雙向荷載作用下FRP復(fù)合材料橫擔(dān)體系受力性能試驗(yàn)研究

馬輝， 劉云賀， 郭宏超， 王振山， 劉明放， 譚蓉

(1.西安理工大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，陜西 西安 710048； 2.陜西省電力設(shè)計(jì)院，陜西 西安 710054)

雙向荷載作用下FRP復(fù)合材料橫擔(dān)體系受力性能試驗(yàn)研究

馬輝1， 劉云賀1， 郭宏超1， 王振山1， 劉明放2， 譚蓉2

(1.西安理工大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，陜西 西安 710048； 2.陜西省電力設(shè)計(jì)院，陜西 西安 710054)

為了解FRP復(fù)合材料橫擔(dān)在雙向掛線荷載作用下的力學(xué)性能，本文對(duì)其進(jìn)行了模擬雙向荷載作用下的足尺試驗(yàn)研究，觀察了復(fù)合橫擔(dān)試驗(yàn)現(xiàn)象，分析了復(fù)合橫擔(dān)整體受力與位移關(guān)系曲線，并對(duì)橫擔(dān)梁和拉索的FRP復(fù)合材料及鋼套管的應(yīng)變分布規(guī)律進(jìn)行了深入分析。研究結(jié)果表明：復(fù)合橫擔(dān)體系在設(shè)計(jì)荷載作用下整體變形明顯，橫擔(dān)梁中部截面外鼓變形明顯，拉索側(cè)向位移較大；復(fù)合材料層間發(fā)生輕微撕裂現(xiàn)象，復(fù)合材料與鋼套管之間連接可靠，未發(fā)生粘結(jié)滑移破壞；荷載與位移之間基本呈線性變化，曲線沒(méi)有出現(xiàn)明顯的突變或拐點(diǎn)，復(fù)合橫擔(dān)基本處于彈性工作狀態(tài)，表現(xiàn)出較好的受力性能；橫擔(dān)梁復(fù)合材料應(yīng)變大于其鋼套管應(yīng)變，橫擔(dān)梁中部截面應(yīng)變最大；拉索復(fù)合材料應(yīng)變隨荷載的增大而迅速增大，且遠(yuǎn)大于其鋼套管的應(yīng)變；拉索受力大于橫擔(dān)梁，需對(duì)拉索采取一定的增強(qiáng)措施，以保證橫擔(dān)體系的整體受力要求。復(fù)合橫擔(dān)試驗(yàn)荷載達(dá)到了工程設(shè)計(jì)要求。

橫擔(dān)； FRP復(fù)合材料； 雙向荷載； 受力性能； 輸電塔架

1 工程背景

本項(xiàng)目依托陜西省電力設(shè)計(jì)院330 kV輸電線路項(xiàng)目，該工程中線路復(fù)合桿塔塔頭部分(包括橫擔(dān)等)采用FRP復(fù)合材料，輸電塔腿、塔身及地線支架等均采用鋼結(jié)構(gòu)，圖1為該輸電塔構(gòu)架三維圖。圖2～圖3為橫擔(dān)體系節(jié)點(diǎn)區(qū)域連接方式，其中橫擔(dān)梁和拉索采用鋼套管式節(jié)點(diǎn)，采用膠接、螺栓及卸扣等混合連接方式，F(xiàn)RP復(fù)合材料與金屬件(鋼套管等)之間采用膠接，其余構(gòu)件之間采用螺栓或卸扣連接。圖4為該330 kV輸電塔構(gòu)架圖。針對(duì)復(fù)合橫擔(dān)特點(diǎn)，本文選擇具有兩個(gè)掛線端的B1相橫擔(dān)作為研究對(duì)象。

