高春彥+楊衛(wèi)平+李斌+史治宇

摘要：為研究格構式鋼管混凝土風力發(fā)電機塔架K型焊接管板節(jié)點的受力性能，進行了4個圓鋼管混凝土K型焊接管板節(jié)點的單調(diào)靜力加載試驗和1個空心圓鋼管K型焊接管板節(jié)點的對比試驗，探討了該類節(jié)點的破壞模式、極限承載力以及節(jié)點區(qū)應力分布和發(fā)展規(guī)律，研究了各試驗參數(shù)對節(jié)點受力性能的影響。試驗結果表明：塔柱內(nèi)混凝土的填充使得焊接管板節(jié)點的破壞模式由節(jié)點交匯處塔柱管壁塑性變形失效轉(zhuǎn)變?yōu)楣?jié)點板失效和腹桿失效；節(jié)點的極限承載力大幅增加，變形減小；節(jié)點幾何參數(shù)和構造參數(shù)的變化對試件受力性能的影響較大；當節(jié)點板中部設置加勁肋時，節(jié)點的承載力提高，節(jié)點板平面外失穩(wěn)得以避免；當節(jié)點極限承載力由腹桿屈曲或屈服承載力控制時，在一定范圍內(nèi)隨著腹桿與塔柱管徑比和壁厚比的增加，節(jié)點的承載力提高。

關鍵詞：圓鋼管混凝土；焊接管板節(jié)點；靜力加載試驗；破壞模式；極限承載力；受力性能

中圖分類號：TU392.3 文獻標志碼：A

0 引 言

近年來，隨著風力發(fā)電產(chǎn)業(yè)的發(fā)展，格構式鋼管混凝土塔架與傳統(tǒng)的錐臺形鋼結構塔筒相比，由于材料利用率高、構件尺寸小、便于運輸?shù)葍?yōu)勢，具有較大的發(fā)展?jié)摿1-4]。在格構式鋼管混凝土風力發(fā)電機塔架結構中，塔柱采用圓鋼管混凝土，腹桿采用圓鋼管，則塔柱與腹桿交接處即為K型節(jié)點，其受力相對復雜，是研究的重點。目前各國學者對K型節(jié)點的研究主要集中在桁架、輸電塔架和格構式柱的相貫節(jié)點、法蘭連接節(jié)點、螺栓球以及空心球節(jié)點上，已有的對K型管板節(jié)點的研究也主要集中于K型插板螺栓連接節(jié)點上[5-8]。文獻[9]中基于歐洲進行的大量連接試驗，給出了一套空心管結構焊接節(jié)點的極限強度計算公式。文獻[10]中對跨越輸電鋼管塔K型插板螺栓連接節(jié)點的受力性能進行了研究，分析了鋼管-插板節(jié)點的幾何參數(shù)、構造參數(shù)等對節(jié)點受力性能的影響，并利用理論解析法對帶加勁板的節(jié)點極限承載力進行了分析。對于焊接管板節(jié)點，由于焊接殘余應力的影響，使得節(jié)點區(qū)的受力更為復雜。文獻[11]中給出了桁架節(jié)點板在斜腹桿拉力和壓力作用下的強度和穩(wěn)定性計算公式，但是研究成果是基于弦桿和腹桿均為雙角鋼的桁架管板節(jié)點建立的，其是否適用于圓鋼管之間的連接仍值得探討。

本文對格構式鋼管混凝土風力發(fā)電機塔架中的K型焊接管板節(jié)點進行單調(diào)靜力加載試驗，并對1個空心圓鋼管K型焊接管板節(jié)點進行對比試驗，探討節(jié)點的破壞模式、極限承載力、節(jié)點區(qū)應力分布和發(fā)展規(guī)律，研究幾何參數(shù)、構造參數(shù)對節(jié)點破壞模式和極限承載力的影響規(guī)律，以期為該類節(jié)點的設計提供參考依據(jù)。

