覆冰導(dǎo)線舞動(dòng)作用下輸電塔破壞機(jī)理的試驗(yàn)研究

楊 倫，樓文娟，陳 勇，閻 東，楊曉輝

(1.浙江大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程研究所，杭州 310058;2.河南電力試驗(yàn)研究院，鄭州 450052)

覆冰導(dǎo)線舞動(dòng)具有振幅大、持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)的特點(diǎn)，產(chǎn)生的大幅動(dòng)態(tài)張拉力會(huì)導(dǎo)致輸電塔構(gòu)件撕裂或失穩(wěn)、連接螺栓松動(dòng)、橫擔(dān)失效甚至輸電塔的倒塌等難以恢復(fù)的惡性事故，嚴(yán)重威脅電網(wǎng)系統(tǒng)的正常運(yùn)行［1－3］。因此，研究輸電塔線體系在舞動(dòng)作用下的損傷原因和破壞機(jī)理，控制、減輕舞動(dòng)對(duì)輸電塔的危害，對(duì)保證輸電線路的安全運(yùn)行有著重要的工程價(jià)值和經(jīng)濟(jì)意義。

目前很多學(xué)者［4－6］基于靜力加載試驗(yàn)，獲得了輸電塔在覆冰荷載或?qū)Ь€張力作用下的極限承載力以及失效模式，并給出了相應(yīng)的安全評(píng)估［7］或結(jié)構(gòu)加固方法［8］。但是輸電塔在導(dǎo)線動(dòng)力作用與靜力作用下的破壞機(jī)制有著本質(zhì)區(qū)別，因此不能以靜力試驗(yàn)結(jié)果來(lái)推斷結(jié)構(gòu)在導(dǎo)線舞動(dòng)作用下的失效模式或極限承載力。王昕［9］、榮志娟等［10］在輸電塔線體系有限元模型的基礎(chǔ)之上，研究了導(dǎo)線舞動(dòng)對(duì)桿塔的作用特征。需要指出的是，以上數(shù)值模擬均限定結(jié)構(gòu)材料處于彈性范圍內(nèi)，對(duì)舞動(dòng)作用下桿塔破壞機(jī)理的探索尚未涉及。另外，張勇等［11］和謝強(qiáng)等［12］基于氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)，考察了覆冰荷載對(duì)輸電塔線體系風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng)的影響。然而受風(fēng)洞尺寸的限制和模型縮尺效應(yīng)的影響，風(fēng)洞試驗(yàn)僅模擬了塔線體系在風(fēng)荷載作用下的抖振響應(yīng)，未能再現(xiàn)覆冰導(dǎo)線舞動(dòng)時(shí)的動(dòng)態(tài)特征。

受現(xiàn)有認(rèn)知范圍的限制，舞動(dòng)導(dǎo)致輸電塔破壞的機(jī)理至今尚不明確。就事故調(diào)查資料來(lái)看，引發(fā)輸電塔破壞的可能原因主要有三種:①導(dǎo)線舞動(dòng)產(chǎn)生的大幅動(dòng)態(tài)張拉力造成輸電塔構(gòu)件失穩(wěn)或者撕裂［13］;②在長(zhǎng)時(shí)間舞動(dòng)作用下構(gòu)件發(fā)生疲勞破壞，致使輸電塔整體傾覆［14］;③ 構(gòu)件連接螺栓在舞動(dòng)產(chǎn)生的大幅動(dòng)態(tài)張拉力作用下發(fā)生松動(dòng)，導(dǎo)致構(gòu)件內(nèi)力重新分配，造成輸電塔的倒塌［15］。從研究手段來(lái)看，前兩種導(dǎo)致輸電塔可能破壞的原因可通過(guò)模型試驗(yàn)或者數(shù)值模擬進(jìn)行考察;但是由于缺乏輸電塔破壞前螺栓實(shí)際預(yù)緊狀態(tài)的力學(xué)參數(shù)，上述的第三種破壞原因難以通過(guò)傳統(tǒng)研究方法加以驗(yàn)證。