2 試驗(yàn)概述

為了解B1相復(fù)合材料橫擔(dān)的力學(xué)性能，本文結(jié)合該橫擔(dān)的受力特征，對(duì)其進(jìn)行雙向荷載作用下足尺試驗(yàn)研究。依據(jù)該試驗(yàn)，觀察分析B1相橫擔(dān)的試驗(yàn)過(guò)程及試驗(yàn)現(xiàn)象，重點(diǎn)分析該橫擔(dān)的荷載-位移關(guān)系曲線、橫擔(dān)梁及拉索各材料的應(yīng)變分布規(guī)律等。在此基礎(chǔ)上，提出FRP復(fù)合材料橫擔(dān)相關(guān)設(shè)計(jì)建議，研究結(jié)論可為該復(fù)合材料橫擔(dān)的推廣應(yīng)用提供技術(shù)參考。

2.1 復(fù)合材料橫擔(dān)試件

在實(shí)際工程中，B1相橫擔(dān)具有兩個(gè)掛線端，承受兩個(gè)相互垂直的荷載作用，如圖4所示，B1橫擔(dān)試件由江蘇神馬電力股份有限公司制作完成。該試件由一個(gè)橫擔(dān)梁和兩個(gè)拉索組裝而成，拉索與橫擔(dān)梁采用卸扣連接，其中橫擔(dān)梁和拉索直徑分別為200 mm、30 mm。橫擔(dān)體系在V4方向的高度為 2.0 m，T4方向的水平長(zhǎng)度為 3.75 m；兩拉索間距為 1.8 m。采用 FRP 復(fù)合材料，其主要力學(xué)性能指標(biāo)見(jiàn)表1。

2.2 確定試驗(yàn)荷載

本次試驗(yàn)荷載由實(shí)際工程設(shè)計(jì)荷載確定(見(jiàn)表2)。試驗(yàn)荷載主要包括最大設(shè)計(jì)荷載和富余荷載，其中富余荷載按最大設(shè)計(jì)荷載的4倍考慮，即富余度系數(shù)為4.0。

考慮到B1橫擔(dān)在試驗(yàn)中要保證兩個(gè)不同方向荷載同步加載較難實(shí)現(xiàn)，因此，為簡(jiǎn)化試驗(yàn)難度，本次試驗(yàn)采用各向荷載的合力對(duì)橫擔(dān)試件進(jìn)行加載，合力按分力合成原則得到，B1相橫擔(dān)的合力空間位置如圖5所示，其中加載合力與xoz平面(V4-L4平面)、zoy(V4-T4平面)、xoy平面 (T4-L4平面) 的夾角分別為0°、17°、73°。

2.3 橫擔(dān)試件連接及安裝

結(jié)合實(shí)際輸電塔架工程情況，將復(fù)合材料橫擔(dān)梁和拉索按設(shè)計(jì)連接方式組裝成為橫擔(dān)體系，然后通過(guò)連梁將其整體安裝在鋼架反力墻上。在橫擔(dān)試件安裝之前，根據(jù)試件幾何尺寸，預(yù)先加工橫擔(dān)試件與反力墻的連梁裝置，最終實(shí)現(xiàn)橫擔(dān)體系的試驗(yàn)安裝。圖6為B1相復(fù)合橫擔(dān)足尺試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)安裝照片。

2.4 測(cè)試方案及加載制度

2.4.1 測(cè)試方案

圖7和圖8為橫擔(dān)梁和拉索中鋼套管和復(fù)合材料應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置。橫擔(dān)梁兩端鋼套管中部對(duì)稱截面各布置2個(gè)應(yīng)變片，在其FRP復(fù)合材料均勻?qū)ΨQ布置三道應(yīng)變，共6個(gè)應(yīng)變片。拉索的應(yīng)變片布置方式與橫擔(dān)梁應(yīng)變片布置方式相同，每個(gè)拉索的應(yīng)變片共10個(gè)。橫擔(dān)梁和拉索的應(yīng)變片均采用等間距布置，且在同一截面對(duì)稱布置兩個(gè)應(yīng)變片，以測(cè)試該截面的應(yīng)變分布規(guī)律。橫擔(dān)試件各個(gè)截面的應(yīng)變數(shù)據(jù)均由TDS-303數(shù)據(jù)采集儀自動(dòng)采集。

