王松濤，夏 謙，吳海兵

（中國(guó)電力工程顧問(wèn)集團(tuán)中南電力設(shè)計(jì)院有限公司，湖北 武漢430071）

0 引言

角鋼構(gòu)件廣泛應(yīng)用于輸電塔結(jié)構(gòu)中，失穩(wěn)是其主要破壞模式。由于缺陷的客觀存在，角鋼的失穩(wěn)呈極值型，我國(guó)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)［1］（GB50017-2017，以下簡(jiǎn)稱(chēng)“鋼標(biāo)”）中，考慮了1/1 000 桿長(zhǎng)的初彎曲和殘余應(yīng)力兩種缺陷對(duì)壓桿穩(wěn)定承載力的影響。

但在輸電鐵塔角鋼構(gòu)件上除了上述兩種缺陷，還可能存在輔助抱桿孔、接地孔等孔洞缺陷。此外，在既有線路的改造加固項(xiàng)目中，也可能因改變節(jié)間布置而導(dǎo)致原構(gòu)件節(jié)點(diǎn)上的約束孔變?yōu)榉羌s束孔。

目前，國(guó)內(nèi)外鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)相關(guān)規(guī)范［1，6］僅考慮孔洞缺陷對(duì)角鋼構(gòu)件強(qiáng)度的削弱，而忽視了其對(duì)構(gòu)件受壓穩(wěn)定承載力的影響。冷彎薄壁型鋼領(lǐng)域雖有相關(guān)研究，但由于冷彎薄壁型鋼與軋制型鋼的屈曲模式不大相同，其研究結(jié)論無(wú)法直接應(yīng)用［7-8］。

某工程鐵塔進(jìn)行真型試驗(yàn)時(shí)，由于輔助抱桿孔位置加工錯(cuò)誤，鐵塔主材構(gòu)件在輔助抱桿孔處率先發(fā)生屈曲破壞，從而導(dǎo)致鐵塔整體倒塌。

本文借助有限元軟件ANSYS，對(duì)開(kāi)圓孔單角鋼構(gòu)件進(jìn)行了數(shù)值分析，結(jié)果表明：由于試驗(yàn)孔位相對(duì)設(shè)計(jì)孔位的偏移，導(dǎo)致構(gòu)件的承載力下降了約12%，是導(dǎo)致試驗(yàn)塔提前破壞的直接原因。

1 試驗(yàn)塔情況

1.1 工程設(shè)計(jì)概況

某輸電線路工程設(shè)計(jì)風(fēng)速為160 km/h（10 m高3 s陣風(fēng)），極導(dǎo)線采用四分裂鋼芯鋁絞線4×JL1/G3A-1250/70，對(duì)于靠近沿海地區(qū)，考慮導(dǎo)線防腐要求，采用四分裂鋁合金芯鋁絞線4×JL1/LHA1-800/550，兩根地線均采用24 芯光纖復(fù)合架空地線（OPGW-120），鐵塔采用格構(gòu)自立式鐵塔。桿塔設(shè)計(jì)采用ASCE 74美國(guó)輸電線路結(jié)構(gòu)荷載導(dǎo)則和ASCE 10 美國(guó)輸電線路結(jié)構(gòu)規(guī)范。

本次試驗(yàn)塔設(shè)計(jì)使用條件為：水平檔距480 m，垂直檔距600 m。試驗(yàn)塔呼高為54 m，試驗(yàn)工況共7 個(gè)，如表1所示，其中工況7為超載工況。

表1 鐵塔試驗(yàn)工況Table 1 Tower test conditions

圖1 某工程真型試驗(yàn)塔Fig.1 Tower test of a certain project

1.2 真型塔試驗(yàn)情況

真型試驗(yàn)塔順利通過(guò)了工況1：斷左地線；工況2：斷左導(dǎo)線；工況3：右導(dǎo)線吊裝；工況4：右導(dǎo)線錨線。

在進(jìn)行第5 個(gè)試驗(yàn)工況：90 度風(fēng)（最小垂直檔距）試驗(yàn)時(shí)，在50%-75%-90%-95%加載階段一切正常，100%加載持續(xù)17 s，第10段從上向下第一個(gè)節(jié)間D腿塔身主材與線路垂直的角鋼肢率先發(fā)生屈曲破壞，從而導(dǎo)致鐵塔整體倒塌。

