施榮，溫智平，朱岸明，邢海軍

（1.國網(wǎng)陜西省電力公司經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，陜西西安 710065；2.國網(wǎng)陜西省電力公司科學(xué)研究院，陜西西安 710054；3.中國電力科學(xué)研究院，北京 100192）

750 kV輸電線路復(fù)合橫擔(dān)靜載下的疲勞性能研究

施榮1，溫智平2，朱岸明1，邢海軍3

（1.國網(wǎng)陜西省電力公司經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，陜西西安 710065；2.國網(wǎng)陜西省電力公司科學(xué)研究院，陜西西安 710054；3.中國電力科學(xué)研究院，北京 100192）

桿塔是架空輸電線路的重要組成部分，一直以來，桿塔的主要材料均為鋼材，隨著電網(wǎng)的發(fā)展，近幾年新的桿塔材料被提出[1-2]。高性能纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（fiber reinforced polymer，F(xiàn)RP）以其強(qiáng)度大、質(zhì)量輕、耐腐蝕以及耐久性能和電絕緣性能好等優(yōu)點得到了廣泛的關(guān)注，復(fù)合桿塔可提高結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，延長結(jié)構(gòu)使用壽命，縮短電桿的更換周期，減少走廊寬，并降低桿塔運行成本[3-4]。目前復(fù)合桿塔在220 kV的輸電線路中已經(jīng)得到了運用[5]，但在更高電壓等級，更大負(fù)載情形下是否依然適用，有待于更多的研究。

國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者為復(fù)合桿塔應(yīng)用于750 kV輸電線路進(jìn)行了有益的研究。文獻(xiàn)[6]對復(fù)合材料性能進(jìn)行了分析，并提出了一種復(fù)合橫擔(dān)的設(shè)計方案，對設(shè)計方案的合理性從多個方面進(jìn)行了論證；文獻(xiàn)[7]以750 kV初步設(shè)計的復(fù)合桿塔為例，通過ANSYS有限元對復(fù)合材料構(gòu)件進(jìn)行分析，對復(fù)合材料桿塔的適用性進(jìn)行討論。上述的工作對復(fù)合材料桿塔運用于750 kV輸電線路的適用性進(jìn)行了探討，但多停留在仿真驗證，缺乏實驗的論證。

本文以新疆750 kV輸電線路中的復(fù)合橫擔(dān)新型塔為實驗對象，分析其實際的受力情況，設(shè)計復(fù)合橫擔(dān)及其局部桿件的靜載下疲勞試驗，驗證復(fù)合橫擔(dān)的過載機(jī)械性能。通過試驗驗證復(fù)合材料能夠有效地運用于750 kV輸電線路中，為實際工程提供參考。

1 靜載下疲勞試驗方案

為研究復(fù)合橫擔(dān)及其局部桿件在往復(fù)荷載作用下的破壞模式，結(jié)構(gòu)受力破壞的薄弱點，疲勞破壞壽命等，需要設(shè)計能夠模擬復(fù)合橫擔(dān)受力特性的試驗裝置、試件以及加載方案等[8-9]。試驗參數(shù)尤為重要。根據(jù)桿塔橫擔(dān)實際受力情況，給出了疲勞試驗的主要參數(shù)如下。

1.1 橫擔(dān)過載試驗

1.1.1 試驗樣本

橫擔(dān)過載試驗所選取的元件均取自復(fù)合橫擔(dān)塔上橫擔(dān)，如圖1所示。上橫擔(dān)試驗件樣本數(shù)量為2個，編號分別為橫擔(dān)A和橫擔(dān)B，其中橫擔(dān)A不做疲勞試驗直接進(jìn)行過載破壞試驗，橫擔(dān)B做完低周疲勞試驗后再進(jìn)行過載破壞試驗。

表1 復(fù)合橫擔(dān)疲勞試驗加載設(shè)計值Table 1 Loading design value of fatigue test for composite cross-arms

圖1 橫擔(dān)桿件試樣取樣位置圖Fig.1 The sampling locations of cross-arm bar

1.1.2 試驗方案

試驗是靜力試驗，荷載加載分2步，采用先預(yù)加載后分級加載。

荷載預(yù)加載：預(yù)加載可以檢查裝置是否可靠、全部測試儀器儀表是否正常工作，保證加載系統(tǒng)運行良好、荷載與變形關(guān)系穩(wěn)定，其大小為理論極限荷載的20%。

