钢芯铝绞线的拉扭耦合力学性能

张龙; 黄珏; 钟永力; 晏致涛

doi:10.3969/j.issn.0258-2724.20200076

摘要: 导线扭转参数属于导线基本力学性能之一，尤其是拉扭耦合效应会极大地影响覆冰输电线舞动分析的准确性. 为此，对典型7股钢芯铝绞线LGJ/JL/G1A-70/10进行了扭转试验，并结合有限元仿真软件ANSYS对相应构件进行建模与数值分析，与基于钢丝绳拉扭耦合理论的4种理论进行了对比. 数值分析结果与扭转试验结果吻合较好，且对比分析表明：拧绕系数的取值浮动较大，会导致不容忽视的误差；在正常运行应力状态下，导线拉伸会产生较大的扭转效应，导线的截面扭转也会产生轻微张力变化；导线的拉扭耦合和扭拉耦合系数不相等；基于钢丝绳的理论均未考虑子股导线的滑移变形及坐标更新，会在一定程度上高估轴向刚度以及拉扭耦合效应.

关键词:

Abstract: The torsion parameter of the conductor is one of its basic mechanical properties. Moreover, the tension-torsioncoupling effect of iced transmission lines will greatly affect the accuracy of galloping analysis. To analyze this effect, the torsional test was carried out for the typical 7-strand aluminum conductor steel reinforced (ACSR) LGJ/JL/G1A-70/10, and the modeling and numerical analysis of the corresponding components are carried out by using the finite element simulation software ANSYS, the results ofwhich is compared with those calculated by the 4 theories based on the tension-torsioncoupling theory of wire rope. The results of numerical analysis are in good agreement with those of the torsion test. Thetwist factor values fluctuate greatly, which will lead to significant errors. Under the normal stress state, the conductor tension will produce a large torsion effect, and the section torsion of the conductor will also lead to a slight tension change. The tension-torsion coupling coefficient is not equal to the torsion-tension one. The theories based on steel wire rope do not consider the slip deformation and coordinate update of sub strand conductors, which overestimates the axial stiffness and the coupling effect of tension and torsion to a certain extent.

Key words:

aluminum conductor steel reinforced (ACSR) /
conductor /
torsion /
tension-torsion coupling /
finite element

随着现代交通运输的快速发展，跨海桥梁已成为连接不同城市和地区的重要枢纽，对促进社会和经济的发展具有重要意义^[1-4]. 近年来，随着施工技术的提升以及大型预制件的推广，大型预制钢沉井基础由于其结构强度高、施工周期短、适应性强等特点，已在世界各地的跨海桥梁建设中得到广泛应用^[5]. 然而，我国经常遭受风暴潮、海浪和赤潮等灾害，是世界上遭受海洋灾害影响最为严重的国家之一^[6]. 大型钢沉井基础作为跨海桥梁的关键组成部分，其安全顺利的定位下放对整个桥梁工程的成功建设至关重要. 大型钢沉井的定位下放会受到如波浪、水流、施工技术等多种因素的影响，给钢沉井基础下放过程中的稳定性和安全性带来巨大的挑战.

为保证跨海桥梁沉井基础定位下放过程中的稳定性和安全性，众多学者对沉井的定位下放开展了研究^[7-8]. 李维生等^[9]采用数值模拟与现场实测数据相结合的方式，对大型沉井首次接高下沉期的隔墙钢壳和混凝土的协同工作性能进行研究. Dong等^[10]基于常泰长江大桥主墩沉井基础施工监测，建立并优化了机器学习（ML）模型来预测沉井基础施工过程中的倾斜度. 魏凯等^[5]采用CFD （computational fluid dynamics）方法对某大型沉井在不同水深和不同流速下沉井周围流场特性和湍流特征等进行研究，并分析沉井所受水流力随入水深度的变化规律. 然而，在复杂海洋环境中，大型钢沉井在定位下放过程中可能会遭受到波浪和水流的共同影响. 目前，针对大型钢沉井在波流共同作用下定位下放过程中的稳定性和受力分析尚不充分，亟需对在不同参数波流作用下的大型钢沉井的定位下放过程进行深入分析. 众多学者^[11-14]经过研究得出，考虑流固耦合效应的海上结构所受极端波浪荷载相较于刚性结构能够更合理地反映出结构所受的真实波浪荷载. 然而，目前对考虑了流固耦合效应的大型钢沉井的定位下放过程研究却极为匮乏. 因此，本文将对考虑流固耦合效应的大型钢沉井在波流共同作用下的波流荷载与下放稳定性进行分析，为未来跨海桥梁大型钢沉井的定位下放施工及其技术优化提供理论参考.

