楊風(fēng)利，李 正，張大長，朱彬榮，王旭明

(1.中國電力科學(xué)研究院，北京 100055；2.南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，南京 210009)

輸電線路實際運行經(jīng)驗表明，在持續(xù)強風(fēng)或舞動作用下，輸電鐵塔極少發(fā)生桿件或螺栓疲勞破壞的情況，橫擔(dān)桿件斷裂主要是由于螺栓在持續(xù)交變荷載作用下發(fā)生松脫造成的，某強舞動區(qū)500 kV輸電鐵塔橫擔(dān)節(jié)點螺栓松脫及橫擔(dān)損壞情況如圖1所示。輸電鐵塔橫擔(dān)節(jié)點的螺栓發(fā)生松脫后，預(yù)緊力減小或消失，將無法起到連接桿件的作用，在舞動或持續(xù)風(fēng)振作用下螺桿與角鋼孔壁撞擊，進而導(dǎo)致螺桿剪斷或孔壁斷裂，最終引起橫擔(dān)損壞甚至鐵塔整體倒塌。

有關(guān)輸電鐵塔桿件風(fēng)振疲勞的研究較多，而風(fēng)振、舞動等動力荷載作用下螺栓連接的松脫、斷裂性能研究較少。白海峰等[1]結(jié)合輸電鐵塔的結(jié)構(gòu)和環(huán)境荷載的概率分布特征，以結(jié)構(gòu)疲勞損傷和設(shè)計使用壽命為控制條件，提出了環(huán)境荷載作用下鐵塔結(jié)構(gòu)疲勞損傷或破壞的可靠度分析方法。瞿偉廉等[2]依據(jù)輸電鐵塔塔身主材法蘭連接節(jié)點風(fēng)致響應(yīng)的特點，推導(dǎo)了塔身主材節(jié)點風(fēng)致應(yīng)變響應(yīng)方差的歸一化公式，通過小波變換分析實現(xiàn)了螺栓脫落損傷位置的有效識別。汪之松等[3]基于線性疲勞累積損傷理論，在時域和頻域討論了輸電鐵塔結(jié)構(gòu)的風(fēng)振疲勞壽命，提出了輸電鐵塔風(fēng)振疲勞壽命的估算方法。

圖1 節(jié)點螺栓松脫及橫擔(dān)損壞Fig.1 Loosening bolted joints and the damaged cross-arm

機械行業(yè)在螺栓防松性能方面開展了較為廣泛的研究，橫向振動試驗和有限元仿真模擬是研究螺栓防松性能的兩個重要手段。Junker[4]首先注意到橫向荷載比軸向荷載更易引起螺栓松動，GB/T 10431—2008《緊固件橫向振動試驗方法》所采用的試驗機便是由Junker試驗機改進而來。Zadoks等[5]通過大量螺栓振動試驗，開發(fā)了橫向激勵下螺栓連接自松動現(xiàn)象的仿真模型，探討了螺栓自松動的影響因素并預(yù)測了螺栓自松動過程。景秀并[6]采用橫向振動試驗裝置對雙螺母緊固件進行了試驗，總結(jié)出雙螺母聯(lián)接防松效果與螺母預(yù)緊力的關(guān)系。Jiang等[7-9]通過試驗和有限元模擬揭示了橫向循環(huán)載荷作用下螺栓的自松動機理，認為螺栓連接的自松動過程由材料循環(huán)塑性變形和螺母回旋導(dǎo)致，自松動初始狀態(tài)則取決于材料的循環(huán)塑性變形。王崴等[10-11]建立了帶螺紋的三維螺栓連接有限元模型，使用Newmark算法進行螺栓連接橫向振動瞬態(tài)求解，分析了不同螺距和孔隙對螺栓連接橫向振動自松弛的影響。

