劉紅軍,李正良

(重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院重慶,400045)

K型加肋節(jié)點構(gòu)造是輸電塔架、塔式起重機(jī)肢體等類似鋼結(jié)構(gòu)的重要環(huán)節(jié)。目前國內(nèi)外對鋼管相貫焊節(jié)點的研究比較充分,1981年 Yura等人對1979年前的數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析整理,用經(jīng)驗法建立了改進(jìn)的管節(jié)點極限承載力方程[1]。1996年Kang C T、Moffat D G和Mistry J對空間TT型節(jié)點在主管受壓狀態(tài)下的承載力性能進(jìn)行了試驗和理論分析的研究工作[2]。1999年,Soh C K和Chan T K等在屈服線理論的基礎(chǔ)上,對受軸向荷載的X型節(jié)點的承載力計算建立了2種理論模型[3]。中國《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50017-2003)對此類節(jié)點的承載力給出了特定承載力性能進(jìn)行了試驗和理論分析的研究工作[2]。1999年,Soh C K和Chan T K等在屈服線理論的基礎(chǔ)上,對受軸向荷載的X型節(jié)點的承載力計算建立了2種理論模型[3]。中國《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50017-2003)對此類節(jié)點的承載力給出了特定的計算方法,其適用范圍為相貫焊K型節(jié)點,將其運用到螺栓連接的鋼管-板連接的K型節(jié)點是否可行尚缺乏可靠的依據(jù)。最近幾年由于中國大力推廣鋼管塔的應(yīng)用,因此也有很多學(xué)者開始了此類節(jié)點受力性能研究。吳龍升,孫偉民等[4]基于4個U型插板鋼管連接節(jié)點,考慮材料非線性和幾何非線性對U型插板的鋼管節(jié)點承載力特性進(jìn)行了非線性有限元分析,得出空間焊縫極限屈服承載力要比一般平面焊縫屈服極限承載力低,用一般平面焊縫的計算公式計算不合適。陳金鳳,金曉華,傅俊濤等[5-6]通過試驗和有限元分析對平面K型十字插板進(jìn)行了研究,考察了十字插板連接節(jié)點的受力特點,并指出了主管管壁與節(jié)點板連接處存在較為明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象。傅俊濤在其博士論文中通過幾個鋼管插板節(jié)點試驗及有限元分析研究了K型插板節(jié)點的受力性能、塑性擴(kuò)展過程,揭示了此類節(jié)點的破壞機(jī)理和2種典型破壞形式,獲得其極限承載力及其隨節(jié)點幾何參數(shù)的變化規(guī)律,得到了一些基本結(jié)論。

國際上由于一些發(fā)達(dá)國家交流特高壓輸電線路的建設(shè),鋼管塔應(yīng)用較早,對鋼管塔試驗研究進(jìn)行得較早。日本早在20世紀(jì)80年代就在鋼管塔節(jié)點構(gòu)造方面作了較深入的研究工作,并形成了節(jié)點設(shè)計的一整套方法[7]。目前,中國電力行業(yè)規(guī)范中沒有此類節(jié)點的設(shè)計驗算方法,在設(shè)計鋼管塔時較多地借鑒了日本的方法。但由于鋼材型號、性能、設(shè)計體系方面與中國有較大的差別,完全照搬日本的做法是不科學(xué)的。Soh[8-10],余世策等[11-15]采用屈服線模型對鋼管節(jié)點的極限承載力進(jìn)行了簡化理論分析,其計算結(jié)果與試驗結(jié)果較為吻合。文獻(xiàn)[14]通過鋼管塔帶連接板的K型節(jié)點進(jìn)行足尺模型試驗,采用圓環(huán)-母線梁分離模型,根據(jù)鋼管能量理論和虛功原理,推導(dǎo)出了三管軸力作用下此類節(jié)點的極限承載力公式,但沒有考慮加強(qiáng)肋對承載力的影響。對有加強(qiáng)環(huán),加強(qiáng)肋的鋼管節(jié)點中國沒有相應(yīng)的設(shè)計驗算方法。該文通過試驗、有限元以及理論分析對鋼管輸電塔架環(huán)型加肋節(jié)點的承載力進(jìn)行了研究,為工程設(shè)計提供了理論依據(jù)。

