鄧洪洲　龐金來　黎景輝

摘要：為研究Q460輸電鋼管桿長圓形截面長直邊的寬厚比限值，防止管壁局部失穩(wěn)先于鋼管桿強度破壞，首先比較不同規(guī)范對方形和箱型截面寬厚比限值的規(guī)定，進而確定試驗試件的寬厚比參數(shù)，并進行了3組不同寬厚比試件的壓彎試驗；然后利用有限元軟件進行非線性數(shù)值分析，結(jié)合試驗結(jié)果對試件破壞形態(tài)進行考察；最后將試驗、有限元分析與按規(guī)范計算的承載力進行比較，提出了合理的長圓形截面長直邊寬厚比限值。研究結(jié)果表明：長圓形截面長直邊寬厚比限值參照美國桿塔規(guī)范ASCE/SEI 48-05（十二邊形）取為29.5，超限部分則按規(guī)范中相應(yīng)公式對受壓翼緣截面強度進行折減；若需設(shè)置內(nèi)肋，長直邊的寬厚比限值依據(jù)美國桿塔規(guī)范ASCE/SEI 48-05（四邊形）取為31.5是可靠的。

關(guān)鍵詞：輸電鋼管桿；寬厚比；靜力試驗；有限元分析；長圓形截面；局部失穩(wěn)

中圖分類號：TU392.3文獻標志碼：A

0引言

隨著城市建設(shè)的發(fā)展，輸電線路電壓等級提高，桿塔荷載越來越大，對輸電鋼管桿的要求也越來越高。日本架空送電規(guī)程中鐵塔用高拉力型鋼屈服強度達到520 MPa[1]，歐美國家已大量使用屈服強度450 MPa等級鋼材[2]，而中國長期以來輸電桿塔所用鋼材局限于Q235和Q345兩種強度等級，和發(fā)達國家相比所用鋼材種類少，強度偏低。高強鋼能夠降低用鋼量，經(jīng)濟效益明顯，在輸電桿塔上有廣闊應(yīng)用前景[3]。

廣東某工程的500 kV雙回路直線雙桿鋼管桿主材采用了Q460鋼材長圓形截面的鋼管。中國規(guī)范[4]對該類新型截面特別是Q460及以上高強鋼的計算沒有規(guī)定，規(guī)范中與長圓形截面類似的是箱型或方形截面，且對寬厚比超限截面的受壓翼緣強度折減沒有相關(guān)規(guī)定。對高強鋼在輸電桿塔上的研究中國起步較晚，邢海軍等[5]研究了Q460圓鋼管徑厚比及長細比與鋼管承載力的內(nèi)在關(guān)系，并得到徑厚比的限值。然而目前在輸電桿塔上應(yīng)用的鋼材強度等級一般在Q420以下[6]，而對高強鋼在長圓形截面鋼管桿上的應(yīng)用研究更少[7]。

在實際工程中，為獲得斷面較大的回轉(zhuǎn)半徑，以減小主材節(jié)間長細比，提高斷面的承載能力，希望采用較薄壁厚，然而寬厚比較大的斷面在較大正應(yīng)力作用下會出現(xiàn)管壁局部屈曲失穩(wěn)先于桿件強度破壞，從而達不到試件預(yù)期承載力[8]。施菁華等[9]通過對Q460特高壓鋼管塔真型試驗，發(fā)現(xiàn)在整塔未倒塌情況下塔腳法蘭環(huán)板上方出現(xiàn)局部屈曲。因此，對高強鋼進行穩(wěn)定承載力研究相當重要。

鋼管桿長圓形截面合理寬厚比限值是設(shè)計人員一直關(guān)心的問題，本文擬通過模型試驗及有限元分析，并與各國相關(guān)規(guī)范進行比較，推薦合理的長圓形截面長直邊寬厚比限值，以供工程設(shè)計參考。

1相關(guān)規(guī)范的規(guī)定

綜上所述，若試件全部按照邊緣屈服準則設(shè)計，則當屈服強度fy=460 MPa時，不同寬厚比（25.0～40.0）下的各規(guī)范設(shè)計強度與屈服強度的比值fa/fy如圖2所示，各規(guī)范中不考慮局部穩(wěn)定影響的允許最大寬厚比如表1所示。

規(guī)范寬厚比限值A(chǔ)NSI/AISC 360-201029.5ASCE/SEI 48-05（四邊形）31.5ASCE/SEI 48-05（十二邊形）29.5GB 50017—200328.5通過比較可知，中國規(guī)范[4]相對偏于保守，同時，中國規(guī)范對超限翼緣截面的設(shè)計強度折減未做相關(guān)規(guī)定。

