某特高壓線路鋼管塔板件開裂原因及微風振動防治措施

侯中偉，魏 鵬，高 琦，李顯鑫

(1. 國網經濟技術研究院有限公司，北京 102209；2. 中國電力工程顧問集團西北電力設計院有限公司，陜西 西安 710075)

0 引言

鋼管塔由于其承受荷載大、結構風荷載小、造型輕盈美觀、超載能力強、綜合造價低等特點，在特高壓交流雙回路輸電線路及大跨越線路中得到了廣泛應用。

圓鋼管構件的空氣動力學性能好，風壓體型系數僅為角鋼的0.5倍左右；截面中心對稱，受力各向同性；材料均勻分布在周邊，截面抗彎剛度大。輸電鐵塔采用鋼管構件，不但可以減小塔身風載荷，提升承載力，還能充分均衡地發揮材料的性能，減小桿件長度，提高結構的穩定性，特別是對于結構幾何尺寸較大、桿件較長的大型鐵塔，這種優越性更為明顯。

然而，常見的截面形式中，圓截面的斯脫羅哈數最大，因此與角鋼截面構件相比，對于鋼管塔某些長細比較大的構件，在風速較小時更容易發生工程中所謂的“微風振動”。由于線路長期處于風速較低的環境，這種持續往復的振動可能導致桿塔螺栓連接松動和構件疲勞破壞。例如，不同于以往對鋼管水平桿易發生微風振動現象的認識，某特高壓交流線路鋼管塔的斜材也發生了明顯的微風振動，且引起了斜材端部的節點板發生了疲勞開裂，如圖1所示。

圖1 某特高壓鋼管構件節點開裂

本文介紹鋼管塔微風振動的機理，淺析某特高壓工程單斜材節點板開裂現象，并根據現行桿塔結構設計規程的相關規定及已建工程出現的問題，從結構設計的角度提出微風振動的預防措施，并根據以往研究成果以及工程應用經驗，對運行線路鋼管塔的微風振動給出具體的治理措施。

1 微風振動機理

圓柱體的橫向擾流會在主體后產生漩渦，漩渦的運動特性由圓柱體在風流中的雷諾系數Re決定。當桿件的雷諾系數處于亞臨界(3×102＜Re＜3×105)或跨臨界(Re＞3.5×106)范圍時，均勻風在柱體后面形成兩列交替錯開、旋向相反、間距保持不變、周期性脫落的漩渦，學術上稱為卡門渦街，如圖2所示。漩渦脫落產生的脫落風力，會使得柱體產生橫向風運動。當漩渦脫落的主導頻率與圓柱體的某階固有頻率比較接近時，就會發生渦激共振。工程上稱之為“微風振動”[1]。微風振動通常是當旋渦脫落主頻率與構件的一階固有振動頻率接近時發生的。因此，鋼管構件的微風振動一階起振臨界風速為：

圖2 卡門渦街示意圖

式中：d為圓管直徑；ω為鋼管構件一階固有振動圓頻率。

2 某特高壓線路鋼管塔板件開裂原因淺析

近年投運的某特高壓線路工程鋼管塔組立不到半年時間就發生了50余基鐵塔構件節點開裂情況，而且開裂位置均為塔身隔面吊桿下端的節點板，裂紋從焊縫端頭向兩邊延伸，裂紋呈現直線狀態，如圖3所示。下文針對此現象簡要的分析板件開裂的原因。

圖3 節點板開裂位置

2.1 設計原因

從結構受力來講，這根斜材屬于結構意義上的“零桿”，設計該斜桿的目的是為了防止塔身隔面下垂，保證塔身隔面的整體穩定性，同時也為了減小隔面水平桿件的計算長度，降低水平材的長細比，從而降低隔面水平構件發生微風振動的概率。因此，該構件不會因為結構本身的受力而發生破壞。此外，開裂節點板連接的鋼管規格為φ168×4 mm，長細比λ為153，滿足規范對于斜材長細比限制的要求。

