復合材料電桿荷載試驗研究

汪德敏，樊 勇，阮少林，王躍輝

(1.云南省電力設計院有限公司，云南 昆明650051；2.云南電網有限責任公司，云南 昆明650011)

復合材料電桿荷載試驗研究

汪德敏1，樊 勇1，阮少林1，王躍輝2

(1.云南省電力設計院有限公司，云南 昆明650051；2.云南電網有限責任公司，云南 昆明650011)

依據使用條件設計了兩種復合材料電桿，并進行電桿真型荷載試驗，驗證了復合材料桿在主要控制工況下的安全性和可靠性，得出了復合材料電桿設計承載力、變形和破壞特征。試驗結果表明：電桿P-△效應產生的附加彎矩較大；電桿破壞特征為距離桿底4.0 m處外邊緣玻璃纖維斷裂和桿端擠壓破壞；拉線對復合材料電桿變形約束有限，建議拉線復合材料電桿在設計中考慮電桿變形影響。

復合材料電桿;荷載試驗;承載力;P-△效應;附加彎矩

0 引言

目前國內大面積實施農網改造、城網改造和光纖通訊全覆蓋等工程，低電壓等級電網建設多采用水泥桿、鋼管桿和鐵塔架設；傳統桿塔在電網長期運行中存在易開裂、腐蝕、耐侯性差等缺點，威脅著電網的安全運行[1，2]；西南地區以山區地形為主，電網往往建設在高山大嶺中，桿塔材料運輸費用占電網建設投資比重大且建設周期長。

復合材料電桿是一種新型式桿塔，有耐候性、耐腐蝕性和絕緣性好的特點，同時復合材料電桿質量輕[3，4]，其密度為鋼結構1/4～1/3，一根復合材料電桿重量180～350 kg,采用分段連接、可拆卸，大大減少運輸成本，縮短建設周期；復合材料電桿具有良好力學特性和可設計性優勢，因此復合材料電桿可應用于輸電線路工程[5]。

但復合材料電桿也存在一定的缺陷，如材料彈性模量小、結構變形大，節點連接強度低等問題[6]。為解決復合材料電桿在電網運行中存在的力學問題，本文展開復合材料電桿真型荷載試驗研究；本文通過復合材料電桿[7-9]在撓度驗算工況、安裝工況、斷線工況以及覆冰工況下真型荷載試驗，驗證復合材料電桿在主要控制工況下的安全性和可靠性，量測復合材料電桿撓度、電桿邊緣應力，得出復合材料電桿設計承載力、變形和破壞特征。

1 試驗概況

本文復合材料電桿設計風速25 m/s、設計覆冰10 mm，LGJ-240/30導線，三角形排列，水平檔距100 m、垂直檔距150 m。進行2根電桿真型荷載試驗，1根直線桿和1根轉角桿。直線桿:桿長12 m，梢徑190 mm，錐度1/75，壁厚10 mm，重170 kg,埋深2.0 m；轉角桿:桿長12 m,梢徑190 mm,錐度1/75，壁厚15 mm, 重270 kg，埋深2.0 m,設計轉角度為60°，導線方向對側拉線處理，拉線對地夾角為50°，拉線為100 mm2鋼絞線，抗拉強度設計值為1 110 N/mm2，橫擔長1.7 m、M鐵和抱箍等均采用南方電網配網標準設計。

2 荷載試驗

2.1 試驗工況

根據荷載分解、試驗工況分析，本試驗選取主要控制工況進行試驗。電桿迎風面積小，忽略桿身風載影響；撓度驗算工況及安裝工況線條風載較小，試驗時忽略線條風載影響。

直線桿試驗控制工況分別為：撓度驗算工況：5 m/s風、無冰及年平均氣溫、90°風向；安裝工況：10 m/s風、雙倍起吊左右導線，上導線已安裝、90°風向；斷線工況：斷上導線、無風，共3種工況。

