，总仿真时长为0.000 2 s。计算结束后分析导线仿真模型对于方案2设定的外部加载的响应，提取芯棒中心单元绘制应力时程曲线，如图 10所示。由图 10可以看出：在加载过程开始后，芯棒、外层铝股的应力快速上升，很快达到最大值，即达到最大应力状态；而后随着时间推移，铝股间出现相互作用，应力出现震荡并逐渐达到稳定。
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| 图 10 1 660 mm2导线芯棒中心单元应力时程曲线 Fig.10 Stress history curve of center element in 1 660 mm2 conductor composite core |
在对比3个仿真方案时，需要分别考察稳定状态下导线的应力情况及最大应力状态时导线的应力情况。仿真中导线铝股及芯棒在稳定状态下的应力分布如图 11所示。
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| 图 11 仿真中导线铅股及芯棒在稳定状态下的应力分布 Fig.11 Stress distribution of aluminium wire and composite core of conductor in stable state during simulation |
铝股和芯棒在稳定状态下的应力水平仿真结果如表 9所示。由图 11和表 9可看出：导线铝股自外向内应力逐渐减小，导线内层铝股与芯棒接触位置应力最大。仿真结果证明导线外层所施加的径向载荷能够很好地传递给芯棒。
| 方案 | 应力/MPa | |
| 半硬铝股 | 复合芯棒 | |
| 方案1 | 114.5 | 120.8 |
| 方案2 | 115.0 | 131.8 |
| 方案3 | 112.8 | 126.6 |
| 对比项1) | 133.9(硬铝) | 104.3(钢芯) |
| 注：1)表示1 250 mm2导线卡线器的应力计算结果。 | ||
仿真中导线铝股及芯棒在最大应力状态下的应力分布如图 12所示。
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| 图 12 仿真中导线铝股及芯棒在最大应力状态下的应力分布 Fig.12 Stress distribution of aluminium wire and composite core of conductor in maximum stress state during simulation |
在最大应力状态下铝股塑性情况和芯棒应力水平仿真结果如表 10所示。
| 方案 | 铝股塑性比例/% | 铝股塑性数量/根 | 芯棒圆周平均应力/MPa | 芯棒大于166.4 MPa的比例/% |
| 方案1 | 10.5 | 11 | 78.4 | 0.4 |
| 方案2 | 9.7 | 12 | 109.3 | 2.6 |
| 方案3 | 11.5 | 15 | 115.0 | 2.3 |
| 对比项1) | 10.2(硬铝) | |||
| 注：1)表示1 250 mm2导线卡线器的应力计算结果。 | ||||
图 12和表 10的仿真结果显示，随着夹嘴长度减小，导线压应力变大，芯棒应力水平逐渐变大。不同仿真方案对比显示，铝股塑性区集中在内层铝股，总体比例整体差别不大。
由前文芯棒试验及仿真结果可知，芯棒破坏载荷为208.0 MPa，3个仿真方案中芯棒最大应力均小于破坏载荷值，且芯棒最大应力超出80%破坏载荷的比例都不高于2.6%，结果表明3个仿真方案的芯棒强度满足可靠运行要求。
从铝股在最大应力状态下的塑性情况判断，3个仿真方案的铝股塑性区比例与对比项接近。研究证明1 660 mm2导线过张力机后塑性区比例小于13.7%为可接受值[15]。同时，方案3中进入塑性区的铝股数量较方案1，2增加较多，所以从减小夹嘴长度来减重及保护导线考虑，夹嘴长度应不小于325 mm。
4 不同夹嘴长度下卡线器质量对比在实际设计平行移动式卡线器时，还需满足各零件间运动协调合理、不干涉的要求。根据夹嘴长度和导线直径的经验倍率关系取夹嘴长度为420 mm，并设计、制造了SK-LT-125-A型样机。又以上文中仿真结果为基础，对夹嘴长度进行优化设计，确定优化的夹嘴长度为328 mm，并制造了SK-LT-125-B型样机。试验样机如图 13所示，均通过了型式试验。
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| 图 13 1 660 mm2导线卡线器样机 Fig.13 Prototype of 1 660 mm2 conductor grip |
SK-LT-125-B型样机较SK-LT-125-A型样机在整体结构尺寸减小和减重方面都得到了很好的优化。2个样机的结构尺寸和质量对比如表 11所示。
| 样机 | 额定载荷/kN | 夹嘴长度/mm | 整体长度/mm | 质量/kg |
| SK-LT-125-A | 125 | 420 | 950 | 32 |
| SK-LT-125-B | 125 | 328 | 840 | 24 |
| 优化率/% | 0 | -21.9 | -11.6 | -25.0 |
基于1 660 mm2大截面碳纤维导线的特点，本文取夹嘴长度为350，325，275 mm三个方案，对导线夹紧状态进行了仿真分析，得到结论如下：
1) 导线在夹紧时，截面上应力最大位置在铝股与芯棒接触面上，且向外逐渐减小，该结构导线能使径向载荷很好地传递给芯棒。
2) 最大应力状态下，芯棒最大应力值为197.8 MPa，小于芯棒破坏载荷；铝股塑性区范围最大为11.5%，小于导线过张力机后塑性区比例。
3) 根据仿真结果进行样机设计和制造，通过对比证明，减小夹嘴长度可使导线卡线器整体尺寸减小、质量大幅减小。最终确定1 660 mm2导线卡线器夹嘴长度为328 mm，质量为24 kg，相较经验倍率关系设计结果夹嘴长度减小了21.9%，质量减小了25.0%，结果表明优化设计后减重效果明显。
致谢 本文试验数据的获取得到了中国电力科学研究院有限公司输变电工程所导线室的支持，对此表示感谢！
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