輕軌交通接觸網支柱橫向撓度數值及實驗研究

劉倫州

(上海安伯工業設備有限公司，上海 201401)

接觸網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，是接觸網設計的一項重要內容。為了確定最佳的施工方案，對具體的問題應進行綜合分析，結合線路的技術特點選擇接觸網支柱類型以及其基礎形式，同時還要考慮經濟條件以及不同區段特征[1]。文獻[2]為了得到強臺風環境的適宜接觸網支柱形式，通過接觸網支柱結構試驗和有限元分析，對多種支柱型式進行方案比較。

機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險。針對受電弓的限值要求進行綜合技術經濟分析就可以確定接觸網支柱撓度的限值。各國采用受電弓的形式不同，對接觸網支柱撓度規定也不盡相同。同時各國技術經濟分析的側重點和出發點也不盡相同，因此各國規范對支柱的撓度限值的規定也不同。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的標準，限制柱頂處的撓度[3]。根據掌握的有關資料，將各國對接觸網支柱撓度的規定匯總于表1中。

表1 不同國家接觸網支柱撓度限值

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

根據現有的研究成果，接觸線橫向偏移主要可以分為4個部分：第一，懸掛重量、線索張力及風荷載作用下腕臂支撐結構的偏移，該部分橫向偏移由風速、接觸網跨距以及線索張力等因素確定，與接觸網支柱的變形無關；第二，懸掛重量、線索張力及風荷載作用下支柱的偏移，并且支柱在荷載作用下產生的橫向偏移占總偏移量的70%～80%；第三，風荷載作用下接觸線的偏移；第四，基礎轉動產生的偏移。實際工程應用中如何快速、準確地確定接觸網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生的偏移。

1 網支柱實驗

1.1 試件設計及制作

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Q345E級鋼，屈服強度345 MPa，低溫沖擊功-40 ℃,34 J；底板均采用美標ASTM Gr65級鋼制法蘭，平面尺寸530 mm×530 mm，厚度60 mm，材料屈服強度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加載點距支座底面距離；L2為荷載R2加載點距支座底面距離；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固體力學實驗室完成，設計荷載根據工作實際工況選取，分別測試接觸線高度處CW點和柱頂點撓度，實驗現場如圖2所示。試驗加載過程和測試結果換算具體過程如下：

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

2)將試件用高強螺栓固定在剪力墻底座上。

3)標注加載點及接觸線CW點在試件上的位置。

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

5)在試驗模型上安裝加載設備，預加載過程如下：

a.緩慢加載到設計載荷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a.和b.。

6)設置此時接觸線高度處CW點和頂點位置為零并記錄，設置底板旋轉為零并記錄。

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點和頂點位置的撓度值。

8)當加載量達到測試CW點撓度的設計荷載R1OP,R2OP，記錄接觸線高度處CW點的撓度SCW，記錄底座的轉動角度DbCW，以及支柱頂點的撓度值；根據支柱底座的轉動情況修正得到CW點撓度測試值為:

DCW=SCW-(DbCW×L3/Rb)

(1)

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

10)當加載量達到測試支柱頂點撓度的設計荷載R1NOP,R2NOP，記錄支柱頂點撓度SP，記錄底座的轉動角度DbP，以及支柱頂點的撓度值；根據支柱底座的轉動情況修正得到支柱頂點撓度測試值為:

DP=SP-(DbP×L/Rb)

(2)

11)緩慢釋放荷載，記錄卸載后支柱頂點變形量SPU、接觸線高度處CW點變形量SCWU以及卸載后底座的參與轉動量DBU，根據支柱底座的轉動情況修正得到支柱頂點和接觸線高度處CW點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點和支柱頂點測試變形量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果匯總于表3。

表3 工況載荷及實驗結果

1.3 實驗結果分析

接觸線高度處CW點和支柱頂點測試撓度值見表3。通過表3的數據可以看出，隨著接觸網支柱長度的增大，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點的增大幅度小于支柱頂點的增大幅度。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 有限元模擬及結果分析

本研究運用PLS-POLE有限元分析進行模型分析，該軟件來源于軟件美國電力系統公司(Power Line System)，使用SAPS有限元驅動程序，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，接觸網支柱接觸線位置CW點和支柱頂點橫向撓度計算結果見表4。同時，為了比較分析實驗結果與模擬分析結果的差別，表4中還列入了模型試驗的撓度值。為了方便比較，圖4繪制了計算結果和實驗結果的柱狀圖，圖4中橫坐標對應5根方管支柱，縱坐標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%。與現有規范要求比較結果為：德國規范要求接觸線位置CW點的撓度應不大于該高度的1.5%，本次試驗方管支柱接觸線高度均為5 160 mm，相應撓度限值應為77.4 mm，本次試驗和模擬分析結果CW點撓度最大值僅為46 mm；中國規范要求柱頂撓度應不大于總高度的1.0%，本次模擬和實驗結果顯示總高為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)撓度同樣大于規范限值要求。但模擬分析和實驗結果均在加拿大規范要求范圍內，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 結論

本文針對接觸網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根不同規格的接觸網支柱進行了橫向撓度實驗研究和模擬計算，并進行了對比分析，得到如下結論：

1)通過對多組試件的對比研究，得出接觸線位置處CW點和支柱頂點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支柱橫向變形情況，更好地滿足工程實際的需要。