轉角桿試驗控制工況分別為：撓度驗算工況：5 m/s風、無冰及年平均氣溫、90°風向；安裝工況：10 m/s風、臨檔上導線已掛線，掛前左右導線、90°風向；覆冰工況：90°風向，共2種工況。

2.2 工況荷載

表1，2分別為復合材料直線桿、轉角桿100%設計荷載；表中H為水平荷載為導線張力和風荷載合力，Z為導線垂直荷載。

表1 直線桿100%設計荷載 kN

注：因復合材料電桿擋風面積較小且桿頂高度僅10 m,導線水平檔距100 m，因此水平方向風荷載較小，不起控制作用，總水平風荷載為3.6 kN。

表2 轉角桿100%設計荷載 kN

2.3 加載方式

二是囑托潘蕓閣放棄“贖鍰之議”。捐贖，是清代為籌措軍餉或其他款項對罪犯實施的捐款贖罪的制度。三品以上官捐運糧銀12000兩，三品以下捐運糧銀不等。只要肯捐，“俱準免罪”。潘蕓閣等朝中大臣及民間人士，知道捐贖的先例，倡議捐資10多萬兩，數額遠超朝廷之規定，為林則徐“贖鍰”。林則徐聞訊，一方面對好友的盛情感激不盡，另一方面堅決辭謝——“此事定須終止，不可瀆呈”。所集之資，“分別歸趙”（林則徐《致潘蕓閣河帥書》）。

參照《架空線路桿塔結構荷載試驗》(DL T899-2012)[11]，按以上工況進行試驗。該荷載試驗為電桿直立加載，采用加載繩施加水平荷載，實現上導線和左右導線分別加載；采用懸吊混凝土塊施加垂直荷載，真實模擬垂荷在復合材料大變形后產生的P-△效應；通過仿真模擬分析得出桿身變形較大部位，并標記十字圈作為撓度觀測點和布置應變傳感器觀測點；桿頂撓度采用拉線傳感器直接測量，桿身撓度采用全站儀對準桿身十字圈標記進行量測。直線桿撓度觀測點位置分別為距離支座頂面0.0 m,1.2 m,4.2 m,6.7 m,10.0 m；轉角桿撓度觀測點位置分別為0.0 m，4.1 m,6.7 m,10.0 m。應變值通過粘貼在應變觀測點位置的應變片傳感器直接在電腦上讀取，直線桿應變觀測點位置分別為距支座頂面-0.25 m(即支座頂面以下0.25 m，為避免支座擠壓破壞應變片)，4.0 m,7.5 m,8.8 m,9.4 m；轉角桿應變觀測點位置分別為距支座頂面-0.25 m(即支座頂面以下0.25 m，為避免支座擠壓破壞應變片)，4.0 m,7.5 m,9.15 m,9.75 m。

加載及測量方案實驗圖如圖1所示，加載裝置實物圖如圖2所示。施加設計荷載的50%，75%，90%，95%，100%；超載加載：對直線桿進行斷線工況超載加載，轉角桿進行覆冰工況超載加載；加載至100%設計荷載后每級加載5%，電桿發生破壞或變形大不足以維持荷載。每級荷載加載誤差小于±1%,各加載繩的連接應牢固可靠，連接處應盡量靠近掛點、加載點；垂直荷載為100%設計垂荷。

圖1 加載及測量方案實驗圖

圖2 加載裝置實物圖

3 試驗結果及分析

3.1 復合材料直線桿

3.1.1 撓度驗算和安裝工況

在撓度驗算和安裝工況下，復合材料直線桿在100%載設計值時桿頂撓度分別為57 mm和65 mm，不超過全高(不含埋深部分)的6/1 000，沒有發生電桿破壞或局部結構破壞，電桿處于彈性狀態。