本文基于某跨海大桥主塔的大型钢沉井基础，采用LS-DYNA有限元建立波流与钢沉井结构的三维流固耦合模型，并对三维流固耦合模型进行准确性验证，随后分析了锚缆布置形式、波流参数和下放位置对钢沉井定位下放过程中稳定性的影响.

1. 流固耦合模型的建立及验证

1.1 控制方程

在本文三维流固耦合模型中，忽略了空气对钢沉井的影响，水流为不可压缩流体，采用Level Set方法对两相流界面进行跟踪，其流体运动由RANS方程控制，如式（1）、（2）.

$\frac{{\partial {u_i}}}{{\partial {x_i}}} = 0 ,$

(1)

$\rho \frac{{\partial {u_i}}}{{\partial t}} +\rho { u_j}\frac{{\partial {u_i}}}{{\partial {x_j}}} = - \frac{{\partial P}}{{\partial {x_i}}} + \mu \frac{{{\partial ^2}{u_i}}}{{\partial {x_i}\partial {x_j}}} - \frac{{\partial \rho {u_{ii}}{u_{jj}}}}{{\partial {x_j}}} ,$

(2)

式中：u_i、u_j分别为在i、j方向上的平均速度，u_ii和u_jj分别为沿i、j方向的波动速度，x_i和y_j分别为沿i、j方向的坐标值，μ为流体动态黏度系数，t为时间，ρ为密度，P为压力项.

本文采用Stokes二阶波浪作为入射波来模拟实际海洋环境中的典型波浪，其理论式如下：

$\begin{split} & \eta = \frac{H}{2}\cos (kx - \omega t) + \frac{{{H^2}k}}{{16}}\frac{{\cosh \; kh}}{{{{\sinh }^3}kh}} \times \\ &\quad (2 + \cosh \; 2kh)\cos 2(kx - \omega t) , \end{split}$

(3)

$\begin{split} & u = \frac{H}{2}\frac{{gk}}{\omega }\frac{{\cosh \; k(h + {\textit{z}})}}{{\cosh \; kh}}\cos (kx - \omega t)+ \\ &\quad \frac{{3{H^2}\omega k}}{{16}} \frac{{\cosh \; 2k(h + {\textit{z}})}}{{{{\sinh }^4}(kh)}}\cos \; 2(kx - \omega t), \end{split}$

(4)

$\begin{split} & v = \frac{H}{2}\frac{{gk}}{\omega }\frac{{\sinh \; k(h + {\textit{z}})}}{{\cosh \; kh}}\sin (kx - \omega t)+ \\ &\quad \frac{{3{H^2}\omega k}}{{16}} \frac{{\sinh \; 2k(h + {\textit{z}})}}{{{{\sinh }^4}(kh)}}\sin \; 2(kx - \omega t), \end{split}$

(5)

$c = \sqrt {\frac{g}{k}\tanh \; kh} ,$

(6)

式中：η为波面轮廓；H为波浪高度；k为波数；ω为波频率；h为静水深度；u和v分别为x、z轴方向的水质点速度；z为距静水面的距离（z轴），与重力加速度方向相同时为负值；x为距入口边界的距离；c为波速.

本文采用拉格朗日单元对钢沉井进行模拟，然后采用关键字 *ICFD_BOUNDARY_FSI来实现固体模型和流体模型之间数据的交换. 同时，钢沉井在波流共同作用下的位移和倾斜等大变形问题通过网格更新技术来解决，避免了由于大变形而造成的网格畸变和计算效率低下等问题.