綜上所述，針對(duì)以往研究的不足之處，本文以在舞動(dòng)事故中遭受嚴(yán)重破壞的某轉(zhuǎn)角耐張塔為研究對(duì)象，基于模型動(dòng)力相似理論，設(shè)計(jì)制作覆冰導(dǎo)線模型和彈性邊界條件下的大比例輸電塔節(jié)段模型。同時(shí)，考慮到導(dǎo)線舞動(dòng)形式以單個(gè)半波為主，且達(dá)到穩(wěn)定時(shí)具有頻率和振幅均保持不變的特征，研制用于模擬導(dǎo)線舞動(dòng)的試驗(yàn)加載裝置。在此基礎(chǔ)上，鑒于舞動(dòng)導(dǎo)致輸電塔破壞的三種可能原因和研究方法的可實(shí)現(xiàn)性，采用排除法確定其破壞機(jī)理。其中具體工作內(nèi)容分為三步:首先，結(jié)合破壞線路的現(xiàn)場(chǎng)覆冰參數(shù)和舞動(dòng)幅值，進(jìn)行舞動(dòng)事故的反演，檢驗(yàn)實(shí)際情況中輸電塔的破壞是否由構(gòu)件承載力不足所引起;其次，根據(jù)舞動(dòng)試驗(yàn)測(cè)得的構(gòu)件動(dòng)應(yīng)力幅值，采用規(guī)范提供的方法，計(jì)算輸電塔在導(dǎo)線舞動(dòng)作用下的疲勞壽命，考察構(gòu)件在實(shí)際舞動(dòng)時(shí)間作用下是否發(fā)生疲勞破壞;最后，綜合分析塔線體系舞動(dòng)試驗(yàn)和疲勞壽命的計(jì)算結(jié)果，確定覆冰導(dǎo)線舞動(dòng)作用下輸電塔失效的根本原因。

1 輸電塔線體系舞動(dòng)試驗(yàn)的介紹

1.1 輸電塔線體系模型

輸電塔原型為500 kV超高壓輸電線路中采用的某轉(zhuǎn)角耐張塔，全塔高為54.5 m，其呼稱高24 m，組成構(gòu)件均為等邊角鋼，塔頭部分共設(shè)有非對(duì)稱形式的三對(duì)導(dǎo)線橫擔(dān)和一對(duì)地線支架。舞動(dòng)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查資料顯示，該輸電塔橫擔(dān)在導(dǎo)線舞動(dòng)作用下發(fā)生了嚴(yán)重破壞，而塔身構(gòu)件完好無(wú)損(如圖1所示)。同時(shí)，鑒于試驗(yàn)場(chǎng)地大小限制以及采用過(guò)小的縮尺比而導(dǎo)致的縮尺效應(yīng)，本文選擇包含懸挑最長(zhǎng)中橫擔(dān)的塔頭部分來(lái)制作輸電塔節(jié)段模型(圖2所示)。

基于相似理論，輸電塔線體系模型除須滿足與原型幾何相似、剛度及質(zhì)量分布相似外，還要嚴(yán)格保證靜力和動(dòng)力特性相似。對(duì)于輸電塔模型，取節(jié)段模型縮尺比為1∶4。模型構(gòu)件采用材料與原型相同的角鋼，因此彈性模量和密度相似系數(shù)均為1∶1，其它物理量相似參數(shù)可通過(guò)量綱分析法和已確定的三個(gè)基本物理量獲得(見(jiàn)表1中輸電塔的相似參數(shù))。對(duì)于覆冰導(dǎo)線，鑒于試驗(yàn)場(chǎng)地大小限制，按照1∶16的檔距縮尺比制作導(dǎo)線模型。此外，為充分體現(xiàn)輸電塔與導(dǎo)線之間的耦合效應(yīng)，塔、線模型應(yīng)滿足一致的動(dòng)力以及荷載相似參數(shù)。因此，結(jié)合輸電塔節(jié)段模型的相似系數(shù)，導(dǎo)線張力和頻率相似參數(shù)分別取為1∶16和4∶1。以導(dǎo)線模型檔距、張力和頻率為三個(gè)基本物理量，通過(guò)量綱分析確定其它物理量的相似參數(shù)(如表1中導(dǎo)線模型相似參數(shù)所示)。

