翟 彬，王慧慧，商文念

(山東電力工程咨詢院有限公司，濟(jì)南 250013)

0 引 言

隨著我國電力需求持續(xù)增加，特高壓變電站陸續(xù)建成。1 000 kV構(gòu)架是特高壓變電站內(nèi)重要的建構(gòu)筑物之一，承擔(dān)著變壓出線的支撐作用，具有跨度大、高度高及結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜等特點。由于缺乏相應(yīng)規(guī)范的指導(dǎo)，目前1 000 kV構(gòu)架的設(shè)計仍將節(jié)點假定為剛接或鉸接處理，與實際工程結(jié)構(gòu)中節(jié)點的剛度情況不符，如若對節(jié)點剛度進(jìn)行較為系統(tǒng)地分析并在設(shè)計時考慮節(jié)點半剛性的影響，這樣的設(shè)計無疑會更加經(jīng)濟(jì)和準(zhǔn)確[1]。國內(nèi)外學(xué)者對節(jié)點半剛性的研究主要在半剛性節(jié)點的連接計算方法和以大量的試驗為依據(jù)來驗證半剛性連接節(jié)點的靜動力性能[2]。節(jié)點半剛性的研究多用于鋼框架結(jié)構(gòu)[3-6]和大跨鋼結(jié)構(gòu)[7-10]。對于輸電塔、構(gòu)架這類具有復(fù)雜節(jié)點形式的結(jié)構(gòu)，錢程等[11]研究了節(jié)點半剛性對輸電塔峰值響應(yīng)的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)節(jié)點轉(zhuǎn)動剛度接近剛接時，主材的彎曲應(yīng)力占總應(yīng)力的10%～15%。趙楠[12]研究了角鋼作為主要承重構(gòu)件的750 kV輸電塔結(jié)構(gòu)，對比鉸接模型，發(fā)現(xiàn)節(jié)點半剛接模型使主材應(yīng)力減少39.05%，靜力承載力可提升35%，且整體性更好。安利強等[13]研究了節(jié)點半剛性對鋼管塔導(dǎo)地線掛點位移的影響，發(fā)現(xiàn)隨著節(jié)點剛度變大，大風(fēng)工況下位移變化百分比最大為25.58%，斷線工況最大為65.99%。以上針對輸電塔節(jié)點半剛性的研究已經(jīng)表明，實際工程設(shè)計分析中將節(jié)點假定為剛接或鉸接并不準(zhǔn)確，考慮節(jié)點半剛性特性對于準(zhǔn)確獲得結(jié)構(gòu)的響應(yīng)具有重要意義。截至目前針對構(gòu)架的研究成果尚少，規(guī)范中也未提及考慮構(gòu)架節(jié)點半剛性的應(yīng)對措施。傳統(tǒng)設(shè)計方法常將桁架結(jié)構(gòu)的節(jié)點按照鉸接或者剛接設(shè)計，與實際結(jié)構(gòu)的靜力性能或動力性能存在較大誤差。楊靖波等[14]進(jìn)行了1 000 kV交流特高壓雙回路SZT2鋼管塔足尺試驗，研究表明結(jié)構(gòu)響應(yīng)實測值明顯小于計算值，這主要是由于計算模型采用鉸接節(jié)點，試驗?zāi)Ｐ筒捎冒雱傂怨?jié)點。除此之外，學(xué)者們還研究了變電構(gòu)架節(jié)點力學(xué)性能[15-16]、節(jié)點及構(gòu)架的優(yōu)化選型[17-18]和構(gòu)架的動力分析[19-20]。

本文以某特高壓變電站出線構(gòu)架為研究對象，對其不同連接形式的節(jié)點進(jìn)行非線性有限元分析，討論了各類節(jié)點的破壞機理并獲得了其彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，建立基于半剛性的構(gòu)架整體有限元模型，對比討論其與剛性構(gòu)架的靜力性能，并提出工程設(shè)計建議。

1 有限元模型的驗證

半剛性節(jié)點的有限元分析能夠反映其基本的受力性能，但仍然屬于理想的簡化模型，準(zhǔn)確性需要相關(guān)的試驗加以佐證。本文將依托文獻(xiàn)[12]中的輸電塔角鋼K型節(jié)點試驗，驗證半剛性節(jié)點有限元模型的正確性及建模方法的有效性。

