劉春城，李國強，樊曉玲，毛 龍，龍祖良，查傳明

(1.東北電力大學(xué) 建筑工程學(xué)院，吉林 吉林 132012；2.國網(wǎng)新疆電力公司 經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，新疆 烏魯木齊 830000)

大跨越鋼管塔K型節(jié)點滯回性能分析

劉春城1，李國強1，樊曉玲1，毛 龍1，龍祖良1，查傳明2

(1.東北電力大學(xué) 建筑工程學(xué)院，吉林 吉林 132012；2.國網(wǎng)新疆電力公司 經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，新疆 烏魯木齊 830000)

應(yīng)用Abaqus軟件對大跨越鋼管塔中常見的K型節(jié)點進(jìn)行了抗震性能數(shù)值試驗研究，分析了主、支管直徑、節(jié)點板厚度、主管軸心壓力、連接插板厚度及支管間隙尺寸等不同參數(shù)變化對K型節(jié)點抗震性能的影響，得到了節(jié)點的滯回性能曲線、骨架曲線和耗能能力。研究表明：鋼管節(jié)點本身具有良好的抗震性能；當(dāng)主管軸向壓力增大時，節(jié)點抗震性能下降明顯，節(jié)點因應(yīng)力集中易發(fā)生破壞；增加主、支管直徑和節(jié)點板厚度對提高圓管節(jié)點抗震性能效果較顯著；支管間隙尺寸對節(jié)點滯回性能改良效果不明顯。

K型鋼管塔節(jié)點；有限元模擬；擬靜力實驗；參數(shù)分析；滯回性能

高壓輸電塔在結(jié)構(gòu)上日益趨于結(jié)構(gòu)高聳、檔距長等特點；且其輸送電壓等級較高、載流量較大，桿塔破壞造成的經(jīng)濟(jì)損失巨大[1]，因此，安全性和耐久性受到格外關(guān)注[2]。鋼管塔因自重輕且力學(xué)性能良好，在大跨越輸電線路中被廣泛應(yīng)用[3]。大跨越輸電塔的節(jié)點是桿塔的關(guān)鍵受力部位[4]，受到地震荷載作用極易發(fā)生節(jié)點破壞而導(dǎo)致輸電線路破壞。近年來，國外學(xué)者試驗研究K型搭接圓管節(jié)點的抗震性能，研究發(fā)現(xiàn)適當(dāng)增加搭接桿件直徑可以較好地改善結(jié)構(gòu)的滯回性能[5]。陳以一等[6]通過循環(huán)加載試驗對某大型會展中心張弦桁架中KK型圓管節(jié)點進(jìn)行研究，準(zhǔn)確地評價了其抗震性能。武振宇、高洋[7]通過擬靜力加載研究K型間隙方管節(jié)點的抗震性能，結(jié)果表明節(jié)點最先在支弦桿交點處發(fā)生裂縫擴(kuò)張導(dǎo)致節(jié)點破壞。武振宇、張揚等[8]對Y型鋼管節(jié)點的低周往復(fù)荷載試驗，結(jié)果表明此類節(jié)點主要依靠弦桿表面的塑性變形耗散能量。

目前，國內(nèi)外對鋼管節(jié)點雖已有相應(yīng)的理論和試驗研究，但是對大跨越輸電鋼管塔節(jié)點的抗震性能研究仍不夠成熟，特別是對在役大跨越鋼管塔的節(jié)點滯回性能研究尚未見有研究成果，這一定程度上影響了大跨越塔在實際應(yīng)用中的發(fā)展。因此，本文擬對大跨越鋼管塔中實際采用的最常見K型節(jié)點進(jìn)行擬靜力數(shù)值試驗，研究該類節(jié)點的抗震性能，為工程設(shè)計提供有價值的參考。

圖1 節(jié)點幾何參數(shù)