荷載分級加載：荷載加載順序為0%→10%→20%→…→80%→85%→…→125%→130%→140%→…→330%→…，每級為理論極限荷載的10%，每級加載穩(wěn)定1 min后記錄相應(yīng)荷載的應(yīng)變。其中橫擔(dān)縱向標(biāo)準(zhǔn)荷載100%是72.673 kN，垂直向標(biāo)準(zhǔn)荷載100%是99.75 kN。

圖2 復(fù)合橫擔(dān)過載試驗Fig.2 The overload test of the composite cross-arm

1.1.3 數(shù)據(jù)采集方案

由于鋼節(jié)點應(yīng)變復(fù)雜，應(yīng)變最大位置無法測定，本次試驗沒有測量鋼節(jié)點上應(yīng)變，僅在復(fù)合材料桿件上布置應(yīng)變片以反映其受力情況，為研究內(nèi)外拉桿受力情況，在內(nèi)拉桿及外拉桿中部各設(shè)置一個測量點，每個測量點在管截面圓周上設(shè)置4個應(yīng)變片，以測量各方向上的應(yīng)變變化。為研究下壓管的受力情況，將下壓管分為靠近桿塔的Ⅰ區(qū)及遠(yuǎn)離桿塔的Ⅱ區(qū)，每個測量點也設(shè)置4個應(yīng)變片。為測量掛線處WO1的位移，在WO1處也粘貼應(yīng)變片測量位移。橫擔(dān)的應(yīng)變和位移測點布置如圖3所示。

圖3 應(yīng)變和位移測點布置圖Fig.3 The strains and displacement testing point distribution

1.2 橫擔(dān)下壓桿軸心受壓試驗

1.2.1 試驗樣本

橫擔(dān)下壓桿軸心受壓試件取自未疲勞過載橫擔(dān)的桿件，規(guī)格為φ320×10，兩端為套接的法蘭接頭，試件數(shù)量為1個。

試驗加載裝置圖如圖4所示。試驗加載缸最大壓力為10 000 kN。在試件兩端設(shè)置球形鉸支座，球鉸高度為120 mm，試件的計算長度應(yīng)考慮兩端球鉸高度，即在設(shè)計長度上增加240 mm，試件計算長度為3 800 mm，長細(xì)比為34.7。

圖4 橫擔(dān)下壓桿軸心受壓試驗Fig.4 Axial compression test of the column bar under cross-arm

1.2.2 試驗方案

荷載加載標(biāo)準(zhǔn)值設(shè)定為3 500 kN（即加載值100%），試驗的荷載加載順序為：0%→20%→40%→60%→80%→85%→90%→95%→100%→105%→…，每級為理論極限荷載的5%，每級加載穩(wěn)定1min后記錄相應(yīng)荷載的應(yīng)變。

1.2.3 數(shù)據(jù)采集方案

試驗中主要測量軸心受壓下構(gòu)件的縱向應(yīng)變。試驗時在下壓桿首段連接處及下壓桿中端截面各貼1圈應(yīng)變片，每圈均勻布置4片。應(yīng)變測點布置及應(yīng)變片編號如圖5所示。

圖5 橫擔(dān)試件的應(yīng)變測點布置Fig.5 Distribution of the strain test points for cross-arm specimens

2 橫擔(dān)過載試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

試驗前，因復(fù)合材料桿件本體外包傘裙，觀察不到復(fù)合材料外觀質(zhì)量。

橫擔(dān)A試驗加載至設(shè)計值的330%時，各部件未見異常，鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點與橫擔(dān)連接處無脫接現(xiàn)象，膠接情況完好，因試驗設(shè)備加載力受限，未能繼續(xù)加載。

橫擔(dān)B試驗加載至設(shè)計值的247.5%時，橫擔(dān)發(fā)生破壞，見圖6，其中復(fù)合材料長拉桿端頭連接所用的U型環(huán)以及復(fù)合材料短拉桿端頭套接筒被拉斷。由于短拉桿受力較小，確定為長拉桿U型環(huán)先壞，導(dǎo)致橫擔(dān)破壞。

圖6 整體破壞照片F(xiàn)ig.6 Photos of overall destruction

2.2 試驗數(shù)據(jù)分析

2.2.1 橫擔(dān)拉桿荷載-應(yīng)變圖

對受力較大的外拉桿的荷載與應(yīng)變統(tǒng)計如圖7所示。

圖7 橫擔(dān)外拉桿Ⅰ荷載-應(yīng)變圖Fig.7 The load-strain curve of the outer pull rodⅠon the cross-arm