圖1 輸電塔破壞照片F(xiàn)ig.1 Failure mode of transmission tower

圖2 輸電塔節(jié)段模型示意圖Fig.2 Schematic drawing of tower segmental model

表1 輸電塔線體系模型相似參數(shù)Tab.1 The similarity coefficients of transmission tower-line system

為保證輸電塔節(jié)段模型與原型之間滿足表1所示的動(dòng)力相似參數(shù)，其邊界必須是能夠模擬節(jié)段模型以下塔身部分剛度的彈性支座。結(jié)合輸電塔有限元模型，采用柔度法提取節(jié)段模型以下塔身部分的等效剛度，并通過(guò)對(duì)比節(jié)段模型與原型的動(dòng)力特性分析結(jié)果，對(duì)支座剛度進(jìn)行修正和調(diào)整，最后用模具彈簧實(shí)現(xiàn)彈性支座剛度的模擬。表2為輸電塔原型與模型前三階動(dòng)力特性有限元計(jì)算結(jié)果的比較，可以看出二者自振頻率能夠較好滿足表1中的頻率相似系數(shù)，說(shuō)明采用彈性支座能夠使節(jié)段模型與全塔原型之間滿足動(dòng)力特性相似。圖3和圖4分別為加工完成的輸電塔節(jié)段模型和相應(yīng)的彈性支座。

輸電塔的組成構(gòu)件為角鋼，連接方式為通過(guò)螺栓和節(jié)點(diǎn)板的單肢連接。為充分體現(xiàn)螺栓和節(jié)點(diǎn)板對(duì)構(gòu)件傳力路徑和邊界約束條件的影響，對(duì)應(yīng)模型的螺栓和節(jié)點(diǎn)板均按照相似系數(shù)進(jìn)行縮尺，且保證螺栓數(shù)量與節(jié)點(diǎn)板形狀均與原型相同。另外，螺栓的預(yù)緊狀態(tài)對(duì)構(gòu)件受力也有著重要影響，且會(huì)受環(huán)境激勵(lì)的影響而緩慢變化。然而考慮到缺乏輸電塔破壞前螺栓的預(yù)緊扭矩參數(shù)，制作模型時(shí)無(wú)法確定螺栓在輸電塔破壞前的預(yù)緊狀態(tài)，因此難以在試驗(yàn)過(guò)程中模擬舞動(dòng)發(fā)生時(shí)螺栓的真實(shí)松動(dòng)情況。鑒于舞動(dòng)試驗(yàn)?zāi)康脑谟跈z驗(yàn)桿塔構(gòu)件是否發(fā)生強(qiáng)度破壞或者失穩(wěn)，因此為防止螺栓松動(dòng)對(duì)舞動(dòng)試驗(yàn)產(chǎn)生干擾，本文采用雙螺帽預(yù)緊的方法對(duì)模型構(gòu)件的連接螺栓進(jìn)行防松處理(圖5所示)。

表2 節(jié)段模型與全塔原型動(dòng)力特性的比較Tab.2 Comparison of dynamic characteristic between transmission tower prototype and segmental model

圖3 輸電塔節(jié)段模型實(shí)物照片F(xiàn)ig.3 Picture of tower segmental model

圖4 彈性支座Fig.4 Elastic support of tower segmental model

圖5 構(gòu)件螺栓連接圖Fig.5 Picture of bolted connection of angle steel

輸電導(dǎo)線原型為500 kV四分裂導(dǎo)線，檔距為244 m，其中子導(dǎo)線型號(hào)為L(zhǎng)GJ－400/35。試驗(yàn)采用鋼絲繩模擬導(dǎo)線軸向剛度，再輔以配重塊來(lái)實(shí)現(xiàn)模型與原型之間的線密度相似。此外，若導(dǎo)線模型按照原型制成四分裂的形式，則難以實(shí)現(xiàn)模型與舞動(dòng)試驗(yàn)加載裝置的連接，因此本試驗(yàn)將四分裂覆冰導(dǎo)線模型等效為一根，相應(yīng)導(dǎo)線模型的張力、線密度以及拉伸剛度均放大四倍。圖6為覆冰導(dǎo)線模型的實(shí)物照片。

