王淑紅,張凱旋,王一楓,諸言涵,張大長(zhǎng)

(1. 國(guó)網(wǎng)浙江省電力有限公司 經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院,浙江 杭州 310008; 2.南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院,江蘇 南京 211800)

近年來,隨著輸電鐵塔結(jié)構(gòu)的日益發(fā)展,結(jié)構(gòu)荷載越來越大。鋼管桿結(jié)構(gòu)具有截面回轉(zhuǎn)半徑大、風(fēng)載體型系數(shù)小、傳力明確、安裝方便、線路走廊窄等優(yōu)點(diǎn),適用于同塔多回線路架設(shè)。輸電鋼管桿主要由主管和橫擔(dān)組成,鋼管桿節(jié)點(diǎn)連接形式主要有法蘭連接和插板連接兩種形式。法蘭節(jié)點(diǎn)受力較為均勻,節(jié)點(diǎn)承載性能較好,但法蘭節(jié)點(diǎn)受壓區(qū)和受拉區(qū)承載力相差較大,通常受拉區(qū)承載力比受壓區(qū)大。而且采用法蘭連接的鋼管桿存在主管局部屈曲、橫擔(dān)根部屈曲及焊縫撕裂破壞。此外,法蘭節(jié)點(diǎn)焊接作業(yè)繁重且鋼材用量大,一般用于直徑較大的鋼管桿連接,如特高壓、大跨越等鋼管桿主管連接。與法蘭節(jié)點(diǎn)相比,插板節(jié)點(diǎn)具有構(gòu)造簡(jiǎn)單、加工及安裝方便、承載力較高等優(yōu)點(diǎn)。因此,直徑較小的鋼管連接大多采用節(jié)點(diǎn)板連接。但是,對(duì)于一些荷載較大的塔結(jié)構(gòu),采用節(jié)點(diǎn)板連接會(huì)出現(xiàn)節(jié)點(diǎn)板尺寸過大、節(jié)點(diǎn)連接復(fù)雜等情況,加工時(shí)需要對(duì)主管開槽并焊接插板,對(duì)加工精度要求較高,在反復(fù)風(fēng)荷載作用下還存在局部撕裂的隱患。

輸電線路桿塔屬于高聳空間桁架結(jié)構(gòu),連接節(jié)點(diǎn)的安全對(duì)整個(gè)桿塔結(jié)構(gòu)至關(guān)重要,因此,連接節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)是桿塔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵?！都芸账碗娋€路鋼管桿設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)定》(DL/T 5130—2001)[1]對(duì)鋼管桿主桿結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)、制造及安裝等已有相關(guān)規(guī)定,橫擔(dān)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)也有相關(guān)文獻(xiàn)參考[2]。但是,國(guó)內(nèi)關(guān)于橫擔(dān)-主管貼板節(jié)點(diǎn)承載力特性的研究甚少[3-4],我國(guó)主要研究的是普通鋼管節(jié)點(diǎn)[5-7]。日本較早開展鋼管塔結(jié)構(gòu)及節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)理論的研究[8],文獻(xiàn)[9-11]采用屈服線模型對(duì)一些鋼管節(jié)點(diǎn)的極限承載力進(jìn)行了簡(jiǎn)化理論分析。

因此,本文提出采用穿心螺栓連接外貼橫擔(dān)與主管貼板節(jié)點(diǎn),開展承載力試驗(yàn)以及非線性有限元模擬,并與插板節(jié)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比,重點(diǎn)探討橫擔(dān)-主管貼板節(jié)點(diǎn)的承載力特性、傳力機(jī)制及破壞模式,為該節(jié)點(diǎn)在實(shí)際工程中的應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

橫擔(dān)-主管貼板節(jié)點(diǎn)的橫擔(dān)采用正八邊形錐形鋼管,稍徑規(guī)格為273 mm×8 mm,根徑規(guī)格為168 mm×8 mm;主管為正十二邊形鋼管,規(guī)格為406 mm×8 mm,長(zhǎng)度為2 200 mm,材質(zhì)均為Q345鋼;貼板節(jié)點(diǎn)的穿心螺栓采用8.8S-8M24型,貼板厚度為16 mm,如圖1所示。插板節(jié)點(diǎn)的連接螺栓采用8.8S-16M24型,插板厚度為16 mm,如圖2所示。

圖1 橫擔(dān)-主管貼板節(jié)點(diǎn)Fig.1 Crossarm-maintube strap joint (CS-joint)

圖2 橫擔(dān)-主管插板節(jié)點(diǎn)Fig.2 Crossarm-maintube gusset-plate joint (CGP-joint)