由圖7可知：在同大小荷載下，橫擔(dān)B較橫擔(dān)A拉桿的應(yīng)變要大，說明經(jīng)歷低周期疲勞實驗后的桿件更易形變。4個應(yīng)變片變化相似，說明其各部分受力均勻，彎曲現(xiàn)象較弱。當(dāng)橫擔(dān)A加載至330%時橫擔(dān)復(fù)合材料外拉桿應(yīng)變最大，達(dá)到5 962×10-6；而內(nèi)拉桿的應(yīng)變較小，在該受力工況下屬零桿。因此在內(nèi)外拉桿中，對承載能力起控制作用的桿件是外拉桿。

2.2.2 橫擔(dān)下壓桿荷載-應(yīng)變圖

為研究下壓管的受力分布，對其荷載與應(yīng)變統(tǒng)計如圖8所示。

圖8 橫擔(dān)壓管荷載-應(yīng)變圖Fig.8 Theload-straincurveofthecross-armpressurepipe

從橫擔(dān)下壓管的荷載變化看出，在同大小荷載下，疲勞過的橫擔(dān)B較未疲勞過的橫擔(dān)A下壓管的應(yīng)變較大，且同一位置的4個應(yīng)變片變化差距較大，下壓管應(yīng)變不均勻，壓彎現(xiàn)象明顯。

從應(yīng)變數(shù)據(jù)看，橫擔(dān)A加載至荷載級240%時，下壓管Ⅰ區(qū)應(yīng)變最大值是3302×10-6，最小值是1625×10-6，桿件下壓管Ⅱ區(qū)應(yīng)變最大值是2 626×10-6，最小值是1 347×10-6，可見桿件應(yīng)變不均勻，橫擔(dān)下壓管呈現(xiàn)壓彎狀態(tài)，荷載作用力不均勻地分布在整個下壓管上。

2.2.3 橫擔(dān)掛線點荷載-位移

橫擔(dān)掛線點和下壓管中部荷載-位移圖如圖9所示。

圖9 橫擔(dān)下壓管節(jié)點處的荷載-位移圖Fig.9 The load-displacement curve of the cross-arm down pipe node

從位移數(shù)據(jù)看，橫擔(dān)A加載至荷載級240%時，掛點縱向位移為151 mm，垂直位移為96 mm；加載至荷載級330%時，掛點縱向位移為221 mm，垂直位移為125mm；試驗結(jié)束后，掛點縱向殘余變形為54mm，垂直殘余變形為24 mm。橫擔(dān)B加載至荷載級237.5%時，掛點縱向位移為288 mm，垂直位移為100 mm。

橫擔(dān)A和橫擔(dān)B在同荷載級別下縱向和垂直位移不一致，疲勞后的橫擔(dān)B位移較大（288-151）/151=90.7%，差別這么大主要原因如下。

1）疲勞試驗影響；

2）由于加工外形尺寸偏差或施工人員現(xiàn)場組裝等引起安裝偏差；

3）由于加荷繩角度不準(zhǔn)確，會導(dǎo)致掛點處施加荷載總值有差異。

其中影響最大的是加荷繩角度和安裝偏差的影響，安裝時為保證橫擔(dān)A和橫擔(dān)B預(yù)拱值一致，與反力墻連接的桿件位置偏差為150 mm，進(jìn)而影響橫擔(dān)桿件的受力情況。由于疲勞應(yīng)力為破壞應(yīng)變的1/4～1/5，從對疲勞試驗經(jīng)驗看，疲勞對其影響不大。

因此，建議工程中采用的橫擔(dān)應(yīng)考慮橫擔(dān)的一致性和安裝的穩(wěn)定性，尤其是拉桿長度的調(diào)節(jié)，應(yīng)注意預(yù)拱的統(tǒng)一性。

2.3 橫擔(dān)承載能力分析

1）復(fù)合材料桿件破壞特性

玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂的復(fù)合材料，在達(dá)到極限強(qiáng)度之前近似保持彈性特征。復(fù)合材料受壓構(gòu)件沒有屈服強(qiáng)度和最大強(qiáng)度之說，只有一個破壞強(qiáng)度。復(fù)合材料不具有塑性發(fā)展的性能，當(dāng)外層纖維發(fā)生斷裂之后，隨即退出工作，僅由內(nèi)層纖維承擔(dān)全部的荷載，在外荷載不變的情況下，纖維將從外到內(nèi)逐層斷裂。