輸電鐵塔連接通常采用4.8級、6.8級、8.8級鍍鋅粗制C級承壓型螺栓，可采用單螺母搭配彈簧墊片、扣緊螺母或雙螺母等防松型式。目前有關(guān)輸電鐵塔螺栓防松性能的研究較少，楊曉輝等[12]在輸電線路舞動造成的鐵塔受損及其特征統(tǒng)計分析的基礎(chǔ)上，對影響鐵塔螺栓防松性能的各類因素進行了系統(tǒng)測試和分析，提出了輸電鐵塔螺栓連接選型及施工方法的提升措施和改進建議，認為上螺母安裝扭矩取下螺母安裝扭矩的50%時，普通雙螺母防松型式的防松性能最佳?，F(xiàn)有架空輸電線路施工及驗收規(guī)范中規(guī)定了單螺母螺栓的施工扭矩值，但對雙螺母螺栓上、下螺母的扭矩值未作出規(guī)定。國內(nèi)機械行業(yè)常用的螺栓安裝方法是先使用80%的安裝扭矩擰緊副螺母，再用 100%的安裝扭矩擰緊主螺母；而國外則是先用25%～50%的安裝扭矩擰緊副螺母，然后用100%的安裝扭矩擰緊主螺母[13]。由于輸電鐵塔螺栓類型與機械行業(yè)有較大差別，加之上、下螺母安裝扭矩比例尚無定論，其雙螺母螺栓施工扭矩取值需要進行專門研究。此外，輸電鐵塔橫擔(dān)是空間桁架結(jié)構(gòu)，在導(dǎo)線持續(xù)風(fēng)振或舞動作用下不同位置螺栓振動幅度及松動程度有很大區(qū)別，需要通過橫擔(dān)橫向振動試驗確定易發(fā)生螺栓松脫的部位，為強風(fēng)區(qū)和舞動區(qū)鐵塔螺栓節(jié)點防松設(shè)計提供技術(shù)依據(jù)。

本文考慮變化上、下螺母扭矩比例，通過開展“上、下螺母相同”、“上螺母厚、下螺母薄”、“上螺母薄、下螺母厚”三種型式輸電鐵塔雙螺母螺栓的橫向振動試驗，得到各個工況下雙螺母螺栓的預(yù)緊力時程曲線，提出輸電鐵塔雙螺母螺栓上、下螺母的最優(yōu)扭矩比例。進行輸電鐵塔橫擔(dān)在舞動工況下的橫向振動試驗，對比單螺母螺栓和雙螺母螺栓的防松性能，確定螺栓松動順序和松動位置的分布規(guī)律。研究結(jié)果對于提高強風(fēng)區(qū)和舞動區(qū)輸電鐵塔螺栓防松性能、保證輸電線路安全運行具有重要意義。

1 螺栓節(jié)點橫向振動試驗

1.1 試驗概況

為驗證輸電鐵塔雙螺母螺栓的防松效果，確定雙螺母螺栓上、下螺母的扭矩比例優(yōu)化取值，在機械工業(yè)通用零部件質(zhì)量監(jiān)督檢測中心分別進行了采用單螺母、雙螺母的螺栓橫向振動試驗，試驗依據(jù)為GB/T 10431—2008《緊固件橫向振動試驗方法》，該標(biāo)準中推薦的試驗頻率為12.5 Hz，考慮到輸電鐵塔螺栓節(jié)點的實際振動頻率相對較小，結(jié)合試驗機試驗?zāi)芰Υ_定本次橫向振動試驗的加載頻率為8 Hz。采用單螺母、雙螺母的螺栓試驗工況見表1。每種試驗工況包含3～5個樣本，振動持續(xù)時間4 min。單螺母初始扭矩標(biāo)準值為100 N·m，安裝雙螺母螺栓時先擰下螺母、再擰上螺母。雙螺母是輸電鐵塔螺栓最常用的防松型式，包括“上、下螺母相同”、“上螺母厚、下螺母薄”、“上螺母薄、下螺母厚”三類，三類雙螺母螺栓試樣裝配如圖2所示，螺栓在橫向振動過程中的預(yù)緊力可以通過安裝在連接板下部的壓力傳感器測得。圖中Mt和Mb分別為上螺母和下螺母的安裝扭矩，F(xiàn)為雙母螺栓安裝完成后的螺栓預(yù)緊力。

