安利強， 王志旭， 史軍， 朱之健

(1. 華北電力大學機械工程系， 保定 071003； 2. 國網(wǎng)河北省電力有限公司保定供電分公司， 保定 071051)

相較于傳統(tǒng)鋼材，玻璃纖維增強型復合材料(glass fiber reinforced plastic， GFRP)具有輕質(zhì)、高強度、高剛度、低熱膨脹系數(shù)、耐腐蝕、耐疲勞、耐久性能及電絕緣性好等一系列優(yōu)勢，同時相較于碳纖維復合材料，GFRP具有價格低廉，且具有更好的吸能特性和良好的韌性[1]。因此基于以上原因，人們將復合材料運用于輸電鐵塔橫擔結構中，與傳統(tǒng)的復雜格構式橫擔相比，復合材料橫擔結構簡單，可降低雷電擊穿、污穢閃絡等故障發(fā)生頻率，同時還可提高結構強度，減小輸電線路走廊寬度，減輕桿塔重量，降低桿塔運維成本，提高經(jīng)濟效益[2]。

復合橫擔作為輸電鐵塔結構重要的組成部分，其材料性能、電氣性能、力學性能受到人們的極大關注。材料性能方面，王力等[3]通過考慮復合材料性能等方面進行復合絕緣橫擔材料選型，并對復合絕緣橫擔拉壓桿進行有限元受力分析和實際應用驗證。徐欣等[4]對110 kV復合橫擔進行了材料老化性能試驗，試驗結果表明復合橫擔具有良好的耐老化性能。楊永昆[5]介紹了聚氨酯復合材料的突出特點，以及該復合材料橫擔與桿塔的研究、運用現(xiàn)狀。電氣性能方面，吳雄等[6]通過試驗對比研究了方管復合絕緣橫擔及方棒復合絕緣橫擔的雷電沖擊電壓、濕工頻閃絡電壓、污穢閃絡電壓及污穢覆雪閃絡電壓的變化情況；付慧等[7]對矩形管聚氨酯復合材料橫擔及其材料樣品的電氣性能進行了研究，并與鐵質(zhì)橫擔的電氣性能進行了對比。復合橫擔力學性能包括靜力性能和動態(tài)性能[8-9]。黃祥怡[10]結合力學拉伸性能試驗和有限元分析研究了復合橫擔的力學特性；劉緒良[11]搭建了復合材料橫擔力學特性實驗研究平臺，設計了加載方案和測量方案，對復合材料橫擔進行靜力結構實驗，研究其力學特性。馬輝等[12-13]和林士凱等[14]對纖維增強復合材料(fiber reinforced polymer,FRP)復合材料橫擔進行了足尺試驗；司建輝等[15]開展了4組12根玻璃纖維增強復合材料(GRFP)復合橫擔支柱絕緣子軸心受壓穩(wěn)定性試驗；施榮等[16]通過試驗研究了750 kV輸電線路復合橫擔靜載下的疲勞性能；Godat等[17]對不同截面的試件進行了軸壓和彎曲試驗，從而探討復合材料在輸電桿塔中的應用；Ibrahim等[18]使用有限元方法研究了錐形FRP桿在彎曲載荷下的非線性橢圓度；李玉曦等[19]對750 kV復合橫擔進行了動載下的疲勞試驗，研究在不同工況下復合橫擔高周疲勞試驗及低周疲勞試驗的現(xiàn)象。陸興華等[20]利用ANSYS有限元軟件對復合橫擔進行了靜力和動力特性分析，研究了復合橫擔在不同舞動工況下的失效破壞模式和疲勞壽命。

