彭 鵬， 張大長， 孫海浪， 王榮華

(1. 南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 江蘇 南京 211800； 2. 鹽城電力設(shè)計院有限公司， 江蘇 鹽城 224002)

近年來，鋼管構(gòu)件憑借風(fēng)阻力系數(shù)小、截面抗彎剛度大、穩(wěn)定性好等優(yōu)點，在橋梁結(jié)構(gòu)、護堤和海洋平臺等工程建設(shè)領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[1]。隨著輸電電壓等級的提高，桿塔設(shè)計荷載越來越大，由于土地資源緊缺以及環(huán)保問題，傳統(tǒng)的角鋼塔已經(jīng)不能滿足線路設(shè)計的要求，鋼管塔逐漸成為大負(fù)荷、高電壓等級輸電線路的主要鐵塔形式[2,3]。

法蘭連接是輸電線路鋼管塔的主要連接形式，主要有無勁法蘭和有勁法蘭。無勁法蘭又稱柔性法蘭，其剛度較小，在受力過程中法蘭板變形較大，螺栓受力不均勻，承載性能相對較差，主要用于受力較小的桿件連接。加勁法蘭又稱剛性法蘭，是指在法蘭板與螺栓之間沿鋼管方向設(shè)置加勁肋而形成的帶加勁板的法蘭，剛性法蘭具備足夠的剛度和強度，遵循了強節(jié)點弱構(gòu)件的設(shè)計原則。但其中大量的焊接作業(yè)將產(chǎn)生較大的焊接應(yīng)力與焊接變形，焊縫檢測難度也較大，影響質(zhì)量控制。目前國內(nèi)外學(xué)者對于上述兩種法蘭進行了大量研究，也提出了相應(yīng)的設(shè)計規(guī)定[4～6]。

鍛造高頸法蘭由法蘭頸與法蘭板一體鍛造而成，可以通過控制法蘭頸的尺寸，降低法蘭與鋼管對焊作業(yè)產(chǎn)生的焊接應(yīng)力的影響。由于鍛造高頸法蘭采用對接焊接，大量的焊接作業(yè)可由機械完成，大大提高了工作效率，有效保證了焊接質(zhì)量。鍛造高頸法蘭作為一種新型的法蘭連接形式，日本學(xué)者對鍛造高頸法蘭的受力性能、計算方法等進行了研究，并提出了相應(yīng)的設(shè)計方法和構(gòu)造建議[7,8]。國內(nèi)學(xué)者吳靜等[9～11]通過試驗與有限元相結(jié)合的方法，考察了軸心受拉荷載下鍛造高頸法蘭的受力特性，并研究了鍛造高頸法蘭軸心受拉承載力的計算方法。但是國內(nèi)尚未開展鍛造高頸法蘭偏心受力性能與設(shè)計方法的研究，我國現(xiàn)行規(guī)范也沒有相應(yīng)的規(guī)定。

本文研究用于輸電線路鋼管桿連接的新型法蘭節(jié)點形式——高頸鍛造法蘭節(jié)點(內(nèi)坡外直壁)，該型法蘭較大地降低了法蘭盤直徑，節(jié)約了用鋼量。通過試驗研究和有限元分析，研究Q420鍛造高頸法蘭在偏心受壓荷載下的承載力特性、應(yīng)力發(fā)展特點以及失效模式，并給出了該型法蘭連接螺栓受力修正系數(shù)m的建議計算公式。

1 鍛造高頸法蘭偏心受壓試驗

1.1 試件設(shè)計

基于國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 9115.1—2000《平面、突面對焊鋼制管法蘭》[12]，設(shè)計了4組等管徑、2組不等管徑的鍛造高頸法蘭試件，開展偏心距為0.10D、0.25D(D為主管外徑，不等管徑對接時，D為小規(guī)格主管外徑)的偏心受壓試驗研究。

