王淑紅,張凱旋,王一楓,諸言涵,張大長

(1. 國網(wǎng)浙江省電力有限公司 經(jīng)濟技術(shù)研究院,浙江 杭州 310008; 2.南京工業(yè)大學 土木工程學院,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、風載體型系數(shù)小、傳力明確、安裝方便、線路走廊窄等優(yōu)點,適用于同塔多回線路架設。輸電鋼管桿主要由主管和橫擔組成,鋼管桿節(jié)點連接形式主要有法蘭連接和插板連接兩種形式。法蘭節(jié)點受力較為均勻,節(jié)點承載性能較好,但法蘭節(jié)點受壓區(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、橫擔根部屈曲及焊縫撕裂破壞。此外,法蘭節(jié)點焊接作業(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)點相比,插板節(jié)點具有構(gòu)造簡單、加工及安裝方便、承載力較高等優(yōu)點。因此,直徑較小的鋼管連接大多采用節(jié)點板連接。但是,對于一些荷載較大的塔結(jié)構(gòu),采用節(jié)點板連接會出現(xiàn)節(jié)點板尺寸過大、節(jié)點連接復雜等情況,加工時需要對主管開槽并焊接插板,對加工精度要求較高,在反復風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)點的安全對整個桿塔結(jié)構(gòu)至關(guān)重要,因此,連接節(jié)點設計是桿塔結(jié)構(gòu)設計的關(guān)鍵。《架空送電線路鋼管桿設計技術(shù)規(guī)定》(DL/T 5130—2001)[1]對鋼管桿主桿結(jié)構(gòu)的設計、制造及安裝等已有相關(guān)規(guī)定,橫擔結(jié)構(gòu)設計也有相關(guān)文獻參考[2]。但是,國內(nèi)關(guān)于橫擔-主管貼板節(jié)點承載力特性的研究甚少[3-4],我國主要研究的是普通鋼管節(jié)點[5-7]。日本較早開展鋼管塔結(jié)構(gòu)及節(jié)點設計理論的研究[8],文獻[9-11]采用屈服線模型對一些鋼管節(jié)點的極限承載力進行了簡化理論分析。

因此,本文提出采用穿心螺栓連接外貼橫擔與主管貼板節(jié)點,開展承載力試驗以及非線性有限元模擬,并與插板節(jié)點進行對比,重點探討橫擔-主管貼板節(jié)點的承載力特性、傳力機制及破壞模式,為該節(jié)點在實際工程中的應用提供參考。

1 試驗

1.1 試件設計

橫擔-主管貼板節(jié)點的橫擔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,長度為2 200 mm,材質(zhì)均為Q345鋼;貼板節(jié)點的穿心螺栓采用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-主管貼板節(jié)點Fig.1 Crossarm-maintube strap joint (CS-joint)

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

1.2 加載方案

試驗采用電動液壓千斤頂進行加載,加載裝置如圖3所示。在主管兩端固定反力架,并設置球鉸,實現(xiàn)對主管的軸向加載;在橫擔稍端設置反力架,并在橫擔稍端和反力架之間設置千斤頂,在橫擔稍端設置滑輪板控制加載方向,實現(xiàn)對橫擔平面內(nèi)橫向加載;加載點距主管中心2 500 mm。

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

加載前先對液壓千斤頂進行標定,并進行預加載,以消除構(gòu)件間隙等因素可能引起的誤差。試驗分兩步進行加載,首先對主管進行軸向加載,分12級;當主管軸向荷載達到1 170 kN時,對橫擔進行分級加載,每級荷載為9.5 kN,荷載達到57 kN時,每級荷載改為4.7 kN。采集系統(tǒng)會自動記錄各級荷載作用下節(jié)點應變和橫擔稍端位移。

1.3 測點布置方案

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

圖4 應變片布置Fig.4 Arrangement of strain gauges

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 失效形態(tài)

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

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

2.2 節(jié)點典型部位應變發(fā)展

2.2.1 貼板節(jié)點

試驗測得貼板節(jié)點主管徑向、螺栓套筒、貼板端部及橫擔根部的荷載-應變曲線如圖6所示,荷載為橫擔稍端橫向荷載。由圖6可知:當荷載小于48 kN時,貼板節(jié)點主管徑向、貼板端部、橫擔根部的荷載-應變基本呈線性增長，而螺栓套筒荷載-應變曲線呈非線性,最大壓應變約為-4.7×10-3；隨著荷載繼續(xù)增大,貼板節(jié)點橫擔根部受拉側(cè)徑向首先進入非線性屈服階段;隨著荷載繼續(xù)增大,橫擔根部受壓側(cè)主管也進入塑性階段,最大壓應變可達約-9×10-3,最后貼板節(jié)點發(fā)生屈服。

圖6 橫擔-主管貼板節(jié)點荷載-應變曲線Fig.6 Load-strain curves of crossarm-maintube strap joints