1.2 耦合模型的建立

基于上述控制方程建立三维数值水槽以及流固耦合模型，以模拟波流的生成和传播以及波流与沉井结构的相互作用. 为确保波流的充分发展，数值水槽长750 m，宽120 m，高75 m，沉井结构中心距离水槽入口118 m，如图1所示. 水槽入口处采用速度入口以产生Stokes二阶波浪和水流，出口处采用压力出口，水槽四周为滑移边界，流体与结构的耦合面为非滑移边界，为防止波流在水槽出口发生反射，在水槽末端100 m范围内设置了消波区，为提高三维流固耦合模型计算效率，本文将远离结构区域的网格大小设置为3.0 m×3.0 m×3.0 m，而靠近结构附近的流域网格则加密至1.5 m×1.5 m×1.5 m.

图 1 耦合模型示意（单位：m）

Figure 1. Schematic diagram of coupling model (unit: m)

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根据某跨海大桥主塔基础所采用的大型钢沉井设计资料，确定钢沉井结构尺寸如图2所示，其整体质量m = 9 740 t. 其中，钢沉井高37 m，外径58 m，内径36 m，钢沉井外井壁厚2.0 m，内井壁厚1.5 m，钢沉井结构整体被分为20个井孔（包括16个8边形井孔和4个扇形井孔）.

图 2 钢沉井示意

Figure 2. Schematic diagram of steel caisson

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1.3 耦合模型的验证

为验证本文三维流固耦合模型造波准确性，本文将无结构时波浪数值模拟结果与Stokes二阶波浪解析解进行对比，其中，H = 5.000 m，周期T = 10.00 s，水深d = 27 m，如图3所示. 从图中可以看出，波浪面数值结果与解析解吻合较好，且平均波高与解析解误差约为2.36%，在合理范围内，证明本数值模型可以很好地模拟Stokes二阶波浪的产生和传播.

图 3 波浪面时程对比

Figure 3. Comparison of time history of wave profile

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基于Li等^[15]在大型波浪水槽中的实验结果，验证本文三维流固耦合模型对模拟结构所受波浪力的准确性. 波浪水槽长100 m，宽1 m，箱型结构长、宽、高分别为0.40、1.00、0.16 m，水深0.70 m，结构中心距造波入口55 m，H=0.260 m，T=1.84 s. 结构所受波流力数值结果与实验结果如图4所示，图中结构所受水平力和垂直力时程曲线及其峰值与实验结果吻合较好，数值水平力和垂直力最大值与实验结果的误差分别为3.06%和4.68%，在可接受范围内，表明本文三维流固耦合模型可以很好地模拟结构所受的波浪力.

图 4 结构波浪力时程对比

Figure 4. Comparison of time histories of structural wave force

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随后，为确保本文三维耦合模型在波流作用下动力响应的准确性，基于Rahman等^[16]的实验结果进行对比验证. 此实验在名古屋大学的波浪水槽中开展，对丙烯酸板制成的浮动防波堤的运动响应进行实验，其中，水槽长、宽、深分别为30、0.7、0.9 m，防波堤长、宽、高分别为0.304、0.680、0.137 m. 对比工况为：H = 0.031 m，d = 0.65 m，锚定在水槽底部的系泊缆与水槽底部夹角θ = 60°. 防波堤x向位移、y向位移和倾角的数值模拟结果与实验结果对比如图5所示. 从图中可以看出，数值结果与实验结果吻合较好，其最大值与实验结果的误差分别为4.77%、7.82%和1.25%，能够有效地模拟出结构在极端波浪下的运动响应. 证明本三维数值模型在模拟结构运动响应方面具有较高的准确性.

图 5 结构位移时程对比

Figure 5. Comparison of time histories of structural displacementt

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综上，在上述波浪验证、结构所受波流力验证和结构位移验证中，由于三维流固耦合模型中波流的非线性性质以及结构和边界导致波流的反弹等影响，使数值结果与实验结果产生了一些误差，但这些误差都在合理范围内，表明本文所建立的三维流固耦合模型可以较为准确地模拟结构在极端波流作用下的动力响应.