受加工工藝、表面粗糙度等因素影響，同一強度等級(批次)螺栓、施加相同初始扭矩時，螺栓初始預(yù)緊力也可能有較大差異，因而無法直接采用振動過程中的預(yù)緊力來評價螺栓的防松性能。下面將采用振動4 min后的“殘余預(yù)緊力百分比”這一無量綱指標(biāo)來評價螺栓的防松性能，“殘余預(yù)緊力百分比”即殘余預(yù)緊力占初始預(yù)緊力的百分比，用αF表示。

1.2 試驗結(jié)果分析

螺栓橫向振動試驗在安布內(nèi)科振動試驗機上完成，試驗過程中采集了螺栓樣本的預(yù)緊力時程曲線。單螺母螺栓5個樣本、間隔30 s的預(yù)緊力測試值見表2，當(dāng)振動時間達到120 s時，其中3個試驗樣本的預(yù)緊力接近0值，即螺栓處于或接近完全松脫狀態(tài)。單螺母螺栓單個樣本預(yù)緊力及預(yù)緊力殘余百分比時程曲線如圖3所示。

圖2 雙螺母螺栓安裝型式說明Fig.2 Instruction on the installation of double-nut bolt

表1 試驗工況說明Tab.1 Illustration on the test cases

表2 單螺母螺栓預(yù)緊力試驗值Tab.2 Experimental pretensions of single-nut bolted joints kN

圖3 單螺母螺栓預(yù)緊力及殘余預(yù)緊力百分比時程曲線Fig.3 Time histories of the pretensions and the residual pretension percentages of single-nut bolted joints

表3 雙螺母螺栓預(yù)緊力試驗值Tab.3 Experimental pretensions of double-nut bolted joints kN

普通雙螺母螺栓12個工況、間隔30 s預(yù)緊力測試值見表2，當(dāng)振動時間達到4 min時，12個工況共38個試驗樣本的殘余預(yù)緊力百分比均值為42.50%，與表1對比可知，采用普通雙螺母螺栓比單螺母螺栓可以提高螺栓殘余預(yù)緊力百分比約4.3倍。以預(yù)緊力殘余百分比40%為界限，雙螺母螺栓相對單螺母螺栓可延長松動時間2倍以上。由表2可知，對于“上、下螺母相同”(工況2-1～工況2-4)、“上螺母厚、下螺母薄”(工況2-5～工況2-8)、“上螺母薄、下螺母厚”(工況2-9～工況2-12)三種類型的普通雙螺母型式，扭矩比例為“下螺母25%、上螺母100%”時，三種類型普通雙螺母振動4 min后殘余預(yù)緊力最大，振動4 min后殘余預(yù)緊力百分比分別為66.3%、40.29%和52.10%。由表2可知，三種類型普通雙螺母型式扭矩比例取“下螺母25%、上螺母100%”與取“下螺母100%、上螺母100%”相比，振動4 min后的預(yù)緊力殘余百分比分別提高40.5%、40.8%和91.9%。

“上、下螺母相同”、“上螺母厚、下螺母薄”、“上螺母薄、下螺母厚”工況樣本預(yù)緊力均值Fave及預(yù)緊力殘余百分比均值αF-ave的時程曲線如圖4～圖6所示?？梢钥闯觯?dāng)扭矩比例取“下螺母25%、上螺母100%”時(工況2-4、工況2-8和工況2-12)，三種類型雙螺母螺栓的殘余預(yù)緊力百分比時程曲線衰減最為緩慢，且振動4 min后的殘余預(yù)緊力百分比最大。

圖4 “上、下螺母相同”螺栓預(yù)緊力及殘余預(yù)緊力百分比時程曲線Fig.4 Time histories of the pretensions and the residual pretension percentages of the bolted joints with two equivalent nuts

