(中國電力工程顧問集團西南電力設計院有限公司，四川 成都 610000)

0 引言

根據(jù)DL/T 5154—2012《架空輸電線路桿塔結構設計技術規(guī)定》[1]，特高壓直流輸電線路耐張塔采用在導線掛點處設置隔面，增強橫擔整體的抗彎扭能力。工程設計時采用空間桁架模型計算，假定所有節(jié)點鉸接。而掛點構造引起的荷載偏心對隔面的彎矩作用可能導致隔面構件破壞，比如地線掛點隔面中端部螺栓破壞而引起地線支架受損[2]。烏東德電站送電廣東廣西特高壓多端直流示范工程(以下簡稱“烏東德特高壓工程”)中JC27201BW耐張塔真型塔試驗[3]也發(fā)現(xiàn)導線橫擔隔面內(nèi)連接板上螺栓破壞(見圖1中3號、6號、10號螺栓)。本文結合試驗數(shù)據(jù)，對導線掛點及掛點處橫隔面采用有限元軟件建立實體單元模型進行數(shù)值計算，同時和空間桁架模型計算結果進行綜合對比，更加準確地分析導線掛點隔面的受力和變形狀態(tài)。

1 試驗簡述

烏東德特高壓工程JC27201BW為20 mm重冰區(qū)鐵塔，10m高設計風速為27 m/s，導線采用8×JL/G2A－900/75導線(見圖2)，按照試驗技術方案[4]開展真型塔試驗。試驗結束后發(fā)現(xiàn)，導線掛點導線隔面內(nèi)的左節(jié)點連接板兩顆螺栓(圖1中3號和6號螺栓)及右節(jié)點連接板一顆螺栓(圖1中10號螺栓)破壞，試驗過程中未發(fā)現(xiàn)。

見表1，試驗一共7個工況，結合工程經(jīng)驗，在對試驗工況進行初步分析后，選定了對橫擔隔面受彎及受扭荷載作用較大的工況5、工況6及工況7進行進一步分析。

表1 試驗工況描述

圖3中隔面輪廓下平面構件(編號520-522)兩端應變測點35號(520點側(cè))和36號(522點側(cè))在不同加載比例下的試驗平均應變值見圖4。可以看出，隨著荷載加大，應變值不斷增大，三種工況下測點35應變值最大。

2 實體有限元數(shù)值分析

2.1 模型建立

選擇橫擔隔面及其相連的主材建模，并對掛線節(jié)點進行細化，在螺栓的螺帽、螺桿和螺母分別設置接觸，其他部位連接采用約束，采用三維實體單元進行模擬[5]。隔面尺寸、構件規(guī)格、材料特性及有限元模型見表2和圖5，連接板和加勁板采用Q345，螺栓采用6.8級M20，數(shù)量和結構圖一致。

2.2 模型荷載

數(shù)值分析時對應試驗工況5～7均計算100%荷載情況，加載點為RP-1 (520點)和RP-2(522點)，加載數(shù)據(jù)見表3，其中Z向正值為上拔垂荷，負值為下壓垂荷。

表2 隔面元件信息[6]

表3 模型荷載

3 結果分析

以下對三種工況分別作用下導線掛點隔面構件的受力、變形及螺栓受力結果，與試驗結果及空間桁架模型計算結果進行對比。

3.1 內(nèi)力分析

三種工況作用下的隔面數(shù)值計算受力結果與試驗及空間桁架模型計算結果的對比分析見圖6和圖7。

結合前述構件編號，從圖6可以看出，三種工況下隔面輪廓下平面構件(①號)受力均為最大，其應力應變發(fā)展最充分，靠近節(jié)點部位已經(jīng)接近屈服。隔面輪廓前后側(cè)構件(③④號)端頭局部應力較大，豎向力并非均勻沿豎桿傳遞。隔面交叉材(⑤～⑧號)受力很小，主要在于該構件實際上并未真正連接于節(jié)點，其受力是通過角部連接板的內(nèi)力進行分配，但從圖7可以看出，應力并未有效傳遞到交叉斜材上，和空間桁架模型中斜材直接連接于節(jié)點的型式有很大區(qū)別。

從圖8中隔面輪廓下平面構件(①號)內(nèi)力對比計算結果可以看出，空間桁架模型計算結果相比真型塔試驗和實體有限元模型數(shù)值計算結果均偏??；和真型塔試驗偏差分別為－3.1%、－14%和－7.5%，其中工況6時偏差最大；和實體有限元模型數(shù)值計算偏差分別為－2.5%、－13.5%和－11.1%，也是工況6時偏差最大；實體有限元模型計算結果和真型試驗值偏差均較小，為－0.6%～3.2%。

可以看出，空間桁架模型不能有效反映掛點隔面構件的真實受力情況，實體有限元模型更接近于真實受力情況。由于掛點荷載偏心影響，隔面輪廓構件承擔了大部分偏心彎矩，因此在構造上應減小掛點荷載偏心產(chǎn)生的附加彎矩影響，同時按拉彎構件計算。特別是上拔荷載和大張力荷載組合作用時隔面輪廓下平面構件應力不均勻分布最為嚴重，有效截面面積減小，剛度降低，更容易達到屈服。根據(jù)相關文獻[7-9]，扭轉(zhuǎn)荷載作用時螺栓連接滑移對構件軸力的影響比彎曲荷載作用時更大，因此螺栓滑移也是工況6偏差較大的原因之一。