每種偏心距選擇2組試件進行偏心受壓試驗，對試驗數(shù)據(jù)取平均，以消除偶然誤差。鍛造高頸法蘭采用內(nèi)坡外直壁截面形式，連接法蘭的主管長度為1.2 m。該型法蘭的法蘭盤尺寸與螺栓圓直徑較小，減小了法蘭板的懸臂長度，有利于降低法蘭板變形后產(chǎn)生的撬力。內(nèi)坡外直壁鍛造高頸法蘭偏心受壓試驗的試件參數(shù)見表1、圖1。

表1 試件參數(shù) mm

圖1 節(jié)點試件及測點布置

1.2 材性性能及管件偏壓承載力

試驗構(gòu)件的主管采用Q460鋼材，法蘭采用Q420鋼材，材性試驗得到的屈服強度、極限強度和彈性模量如表2所示。

表2 材料力學(xué)性能 MPa

GB 50017—201《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》[13]中，單向彎矩作用的實腹式壓彎構(gòu)件強度計算公式為：

(1)

式中：An為構(gòu)件凈截面面積；N為構(gòu)件所受軸力；Mx為構(gòu)件所受彎矩，本文中Mx=eN；γx為截面塑性發(fā)展系數(shù)；Wnx為凈截面模量；f為鋼材的抗壓強度設(shè)計值。

按表2取f為Q420鋼材的實測極限強度，可以得到管件偏心受壓極限承載力的計算值，具體結(jié)果如表3所示。

表3 管件偏心受壓極限承載力

1.3 加載及測試方法

鍛造高頸法蘭偏心受壓試驗采用10000 kN液壓機進行加載，通過調(diào)整法蘭中心與加載板中心的距離實現(xiàn)偏心荷載的施加，法蘭試件底部通過螺桿與反力支座相連實現(xiàn)固結(jié)(圖2)。

圖2 對接鍛造高頸法蘭偏心受壓加載現(xiàn)場

根據(jù)特高壓工程經(jīng)驗及相關(guān)設(shè)計建議，在試驗前對M30高強螺栓施加600 N·m的預(yù)緊扭矩。將等管徑鍛造高頸法蘭連接主管的偏壓承載力(偏心距e=0.10D)作為100%設(shè)計荷載，試件初始加載步長為100 kN，加載至75%設(shè)計荷載時，以每級50 kN加載至100%設(shè)計荷載或試件破壞。每級荷載均檢測并記錄節(jié)點的變形和應(yīng)變情況。

為了掌握主管及鍛造高頸法蘭各關(guān)鍵部位的受力特點，在主管管壁、法蘭頸及法蘭盤表面粘貼應(yīng)變片(見圖1、表4)，測試其應(yīng)變值。同時，在法蘭盤接觸面開槽并粘貼應(yīng)變片，考察法蘭盤接觸面的受力特點。加載點的荷載及豎向位移由10000 kN液壓機系統(tǒng)直接讀取并記錄。

表4 應(yīng)變測點布置

2 試驗結(jié)果分析

2.1 受力全過程和失效模式

加載初期，6組鍛造高頸法蘭試件都沒有明顯的軸向變形；隨著荷載的增加，6組試件均略微向加載點一側(cè)彎曲。由于加勁肋與主管焊接端部存在較大的殘余應(yīng)力，當(dāng)荷載達到3650 kN時，偏心距為0.25D的2組等管徑試件的主管根部與加勁肋連接處發(fā)生局部屈曲，而偏心距為0.10D的4組試件則無明顯破壞現(xiàn)象。卸載后，6組試件的鍛造高頸法蘭幾乎沒有殘余變形，說明該型法蘭在整個試驗過程中始終處于彈性階段。

