鋼管輸電塔掛線節點足尺模型失效模式與承載力提升分析

摘要：針對特高壓鋼管輸電塔掛線位置節點在極端荷載下的安全性，提出了掛線節點雙側掛線板協同受力的構造改進措施，并對比研究兩種掛線節點的極限承載力與失效模式。通過足尺掛線節點處的承載力試驗與有限元分析，比較掛線節點在單側板受力、雙側板受力情況下的應力分布與承載能力，分析傳力螺母與掛線板之間的合理初始間距。結果表明：雙側受力時兩側掛線板均發生彎曲破壞，受力形式更加合理，節點板應力分布更加均勻，掛線點的屈服承載力可以提升一倍以上，傳力螺母與掛線板之間的合理初始間隙為2～4 mm。

關鍵詞：特高壓輸電塔；掛線節點；承載力；足尺試驗；有限元模擬；傳力螺母

中圖分類號：TU311.4；TU398"""文獻標識碼：A"""文章編號：1000-0666（2024）01-0001-09

doi：10.20015/j.cnki.ISSN1000-0666.2024.0002

0"引言

我國資源的地域分布顯著不均，西部地區蘊含著豐富的能源與電力資源，實施“西電東送”等工程是平衡我國資源布局的客觀要求，也是促進經濟共同發展的重大戰略舉措。特高壓輸電線路作為高負荷電能輸送的載體，是保證國計民生和生產生活的重要生命線工程（鐘岱輝等，2020）。安全可靠的輸電塔線結構是保障我國能源通道暢通的重要一環，電力命脈的可靠運行是保障經濟建設和人民生活的大事。但輸電線路事故仍時有發生，如1999年中國臺灣集集地震導致28條345 kV超高壓輸電線路受損，輸電中斷，造成了巨大的直接經濟損失，由此引發的間接經濟損失更是難以估算（陳紹蕃，2010）；2008年汶川8.0級地震造成3 322條10 kV及以上輸電線路受損停運，造成直接經濟損失106億元，恢復重建費用高達346億元（張大長等，2009）；2013年，國網遼寧省220 kV金吳線發生導線掛線節點根部斷裂事故，高壓導線落地斷電。

近年來，國內外學者在輸電塔線結構體系優化、抗震抗風性能等方面開展了較多的研究（王飛，2020；白杰等，2013；張毅等，2019；張麗娟等，2021a），研究多集中在整體抗震性能方面（董利虎，宋丹青，2021；田利等；2018；拾峰，周安清，2015；李士鋒，袁清泉，2014；魏文暉等，2022；鐘岱輝等，2020；黃帥等，2014）。掛線節點是聯系輸電塔與導線的重要構件，是將導線荷載傳遞給輸電塔結構的關鍵節點，其損壞將直接引發導線掉落、輸電塔結構沖擊振蕩等問題。對于特高壓輸電線路而言，掛線節點所受到的導線自重、風、地震、導線張力等荷載更大，受力形式更加復雜，應該引起高度重視。一些學者對輸電塔節點進行了研究，如姜常勝等（2017）研究了使用雙獨立掛點的懸垂線夾結構受力性能，分析了導線扭動狀態下掛點的動彎應力及疲勞性能；張毅等（2019）試驗研究了不等邊角鋼交叉斜材對輸電塔節點承載力的影響，并基于能量法及有限單元法提出了不等邊角鋼交叉斜材承載力理論計算方法；Soh等（2000）采用屈服線模型對鋼管塔節點的極限承載力進行了簡化理論分析；Knigt和Santhakumar（1993）對輸電塔的節段模型進行了足尺試驗，證明節點剛度對輸電塔節段力學性能影響明顯；余世策等（2004）對鋼管塔節點極限承載力進行了試驗與理論研究，結果表明節點局部區域進入塑性階段并不代表其喪失承載力。在有限元建模與仿真方面，Kitipornchai（1996）研究表明，當輸電塔所受荷載較為復雜時，采用梁單元模擬得到的結果比空間桁架單元更加準確。