試驗(yàn)結(jié)束后，對(duì)破壞位置的檢查發(fā)現(xiàn)，第10 段C，D腿塔身主材均在輔助抱桿螺栓孔截面處發(fā)生了不同程度的撕裂。

圖2 第10段塔身D腿主材率先屈曲破壞Fig.2 Buckling failure of leg D of the 10th tower section

圖3 鐵塔整體倒塌Fig.3 Global collapse of tower

圖4 D腿的破壞位置Fig.4 Location of failure on leg D

1.3 破壞構(gòu)件分析

1.3.1 破壞構(gòu)件理論承載力分析

根據(jù)tower 軟件計(jì)算結(jié)果表明：在90度風(fēng)（最小垂直檔距）工況下，進(jìn)行100%加載時(shí)，破壞點(diǎn)應(yīng)力比（應(yīng)力與屈服強(qiáng)度比值）為80.5%，塔腿應(yīng)力比為81.3%。

根據(jù)試驗(yàn)塔構(gòu)件實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度，破壞點(diǎn)和塔腿鋼材屈服強(qiáng)度分別為463 MPa和463 MPa，在90度風(fēng)（最小垂直檔距）工況下，對(duì)應(yīng)的應(yīng)力比分別為73.0%和74.5%。

圖5 C腿的破壞位置Fig.5 Location of failure on leg C

根據(jù)塔腿應(yīng)變片結(jié)果表明：應(yīng)變約為1 749×10-6，可計(jì)算出塔腿應(yīng)力約為349.8 MPa，應(yīng)力比分別為83.3%（屈服強(qiáng)度取420 MPa）和75.5%（屈服強(qiáng)度取463 MPa）。實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與理論計(jì)算結(jié)果吻合較好。

在90 度風(fēng)（最小垂直檔距）工況下，進(jìn)行100%加載時(shí)，破壞構(gòu)件安全裕度分別為19.5%（屈服強(qiáng)度取420 MPa）和27.0%（屈服強(qiáng)度取463 MPa）。理論計(jì)算結(jié)果表明，該構(gòu)件不會(huì)發(fā)生屈服破壞。

1.3.2 破壞構(gòu)件實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析

通過(guò)試驗(yàn)塔現(xiàn)場(chǎng)觀察發(fā)現(xiàn)，第10 段塔身主材（受壓的CD 腿）均在輔助抱桿螺栓孔附近發(fā)生破壞，如圖4～圖5 所示。破壞點(diǎn)主材規(guī)格為L(zhǎng)160X14，材質(zhì)為Q420。試驗(yàn)卸載后，為了查明破壞原因，現(xiàn)場(chǎng)第一時(shí)間對(duì)破壞點(diǎn)進(jìn)行了如下工作：

1)現(xiàn)場(chǎng)選取破壞構(gòu)件的不同位置進(jìn)行測(cè)量，平厚度和肢寬符合圖紙要求；

2）如圖6 所示，破壞點(diǎn)附近塔身輔助抱桿螺栓孔中心到角鋼肢背的距離為：126.6 mm，孔徑25 mm，螺孔中心到肢背的距離與施工圖94 mm不一致。輔助抱桿螺栓孔到角鋼肢尖的凈邊距僅20.6 mm，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于施工圖中設(shè)計(jì)的凈邊距。

圖6 抱桿孔位置詳圖Fig.6 Holes for construction on construction drawings

綜上所述，輔助抱桿的實(shí)際螺栓孔中心到角鋼肢尖的凈距僅為設(shè)計(jì)凈距的50.6%，遠(yuǎn)小于設(shè)計(jì)凈距，造成靠近螺孔的肢尖部位產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中。