1.1 輸電塔角鋼K型節(jié)點試驗

文獻(xiàn)[12]為了獲得K型節(jié)點的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，開展了靜力試驗。其中鋼材強度為Q420，角鋼構(gòu)件尺寸為L160 mm×160 mm×10 mm，節(jié)點板厚度取10 mm，螺栓為8.8級高強螺栓，間距為100 mm，試驗見圖1。

兩個千斤頂同時分級加載，在彈性階段持荷3 min，彈塑性階段持荷10 min。采用百分表測量主角鋼剪切域的轉(zhuǎn)角，位移計測量整個節(jié)點域的轉(zhuǎn)角。

1.2 數(shù)值仿真與試驗對比

有限元模型采用實體單元SOLID95模擬角鋼、節(jié)點板和螺栓，材料屬性與試驗實測值相同，模型各個接觸屬性為沿切面方向設(shè)置0.35的摩擦系數(shù)，法向為硬接觸，數(shù)值仿真的加載工況和試驗工況相同，有限元模型見圖2，數(shù)值與試驗對比見圖3。

圖3(a)為文獻(xiàn)[12]試驗和有限元分析的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，圖3(b)為本文數(shù)值仿真的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線。通過對比發(fā)現(xiàn)本文與文獻(xiàn)[12]獲得的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線結(jié)果吻合度較高，在加載后半程試驗值較有限元值略大，主要是在有限元分析中模型具有理想約束，外界干擾較少。總體上有限元值和試驗值基本吻合，驗證了本文建模方法的可靠性。

圖1 輸電塔角鋼K型節(jié)點試驗Fig.1 K-joint test of transmission tower angle steel

圖3 數(shù)值仿真和試驗彎矩-轉(zhuǎn)角曲線對比Fig.3 Comparison of moment-rotation curves obtained by numerical and experimental investigation

2 構(gòu)架節(jié)點的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系模型

為了開展基于節(jié)點半剛性的1 000 kV構(gòu)架靜力分析，將選取構(gòu)架的典型節(jié)點，分別對不同類型典型節(jié)點進(jìn)行非線性分析，研究其彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系及半剛性屬性。

2.1 典型節(jié)點的選擇

通過歸納分析1 000 kV構(gòu)架的節(jié)點形式，按照簡單實用原則，將構(gòu)架數(shù)以百計的節(jié)點根據(jù)插板連接形式的不同而劃分為3類節(jié)點，分別為C型插板連接節(jié)點、T型插板連接節(jié)點和十字型插板連接節(jié)點，見圖4。每一類型連接節(jié)點再根據(jù)主支管尺寸、螺栓個數(shù)和排列方式進(jìn)一步劃分，得到構(gòu)架的關(guān)鍵節(jié)點種類，見表1。

圖4 構(gòu)架節(jié)點分類Fig.4 Classification of OLF1 000 joints

表1 構(gòu)架關(guān)鍵節(jié)點

2.2 C型插板連接節(jié)點破壞機理

C型插板連接是1 000 kV構(gòu)架中應(yīng)用最多的連接形式，采用前述建模方法分別建立節(jié)點K-1、K-2及K-3，見圖5。

圖5 C型插板連接節(jié)點Fig.5 C-type plate joints

有限元分析采用分級加載的形式，直至節(jié)點域出現(xiàn)較大塑性變形為止。K-1、K-2和K-3的破壞模式基本相同，均是螺栓發(fā)生剪切破壞而致使節(jié)點失效，見圖6。其中K-1節(jié)點離支管較近的螺栓率先出現(xiàn)屈服，K-2節(jié)點的兩個螺栓同時發(fā)生相反方向的剪切破壞，K-3節(jié)點的螺栓群出現(xiàn)沿順時針方向的剪切破壞。支管插板和主管節(jié)點板均未到達(dá)屈服，未發(fā)生螺孔處的擠壓變形。因此，C型插板連接節(jié)點以螺栓的剪切破壞為控制條件。