圖5 “上螺母厚、下螺母薄”螺栓預(yù)緊力及殘余預(yù)緊力百分比時程曲線Fig.5 Time histories of the pretensions and the residual pretension percentages of the bolted joints with top thick nut and bottom thin nut

圖6 “上螺母薄、下螺母厚”螺栓預(yù)緊力及殘余預(yù)緊力百分比時程曲線Fig.6 Time histories of the pretensions and the residual pretensionpercentages of the bolted joints with top thin nut and bottom thick nut

2 輸電鐵塔橫擔(dān)橫向振動真型試驗

2.1 試驗概況

以發(fā)生舞動破壞的某500 kV耐張塔橫擔(dān)為試驗對象，開展舞動工況下單、雙螺母兩種連接型式的反復(fù)加載對比試驗，導(dǎo)線舞動頻率0.1 Hz，基于駐波法計算得到導(dǎo)線舞動時的縱向不平衡張力幅值為120 kN[14]，采用正弦波形式加載；垂直方向恒載15 kN，采用配重法加載。舞動工況下橫擔(dān)加載情況見圖7，橫擔(dān)中螺栓預(yù)緊力傳感器布置及編號如圖8所示。由于導(dǎo)線舞動機理較為復(fù)雜，且舞動強度與風(fēng)、覆冰、結(jié)構(gòu)參數(shù)等因素相關(guān)，實際舞動荷載可能與本文計算值有一定差異，以下試驗所得螺栓松動的加載次數(shù)主要用于雙螺母和單螺母防松性能的對比。

圖7 橫擔(dān)加載照片F(xiàn)ig.7 Photo of the experimental cross arm

圖8 預(yù)緊力傳感器布置Fig.8 Distribution of the pretension sensors

2.2 試驗結(jié)果分析

(1)單螺母螺栓振動試驗

在縱向不平衡張力幅值為120 kN的舞動荷載作用下，橫擔(dān)部分桿件連接螺栓逐漸松動，端部水平位移逐漸增大，位移幅值變化情況如表4所示，加載至240次時，橫擔(dān)端部位移增加了72.45%，部分構(gòu)件連接螺栓已經(jīng)完全松動。舞動荷載作用下，幾乎所有出現(xiàn)松動的螺栓均位于橫擔(dān)下平面，橫擔(dān)下平面典型構(gòu)件編號和相應(yīng)位置螺栓發(fā)生松脫時的加載次數(shù)如圖9所示，其中A、B為橫擔(dān)下平面主材，C～F為橫擔(dān)下平面斜材，G、H為橫擔(dān)下平面掛點處斜材，I、J為橫擔(dān)下平面輔助材，K為橫擔(dān)下平面掛點處水平材。圖中序號“①～⑥”表示試驗中螺栓松脫的先后順序，序號后的數(shù)字為該螺栓松脫時的荷載循環(huán)加載次數(shù)，橫擔(dān)下平面其余構(gòu)件連接螺栓在加載結(jié)束時均未發(fā)現(xiàn)明顯的松脫。斜材G與掛點板連接螺栓、掛點處斜材H與桿件K連接螺栓的松脫照片見圖10。導(dǎo)線舞動不平衡張力作用下橫擔(dān)上平面及側(cè)面桿件受力較小，桿件軸向荷載小于其與螺母之間的摩擦力，螺栓不會發(fā)生往復(fù)移動，因而橫擔(dān)上平面和左右兩側(cè)面各桿件的連接螺栓均未發(fā)生松動現(xiàn)象。

表4 橫擔(dān)端部位移幅值(單螺母螺栓)Tab.4 Displacement amplitudes at the cross arm end with single-nut bolts

圖9 舞動工況作用下橫擔(dān)下平面螺栓松動順序分布Fig.9 The loosening order of the bolted joints at the bottom plane of the cross arm under galloping load