目前針對輸電塔線結構體系的研究仍主要集中在塔身節點理論分析、縮尺節點模型性能試驗以及有限元仿真等方面，對輸電線路足尺掛線節點的力學性能研究較少。因此，開展特高壓輸電塔足尺掛線節點在復雜受力下的失效模式及承載力性能提升策略研究方面具有理論意義和工程價值。本文通過對某特高壓輸電塔足尺掛線節點進行擬靜力加載試驗，研究掛線節點在復雜荷載作用下的承載力及其失效模式，并在張麗娟（2021b）研究的基礎上，提出了一種新型雙側掛板協同受力的鋼管輸電塔掛點結構，通過加載試驗與有限元建模仿真，對比分析掛線節點單側受力和雙側受力情況下的承載力及失效機理差異，給出了掛線節點承載力提升的具體措施和建議。

1"鋼管輸電塔掛線節點基本信息

本文所建立的掛線節點來源于某特高壓鋼管輸電鐵塔結構，輸電塔輪廓尺寸及掛線節點如圖1a所示。該掛線節點由主管、端環板、中環板、加勁肋、銷軸以及節點板等部件組成，其仰視效果如圖1b所示，節點主要幾何參數見表1。

掛線節點選用Q345鋼材，足尺實驗節點試件如圖2所示。掛線節點所選用鋼材彈性模量為203 GPa，泊松比為0.3。通過對鋼管、鋼板的標準實驗件進行靜力拉伸實驗獲得了材料的基本力學性能。其中，鋼管材料和鋼板材料的屈服強度分別為420 MPa和390 MPa，屈服應變分別為2.0‰和1.9‰，極限強度分別為620 MPa和559 MPa。

2"鋼管輸電塔掛線節點承載力試驗

在實際工程中，掛線節點主要承受導線的自重、水平張力以及由地震、風荷載引起的附加動力荷載作用。因此，在工程設計中需要考慮掛線節點在上述作用下的最不利荷載組合。本文重點研究特高壓鋼管輸電塔掛線節點在最不利荷載組合下的力學性能及失效模式。

2.1"掛線節點模型介紹

本試驗對象包括單側受力型掛線節點（JD-1）和新型雙側受力型掛線節點（JD-2）兩類試件。現有掛線節點銷軸一般只包含一個受力螺母，該螺母通常只會使掛線節點的單側掛線板承受荷載，而當荷載作用反向時又轉變為另一側掛線板單獨受力，不利于導線荷載的傳遞。在上述掛線節點基礎上在銷軸內新增一個傳力螺母，可以實現兩側掛線板協同受力，提高掛線節點的承載能力。

掛線節點力學性能試驗在哈爾濱工業大學土木工程學院教育部重點試驗室進行。試驗時先將節點模型安裝在剛性環反力架中，該反力裝置不僅具有足夠的剛度以保證自身不發生較大變形，還可以使掛線節點試件的加載過程更加合理，傳力路徑明確，具體節點安裝如圖3所示。

2.2"試驗方案與數據采集

由于該掛線節點同時受到兩個方向的作用力，即平行銷軸方向（X方向）和垂直銷軸方向（Y方向）。模型安裝時，在沿平行于銷軸方向，將拉桿與銷軸通過螺栓連接后穿出剛性環反力架，并在拉桿端部串聯液壓作動器和力傳感器，通過反向傳力的方式對節點區域施加拉力荷載；在垂直于銷軸方向，則通過特制的連接板套過銷軸后施加拉力荷載，掛線節點沿X、Y方向進行多級協同比例加載。

第1階段：在所加荷載分別達到掛線節點X、Y方向設計荷載P₁、P₂之前，按照各自的設計荷載值進行等比例協同加載，沿X、Y方向每級荷載的增長幅值分別為0.1P₁和0.1P₂；第2階段：達到掛線節點的設計荷載后，沿X、Y方向每級荷載的增長幅值分別調整為0.05P₁和0.05P₂，直至分別達到1.5P₁和1.5P₂；第3階段：沿掛線節點X、Y方向繼續按照每級荷載增幅分別為0.02P₁和0.02P₂不斷提高荷載，直至節點發生破壞后停止加載。