2.4.2 加載制度

由于本次試驗(yàn)采用合力形式對(duì)橫擔(dān)試件進(jìn)行試驗(yàn)加載，根據(jù)合力的大小和方向?qū)υ囼?yàn)加載方向進(jìn)行定位，并采用4個(gè)定滑輪改變合力的傳遞方向，最終通過(guò)鋼絲水平連接到MTS電液伺服作動(dòng)器上，從而實(shí)現(xiàn)加載，其中鋼絞線直徑為 24 mm，定滑輪的額定荷載為 30 t，鋼絲及定滑輪連接布置如圖 6 和圖 9 所示。為測(cè)量復(fù)合橫擔(dān)加載端的合力與位移變化情況，本次試驗(yàn)在定滑輪與試件加載端的連接鋼絲之間布置50 t 拉壓力傳感器，并且在橫擔(dān)試件加載端的合力方向布置相應(yīng)的位移計(jì)，鋼絲末端與MTS連接作動(dòng)器，如圖 9 和圖 10 所示。

本試驗(yàn)加載共分為兩個(gè)加載階段，第一階段為從開(kāi)始加載至最大設(shè)計(jì)荷載，其最大值為12.53 kN；第二階段為從最大設(shè)計(jì)荷載加載至富余度荷載，其最大值約為50.11 kN，試驗(yàn)荷載均由MTS電液伺服系統(tǒng)分級(jí)施加。結(jié)合上述試驗(yàn)荷載加載要求，復(fù)合橫擔(dān)試件的加載制度大致如下：第一加載階段中，每級(jí)試驗(yàn)荷載為最大設(shè)計(jì)荷載的10%；第二加載階段中，在80%富余度荷載之前，每級(jí)試驗(yàn)荷載取設(shè)計(jì)富余度荷載的10%，之后每級(jí)試驗(yàn)荷載取設(shè)計(jì)富余度荷載的5%，直至試驗(yàn)結(jié)束。

3 復(fù)合橫擔(dān)體系試驗(yàn)過(guò)程及現(xiàn)象

本次復(fù)合橫擔(dān)受力性能足尺試驗(yàn)在西安理工大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行。試驗(yàn)加載之前，對(duì)試驗(yàn)儀器進(jìn)行校核，以保證其正常工作；同時(shí)對(duì)橫擔(dān)試件進(jìn)行預(yù)先加載，使橫擔(dān)中各組成構(gòu)件之間連接拉緊，以保證荷載的傳遞。加載后，采用近距離拍照、觀測(cè)及現(xiàn)場(chǎng)記錄等方法對(duì)試件的試驗(yàn)過(guò)程及現(xiàn)象進(jìn)行觀察分析，圖11為 B1相橫擔(dān)的試驗(yàn)現(xiàn)象。

該試驗(yàn)過(guò)程可大致敘述如下。

1) 加載初期，橫擔(dān)試件無(wú)明顯試驗(yàn)現(xiàn)象，其各截面應(yīng)變逐漸增大，但應(yīng)變值很小，橫擔(dān)梁及拉索均處于彈性狀態(tài)，即應(yīng)變與荷載之間呈線性變化規(guī)律；當(dāng)荷載加載至 25 kN時(shí)，橫擔(dān)試件發(fā)出輕微的撕裂聲響，應(yīng)變值增加較快，試件整體位移變形逐漸增大。

2) 當(dāng)試驗(yàn)荷載加載至 45 kN時(shí)，橫擔(dān)試件發(fā)生數(shù)次撕裂聲響，表明試件內(nèi)力增加，其應(yīng)變值增大；橫擔(dān)梁復(fù)合材料中部截面略有外鼓，變形較為明顯，說(shuō)明橫擔(dān)梁中部受力最大，這主要由于橫擔(dān)梁在荷載作用下主要處于受彎狀態(tài)，使得橫擔(dān)梁中部截面受力變形最大，從而導(dǎo)致中部截面產(chǎn)生外鼓現(xiàn)象。此外，拉索在荷載作用下基本處于軸向受力狀態(tài)，其各截面的應(yīng)變隨荷載的增大而不斷增大，試件整體位移變形較為明顯。