上述研究皆為復合橫擔在輸電桿塔中的應用做出了重要貢獻，復合橫擔的整體受力得到較為全面的研究。但是復合材料芯棒是通過壓接工藝與法蘭進行連接，線路運行時復合橫擔受到豎直向下的導線重力，在該力的作用下，復合橫擔產(chǎn)生彎曲變形，復合橫擔芯棒上表面與法蘭套筒內(nèi)壁可能會發(fā)生分離，加劇芯棒下表面與法蘭套筒的擠壓，從而導致應力集中，降低了復合橫擔在橫向載荷作用下(導線重力)的極限承載能力，因此復合橫擔根部的局部受力應受到重視。

為了研究復合材料橫擔在橫向載荷下的極限承載力，現(xiàn)對復合材料橫擔進行了極限承載能力試驗，得到各個測點在不同橫向載荷作用下的位移和應變；建立該復合橫擔的有限元模型，通過計算得到相應測點的位移和應變結果；結合試驗和仿真結果，分析復合橫擔在橫向載荷作用下的變形規(guī)律；通過分析根部壓接對復合橫擔極限承載能力的影響，提出一種新的法蘭與復合材料芯棒的連接方式。

1 試驗研究

1.1 復合材料橫擔試件

試驗選取35 kV輸電線路復合材料橫擔1只，如圖1所示，復合橫擔由復合材料芯棒、法蘭兩部分組成。為了便于施加載荷，在橫擔的右端連接了一個加載件。復合材料芯棒與法蘭之間以壓接的方式連接，法蘭與加載件之間通過螺栓連接，加載件右端的螺栓孔與手拉葫蘆相連。

1.2 加載與測量方案

為了充分了解復合橫擔的力學性能，開展測試其極限承載力的破壞試驗。如圖2所示，橫擔的左端法蘭通過螺栓與反力架連接，右端的加載件通過手拉葫蘆與地面上的固定螺栓相連，可通過調(diào)整手拉葫蘆中的鏈條長度來改變載荷的大小。試驗采用應變片和標尺測量變形，在橫擔端部樹立標尺測量端部位移；載荷的方向豎直向下，復合橫擔芯棒的上半部分受拉、下半部分受壓，因此在芯棒兩端距離法蘭50 mm處和芯棒中間3個截面布置應變片，且在每個截面最上方和最下方各布置一個應變片，如圖1(c)所示。加載時以2 kN為間隔分級增加載荷直至橫擔發(fā)生失效。

圖1 復合材料橫擔Fig.1 Composites crossarm

圖2 復合橫擔極限承載力試驗裝置Fig.2 Test device for ultimate load-carrying capacity of composites crossarm

該復合材料橫擔的最危險工況為斷一相導線工況，縱向設計載荷11.52 kN，垂向設計載荷3.68 kN，合力為12 kN，因此以12 kN設計載荷為試驗標準載荷，且力的方向垂直橫擔軸線方向。

1.3 試驗現(xiàn)象與結果

在加載的初始階段，橫擔自由端未發(fā)生明顯的位移，隨著載荷的增大，自由端的位移增大，載荷-位移/應變數(shù)據(jù)如表1所示；當載荷達到141%設計載荷(16.91 kN)時，橫擔根部的法蘭套筒內(nèi)壁與芯棒的上部(受拉側)開始分離，且分離區(qū)域逐漸增大，在該過程中，手拉葫蘆行進同樣的行程而提供的載荷卻明顯小于上一階段的數(shù)值；當載荷達到248%設計載荷(29.81 kN)時，橫擔根部法蘭與芯棒相互擠壓的區(qū)域的復合材料出現(xiàn)多條裂紋，且力傳感器和應變儀的數(shù)值立即減小，表明復合橫擔失效，如圖3所示。

圖3 復合橫擔失效位置Fig.3 The failure position of composites crossarm

表1 載荷-位移/應變數(shù)據(jù)Table 1 The data of load-displacement/strain

2 數(shù)值仿真分析

2.1 復合材料拉伸試驗

根據(jù)《GB/T 1447—2005纖維增強塑料拉伸性能試驗方法》加工制造了如圖4所示4個GFRP板材試件，并通過拉伸試驗測量材料拉伸強度。依據(jù)材料拉伸試驗應力-應變曲線，提出多線段簡化模型，并將其用于有限元模型研究，如圖5所示， 4個試件的平均極限抗拉強度為739 MPa。