3.1.2 斷線工況

圖3 直線桿斷線工況ω-H曲線

圖4 直線桿斷線工況變形圖

(1)斷線工況下，復合材料直線桿ω-H曲線如圖3,圖中ω為桿身撓度(mm)，H為桿高度(m)；直線桿斷線工況變形圖如圖4所示，通過圖3知：復合材料直線桿斷線工況，小于20%設計水平荷載時，ω-H曲線呈線性變化，桿頂撓度為0.339 m；大于40%設計水平荷載時，ω-H曲線呈雙線性變化,4.2 m處為直線桿撓度變形分界點(潛在塑性鉸)；4.2 m以下撓度變化較小，4.2 m處100%設計水平荷載時撓度為0.425 m，135%設計水平荷載時0.565 m；4.2 m以上隨著荷載加大撓度劇增，10.0 m處100%荷載時1.833 m；135%荷載時2.564 m。

圖5 直線桿斷線工況應力-荷載曲線

(2)復合材料直線桿彈性模量E=21 GPa，根據測試應變得出應力-荷載曲線如圖5知：壓應力側離支座頂面9.4 m，8.8 m測點處，因在水平加載點以上，該兩處應力變化不大；7.5 m，4.0 m，-0.25 m處受壓側壓應力隨荷載增大應力呈線性增大趨勢；壓應力側4.0 m處應力大于其他高度處應力，由于電桿變形時該處邊緣應變最大；但在130%，140%設計水平時，-0.25 m處應力略高于4.0 m處應力，前者-124.6 MPa、后者-121.2 MPa，電桿在較大水平荷載時支座處電桿明顯擠壓造成。

拉應力側4.0 m處應力較大，加載到140%設計水平荷載時，應力為141.3 MPa。-0.25 m處應力隨荷載增大而增大，但大于135%設計水平荷載后應力驟然減小，說明復合材料電桿已經出現破壞。

水平側-0.25 m處，應力隨著荷載增大而增大，整體應力較小，140%設計水平荷載時，應力為62.6 MPa,隨著支座處因復合材料電桿較大擠壓變形或破壞，導致復合材料電桿受力向側向轉移。

復合材料電桿在垂直荷載和水平荷載共同作用下，由于復合材料電桿桿頂撓度大，電桿的P-△效應非常明顯，100%設計水平荷載時，附加彎矩為37.7 kN·m,桿端總彎矩為112.4 kN·m，附加彎矩占總彎矩的33.5%，破壞特征表現為電桿4 m處外邊緣纖維先于其他部位發生斷裂和桿端擠壓破壞。建議在承受水平力較大的復合材料電桿采用桿頂打拉線處理限制桿頂撓度、在桿端進行加強處理防止發生擠壓破壞[12, 13]。

3.2 復合材料轉角桿

考慮到轉角桿承受較大的水平荷載，為滿足復合材料桿承載力及撓度要求，在距桿頂1.5 m處采用抱箍連接2根拉線。復合材料轉角桿彈性模量E=32 GPa。

3.2.1 撓度驗算工況

在撓度驗算工況下，復合材料轉角桿在100%載設計值時桿頂撓度分別為198 mm，不超過全高的2/100，最大壓應力、拉應力分別為28 MPa，11 MPa，沒有發生電桿破壞或局部結構破壞，電桿處于彈性狀態。

3.2.2 安裝工況

(1) 安裝工況下，復合材料轉角桿ω-H曲線圖如圖6，轉角桿安裝工況變形圖如圖7，通過圖6知：施加小于40%設計水平荷載時，ω-H曲線呈線性變化，撓度較小；大于 40%設計水平荷載時，ω-H曲線呈雙線性變化；4.1 m處為撓度變形分界點(潛在塑性鉸)，4.1 m以下電桿撓度變化較小， 4.1 m以上電桿撓度呈線性變化、呈彈性變形，ω-H曲線斜率隨荷載加大而增大，10.0 m處40%荷載時0.159 m，100%荷載時0.504 m。