圖2 節(jié)點網(wǎng)格劃分

圖3 節(jié)點約束方式

圖4 加載制度

1 有限元模型

1.1 節(jié)點概況

鋼管節(jié)點取自1 000 kV晉東南—南陽—荊門特高壓工程中鋼管塔上下曲臂處K型節(jié)點數(shù)據(jù)，如圖1所示。節(jié)點主、支管鋼材擬取Q345鋼材，螺栓采用35#鋼。為了研究鋼管節(jié)點其不同參數(shù)對抗震性能的影響，本文擬用ABAQUS有限元軟件對低周反復(fù)荷載作用下的圓鋼節(jié)點進(jìn)行了擬靜力加載模擬。在建立有限元模型時，采用如下假定：1)不考慮鋼管節(jié)點連接處焊縫對節(jié)點的影響；2)不考慮殘余應(yīng)力的影響；3)鋼材取理想彈塑性模型的本構(gòu)關(guān)系，即雙線性模型，強化模型選隨動強化模型，線彈性階段的彈性模量為206GPa，泊松比為0.28，強化段的彈性模量是線彈性階段彈性模量的1 /200，考慮了材料的非線性及幾何非線性對節(jié)點抗震性能的作用。

1.2 模型單元選取及網(wǎng)格

鋼管節(jié)點進(jìn)行有限元建模時，最常以殼單元或?qū)嶓w單元建立的結(jié)構(gòu)的分析模型，分析輸電塔節(jié)點部位的力學(xué)性能[9]。實體單元模型模擬節(jié)點的受力情況較為準(zhǔn)確，但是劃分網(wǎng)格后單元數(shù)量較大，軟件計算時間較長。使用殼單元時，網(wǎng)格劃分后單元數(shù)量減少，軟件計算時間較短。但殼單元模型未能考慮應(yīng)力在主、支管壁厚度方向的發(fā)展，不利于節(jié)點的徑向剛度的模擬，使節(jié)點的力學(xué)性能結(jié)果略為保守[10]。因此，在滿足計算機性能的前提下，本文在有限元建模時擬采用實體單元C3D8R。在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時，為了不影響計算精度，同時還可以降低計算成本，主支管交匯處網(wǎng)格較密，其余部分單元尺寸較大，采用該方法劃分完成后的節(jié)點網(wǎng)格，如圖2所示。

1.3 模型約束方式與加載制度

節(jié)點主管取一端用固定約束，另一端進(jìn)行加載，分別為縱向軸向壓力和橫向循環(huán)加載；兩支管端部擬采用只允許軸向位移的方式約束，即滑動約束。在模型中將軸向荷載均勻地分布在主管端頭的節(jié)點上，以達(dá)到均勻傳力的目的，約束如圖3所示。

參考JGJ101/T—2015《建筑抗震試驗方法規(guī)程》[11]的規(guī)定，并根據(jù)本模型的自身特點，采用荷載—位移混合控制，在節(jié)點屈服之前采用荷載控制，分0.25Py、0.5Py、0.75Py三級控制加載，每級加載循環(huán)進(jìn)行一次；節(jié)點屈服之后，繼續(xù)位移控制，以節(jié)點的屈服位移的倍數(shù)進(jìn)行分級加載，每級加載循環(huán)進(jìn)行三次，如圖4所示。即三級的位移荷載分別為δy、2δy、3δy。Py是模擬之前根據(jù)有限元程序ABAQUS計算所得的節(jié)點屈服力，δy為所對應(yīng)的屈服位移，兩者取為主管軸心x軸方向相對位移和荷載繪制的荷載變形曲線上初始直線段開始彎曲時所對應(yīng)的荷載和位移。

1.4 參數(shù)選取

為了研究主、支管徑厚比、軸心壓力、連接插板厚度及兩支管的間隙尺寸對節(jié)點滯回性能的作用，文中擬取用不同的節(jié)點參數(shù)做有限元模擬。為了研究方便，均采用無量綱參數(shù)，取影響節(jié)點抗震性能的四個無量綱參數(shù)如表1所示，分別為主鋼管徑厚比α=D/T，支管徑厚比β=d/t，連接插板厚度與主鋼管厚度之比γ=t1/T，主、支管受軸心壓應(yīng)力與許用應(yīng)力的比λ=σ/σs，支管間隙g變化比μ，然后通過保持一種參數(shù)不變，改變其他參數(shù)，分析各個參數(shù)對節(jié)點抗震性能的影響，節(jié)點詳情如表2所示。