圖6 覆冰導(dǎo)線模型Fig.6 Photo of iced conductor model

1.2 舞動(dòng)試驗(yàn)加載裝置

覆冰導(dǎo)線舞動(dòng)以豎向振動(dòng)為主，其運(yùn)動(dòng)軌跡為橢圓，特征頻率為豎向一階自振頻率?；谏鲜鎏卣鳎疚睦梦鑴?dòng)試驗(yàn)裝置，采用通過(guò)對(duì)導(dǎo)線跨中位置進(jìn)行機(jī)械激振的方式，再現(xiàn)舞動(dòng)時(shí)導(dǎo)線的動(dòng)張力與運(yùn)動(dòng)特征。

鑒于橢圓軌跡的機(jī)械激振裝置過(guò)于復(fù)雜，并考慮到導(dǎo)線動(dòng)張力以豎向位移貢獻(xiàn)為主，且試驗(yàn)關(guān)鍵在于重現(xiàn)舞動(dòng)時(shí)導(dǎo)線的動(dòng)態(tài)張拉力，本文采用圓形軌跡激振產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)張拉力進(jìn)行替代，并對(duì)該方案進(jìn)行了可行性論證工作。即通過(guò)對(duì)比導(dǎo)線舞動(dòng)響應(yīng)計(jì)算值和測(cè)試值，檢驗(yàn)在跨中圓形軌跡激勵(lì)作用下能否再現(xiàn)舞動(dòng)時(shí)的動(dòng)態(tài)張拉力以及舞動(dòng)形態(tài)。

圖7為舞動(dòng)試驗(yàn)裝置實(shí)物照片。舞動(dòng)試驗(yàn)裝置主要由變頻器、三相異步電機(jī)以及平行四連桿機(jī)構(gòu)組成。使用時(shí)首先將導(dǎo)線模型穿過(guò)機(jī)構(gòu)連桿中部，完成導(dǎo)線模型的靜力張拉后，根據(jù)舞動(dòng)幅值和頻率，分別用平四連桿機(jī)構(gòu)和變頻器調(diào)整裝置運(yùn)行半徑和運(yùn)動(dòng)周期。進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，采用逐漸增頻的方式啟動(dòng)舞動(dòng)裝置，以降低在加載初期對(duì)塔線體系模型的沖擊效應(yīng)。

圖7 舞動(dòng)試驗(yàn)裝置Fig.7 Galloping experimental equipment

以輸電塔線體系原型為研究對(duì)象，計(jì)算13 m/s風(fēng)速作用下的舞動(dòng)響應(yīng)，其中覆冰導(dǎo)線氣動(dòng)力系數(shù)采用風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試值。試驗(yàn)方面，利用舞動(dòng)試驗(yàn)裝置對(duì)覆冰塔線體系模型進(jìn)行機(jī)械激振，豎向振幅為20 cm，最后將測(cè)得的導(dǎo)線動(dòng)態(tài)張拉力和豎向位移按照相似關(guān)系轉(zhuǎn)換至原型，并與舞動(dòng)計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比。圖8為導(dǎo)線舞動(dòng)響應(yīng)計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比。可以看出，導(dǎo)線動(dòng)張力的試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果吻合良好。對(duì)于跨中位移響應(yīng)，由于舞動(dòng)計(jì)算時(shí)作用于導(dǎo)線上的荷載與模型試驗(yàn)有所不同，因此動(dòng)張力接近時(shí)，跨中位移的測(cè)試值與計(jì)算值略有差異?？傮w來(lái)看，在實(shí)驗(yàn)室條件下，用舞動(dòng)試驗(yàn)裝置對(duì)導(dǎo)線激振能夠有效再現(xiàn)導(dǎo)線舞動(dòng)產(chǎn)生的動(dòng)張力以及相應(yīng)的動(dòng)態(tài)特性，說(shuō)明試驗(yàn)裝置的設(shè)計(jì)是合理有效的。在此基礎(chǔ)上能夠進(jìn)行輸電塔線體系舞動(dòng)試驗(yàn)，從而對(duì)輸電塔的損傷、破壞機(jī)理進(jìn)行深入研究。