圖10 典型螺栓松脫照片F(xiàn)ig.10 Photos of the typical loosening bolts

橫擔(dān)下平面斜材-掛點板連接螺栓預(yù)緊力變化曲線如圖11所示，試驗加載至140次時，橫擔(dān)下平面斜材H與掛點板連接螺栓M20-3預(yù)緊力由20.62 kN降至0kN，最先松脫；加載至160次時，斜材H另一端連接螺栓M20-1松脫，預(yù)緊力由20.71 kN降至0 kN；加載至180次時，斜材E與掛點板連接螺栓M20-7松脫，預(yù)緊力由20.28 kN降至0 kN；斜材F與加載端掛點板連接螺栓M20-8未完全松脫，加載結(jié)束時預(yù)緊力由20.25 kN下降至13.04 kN，下降幅度為35.58%。

圖11 單螺母螺栓預(yù)緊力曲線Fig.11 Time histories of the pretensions on the single-nut bolts

(2)雙螺母螺栓振動試驗

將橫擔(dān)下平面主材、斜材的連接螺栓均改為雙螺母型式。由“單螺母型式”振動試驗可知，橫擔(dān)下平面輔助材、側(cè)面和上平面桿件連接螺栓受舞動工況影響較小，所以這部分螺栓仍采用單螺母型式。舞動工況下“雙螺母型式”位移幅值變化情況如表5所示，加載至1 200次時，橫擔(dān)端部位移增加了62.89%，部分桿件連接的螺栓已經(jīng)完全松動。

橫擔(dān)下平面斜材-掛點板連接螺栓的預(yù)緊力變化情況如圖12所示，試驗加載至600次時，螺栓M20-3預(yù)緊力由20.40 kN降至0 kN，最先松脫；斜材H另一端螺栓M20-1未松脫，加載結(jié)束時預(yù)緊力下降了約4%。加載至700次時，斜材E與掛點板連接螺栓M20-7松脫，預(yù)緊力由20.81 kN降至0 kN；斜材F與加載端掛點板連接螺栓M20-8幾乎未松動，預(yù)緊力由20.62 kN降至19.29 kN，下降幅度約6.5%。對比圖11可知，采用雙螺母螺栓后，橫擔(dān)下平面螺栓節(jié)點防松性能顯著提高，螺栓發(fā)生松動時的舞動不平衡張力加載次數(shù)增加了近3倍。

表5 橫擔(dān)端部位移幅值(雙螺母螺栓)Tab.5 Displacement amplitudes at the cross arm end with double-nut bolts

圖12 雙螺母螺栓預(yù)緊力曲線Fig.12 Time histories of the pretensions on the double-nut bolts

3 結(jié) 論

本文通過開展輸電鐵塔螺栓節(jié)點和足尺橫擔(dān)模型的橫向振動試驗研究，提出了雙螺母螺栓上、下螺母安裝扭矩比例的優(yōu)化值，確定了鐵塔橫擔(dān)螺栓松動順序和松動位置分布規(guī)律。主要結(jié)論如下：

(1)下螺母安裝扭矩取上螺母安裝扭矩的25%時，普通雙螺母的防松性能最佳。對于“上下螺母相同”、“上螺母厚、下螺母薄”、“上螺母薄、下螺母厚”三種普通雙螺母型式，扭矩比例為“下螺母25%、上螺母100%”時，三種類型雙螺母振動4 min后的殘余預(yù)緊力最大，與扭矩比例取“下螺母100%、上螺母100%”相比，振動4 min后的預(yù)緊力殘余百分比分別提高40.5%、40.8%和91.9%。

(2)導(dǎo)線舞動不平衡張力作用下，輸電鐵塔橫擔(dān)上平面和兩個側(cè)面連接螺栓基本不發(fā)生松脫，橫擔(dān)下平面是螺栓易發(fā)生松動的薄弱環(huán)節(jié)，其中下平面主材與固定端連接螺栓、橫擔(dān)端部掛點處桿件連接螺栓的松脫現(xiàn)象最為嚴重，建議設(shè)計時進一步提高橫擔(dān)主材及下平面斜材連接螺栓的防松性能。

參 考 文 獻

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