2. 锚缆布置形式、波流以及下放位置的参数化研究

基于上述已验证的三维流固耦合模型，开展不同锚缆布置形式、波高、水流速度以及下放位置对钢沉井动力响应影响的参数化研究. 根据某跨海大桥主塔基础区域实测资料，选取5个水流流速（V = 1，2，3，4，5 m/s）、3个波高（H = 3.000，4.000，5.000 m）、1个波浪周期（T = 10.00 s）、1个水深（d = 27.00 m）、3种锚缆布置形式和钢沉井底部距离海底距（S = 7，5，3 m）下放位置.

2.1 锚缆布置形式对钢沉井的影响

根据某跨海大桥主塔钢沉井基础资料，钢沉井下放阶段施工中采用锚缆布置形式1，如图6（a）所示. 此定位系统主要由重力式锚碇、锚缆系统及张拉锚缆的液压连续千斤顶等组成. 沿波流传播方向在钢沉井前后各布置4个重力锚，其各自相距70 m，且各重力锚在x方向距钢沉井200 m；在钢沉井两侧各布置2个重力锚，重力锚相距150 m，且各重力锚在y方向上距钢沉井150 m. 钢沉井采用注水下沉的方式进行下放，本文将指定位置钢沉井的注水重量通过均布荷载的方式加载在钢沉井中的注水区域，且本文所建立的三维流固耦合模型不考虑锚缆的初始张拉力. 本节重点针对钢沉井底部距离海底7 m时在不同流速作用下的稳定性进行分析，且在没有考虑液压连续千斤顶给锚缆提供初始张拉力的情况下，提出了另外2种锚缆布置形式（即布置形式2、3）并分析锚缆布置形式对钢沉井稳定性的影响，如图6（b）、（c）所示.

图 6 锚缆布置形式示意

Figure 6. Schematic diagram of anchor cable arrangement

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图7给出了钢沉井在不同流速作用下的最大位移（x向、y向、z向）和最大倾角. 由图7 （a）、（b）、（d）可知，在不同锚缆布置形式下，钢沉井的x向位移、z向位移和倾角基本符合与水流速度呈正相关的规律. 根据某主塔钢沉井基础设计资料，要求钢沉井倾角不得超过6°，然而，图7 （d）中布置形式1下的钢沉井在较大流速下的倾角却超过了13°，远远超出了钢沉井倾角的安全范围. 当V超过3 m/s后，锚缆布置形式1下的钢沉井x向、z向位移和倾角都达到最大值且不再增加. 这是由于在锚缆布置形式1下的钢沉井在水流作用下发生了较大倾斜并发生触底，如图8所示. 下放施工中钢沉井发生触底可能对结构完整及施工安全产生不可逆的影响，因此，在实际施工过程中，采用锚缆布置形式1时，应实时监控钢沉井的稳定，根据钢沉井的状态通过液压连续千斤顶进行实时的锚缆张拉和缆力调节，以确保钢沉井的下放稳定性.

图 7 不同锚缆布置形式下结构位移对比

Figure 7. Comparison of structural displacements with different anchor cable arrangements

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图 8 钢沉井触底示意（V=5 m/s）

Figure 8. Schematic diagram of a steel caisson in contact with the seabed (V=5 m/s)

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如图7 （c）可知，钢沉井的y向位移在3种锚缆布置形式下的差距较小，且最大y向位移不超过0.4 m，表明不同锚缆布置形式对钢沉井的y向位移影响不显著，相较于直径58 m的大型钢沉井，钢沉井的横向位移很小. 因此，本文后续将不讨论y向位移. 从图7 （a）、（b）、（d）中还可以观察到，相较于锚缆布置形式1，采用所提出的锚缆布置形式2、3可以大大降低钢沉井的x向位移、z向位移和倾角，其最大降幅分别约为96.76%、97.49%和97.50%. 但值得注意的是，采用锚缆布置形式2、3的钢沉井在不同流速下的x向位移和倾角几乎一致，但是相较于锚缆布置形式2，锚缆布置形式3对降低钢沉井的z向位移具有更好的效果，最大降低了71.02%. 这可能是由于锚缆布置形式3中钢沉井底部的4根对称锚缆在限制钢沉井的z向位移中发挥了重要作用.