從現場的調查情況來看，這處斜材普遍發生了渦激振動現象，且振動方向沿構件弱軸(也就是節點板面外)發生。以某一典型開裂節點板對應的構件作為分析對象，按照文獻[2]推薦的計算方法，計算出鋼管的臨界起振風速為4.9 m/s,在保守的取氣動升力系數等于0.6的情況下，計算出鋼管一階共振力為549 N，按照GB 50017—2017《鋼結構設計標準》[3]相關條文計算在共振力下鋼管及節點板的靜力彎曲應力值分別只有14.8 MPa和9.2 MPa。因此，單純的靜力荷載不足以導致桿件發生破壞，需要計算構件在高頻共振力作用下的疲勞壽命。

理想的假定構件在做均勻的往復振動，那么鋼管及節點板的名義應力(截面平均應力)幅值分別為29.6 MPa和18.4 MPa，按照GB 50017—2017《鋼結構設計標準》的規定，對于本案例構件的連接構造方式，當構件疲勞應力幅值小于36 MPa時，就不會發生疲勞破壞。

然而，從有限元分析結果來看，構件節點板的加勁肋處存在較為明顯的應力集中情況，其最大集中應力已經達到了38.9 MPa，如圖4所示。若以此應力作為計算疲勞壽命的的應力幅值，按照當地氣象統計起振風速區間內的振動頻率，氣動升力系數分別取0.6、0.4，則可計算出節點板分別會在4個月、14個月內發生疲勞破壞，氣動升力系數取0.25，則構件不會發生疲勞破壞。

圖4 節點板開裂位置

因此，計算應該采用斷裂截面平均應力還是加勁板處的集中應力，以及氣動升力系數的取值，對于疲勞壽命計算結果影響巨大，設計規范對此也沒有明確的規定和要求，需進一步研究論證。

本工程開裂的節點采用了如圖5所示的構造方式：節點板斜向上設置連接斜上方吊桿(以下簡稱“斜置式”)，與鋼管相交處中點的兩側有兩個豎向加勁板，水平向的兩個鋼管分別連接在這兩個豎向的加勁板上，加勁板與斜置的節點板采用雙面角焊縫連接，共四條焊縫，開裂位置的兩側均為焊縫末端。對于這種構造方式，若施焊順序不當或者未采取預熱等消除殘余應力的措施，則在焊接時，焊縫交匯處的熱量較為集中導致該區域產生膨脹，在周邊未受熱金屬的約束下，該區域受到壓力產生強大的應力，從而產生較大的焊接殘余應力；且該處的剛度突變較大，在節點板受彎時也容易形成應力集中。板件裂紋均出現在加勁板頂端應力集中和剛度突變處的焊縫位置，也說明了這種構造型式對于鋼管在節點板面外方向的振動疲勞有極為不利的影響。

圖5 開裂節點構造方式

綜上，構件設計滿足現行規范相關規定，但是節點構造了較多焊縫，施焊工藝不當就易形成應力集中，對節點的整個受力就會產生較大影響，需要進一步改進優化此類節點構造方式；同時節點設計對于渦激振動的考慮還不夠充分，低估了集中應力對疲勞壽命的影響。

2.2 加工原因

對選取的8個開裂板件加勁板焊縫殘余應力測試(見圖6)的結果顯示，裂縫附近隨機分布高低不等的殘余應力，從23～201 MPa不等。殘余應力已經占到板件屈服應力的6.7%～58.2%。根據已有文獻的研究結果，焊接結構的疲勞強度與應力幅值密切相關，但焊接應力的存在如何影響構件疲勞壽命，規范沒有給出明確的計算方法。

圖6 殘余應力測試位置圖

從GB 50017—2017《鋼結構設計標準》的條文說明可以得知：焊接連接部位因為原狀截面的改變，會產生不同程度的應力集中現象。殘余應力和應力集中兩個因素的同時存在，使疲勞裂紋發生于焊接熔合線的表面缺陷處或焊縫內部缺陷處，然后沿垂直于外力作用方向擴展，直到最后的斷裂。

