劉倫州

(上海安伯工業(yè)設(shè)備有限公司，上海 201401)

接觸網(wǎng)支柱偏移作為接觸線橫向偏移的重要組成部分，它涉及到行車安全和工程投資，是接觸網(wǎng)設(shè)計的一項重要內(nèi)容。為了確定最佳的施工方案，對具體的問題應(yīng)進(jìn)行綜合分析，結(jié)合線路的技術(shù)特點(diǎn)選擇接觸網(wǎng)支柱類型以及其基礎(chǔ)形式，同時還要考慮經(jīng)濟(jì)條件以及不同區(qū)段特征[1]。文獻(xiàn)[2]為了得到強(qiáng)臺風(fēng)環(huán)境的適宜接觸網(wǎng)支柱形式，通過接觸網(wǎng)支柱結(jié)構(gòu)試驗和有限元分析，對多種支柱型式進(jìn)行方案比較。

機(jī)車受電弓影響有一定的有效工作范圍，如果接觸線的橫向偏移超出此范圍就有可能引起刮弓，有危及行車安全的風(fēng)險。針對受電弓的限值要求進(jìn)行綜合技術(shù)經(jīng)濟(jì)分析就可以確定接觸網(wǎng)支柱撓度的限值。各國采用受電弓的形式不同，對接觸網(wǎng)支柱撓度規(guī)定也不盡相同。同時各國技術(shù)經(jīng)濟(jì)分析的側(cè)重點(diǎn)和出發(fā)點(diǎn)也不盡相同，因此各國規(guī)范對支柱的撓度限值的規(guī)定也不同。國外做法均是限制接觸線和承力索高度處的撓度，而我國一直沿用前蘇聯(lián)的標(biāo)準(zhǔn)，限制柱頂處的撓度[3]。根據(jù)掌握的有關(guān)資料，將各國對接觸網(wǎng)支柱撓度的規(guī)定匯總于表1中。

表1 不同國家接觸網(wǎng)支柱撓度限值

本文以加拿大EGLINTON CROSSTOWN輕軌交通項目為背景，采用美國電力系統(tǒng)公司(Power Line System)開發(fā)的PLS-POLE有限元分析軟件對方管支柱進(jìn)行了模擬分析，同時進(jìn)行了方管立柱的實驗研究，并進(jìn)行了對比分析。

根據(jù)現(xiàn)有的研究成果，接觸線橫向偏移主要可以分為4個部分：第一，懸掛重量、線索張力及風(fēng)荷載作用下腕臂支撐結(jié)構(gòu)的偏移，該部分橫向偏移由風(fēng)速、接觸網(wǎng)跨距以及線索張力等因素確定，與接觸網(wǎng)支柱的變形無關(guān)；第二，懸掛重量、線索張力及風(fēng)荷載作用下支柱的偏移，并且支柱在荷載作用下產(chǎn)生的橫向偏移占總偏移量的70%～80%；第三，風(fēng)荷載作用下接觸線的偏移；第四，基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動產(chǎn)生的偏移。實際工程應(yīng)用中如何快速、準(zhǔn)確地確定接觸網(wǎng)支柱橫向撓度值變得非常重要。因此本文僅研究支柱在橫向荷載作用下產(chǎn)生的偏移。

1 網(wǎng)支柱實驗

1.1 試件設(shè)計及制作

本文的研究對象為方管支柱，共完成了5根足尺(模型尺寸與實際尺寸比例1∶1)方管支柱的實驗研究。其中，3根包括底座總長度為9 060 mm、2根總長度為10 560 mm。方管支柱桿體材料為國標(biāo)Q345E級鋼，屈服強(qiáng)度345 MPa，低溫沖擊功-40 ℃,34 J；底板均采用美標(biāo)ASTM Gr65級鋼制法蘭，平面尺寸530 mm×530 mm，厚度60 mm，材料屈服強(qiáng)度345 MPa。試件尺寸及加載位置如圖1，表2所示。