2 有限元計(jì)算

2.1 有限元模型

模型采用三維8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元SOLID185建模，該單元可考慮彈塑性和大變形，適用于存在局部開(kāi)孔等特殊構(gòu)造的精細(xì)化有限元分析。材料本構(gòu)采用理想彈塑性模型，彈性模量取E=206 GPa。為模擬構(gòu)件的兩端鉸接約束，采用多點(diǎn)約束（MPC）技術(shù)，在模型兩端各添加一個(gè)參考點(diǎn)，分別與角鋼兩端截面耦合，約束和荷載均施加在相應(yīng)的參考點(diǎn)上［9］。

模型按照破壞構(gòu)件的實(shí)際尺寸建模，構(gòu)件截面規(guī)格L160X14（為便于計(jì)算，構(gòu)件截面未考慮肢背和肢尖處的圓弧倒角），長(zhǎng)度為1 313 mm，螺孔直徑取25 mm，最上端孔距加載端345 mm，孔中心距為80 mm，殘余應(yīng)力和初彎曲等構(gòu)件初始缺陷由于無(wú)法準(zhǔn)確量得，在本模型中未考慮。有限元模型如圖7 所示，為盡可能準(zhǔn)確地模擬孔邊的應(yīng)力狀態(tài)，對(duì)開(kāi)孔局部進(jìn)行了網(wǎng)格加密［10］。

圖7 有限元模型網(wǎng)格劃分Fig.7 Grid partition of the finite element model

2.2 試驗(yàn)荷載加載分析

模型加載值取構(gòu)件承受的理論試驗(yàn)荷載F=1 332 kN，分別取屈服強(qiáng)度Fy=420 MPa 和460 MPa，孔位為試驗(yàn)孔位和設(shè)計(jì)孔位分別進(jìn)行計(jì)算。

試驗(yàn)孔位和設(shè)計(jì)孔位條件下構(gòu)件的有限元應(yīng)力分布云圖分別如圖8所示。

可見(jiàn)，試驗(yàn)孔位條件下（圖8），由于螺孔邊緣距角鋼肢尖僅20.6 mm，兩種屈服強(qiáng)度情況下，孔邊應(yīng)力集中效應(yīng)均已擴(kuò)散到肢尖處，致使孔邊到肢尖部分截面率先進(jìn)入塑性區(qū)，構(gòu)件剛度急劇降低，在開(kāi)孔截面處產(chǎn)生較大變形。其中，F(xiàn)y=420 MPa 時(shí)，構(gòu)件未加載到100%即提前發(fā)生了破壞。

由圖8（b）可見(jiàn)，圓孔邊的應(yīng)力塑性點(diǎn)率先在圓孔垂直荷載方向的象限點(diǎn)上產(chǎn)生，繼而向外呈約45°角擴(kuò)展的趨勢(shì)，若孔邊距過(guò)小，則可能導(dǎo)致整個(gè)孔邊距范圍全部進(jìn)入塑性階段。

圖8 試驗(yàn)荷載作用下構(gòu)件應(yīng)力云圖(試驗(yàn)孔位)Fig.8 Cloud picture of stress distribution under ultimate bearing capacity for test hole

圖9 試驗(yàn)荷載作用下構(gòu)件應(yīng)力云圖(設(shè)計(jì)孔位)Fig.9 Cloud picture of stress distribution under ultimate bearing capacity for design hole

而在設(shè)計(jì)孔位條件下（圖9），雖然孔邊應(yīng)力集中效應(yīng)同樣存在，但由于螺孔距肢尖比試驗(yàn)孔位要大，孔邊應(yīng)力集中塑性區(qū)僅集中在構(gòu)件彎曲主軸附近的孔邊小范圍內(nèi)，構(gòu)件邊緣并未因?yàn)閼?yīng)力集中而進(jìn)入塑性狀態(tài)，對(duì)構(gòu)件剛度削弱有限，構(gòu)件應(yīng)力分布相對(duì)均勻，總體變形也更小。