GB 50017—201《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》[13]雖然通過限制鋼管徑厚比來避免局部屈曲現(xiàn)象的發(fā)生，但是由于圓鋼管的規(guī)格及尺寸不同，可能會發(fā)生整體失穩(wěn)或局部屈曲破壞[14]。本文構(gòu)件主管的徑厚比較大，接近于規(guī)范中的徑厚比限值，構(gòu)件長細(xì)比較小，且施加荷載已超過規(guī)范設(shè)計值，這導(dǎo)致構(gòu)件局部屈曲先于整體失穩(wěn)發(fā)生。此外，焊接殘余應(yīng)力主要集中于加勁肋焊縫區(qū)域內(nèi)，當(dāng)構(gòu)件整體彎曲的凹向與之重合時，該處實際壓應(yīng)力增大，該部位將先發(fā)生局部失穩(wěn)[15]。

圖3 荷載-位移曲線

2.2 荷載-變形特性

不同偏心距對應(yīng)的鍛造高頸法蘭偏心受壓荷載-位移曲線如圖3所示。對于偏心距為0.25D的試件，荷載達到3000 kN之前，加載點位移與荷載成線性關(guān)系；此后，靠近加載點一側(cè)的主管進入塑性階段，加載點位移隨荷載迅速增大。偏心距為0.10D的試件在整個加載過程都處于彈性階段，且位移隨荷載發(fā)展較慢。

2.3 典型部位應(yīng)變發(fā)展

(1)主管應(yīng)變

試驗測得主管應(yīng)變隨荷載發(fā)展的曲線如圖4所示。在整個加載過程中，主管中部應(yīng)變發(fā)展較快，當(dāng)荷載達到3600 kN時，靠近加載點一側(cè)的主管應(yīng)變(測點1)超過6000 με，表明此處的主管中部已達到極限承載力。

對于試件HNF4040，偏心距從0.10D增加至0.25D時，靠近加載點一側(cè)的主管應(yīng)變發(fā)展更快且應(yīng)變值更大，而遠(yuǎn)離加載點一側(cè)(測點2、測點5)的主管受拉。

圖4 主管荷載-應(yīng)變曲線

當(dāng)偏心距相同時，由于試件HNF3540的主管管徑D較小，其所承受的彎矩也較小，所以與試件HNF4040相比，試件HNF3540的主管應(yīng)變發(fā)展更快。

(2)法蘭頸應(yīng)變

試驗測得的法蘭頸荷載-應(yīng)變曲線如圖5所示?？拷虞d點一側(cè)的法蘭頸內(nèi)外(測點6、測點7)均受壓，而另一側(cè)的法蘭頸內(nèi)外(測點9、測點10)均受拉，整個加載過程中，法蘭頸始終處于彈性階段。

圖5 法蘭頸荷載-應(yīng)變曲線

當(dāng)偏心距從0.10D增加至0.25D時，試件HNF4040靠近加載點一側(cè)的主管應(yīng)變發(fā)展更快且應(yīng)變值更大，而遠(yuǎn)離加載點一側(cè)(測點2、測點5)的主管受拉。由于管徑較小，試件HNF3540承受的偏心彎矩也較小，法蘭頸整體受壓，遠(yuǎn)離加載點一側(cè)壓應(yīng)變最小。

(3)法蘭盤應(yīng)變

試驗測得的法蘭盤荷載-應(yīng)變曲線如圖6所示。法蘭盤上平面應(yīng)變先拉后壓，下平面應(yīng)變先壓后拉，兩者應(yīng)變都很小且處于彈性范圍內(nèi)。偏心距越大，壓應(yīng)變越小，拉應(yīng)變越大。

偏心距從0.10D增加至0.25D時，試件HNF4040法蘭盤拉應(yīng)變發(fā)展更快且拉應(yīng)變值略大；而其壓應(yīng)變值減小，部分測點(測點12、測點13、測點14)的應(yīng)變由壓變?yōu)槔?/p>

3 有限元模擬

3.1 分析模型

(1)節(jié)點參數(shù)及材料本構(gòu)

采用有限元軟件ANSYS對試件進行非線性分析，模型所用材料、幾何參數(shù)與試件一致。主管與鍛造高頸法蘭的材料強度按照表2取值，8.8級高強螺栓的屈服強度fy=640 MPa，極限強度fu=800 MPa，彈性模量E=205 GPa。主管、鍛造高頸法蘭及螺栓的泊松比均取0.3，本構(gòu)關(guān)系均采用三折線等向強化模型(圖7)，并服從Von Mises屈服準(zhǔn)則。