圖6 轉角桿安裝工況ω-H曲線

圖7 轉角桿安裝工況變形圖

(2)根據測試應變得出應力-荷載曲線如圖8知:9.75 m，9.15 m測點處，因在水平加載點以上，該兩處應力隨荷載增大而不變化；-0.25 m支座處，拉線平衡了大部分水平荷載，導致傳遞到支座處的水平荷載大大減小，故該點應力較??；7.5 m，4.0 m處受壓測應力隨荷載增大，應力呈線性增大趨勢。4.0 m處應力大于其他高度處應力， 100%設計水平荷載時，壓應力為61.9 MPa、拉應力42.0 MPa，沒有發生電桿破壞或局部結構破壞，電桿處于彈性狀態。

3.2.3 覆冰工況

圖8 轉角桿安裝工況應力-荷載曲線

圖9 轉角桿覆冰工況ω-H曲線

圖10 轉角桿覆冰工況變形圖

(1) 覆冰工況下，復合材料轉角桿ω-H曲線圖如圖9，轉角桿覆冰工況變形圖如圖10，通過圖9知：施加小于40%設計水平荷載時，ω-H曲線呈線性變化，撓度較小。大于40%設計水平荷載時ω-H曲線呈雙線性變化，以4.1 m處為撓度分界點(潛在塑性鉸)，4.1 m以上電桿撓度呈線性變化，說明4.1 m以上桿呈整體線彈性變形，直線斜率隨荷載加大而增大，4.1 m以下電桿撓度變化較小；4.1 m以下撓度沿高度變化較小(105%設計水平荷載時4.1 m處撓度為0.142 m)，4.1 m以上隨著荷載加大，撓度增大趨勢劇烈，10.0 m處40%，100%水平荷載時桿頂撓度分別為0.328 m，0.831 m。

(2)根據測試應變得出應力-荷載曲線如圖11知：9.75 m，9.15 m測點處，因在水平加載點以上，該兩處應力較??；因拉線平衡絕大部分水平荷載-0.25 m處(支座頂面附近處)應力變化較??；7.5 m，4.0 m處受壓側、受拉側應力隨荷載增大，應力呈線性增大趨勢。4.0 m處應力相對于其他高度處應力較大， 100%設計水平荷載時壓應力為-101.7 MPa；90%設計水平荷載時拉應力57.7 MPa，因該處應變較大。水平側拉應力整體較小，主要因拉線作用，導致桿承受較小的荷載；電桿沒有發生電桿破壞或局部結構破壞。

圖11 轉角桿覆冰工況應力-荷載曲線

(3)桿頂附近采用拉線處理后，在100%設計水平荷載時，桿頂撓度仍為0.831 m,因此在較大水平荷載下拉線對撓度控制是有限的，主要原因為復合材料桿彈性模量較小、屬柔性桿，在垂直荷載及拉線垂向分力作用下，桿身產生壓縮和彎曲變形，且抱箍有一定的下移，從而導致拉線松弛，在水平力作用下以潛在塑性鉸為圓心，桿頂發生較大撓度，故在工程設計中，不可采用《架空輸電線路桿塔結構設計規定》(DL/T 5154-2012)中簡支形式的撓度計算圖式。

4 結論

(1)在撓度驗算和安裝工況下，復合材料電桿撓度和應力較小，電桿沒有發生電桿破壞或局部結構破壞；撓度驗算工況下直線桿、轉角桿撓度分別不超過全高的6/1000，2/100。

(2)斷線工況下，復合材料直線桿ω-H曲線呈雙線性，4.2 m處為撓度變形分界點，4.2 m以下撓度變化較小，4.2 m以上隨著荷載加大撓度劇增，10.0 m處100%荷載時1.833 m，135%荷載時2.564 m。復合材料桿在發生較大變形后，沒有明顯的屈服階段即發生破壞，呈脆性破壞特征，以外邊緣纖維斷裂前一級荷載作為設計承載力，其水平承載力設計值約為8.1 kN。