2.3 極限承載力分析

為進(jìn)一步考量開(kāi)孔位置對(duì)構(gòu)件極限承載力的影響，分別取屈服強(qiáng)度Fy=460 MPa 和420 MPa，對(duì)比分析了無(wú)開(kāi)孔，按試驗(yàn)孔位和設(shè)計(jì)孔位開(kāi)孔的構(gòu)件極限承載力，結(jié)果如表2。

可見(jiàn)，無(wú)開(kāi)孔構(gòu)件的有限元計(jì)算極限承載力比美標(biāo)承載力高約2%，鑒于本次模擬忽略了構(gòu)件中可能存在的初始?xì)堄鄳?yīng)力等缺陷，可以認(rèn)為模型計(jì)算結(jié)果較為準(zhǔn)確。

由表2可知，由于試驗(yàn)孔位相對(duì)設(shè)計(jì)孔位的偏移，導(dǎo)致構(gòu)件的承載力下降了約12%。

表2 不同螺孔位置下構(gòu)件的極限承載力Table 2 Ultimate bearing capacity of member with different hole positions

各模型極限承載力情況下的應(yīng)力云圖及荷載-位移曲線如圖10-圖12所示。

由圖10 可見(jiàn)，試驗(yàn)孔位條件下，孔邊應(yīng)力集中效應(yīng)導(dǎo)致圓孔周邊部分截面率先進(jìn)入塑性屈服階段，而由于螺孔距角鋼肢尖較近，應(yīng)力得不到充分的重分布，構(gòu)件承載力難以充分發(fā)揮。其中，孔邊到肢尖部分截面的率先屈服導(dǎo)致開(kāi)孔處截面的剛度降低，變形增大，最終在開(kāi)孔截面處發(fā)生彎曲失穩(wěn)，這與試驗(yàn)觀察到的失穩(wěn)模式比較吻合。

圖10 構(gòu)件極限承載力分析(試驗(yàn)孔位)Fig.10 Analysis of ultimate bearing capacity of components（with test hole）

圖11 構(gòu)件極限承載力分析(設(shè)計(jì)孔位)Fig.11 Analysis of ultimate bearing capacity of components（with design hole）

圖12 構(gòu)件極限承載力分析(無(wú)開(kāi)孔)Fig.12 Analysis of ultimate bearing capacity of components（with no hole）

而在設(shè)計(jì)孔位條件下（圖11），雖然孔邊同樣存在應(yīng)力集中效應(yīng)，但由于圓孔靠近構(gòu)件彎曲主軸，孔邊應(yīng)力集中導(dǎo)致的單元率先屈服對(duì)截面剛度削弱不大，構(gòu)件失穩(wěn)時(shí)整體應(yīng)力重分布較為充分，其極限承載力大于試驗(yàn)孔位構(gòu)件。

而對(duì)于無(wú)開(kāi)孔的構(gòu)件（圖12），構(gòu)件呈繞最小軸的彎曲失穩(wěn)，且位移最大點(diǎn)在中間截面，失穩(wěn)時(shí)整個(gè)構(gòu)件肢尖大部分進(jìn)入塑性，其承載力得到充分發(fā)揮，其承載力也最高。

3 結(jié)語(yǔ)

有限元分析結(jié)果表明，試驗(yàn)塔破壞構(gòu)件螺孔外邊緣距角鋼肢尖距離僅20.6 mm，導(dǎo)致壓力作用下，孔邊的應(yīng)力集中效應(yīng)顯著，孔邊到角鋼肢尖范圍內(nèi)截面率先進(jìn)入塑性屈服階段，使構(gòu)件整體剛度降低，承載力相應(yīng)降低，是導(dǎo)致試驗(yàn)塔提前破壞的主要原因。

設(shè)計(jì)中建議盡量避免對(duì)受壓構(gòu)件開(kāi)施工孔，否則應(yīng)驗(yàn)算其穩(wěn)定承載力，并盡量使開(kāi)孔遠(yuǎn)離肢尖并靠近節(jié)點(diǎn)。