圖8 導(dǎo)線舞動(dòng)響應(yīng)的比較Fig.8 Comparison of conductor galloping responses between test and calculation

1.3 試驗(yàn)布置

如圖9所示，輸電塔模型對(duì)應(yīng)的原型為轉(zhuǎn)角耐張塔，與線路走向存在73°的夾角。導(dǎo)線模型的一端通過(guò)拉力傳感器與輸電塔相連，可直接測(cè)得導(dǎo)線作用于輸電塔上的動(dòng)態(tài)張拉力;另一端通過(guò)預(yù)緊螺栓固定在反力架上。舞動(dòng)試驗(yàn)機(jī)設(shè)置于導(dǎo)線模型的跨中位置。由于實(shí)際線路中輸電塔橫擔(dān)破壞嚴(yán)重，而塔身無(wú)任何損傷，因此在中橫擔(dān)受壓主材和斜材等構(gòu)件的關(guān)鍵截面處布置應(yīng)變測(cè)點(diǎn)(圖10所示)。同時(shí)，為測(cè)得舞動(dòng)時(shí)輸電塔的振動(dòng)響應(yīng)，在塔身頂部和橫擔(dān)端部各布置一個(gè)加速度傳感器。最后根據(jù)表1中的相似參數(shù)，將測(cè)得的輸電塔線體系舞動(dòng)響應(yīng)轉(zhuǎn)化至原型。

1.4 試驗(yàn)工況

結(jié)合舞動(dòng)事故現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查資料，實(shí)際線路覆冰形狀為新月形，最大冰厚為20 mm，最大舞動(dòng)幅值為6 m。同時(shí)，考慮到桿塔破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的導(dǎo)線舞動(dòng)幅值尚未確定，因此為全面細(xì)致的檢驗(yàn)塔架構(gòu)件發(fā)生損傷時(shí)對(duì)應(yīng)的舞動(dòng)幅值，試驗(yàn)采用舞動(dòng)幅值逐級(jí)遞增的方式進(jìn)行動(dòng)態(tài)加載。其中舞動(dòng)幅值范圍取為20～54 cm(間隔2 cm)，對(duì)應(yīng)原型舞動(dòng)幅值為3.20～8.64 m。導(dǎo)線模型的質(zhì)量與張力參數(shù)見(jiàn)表3。

圖9 塔線體系舞動(dòng)試驗(yàn)布置圖Fig.9 Galloping experimental system of transmission tower line

圖10 橫擔(dān)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置Fig.10 Test points arrangement for transmission tower

表3 覆冰導(dǎo)線模型物理參數(shù)Tab.3 Parameters of iced-conductor model

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

試驗(yàn)時(shí)導(dǎo)線的運(yùn)動(dòng)形態(tài)為單個(gè)半波，以豎向一階振型為主。輸電塔繞塔身豎軸的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)明顯，且由于缺乏有效約束，橫擔(dān)交叉斜材發(fā)生了顯著的面外振動(dòng)。當(dāng)對(duì)應(yīng)導(dǎo)線原型舞動(dòng)幅值達(dá)到實(shí)測(cè)值6 m時(shí)，全塔構(gòu)件保持完好;即使舞動(dòng)幅值增至8.64 m，橫擔(dān)和塔身部分依然保持矗立不倒，并未發(fā)生構(gòu)件撕裂或失穩(wěn)等現(xiàn)象。

