聞 洋，于 蛟，孟春才

(內(nèi)蒙古科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭，014010)

節(jié)點(diǎn)是格構(gòu)式鋼管混凝土風(fēng)電塔架結(jié)構(gòu)的重要組成部位，其受力相對(duì)復(fù)雜。目前國(guó)內(nèi)外針對(duì)節(jié)點(diǎn)的研究主要集中在承載力和變形能力上，并提出了大量的相關(guān)理論[1-8]，但對(duì)于風(fēng)電塔架節(jié)點(diǎn)區(qū)的受力控制及設(shè)計(jì)的研究尚未成熟。2016年國(guó)家能源局印發(fā)關(guān)于風(fēng)電發(fā)展“十三五”規(guī)劃，規(guī)劃估算“十三五”期間中國(guó)風(fēng)電建設(shè)總投資將達(dá)到7 000億元以上。隨著大型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組裝機(jī)容量的不斷提升，塔架作為風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的重要組成部分，其在高度、穩(wěn)定性等方面就有了更多、更高的要求。

格構(gòu)式鋼管混凝土風(fēng)電塔架桿件較多，而節(jié)點(diǎn)是塔柱與多方向腹桿相交的核心區(qū)域，此處的受力及連接情況十分復(fù)雜[7]，在實(shí)際荷載作用下，節(jié)點(diǎn)內(nèi)存在復(fù)雜的受力狀態(tài)和空間耦合作用，是非常規(guī)空間節(jié)點(diǎn)。目前關(guān)于鋼管混凝土柱肢節(jié)點(diǎn)的研究多集中在相貫節(jié)點(diǎn)及管板節(jié)點(diǎn)的性能研究上[8-14]，但上述節(jié)點(diǎn)高空焊接困難，施工難度較大，焊接精度無(wú)法保證，這在一定程度上限制了格構(gòu)式鋼管混凝土風(fēng)電塔架的推廣及應(yīng)用。所以探尋新型節(jié)點(diǎn)更具迫切性和實(shí)際意義。

由此，筆者提出一種新型球形節(jié)點(diǎn)，此節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)中既考慮了節(jié)點(diǎn)的工作要求、構(gòu)造及施工工藝的可實(shí)施性、還考慮到節(jié)點(diǎn)傳力的明確性和受力的可靠性，具有現(xiàn)場(chǎng)免焊接、角度可調(diào)節(jié)、安裝精度要求低、拆裝便利、適于裝配式批量生產(chǎn)等諸多優(yōu)點(diǎn)。以塔柱外包裹體徑厚比與節(jié)點(diǎn)板厚度2個(gè)參數(shù)作為變化參數(shù)，分析節(jié)點(diǎn)的破壞模式與高應(yīng)力區(qū)變化走勢(shì)，探尋節(jié)點(diǎn)的薄弱部位。并通過(guò)ABAQUS有限元軟件找到各參數(shù)與節(jié)點(diǎn)極限承載力的對(duì)應(yīng)關(guān)系。以期得到最優(yōu)組合，為此類節(jié)點(diǎn)在風(fēng)電塔架中的應(yīng)用提供試驗(yàn)依據(jù)和理論支持。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件模型設(shè)計(jì)