2試驗概況

2.1試件設(shè)計

本文工程背景為廣東某輸電線路工程，取該工程中某塔型下橫擔附近的一段主材進行試件設(shè)計，縮尺比為1∶2。本文試件共設(shè)計了3種不同寬厚比的試件，第1種按照實際工程設(shè)計，第2，3種通過設(shè)置內(nèi)肋來調(diào)整長直邊寬厚比，并按照相關(guān)規(guī)范對箱型截面的對比結(jié)果設(shè)計其寬厚比參數(shù)。根據(jù)主管有、無內(nèi)肋及寬厚比的不同進行命名，各類試件參數(shù)如表2所示。每種試件有2個，共6個試件，試件示意如圖3所示。內(nèi)肋尺寸按縱向加勁肋構(gòu)造要求設(shè)計[4]，截面尺寸中L1≤0.2L2，其中L2為長直邊長度，即兩肋板支承間距離，L1為單邊肋板至十二邊形圓邊支承間距離；無內(nèi)肋截面十二邊形的平直段寬度取值參照《架空送電線路鋼管桿設(shè)計技術(shù)規(guī)定》（DL/T 5130—2001）[12]，設(shè)計荷載為實際工程中的計算荷載，由于工程設(shè)計中桿件留有較大裕度，設(shè)計荷載取值偏于保守。

圖4為Q460輸電鋼管桿長圓形截面示意。對于長圓形截面的長直邊按照設(shè)置內(nèi)肋與不設(shè)置內(nèi)肋分成2種支承條件，不設(shè)置內(nèi)肋的十二邊形圓邊對長直邊支承為30°支承；設(shè)置內(nèi)肋的長直邊支承條件與方形截面（箱型截面）長直邊的支承條件相似，為90°支承。圖5為試件截面示意。由于各國規(guī)范中均沒有對長圓形截面長直邊寬厚比做規(guī)定，因而對于設(shè)置內(nèi)肋的形式參考對方形或箱型截面長直邊的規(guī)定進行比較分析，而對于未設(shè)置內(nèi)肋的形式參考對十二邊形截面長直邊的規(guī)定進行比較分析。

2.2材料力學(xué)性能

本文試驗中主管采用Q460C鋼材，肋板、法蘭板與端板采用Q345B鋼材。Q460C與Q345B鋼材各3個試件，鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖6所示。取同材料的3個材性試件平均值作為該種鋼材強度的代表值，可得Q460C鋼材的屈服強度為521.7 MPa，Q345B鋼材的屈服強度為423.2 MPa。

2.3試驗加載

本文試驗設(shè)計了一個橫梁與底座。千斤頂?shù)呢Q向力施加在橫梁的兩端，橫梁通過高強螺栓與試件相連，試件安裝在底座上，底座與試驗臺座通過地腳螺栓相連，試驗加載裝置如圖7所示。本文試驗中試件受壓彎荷載的作用，通過調(diào)整橫梁兩端加載點到主管形心軸的距離及兩端軸壓比大小，使主管獲得與設(shè)計荷載相應(yīng)的彎矩和軸力。

試驗時橫梁兩端軸力采用分級加載。開始以設(shè)計荷載的10%為級數(shù)，加載到設(shè)計荷載的2倍后，級數(shù)改為設(shè)計荷載的5%，直至試件破壞。每級加載后持荷5 min，待穩(wěn)定后記錄應(yīng)變片和位移計的讀數(shù)。

2.4測點布置

本文試驗主要采用應(yīng)變片、位移計測試主管長直邊的受力和變形。每個試件布置3個位移計，其中監(jiān)測豎向位移2個，水平位移1個；同時，每個試件布置37個應(yīng)變片，在主管上每隔50 mm布置1行，由有限元初步分析得知應(yīng)力較大部位分布在環(huán)板以下至主管中部的位置，故在該部位的應(yīng)變片布置較密，測點布置如圖8所示，其中，i為應(yīng)變片所在行編號，i=1，2，…，10。

2.5試驗現(xiàn)象

試件W-33.7-1加載至設(shè)計荷載的2.3倍時，管壁上部測點1-3首先進入塑性狀態(tài)，隨著荷載的增長，塑性區(qū)逐漸擴展，當加載至第4排最后一個測點4-3進入塑性狀態(tài)時，屈服區(qū)域已達管壁總面積的30%，管壁內(nèi)凹鼓曲變形明顯，試件破壞，此時施加荷載為設(shè)計荷載的3.07倍，由此判定該荷載為試件的極限荷載，試件W-33.7-1第4排荷載-應(yīng)變曲線如圖9所示，其余試件極限荷載判斷方法類似。