圖11為導(dǎo)線張力最大值隨舞動(dòng)幅值的變化規(guī)律。可以看出，舞動(dòng)幅值小于5 m時(shí)，導(dǎo)線結(jié)構(gòu)的幾何非線性特征不明顯，張力最大值隨舞動(dòng)幅值的增大而線性增加;當(dāng)舞動(dòng)幅值大于5 m時(shí)，張力最大值與舞動(dòng)幅值之間則呈現(xiàn)明顯的非線性關(guān)系。其中，在舞動(dòng)幅值達(dá)到現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)的6 m時(shí)，導(dǎo)線張力放大系數(shù)為1.92;而舞動(dòng)幅值接近9 m時(shí)，張力放大系數(shù)僅增加至2.07。造成上述現(xiàn)象的原因在于:與導(dǎo)線兩端固支情況的不同，對(duì)于塔線體系來(lái)說(shuō)，導(dǎo)線內(nèi)力的增大會(huì)引起輸電塔掛線點(diǎn)位移的增加，從而減緩了張力的增長(zhǎng)速度。該特征充分體現(xiàn)了塔線體系的耦合特性，表明輸電塔對(duì)導(dǎo)線的彈性支撐作用不可忽略，在進(jìn)行導(dǎo)線舞動(dòng)響應(yīng)分析時(shí)應(yīng)考慮該效應(yīng)的影響。

圖12為輸電塔加速度均方根隨舞動(dòng)幅值的變化規(guī)律。與導(dǎo)線動(dòng)張力最值相似，在舞動(dòng)幅值小于5 m的階段，舞動(dòng)幅值與加速度均方根之間為線性關(guān)系;而隨著舞動(dòng)幅值的繼續(xù)增加，加速度響應(yīng)與舞動(dòng)幅值之間表現(xiàn)出一定程度的非線性特征。對(duì)比橫擔(dān)和塔頂?shù)募铀俣软憫?yīng)還可發(fā)現(xiàn)，橫擔(dān)端點(diǎn)處的加速度響應(yīng)遠(yuǎn)大于塔頂，說(shuō)明在導(dǎo)線舞動(dòng)作用下，轉(zhuǎn)角耐張塔振動(dòng)形式以繞塔身軸的扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)為主。

圖11 張力最大值隨舞動(dòng)幅值的變化規(guī)律Fig.11 The peak value of dynamic tension vibrations with galloping amplitude

圖12 輸電塔加速度均方根Fig.12 The effect of galloping amplitude on acceleration of tower

導(dǎo)線動(dòng)張力主要由橫擔(dān)下弦承擔(dān)，而下弦層中主材A和斜材B分別為應(yīng)力水平較高和計(jì)算長(zhǎng)度最大的受壓構(gòu)件，屬于結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)。因此圖13給出了以上兩類構(gòu)件應(yīng)變最大值隨舞動(dòng)幅值的變化規(guī)律，圖例中“－”表示壓應(yīng)變，“+”則表示拉應(yīng)變。

對(duì)比圖13(a)和圖13(b)可以發(fā)現(xiàn)，隨著舞動(dòng)幅值的遞增，各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變最大值逐漸變大，且橫擔(dān)主材應(yīng)變遠(yuǎn)大于斜材。從應(yīng)力狀態(tài)的角度來(lái)看，各舞動(dòng)幅值下以主材A中測(cè)點(diǎn)2的應(yīng)變值最大，其受力狀態(tài)最為不利。此外，受壓斜材B在中點(diǎn)截面上邊緣處(測(cè)點(diǎn)7)的應(yīng)力狀態(tài)反而為拉，該現(xiàn)象表明:對(duì)于長(zhǎng)細(xì)比較大的受壓角鋼，在連接偏心產(chǎn)生的彎矩作用下，構(gòu)件截面被分為明顯的受壓區(qū)和受拉區(qū)。該類型連接方式會(huì)降低角鋼受壓穩(wěn)定承載力，且在動(dòng)力作用下受拉區(qū)域易發(fā)生疲勞損傷。

從圖13中還可發(fā)現(xiàn)，當(dāng)舞動(dòng)幅值達(dá)到實(shí)測(cè)的6 m時(shí)，各構(gòu)件控制截面的應(yīng)變最大值均小于塑性應(yīng)變。而在舞動(dòng)幅值由6 m增加至8.64 m的過(guò)程中，僅有主材A中的測(cè)點(diǎn)2達(dá)到屈服狀態(tài)，相應(yīng)最大應(yīng)變?yōu)? 273 με，說(shuō)明該位置的塑性性質(zhì)并不明顯。同時(shí)，從試驗(yàn)現(xiàn)象來(lái)看，橫擔(dān)以及輸電塔其它部位仍保持完好，并未發(fā)生構(gòu)件撕裂、失穩(wěn)甚至橫擔(dān)整體破壞等現(xiàn)象。