圖6 法蘭盤荷載-應(yīng)變曲線

圖7 材料本構(gòu)

(2)建模及邊界條件

采用Solid185的8節(jié)點實體單元模擬試件中的鍛造高頸法蘭、主管、加勁肋、端板及螺栓，上下法蘭板間、螺帽與法蘭板的接觸采用Target170單元和Contact174單元模擬，接觸單元的摩擦系數(shù)取0.3。采用Prets179單元施加螺栓預(yù)緊力。網(wǎng)格采用Sweep掃略劃分，網(wǎng)格大小取為10。有限元模型如圖8所示。

圖8 鍛造高頸法蘭節(jié)點有限元模型

螺栓預(yù)緊力由預(yù)緊扭矩?fù)Q算得到，高強度螺栓的預(yù)緊力由式(2)換算[16]：

T=kPd

(2)

式中：T為施工扭矩，M30螺栓施工扭矩為600 N·m；扭矩系數(shù)k取0.25；P為螺栓預(yù)緊力；d為高強螺栓螺桿直徑。算得螺栓預(yù)緊力P為80 kN。

加載計算時，下部端板施加固定約束，上部端板進行偏心加載。材料非線性采用增量理論、多線性隨動強化準(zhǔn)則，采用大變形方法進行計算分析。

3.2 節(jié)點變形特性

有限元模擬得到的加載點荷載-位移曲線如圖9所示。出于安全考慮，加載至3600 kN時便停止試驗，利用有限元分析軟件對此后的荷載-位移發(fā)展趨勢進行模擬分析。荷載較小時，加載點位移隨偏心壓力線性增加，其變化趨勢與試驗荷載-位移曲線類似；隨著荷載增大，加載點位移迅速增大。由于試件與支座、液壓機之間存在一定空隙，所以試驗得到的荷載-位移曲線初始剛度略小于模擬結(jié)果。

圖9 荷載-位移模擬值

鍛造高頸法蘭節(jié)點有限元模型在偏壓荷載(偏心距e=0.25D)作用下的失效模式(圖10)為主管根部與加勁肋連接處局部屈曲，這與試驗現(xiàn)象一致。

圖10 主管局部屈曲

3.3 節(jié)點應(yīng)力分布

圖11為鍛造高頸法蘭節(jié)點在荷載為3500 kN時的整體等效應(yīng)力分布。主管與加勁肋相連處應(yīng)力發(fā)展最快，偏心距為0.25D的節(jié)點應(yīng)力集中現(xiàn)象尤為明顯，而法蘭頸、法蘭板及螺栓的應(yīng)力值都較小并處于彈性范圍。當(dāng)偏心距相同時，小管徑節(jié)點應(yīng)力發(fā)展快于大管徑節(jié)點。有限元模擬得到的等效應(yīng)力分布與試驗測得的主管應(yīng)變規(guī)律基本吻合。

圖11 鍛造高頸法蘭等效應(yīng)力分布/MPa

法蘭頸在荷載為3500 kN時的主壓應(yīng)力分布如圖12所示。與主管最大受壓區(qū)相連的法蘭頸應(yīng)力發(fā)展較快，但仍在彈性范圍內(nèi)。偏心距為0.25D時，遠(yuǎn)離加載點一側(cè)的法蘭頸受拉，且應(yīng)力值較小，這與試驗結(jié)果一致。

圖12 法蘭頸主壓應(yīng)力分布/MPa

圖13為法蘭板(偏心距e=0.25D)在荷載為3500 kN時的等效應(yīng)力分布?？梢钥闯?，在預(yù)緊力作用下，螺母與法蘭板相互擠壓導(dǎo)致螺栓孔附近出現(xiàn)應(yīng)力集中，法蘭盤整體應(yīng)力較小。