综上，本文所提出的锚缆布置形式3可以大大降低钢沉井在不同流速下的位移和倾角，为钢沉井下放施工提供安全保障. 因此，本文将对采用锚缆布置形式3的钢沉井在不同下放位置时受波流共同作用的影响进行深入研究.

2.2 波流共同作用对钢沉井的影响

在实际跨海桥梁主塔基础施工区域中，通常伴随着波浪和水流的同时出现，波流共同作用对钢沉井的下放稳定性产生严重的威胁. 本节主要针对波流稳定后钢沉井底部距离海底7 m时波流共同作用对钢沉井动力特性的影响. 图9给出了水流单独作用和波流共同作用下钢沉井的受力时程对比. 图9 （a）是钢沉井所受水平力时程对比，从中可以看出，水流单独作用对钢沉井产生最大水平力为409 32.6 kN，而波流共同作用下钢沉井受到的水平力呈周期性变化，其最大水平力为654 37.6 kN，比水流单独作用下水平力增大了约59.87%. 图9 （b）是钢沉井所受垂直力时程对比，其中水流单独作用下钢沉井所受最大垂直力为130 310 kN，波流共同作用下钢沉井所受最大垂直力为130 610 kN，增大了约0.23%. 造成这样的原因可能是钢沉井所受垂直力中，海水产生的浮力占据主导作用，波浪对钢沉井所受垂直力影响较小.

图 9 钢沉井受力时程对比

Figure 9. Comparison of time histories of forces on steel caisson

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图10 （a）、（b）、（c）分别给出了钢沉井在水流单独作用和波流共同作用下的x向位移、z向位移和倾角时程对比. 由图可知：由于波浪的存在，波流作用下钢沉井位移呈周期性变化，其最大x向位移、z向位移和倾角分别为1.305、0.457 m和1.277°；水流单独作用下钢沉井的最大x向位移、z向位移和倾角分别为0.736 、0.167 m和0.717°；波流共同作用下钢沉井的最大x向位移、z向位移和倾角比水流单独作用分别增加了约77.32%、174.01%和78.11%.

图 10 钢沉井位移时程对比

Figure 10. Comparison of time histories of steel caisson displacements

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不同波流作用下钢沉井所受最大水平力、x向位移和倾角对比分别如图11（a）、（b）、（c）所示. 由图可知，钢沉井在波流共同作用下所产生的最大水平力、x向位移和倾角总是大于水流单独作用所产生的最大水平力、x向位移和倾角，且与波高呈正相关. 结果表明，在实际钢沉井下放施工过程中考虑波流共同作用的情况则更为合理. 值得注意的是，相较于水流单独作用，波流共同作用对钢沉井所受最大水平力、x向位移和倾角的影响随着流速的减小而增大. 以H = 5.000 m为例，随着流速从5 m/s减小到1 m/s，波流共同作用下钢沉井所受的最大水平力较水流单独作用分别增加了86.34%、152.42%、265.07%、516.31%和1104.42%；钢沉井所受x向位移分别增加了25.15%、61.86%、151.69%、394.36%和1270.39%；钢沉井所受倾角分别增加112.96%、131.35%、165.48%、435.33%和1298.92%，与流速呈负相关. 还可以注意到，钢沉井在不同波流共同作用下最大倾角约为1.61°，完全满足下放过程中钢沉井倾角不超过6° 的施工要求，证明了在不同波流共同作用下钢沉井采用所提出锚缆布置形式3的可行性，大大降低了钢沉井定位下放的施工风险.

图 11 不同工况下钢沉井所受水平力和位移峰值对比

Figure 11. Comparison of peak horizontal force and displacement of steel caisson under different conditions

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综上，相较于只考虑水流单独作用，波流共同作用对钢沉井的定位下放施工稳定性会产生更大的威胁. 因此，在钢沉井实际定位下放施工过程中，应充分考虑水流速度和波高的共同影响，为钢沉井的定位下放施工提供安全保障.