試驗測量和觀察的內容主要包括：①應變測量：在掛線節點的主要受力板件上布置22個應變花，獲得各主要受力部位的應變分布及發展，應變花布置如圖4所示。②變形測量：在與掛線附板連接的螺母上布設LVDT位移計（X方向、Y方向各1個），測量加載過程中節點沿X、Y方向的變形量。③加載力測量：通過在液壓千斤頂端部串聯的力傳感器獲得加載力的大小。④破壞模式：觀察加載過程中掛線節點主要部件的變形特點，對比JD-1和JD-2的失效模式差異。

3"掛線節點有限元建模

采用ANSYS Workbench有限元平臺對本文研究的兩類掛線節點進行建模和分析。掛線節點和螺栓均采用實體單元Solid 186建模，使用六面體單元進行網格劃分；在節點板、加勁肋與環板交界處采用Sizing選項對網格進行細化處理，JD-1和JD-2的有限元模型及實物如圖5所示。

在JD-1處的連接中，通常先將銷軸穿過2個中環板上的孔洞，之后在掛線附板側面通過單個內徑為63 mm的螺母將銷軸固定，此時沿掛線節點X方向的作用力僅由右側板件（即中環板-1）承受，沿Y方向的作用力則由左、右兩側板件共同承受。在JD-2處的連接中，通過在掛線節點兩側板件內增加一個六邊形傳力螺母，螺母內徑為63 mm、邊長為75 mm，該螺母可以使沿掛線節點X方向的作用力同時由中環板-1、中環板-2承受，還可以通過調整傳力螺母在銷軸上的位置來改變中環板-2對節點承載力和剛度的貢獻，簡便有效。

4"結果及分析

4.1"掛線節點承載力分析

JD-1和JD-2沿X方向、Y方向的荷載-變形曲線如圖6所示。為了驗證有限元模型的正確性，掛線節點在荷載作用下的有限元結果也在圖6中一并給出。通過對荷載-變形曲線的彈性階段與塑性階段進行分段等效線性擬合，可以得到掛線節點的等效屈服承載力。

由圖6可知，掛線節點在X方向的承載力低于Y方向，這是由于掛線節點沿X方向的承載力主要靠中環板的面外彎曲變形承擔，而沿Y方向的承載力則由中環板面內變形承擔。從圖6c可以看出，在雙向同步加載過程中，JD-1首先沿X方向發生破壞，而此時并未達到Y向極限承載力。根據圖2掛線節點的構造特點可知，沿X軸負向加載時，中環板-2將作為主要受力板件承受荷載作用。由于中環板-2為完整板件，其上不存在缺口，且其左側的兩個加勁肋的間距較小，掛線節點的承載力明顯高于沿X正向加載情況。掛線節點的失效模式主要受沿X軸正向荷載的影響，因此本文重點關注掛線節點沿X方向的性能和失效機理。

從圖6a可知，JD-1在沿銷軸方向的荷載達到130 kN時開始進入屈服狀態。隨著荷載的增加，JD-1的中環板-1變形明顯增加；當荷載達到206 kN時，JD-1的中環板-1發生破壞，節點喪失整體承載能力。由圖6b可知，JD-2在荷載達到340 kN時逐漸進入屈服狀態，當荷載達到404 kN時，節點喪失整體承載力。試驗結果表明，JD-1沿X方向的受拉屈服承載力和極限承載力分別為140 kN和206 kN。根據計算結果得出，JD-1在最不利荷載組合下沿X方向、Y方向的受力分別為283 kN和280 kN，JD-1不能滿足承載力要求，而改進后的JD-2節點沿X方向的受拉屈服承載力和極限承載力分別為345 kN和404 kN，沿Y方向的屈服承載力為378 kN，滿足承載力要求。