考慮復(fù)合材料桿件在達(dá)到極限強(qiáng)度之前荷載-應(yīng)變近似保持線彈性特征，根據(jù)σ=Eε，則ε=σ/E可計算得到該復(fù)合材料的破壞應(yīng)變值。但由于試驗橫擔(dān)材料沒有實測數(shù)據(jù)，不宜推導(dǎo)橫擔(dān)的最大破壞值。

2）考慮老化的試驗荷載級

根據(jù)復(fù)合材料桿塔設(shè)計要求，穩(wěn)定安全系數(shù)Kw為2.0，該系數(shù)考慮了老化后的影響，可理解為環(huán)境影響系數(shù)。已考慮當(dāng)前設(shè)計采用概率為基礎(chǔ)的極限狀態(tài)法，考慮了荷載分項系數(shù)（大致為1.35），材料分項系數(shù)（為1.5）以及環(huán)境影響系數(shù)（為2），換算后的安全系數(shù)為4.05。由于荷載分項系數(shù)已經(jīng)在荷載設(shè)計值中體現(xiàn)，材料分項系數(shù)在試驗中是不應(yīng)該體現(xiàn)的。所以超載至設(shè)計荷載值4.05/1.35=300%時，可以達(dá)到因老化后強(qiáng)度損失的強(qiáng)度儲備要求。

雖然橫擔(dān)B在標(biāo)準(zhǔn)荷載的247.5%時破壞是因為拉桿連接件引起的，根據(jù)復(fù)合材料的荷載-應(yīng)變線性發(fā)展特性，橫擔(dān)承載力遠(yuǎn)超出標(biāo)準(zhǔn)荷載的300%。

3 橫擔(dān)下壓桿軸心受壓試驗結(jié)果及分析

3.1 試驗現(xiàn)象

試驗加載至3 841 kN時，試件發(fā)生整體屈曲破壞，正中部發(fā)生屈曲，套接接頭沒發(fā)生滑脫想象。試驗破壞如圖10所示。

圖10 軸壓試件破壞現(xiàn)象Fig.10 The damage phenomenon of axial compression specimens

3.2 實驗數(shù)據(jù)分析

從圖11中看出，加載過程中，管身一直均勻受力，應(yīng)變一直線形發(fā)展，加載至3 675 kN時，應(yīng)變最大為8 530×10-6，平均應(yīng)變?yōu)? 999×10-6；加載至3 841 kN時，管身中部發(fā)生局部破壞。管端頭起初受力均勻，加載至約3 000 kN時，受力不均勻，球鉸有轉(zhuǎn)動，加載至3 841 kN時，端頭沒有破壞。復(fù)合材料管加載至后期，管身內(nèi)部材料本身也發(fā)生損害現(xiàn)象。

圖11 橫擔(dān)壓管荷載-應(yīng)變曲線圖Fig.11 Theload-straincurveofthecross-armpressurepipe

3.3 復(fù)合材料管的設(shè)計計算

10 kV～220 kV復(fù)合材料桿塔設(shè)計要求中規(guī)定了軸心受壓構(gòu)件的承載力計算。具體為：

1）按強(qiáng)度驗算

式中：N為軸心受壓構(gòu)件壓力設(shè)計值，N；An為受壓構(gòu)件的凈截面面積，mm2；fc為抗壓強(qiáng)度設(shè)計值，N/mm2；

2）按穩(wěn)定驗算

式中：σcr為歐拉臨界應(yīng)力，N/mm2；Kw為穩(wěn)定安全系數(shù)，取值Kw=2.0；A為受壓構(gòu)件的全截面面積，mm2；Ec為壓縮彈性模量，N/mm2；λ為受壓構(gòu)件的長細(xì)比。

該試驗采用的復(fù)合材料管的長細(xì)比λ=34.7，壓縮彈性模量為2.5×104 N/mm2。根據(jù)式（3）計算得該管歐拉臨界應(yīng)力為：

當(dāng)不考慮穩(wěn)點安全因素時：

Ncr1遠(yuǎn)小于試驗值Ntest，按該公式計算是比較安全的。本工程所采用復(fù)合材料管的穩(wěn)定安全系數(shù)Kw=4.0（考慮荷載分項系數(shù)值1.35），根據(jù)設(shè)計計算的該復(fù)合材料Φ320×10下壓管設(shè)計承載力為