由圖6還可知:橫擔主管受壓側(cè)應變較受拉側(cè)大,主管局部屈曲位于受壓側(cè)。橫擔根部受拉側(cè)應變發(fā)展速率較受壓側(cè)應變發(fā)展速率快,加載結(jié)束時最大拉應變約為11.3×10-3,大于其屈服應變,表明橫擔根部進入彈塑性工作狀態(tài)。短螺栓應變發(fā)展較長螺栓發(fā)展迅速,這是因為短螺栓剛度較長螺栓大,且貼板節(jié)點剛度較大,短螺栓受力較長螺栓大。

2.2.2 插板節(jié)點

試驗測得插板節(jié)點主管徑向、螺栓孔壁、插板端部及橫擔根部的荷載-應變曲線如圖7所示。由圖7可知:當荷載達到72 kN之前,主管徑向、插板端部、橫擔根部和螺栓孔壁荷載-應變曲線基本呈線性發(fā)展;當荷載繼續(xù)增大到90 kN時,橫擔根部受壓側(cè)和橫擔第一排螺栓孔壁受壓側(cè)首先進入非線性屈服階段;隨著荷載繼續(xù)增大,插板端部進入塑性發(fā)展狀態(tài);荷載最終增大到114 kN時,橫擔根部受壓側(cè)應變已經(jīng)超過應變片量程。

圖7 橫擔-主管插板節(jié)點荷載-應變曲線Fig.7 Load-strain curves of crossarm-maintube gusset-plate joints

由圖7還可知:當荷載為橫擔稍端橫向荷載,且荷載小于90 kN時,主管荷載-應變基本呈線性發(fā)展,且橫擔主管受壓側(cè)應變較受拉側(cè)大,這是因為插板貫穿主管,對主管起到了加強作用。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,然后橫擔受拉側(cè)螺桿接觸到孔壁,發(fā)生旋轉(zhuǎn),孔壁壓應變迅速增大,螺栓群旋轉(zhuǎn)中心位置偏橫擔受壓側(cè),橫擔受拉側(cè)插板應變發(fā)展較橫擔受壓側(cè)插板應變發(fā)展慢,最終最大壓應變約為-6×10-3,遠大于屈服應變,說明插板受壓側(cè)已發(fā)生屈服,但其受拉側(cè)應變遠小于屈服應變,仍處于彈性階段。由于橫擔與插板連接的端板強度較弱,對橫擔約束不足,橫擔承載能力較差,因此橫擔整體首先屈服。

3 節(jié)點承載力特性的模擬分析

3.1 材料特性

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

3.2 節(jié)點分析模型

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

節(jié)點分析模擬如圖8所示,采用solid185單元模擬Q345鋼管貼板節(jié)點、插板節(jié)點、加勁肋板、螺栓和鋼管,同時不考慮焊縫的影響;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單元模擬高強度螺栓的預緊力。

圖8 有限元分析模型Fig.8 Finite-element model

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

3.3 應力分布

荷載達到屈服承載力時,節(jié)點應力分布如圖9所示。由圖9可知：在相同荷載作用下貼板節(jié)點應力分布較插板節(jié)點應力分布均勻,但由于插板貫通主管,對主管節(jié)點區(qū)域起較好的加強作用,因此節(jié)點區(qū)主管應變比貼板節(jié)點小。

從螺栓von-Mises應力云圖可以看出:貼板節(jié)點由于受拉螺栓少,單螺栓受力偏大,且兩側(cè)短螺栓受力較中部長螺栓大,這與試驗結(jié)果完全相同。分析貼板節(jié)點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,連接穿心螺栓的強度計算應該考慮該傳力差異。

3.4 荷載-位移曲線

非線性模擬分析得到的橫擔稍端加載處鋼管節(jié)點荷載-位移曲線與試驗結(jié)果的對比如圖10所示。由圖10可知:貼板節(jié)點與插板節(jié)點具有相似的荷載-位移曲線,即相同的承載力。由于多邊形鋼管加工工藝、實際加工誤差及螺栓軸力不均勻,貼板節(jié)點剛度較模擬結(jié)果小,加載過程中頂部位移相差較大,貼板節(jié)點的荷載-位移曲線均沒有明顯的屈服點,而插板節(jié)點出現(xiàn)略微明顯的屈服點。兩種節(jié)點的荷載-位移曲線的試驗結(jié)果與模擬結(jié)果變化趨勢均吻合較好,驗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)點屈服承載力試驗值及模擬值的對比如表1所示。由表1可知:貼板節(jié)點具有與插板節(jié)點相近的屈服承載力;插板節(jié)點的屈服承載力試驗值與模擬值之比為0.93,貼板節(jié)點的屈服承載力試驗值與模擬值之比為0.90。

表1 節(jié)點承載力

因此,試驗與模擬分析均能較好地反映兩類節(jié)點的承載力特性,驗證貼板節(jié)點具有與插板節(jié)點相當?shù)某休d力。

4 結(jié)論

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

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

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

3)貼板式節(jié)點橫擔根部的多邊形鋼板可以有效加強節(jié)點區(qū)域,提高節(jié)點剛度及節(jié)點承載力,設計時可根據(jù)插板節(jié)點橫擔端板的選取原則確定板厚。

4)輸電鋼管桿的穿心貼板節(jié)點連接螺栓強度設計時應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。