圖13 應(yīng)力最大值隨舞動(dòng)幅值的變化規(guī)律Fig.13 The peak value of dynamic strainvibrations with galloping amplitude

上述試驗(yàn)分析結(jié)果表明，覆冰導(dǎo)線舞動(dòng)對(duì)輸電塔的動(dòng)力作用十分明顯，但是構(gòu)件承載力具有足夠的安全余度，即使在舞動(dòng)幅值大大超出實(shí)測(cè)值的情況下，也僅僅是在受壓主材的局部位置產(chǎn)生了一定程度的塑性變形，而其他構(gòu)件仍處于彈性工作狀態(tài)，且全塔依然保持完好。說(shuō)明該輸電塔在導(dǎo)線舞動(dòng)作用下的失效并非由構(gòu)件材料強(qiáng)度和穩(wěn)定承載力不足而引起的。

3 構(gòu)件疲勞壽命

導(dǎo)線舞動(dòng)時(shí)會(huì)在輸電塔上作用大幅變化的動(dòng)態(tài)張拉力。在該類型交變荷載作用下，構(gòu)件的應(yīng)力狀態(tài)隨時(shí)間不斷變化，容易導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的疲勞破壞。對(duì)于鋼結(jié)構(gòu)來(lái)說(shuō)，疲勞破壞源于材料中微裂紋的擴(kuò)展，而只有壓應(yīng)力的部位即使出現(xiàn)了微裂紋，也不會(huì)繼續(xù)擴(kuò)展，因此在應(yīng)力循環(huán)中不出現(xiàn)拉應(yīng)力的部位可不計(jì)算疲勞。從塔線體系舞動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，輸電塔所有測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)均為始終受拉或者受壓。因此，本文以舞動(dòng)幅值為8.64 m時(shí)，輸電塔構(gòu)件最不利受拉位置(測(cè)點(diǎn)7)的應(yīng)變測(cè)試結(jié)果為基礎(chǔ)，采用規(guī)范［16］提供的方法計(jì)算舞動(dòng)作用下的疲勞壽命:

式中:n為應(yīng)力循環(huán)次數(shù)，Δσ為應(yīng)力幅值。C、β為參數(shù)，根據(jù)構(gòu)件和連接類型分別取3.26×1012和3。

如圖14所示，舞動(dòng)試驗(yàn)時(shí)測(cè)點(diǎn)7的拉應(yīng)力幅Δσ=137－20=117 MPa。由式(1)可得，最不利受拉位置所能承受的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)為:

即輸電塔橫擔(dān)至少可以承受209萬(wàn)次應(yīng)力循環(huán)而不發(fā)生疲勞破壞。而線路現(xiàn)場(chǎng)事故調(diào)查資料顯示:輸電塔在舞動(dòng)發(fā)生后的第三天即發(fā)生破壞。按3天計(jì)算，考慮實(shí)際線路中的舞動(dòng)頻率為0.367 Hz，這段時(shí)間內(nèi)應(yīng)力循環(huán)數(shù)至多為10萬(wàn)次，遠(yuǎn)小于估計(jì)的209萬(wàn)次，故舞動(dòng)作用下該輸電塔的破壞不是由構(gòu)件疲勞強(qiáng)度不足而造成的。

圖14 最不利受拉位置的應(yīng)力時(shí)程Fig.14 The stress time history of most unfavorable position

4 輸電塔破壞原因分析

本次舞動(dòng)試驗(yàn)對(duì)應(yīng)原型導(dǎo)線舞動(dòng)的最大幅值為8.64 m，遠(yuǎn)超過(guò)了實(shí)際線路損傷時(shí)的舞動(dòng)幅值(6 m)。然而，在如此大幅舞動(dòng)作用下，轉(zhuǎn)角耐張塔僅在橫擔(dān)受壓主材根部產(chǎn)生了較小的塑性應(yīng)變，橫擔(dān)和整塔依然完好，說(shuō)明構(gòu)件強(qiáng)度和承載力不足并不是導(dǎo)致輸電塔失效的原因。同時(shí)，結(jié)合試驗(yàn)測(cè)得最不利受拉位置的應(yīng)力幅值，估算了舞動(dòng)幅值為8.64 m時(shí)橫擔(dān)關(guān)鍵構(gòu)件的疲勞壽命，結(jié)果顯示構(gòu)件疲勞壽命遠(yuǎn)大于線路實(shí)際舞動(dòng)破壞所需要的時(shí)間，進(jìn)而說(shuō)明了構(gòu)件疲勞強(qiáng)度不足亦不是導(dǎo)致輸電塔破壞的真正原因。