利用有限元模型計算得到的節點JD-1和JD-2沿X方向的屈服承載力分別為155 kN和370 kN，有限元模型計算得到的屈服承載力和剛度均略高于試驗值，其原因主要包括：①試驗中掛線節點與剛環反力架之間還存在連接管件，這些管件在加載過程中會產生少量形變，導致節點整體剛度下降；②雙向協同加載方式很難保證作用力始終嚴格處于同一水平面內，這使得節點可能產生面外變形而導致承載力有所降低。在有限元模型中，掛線節點采用的是理想邊界條件，且可以保證面內同步加載，故JD-1和JD-2的數值結果與試驗結果存在一定偏差，分別約為10.7%和7.2%，但總體規律一致，可用于后續模擬和分析。

4.2"掛線節點關鍵部位應力-荷載變化規律

掛線附板和中環板是輸電塔掛線節點的重要組成部分，在導線荷載作用下，掛線附板首先將作用力依次傳遞至中環板和主管，之后傳遞給塔身和基礎。掛線附板和中環板的剛度和承載能力將影響整個掛線節點的力學性能。JD-1和JD-2的掛線附板在整個加載過程中的應力-荷載曲線如圖7a所示，中環板-1和中環板-2在屈服階段的應力-荷載曲線如圖7b所示。

圖7給出了掛線附板、中環板等效應力的有限元計算結果。從圖7a-1可以看出，JD-1在掛線附板測點4、5處的應力水平明顯高于其它測點位置，這兩處測點在X方向荷載達到130 kN時進入屈服狀態；當X方向荷載達到140 kN時，除測點2未進入屈服狀態外，其余測點均達到屈服應力，表明掛線附板整體進入屈服狀態。由圖7b-1可知，當外荷載達到130 kN時，中環板-1上的測點6、7處的應力水平接近屈服狀態，測點8的應力水平低于測點6、7，中環板-1與矩形加勁肋夾角以外區域內的測點9、10應力水平更低，在整個加載過程中均未發生屈服。

從圖7a-2可知，對于JD-2，當沿X方向荷載達到300 kN時，掛線附板上的測點4、5以及中環板-1上的測點6、7和8處的應力水平接近屈服狀態，測點9、10處的應力水平較低。當沿X方向荷載增加至380 kN時，掛線附板所有測點均進入屈服狀態，掛線附板發生彎曲屈服。從圖7b-2可以發現，與JD-1不同，由于受到傳力螺母的傳力影響，JD-2的中環板-2上的整體應力水平比較高，靠近掛線孔處測點11、12和13處的應力水平相當，并在荷載達到340 kN后上述測點逐漸進入屈服狀態，表明中環板-2已經與中環板-1、掛線附板協同受力，明顯提高了節點剛度和承載力，傳力螺母實現了雙側掛線板共同受力的目的。

4.3"掛線節點屈服狀態等效應力、應變分布規律

圖8為掛線節點JD-1和JD-2在達到屈服狀態時掛線附板、中環板-1和中環板-2的等效應力和等效塑性應變分布云圖。從圖8a-1、b-1可以看出，由于掛線附板在荷載作用下的彎曲效應，銷軸孔與該掛線附板螺栓連接孔之間區域內的應力水平較高，同時螺栓孔周圍存在局部高幅應力區。對于中環板-1，其在主管矩形加勁肋和掛線附板螺栓連接孔之間區域的應力水平較高。

通過對比圖8a-2、b-2可以發現，JD-2的掛線附板和中環板-1的應力分布規律與JD-1比較接近，但高應力區域面積明顯減小；中環板-1在掛線板螺栓孔與主管矩形加勁肋之間的區域應力較高，說明掛線附板端部區域為高應力區，容易先發生屈服。與此同時，雙側受力型掛線節點的中環板-2在掛線孔附近區域應力水平較高，并逐漸向遠處擴散，這表明傳力螺母已經將部分沿銷軸軸向的導線荷載有效傳遞給了另一側中環板，從而有效分擔原有掛線附板上的荷載作用。