1.2 加載方案

試驗(yàn)采用電動(dòng)液壓千斤頂進(jìn)行加載,加載裝置如圖3所示。在主管兩端固定反力架,并設(shè)置球鉸,實(shí)現(xiàn)對(duì)主管的軸向加載;在橫擔(dān)稍端設(shè)置反力架,并在橫擔(dān)稍端和反力架之間設(shè)置千斤頂,在橫擔(dān)稍端設(shè)置滑輪板控制加載方向,實(shí)現(xiàn)對(duì)橫擔(dān)平面內(nèi)橫向加載;加載點(diǎn)距主管中心2 500 mm。

圖3 橫擔(dān)-主管節(jié)點(diǎn)加載試驗(yàn)Fig.3 Loading test of crossarm-maintube joints

加載前先對(duì)液壓千斤頂進(jìn)行標(biāo)定,并進(jìn)行預(yù)加載,以消除構(gòu)件間隙等因素可能引起的誤差。試驗(yàn)分兩步進(jìn)行加載,首先對(duì)主管進(jìn)行軸向加載,分12級(jí);當(dāng)主管軸向荷載達(dá)到1 170 kN時(shí),對(duì)橫擔(dān)進(jìn)行分級(jí)加載,每級(jí)荷載為9.5 kN,荷載達(dá)到57 kN時(shí),每級(jí)荷載改為4.7 kN。采集系統(tǒng)會(huì)自動(dòng)記錄各級(jí)荷載作用下節(jié)點(diǎn)應(yīng)變和橫擔(dān)稍端位移。

1.3 測(cè)點(diǎn)布置方案

在鋼管貼板節(jié)點(diǎn)的橫擔(dān)根部、主管及貼板等典型部位布置應(yīng)變片測(cè)點(diǎn),在螺栓一端設(shè)置套筒,將螺栓軸力轉(zhuǎn)化成對(duì)套筒壓力(圖4(a)),考察螺栓軸力分布規(guī)律、主管受壓區(qū)發(fā)展趨勢(shì)和貼板旋轉(zhuǎn)位置變化。在鋼管插板節(jié)點(diǎn)的主管根部、螺孔、插板兩側(cè)、橫擔(dān)根部等典型部位布置應(yīng)變片測(cè)點(diǎn),測(cè)試橫擔(dān)受壓側(cè)、主管受拉側(cè)和橫擔(dān)根部應(yīng)變發(fā)展趨勢(shì)和螺栓群旋轉(zhuǎn)中心位置(圖4(b))。同時(shí),在橫擔(dān)端部加載處設(shè)置位移計(jì)測(cè)量橫擔(dān)的橫向位移。

圖4 應(yīng)變片布置Fig.4 Arrangement of strain gauges

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 失效形態(tài)

加載結(jié)束時(shí)橫擔(dān)-主管貼板節(jié)點(diǎn)和插板節(jié)點(diǎn)的失效模式如圖5所示。由圖5(a)和5(b)可知:隨著橫向荷載不斷增大,橫擔(dān)變形十分明顯,最后因橫擔(dān)變形過大停止加載。達(dá)到極限荷載時(shí),橫擔(dān)受壓側(cè)主管發(fā)生局部受壓的輕微外凸屈曲變形;同時(shí),橫擔(dān)主管也發(fā)生局部屈曲失效,但橫擔(dān)及貼板無明顯屈曲變形。由圖5(c)和5(d)可知:插板式橫擔(dān)-主管節(jié)點(diǎn)的橫擔(dān)變形十分顯著,最后也因橫擔(dān)端部撓度過大停止加載。試驗(yàn)過程中,節(jié)點(diǎn)沒有明顯的失效現(xiàn)象;加載結(jié)束時(shí)橫擔(dān)根部節(jié)點(diǎn)板發(fā)生輕微彎曲變形。

圖5 節(jié)點(diǎn)失效模式Fig.5 Failure modes of joints

2.2 節(jié)點(diǎn)典型部位應(yīng)變發(fā)展

2.2.1 貼板節(jié)點(diǎn)

試驗(yàn)測(cè)得貼板節(jié)點(diǎn)主管徑向、螺栓套筒、貼板端部及橫擔(dān)根部的荷載-應(yīng)變曲線如圖6所示,荷載為橫擔(dān)稍端橫向荷載。由圖6可知:當(dāng)荷載小于48 kN時(shí),貼板節(jié)點(diǎn)主管徑向、貼板端部、橫擔(dān)根部的荷載-應(yīng)變基本呈線性增長(zhǎng)，而螺栓套筒荷載-應(yīng)變曲線呈非線性,最大壓應(yīng)變約為-4.7×10-3；隨著荷載繼續(xù)增大,貼板節(jié)點(diǎn)橫擔(dān)根部受拉側(cè)徑向首先進(jìn)入非線性屈服階段;隨著荷載繼續(xù)增大,橫擔(dān)根部受壓側(cè)主管也進(jìn)入塑性階段,最大壓應(yīng)變可達(dá)約-9×10-3,最后貼板節(jié)點(diǎn)發(fā)生屈服。