3) 加載至約 55 kN時(shí)，橫擔(dān)試件發(fā)出數(shù)次清脆的撕裂聲響，橫擔(dān)梁中部外鼓變形明顯；橫擔(dān)梁的復(fù)合材料表面出現(xiàn)細(xì)微撕裂現(xiàn)象，此時(shí)橫擔(dān)梁各截面的應(yīng)變迅速增加；拉索各截面應(yīng)變隨荷載的增加迅速增加，試件整體位移變形很明顯。

4) 加載至約 65 kN時(shí)，橫擔(dān)試件仍伴隨有清脆的撕裂響聲，橫擔(dān)中部外鼓變形繼續(xù)增大，且現(xiàn)象十分明顯；復(fù)合材料面層撕裂現(xiàn)象持續(xù)發(fā)生且伴隨有輕微撕裂聲；試件整體位移變形十分明顯。

5) 加載至約 75 kN時(shí)，橫擔(dān)整體位移變形進(jìn)一步增大，橫擔(dān)梁中部截面變形十分明顯。此時(shí)，試驗(yàn)荷載已到橫擔(dān)最大設(shè)計(jì)荷載和富裕度荷載，結(jié)束試驗(yàn)。

4 橫擔(dān)試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 橫擔(dān)荷載-位移曲線

圖12為B1相復(fù)合橫擔(dān)試件的荷載-位移關(guān)系曲線。由圖12可知，隨著位移的增加，橫擔(dān)試件的承載力逐漸增大，且試驗(yàn)荷載與位移變形之間基本呈線性變化規(guī)律，曲線在試驗(yàn)荷載加載范圍內(nèi)沒(méi)有出現(xiàn)明顯的突變或拐點(diǎn)，表明 B1相復(fù)合橫擔(dān)試件在試驗(yàn)荷載作用下基本處于彈性工作狀態(tài)，表現(xiàn)出良好的受力性能。試驗(yàn)荷載大小已到達(dá)其最大設(shè)計(jì)荷載和富裕度設(shè)計(jì)荷載的要求，其富余度系數(shù)接近于6.0，大于該工程設(shè)計(jì)規(guī)定的富裕度系數(shù)4.0，達(dá)到了復(fù)合橫擔(dān)在雙向荷載作用下足尺試驗(yàn)研究目的，該橫擔(dān)滿足實(shí)際工程需要，可應(yīng)用于輸電塔架結(jié)構(gòu)中。

4.2 橫擔(dān)梁及拉索荷載-應(yīng)變曲線

4.2.1 橫擔(dān)梁荷載-應(yīng)變曲線

橫擔(dān)梁中鋼套管和復(fù)合材料各典型截面的荷載-應(yīng)變曲線如圖13和14所示。

由圖13～圖14可得出復(fù)合橫擔(dān)梁各典型截面應(yīng)變變化具有如下特征。

1) 橫擔(dān)梁的鋼套管應(yīng)變值很小，鋼套管最大應(yīng)變值約為400 με，遠(yuǎn)低于其屈服應(yīng)變，且荷載與應(yīng)變呈線性變化規(guī)律，說(shuō)明鋼套管處于彈性受力階段。同時(shí)也表明，加載端處的橫擔(dān)梁鋼套管應(yīng)變值大于另一端橫擔(dān)梁鋼套管的應(yīng)變值，即加載端一側(cè)的鋼套管在雙向荷載作用下受力較大。

2) 測(cè)點(diǎn)位置越靠近橫擔(dān)梁加載端，則橫擔(dān)梁復(fù)合材料應(yīng)變值越大。橫擔(dān)梁復(fù)合材料的最大應(yīng)變值大于3000 με，明顯大于鋼套管的應(yīng)變，表明橫擔(dān)梁復(fù)合材料在雙向荷載作用下為主要受力部位。在整個(gè)試驗(yàn)加載過(guò)程中，橫擔(dān)梁復(fù)合材料仍處于以彈性受力為主，未進(jìn)入其深度塑性階段。