表1 無量綱參數(shù)取用表

表2 不同參數(shù)節(jié)點編號

2 參數(shù)分析

2.1 有限元模型驗證

為了確保本文模擬計算結(jié)果的準(zhǔn)確性與合理性，本小節(jié)首先取出參考文獻(xiàn)[10]中實驗的環(huán)向板加強試件進(jìn)行有限元模擬，將有限元模擬結(jié)果與實驗結(jié)果進(jìn)行對比分析。

2.1.1 變形比較

試件分別在受壓階段和受拉階段的變形比較，如圖5所示。從圖5(b)中可以看出，模擬的受壓試件在主支管相交區(qū)域發(fā)生了局部屈曲，主管底部幾乎沒有變形，與實驗中試件的變形非常相像；從圖5(d)可以發(fā)現(xiàn)，模擬試件主要在主管的上表面部分產(chǎn)生了較為明顯的受拉變形，與實驗的受拉變形圖也十分相似。分別觀察模擬試件和實驗試件的變形，也不難發(fā)現(xiàn)，試件的變形也均主要發(fā)生在主支管交匯處及主管上表面部分。

圖5 試件變形比較

2.1.2 滯回曲線比較

實驗中試件的滯回曲線與數(shù)值模擬所得滯回曲線的對比，如圖6所示。滯回曲線的橫坐標(biāo)為支管端部的位移，縱坐標(biāo)為支管端部的反力。由圖6可知，實驗中的試件出現(xiàn)裂縫之前，曲線吻合的比較好，但當(dāng)節(jié)點出現(xiàn)裂縫以后，曲線出現(xiàn)一定的偏差，滯回循環(huán)受拉階段荷載隨著位移的發(fā)展與實驗吻合較為理想。分析原因其一是因為有限元模擬不能夠較為精確的模擬裂縫的開裂與擴(kuò)展；其二是因為實驗中節(jié)點連接中有坡口融焊和角焊縫兩種焊接方法，而數(shù)值模擬僅可用連接方式Tie模擬角焊縫連接，可能導(dǎo)致循環(huán)加載過程中受壓階段荷載位移變化與實驗出現(xiàn)誤差。當(dāng)裂縫開裂后，尤其是處于受壓階段時，隨著支管頂端位移的不斷增加，裂縫擴(kuò)展越來越顯著，導(dǎo)致試驗中荷載下的位移和模擬中相同荷載下的位移有差別，當(dāng)裂縫繼續(xù)擴(kuò)展時，差別會變大，導(dǎo)致模擬結(jié)果有一定的誤差。

圖6 滯回曲線比較

2.1.3 骨架曲線比較

圖7 骨架曲線比較

試驗試件與有限元模擬試件所得骨架曲線，如圖7所示。骨架曲線為循環(huán)加載過程中的每次循環(huán)峰值點的連線。從圖7中可以看出，實驗中加固試件骨架曲線與有限元模擬得到的骨架曲線吻合得較好。通過圖5b、圖5d的應(yīng)力云圖及圖6和圖7的曲線對比，可以發(fā)現(xiàn)，有限元模擬結(jié)果與試驗中試件加載結(jié)果吻合較好。因此，用有限元來模擬節(jié)點的滯回性能是準(zhǔn)確可行的。