圖6 橫擔(dān)-主管貼板節(jié)點(diǎn)荷載-應(yīng)變曲線Fig.6 Load-strain curves of crossarm-maintube strap joints

由圖6還可知:橫擔(dān)主管受壓側(cè)應(yīng)變較受拉側(cè)大,主管局部屈曲位于受壓側(cè)。橫擔(dān)根部受拉側(cè)應(yīng)變發(fā)展速率較受壓側(cè)應(yīng)變發(fā)展速率快,加載結(jié)束時(shí)最大拉應(yīng)變約為11.3×10-3,大于其屈服應(yīng)變,表明橫擔(dān)根部進(jìn)入彈塑性工作狀態(tài)。短螺栓應(yīng)變發(fā)展較長(zhǎng)螺栓發(fā)展迅速,這是因?yàn)槎搪菟▌偠容^長(zhǎng)螺栓大,且貼板節(jié)點(diǎn)剛度較大,短螺栓受力較長(zhǎng)螺栓大。

2.2.2 插板節(jié)點(diǎn)

試驗(yàn)測(cè)得插板節(jié)點(diǎn)主管徑向、螺栓孔壁、插板端部及橫擔(dān)根部的荷載-應(yīng)變曲線如圖7所示。由圖7可知:當(dāng)荷載達(dá)到72 kN之前,主管徑向、插板端部、橫擔(dān)根部和螺栓孔壁荷載-應(yīng)變曲線基本呈線性發(fā)展;當(dāng)荷載繼續(xù)增大到90 kN時(shí),橫擔(dān)根部受壓側(cè)和橫擔(dān)第一排螺栓孔壁受壓側(cè)首先進(jìn)入非線性屈服階段;隨著荷載繼續(xù)增大,插板端部進(jìn)入塑性發(fā)展?fàn)顟B(tài);荷載最終增大到114 kN時(shí),橫擔(dān)根部受壓側(cè)應(yīng)變已經(jīng)超過應(yīng)變片量程。

圖7 橫擔(dān)-主管插板節(jié)點(diǎn)荷載-應(yīng)變曲線Fig.7 Load-strain curves of crossarm-maintube gusset-plate joints

由圖7還可知:當(dāng)荷載為橫擔(dān)稍端橫向荷載,且荷載小于90 kN時(shí),主管荷載-應(yīng)變基本呈線性發(fā)展,且橫擔(dān)主管受壓側(cè)應(yīng)變較受拉側(cè)大,這是因?yàn)椴灏遑灤┲鞴?對(duì)主管起到了加強(qiáng)作用。插板之間存在摩擦力,在抵抗彎矩過程中,先是接觸界面發(fā)生滑移,然后橫擔(dān)受拉側(cè)螺桿接觸到孔壁,發(fā)生旋轉(zhuǎn),孔壁壓應(yīng)變迅速增大,螺栓群旋轉(zhuǎn)中心位置偏橫擔(dān)受壓側(cè),橫擔(dān)受拉側(cè)插板應(yīng)變發(fā)展較橫擔(dān)受壓側(cè)插板應(yīng)變發(fā)展慢,最終最大壓應(yīng)變約為-6×10-3,遠(yuǎn)大于屈服應(yīng)變,說明插板受壓側(cè)已發(fā)生屈服,但其受拉側(cè)應(yīng)變遠(yuǎn)小于屈服應(yīng)變,仍處于彈性階段。由于橫擔(dān)與插板連接的端板強(qiáng)度較弱,對(duì)橫擔(dān)約束不足,橫擔(dān)承載能力較差,因此橫擔(dān)整體首先屈服。

3 節(jié)點(diǎn)承載力特性的模擬分析

3.1 材料特性

為了探討貼板節(jié)點(diǎn)和插板節(jié)點(diǎn)荷載-應(yīng)變特性、傳力機(jī)制及破壞模式,開展節(jié)點(diǎn)的非線性模擬分析。貼板節(jié)點(diǎn)及插板節(jié)點(diǎn)主管、加勁肋連接板材質(zhì)均為Q345鋼材,屈服強(qiáng)度為345 MPa,極限強(qiáng)度為380 MPa；采用8.8級(jí)高強(qiáng)螺栓,螺栓屈服強(qiáng)度為640 MPa,極限強(qiáng)度為800 MPa。材料的泊松比為0.3,彈性模量為200 GPa,所有材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系均采用三折線模型。

3.2 節(jié)點(diǎn)分析模型

采用ANSYS軟件對(duì)試驗(yàn)構(gòu)件進(jìn)行承載力特性的模擬，根據(jù)節(jié)點(diǎn)的幾何特點(diǎn)及構(gòu)造,通過試驗(yàn)研究貼板節(jié)點(diǎn)和插板節(jié)點(diǎn),建立相同的有限元分析模型。