因此，板件焊縫處由于較高殘余應力的存在，也可能是板件開裂的原因之一。

2.3 安裝原因

若在施工過程中，采用了不當施工方法或強行組裝的方式，使板件發生了初始損傷，那么在微風振動的狀態下，板件就有可能提前損傷。

工程鐵塔組立采用落地抱桿或吊車進行組立，一般完成塔身主材吊裝及塔身側面交叉材安裝后再吊裝塔身橫隔面塔材及吊桿，吊桿利用抱桿起吊系統或起重滑車轉向進行吊裝，如圖7所示。

圖7 吊桿吊裝示意圖

吊件就位一般是先下后上，下方就位后銷滿螺栓，不緊固螺栓，控制吊鉤防松以便上方就位。若上述吊裝方式，下端安裝就位后，吊桿在垂直向的移動，就會對下端產生翹力和彎矩，經計算，當吊裝荷載超過3 kN(300 kg)或小于0.5 kN(50 kg)時，下端節點板就會發生彎曲破壞。

因此，不當的安裝方法也可能使得板件出現初始缺陷。

2.4 原材料原因

后期的開裂板件化學成分、物理力學檢驗均滿足現行標準的要求，因此基本可以排除原材料不合格導致的破壞。

綜上，該工程板件開裂應是是多因素綜合導致，大概的開裂過程如下：焊接殘余應力或焊接初始缺陷的存在→安裝誤差導致初始損傷疊加(可能)→微風振動使得板件在應力集中處產生初始疲勞裂紋→4～6月的疲勞效應使得裂紋開展→板件斷裂破壞。

3 結構設計階段微風振動防治措施

3.1 合理限制構件長細比

渦激共振具有頻率鎖定的特性，增加了共振發生的頻率。從另一方面來說，也可以借助渦激共振頻率鎖定的特性來減弱甚至防止其發生。即通過限定構件的臨界起振風速來降低構件振動概率，以減小往復振動對構件產生的疲勞效應。而根據鋼管的特性，可以通過限制鋼管長細比的方法，來提高臨界起振風速。行標DL/T 5254《架空輸電線路鋼管塔設計技術規定》[2]在附錄中給出了不同約束條件的等直徑鋼管微風振動的起振臨界風速的計算公式。

式中：λ為鋼管桿件的長細比；λn為鋼管自振頻率參數，依鋼管桿件的振動階次與桿端約束條件而定(對于一階振動，桿件兩端固接時取4.730，一端固接一端鉸接時取3.927，兩端鉸接時取3.142，懸臂時取1.875)，由此可計算出不同長細比鋼管在不同約束條件下的各種起振風速，如圖8所示。

圖8 不同端部約束條件對應的臨界風速

行業標準DL/T 5154—2012《架空輸電線路桿塔結構設計技術規定》[4]相關條文規定受壓材的最大長細比不超過200，這對應3種不同約束型式的鋼管對應的臨界起振風速見表1所列。

表1 不同約束方式下的臨界起振風速

由表1可見，對于鋼管構件，兩端固接、一端固接一端鉸接、兩端鉸接這3種不同連接方式對應的臨界起振風速分別為2.8 m/s、4.4 m/s、6.4 m/s，在實際工程中發生低風速的概率非常高，很容易引起鋼管發生微風振動。因此結合文獻1的研究成果，DL/T 5486—2013《特高壓架空輸電線路桿塔結構設計技術規程》[5]相關條文將鋼管構件的一階臨界風速限定為8 m/s,見表2所列，對應上述3種端部約束的鋼管長細比分別為120、160、180。

表2 DL/T 5486—2013規定的長細比

因此，在實際工程設計中，應參考當地氣象調查的風速區間，根據鋼管規格和端部約束情況，有差異化的限定鋼管構件的最大長細比，并盡量將鋼管端部約束的強軸設置在易發生微風振動的方向(豎向)，即垂直于水平風向的法向平面，形成固接節點構造，以降低鋼管微風振動的概率。

3.2 改變構件氣動外形

根據經典的渦激振動理論[6]，柱體繞流旋渦脫落主頻率符合斯托羅哈數關系式：

式中：d為圓柱體的直徑，m；V為風速，m/s；圓柱體的斯脫羅哈系數取0.2。

由式(3)可知，臨界起振風速也跟構件的斯托雷哈數密切相關。構件的斯托雷哈數越小其臨界起振風速越高。桿塔工程常用的角鋼、方管、圓管截面的斯托雷哈數分別為：0.13、0.12、0.20。可見，圓管是工程中常用的構件斯托雷哈數最大的一種截面形式，若將容易起振的圓管構件改為角鋼或者方管等截面形式，可以大幅提高構件的臨界起振風速，降低構件振動概率。