圖13 法蘭板等效應(yīng)力分布/MPa

4 鍛造高頸法蘭偏心受壓影響分析

為深入探討偏心距及法蘭盤厚度對鍛造高頸法蘭偏心受壓承載力特性的影響，補充了一組等管徑鍛造高頸法蘭模型進行分析。實際工程中，采用鍛造高頸法蘭連接的主管并不會焊有加勁肋，因此本章的有限元模型在加載板處均不設(shè)置加勁肋。其中，5種不同的偏心距e分別為0.10D，0.25D，0.50D，0.75D，1.00D，5種不同的法蘭盤厚度分別為22，28，34，40，46 mm。

4.1 偏心距e的影響

(1)荷載-變形特性

有限元模擬得到的加載點荷載-位移曲線如圖9所示。不同偏心距對應(yīng)的鍛造高頸法蘭節(jié)點的失效模式不同：偏心距較小時，法蘭節(jié)點主要由軸向壓力控制，靠近加載點一側(cè)主管發(fā)生局部屈曲失穩(wěn)；當(dāng)偏心距達到或超過1.00D時，法蘭節(jié)點主要由彎矩控制，靠近加載點一側(cè)主管發(fā)生強度破壞。

(2)節(jié)點整體等效應(yīng)力分布

高頸鍛造法蘭節(jié)點在極限荷載作用下的整體等效應(yīng)力分布如圖14所示。偏心距較小時節(jié)點整體呈受壓狀態(tài)，靠近加載點一側(cè)的主管應(yīng)力大于遠(yuǎn)離加載點一側(cè)的主管應(yīng)力。當(dāng)偏心距達到0.25D時，遠(yuǎn)離加載點一側(cè)主管應(yīng)力由受壓逐漸轉(zhuǎn)為受拉。隨著偏心距的增加，遠(yuǎn)離加載點一側(cè)的主管受拉區(qū)逐漸增大。高頸鍛造法蘭的應(yīng)力始終處于彈性范圍內(nèi)，說明該型法蘭安全可靠。

(3)法蘭盤面接觸應(yīng)力

圖15為極限荷載作用下的法蘭盤面接觸應(yīng)力分布。偏心距較小時，螺栓圓內(nèi)部的法蘭盤面存在接觸應(yīng)力，且近加載點一側(cè)的接觸應(yīng)力要稍大于遠(yuǎn)離加載點一側(cè)的接觸應(yīng)力。偏心距增大到0.25D時，遠(yuǎn)離加載點一側(cè)的法蘭板接觸應(yīng)力幾乎為零，說明此時遠(yuǎn)離加載點一側(cè)法蘭板已經(jīng)脫離。

(4)螺栓群等效應(yīng)力

極限荷載作用下，螺栓群等效應(yīng)力分布如圖16所示。偏心距為0.10D時，螺栓群整體幾乎不受力；偏心距為0.25D時，遠(yuǎn)離加載點一側(cè)螺栓開始出現(xiàn)拉應(yīng)力；隨著偏心距逐漸增大，受力螺栓數(shù)量在增多，其應(yīng)力也在增大。

4.2 螺栓承載力計算理論

Q/GDW 391—2009《輸電線路鋼管塔構(gòu)造設(shè)計規(guī)定》[17]中已經(jīng)對鍛造高頸法蘭軸心受力螺栓計算給出了建議公式，該公式是參考柔性法蘭的螺栓受力計算方法，并對修正系數(shù)m加以調(diào)整。但是，相關(guān)規(guī)范并沒有給出鍛造高頸法蘭偏心受壓時螺栓的受力計算公式。下面給出鍛造高頸法蘭軸心受拉時螺栓計算公式：

圖14 節(jié)點等效應(yīng)力分布/MPa

圖15 法蘭盤面接觸應(yīng)力分布/MPa

圖16 螺栓群等效應(yīng)力分布/MPa

Ntmax=mNb(a+b)/a

(3)