3.2 變形分析

三種工況下隔面數(shù)值計算變形結果與試驗及空間桁架模型計算結果的對比分析見圖9。

從圖9可看出，工況5和工況6的整個隔面變形分布不均，上拔側(cè)變形大，下壓側(cè)變形小，說明對于變形而言，隔面抗拔能力相比抗壓能力更弱。對于工況7，兩側(cè)均為下壓荷載，隔面變形相對較為均勻，所有構件對于抵抗隔面變形貢獻度均較高，僅左右節(jié)點局部有差異。

從圖10得到，工況6和工況7最大變形值基本相當，工況5最小，工況6隔面輪廓下平面構件最大達到14.6 mm；工況6相比工況5增大了23.4%～54.2%，工況7相比工況5增加了38.5%～69.4%，主要是由于工況5有一側(cè)沒有垂直荷載，所以相比工況6和工況7兩側(cè)均有垂直荷載的時候變形小很多。

3.3 螺栓受力分析

在數(shù)值分析中，可以看出工況5隔面的1～6號螺栓連接節(jié)點和工況6隔面的7～12號螺栓連接節(jié)點受力較大(螺栓編號見圖1)，因此對這兩個節(jié)點的螺栓進行了重點分析，見圖11和圖12，同時也對三種工況的螺栓群內(nèi)力分布進行了分析，見圖13。

根據(jù)圖11及圖12(a)可以看出，工況5的1～6號螺栓均已經(jīng)進入塑性狀態(tài)，個別螺栓內(nèi)力達到極限荷載而破壞，因此數(shù)值計算結果與試驗結果相似。但由于實際采用C類普通螺栓，螺栓孔徑要比螺栓直徑大1.5～2 mm，當荷載增大時，螺栓孔和板件之間會產(chǎn)生相對滑移直至栓桿與孔壁接觸傳力，螺栓桿發(fā)生變形。由于加工原因，每個孔的間隙不完全一樣，每個螺栓進入彈塑性階段直至破壞不是同一時刻，因此可推測試驗中3號和6號螺栓在工況5中破壞。根據(jù)圖12 (b)計算結果推測試驗中10號螺栓在工況6作用時發(fā)生破壞。按照上述推測，對工況6在去掉3號和6號螺栓，工況7在去掉3號、6號和10號螺栓后的情況下也進行了有限元分析，發(fā)現(xiàn)隔面內(nèi)力、變形均影響較小，說明該螺栓主要起連接構件作用。

從圖13可看出，三個工況的螺栓群受力中心點均位于板件中心位置，在板件平面內(nèi)螺栓剪力遠大于垂直于平面的拉力，因此還是剪切破壞為主。根據(jù)普通螺栓剪切破壞理論原理[10]，在彈塑性階段如果對螺栓繼續(xù)加載，會導致連接的剪切變形迅速加大，直至破壞失效。因此建議設計時應適當增加隔面內(nèi)螺栓顆數(shù)以減小每顆螺栓的受力，防止螺栓進入彈塑性階段后快速失效可能導致隔面整體變形加大。

4 內(nèi)力簡化計算

結合前述分析，工程設計時在隔面節(jié)點不僅要考慮掛點荷載產(chǎn)生的軸力Fx、Fy、Fz，還需要考慮荷載偏心產(chǎn)生的附加彎矩，可簡化為XY、YZ、XZ三個平面的彎矩分別計算，受力示意圖見圖14，彎矩計算公式見(1)～(3)。

式中：O點為假定的節(jié)點合力點，掛點H相對于O點的空間距離分別為Xh、Yh、Zh，則掛點荷載Fx、Fy、Fz相對于O點的彎矩分別為Mx、My、Mz，同時XY、YZ、XZ三個平面的疊加彎矩分別為Mxy、Myz、Mxz。從公式可以看出，在工程設計時應在滿足掛點金具構造要求的基礎上盡量減小Xh、Yh、Zh值，則可以相應減小彎矩的影響。

5 結論

本文結合試驗，對特高壓直流輸電線路耐張塔導線掛點隔面在受彎及受扭荷載作用下的空間桁架模型計算結果、實體有限元模型數(shù)值分析結果進行了綜合受力分析，并給出了附加彎矩簡化計算公式，結論及建議如下：

1)在掛點處偏心荷載作用下，空間桁架模型不能有效反映掛點隔面構件的真實受力情況，實體有限元模型更接近于真實受力情況，特別是節(jié)點力并未有效傳遞到交叉斜材上，和空間桁架模型中斜材直接受節(jié)點力有較大區(qū)別。

2)與本文類似的掛點隔面中，隔面輪廓下平面構件承擔了大部分掛點荷載偏心彎矩，因此在構造上應減小掛點荷載偏心產(chǎn)生的附加彎矩影響，同時按拉彎構件進行計算，特別是在上拔荷載和大張力荷載組合作用時，該構件更容易達到屈服。

3)隔面交叉材主要考慮變形影響，按照空間桁架模型計算后的規(guī)格可以對隔面變形提供足夠的貢獻，無需進一步加大。

4)對于變形而言，隔面抗拔能力相比抗壓能力更弱，同時需特別注意上拔荷載作用下的不均勻變形。

5)隔面螺栓主要受剪切力，在上拔荷載下更容易失效破壞?？紤]螺栓加工誤差和滑移影響，應適當增加隔面內(nèi)螺栓顆數(shù)以防止螺栓進入彈塑性階段后快速失效可能導致隔面體系失效。

6)本文僅針對導線掛點隔面建立了實體有限元模型，同時僅選取三種主要彎、扭工況進行分析，建議后續(xù)可進一步建立整個橫擔的實體有限元模型進行全面分析。在實際設計中應結合具體工況計算附加彎矩，對導線掛點隔面仔細分析受力及變形，才能保證整個橫擔體系的安全性和經(jīng)濟性。