1 試驗研究

1.1 試驗樣本

圖1 K型插板連接構(gòu)造圖

表1 試驗樣本

圖2 K型節(jié)點承載力試驗裝置圖

圖3 承載力確定示意圖

試驗加載為單向分級加載,為詳細(xì)描述節(jié)點板應(yīng)力的變化情況,試驗加載方案考慮很小的加載增量,每級加載后停頓1 min后繼續(xù)加載,直到試件破壞無法再加載為止,詳細(xì)加載方案見表2。

表2 節(jié)點承載力試驗加載方案

圖4 關(guān)鍵點應(yīng)變布置圖

1.2 試驗結(jié)果

試驗觀察得出試件破壞模式為局部破壞,鋼管與節(jié)點板交界處發(fā)生局部屈曲,其破壞模式有以下現(xiàn)象:1)構(gòu)件S4的主管在鋼管1號位置處管壁產(chǎn)生局部凹陷,其變形量較大;在2號位置處管壁產(chǎn)生局部隆起,其變形量較小,2)構(gòu)件U3和C2的鋼管1號位置處的破壞形式與鋼管2號位置處的破壞形式正好相反,管壁產(chǎn)生局部凹陷,其變形量較小,環(huán)板有明顯變形,其變形量較鋼管小;3)構(gòu)件C1的鋼管1號位置處局部屈服程度較鋼管2號位置處明顯,但無環(huán)板1號位置的變形量明顯。因此將著重分析鋼管1,2號位置附近管壁以及環(huán)板1(2)號位置的局部屈曲情況,并以此建立極限承載力估算公式。其關(guān)鍵點的荷載—應(yīng)變曲線和荷載—位移曲線見圖5。

圖5 加強(qiáng)節(jié)點荷載—變形曲線

從圖5可以看出:隨著荷載的增加,測點的應(yīng)變由線性變化呈現(xiàn)非線性變化,表明測點附近已經(jīng)進(jìn)入了屈服階段。當(dāng)荷載繼續(xù)增加,測點均進(jìn)入塑性,鋼管節(jié)點迅速發(fā)生破壞,即鋼管和加強(qiáng)環(huán)板附近塑性域已經(jīng)貫通,最終變?yōu)闄C(jī)構(gòu)體系,節(jié)點達(dá)到極限承載狀態(tài)。

2 有限元分析

從實驗結(jié)果可以看出,節(jié)點的破壞模式分主管破壞和加強(qiáng)環(huán)板破壞2種方式,即:節(jié)點的承載力分為主管控制和加強(qiáng)環(huán)板控制。為了進(jìn)一步清楚加肋鋼管節(jié)點區(qū)域的應(yīng)力分布情況,采用ANSYS的殼單元shell181來模擬節(jié)點板,加肋環(huán)板和鋼管,不考慮焊縫的影響。有限元計算模型如圖6所示。

圖6 有限元模型

為了驗證有限元結(jié)果的有效性,取構(gòu)件S4的試驗結(jié)果與其有限元結(jié)果進(jìn)行比較,見圖7,鋼材本構(gòu)關(guān)系與材性試驗得到的結(jié)果一致。泊松比取0.3,彈性模量為198 k N/mm2,名義屈服強(qiáng)度σP0.2=418 MPa,抗拉強(qiáng)度 σb=520 MPa,延伸率 δ=18%。

圖7 節(jié)點承載力與位移關(guān)系曲線比較

圖8 加肋節(jié)點等效受力圖

2.1 參數(shù)分析

為了進(jìn)一步清楚加肋鋼管節(jié)點區(qū)域的應(yīng)力分布情況,K型節(jié)點的受力狀態(tài)可以等效為圖8所示,且借助有限元分析了管壁,環(huán)板寬度和厚度以及不同加肋情況等主要參數(shù)對承載力的影響,影響曲線見圖9所示。

圖9 節(jié)點不同參數(shù)對承載力的影響曲線

2.2 建議公式

對有限元的結(jié)果進(jìn)行擬合得到其建議公式:

1)1/4加強(qiáng)板

P y為 P1,P2,P 3的最小值。

2)1/2加強(qiáng)板

Py為 P1,P2,P3的最小值。

3)全圓環(huán)加強(qiáng)板

①K ≤1.0時,

Py為P1,P2的最小值。

fy為鋼管的屈服強(qiáng)度;fr為加強(qiáng)環(huán)板屈服強(qiáng)度。

3 理論分析

假設(shè)材料為理想彈塑性材料,不考慮剪力對彎矩塑性鉸的影響,只考慮受壓端的局部變形。根據(jù)試驗結(jié)果和有限元分析,全加強(qiáng)環(huán)板節(jié)點破壞機(jī)理假設(shè)為四鉸破壞機(jī)理,1/4(1/2)加強(qiáng)環(huán)板節(jié)點破壞機(jī)理假設(shè)為五鉸破壞機(jī)理,變形前后塑性鉸的發(fā)展如圖10所示。圖10(a)中塑性鉸1,3和4,6是固定的,鉸2和5是自由的且由荷載P y確定其位置;圖10(b)中塑性鉸1,3和5是固定的,鉸2和 4是自由的且由荷載Py確定其位置;環(huán)型補(bǔ)板近似于鋼管有效幅度b 1的部分組成的T形面的環(huán),根據(jù)式(11)確定環(huán)形補(bǔ)板的有效幅度,即b 1。當(dāng)b 1確定后,T形截面的塑性中性軸的位置能確定,因此能得到塑性中性軸與圓心的距離,即D P/2。將D P代入(1)～(10)得到此類節(jié)點的估算極限承載力。

根據(jù)虛功原理:

MP為截面塑性彎矩。

1)1/4(1/2)環(huán)型加肋節(jié)點

圖10 加肋節(jié)點分析模型

得到:

2)環(huán)型加肋節(jié)點(單側(cè))

根據(jù)幾何關(guān)系:

得到:

環(huán)型補(bǔ)板近似于鋼管有效幅度b1的部分組成的T形面的環(huán),見圖11-圖12。此時環(huán)型補(bǔ)板的有效幅度由采用B Thurlimann所提出的算式確定:

圖11 環(huán)形補(bǔ)板的有效幅度

圖12 T形截面圖

根據(jù)截面塑性區(qū)的中性軸高度:

得到截面塑性系數(shù)為:

式中:A為T形截面面積。

則截面塑性彎矩為:

表3 不同計算方法得到加肋節(jié)點承載力的的比較

從表3可以看出:日本《送電鋼管鐵塔制作基準(zhǔn)》得到的承載力是偏保守的,對于K型節(jié)點,此公式不能準(zhǔn)確的預(yù)估節(jié)點的極限承載力。極限分析模型能較好的預(yù)估此類節(jié)點的極限承載力。建議公式具有一定的適用性。

4 結(jié)論

根據(jù)上述研究,可以得出如下結(jié)論:

1)在節(jié)點板和支管自身承載力滿足要求的前提下,加肋K型插板連接節(jié)點的破壞模式主要是主管,加肋板和節(jié)點板相交的區(qū)域。在此區(qū)域主管發(fā)生局部屈曲或環(huán)板發(fā)生屈曲。環(huán)板發(fā)生屈曲又分為彎矩引起和剪力引起2種情況來討論。

2)根據(jù)試驗和有限元結(jié)果建立的極限分析模型是合理有效的,這個模型把由環(huán)板控制和主管控制2種破壞模式通過T型截面的塑性中性軸的高度來考慮,同時考慮了環(huán)板與鋼管的共同作用。但模型沒有考慮剪力和拉力對節(jié)點承載力的影響,故模型計算結(jié)果偏小。

3)通過K型節(jié)點不同參數(shù)對承載力影響的研究可以看出,1/4加肋節(jié)點與1/2加肋節(jié)點的受力性能類似,設(shè)置在節(jié)點板兩側(cè)的加肋構(gòu)造和加肋方式能有效提高節(jié)點的極限承載力。所提出的建議公式較全面的考慮了節(jié)點的破壞模式和影響參數(shù)對承載力的貢獻(xiàn),具有一定的適用性,能為工程設(shè)計提供理論依據(jù)。

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