2.3 不同下放深度对钢沉井的影响

本节针对不同下放位置下钢沉井在不同波流作用下的动力特性进行探究. 不同下放深度钢沉井所受峰值水平力、x向位移和倾角对比如图12所示. 钢沉井所受水平力、x向位移和倾角与波高和流速呈正相关，其由于波高和流速的影响而造成钢沉井所受水平力、x向位移和倾角的最大增幅分别约为138.44%、133.22%和100.18%. 因此，在实际工程中应尽量避免在波高和流速较大的极端海况下进行钢沉井的定位下放施工作业. 从图12 （a）、（b）可以看出，S越小（即钢沉井结构淹没深度越深），钢沉井总体上所受波流水平力和x向位移越大. S从7 m下降到3 m时，所受最大水平力和x向位移最大分别增加了41.90%和50.62%. 其原因可能是由于随着钢沉井淹没深度增加，钢沉井结构阻水面积增大、井孔的复杂影响、复杂水动力学影响以及钢沉井底部水流流向改变等多种因素的共同作用，导致了钢沉井结构所受的最大水平力和x向位移也随之增大.

图 12 不同下放深度钢沉井所受水平力和位移峰值对比

Figure 12. Comparison of peak horizontal forces and displacements of steel caisson at different lowering depths

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值得注意的是，图12 （c）中钢沉井所受最大倾角随着S的减小而减小，S从7 m下降到3 m时，其所受最大倾角最大减小了约31.06%，与S呈正相关，与图12 （a）、（b）中所观察到的规律恰恰相反. 造成这样的原因可能由于钢沉井在定位下放过程中，随着S的减小，钢沉井结构体内的注水体积和质量越大，使得钢沉井结构整体质量增加，增加了钢沉井结构的稳定性. 此外，由于钢沉井结构的下沉以及结构底部注水质量的增加，还导致了钢沉井整体结构重心相较于海平面在逐渐下降，从而也增加了钢沉井结构在不同波流作用下的稳定性. 随着钢沉井的持续下放，其结构最大倾角虽有减小，但其所受到的水平力和x向位移却大大增加. 因此，在研究钢沉井的定位下放过程时，充分考虑结构在不同下放位置时的动力特性、结构所受水平力、x向位移以及倾角给钢沉井结构所带来的影响更为合理，为钢沉井在复杂海况下的定位下放提供可靠的理论参考.

图13 （a）、（b）、（c）分别为S = 3，5，7 m时，钢沉井结构在H = 5.000 m，V = 3 m/s作用下的迎浪面和背浪面应力图. 图 ①、② 分别为时间t = 48.5 s时钢沉井迎浪面局部应力和时间t = 52.3 s时钢沉井背浪面局部应力达到最大时的应力图. 如图所示，处于不同下放深度时的钢沉井结构会在锚缆和钢沉井连接部位附近产生巨大应力，造成这样的原因是锚缆在限制钢沉井结构在波流共同作用下的位移方面发挥了重要作用，锚缆和钢沉井连接部位受到较大拉力而致结构发生形变，导致锚缆和钢沉井连接部位产生了巨大局部应力. 因此，在实际工程中，应重点对锚缆与钢沉井的连接部位附近进行结构加强处理，避免在复杂海况下钢沉井结构下放时由于局部应力过大导致锚缆与井壁连接部位的损伤，从而造成施工安全事故.