圖4 材料試件Fig.4 Material test specimen

圖5 復合材料的載荷-位移曲線Fig.5 The load-displacement curve of composites

2.2 有限元模型

采用SolidWorks建立了復合橫擔的法蘭、芯棒及加載零件，將法蘭套筒外壁等分切割出8個壓接面，兩法蘭共有16個這樣的曲面，用于后續(xù)的加載，并將這些零件裝配形成復合橫擔的整個結構后倒入到Workbench中。其中，法蘭和加載件的材料設為45鋼，并根據(jù)實際的FRP復合材料參數(shù)新建一種材料作為芯棒的材料，材料參數(shù)如表2所示。

表2 材料參數(shù)Table 2 Material parameters

因為法蘭與芯棒的連接為壓接，因此芯棒外表面與法蘭套筒內(nèi)壁的接觸設為摩擦接觸，摩擦因數(shù)為0.281(45鋼與樹脂材料的摩擦)。對于加載零件與法蘭的連接，在實際中它們是通過八個螺栓進行連接的，因此可認為它們的連接屬于綁定接觸，如表3所示。在網(wǎng)格劃分上，芯棒采用掃略劃分法，各個接觸連接處采用接觸加密網(wǎng)格劃分方式，而其余區(qū)域采用默認網(wǎng)格劃分。

通過上述的設定建立了復合橫擔的有限元模型。本文研究對橫擔的左端法蘭螺栓孔施加固定約束，對兩端的法蘭壓接面施加沿徑向的壓力，在加載件右端的螺栓孔施加豎直向下的集中力，加載方式及載荷值得大小與實驗一致。

2.3 試驗與仿真結果對比

2.3.1 載荷-位移曲線

圖6為試驗和有限元仿真的載荷-位移關系圖，圖6中藍色線為實驗結果，橘色線為有限元仿真結果。從試驗載荷-位移曲線可知：在集中力小于16.91 kN、橫擔自由端的位移小于156 mm時，載荷與位移基本呈線性關系；隨著載荷的增大，位移的增量大于線性階段的位移增量，這是因為當載荷大于16.91 kN時，芯棒與法蘭連接的上部發(fā)生脫離，它們的連接減弱，該區(qū)域的結構剛度減小造成了橫擔整體剛度的減小，且隨著載荷的增大，脫離面積增大，導致載荷與位移呈非線性關系；當載荷大于29.81 kN時，芯棒發(fā)生破壞。

圖7為載荷248%設計載荷(29.81 kN)時有限元模型中芯棒結構的應力云圖，從圖中可知，芯棒左端(橫擔根部)的最大應力為1 144 MPa，大于材料的極限抗拉強度值(739 MPa)，而有限元模型最大應力為739 MPa時對應的載荷為28.45 kN，即認為結構失效，如圖6所示。從對比結果可知，橫擔失效時仿真載荷值小于試驗破壞值(29.81 kN)，原因在于：在試驗中，判斷破壞方式是芯棒表面有明顯的大面積損傷，而在此之前芯棒可能已經(jīng)開始損傷，且破壞面積很小或不明顯。此外，在試驗過程中，當橫擔變形時，手拉葫蘆施加的載荷方向偏離垂直方向，因此橫擔上的實際載荷小于力傳感器上的讀數(shù)，因此在相同載荷下仿真模型的位移大于試驗模型的位移。