(3)斷線工況下，復合材料直線桿桿頂撓度大，電桿的P-△效應明顯，附加彎矩占總彎矩的33.5%，破壞特征表現為電桿4.0 m處外邊緣纖維發生斷裂和桿端擠壓破壞。建議在承受水平力較大的復合材料電桿采用桿頂打拉線處理限制桿頂撓度、在桿端進行加強處理防止發生擠壓破壞。

(4)覆冰工況下，復合材料轉角桿在100%設計荷載時，桿頂撓度為0.831 m，說明桿頂附近拉線對桿頂撓度控制是有限的，主要因復合材料桿彈性模量較小、垂直荷載及拉線垂向分力作用下，桿身產生壓縮和彎曲變形和抱箍有一定的下移，造成桿頂發生較大撓度，故在工程設計中，不可采用《架空輸電線路桿塔結構設計規定》(DL/T 5154-2012)中簡支形式的撓度計算圖式。

[1]胡良全，陳新.電力行業用復合材料的發展[J].玻璃鋼/復合材料，2012(3)：91-93.

[2]方東紅，韓建平，曹翠玲.復合材料輸電桿應用進展[J].玻璃纖維，2008(6)：31-35，39.

[3]夏開全.復合材料在輸電桿塔中的研究與應用[J].高科技纖維與應用，2005(5)：19-23.

[4]張雄軍.復合材料桿塔的研制應用與展望[J].玻璃鋼/復合材料，2012(1)：301-306.

[5]胡定超.一種加強型輸電桿塔[J].四川電力技術，2005(2)：49-50.

[6]楊敏祥，陳原，李衛國，等.復合材料桿塔研究現狀及關鍵技術問題[J].華北電力技術，2010(10)：48-50.

[7]張磊，孫清，趙雪靈，等.纖維增強樹脂基復合材料輸電桿塔材料選型[J].電力建設，2011(2)：1-5.

[8]DL/T 5154-2012,架空輸電線路桿塔結構設計技術規定[S].

[9]GB 50061-2010, 66kV及以下架空電力線路設計規范[S].

[10]鄧世聰，劉庭，李漢明，等.110kV架空輸電線路復合材料桿塔的材料、電氣和機械特性試驗[J].南方電網技術，2011(3)：36-40.

[11]DL T899-2012,架空線路桿塔結構荷載試驗[S].

[12]任宗棟，劉泉，默增祿.纖維增強復合材料輸電桿塔節點設計及優化[J].電力建設，2011，32(4)：92-95.

[13]劉泉，任宗棟，默增祿.復合材料在輸電桿塔中的應用研究[J].玻璃鋼/復合材料，2012(1)： 53-56.

Study on Load Tests of Composite Material Pole

WANG Demin1, Fan Yong1, RUAN Shaolin1， WANG Yuehui2

(1. Yunnan Electric Power Design Institute，Kunming 650051,China;2. Yunnan Power Grid Co., Ltd., Kunming 650011,China)

According to working conditions, two types of composite material poles are designed for load tests, and the results verify the safety and reliability of the poles under the main control conditions and obtain the bearing capacity，deformation and failure characteristics of the pole. The results show that the P-△ influence can generate large additional bending moment. The pole failure characteristics is the edge breakage of glass fiber at 4.0 m above the bottom and crushing failure at the root, and the pulling steel wires have little effect on controlling the deformation of the pole, therefore, it suggests taking into account the pole deformation of anchor pole in designing.

composite material pole; load tests; bearing capacity; P-△influence; additional bending moment

2015-08-15。

中國南方電網有限責任公司科技項目(K-YN2014-002)。

汪德敏(1983-)，男，工程師，從事輸電線路設計與研究，E-mail:wangdemin1234@163.com。

TM751

A

10.3969/j.issn.1672-0792.2016.02.013