图 13 不同下放深度钢沉井应力图

Figure 13. Stress diagrams for steel caissons at different lowering depths

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从图13中还可以明显观察到：1）钢沉井结构迎浪侧锚缆与井壁连接部位附近局部最大应力明显大于背浪面局部最大应力，S = 7，5，3 m时迎浪面局部最大应力分别比背浪面局部最大应力大了约191.38%、251.17%和367.40%. 2）随着钢沉井的下放（即S的减小），钢沉井所受局部最大应力呈先减小后增大的规律，从S = 7 m减小到 5 m时，其结构局部最大应力减小了约12.12%，S = 5 m减小到 3 m时，结构局部最大应力增加了约23.93%. 造成这样的原因可能是相较于S = 5 m，S = 7 m时钢沉井结构重心较高，结构的阻水区域主要集中在结构表面中下部，造成钢沉井中下部遭受较大偏心波流力，导致以迎浪面底部锚缆为主承受了较大的拉力以限制钢沉井的位移，从而造成底部锚缆与井壁连接部位的较大局部应力，如图13 （a）、（b）所示. 然而，随着S的减小，钢沉井所受水平波流力增大，钢沉井整体重心降低，从而造成结构所受波流力而产生的位移主要由迎浪面底部和顶部锚缆共同限制，导致锚缆和井壁连接部位最大局部应力也随之增大，如图13 （b）、（c）所示. 钢沉井结构最大局部应力都出现在迎浪面底部锚缆与井壁连接部位，这可能是由于偏心波流力作用造成的结果. 因此，在实际工程中，应重点加强锚缆与井壁连接部位尤其是迎浪侧底部锚缆与井壁连接部位的强度，避免由于过大波流荷载作用而造成的钢沉井结构连接部位甚至结构自身的破坏.

3. 结　论

本文基于LS-DYNA有限元构建波流共同作用下的三维钢沉井流固耦合模型，探究不同锚缆布置形式对钢沉井稳定性的影响，分析波流共同作用下钢沉井的动力特性，并开展波流下作用钢沉井结构波流荷载与动力特性的参数化分析，结果如下：

1）本文基于LS-DYNA有限元，构建三维钢沉井流固耦合模型，通过与水槽中系泊防波堤的运动响应实验以及箱型结构波浪力实验结果进行对比，验证所提出的三维流固耦合模型可以准确地模拟波流共同作用下钢沉井定位下放过程中的动力特性.

2）本文所提出的钢沉井定位下放过程中的锚缆布置形式3可以有效降低钢沉井结构在不同波流作用下的位移和倾角，其最大倾角不超过2°，将钢沉井倾角控制在非常安全的范围内，为复杂海况下钢沉井定位下放的锚缆布置提供了理论参考.

3）波流共同作用较水流单独作用对钢沉井定位下放过程中的稳定性产生更严重的威胁，在本文研究范围内，钢沉井在波流共同作用下产生的最大水平力、x向位移和倾角较水流单独作用最少分别增加了86.34%、25.15%和112.96%. 因此，在研究钢沉井定位下放过程时考虑波流的共同作用则更为合理.

4）水流速度和波高大小对钢沉井结构的动力特性有着显著的影响，钢沉井所受水平力、x向位移和倾角几乎是与流速和波高呈正相关. 在本研究范围内，随着水流速度和波高的增加，钢沉井所受水平力、x向位移和倾角最大分别增加了约138.44%、137.46%和150.09%，过大流速和波高可能会对钢沉井的施工安全造成影响. 因此，在施工前应充分了解桥址区水文情况，避免在波高较大时以及水流湍急时期进行施工.

5）随着钢沉井下放深度的增加，结构所受水平力和x向位移逐渐增大，然而结构的倾角却逐渐减小. 因此，对钢沉井定位下放过程的研究，应综合考虑水平力、x向位移以及倾角对钢沉井定位下放过程的影响，充分考虑钢沉井结构不同位置时的动力特性更为合理.

6）波流共同作用下钢沉井自身局部应力多集中于锚缆与井壁的连接部位附近，且迎浪面局部最大应力明显大于背浪面局部最大应力. 随着钢沉井的持续下放，锚缆与井壁连接部位附近局部最大应力呈先减小后增大的趋势，且局部最大应力都出现在迎浪面底部锚缆与井壁的连接部位. 因此，在实际工程中，应重点针对锚缆与钢沉井结构的连接部位及其附近进行结构强度加强，避免在复杂海况下钢沉井受到过大波流荷载导致结构连接部位的破坏而引起施工安全事故.

