彭 鵬， 張大長(zhǎng)， 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(jì)院有限公司， 江蘇 鹽城 224002)

近年來(lái)，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(diǎn)，在橋梁結(jié)構(gòu)、護(hù)堤和海洋平臺(tái)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(jí)的提高，桿塔設(shè)計(jì)荷載越來(lái)越大，由于土地資源緊缺以及環(huán)保問(wèn)題，傳統(tǒng)的角鋼塔已經(jīng)不能滿(mǎn)足線路設(shè)計(jì)的要求，鋼管塔逐漸成為大負(fù)荷、高電壓等級(jí)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(wú)勁法蘭和有勁法蘭。無(wú)勁法蘭又稱(chēng)柔性法蘭，其剛度較小，在受力過(guò)程中法蘭板變形較大，螺栓受力不均勻，承載性能相對(duì)較差，主要用于受力較小的桿件連接。加勁法蘭又稱(chēng)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(qiáng)度，遵循了強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件的設(shè)計(jì)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(cè)難度也較大，影響質(zhì)量控制。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于上述兩種法蘭進(jìn)行了大量研究，也提出了相應(yīng)的設(shè)計(jì)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(guò)控制法蘭頸的尺寸，降低法蘭與鋼管對(duì)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(duì)接焊接，大量的焊接作業(yè)可由機(jī)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(duì)鍛造高頸法蘭的受力性能、計(jì)算方法等進(jìn)行了研究，并提出了相應(yīng)的設(shè)計(jì)方法和構(gòu)造建議[7,8]。國(guó)內(nèi)學(xué)者吳靜等[9～11]通過(guò)試驗(yàn)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(jì)算方法。但是國(guó)內(nèi)尚未開(kāi)展鍛造高頸法蘭偏心受力性能與設(shè)計(jì)方法的研究，我國(guó)現(xiàn)行規(guī)范也沒(méi)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(diǎn)形式——高頸鍛造法蘭節(jié)點(diǎn)(內(nèi)坡外直壁)，該型法蘭較大地降低了法蘭盤(pán)直徑，節(jié)約了用鋼量。通過(guò)試驗(yàn)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(diǎn)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(jì)算公式。

1 鍛造高頸法蘭偏心受壓試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

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

每種偏心距選擇2組試件進(jìn)行偏心受壓試驗(yàn)，對(duì)試驗(yàn)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(zhǎng)度為1.2 m。該型法蘭的法蘭盤(pán)尺寸與螺栓圓直徑較小，減小了法蘭板的懸臂長(zhǎng)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(yàn)的試件參數(shù)見(jiàn)表1、圖1。

表1 試件參數(shù) mm

圖1 節(jié)點(diǎn)試件及測(cè)點(diǎn)布置

1.2 材性性能及管件偏壓承載力

試驗(yàn)構(gòu)件的主管采用Q460鋼材，法蘭采用Q420鋼材，材性試驗(yàn)得到的屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)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(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[13]中，單向彎矩作用的實(shí)腹式壓彎構(gòu)件強(qiáng)度計(jì)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(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

按表2取f為Q420鋼材的實(shí)測(cè)極限強(qiáng)度，可以得到管件偏心受壓極限承載力的計(jì)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(cè)試方法

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

圖2 對(duì)接鍛造高頸法蘭偏心受壓加載現(xiàn)場(chǎng)

根據(jù)特高壓工程經(jīng)驗(yàn)及相關(guān)設(shè)計(jì)建議，在試驗(yàn)前對(duì)M30高強(qiáng)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(jì)荷載，試件初始加載步長(zhǎng)為100 kN，加載至75%設(shè)計(jì)荷載時(shí)，以每級(jí)50 kN加載至100%設(shè)計(jì)荷載或試件破壞。每級(jí)荷載均檢測(cè)并記錄節(jié)點(diǎn)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(diǎn)，在主管管壁、法蘭頸及法蘭盤(pán)表面粘貼應(yīng)變片(見(jiàn)圖1、表4)，測(cè)試其應(yīng)變值。同時(shí)，在法蘭盤(pán)接觸面開(kāi)槽并粘貼應(yīng)變片，考察法蘭盤(pán)接觸面的受力特點(diǎn)。加載點(diǎn)的荷載及豎向位移由10000 kN液壓機(jī)系統(tǒng)直接讀取并記錄。