節(jié)點(diǎn)分析模擬如圖8所示,采用solid185單元模擬Q345鋼管貼板節(jié)點(diǎn)、插板節(jié)點(diǎn)、加勁肋板、螺栓和鋼管,同時(shí)不考慮焊縫的影響;采用contact174和target170單元模擬插板-插板接觸、螺栓-孔壁接觸、螺栓-貼板接觸以及貼板-主管接觸;采用prest179單元模擬高強(qiáng)度螺栓的預(yù)緊力。

圖8 有限元分析模型Fig.8 Finite-element model

非線性模擬分析中節(jié)點(diǎn)的結(jié)束條件及加載方法與試驗(yàn)完全相同。

3.3 應(yīng)力分布

荷載達(dá)到屈服承載力時(shí),節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布如圖9所示。由圖9可知：在相同荷載作用下貼板節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布較插板節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布均勻,但由于插板貫通主管,對(duì)主管節(jié)點(diǎn)區(qū)域起較好的加強(qiáng)作用,因此節(jié)點(diǎn)區(qū)主管應(yīng)變比貼板節(jié)點(diǎn)小。

從螺栓von-Mises應(yīng)力云圖可以看出:貼板節(jié)點(diǎn)由于受拉螺栓少,單螺栓受力偏大,且兩側(cè)短螺栓受力較中部長(zhǎng)螺栓大,這與試驗(yàn)結(jié)果完全相同。分析貼板節(jié)點(diǎn)的邊上穿心螺栓與中間穿心螺栓受力的不均勻性,得出拉力比約為1.25,連接穿心螺栓的強(qiáng)度計(jì)算應(yīng)該考慮該傳力差異。

3.4 荷載-位移曲線

非線性模擬分析得到的橫擔(dān)稍端加載處鋼管節(jié)點(diǎn)荷載-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖10所示。由圖10可知:貼板節(jié)點(diǎn)與插板節(jié)點(diǎn)具有相似的荷載-位移曲線,即相同的承載力。由于多邊形鋼管加工工藝、實(shí)際加工誤差及螺栓軸力不均勻,貼板節(jié)點(diǎn)剛度較模擬結(jié)果小,加載過程中頂部位移相差較大,貼板節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線均沒有明顯的屈服點(diǎn),而插板節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)略微明顯的屈服點(diǎn)。兩種節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線的試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果變化趨勢(shì)均吻合較好,驗(yàn)證了有限元模擬分析的可靠性。

圖10 荷載-位移關(guān)系曲線Fig.10 Load-displacement curves

兩種節(jié)點(diǎn)屈服承載力試驗(yàn)值及模擬值的對(duì)比如表1所示。由表1可知:貼板節(jié)點(diǎn)具有與插板節(jié)點(diǎn)相近的屈服承載力;插板節(jié)點(diǎn)的屈服承載力試驗(yàn)值與模擬值之比為0.93,貼板節(jié)點(diǎn)的屈服承載力試驗(yàn)值與模擬值之比為0.90。

表1 節(jié)點(diǎn)承載力

因此,試驗(yàn)與模擬分析均能較好地反映兩類節(jié)點(diǎn)的承載力特性,驗(yàn)證貼板節(jié)點(diǎn)具有與插板節(jié)點(diǎn)相當(dāng)?shù)某休d力。

4 結(jié)論

基于本文關(guān)于貼板節(jié)點(diǎn)及插板節(jié)點(diǎn)承載力試驗(yàn)及模擬分析,可以得出以下主要結(jié)論。

1)橫擔(dān)-主管貼板節(jié)點(diǎn)發(fā)生主管受壓外凸的局部屈曲失效;插板節(jié)點(diǎn)破壞形式為橫擔(dān)根部受拉屈服,端板發(fā)生較大受彎變形。

2)貼板節(jié)點(diǎn)具有與插板節(jié)點(diǎn)相近的屈服承載力,兩類節(jié)點(diǎn)屈服承載力的試驗(yàn)值與模擬值均吻合較好。加工方便、節(jié)省鋼材的貼板節(jié)點(diǎn)可作為輸電鋼管桿的橫擔(dān)-主管節(jié)點(diǎn)形式。

3)貼板式節(jié)點(diǎn)橫擔(dān)根部的多邊形鋼板可以有效加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)區(qū)域,提高節(jié)點(diǎn)剛度及節(jié)點(diǎn)承載力,設(shè)計(jì)時(shí)可根據(jù)插板節(jié)點(diǎn)橫擔(dān)端板的選取原則確定板厚。

4)輸電鋼管桿的穿心貼板節(jié)點(diǎn)連接螺栓強(qiáng)度設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮中間螺栓與邊上螺栓傳力的不均勻性,邊上螺栓與中間螺栓拉力比可取1.25。