圖6 C型插板連接節(jié)點螺栓破壞Fig.6 Bolt failure in C-type plate joints

2.3 T型插板連接節(jié)點

開展T型插板連接節(jié)點靜力分析時有兩點假設(shè)：①K字型節(jié)點模型中兩分肢管之間互不影響，在研究節(jié)點剛度時只需考慮單根管的作用；②只考慮彎矩作用面內(nèi)剛度，忽略面外剛度的影響。T型插板連接節(jié)點的有限元模型見圖7(a)。根據(jù)非線性分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)：在加載初期，主管和支管之間力的傳遞首先靠螺栓群最外側(cè)靠近分肢管的兩個螺栓抵抗剪切力的作用，隨著荷載值增大，螺栓和節(jié)點板之間產(chǎn)生擠壓作用，使靠近肢管側(cè)加勁板和主管連接處產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，最后隨著彎矩值繼續(xù)增大，螺栓群變形較小，T型插板產(chǎn)生較大的彎曲變形，見圖8(a)。T型插板連接節(jié)點以T型插板的彎曲變形為控制條件。

圖7 T型插板和十字型插板連接節(jié)點Fig.7 T-type plate joints and cross-gusset plate joints

圖8 T型插板和十字型插板連接節(jié)點有限元分析結(jié)果Fig.8 FE analysis results of T-type plate joints and cross-gusset plate joints

2.4 十字型插板連接節(jié)點

十字型插板連接節(jié)點由十字型節(jié)點板、十字型插板、連接板和螺栓群組成，見圖7(b)。在十字型節(jié)點板連接節(jié)點加載過程中，隨著荷載值的增大，首先與加勁板平行方向的節(jié)點板部位發(fā)生螺栓群受拉和剪切力的作用，在加勁板和主管連接處發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。持續(xù)增大荷載值，靠近主管的螺栓群受到更大的剪切力作用，但仍有較大的強度富裕，最后整個模型因為節(jié)點板部位發(fā)生較大的彎曲變形而破壞，見圖8(b)，16個螺栓皆有較大的強度富裕，沒有發(fā)生預(yù)想中主管局部失穩(wěn)現(xiàn)象。

2.5 不同節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線比較

為了獲得各類節(jié)點的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，定義節(jié)點轉(zhuǎn)角見圖9，其中包括主鋼管的剪切轉(zhuǎn)角和節(jié)點板相對主鋼管的轉(zhuǎn)角，公式為：

(1)

式中θi為節(jié)點板第i個端點的轉(zhuǎn)角；θm為主鋼管的剪切轉(zhuǎn)角；n為節(jié)點板的端點數(shù)目。

對各類型節(jié)點開展有限元非線性分析，獲得其彎矩-轉(zhuǎn)角曲線見圖10。由圖10可見，曲線K-1和K-2節(jié)點性能與螺栓的排列形式基本無關(guān)，與各螺栓離形心的距離相關(guān)；節(jié)點性能與插板的螺栓數(shù)目相關(guān)，螺栓數(shù)量越多，節(jié)點初始剛度越大；相同插板螺栓數(shù)目，十字節(jié)點的性能明顯優(yōu)于C型節(jié)點，其中初始剛度提高了2倍，極限承載力提高了2.5倍，而且即便T型插板螺栓數(shù)目多于十字插板，但T型節(jié)點極限承載力仍然低于十字型節(jié)點25%，這是因為十字型節(jié)點在彎矩作用平面內(nèi)的截面慣性矩更大。

圖9 鋼管節(jié)點轉(zhuǎn)角組成Fig.9 Rotation composition of steel tube joints

圖10 節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.10 Moment-rotation curves of joints

3 基于半剛性節(jié)點的構(gòu)架靜力性能分析

3.1 構(gòu)架數(shù)值模型

依據(jù)某1 000 kV構(gòu)架圖紙，本文采用ABAQUS有限元軟件分別建立構(gòu)架的剛性節(jié)點模型和半剛性節(jié)點模型。構(gòu)架的尺寸見圖11，其中柱腳尺寸為3 m×9 m，梁截面尺寸為3 m×3 m；選用Q345B級鋼材，彈性模量和屈服強度分別為2.06×105MPa和310 MPa，泊松比取0.3，密度為7 850 kg/m3。剛性節(jié)點模型各桿件之間全部采用剛性連接。

在半剛性節(jié)點構(gòu)架建模過程中，桿件兩端分別設(shè)置長度足夠小的節(jié)點域，桿件與節(jié)點域采用連接單元結(jié)合。零長度的連接單元需設(shè)立繞Y軸和Z軸的抗彎剛度及繞X軸的扭轉(zhuǎn)剛度。其中抗彎剛度均采用前述的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線進(jìn)行定義，扭轉(zhuǎn)剛度取為無限大。格構(gòu)梁和格構(gòu)柱的弦桿之間采用剛性連接，而腹桿與弦桿之間采用基于連接單元的半剛性連接。本文詳細(xì)分析了構(gòu)架各節(jié)點的類型，分別添加第2節(jié)中K1～K5的半剛性屬性。