1 試驗方案

1.1 試件設計

本文設計了4個圓鋼管混凝土K型焊接管板節(jié)點和1個空心圓鋼管K型焊接管板節(jié)點，主要考察參數(shù)包括塔柱徑厚比γ、腹桿與塔柱管徑比β、腹桿與塔柱壁厚比τ。根據(jù)實驗室場地條件及試驗儀器的加載能力，節(jié)點模型按縮尺比為1∶2.19制作，試件模型如圖1所示，試件參數(shù)見表1。所有試件塔柱的長度均為1 628 mm，腹桿長度均為750 mm，腹桿與節(jié)點板的連接方式為在其末端開槽與節(jié)點板插接后焊接，焊縫長度由計算確定。腹桿和塔柱端部均設置了加載端板，以便與千斤頂和支座連接；為避免腹桿端部受壓而發(fā)生局部屈曲，在腹桿端部每隔90°設置了加勁肋。除試件CS-1外，其他試件均在節(jié)點板中部設置了加勁肋，加勁肋厚度與節(jié)點板相同，以避免加載過程中出現(xiàn)偏心而引起節(jié)點板平面外失穩(wěn)。

圖1 試件模型

Fig.1 Specimen Model塔柱和腹桿均采用20#熱軋無縫鋼管，節(jié)點板采用Q235級鋼，按照《金屬材料室溫拉伸試驗方法》（GB/T 228—2002）測得的鋼材力學性能見表2。塔柱內(nèi)灌注C40混凝土，28 d及試驗時的立方體抗壓強度標準值分別為45.71，48.44 MPa，彈性模量為32.7 GPa。

1.2 試驗加載裝置及測量方案

本文試驗采用單調(diào)靜力加載，MTS試驗加載裝置如圖2所示。試驗時節(jié)點采用臥位放置，塔柱兩端通過加載端板采用螺栓與承力支座連接，承力支座通過8個地腳螺栓固定于實驗室地槽上。腹桿端部通過加載端板采用螺栓分別連接于拉、壓千斤頂上，千斤頂兩端均設置有鋼鉸。

在本文試驗中，拉、壓千斤頂對腹桿分別施加同步等比例的反對稱荷載，對受壓腹桿施加的壓力是拉力的1.25倍（對去掉橫腹桿的格構式鋼管混凝土風力發(fā)電機塔架原型進行內(nèi)力分析可知，受壓與受拉斜腹桿內(nèi)力的比值在1.0～1.3之間）。采用腹桿全截面屈服荷載Py作為預估的極限荷載，正式試

為反算荷載作用下塔柱和腹桿的內(nèi)力，檢測千斤頂加載是否對中并監(jiān)控鋼管局部進入塑性的情況，在拉、壓腹桿和塔柱距端板300 mm截面處每隔90°分別布置縱向應變花。在拉、壓腹桿端部分別布置位移計，在腹桿與塔柱軸線交點布置百分表，則腹桿端部至腹桿與塔柱軸線交點的變形為腹桿與塔柱的相對變形。另外，在塔柱兩端布置百分表以測量其端部變形；在承力支座沿塔柱軸線方向布置1個百分表，以檢查支座的嵌固程度。圖3為位移計和百分表布置。

2 試驗結果分析

2.1 試驗現(xiàn)象

當荷載較小時，空心圓鋼管K型焊接管板節(jié)點試件S-1各桿件和節(jié)點板均無明顯變形，當壓力增至567 kN時，受壓腹桿側(cè)塔柱管壁被壓陷，在節(jié)點板與塔柱交匯處一定區(qū)域內(nèi)塔柱管壁形成非圓截面，之后在靠近節(jié)點板切角處受壓腹桿出現(xiàn)輕微的局部屈曲，如圖4（a）所示。