以內(nèi)蒙古白云鄂博地區(qū)某1.5 MW錐臺(tái)型風(fēng)電塔筒為原型基礎(chǔ)，設(shè)計(jì)四肢柱格構(gòu)式鋼管混凝土風(fēng)電塔架，設(shè)計(jì)塔架共16層，高62.4 m，塔架頂部直徑2.7 m，底部直徑4 m，相鄰腹桿之間的角度按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中的要求設(shè)定。綜合考慮風(fēng)電機(jī)組自重、風(fēng)輪葉片風(fēng)荷載、塔架自重、塔架風(fēng)荷載等有關(guān)因素，通過(guò)SAP2000分析在考慮暴風(fēng)工況下塔架的內(nèi)力分布規(guī)律。由于試驗(yàn)場(chǎng)地及加載設(shè)備限制，選取塔架壓、拉腹桿荷載比例為1∶ 1.12的塔架上部一節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加載，并依此設(shè)計(jì)4個(gè)1∶ 1.6插板式節(jié)點(diǎn)縮尺試件。設(shè)計(jì)時(shí)主要考慮的參數(shù)為節(jié)點(diǎn)板厚度和球柱高度，節(jié)點(diǎn)各部件委托加工廠制作，于實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行組裝，節(jié)點(diǎn)模型構(gòu)造滿足《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》和《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》的相關(guān)規(guī)定。試件塔柱采用20號(hào)熱軋無(wú)縫鋼管。錐臺(tái)壁厚8 mm，錐臺(tái)與外包裹體焊接連接。球柱開槽，節(jié)點(diǎn)板插入槽中，通過(guò)焊接連接。角鋼與節(jié)點(diǎn)板、上下側(cè)包裹體均采用M20的10.9級(jí)高強(qiáng)螺栓連接。試件幾何參數(shù)見(jiàn)表1，節(jié)點(diǎn)示意圖見(jiàn)圖1。各試件除節(jié)點(diǎn)板厚度和球柱高度不同外，其余部件的幾何構(gòu)造、制作工藝及裝配方式均相同。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

表1 試件參數(shù)

試件與設(shè)計(jì)原型塔架相比，僅在比例上進(jìn)行縮尺，材料均與設(shè)計(jì)原型塔架保持一致。其中塔柱鋼管、節(jié)點(diǎn)板、球體、球柱及腹桿均采用Q235普通碳素鋼，外包裹體及錐臺(tái)均選用304不銹鋼。塔柱鋼管內(nèi)填充強(qiáng)度為C40的自密實(shí)混凝土。試驗(yàn)前進(jìn)行材性測(cè)試，鋼材力學(xué)性能指標(biāo)見(jiàn)表2，實(shí)測(cè)鋼管內(nèi)部28天混凝土立方體抗壓強(qiáng)度代表值為47.6 MPa。

表2 鋼材性能

1.2 加載裝置及加載制度1.2.1 加載裝置

本試驗(yàn)采用臥位加載方式，將此類節(jié)點(diǎn)模型臥放置于試驗(yàn)臺(tái)座上，塔柱兩端分別通過(guò)地腳螺栓固定于反力制作與試驗(yàn)臺(tái)座上。兩斜腹桿分別為受拉腹桿與受壓腹桿，并通過(guò)其端部的加載板與液壓伺服器相連。試驗(yàn)加載裝置圖如圖2所示。

圖2 加載裝置圖

1.2.2 加載制度

本試驗(yàn)采用靜力加載，塔柱上不施加荷載，故塔柱上不影響節(jié)點(diǎn)區(qū)受力的結(jié)果。通過(guò)原型塔架的內(nèi)力分析可知，斜腹桿的壓、拉荷載比例為1∶1.2，故對(duì)壓、拉腹桿按此比例施加荷載。加載過(guò)程分為預(yù)載、標(biāo)準(zhǔn)荷載與破壞荷載3段。預(yù)載階段分3級(jí)進(jìn)行加載，每級(jí)荷載取壓桿理論荷載的10%，每級(jí)荷載持荷時(shí)間為10 min，最后分為3級(jí)卸為空載。標(biāo)準(zhǔn)荷載每級(jí)增量取壓桿理論極限荷載的10%，當(dāng)節(jié)點(diǎn)達(dá)到壓桿理論承載力的80%或構(gòu)架出現(xiàn)較大塑性變形時(shí)，每級(jí)增量降至壓桿理論荷載的5%，直至荷載出現(xiàn)破壞，試驗(yàn)結(jié)束。

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

萬(wàn)向球板節(jié)點(diǎn)試件上節(jié)點(diǎn)板區(qū)域與節(jié)點(diǎn)交匯區(qū)受力較為復(fù)雜，測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示。

圖3 測(cè)點(diǎn)布置及區(qū)域名稱

2 試件破壞形態(tài)

試件JD1：當(dāng)受拉腹桿拉力達(dá)到約180 kN時(shí)，鋼球瞬間發(fā)生向受拉腹桿方向的大幅度轉(zhuǎn)動(dòng)。當(dāng)受拉腹桿拉力達(dá)到約200 kN時(shí)，節(jié)點(diǎn)板與鋼球焊縫出現(xiàn)裂縫，隨后迅速貫通，此時(shí)節(jié)點(diǎn)板屈曲，試件破壞，試驗(yàn)結(jié)束。試件JD1為節(jié)點(diǎn)板焊縫強(qiáng)度破壞模式。