3.2 節(jié)點剛度對結(jié)構(gòu)靜力性能的影響

在進(jìn)行1 000 kV構(gòu)架的設(shè)計時考慮的工況復(fù)雜，包括大風(fēng)、覆冰、安裝和緊線等。本節(jié)僅考慮結(jié)構(gòu)自重、導(dǎo)線張力荷載及懸掛金具荷載，見圖11。分別對剛性節(jié)點構(gòu)架和半剛性節(jié)點構(gòu)架開展靜力分析，分析比較兩種模型的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，包括最大位移、最大應(yīng)力和極限荷載。

兩種模型在設(shè)計荷載和極限荷載下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)見圖12，分析發(fā)現(xiàn)對結(jié)構(gòu)施加設(shè)計荷載時，結(jié)構(gòu)弦桿受力明顯大于腹桿，說明結(jié)構(gòu)在靜力作用下以受彎為主，而且剛性構(gòu)架的結(jié)構(gòu)響應(yīng)略低于半剛性構(gòu)架，最大減小10.9%。經(jīng)過計算，剛性構(gòu)架的極限荷載大約是半剛性構(gòu)架極限荷載的2.3倍，構(gòu)架以剛性節(jié)點設(shè)計時將高估實際結(jié)構(gòu)的承載力，而且也將對桿件截面的選取存在影響。

圖11 1 000 kV構(gòu)架模型Fig.11 FE model of OLF1 000

圖12 2種模型在設(shè)計荷載和極限荷載下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)Fig.12 Structural response of two models under design and ultimate loads

為了更直觀描述節(jié)點剛度變化，引入剛度變化因子ε，它是實際分析剛度和初始分析剛度的比值。

圖13 節(jié)點剛度對構(gòu)架響應(yīng)的影響Fig.13 Effect of joint stiffness on OLF1 000 responses

圖14 節(jié)點剛度對承載力的影響Fig.14 Effect of joint stiffness on bearing capacity

半剛性構(gòu)架的結(jié)構(gòu)響應(yīng)隨剛度變化因子的變化見圖13，分析發(fā)現(xiàn)節(jié)點剛度對腹桿的受力基本無影響，弦桿的軸力響應(yīng)隨著剛度的增大而減小，其中柱中弦桿較梁中弦桿趨勢更明顯。隨著節(jié)點剛度的增加，構(gòu)架承載力呈非線性增加，見圖14，圖14中破壞荷載比例系數(shù)是指半剛性構(gòu)架的承載力和剛性構(gòu)架的承載力的比值，破壞荷載比例系數(shù)隨著剛度變化因子呈非線性增加，通過非線性擬合，變化關(guān)系為：

(2)

4 結(jié) 論

為了特高壓1 000 kV出線構(gòu)架的節(jié)點半剛性設(shè)計，本文開展了節(jié)點半剛性非線性分析及其對構(gòu)架力學(xué)性能的影響研究。得出如下結(jié)論:

1)通過數(shù)值仿真重現(xiàn)了節(jié)點試驗，數(shù)值仿真從受力變形特點上符合試驗結(jié)果，驗證了數(shù)值模型的正確性。

2)研究了各類節(jié)點的破壞機理并獲得了彎矩-轉(zhuǎn)角曲線。其中C型插板連接節(jié)點以螺栓剪壞，T型和十字型插板連接節(jié)點以插板彎曲破壞為控制條件。初始剛度主要與插板螺栓數(shù)量相關(guān)，承載力主要與插板形式相關(guān)。

3)將彎矩-轉(zhuǎn)角曲線應(yīng)用到連接單元，建立基于半剛性的出線構(gòu)架模型，對比了半剛性構(gòu)架和剛性構(gòu)架在設(shè)計荷載下和極限荷載下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)設(shè)計荷載下半剛性構(gòu)架的桿件最大軸力比剛性構(gòu)架大10.9%，剛性構(gòu)架的極限承載力是半剛性構(gòu)架的2.3倍；隨著節(jié)點剛度的增加，構(gòu)架極限承載力呈非線性增加。