圓鋼管混凝土管板節(jié)點試件CS-1在加載初期，拉、壓腹桿能較好地協(xié)調(diào)受力，節(jié)點無明顯塑性變形。當壓力增加到325 kN時，受壓腹桿側(cè)節(jié)點板自由邊突然發(fā)生平面外失穩(wěn)，試驗終止，如圖4（b）所示。對試件CS-1破壞的原因進行分析可知，由于沒有設置加勁肋，其節(jié)點板自由邊長度較大，平面外剛度很小，使得當腹桿承載力還遠沒有得到發(fā)揮時，節(jié)點板已經(jīng)發(fā)生失效。試件CS-2由于在節(jié)點板中部設置了加勁肋，節(jié)點板沒有出現(xiàn)平面外失穩(wěn)的情況，當壓力增加到563 kN時，受壓腹桿發(fā)生彎曲失穩(wěn)，失穩(wěn)位置約在受壓腹桿中部，如圖4（c）所示。由圖4（c）可以看出，該試件破壞時受壓腹桿端部的位移計嚴重偏離之前的位置，而受拉腹桿位移計的位置沒有發(fā)生明顯變化，說明加載后期受壓腹桿的壓力嚴重偏離其軸線。試件CS-3在加載過程中未出現(xiàn)腹桿壓力與其軸線的偏離，除偶爾聽到承力支座與塔柱端板之間插入的楔形鋼板被擠緊發(fā)出的金屬摩擦聲外，試件無明顯變形；當壓力增加到549 kN時，受壓腹桿在距節(jié)點板切角50 mm處出現(xiàn)局部鼓曲，試驗終止，如圖4（d）所示。試件CS-4由于加載儀器量程的限制，各桿件和節(jié)點板均沒有破壞，但是試驗結束時節(jié)點區(qū)部分測點已達到屈服。endprint

2.2 破壞模式與極限承載力

由破壞過程可知，空心圓鋼管K型焊接管板節(jié)點的破壞模式為節(jié)點板與塔柱交匯區(qū)塑性變形而失效。圓鋼管混凝土K型焊接管板節(jié)點的破壞模式有2種：①節(jié)點板平面外失穩(wěn)；②受壓腹桿彎曲失穩(wěn)和局部屈曲。造成這2種節(jié)點破壞模式差異的關鍵原因是：塔柱內(nèi)填充的混凝土與鋼管壁共同承擔腹桿通過焊縫傳來的線荷載，同時限制了塔柱鋼管壁的徑向變形，因此圓鋼管混凝土管板節(jié)點不會發(fā)生塔柱管壁受壓塑性失效的情況。

根據(jù)圓鋼管混凝土焊接管板節(jié)點的破壞模式可知，除本文試驗呈現(xiàn)的破壞模式外，當節(jié)點板平面內(nèi)強度和穩(wěn)定性不滿足受力要求時，還會發(fā)生文獻[12]中節(jié)點板在受壓區(qū)沿著壓屈線失穩(wěn)，在受拉區(qū)沿著撕裂線被拉裂的破壞，節(jié)點板平面內(nèi)承載力不足引起的破壞如圖5所示，壓屈線和撕裂線如圖6中ABCD和A′B′C′D′所示。在工程設計中，對于節(jié)點板自身失效模式，節(jié)點的承載能力會由于節(jié)點板的提前破壞而得不到充分利用。為保證節(jié)點板平面內(nèi)的強度和穩(wěn)定性，建議采用文獻[11]中推薦的方法。雖然文獻[11]中的研究成果是基于弦桿和腹桿均為雙角鋼的桁架節(jié)點建立的，但是從受力機理來說，節(jié)點板平面內(nèi)強度和穩(wěn)定性主要取決于板件的材性、厚度和有效寬度，與其他因素無關，因此采用文獻[11]中的方法正確可行。由本文試驗可知，要保證節(jié)點板平面外穩(wěn)定性，在節(jié)點板中部設置加筋肋簡單而有效。對于受壓腹桿失效模式，節(jié)點的承載力由腹桿屈曲或屈服承載力確定。

對于風力發(fā)電機塔架結構而言，由于節(jié)點先于桿件發(fā)生破壞是不安全的破壞機制，是不允許發(fā)生的，應保證節(jié)點的強度大于桿件的強度，而塔柱內(nèi)混凝土的填充使得塔柱不會發(fā)生塑性失效，合理的破壞模式為腹桿首先達到屈服。因此，有必要通過進一步的有限元分析，得到有利于風力發(fā)電機塔架結構受力的節(jié)點區(qū)腹桿與塔柱強度和剛度的最佳匹配范圍。