試件JD2：當(dāng)受拉腹桿拉力達(dá)到約127 kN時(shí)，受拉腹桿和受壓腹桿發(fā)生輕微彎曲。當(dāng)受拉腹桿拉力達(dá)到約231 kN時(shí)，受壓腹桿發(fā)生屈曲破壞，試件破壞試驗(yàn)結(jié)束，試件JD2為受壓腹桿屈曲破壞。

試件JD3:當(dāng)受拉腹桿拉力達(dá)到約165 kN時(shí)，受壓腹桿發(fā)生輕微彎曲，當(dāng)受拉腹桿拉力達(dá)到約187 kN時(shí)，節(jié)點(diǎn)板與鋼球連接焊縫出現(xiàn)裂縫并迅速貫通發(fā)生破壞，試驗(yàn)結(jié)束。試件JD3為節(jié)點(diǎn)板焊縫強(qiáng)度破壞模式。

試件JD4:當(dāng)拉力達(dá)到約156kN時(shí)，受壓腹桿發(fā)生彎曲。當(dāng)受拉腹桿拉力達(dá)到約175 kN時(shí)，鋼球與節(jié)點(diǎn)板連接的焊縫被撕壞，隨后鋼球母材被撕壞，試件破壞試驗(yàn)結(jié)束。試件JD4為球體強(qiáng)度破壞。試件最終破壞模式如圖4所示。

圖4 試件破壞形態(tài)

由試件的破壞模式可知，JD1、JD3與JD4均發(fā)生鋼球與節(jié)點(diǎn)板連接焊縫撕裂破壞模式，表明鋼球與節(jié)點(diǎn)板連接處為構(gòu)件薄弱部位，設(shè)計(jì)時(shí)需著重考慮。由于JD4的節(jié)點(diǎn)板較厚，其與鋼球焊接強(qiáng)度較大，焊接時(shí)球體內(nèi)部殘余應(yīng)力較大，故造成母材強(qiáng)度相對(duì)不足導(dǎo)致母材被拉斷。JD2發(fā)生受壓腹桿的失穩(wěn)破壞模式，初步推斷10 mm厚節(jié)點(diǎn)板是結(jié)構(gòu)構(gòu)件破壞由焊縫撕裂轉(zhuǎn)變?yōu)楦箺U失穩(wěn)破壞的臨界狀態(tài)。分別對(duì)比JD1、JD3與JD2、JD4，包裹體厚度對(duì)構(gòu)件的破壞模式影響不大，需進(jìn)行深度的模擬分析。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 節(jié)點(diǎn)板等效應(yīng)力分析

為了了解各種變化參數(shù)下節(jié)點(diǎn)板區(qū)域等效應(yīng)力區(qū)域分布情況并尋找其薄弱部位，在節(jié)點(diǎn)板上布置測(cè)點(diǎn)節(jié)點(diǎn)板等效應(yīng)力分布圖如圖5所示。

圖5 試件節(jié)點(diǎn)板等效應(yīng)力分布曲線

由圖5可知，在加載初期，試件受力較小，萬(wàn)向球板節(jié)點(diǎn)試件節(jié)點(diǎn)板的等效應(yīng)力分布較為均勻。隨著荷載等級(jí)的增大，其等效應(yīng)力分布開始出現(xiàn)較大的差異。

對(duì)于試件JD1，隨著荷載等級(jí)的增大，節(jié)點(diǎn)板上各測(cè)點(diǎn)等效應(yīng)力值出現(xiàn)差異，其中1、2號(hào)測(cè)點(diǎn)的增長(zhǎng)速度最快；當(dāng)試件達(dá)到破壞時(shí)，其等效應(yīng)力最大值達(dá)到約260 MPa。