表2 試件尺寸及加載點(diǎn)位置 mm

圖1，表2中各符號的含義為：L為測試方管支柱的總長(包含底座厚度60 mm)；W為方管外邊緣長度；L1為荷載R1加載點(diǎn)距支座底面距離；L2為荷載R2加載點(diǎn)距支座底面距離；L3為接觸線高度處距支座底面距離。

1.2 試件加載及變形測試方式

方管支柱實驗在上海交通大學(xué)固體力學(xué)實驗室完成，設(shè)計荷載根據(jù)工作實際工況選取，分別測試接觸線高度處CW點(diǎn)和柱頂點(diǎn)撓度，實驗現(xiàn)場如圖2所示。試驗加載過程和測試結(jié)果換算具體過程如下：

1)定義接觸線高度CW點(diǎn)計算撓度為DCWCALC(單位：mm)，定義柱頂點(diǎn)計算撓度為DPCALC(單位：mm)，定義測試CW點(diǎn)撓度和柱頂點(diǎn)撓度的加載量R1為R1OP和R1NOP，定義測試CW點(diǎn)撓度和柱頂點(diǎn)撓度的加載量R2為R2OP和R2NOP。

2)將試件用高強(qiáng)螺栓固定在剪力墻底座上。

3)標(biāo)注加載點(diǎn)及接觸線CW點(diǎn)在試件上的位置。

4)校準(zhǔn)加載設(shè)備，用刻度表或其他設(shè)備固定在底座，加載期間測量旋轉(zhuǎn)(Db)，并記錄測量半徑(Rb)。

5)在試驗?zāi)Ｐ蜕习惭b加載設(shè)備，預(yù)加載過程如下：

a.緩慢加載到設(shè)計載荷R1NOP和R2NOP的75%并維持90 s。

b.緩慢釋放載荷到零并重新緊固底部螺栓。

c.再次重復(fù)a.和b.。

6)設(shè)置此時接觸線高度處CW點(diǎn)和頂點(diǎn)位置為零并記錄，設(shè)置底板旋轉(zhuǎn)為零并記錄。

7)將R1位置的荷載增加至R1OP的10%,R2位置的荷載增加至R2OP的10%，記錄此時接觸線高度處CW點(diǎn)和頂點(diǎn)位置的撓度值。

8)當(dāng)加載量達(dá)到測試CW點(diǎn)撓度的設(shè)計荷載R1OP,R2OP，記錄接觸線高度處CW點(diǎn)的撓度SCW，記錄底座的轉(zhuǎn)動角度DbCW，以及支柱頂點(diǎn)的撓度值；根據(jù)支柱底座的轉(zhuǎn)動情況修正得到CW點(diǎn)撓度測試值為:

DCW=SCW-(DbCW×L3/Rb)

(1)

9)將R1位置的荷載繼續(xù)增加至(R1NOP-R1OP)的10%,R2位置的荷載增加至(R2NOP-R2OP)的10%，記錄此時支柱頂點(diǎn)位置的撓度值。

10)當(dāng)加載量達(dá)到測試支柱頂點(diǎn)撓度的設(shè)計荷載R1NOP,R2NOP，記錄支柱頂點(diǎn)撓度SP，記錄底座的轉(zhuǎn)動角度DbP，以及支柱頂點(diǎn)的撓度值；根據(jù)支柱底座的轉(zhuǎn)動情況修正得到支柱頂點(diǎn)撓度測試值為:

DP=SP-(DbP×L/Rb)

(2)

11)緩慢釋放荷載，記錄卸載后支柱頂點(diǎn)變形量SPU、接觸線高度處CW點(diǎn)變形量SCWU以及卸載后底座的參與轉(zhuǎn)動量DBU，根據(jù)支柱底座的轉(zhuǎn)動情況修正得到支柱頂點(diǎn)和接觸線高度處CW點(diǎn)永久荷載作用工況撓度值為:

DPset=SPU-(DBU×L/Rb)

(3)