图 1 扭转试验机及试件

Figure 1. Torsion testing machine and test specimens

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图 2 铝绞线试件扭矩转角曲线

Figure 2. Torque-rotation angle of aluminum conductor specimen

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图 3 LGJ/JL/G1A-70/10有限元模型

Figure 3. Finite element model of LGJ/JL/G1A-70/10

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图 4 ANSYS数值模拟与试验对比

Figure 4. Comparison between numerical simulation by ANSYS and test results

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图 5 扭矩-轴力关系

Figure 5. Relationship between torque and axial force

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图 6 扭转作用下导线von Mises应力

Figure 6. von Mises stress of conductor under torsion

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图 7 两端固定下轴力诱发扭矩

Figure 7. Axial force induced torque with two end fixed

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图 8 一端自由下轴力诱发扭矩

Figure 8. Axial force induced torque with one end free

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图 9 自由端扭矩诱发拉伸

Figure 9. Torsion induced tension with one end free

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表 1 钢芯铝绞线LGJ/JL/G1A-70/10的物理参数

Table 1. Physical parameters of wires

参数		值
根 × 直径/mm	钢	1 × 3.80
根 × 直径/mm	铝	6 × 3.80
截面积/mm²	钢/铝	11.3/68.0
截面积/mm²	总截面	79.3
铝、钢截面比		6.02
直径/mm		11.4
单位质量/（t•km⁻¹）		0.275
计算拉断力/kN		23.36
综合弹性模量/MPa		74300
节距/mm		13
线膨胀系数/（℃⁻¹）		18.8 × 10⁻⁶

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表 2 试件剪切模量

Table 2. Shear modulus of test specimens

工况	$\overline J$ /mm⁴	$\overline G$ /GPa
200-01	1125.893	4.378
200-02	1125.893	4.745
200-03	1125.893	3.882
200-04	1125.893	3.761
200-05	1125.893	4.684
300-01	1125.893	4.659
300-02	1125.893	4.565
300-03	1125.893	4.268
300-04	1125.893	4.058
300-05	1125.893	3.734
平均值	1125.893	4.405

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表 3 纯扭下的轴力与扭矩

Table 3. Axis force and torque under pure torsion

转角/ rad	S-轴力/N	S-扭矩/ （N•m）	L-轴力/N	L-扭矩/ （N•m）	平均扭矩/ （N•m）
0.02	0.099	0.628	0.099	0.630	0.607
0.04	0.097	1.138	0.097	1.141	1.099
0.06	0.096	1.648	0.095	1.654	1.593
0.08	0.094	2.160	0.093	2.167	2.088
0.10	0.092	2.672	0.091	2.682	2.584
0.12	0.090	3.185	0.089	3.198	3.081
0.14	0.088	3.699	0.087	3.715	3.579
0.16	0.086	4.213	0.085	4.232	4.078
0.18	0.084	4.728	0.083	4.751	4.578
0.20	0.082	5.243	0.081	5.270	5.078

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表 4 刚度方程对比

Table 4. Comparison of stiffness equation

方法	${F_\varepsilon }$ /kN	${M_\phi }$ / （N•m²•rad⁻¹）	${F_\phi }$ / （N•m）	${M_\varepsilon }$ / （N•m）
ANSYS 仿真	5 429.92	6.138	2 101.98	2 255.77
Hruska	6 224.01	3.517	2 792.47	2 792.47
M-Z	6 224.01	6.436	2 792.47	2 792.47
M-D	6 224.01	6.349	2 792.47	2 655.59
K-C	6 183.53	6.496	2 792.47	2 583.80

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表 5 各方法精度对比

Table 5. Accuracy comparison of methods

方法	剪切模量/GPa	与试验误差/%
ANSYS仿真	4.572	3.79
郭应龙等^[4]	2.934	33.39
Hruska	2.012	54.33
M-Z	4.606	4.56
M-D	4.583	4.04
K-C	4.736	7.51
扭转试验	4.405

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其他类型引用(3)

钢芯铝绞线的拉扭耦合力学性能

doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20200076

作者简介:
张龙（1977—），男，高级工程师，硕士，研究方向为输电线路工程，E-mail：11984726@qq.com

通讯作者:
晏致涛（1978—），男，教授，博士，研究方向为输电线路工程，E-mail：yzt@cqust.edu.cn

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