表3 復合橫擔結構的接觸類型Table 3 The contact type of composites crossarm

2.3.2 載荷-應變曲線

如圖8所示為實驗與仿真結果的載荷-應變關系圖，從圖8中可看出，無論是實驗還是仿真，其載荷與應變呈線性關系，并且受拉側的應變與受壓側應變關于縱軸對稱。當載荷接近復合橫擔的極限載荷時，左側第二個測點的數(shù)據(jù)跳動非常大，這是因為該測點位于失效點附近區(qū)域，當橫擔發(fā)生破壞后，各測點的應變數(shù)值減小。受拉側和受壓側的應變變化規(guī)律有所差異：對于受拉側，失效后的應變大于相同載荷下未發(fā)生破壞時的應變，這是因為材料發(fā)生了塑性變形；對于受壓側，失效后的應變小于相同載荷下未發(fā)生破壞時的應變。

圖6 載荷-位移曲線Fig.6 The curve of load-displacement

圖7 芯棒應力云圖Fig.7 Stress of mandrel

2.3.3 芯棒與橫擔分離位移曲線

如圖9所示為有限元模型中芯棒與橫擔的分離位移曲線，當載荷較小時，分離位移與載荷呈線性關系，且位移增量非常小；當載荷大于16.91 kN(141%設計載荷)時，位移增量突然增大，證實了試驗中的壓接脫離現(xiàn)象，如圖10所示為不同載荷下芯棒與法蘭的分離圖。

圖9 不同載荷下芯棒與法蘭分離距離曲線Fig.9 The separation distance between mandrel and flange under different loads

圖8 載荷-應變曲線Fig.8 The curve of load-strain

圖10 不同載荷下芯棒與法蘭的分離圖Fig.10 The separation diagram of mandrel and flange under different loads

2.4 結構優(yōu)化

由前述可知，復合橫擔在過載時根部受壓側先發(fā)生失效，這是由于復合橫擔根部與芯棒的剛度突變導致的，所以有必要設計一種新的芯棒與法蘭連接方式，以減小剛度突變，從而降低接觸部位的應力集中，提升復合橫擔的承載能力。如圖11所示，在壓接基礎上，增加一個銷接，即在法蘭套筒中增加一個銷軸，而復合材料芯棒的一端加工一個與銷軸尺寸一致的孔。銷軸的長度應大于套筒長度，方可達到降低剛度突變的程度。

為了驗證方案的可行性，建立了優(yōu)化結構的有限元模型，并對其進行有限元分析。結果表明，當荷載達到254%設計載荷(30.50 kN)時，帶銷釘模型的最大等效應力達到材料的極限抗壓強度(圖12)，而如上所述，當荷載達到237%設計載荷(28.45 kN)時，初始模型的最大等效應力達到材料的極限抗拉強度。相比之下，優(yōu)化后的結構承載力提高了7.2%。

圖11 新型的芯軸與法蘭連接方式Fig.11 New connection mode between mandrel and flange

圖12 優(yōu)化模型芯棒應力云圖Fig.12 Stress of optimization model

3 結論

對FRP復合材料橫擔進行了極限承載力試驗，同時對其進行了數(shù)值仿真分析，得到以下結論。

(1)在復合橫擔極限承載力試驗中，隨著載荷的增大，橫擔自由端的位移增大；當橫向載荷達到141%設計載荷(16.91 kN)時，芯棒上部與法蘭開始發(fā)生脫離，且脫離面積隨著載荷的增大而增大，導致芯棒下部與法蘭的擠壓加劇，芯棒被擠壓區(qū)域出現(xiàn)多條裂紋。

(2)加載初始階段，位移基本線性增加；當載荷大于141%設計載荷(16.91 kN)時，位移的變化呈非線性，當橫向載荷達到248%設計載荷(29.81 kN)時，復合橫擔根部發(fā)生失效。

(3)結合有限元仿真與試驗結果，證實了復合橫擔根部壓接脫離是決定復合橫擔極限承載力的重要因素之一。

(4)提出的優(yōu)化方案可降低橫擔根部的剛度突變梯度，減小應力集中，提高復合橫擔在橫向載荷作用下的極限承載能力。