DCWset=SCWU-(DBU×L3/Rb)

(4)

12)判別條件：接觸線高度處CW點(diǎn)和支柱頂點(diǎn)測試變形量DCW和DP不大于計算撓度值DCWCALC和DPCALC的10%；測試變形量DCW和DP若大于計算撓度值DCWCALC和DPCALC的20%，則該測試實踐作廢。

全部5根支柱試驗加載量及撓度測試結(jié)果匯總于表3。

表3 工況載荷及實驗結(jié)果

1.3 實驗結(jié)果分析

接觸線高度處CW點(diǎn)和支柱頂點(diǎn)測試撓度值見表3。通過表3的數(shù)據(jù)可以看出，隨著接觸網(wǎng)支柱長度的增大，無論接觸線高度處還是支柱頂端撓度都逐漸增大，并且接觸線高度CW點(diǎn)的增大幅度小于支柱頂點(diǎn)的增大幅度。方管支柱的壁厚越小，撓度越大。方管支柱壁厚對撓度值的影響小于長度的影響。

2 有限元模擬及結(jié)果分析

本研究運(yùn)用PLS-POLE有限元分析進(jìn)行模型分析，該軟件來源于軟件美國電力系統(tǒng)公司(Power Line System)，使用SAPS有限元驅(qū)動程序，并采用了非線性計算方式[8]。本次研究共對5根方管支柱模型進(jìn)行模擬分析，典型的計算模型及變形圖如圖3所示。

通過有限元分析，接觸網(wǎng)支柱接觸線位置CW點(diǎn)和支柱頂點(diǎn)橫向撓度計算結(jié)果見表4。同時，為了比較分析實驗結(jié)果與模擬分析結(jié)果的差別，表4中還列入了模型試驗的撓度值。為了方便比較，圖4繪制了計算結(jié)果和實驗結(jié)果的柱狀圖，圖4中橫坐標(biāo)對應(yīng)5根方管支柱，縱坐標(biāo)為各荷載工況下的撓度值。對比分析可見：模擬計算值與實驗值非常接近，最大相對誤差為12.3%。與現(xiàn)有規(guī)范要求比較結(jié)果為：德國規(guī)范要求接觸線位置CW點(diǎn)的撓度應(yīng)不大于該高度的1.5%，本次試驗方管支柱接觸線高度均為5 160 mm，相應(yīng)撓度限值應(yīng)為77.4 mm，本次試驗和模擬分析結(jié)果CW點(diǎn)撓度最大值僅為46 mm；中國規(guī)范要求柱頂撓度應(yīng)不大于總高度的1.0%，本次模擬和實驗結(jié)果顯示總高為9 060 mm的3根方管支柱(Type#1，Type#3，Type#3)的撓度最大值為152.4 mm，大于其限值90.6 mm，2根總高度為10 560 mm的支柱(Type#4，Type#5)撓度同樣大于規(guī)范限值要求。但模擬分析和實驗結(jié)果均在加拿大規(guī)范要求范圍內(nèi)，即接觸線位置不超過50 mm，桿頂不超過總高的3%。

表4 撓度計算值與實驗值對比

3 結(jié)論

本文針對接觸網(wǎng)支柱橫向變形的問題，采用試驗研究方法和非線性有限元軟件PLS-POLE對5根不同規(guī)格的接觸網(wǎng)支柱進(jìn)行了橫向撓度實驗研究和模擬計算，并進(jìn)行了對比分析，得到如下結(jié)論：

1)通過對多組試件的對比研究，得出接觸線位置處CW點(diǎn)和支柱頂點(diǎn)橫向撓度模擬計算值和實驗值吻合較好，最大最小相對誤差分別為12.3%，0.2%。

2)采用有限元分析軟件PLS-POLE可以較好的模擬和計算接觸網(wǎng)支柱橫向偏移，從而可以通過模擬分析快速有效的確定接觸網(wǎng)支柱橫向變形情況，更好地滿足工程實際的需要。