以上計算表明，本工程采用的復(fù)合材料滿足設(shè)計要求。

4 結(jié)論

1）復(fù)合材料橫擔(dān)拉桿均勻受力，復(fù)合材料橫擔(dān)各部位的應(yīng)變線性發(fā)展。退零后材料彈性恢復(fù)性較好。

2）在斷線工況下，復(fù)合材料橫擔(dān)下壓管桿件受壓彎作用，復(fù)合材料橫擔(dān)壓桿應(yīng)變線性發(fā)展。

3）考慮荷載分項系數(shù)1.35，復(fù)合材料橫擔(dān)設(shè)計安全系數(shù)超過4.0。復(fù)合材料橫擔(dān)防老化強(qiáng)度損傷的強(qiáng)度儲備強(qiáng)，該復(fù)合材料桿塔滿足設(shè)計要求。

4）復(fù)合橫擔(dān)下壓管軸心受壓過程中應(yīng)變線形發(fā)展，破壞屬脆性破壞。軸壓試驗中復(fù)合材料管的套接法蘭完好，粘接部分牢固。

5）建議應(yīng)用于工程中的橫擔(dān)短拉桿接頭套筒形式繼續(xù)優(yōu)化加強(qiáng)，同時避免桿塔中所用螺栓桿處于受彎受力狀態(tài)。

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Study on Fatigue Properties of Composite Cross-Arms in 750 kV AC Transmission Lines

SHI Rong1，WEN Zhiping2，ZHU Anming1，XING Haijun3
（1.State Grid Shaanxi Electric Power Company Economic Research Institute，Xi’an 710065，Shaanxi，China；2.Shaanxi Electric Power Research Institute，State Grid Shaanxi Electric Power Company，Xi’an 710054，Shaanxi，China；3.China Electric Power Research Institute，Beijing 100192，China）

In order to explore the static fatigue properties of the composite cross-arm in 750 kV transmission lines，in this paper，a fatigue test under the static load of the composite cross-arm and its local bar is designed based on the actual stress distribution of the composite cross-arm in 750 kV transmission lines，and the overload test and axial compression experiment are performed.The test results indicate that the stress distribution of cross-arm parts，suggesting that the outer pull rod and lower bar are the main stress parts and the junction of cross arms the weak stress part.These findings should be fully considered in the design and construction.Meanwhile，The results also suggest that the composite cross-arm and its rods have good fatigue properties，which can meet the engineering requirements and be used in 750 kV transmission lines.

750 kV transmission line；composite cross arm；fatigue property；composite materials

為了探索750kV復(fù)合橫擔(dān)的靜態(tài)疲勞性能，根據(jù)750 kV輸電線路復(fù)合橫擔(dān)的實際受力情況，設(shè)計復(fù)合橫擔(dān)及其局部桿件的靜載下的疲勞試驗，進(jìn)行了復(fù)合橫擔(dān)的過載試驗及軸心受壓實驗。試驗揭示了橫擔(dān)各部分的受力情況，外拉桿及下壓桿件為主要受力部件，桿件接通處為橫擔(dān)受力的薄弱部分，橫擔(dān)設(shè)計及工程施工時需要重點考慮。同時，試驗也驗證了復(fù)合材料橫擔(dān)滿足各項試驗要求，可以應(yīng)用于750 kV輸電線路中。

750 kV輸電線路；復(fù)合橫擔(dān)；疲勞性能；復(fù)合材料

1674-3814（2017）09-0054-07

TM753

A

新疆與西北主網(wǎng)聯(lián)網(wǎng)750 kV第二通道輸變電工程（60-S7761S）。

Project Supported by the Second Channel of the 750 kV Power Inter－Connection between Xinjiang Power Grid and Northwest Main Grid（60-S7761S）.

2016-12-15。

施 榮（1977—），男，碩士，高級工程師，從事電力系統(tǒng)分析規(guī)劃、電網(wǎng)運行分析方面的工作；

溫智平（1970—），通訊作者，男，本科，高級工程師，從事電網(wǎng)技術(shù)研究工作；

朱岸明（1973—），男，碩士，教授級高級工程師，從事電力系統(tǒng)分析規(guī)劃、電網(wǎng)運行分析方面的工作。

（編輯 徐花榮）