由上述分析可知，鋼套管應(yīng)變值較小，其應(yīng)變隨荷載的增大而增大；復(fù)合材料的應(yīng)變值較鋼套管大，復(fù)合材料同一截面上、下測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變基本一致，且加載端處復(fù)合材料應(yīng)變最大。總體上看，橫擔(dān)梁處于彈性受力狀態(tài)，表現(xiàn)出良好的受力性能。

4.2.2 拉索荷載-應(yīng)變曲線

B1相橫擔(dān)中拉索I和拉索II的位置如圖8所示，拉索I中各典型截面的荷載-應(yīng)變曲線如圖15和16所示。拉索II各典型截面的荷載-應(yīng)變曲線如圖17和18所示。由圖15～圖18可知，復(fù)合橫擔(dān)體系中拉索的各典型截面應(yīng)變分布具有如下特征。

1) 在雙向荷載作用下，在同一拉索構(gòu)件中，越靠近試件加載端的鋼套管應(yīng)變值越大，且在同一截面上、下測(cè)點(diǎn)鋼套管應(yīng)變基本相同，分布較為均勻。兩個(gè)拉索的鋼套管應(yīng)變值較小，其應(yīng)變最大值約為600 με，遠(yuǎn)未達(dá)到其屈服狀態(tài)，且應(yīng)變與荷載之間近似呈線性變化，表明拉索鋼套管近似處于彈性受力狀態(tài)，表現(xiàn)出良好的工作性能。

2) 每個(gè)拉索中部復(fù)合材料應(yīng)變最大，越靠近兩端的復(fù)合材料應(yīng)變?cè)叫?，且同一截面上下測(cè)點(diǎn)應(yīng)變值基本一致，表明截面應(yīng)變分布均勻。拉索復(fù)合材料的應(yīng)變值遠(yuǎn)大于拉索鋼套管應(yīng)變值，兩個(gè)拉索中復(fù)合材料最大應(yīng)變值為 3 600 με，該值大于橫擔(dān)梁復(fù)合材料應(yīng)變值，表明試件在雙向荷載作用下，拉索構(gòu)件的受力大于橫擔(dān)梁。拉索復(fù)合材料應(yīng)變與荷載近似呈正比例關(guān)系，即復(fù)合材料處于彈性工作狀態(tài)，表現(xiàn)出良好的受力性能。此外，拉索II復(fù)合材料的應(yīng)變大于拉索I，這主要是由于橫擔(dān)試件在雙向荷載作用下拉索II受力大于拉索I受力導(dǎo)致的?？傮w上看，與橫擔(dān)梁相比，拉索的側(cè)向變形較大，表明拉索在多向荷載作用下較橫擔(dān)梁容易發(fā)生破壞。

從上述分析可知，在雙向荷載作用下，橫擔(dān)梁和拉索近似呈彈性受力階段，表現(xiàn)出良好的工作狀態(tài)。滿足實(shí)際工程設(shè)計(jì)要求。此外，由于拉索受力最大，故須對(duì)其采取加強(qiáng)措施以提高橫擔(dān)體系的受力性能。

5 結(jié) 論

本文對(duì) B1相復(fù)合材料橫擔(dān)體系進(jìn)行了雙向荷載作用下足尺試驗(yàn)研究，觀察其試驗(yàn)過(guò)程及現(xiàn)象，分析復(fù)合橫擔(dān)梁及拉索的應(yīng)變特征，研究復(fù)合橫擔(dān)體系的受力性能特征，得到以下主要結(jié)論。

1) 隨著位移的增加，復(fù)合橫擔(dān)的承載力逐漸增大，荷載與位移之間基本呈線性變化規(guī)律，試驗(yàn)曲線沒(méi)有出現(xiàn)明顯的突變或拐點(diǎn)，表明 B1相復(fù)合橫擔(dān)在雙向荷載作用下基本處于彈性工作狀態(tài)，表現(xiàn)出較好的受力性能。