2.3 試件的荷載-相對變形曲線

圖7為各試件的荷載-相對變形曲線，其中縱坐標為受壓腹桿荷載，橫坐標為腹桿與塔柱的相對變形。圖7中，受拉腹桿變形為正，受壓腹桿變形為負。

由圖7可知，在加載初期，各試件的荷載-相對變形曲線均呈線性關系，說明各試件均處于彈性受力階段。隨著荷載的增加，各試件受壓腹桿變形的增長速度大于荷載的增長速度，說明受壓腹桿進入了塑性發(fā)展階段；受拉腹桿的荷載-相對變形曲線在試件破壞前基本呈線性關系，說明受拉腹桿在試件破壞前一直處于彈性受力階段。

試驗參數(shù)不同對各試件荷載-相對變形曲線的影響較大。試件CS-1，CS-2（區(qū)別在于加勁肋的設置）相比，試件CS-1在荷載較小時，節(jié)點板發(fā)生平面外失穩(wěn)，破壞時受拉和受壓腹桿的變形都很小。試件CS-2在設置加勁肋后，有效阻止了節(jié)點板平面外失穩(wěn)，荷載可以繼續(xù)增加，最后受壓腹桿整體彎曲，破壞時變形較大。需要說明的是，由于試件CS-2加載至450.3 kN時，支座處出現(xiàn)了較大的滑移，因此受壓和受拉腹桿的荷載-相對變形曲線上分別出現(xiàn)長約4 mm和2 mm的平直段。

試件S-1，CS-4（幾何和構造參數(shù)完全相同，區(qū)別在于是否填充了混凝土）的荷載-相對變形曲線相比，試件S-1從開始加載直至最后破壞，試件相對變形量達到了8.4 mm。由于MTS加載能力的限制，試件CS-4沒有破壞，但是與試件S-1相比，極限承載力明顯提高，相對變形大幅減小。這是因為塔柱內(nèi)填充的混凝土限制了塔柱管壁的徑向變形，并且混凝土與塔柱的摩擦力及機械咬合力約束了塔柱發(fā)生剪切滑移。

對試件CS-2，CS-3，CS-4（均設置了加勁肋）進行比較可知，當節(jié)點極限承載力由腹桿屈曲或屈服承載力控制時，在一定范圍內(nèi)隨著腹桿與塔柱管徑比和壁厚比的增加，節(jié)點的承載力提高。

2.4 節(jié)點區(qū)塔柱與節(jié)點板的應力分布

鑒于管板節(jié)點交匯區(qū)域受力比較復雜，部分區(qū)域可能在荷載較小時就進入屈服狀態(tài)。為考察節(jié)點區(qū)的應力狀態(tài)和分布規(guī)律以及塔柱管壁進入塑性的先后順序，在各試件節(jié)點板周圍的塔柱管壁粘貼應變花（由于本文試驗節(jié)點板沒有發(fā)生平面內(nèi)失效，所以對節(jié)點板在荷載作用下的應力分布規(guī)律不做分析），節(jié)點區(qū)塔柱應變花布置如圖6所示（其中，1，2，…，9為應變花編號）。根據(jù)各測點的應變及材性試驗所得鋼材的屈服強度、彈性模量，將各測點的復雜應力轉(zhuǎn)換為Mises等效應力，在此僅對試件S-1，CS-1，CS-2，CS-3塔柱管壁的等效應力進行分析，節(jié)點區(qū)塔柱管壁的等效應力分布如圖8所示，其中P為荷載。

對于圓鋼管混凝土焊接管板節(jié)點，可得節(jié)點區(qū)塔柱管壁的Mises應力分布規(guī)律：

（1）由于破壞模式有差異，各試件節(jié)點區(qū)塔柱管壁的Mises應力并不相同。試件CS-1在荷載較小時節(jié)點板發(fā)生平面外失穩(wěn)，節(jié)點區(qū)塔柱管壁應力峰值僅達到145 MPa；試件CS-2，CS-3由于節(jié)點板中部加勁肋的設置，有效避免了節(jié)點板平面外失穩(wěn)，最終受壓腹桿破壞，節(jié)點區(qū)塔柱管壁的應力大幅增加，應力峰值分別達到295 MPa和220.9 MPa，都沒有達到屈服。