對(duì)于試件JD2，其節(jié)點(diǎn)板上各測(cè)點(diǎn)的等效應(yīng)力分布規(guī)律與試件JD1基本相同，在每級(jí)荷載作用下，節(jié)點(diǎn)板上由2號(hào)測(cè)點(diǎn)至6號(hào)測(cè)點(diǎn)的等效應(yīng)力值呈現(xiàn)遞減趨勢(shì)；當(dāng)試件達(dá)到破壞狀態(tài)時(shí)，其等效應(yīng)力最大值達(dá)到約290 MPa。

對(duì)于試件JD3，在試驗(yàn)過(guò)程中，由于節(jié)點(diǎn)板發(fā)生屈曲的現(xiàn)象故1，2號(hào)應(yīng)變花120.1 kN～140.4 kN處等效應(yīng)力增幅相比jd1，jd2處的大。其試件JD3的等效應(yīng)力最大值點(diǎn)是2號(hào)測(cè)點(diǎn)，約為340 MPa，當(dāng)試件達(dá)到破壞荷載時(shí)，其等效應(yīng)力增幅較大，其中2號(hào)測(cè)點(diǎn)處當(dāng)荷載由120.1 kN增大至140.1 kN時(shí)，等效應(yīng)力增幅達(dá)到2.5倍左右。分析其原因知，當(dāng)節(jié)點(diǎn)板焊縫發(fā)生強(qiáng)度破壞時(shí)，由于沒(méi)有及時(shí)停止加載，使得節(jié)點(diǎn)板失去有效的附著點(diǎn)，在腹桿拉、壓荷載的共同作用下，使得節(jié)點(diǎn)板處于不利的受力狀態(tài)。

對(duì)于試件JD4，在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中由于節(jié)點(diǎn)板發(fā)生屈曲沒(méi)有JD3的程度大，同樣在120.1 kN～140.4 kN處1，2號(hào)應(yīng)變花等效應(yīng)力相對(duì)JD1,JD2有明顯增幅。JD4其等效應(yīng)力最大值點(diǎn)是2號(hào)測(cè)點(diǎn)，約為187 MPa。此時(shí)節(jié)點(diǎn)板均處于彈性工作階段，由于焊接時(shí)導(dǎo)致球體內(nèi)部存在較大的殘余內(nèi)力，使得球體不能充分發(fā)揮其材料屬性，導(dǎo)致最終的破壞狀態(tài)為球體母材的強(qiáng)度破壞。

整體而言，節(jié)點(diǎn)板高應(yīng)力區(qū)主要集中在腹桿端部區(qū)域(圖3中測(cè)點(diǎn)1、2、3)，其中2號(hào)測(cè)點(diǎn)等效應(yīng)力值最大。節(jié)點(diǎn)板受拉區(qū)(測(cè)點(diǎn)2、6、7)應(yīng)力值均大于受壓區(qū)(測(cè)點(diǎn)1、5、8)應(yīng)力值。

3.2 節(jié)點(diǎn)交匯區(qū)等效應(yīng)力分析

萬(wàn)向球板節(jié)點(diǎn)在鋼球與錐臺(tái)接觸、錐臺(tái)與包裹體交匯區(qū)受力復(fù)雜。以求得此交匯區(qū)等效應(yīng)力，應(yīng)變花布置情況如圖6(b)所示。