綜上所述，輸電塔在導(dǎo)線舞動(dòng)作用下的破壞并非是由構(gòu)件承載力不足和疲勞損傷引起的，其根本原因在于導(dǎo)線舞動(dòng)產(chǎn)生的大幅張拉力使構(gòu)件承受較大的往復(fù)變形和內(nèi)力，引起連接節(jié)點(diǎn)處構(gòu)件間的相對(duì)位移、摩擦以及節(jié)點(diǎn)板與螺栓的相互擠壓，逐漸造成螺栓磨損、松動(dòng)、斷裂甚至脫落，使主要構(gòu)件的內(nèi)力重新分配，導(dǎo)致某些構(gòu)件內(nèi)力過(guò)大而發(fā)生破壞，進(jìn)一步造成了輸電塔的失穩(wěn)甚至倒塌。因此建議輸電塔在實(shí)際施工過(guò)程中對(duì)螺栓進(jìn)行防松動(dòng)處理，以便能夠更好地抵抗舞動(dòng)產(chǎn)生的動(dòng)力效應(yīng)。

5 結(jié)論

本文基于大比例輸電塔線體系模型以及研制的導(dǎo)線舞動(dòng)試驗(yàn)加載裝置，結(jié)合破壞線路的現(xiàn)場(chǎng)覆冰資料和舞動(dòng)幅值，在實(shí)驗(yàn)室條件下進(jìn)行了覆冰線路舞動(dòng)事故的反演。并根據(jù)試驗(yàn)獲得的動(dòng)應(yīng)力幅值，估算了輸電塔在導(dǎo)線舞動(dòng)作用下的疲勞壽命，得出以下幾點(diǎn)結(jié)論:

(1)研制的輸電塔線體系舞動(dòng)試驗(yàn)加載裝置能夠有效再現(xiàn)導(dǎo)線舞動(dòng)產(chǎn)生的動(dòng)張力及其動(dòng)態(tài)響應(yīng)特征，因而在此基礎(chǔ)上可以對(duì)塔線體系在舞動(dòng)作用下的損傷機(jī)理和失效模式進(jìn)行深層次的研究;

(2)在導(dǎo)線舞動(dòng)作用下，輸電塔振動(dòng)形式以繞塔身軸的扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)為主。同時(shí)，由于缺乏有效約束，橫擔(dān)斜材面外振動(dòng)明顯;

(3)舞動(dòng)幅值較小時(shí)，輸電塔線體系舞動(dòng)響應(yīng)隨舞動(dòng)振幅的增大而線性增加;而舞動(dòng)幅值較大時(shí)，舞動(dòng)響應(yīng)與舞動(dòng)幅值之間的關(guān)系呈現(xiàn)一定程度的非線性特征;

(4)本文所研究的轉(zhuǎn)角耐張塔在導(dǎo)線舞動(dòng)作用下的破壞并非由構(gòu)件承載力不足和疲勞損傷而造成的，導(dǎo)致輸電塔失效根本原因在于構(gòu)件連接螺栓在導(dǎo)線舞動(dòng)產(chǎn)生的大幅動(dòng)張力作用下失效，使主要構(gòu)件的內(nèi)力重新分配，致使某些構(gòu)件受力過(guò)大而發(fā)生破壞，從而引發(fā)了輸電塔的失穩(wěn)甚至倒塌。建議在實(shí)際施工過(guò)程中對(duì)主要構(gòu)件的連接螺栓采取防松動(dòng)措施，以便能夠更好地抵抗導(dǎo)線舞動(dòng)所致的動(dòng)效應(yīng)。

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