例如，若鋼管長細比按照140控制，折算到方管則可將長細比放寬到200以上。表3列出了鋼管塔常用圓管斜材按照長細比140控制與方管斜材按照200控制的重量對比表。

表3 斜材采用圓管和方管重量比

由表3可以看出，采用長細比200的方管替代長細比140的圓管，可以降低構件重量16%～38%不等。因此，若采用方管構件作為鋼管塔長細比控制的斜材，不但能有效抑制微風振動，還可以優化塔重。

此外也可以在圓截面上設置短肋或者套筒來改變氣動外形，來增大微風振動產生的難度[7]。如圖9所示。

圖9 圓截面鋼管示意圖

3.3 預設拉鎖

為了預防微風振動的發生，規范限定了鋼管構件長細比的取值上限，這是為了提高鋼管剛度，提高其自身自振頻率，可以從一定程度上擬制微風振動的發生，但是這種方式的經濟性較差。因此，我們可以在鋼管中部預設拉索，從而約束鋼管在水平風法向平面的變形，有效阻止振動的發生，可以在不大幅度增加構件規格的同時有效抑制微風振動，該方法已在潛江～咸寧大跨越、皖電東送等線路工程中應用，具有良好的運行經驗。方法如圖10所示。

圖10 設置預拉鎖

3.4 優化端部構造

鋼管塔斜材兩端一般采用插板連接，常用的有“C”型、“X”型插板，兩類插板的截面型式如圖11所示，其中“C”型插板有強弱軸之分，“X”型插板雙向對稱，無方向性，且“C”型插板強軸方向的剛度要遠遠大于“X”型插板。此外，由圖8可知，兩端固接構件的臨界起振風速遠高于兩端鉸接方式，在設計中對于易發生微風振動的斜材，建議盡量采用“C”型插板，并將強軸置于水平風法向平面，以限制鋼管發生微風振動。

圖11 “C”型插板和“X”型插板

4 線路運行階段微風振動防治措施

4.1 增加輔助材減小振動構件長細比

易發生微風共振的構件其長細比都較大，抗彎剛度小。對發生振動的構件，可以根據桿塔的實際結構，在局部位置增加不受力或受力很小的輔助支撐材，增大抗彎剛度，縮小長細比，提高其起振臨界風速，降低微風振動的發生幾率。這種方法是目前在運維階段治理微風振動較為通用的一種方法。

4.2 在構件表面增加擾流裝置

對于運行線路鋼管塔的微風振動，在不改變圓截面基本形狀的前提下增大斯特羅哈數，最簡單易行的方法，就是在構件表面上增加擾流裝置。如擾流板、擾流線等方式，如圖12、圖13所示。其中擾流板的方式已經在錫盟—勝利特高壓交流線路中成功應用。

圖12 設置擾流線

圖13 設置擾流板

4.3 增加振動構件的阻尼

提高結構的阻尼比，也是抑制渦激振動的有效途徑。特別是當阻尼比的數值比較小時，效果更為明顯。增大阻尼不一定能抑制微風共振，但能降低共振的幅值，減弱振動對結構的破壞。對于發生微風振動的鋼管構件，可在構件連接處或內部增加阻尼材料，也可以設置電渦流阻尼器。

5 結語

鋼管塔的微風振動不可避免，或許已經造成了實際工程構件的損壞，需要引起足夠的重視。本文從設計、加工、安裝、原材料等幾個方面對某特高壓線路鋼管塔的板件開裂原因做了簡要分析，認為鋼管塔板件的開裂原因較為復雜，可能是多方面綜合原因導致，在后續工程建設的各個環節都需要進行改進。此外，本文還從構件布置、節點優化、截面選擇等設計方面，以及從改變構件氣動外形和阻尼等后期運維方面提出了切實的微風振動防治措施。