圖6 試件節(jié)點(diǎn)交匯區(qū)等效應(yīng)力分布曲線

圖6表示各試件節(jié)點(diǎn)交匯區(qū)等效應(yīng)力分布曲線。由圖6可知，在加載初期，節(jié)點(diǎn)交匯區(qū)各測(cè)點(diǎn)等效應(yīng)力分布較為均勻，隨著荷載的不斷增加，等效應(yīng)力的分布出現(xiàn)較大差異，且試件JD1～JD4的節(jié)點(diǎn)交匯區(qū)等效應(yīng)力峰值點(diǎn)均位于4號(hào)測(cè)點(diǎn)位置,即錐臺(tái)上靠近受拉腹桿方向部位處。在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中由于JD1與JD3的球體轉(zhuǎn)動(dòng)的原因?qū)е?號(hào)應(yīng)變花處等效應(yīng)力80.7 kN～100.7 kN期間的增幅相比JD2,JD4的大。其中試件JD1等效應(yīng)力最大值約為220 MPa；試件JD2的等效應(yīng)力最大值約為300 MPa；試件JD3的等效應(yīng)力最大值約為250 MPa；試件JD4的等效應(yīng)力最大值約為260 MPa。對(duì)比包裹體徑厚比均為29.4的試件JD1、JD2在同一級(jí)荷載作用下等效應(yīng)力分布情況知：試件JD2較試件JD1的等效應(yīng)力分布情況更為均勻，表明節(jié)點(diǎn)板越厚其等效應(yīng)力分布越均勻，這是因?yàn)楣?jié)點(diǎn)板越厚越能更好地緩解節(jié)點(diǎn)交匯區(qū)的應(yīng)力集中現(xiàn)象。對(duì)比包裹體徑厚比分別為29.4與23.9的試件JD1、JD3在同一級(jí)荷載作用下等效應(yīng)力分布情況知：在同一級(jí)荷載作用下，試件JD1包裹體上測(cè)點(diǎn)(測(cè)點(diǎn)5、6、7)的等效應(yīng)力值明顯小于試件JD3包裹體上對(duì)應(yīng)的測(cè)點(diǎn)的等效應(yīng)力值，即包裹體的徑厚比越大，等效應(yīng)力值越小。建議在保證節(jié)點(diǎn)受力的前提下，盡量選用徑厚比較大的包裹體，以免材料被不完全利用，造成浪費(fèi)。

總體而言，試件JD1～JD4在節(jié)點(diǎn)交匯區(qū)每個(gè)測(cè)點(diǎn)的等效應(yīng)力分布并不均勻，每個(gè)試件的節(jié)點(diǎn)交匯區(qū)等效應(yīng)力最大值點(diǎn)均為4號(hào)測(cè)點(diǎn)，分析其原因主要有以下2條：拉、壓腹桿軸力在水平方向分力的疊加使得節(jié)點(diǎn)受拉側(cè)沿塔柱水平分力較大，球體與錐臺(tái)在受拉腹桿區(qū)域內(nèi)的內(nèi)壁貼緊，而1號(hào)測(cè)點(diǎn)處錐臺(tái)并未直接受到小球的水平作用，應(yīng)力通過(guò)錐臺(tái)內(nèi)部逐步由4號(hào)測(cè)點(diǎn)傳遞遞至1號(hào)測(cè)點(diǎn)，故等效應(yīng)力分布由4向1呈逐步減小趨勢(shì)。5、7號(hào)測(cè)點(diǎn)等效應(yīng)力明顯大于6號(hào)測(cè)點(diǎn)，分析其原因?yàn)殄F臺(tái)在受力過(guò)程中沿節(jié)點(diǎn)板平面內(nèi)發(fā)生微小的彎曲，錐臺(tái)整體呈四邊形狀，受壓側(cè)臺(tái)壁受拉而受拉側(cè)壁受壓，導(dǎo)致與其相近的包裹體部位產(chǎn)生應(yīng)力集中；錐臺(tái)中部變形相對(duì)較小，故應(yīng)力最低。

4 有限元分析

為了進(jìn)一步分析其他參數(shù)指標(biāo)值對(duì)節(jié)點(diǎn)極限承載力影響規(guī)律，采用ABAQUS有限元軟件對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行深入分析。

4.1 本構(gòu)關(guān)系及邊界條件

鋼材的本構(gòu)關(guān)系采用韓林海提出的二次塑流模型，核心混凝土同樣采用韓林海的本構(gòu)關(guān)系；塑形階段采取能量破壞準(zhǔn)模擬混凝土受力狀態(tài)。

對(duì)于節(jié)點(diǎn)塔柱內(nèi)壁與核心區(qū)混凝土外表面、球體與錐臺(tái)內(nèi)壁的接觸定義，研究采用“硬接觸”來(lái)模擬混凝土與塔柱、錐臺(tái)與小球的法向接觸作用；以“罰摩擦”定義切向接觸，塔柱內(nèi)壁與核心區(qū)混凝土外表面之間的摩擦系數(shù)取0.4，球體與錐臺(tái)內(nèi)壁之間的摩擦系數(shù)取0.15。對(duì)于塔柱外表面與包裹體內(nèi)表面、及節(jié)點(diǎn)板、螺栓與螺孔的接觸行為的定義，采用Tei命令將螺栓與螺孔耦合在一起。