2.2 滯回性能

滯回曲線能夠準(zhǔn)確地體現(xiàn)出結(jié)構(gòu)在循環(huán)加載作用下的剛度變化及能量耗散。所有模型的滯回曲線，如圖8所示，橫軸u為主管沿x軸方向的位移，縱軸P為主管沿x軸方向的荷載。從基礎(chǔ)模型的滯回曲線可以發(fā)現(xiàn)，節(jié)點在循環(huán)加載過程中，不同的受力階段會有不同的受力特征。圓管節(jié)點滯回曲線大部分呈梭形，整體形狀飽滿，表明圓管結(jié)構(gòu)節(jié)點本身擁有良好的抗震性能。但是在加載過程中會發(fā)現(xiàn)，當(dāng)節(jié)點主支管軸向荷載變大時，會因發(fā)生局部屈曲導(dǎo)致節(jié)點屈服。將不同模型的滯回曲線進(jìn)行分類整理發(fā)現(xiàn)，當(dāng)節(jié)點幾何尺寸不變，主支管軸壓增大時(即JD-1、JD-2、JD-3)，節(jié)點的滯回性能降低，當(dāng)主管壓力達(dá)到207 KN時，節(jié)點因局部應(yīng)力集中過早發(fā)生破壞導(dǎo)致計算結(jié)果不收斂，應(yīng)力云圖如圖9所示。

當(dāng)節(jié)點主管壓力相同而改變幾何尺寸時，主支管徑厚比增大，節(jié)點滯回性能得到改善，支管管徑增加對本節(jié)點抗震性能的增強效果沒有主管顯著；連接插板厚度的增大、間隙尺寸的增大均能改善節(jié)點抗震性能，但對于本文中的節(jié)點間隙尺寸增大對于滯回性能的影響不大，而連接插板厚度增加能夠較好的改良節(jié)點的滯回性能，建議當(dāng)節(jié)點承受荷載增加時，優(yōu)先考慮通過加大連接插板厚度尺寸來優(yōu)化節(jié)點的抗震性能。

圖8 節(jié)點的滯回曲線

圖9 節(jié)點應(yīng)力云圖

2.3 骨架曲線

結(jié)構(gòu)的抗震性能是其延性和強度的綜合指標(biāo)。骨架曲線是連接滯回曲線中各加載循環(huán)峰值點的荷載-位移曲線。通過骨架曲線可以得到極限承載力和極限變形，進(jìn)而可以對節(jié)點在往復(fù)荷載作用下的承載力變化和變形能力進(jìn)行分析。模型的骨架曲線如圖10所示。由圖10可以看出，各個模型構(gòu)件的骨架曲線有較為一致的特征，即模型進(jìn)行低周反復(fù)荷載作用時，都將經(jīng)歷彈性階段、屈服階段、強化階段而最終發(fā)生破壞。應(yīng)用能量等效法取出模型的屈服位移，再去除對應(yīng)的屈服荷載，計算簡圖如圖11所示，由O點引一條斜線與過最大荷載點B的水平線相交于點A，使得①部分面積等于②部分面積，由A點引垂線與骨架曲線交予C點，C點即為所得屈服點。對比分析模型骨架曲線可以看出，在不同軸壓時增大節(jié)點的幾何尺寸可以提高節(jié)點的強度，且增大節(jié)點徑厚比和節(jié)點板厚度效果更理想。由骨架曲線可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)節(jié)點位移相同時，改良后的節(jié)點承受的荷載均比基礎(chǔ)模型所承受的荷載大，均有效提高了節(jié)點的抗震性能。

圖10 模型的骨架曲線

2.4 能量耗散

能量耗散系數(shù)：衡量節(jié)點的耗能能力，通常情況取某個荷載循環(huán)中，結(jié)構(gòu) (本文為節(jié)點)受作用下耗散的能量與吸收的能量的比。如圖12所示，本文把該方法進(jìn)行了優(yōu)化，通過計算整個循環(huán)過程受拉受壓累計能量耗散來評價節(jié)點吸收能量的能力，具體計算方法見公式(1)、公式(2)。

圖11 能量等效法圖

圖12 能量耗散計算簡圖

能量耗散比率計算方法[12]：

E=S(ABC+CDA)i/S(OBE+ODF)，

(1)

(2)