5"掛線節點失效模式及性能提升效果分析

5.1"掛線節點失效模式對比

隨著荷載的不斷增大，掛線節點JD-1、JD-2均進入第二剛度區段，其在導線荷載作用下的失效模式如圖9所示。從圖中可以發現，在沿銷軸X方向荷載作用下，JD-1的掛線附板發生彎曲破壞，而中環板-1與掛線附板重疊部分發生整體旋轉并引發加勁肋根部焊縫開裂。因此，在單側板件受力情況下，中環板-1將承擔全部沿X方向的導線荷載，且由于中環板-1上還設有缺口（主要用于銷軸安裝和更換），使得掛線節點的剛度明顯降低，變形增大，這對承受巨大導線荷載作用的特高壓輸電塔結構非常不利。

同JD-1相比，JD-2在中環板-2的右側安裝了一個傳力螺母，該螺母與中環板-2之間的預留空隙為1.5 mm。此時，JD-2的失效模式則變為掛線附板和中環板-2同時發生彎曲破壞，而中環板-1的破壞模式與JD-1相似，這表明在雙側板件受力情況下，中環板-1和中環板-2可以共同承擔沿X方向的導線荷載，從而使得節點的屈服承載力顯著提升。另外，由于中環板-2上沒有掛線缺口，且其位于主管兩加勁肋之間的有效彎曲段長度也低于中環板-1，因此其面外抗彎剛度更高，上述因素也是導致圖6b中雙側受力型掛線節點的屈服承載力和剛度都大大高于圖6a中單側受力型掛線節點的主要原因。

5.2"雙側受力型掛線節點對承載力提升規律分析

前文分析表明，雙側受力型模式對節點承載力的提升作用非常顯著，節點傳力形式更加合理。基于實體有限元模型，本文重點研究了傳力螺母與中環板-2之間初始間隙對雙側受力型掛線節點承載力的影響規律。不同初始間隙下雙側受力型掛線節點荷載-位移曲線如圖10所示。從圖中可以發現，同單側受力型掛點相比，雙側受力型掛點的屈服承載力和極限承載力均有不同程度提升，雙側掛板協同受力點可以直接從荷載-位移曲線中讀取，在傳力螺母發揮作用以前，節點荷載主要由中環板-1和掛線附板承擔，當初始縫隙消失時，中環板-2將參與協同受力，節點剛度增加。從上可見，初始間隙越大，掛線節點雙側環板的協同受力越晚，這將對掛線節點的整體承載力和剛度產生不利影響。

從圖11所示的掛線節點承載力隨傳力螺母初始間隙的變化規律可以看出，掛線節點屈服承載力隨著初始間隙的增大而有所下降，屈服點向右下方移動，節點屈服后的剛度有所提高，這是雙側掛板協同受力的時刻后延導致的；掛線節點的極限承載力隨傳力螺母初始間隙的增大略有下降，但總體變化幅度較小，這主要是由于極限承載力取決于雙側掛板均發生失效時的出力之和，在板厚一定的情況下，中環板-1和中環板-2的極限承載力之和基本保持不變。

盡管傳力螺母與掛線板-2之間的初始間隙對掛線節點的極限承載力影響較小，但其屈服承載力隨初始間隙的增加下降較快。由于節點設計一般為彈性設計，因此建議傳力螺母的初始間隙不能過大，同時考慮掛線銷軸需要轉動的因素，本文建議傳力螺母與掛線板-2之間的初始間隙為2～4 mm。因此，通過將單側掛板受力形式合理地轉化為雙側掛板受力形式，可以有效提高掛線節點的安全性，這將對特高壓輸電塔掛線節點的優化提供重要的參考和指導。

6"結論

針對特高壓鋼管輸電塔掛線節點在復雜荷載下的力學性能，本文提出了雙側掛線板協同受力的改進措施，并通過足尺掛線節點承載力試驗與有限元分析，對比研究了掛線節點在單側掛線板受力、雙側掛線板受力情況下的應力、應變分布規律和失效模式，并提出了掛線節點承載力提升的具體建議。主要結論如下：