4.2 分析結(jié)果校驗(yàn)

表3 試件極限承載力

圖7 腹桿軸力變形曲線對(duì)比Fig.7 Contrast about the axial force and the deformation curve of the ventral stem

4.3 管內(nèi)混凝土應(yīng)力分布

在鋼管混凝土結(jié)構(gòu)中，核心混凝土限制了鋼管壁的變形，大大提升結(jié)構(gòu)的整體承載能力，而由于實(shí)際試驗(yàn)條件的限制，未在試驗(yàn)中得到其核心混凝土上的應(yīng)力值大小與分布情況。借助ABAQUS有限元對(duì)萬(wàn)向球板節(jié)點(diǎn)的核心混凝土部分的應(yīng)力分布情況進(jìn)行分析。圖8為各個(gè)試件的核心區(qū)混凝土等效應(yīng)力分布圖。由圖8可以看出此萬(wàn)向節(jié)點(diǎn)高應(yīng)力區(qū)主要集中在核心混凝土中部區(qū)域即包裹體所在位置，此部位混凝土主要起局部承壓作用，其他部位混凝土受力較小。試件JD-1等效應(yīng)力峰值為23 MPa，試件JD-2等效應(yīng)力峰值為43 MPa，試件JD-3等效應(yīng)力峰值為29 MPa，試件JD-4等效應(yīng)力峰值為35 MPa。總體而言，除應(yīng)力集中點(diǎn)，絕大部分承壓混凝土實(shí)際受力處于10 MPa～25 MPa之間，混凝土強(qiáng)度未得到有效利用。

圖8 核心區(qū)混凝土應(yīng)力云圖Fig.8 The equivalent stress distribution of concrete in the core

結(jié)合《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》和《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》的相關(guān)規(guī)定，建議此類節(jié)點(diǎn)在設(shè)計(jì)使用時(shí)，采用強(qiáng)度等級(jí)為C30的混凝土作為塔柱核心混凝土即可，以滿足承載要求、降低成本。

4.4 參數(shù)擴(kuò)展分析

由于實(shí)際試驗(yàn)的局限性，試驗(yàn)的參數(shù)變化設(shè)置較少，故研究利用ABAQUS有限元軟件對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行擴(kuò)展分析。在假定腹桿不發(fā)生屈曲破壞，具有足夠剛度，失效區(qū)域主要集中在節(jié)點(diǎn)板附近的前提下，分別考慮節(jié)點(diǎn)板厚度n和包裹體徑厚比的變化，其它參數(shù)保持不變，對(duì)節(jié)點(diǎn)極限承載力進(jìn)行分析，擴(kuò)展分析結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 參數(shù)擴(kuò)展分析

4.4.1 包裹體徑厚比γ分析

節(jié)點(diǎn)承載力與包裹體徑厚比的關(guān)系曲線如圖9所示。

圖9 Nu-γ關(guān)系曲線Fig.9 Relation of Nu vs .γ

由圖9可知，試件的極限承載力總體隨γ增加而減小。當(dāng)γ由21.9依次增大至56.8時(shí)，圖9中不同節(jié)點(diǎn)板厚度n的不同區(qū)間曲線斜率依次在-5.2～-9.6，-9.5～-18.9，-4.3～-6.3，-0.9～-1.44之間；當(dāng)γ≤38.5時(shí)，試件的極限承載力隨著γ的增大的下降的幅度較大；當(dāng)γ>38.5時(shí)，試件的極限承載力隨著γ的增大的下降幅度較小。在風(fēng)力發(fā)電塔架中，柱肢需要承擔(dān)較大的軸力，筆者提出的萬(wàn)向球板節(jié)點(diǎn)高應(yīng)力區(qū)主要集中在包裹體上，為保證其具有較高的強(qiáng)度儲(chǔ)備且充分利用材料，建議包裹體徑厚比γ取值應(yīng)在38.5左右。