（2）節(jié)點區(qū)塔柱管壁的等效應力分布具有相似性，以加勁肋為界將節(jié)點區(qū)分為受拉區(qū)和受壓區(qū)。由于塔柱內(nèi)混凝土的支撐作用，受壓區(qū)塔柱管壁的應力明顯小于受拉區(qū)，應力峰值在受拉腹桿與節(jié)點板插接焊縫端部（圖6中B′對應的7號測點）至節(jié)點板端部（圖6中A′對應的9號測點）之間?？傮w上，由于與節(jié)點板交匯處的塔柱管壁的應力峰值都沒有達到屈服，因此節(jié)點區(qū)塔柱管壁的應力不控制節(jié)點設計。

對于試件S-1，節(jié)點區(qū)塔柱管壁的應力分布與圓鋼管混凝土焊接管板節(jié)點完全不同。當荷載達到350.2 kN時，受壓區(qū)節(jié)點板端部1號測點處塔柱管壁的應力已經(jīng)達到屈服，而其他測點處應力仍很小。隨著加載繼續(xù)進行，1號測點處應變急劇增加，直至荷載達到550 kN時，該處塔柱管壁發(fā)生受壓凹陷。因此，對于空心圓鋼管管板節(jié)點，受壓區(qū)節(jié)點板端部的塔柱截面控制節(jié)點設計。endprint

2.5 節(jié)點的承載效率

借鑒文獻[9]的方法對試驗節(jié)點的承載效率進行分析。承載效率定義為節(jié)點承載力與相應腹桿截面屈服載荷的比值。本文試驗中，試件CS-4由于MTS加載能力的限制，并沒有達到破壞，故只對其他4個試件的承載效率進行了計算。節(jié)點的承載力和承載效率見表3。

由表3可知，試件CS-2，CS-3的承載效率比試件CS-1分別增大了73%和60%，試件CS-1，S-1的承載效率均較小。這是由于試件CS-1的節(jié)點板發(fā)生平面外失穩(wěn)，試件S-1的受壓側(cè)塔柱壁被壓陷，這2種情況下腹桿均沒有達到屈服，因此，承載效率均較低。試件CS-2，CS-3的破壞模式為受壓腹桿失效，承載效率大幅提高。因此，對于焊接管板節(jié)點，必須保證節(jié)點的強度大于腹桿的強度，同時對節(jié)點區(qū)應力集中部位進行加強，以增大節(jié)點的承載效率。3 結 語

（1）空心圓鋼管K型焊接管板節(jié)點在塔柱與節(jié)點板交匯處發(fā)生過度塑性變形而失效。圓鋼管混凝土K型焊接管板節(jié)點的破壞模式為節(jié)點板失效和腹桿失效。塔柱內(nèi)混凝土的填充使得塔柱的徑向剛度大幅增加，因此與前者相比，圓鋼管混凝土K型焊接管板節(jié)點的承載力明顯增加，變形減小。

（2）應力分析結果表明：對于空心圓鋼管K型焊接管板節(jié)點，受壓區(qū)節(jié)點板端部塔柱截面控制節(jié)點設計；對于圓鋼管混凝土K型焊接管板節(jié)點，節(jié)點區(qū)塔柱管壁的應力不控制節(jié)點設計。

（3）構造參數(shù)不同對試件承載力和變形的影響較大。當節(jié)點板中部設置加勁肋時，節(jié)點的承載能力大幅提高，變形增加，有效避免了節(jié)點板平面外失穩(wěn)。幾何參數(shù)對節(jié)點極限承載力有明顯影響，當極限承載力由腹桿屈曲或屈服承載力控制時，在一定范圍內(nèi)隨著腹桿與塔柱徑厚比和壁厚比的增加，節(jié)點的承載力提高。

（4）對于圓鋼管混凝土K型焊接管板節(jié)點，合理的破壞模式應為腹桿首先達到屈服，鑒于試件數(shù)量有限，今后將通過進一步的有限元分析，得到腹桿和塔柱的最佳強度和剛度比值。

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