試件W-33.7-2加載到設(shè)計荷載的3.09倍時，第4排測點全部進入塑性狀態(tài)，與試件W-33.7-1試驗承載力接近，破壞模式均為長直邊呈波浪狀屈曲，變形部位在試件中部。試件Y-31.7-1，Y-31.7-2試驗承載力分別為設(shè)計荷載的2.64倍和2.70倍，破壞模式相近，變形部位在試件上部，長直邊靠近上環(huán)板60 mm左右處內(nèi)凹破壞。試件Y-28.7-1，Y-28.7-2試驗承載力稍有離散，分別為設(shè)計荷載的2.70倍和2.55倍，破壞模式為長直邊靠近上環(huán)板60 mm左右處內(nèi)凹破壞，與試件Y-31.7相似。

3有限元模型分析

3.1計算模型

本文采用ANSYS對試驗?zāi)Ｐ瓦M行有限元分析，選用殼單元Shell181，采用理想彈塑性材料模型，材料特性取材性試驗值，考慮幾何缺陷、幾何非線性和材料非線性的影響。

ANSYS分析中分別對有、無橫梁加載進行了建模。有橫梁模型與試驗條件一致，荷載施加通過橫梁傳遞；無橫梁模型荷載直接施加在試件上，彎矩通過在試件上部端板的兩端施加一對力偶形成，該計算模型與工程上試件實際受力狀態(tài)一致。

3.2破壞模式及荷載-位移曲線

ANSYS分析中塑性區(qū)從上環(huán)板開始由上往下發(fā)展，直到距上環(huán)板約160 mm范圍內(nèi)主管長直邊全部屈服達到極限承載力為止。圖10為試件W-33.7隨荷載步增加的塑性發(fā)展過程，圖11為3種試件有橫梁模型的荷載-位移曲線。

.3有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果對比

試驗設(shè)計為對長圓形截面鋼管施加壓彎荷載，理論上應(yīng)在鋼管頂部截面形心處施加彎矩和軸力，由于試驗無法實現(xiàn)理想加載，因而設(shè)置橫梁進行加載，即通過在橫梁兩端施加不同壓力，從而對試件施加壓彎荷載。為了與試驗加載條件一致，ANSYS分析中有橫梁模型也通過橫梁來加載，所取的耦合節(jié)點為試驗中主管與橫梁的螺栓連接點。表3為試驗承載力與ANSYS計算承載力對比。由表3可知，ANSYS計算承載力與試驗實測值吻合較好，其計算承載力比試驗結(jié)果稍大。這是因為試驗過程中存在加載偏心和試件加工存在初始缺陷等都會使試驗承載力偏低，可見本文有限元計算結(jié)果是可信的。

考慮到試驗采用橫梁施加荷載，這與試件實際受力可能存在差異，本文建立了無橫梁有限元模型。有、無橫梁模型的計算結(jié)果如表4所示。由表4可知，無橫梁模型的3.5有、無內(nèi)肋計算結(jié)果對比

試件W-33.7不加內(nèi)肋截面的規(guī)范承載力按照美國桿塔規(guī)范ASCE/SEI 48-05（十二邊形）計算，fa按式（8）進行折減，加內(nèi)肋截面的規(guī)范承載力則按照ASCE/SEI 48-05（四邊形）計算，其中fa按照未折減的屈服強度取值。

由表4還可知，各組試件試驗承載力比較接近，但是從試驗與規(guī)范比值來看，設(shè)置內(nèi)肋的2組試件承載力相對未設(shè)置內(nèi)肋的試件承載力有所提高，因此支承條件對試件承載力有一定影響。

本文采用ANSYS有限元軟件分析了試件在不同寬厚比下加內(nèi)肋承載力f1與不加內(nèi)肋承載力f2，結(jié)果如圖13所示。分析結(jié)果表明，試件增加內(nèi)肋以后承載力有所提高，f1/f2平均值為1.07，說明90°支承較30°支承更有利。

4 寬厚比限值的確定

由于試件的試驗承載力、有橫梁模型承載力較規(guī)范承載力略低，而無橫梁模型承載力則與試件實際受力狀況一致，本文建立了無橫梁有限元模型并進行對比分析，以期對試驗結(jié)果進行修正。由表4可以看出，無橫梁模型較有橫梁模型承載力均有提高，如果按無橫梁模型比上有橫梁模型的承載力提高系數(shù)對試驗值進行修正，最終得到的試驗修正值與規(guī)范值的比值均大于1。可以認為，設(shè)置內(nèi)肋截面的長直邊L2寬厚比限值為31.5是可靠的。針對不設(shè)置內(nèi)肋的試件W-33.7，參照美國桿塔規(guī)范ASCE/SEI 48-05（十二邊形）進行計算，寬厚比大于29.5，設(shè)計強度fa按規(guī)范中相應(yīng)公式進行折減。