2) 復(fù)合橫擔(dān)梁中部外鼓變形明顯，復(fù)合拉索側(cè)移變形較大。復(fù)合材料與鋼套管之間連接可靠，未出現(xiàn)粘結(jié)強(qiáng)度破壞，滿足荷載傳遞要求。FRP復(fù)合材料在雙向荷載作用下出現(xiàn)輕微撕裂現(xiàn)象，但復(fù)合材料層間未發(fā)生粘結(jié)滑移破壞，可共同抵制外荷載作用。

3) 復(fù)合橫擔(dān)梁以受彎狀態(tài)為主，橫擔(dān)梁中FRP復(fù)合材料應(yīng)變遠(yuǎn)大于鋼套管應(yīng)變，橫擔(dān)梁中部截面應(yīng)變最大，即該部位受力最大；拉索構(gòu)件以受拉狀態(tài)為主，復(fù)合材料應(yīng)變隨荷載的增大而迅速增大，且遠(yuǎn)大于拉索鋼套管的應(yīng)變。

4) 在雙向荷載作用下橫擔(dān)梁的應(yīng)變明顯小于拉索，即拉索受力大于橫擔(dān)梁，故在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中，需對(duì)拉索采取一定的增強(qiáng)措施，以保證復(fù)合橫擔(dān)體系的整體承載力。

5) 復(fù)合橫擔(dān)試驗(yàn)荷載達(dá)到了工程最大設(shè)計(jì)荷載和富裕度荷載要求，富裕度系數(shù)約為6.0，大于該工程設(shè)計(jì)規(guī)定富裕度系數(shù)4.0，表明該復(fù)合橫擔(dān)能夠滿足實(shí)際工程設(shè)計(jì)要求，可應(yīng)用于輸電塔架結(jié)構(gòu)中。

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(責(zé)任編輯 王衛(wèi)勛)

Experimental research on mechanical properties of cross arm system using FRP composite material under two-way loads

MA Hui1, LIU Yunhe1, GUO Hongchao1, WANG Zhenshan1, LIU Mingfang2, TAN Rong2

(1.Faculty of Civil Engineering and Architecture, Xi’an University of Technology, Xi’an 710048，China;2.Shaanxi Electric Power Design Institute, Xi’an 710054，China)

In order to understand the mechanical properties of FRP composite cross arm under bidirectional hanged line load, the full scale experimental study of the FRP composite cross arm under two-way loads is performed. The experiment phenomenon of the composite cross arm is observed in detail. The resultant force-displacement curves and the strain distribution laws of composite material and steel casing in the cross arm beam and inhaul cables are also analyzed in depth. The results show that the overall deformation of cross arm system under the designed loading is very obvious. The middle cross-section’s deformation of the cross arm beam is larger than other parts in this test. Meanwhile, the lateral displacement of inhaul cables is also obvious. A slight avulsion phenomenon between the FRP material layers has been observed. And the bond-slip failure has not happened between the composite materials and the steel casing, which reveals that the connection area is reliable. The linear variation is obtained in the load and displacement curve and it does not appear to have obvious mutation or an inclined point in the curve, which shows that the composite cross arm is in elastic working state and shows a good mechanical performance under two-way loads. The strain values of composite materials is larger than that in the steel casing in the cross arm beam and the middle cross-section’s strain of the cross arm beam is the largest in all the strain values. In addition, the strain values of composite materials in the inhaul cables increase with an increase in magnitude of test loads, which is larger than the steel casting’ strain. According to the test, the load that the inhaul cable suffered is larger than that of the cross arm beam. Therefore, in order to ensure the bearing capacity of cross arm system, some strengthening measures should be adopted in the transmission tower. The test load of cross arm has met the requirements of engineering design and the research result has a great significance for the application of composite cross arm.

cross arm; FRP composite material; multi-way loading; mechanical properties; transmission tower

1006-4710(2015)02-0164-07

2014-10-09

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51408485);陜西電力設(shè)計(jì)院資助項(xiàng)目。

馬輝，男，講師，博士，研究方向?yàn)殇撆c混凝土組合結(jié)構(gòu)及再生混凝土結(jié)構(gòu)。E-mail:mahuiwell@163.com。

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