式中：S(ABC+CDA)為滯回環(huán)所包圍的面積；S(OBE+ODF)為相應(yīng)的三角形面積之和；i為循環(huán)次數(shù)。

表3 節(jié)點能量耗散比率

表3為各個模型的在整個循環(huán)過程中累計能量耗散比η，η值越大，說明塑性耗能占結(jié)構(gòu)總耗能的比重越大。從表3中數(shù)據(jù)可以看出，各個模型的η值都比較大，說明鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點主要是靠塑性階段變形耗散能量，而分別比較主管軸向壓力為86.5 kN、173 kN的節(jié)點，節(jié)點板加厚4 mm、8 mm能量耗散比率分別增大23.7%、6.6%、21.6%、7.9%，主管徑厚比增大使節(jié)點的能量耗散比增大24.2%、0.01%，間隙尺寸增大20 mm、40 mm時節(jié)點能量耗散比率分別增大19.9%、2.9%、15.9%、6%，支管直徑增大30 mm時節(jié)點能量耗散比率增大23.4%。因此，在節(jié)點承受荷載增加時，考慮到增大主管徑厚比會大幅提高施工成本，建議優(yōu)先選擇改變節(jié)點板厚度和間隙尺寸來改良節(jié)點的抗震性能。

3 結(jié) 論

(1)通過Abaqus有限元模擬計算得到，大跨越鋼管塔K型節(jié)點本身具有一定的抗震性能，但當(dāng)主管軸向壓力增大時，節(jié)點易因局部屈曲而發(fā)生破壞，應(yīng)當(dāng)采取措施提高節(jié)點抗震性能。

(2)增大主鋼管管徑和連接插板厚度對K型節(jié)點滯回性能、能量耗散能力的提高效果較明顯，通過增加支管徑厚比會引起節(jié)點局部提前破壞，對節(jié)點滯回性能不利，考慮節(jié)約成本問題，建議優(yōu)先考慮采用加強節(jié)點板來改善節(jié)點抗震性能。

(3)分析不同軸壓情況下節(jié)點的能量耗散可知，主管軸壓為207 kN和173 kN時，增加節(jié)點板厚度均可以穩(wěn)定提高能量耗散比率，而增大間隙尺寸、主、支管徑厚比僅在主管軸壓173 kN時較顯著，軸壓為207 kN的效果則不明顯。

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TheAnalysesonHystereticPerformanceofK-typeNodeinLargeSpanSteelTubularTower

LiuChuncheng1，LiGuoqiang1，F(xiàn)anXiaoling1，MaoLong1，LongZuliang1，ZhaChuanming2

(1.School of Civil Engineering and Architecture，Northeast Electric Power University，Jilin Jilin 132012；2.Institute of Economic Technology，Electric Power Company in Xinjiang，Urumqi Xinjiang 830000)

This paper used Abaqus software to make numerical experimental studies on the seismic performance of the common K-type node in large span steel tower.It analyzed different parameters of the pipes diameter，axial pressure of the main pipe，thickness of the connection plate and gap dimension.At last，it obtained the hysteresis curves，skeleton curves and energy dissipation capacity，

the influence of these parameters on seismic performance of the node.Research shows that the steel pipe node itself has a good seismic performance.When the axial pressure increases，the seismic performance is significantly decreasing.The node prone to fail because of stress concentration.Increasing the main and branch pipe diameter and node plate thickness all can significantly improve the seismic performance the node.The effect of branch pipe gap size on node hysteretic performance improvement is not obvious.

K-type node of steel tube tower；Numerical simulation；Pseudo-static experiment；Parameter analysis；Hysteretic performance

2017-03-09

國家自然科學(xué)基金項目(51278091,50978049)；吉林省科技廳項目(20120429，20140519001JH)

劉春城(1969-) ，男，博士，教授，主要研究方向：輸電線路工程防災(zāi)減災(zāi)和健康監(jiān)測.

電子郵箱：Liu_chuncheng888@163.com(劉春城)；zhidao126@yeah.net(李國強)；1161788609@qq.com(樊曉玲)；58497265@qq.com(毛龍)；1435735691@qq.com(龍祖良)；634391956@qq.com(查傳明)

1005-2992(2017)06-0079-07

TU392.3

A