（1）掛線節點沿垂直銷軸方向的承載力高于平行銷軸方向，應重點關注平行銷軸方向的節點剛度和承載力。當僅由單側掛線板承受導線荷載時，節點的屈服承載力和剛度均明顯偏低；安裝傳力螺母后，左、右兩側掛線板將協同受力，掛線節點的剛度和承載力也得到明顯提升，屈服承載力可提高一倍以上。

（2）單側受力型掛點的失效模式表現為掛線附板和同側中環板整體彎曲破壞，雙側受力型掛點的失效模式表現為兩側掛線板均發生彎曲破壞，且掛線板上的應力分布趨于均勻，傳力螺母作用明顯。

（3）傳力螺母與掛線板之間的初始間隙對掛線節點的屈服承載力和剛度影響較大，但對節點極限承載力影響較小，考慮到節點彈性設計和銷軸轉動因素，建議該初始間隙設置為2～4 mm為宜。

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Full-scale Test and Bearing Capacity Improvement for Conductor Hanging Joints of the UHV Steel Pipe Transmission Tower

ZHAI Bin¹，LI Suchao^2，3，ZHANG Lijuan¹，XU Zaigen¹，WANG Zhiyuan²，MAO Chenxi⁴

（1.Shandong Electric Power Engineering Consulting Institute Co.，Ltd.，Jinan 250100，Shandong，China）

（2.Ministry-of-Education Key Laboratory of Structural Dynamic Behavior and Control，Harbin Institute of Technology，Harbin 150090，Heilongjiang，China）

（3.Department of Civil Engineering，Harbin Institute of Technology in Weihai，Weihai 264209，Shandong，China）

（4.Key Laboratory of Earthquake Engineering and Engineering Vibration，Institute of Engineering Mechanics，China Earthquake Administration，Harbin 150080，Heilongjiang，China）

Abstract

In view of the safety of the conductor hanging joint of UHV steel pipe transmission tower subjected to extreme loading，this paper focuses on the measurements of the structural behavior improvement through modifying the cooperative work of two conductor hanging plates on both sides of the hanging joint.Two types of hanging joints are compared and studied regarding the bearing capacity and corresponding failure modes.Through the full-scale hanging joint tests and the Finite Element Analysis（FEA），the stress distribution and the bearing capacity of the hanging joint are compared under the condition of unilateral plate's load-bearing and bilateral plates'"load-bearing.In addition，the reasonable initial gap between the force-transferring nut and the hanging plate is analyzed.Results show that the reasonable initial gap between the force-transferring nut and the hanging plate is 2-4 mm，and bending failure will occur on both the bilateral plates.The stress distribution is more reasonable and the yield-bearing capacity of the hanging joint can also be increased twice as much as the design bearing capacity，which is of great significance to improving the safety of transmission tower and reduce the economic investment.

Keywords：ultra-high voltage transmission tower；hanging joint；bearing capacity；full-scale experiment；FEM simulation；force-transferring nut

*收稿日期：2022-04-01.

基金項目：國家重點研發計劃（2018YFC0809400）；山東省自然科學基金面上項目（ZR2020ME247）.

第一作者簡介：翟"彬（1982-），高級工程師，主要從事超/特高壓輸電線路設計與分析研究.E-mail：sep_zhaibin@163.com.

?通信作者簡介：李素超（1981-），副教授，博士，主要從事結構智能抗震、結構非線性分析與電力設施減隔震等研究.E-mail：lisuchao@hit.edu.cn.

翟彬，李素超，張麗娟，等.2024.鋼管輸電塔掛線節點足尺模型失效模式與承載力提升分析［J］.地震研究，47（1）：001-009，doi：10.20015/j.cnki.ISSN1000-0666.2024.0002.

Zhai B，Li S C，Zhang L J，et al.2024.Fullscale test and bearing capacity improvement for conductor hanging joints of the UHV steel pipe transmission tower［J］.Journal of Seismological Research，47（1）：001-009，doi：10.20015/j.cnki.ISSN1000-0666.2024.0002.