4.4.2 節(jié)點(diǎn)板厚的影響

節(jié)點(diǎn)承載力與節(jié)點(diǎn)板厚的關(guān)系曲線如圖10所示。由圖10知，對(duì)比文獻(xiàn)[8]知，此種萬(wàn)向球板節(jié)點(diǎn)試件的極限承載力隨著節(jié)點(diǎn)板厚度增大，其增大幅度更大，且隨著節(jié)點(diǎn)板厚度的增加，試件的極限承載力的增幅呈下降趨勢(shì)。通過(guò)對(duì)比試件的極限承載力隨著節(jié)點(diǎn)板厚度的增幅大小變化趨勢(shì)知，當(dāng)節(jié)點(diǎn)板厚度由14 mm增大至16 mm時(shí)，試件的極限承載力的增幅略有放緩，為保證節(jié)點(diǎn)板材料利用率的提高以及鋼材強(qiáng)度最大限度地發(fā)揮，在徑厚比不變的情況下，根據(jù)本試驗(yàn)設(shè)計(jì)的4個(gè)模型，節(jié)點(diǎn)板厚度取14 mm左右。觀察曲線可以發(fā)現(xiàn)，相同節(jié)點(diǎn)板厚度情況下，隨著包裹體徑厚比的遞增，對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)的承載力的增幅較小。相同徑厚比條件下隨著節(jié)點(diǎn)板厚度的增加對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)的承載力增幅較大。綜上可知，節(jié)點(diǎn)板厚度將成為控制此種萬(wàn)向球板節(jié)點(diǎn)試件的關(guān)鍵因素。

圖10 Nu-n關(guān)系曲線Fig.10 Relation of Nu vs .n

5 結(jié) 論

1)試件破壞主要表現(xiàn)為腹桿屈曲和節(jié)點(diǎn)板連接焊縫強(qiáng)度破壞2種破壞形態(tài)。節(jié)點(diǎn)板焊縫處和錐臺(tái)為球板式節(jié)點(diǎn)的高應(yīng)力區(qū)，是節(jié)點(diǎn)的薄弱部位。

2)填充混凝土有效限制了塔柱高應(yīng)力區(qū)的變形，實(shí)際工程中建議格構(gòu)式鋼管混凝土風(fēng)電塔架采用C30混凝土作為填充混凝土。

3)節(jié)點(diǎn)板為插板式節(jié)點(diǎn)的薄弱部件，其高應(yīng)力區(qū)集中在節(jié)點(diǎn)板下部與球柱相交處，隨著節(jié)點(diǎn)板厚度的增加，節(jié)點(diǎn)板平面外剛度增強(qiáng)，等效應(yīng)力分布將更加均勻，試件承載能力增強(qiáng)。

4)錐臺(tái)等效應(yīng)力分布不均，高應(yīng)力區(qū)集中在錐臺(tái)受鋼球擠壓側(cè)，錐臺(tái)的變形極易導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生附加彎矩，加速節(jié)點(diǎn)板破壞模式和球柱剪切破壞模式的發(fā)展。建議此類節(jié)點(diǎn)在錐臺(tái)受擠壓側(cè)加設(shè)加勁肋，以提高錐臺(tái)的徑向剛度和受壓區(qū)局部穩(wěn)定性，延緩錐臺(tái)變形，提高受力性能。

5)假定腹桿不發(fā)生屈曲破壞，有限元分析可知當(dāng)γ≤38.5時(shí)，試件的極限承載力隨著γ的增大，下降曲率較大；當(dāng)γ>38.5時(shí)，試件的極限承載力隨著γ的增大，下降曲率較小。在風(fēng)力發(fā)電塔架中，柱肢需要承擔(dān)較大的軸力，筆者提出的節(jié)點(diǎn)受力主要集中在包裹體上，為保證其具有較高的強(qiáng)度儲(chǔ)備且充分利用材料，建議實(shí)際工程中包裹體徑厚比γ取為38.5。

6)此種節(jié)點(diǎn)節(jié)點(diǎn)板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)承載能力影響顯著，節(jié)點(diǎn)板厚度越厚其彈性階段越長(zhǎng)，故其節(jié)點(diǎn)延性性能越好，其耗能能力較強(qiáng)。試件的極限承載力隨著節(jié)點(diǎn)板厚度增大，其增大幅度更大。建議此類節(jié)點(diǎn)在實(shí)際工程設(shè)計(jì)使用時(shí)14 mm左右較為合理。