式中：Ntmax為受力最大的螺栓拉力；Nb為軸心受拉時一個螺栓所對應(yīng)的管壁段中的拉力；a為螺栓孔中心到法蘭邊緣距離；b為螺栓孔中心到法蘭頸根部距離；m為螺栓考慮彎曲效應(yīng)后的受力修正系數(shù)，取0.62，當(dāng)0.62(a+b)/a小于1.1時，取0.62(a+b)/a=1.1。

根據(jù)有限元分析得到的上下法蘭板的接觸應(yīng)力(圖15)可以看出，螺栓受拉側(cè)的法蘭板外邊緣處于擠壓狀態(tài)，內(nèi)邊緣分離，因此，鍛造高頸法蘭的螺栓拉力計算應(yīng)考慮撬力的影響。參考柔性法蘭受壓彎荷載共同作用時的計算公式[18]，一個螺栓所對應(yīng)的管壁段中的拉力為：

(4)

式中：n為法蘭盤連接螺栓數(shù)量；M為法蘭板所受彎矩；N為法蘭板所受軸心力，壓力時取負(fù)值；r2為法蘭頸根部半徑。

偏心受壓時，鍛造高頸法蘭的最大螺栓拉力可以按照式(4)計算。以試驗?zāi)Ｐ蜑榛A(chǔ)，利用有限元軟件ANSYS對鍛造高頸法蘭開展進一步的參數(shù)化分析，提取最大受力螺栓的拉力，根據(jù)式(3)(4)推出螺栓受力修正系數(shù)m，具體結(jié)果如表5所示。

從表5可以看出：隨著法蘭板厚度的增加，鍛造高頸法蘭節(jié)點的極限荷載小幅增加；偏心距越大，鍛造高頸法蘭節(jié)點偏心受壓的極限荷載越小。根據(jù)圖17不難看出，法蘭板厚度對于螺栓受力修正系數(shù)m影響較大，法蘭板厚度越大，撬力的影響越小，m值也相應(yīng)減小。

表5 螺栓受力修正系數(shù)

圖17 法蘭板厚對螺栓受力修正系數(shù)m的影響

選取法蘭板厚、偏心距為參數(shù)對螺栓受力修正系數(shù)進行擬合，得到如下建議計算公式。螺栓修正系數(shù)m的計算值與模擬值比較如圖18所示，兩者吻合較好。

(5)

圖18 螺栓受力修正系數(shù)m計算值與模擬值對比

5 結(jié) 論

基于鍛造高頸法蘭試驗研究及模擬分析，可以得出以下結(jié)論：

(1)鍛造高頸法蘭節(jié)點在偏壓荷載(e=0.10D，0.25D)作用下的破壞模式為主管受壓區(qū)局部屈曲失穩(wěn)，滿足強節(jié)點弱構(gòu)件的設(shè)計要求。

(2)鍛造高頸法蘭在整個偏心受壓過程中處于彈性階段，該型法蘭受力合理，安全可靠，可用于實際工程。

(3)偏壓荷載下，法蘭盤上平面應(yīng)變先拉后壓，下平面應(yīng)變先壓后拉，兩者應(yīng)變都很小且處于彈性范圍內(nèi)。

(4)參考柔性法蘭螺栓拉力計算公式，鍛造高頸法蘭偏心受壓時螺栓拉力計算應(yīng)考慮法蘭板的撬力影響，本文給出了該型法蘭連接螺栓受力修正系數(shù)m的建議計算公式。

(5)在偏壓荷載作用下，由于圓鋼管的規(guī)格及尺寸不同，可能會發(fā)生整體失穩(wěn)或局部屈曲破壞。為了避免構(gòu)件發(fā)生局部屈曲，可以適當(dāng)減小鋼管徑厚比，此外還需盡量減小焊接殘余應(yīng)力。對于局部屈曲先于整體失穩(wěn)發(fā)生的構(gòu)件，應(yīng)考慮局部屈曲對壓彎構(gòu)件穩(wěn)定承載力的折減。