可以認為，輸電鋼管桿長圓形截面長直邊寬厚比限值參照美國桿塔規(guī)范ASCE/SEI 48-05（十二邊形）取為29.5，超限部分則按規(guī)范中相應(yīng)公式對受壓翼緣截面強度進行折減。若需要設(shè)置內(nèi)肋，長直邊L2的寬厚比限值依據(jù)美國桿塔規(guī)范ASCE/SEI 48-05（四邊形）取為31.5是可靠的，而其他規(guī)范所規(guī)定的值都偏于過分保守。5結(jié)語

（1）長圓形截面試件在壓彎荷載作用下，管壁上部首先屈服，隨著荷載的增加，塑性區(qū)逐漸向管壁下部發(fā)展，試件中部開始內(nèi)凹鼓曲，當屈服區(qū)域達到管壁總面積30%時，試件屈曲破壞。長圓形截面試件在壓彎荷載作用下，90°支承較30°支承對承載力的提高更為有利。

（2）根據(jù)試驗結(jié)果并按無橫梁加載模型有限元計算結(jié)果進行修正，可以得出長圓形截面長直邊寬厚比限值參照美國桿塔規(guī)范ASCE/SEI 48-05（十二邊形）取為29.5，超限部分則按規(guī)范中相應(yīng)公式對受壓翼緣截面強度進行折減。若需設(shè)置內(nèi)肋，長直邊L2的寬厚比限值依據(jù)美國桿塔規(guī)范ASCE/SEI 48-05（四邊形）取為31.5是可靠的。

參考文獻：

[1]JEAC 6001-2000，Code for Design of Overhead Tra-nsmission in Japan[S].

[2]YOSHIDA Y，OBINATA T，NISHIO M，et al.Development of High-strength （780 MPa）Steel for Building Systems[J].International Journal of Steel Structures，2009，9（4）：285-289.

[3]鄧洪洲，高英赫，張亮亮，等.鋼管桿方形法蘭受彎性能試驗研究與有限元分析[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，2014，35（7）：44-52.

DENG Hong-zhou，GAO Ying-he，ZHANG Liang-liang，et al.Experimental Research and Finite Element Analysis on Square Flange Joint Used in Steel Poles Under Bending Moments[J].Journal of Building Structures，2014，35（7）：44-52.

[4]GB 50017—2003，鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[S].

GB 50017—2003，Code of Design of Steel Structures[S].

[5]邢海軍，高淵，朱彬榮.Q460高強鋼管徑厚比限值試驗研究[J].中國電力，2012，45（8）：32-36.

XING Hai-jun，GAO Yuan，ZHU Bin-rong.Experimental Study on Diameter-thickness Ratio Limitation of Q460 High-strength Steel Tubes[J].Electric Power，2012，45（8）：32-36.

[6]郭日彩，何長華，李喜來，等.輸電線路鐵塔采用高強鋼的應(yīng)用研究[J].電網(wǎng)技術(shù)，2006，30（23）：21-25.

GUO Ri-cai，HE Chang-hua，LI Xi-lai，et al.Research on Utilization of High-strength Steel in Transmission Towers[J].Power System Technology，2006，30（23）：21-25.

[7]黎景輝，鄧洪洲.Q460跑道型截面鋼管桿寬厚比限值有限元分析[J].特種結(jié)構(gòu)，2012，29（4）：25-28.

LI Jing-hui，DENG Hong-zhou.Finite Element Analysis of Width to Thickness Limitation in Racetrack Section Steel Transmission Pole Used Q460 High-strength Steel[J].Special Structures，2012，29（4）：25-28.

[8]陳驥.鋼結(jié)構(gòu)穩(wěn)定：理論與設(shè)計[M].5版.北京：科學(xué)出版社，2011.

CHEN Ji.Stability of Steel Structures：Theory and Design[M].5th ed.Beijing：Science Press，2011.

[9]施菁華，秦慶芝，帥群，等.Q460特高壓雙回路鋼管塔真型試驗分析[J].電力建設(shè)，2011，32（4）：29-33.

SHI Jing-hua，QIN Qing-zhi，SHUAI Qun，et al.Full-scale Test Analysis for Q460 Tubular Steel Tower Applied in UHV AC Double-circuit Transmission Line[J].Electric Power Construction，2011，32（4）：29-33.

[10]ANSI/AISC 360-2010，Specification for Structural Steel Buildings[S].

[11]ASCE/SEI 48-05，Design of Steel Transmission Pole Structures[S].

[12]DL/T 5130—2001，架空送電線路鋼管桿設(shè)計技術(shù)規(guī)定[S].

DL/T 5130—2001，Technical Regulation for Design of Steel Transmission Pole[S].