表4 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 受力全過(guò)程和失效模式

加載初期，6組鍛造高頸法蘭試件都沒(méi)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(diǎn)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(dá)到3650 kN時(shí)，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(wú)明顯破壞現(xiàn)象。卸載后，6組試件的鍛造高頸法蘭幾乎沒(méi)有殘余變形，說(shuō)明該型法蘭在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中始終處于彈性階段。

GB 50017—201《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[13]雖然通過(guò)限制鋼管徑厚比來(lái)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(huì)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(zhǎng)細(xì)比較小，且施加荷載已超過(guò)規(guī)范設(shè)計(jì)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(shí)，該處實(shí)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(duì)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(duì)于偏心距為0.25D的試件，荷載達(dá)到3000 kN之前，加載點(diǎn)位移與荷載成線性關(guān)系；此后，靠近加載點(diǎn)一側(cè)的主管進(jìn)入塑性階段，加載點(diǎn)位移隨荷載迅速增大。偏心距為0.10D的試件在整個(gè)加載過(guò)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(yàn)測(cè)得主管應(yīng)變隨荷載發(fā)展的曲線如圖4所示。在整個(gè)加載過(guò)程中，主管中部應(yīng)變發(fā)展較快，當(dāng)荷載達(dá)到3600 kN時(shí)，靠近加載點(diǎn)一側(cè)的主管應(yīng)變(測(cè)點(diǎn)1)超過(guò)6000 με，表明此處的主管中部已達(dá)到極限承載力。

對(duì)于試件HNF4040，偏心距從0.10D增加至0.25D時(shí)，靠近加載點(diǎn)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(diǎn)一側(cè)(測(cè)點(diǎn)2、測(cè)點(diǎn)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(shí)，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(yàn)測(cè)得的法蘭頸荷載-應(yīng)變曲線如圖5所示。靠近加載點(diǎn)一側(cè)的法蘭頸內(nèi)外(測(cè)點(diǎn)6、測(cè)點(diǎn)7)均受壓，而另一側(cè)的法蘭頸內(nèi)外(測(cè)點(diǎn)9、測(cè)點(diǎn)10)均受拉，整個(gè)加載過(guò)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(shí)，試件HNF4040靠近加載點(diǎn)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(diǎn)一側(cè)(測(cè)點(diǎn)2、測(cè)點(diǎn)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(diǎn)一側(cè)壓應(yīng)變最小。

(3)法蘭盤(pán)應(yīng)變

試驗(yàn)測(cè)得的法蘭盤(pán)荷載-應(yīng)變曲線如圖6所示。法蘭盤(pán)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?cè)叫。瓚?yīng)變?cè)酱蟆?/p>

偏心距從0.10D增加至0.25D時(shí)，試件HNF4040法蘭盤(pán)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(cè)點(diǎn)(測(cè)點(diǎn)12、測(cè)點(diǎn)13、測(cè)點(diǎn)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(diǎn)參數(shù)及材料本構(gòu)

采用有限元軟件ANSYS對(duì)試件進(jìn)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(qiáng)度按照表2取值，8.8級(jí)高強(qiáng)螺栓的屈服強(qiáng)度f(wàn)y=640 MPa，極限強(qiáng)度f(wàn)u=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(qiáng)化模型(圖7)，并服從Von Mises屈服準(zhǔn)則。

圖6 法蘭盤(pán)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(diǎn)實(shí)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(diǎn)有限元模型

螺栓預(yù)緊力由預(yù)緊扭矩?fù)Q算得到，高強(qiáng)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(qiáng)螺栓螺桿直徑。算得螺栓預(yù)緊力P為80 kN。

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

3.2 節(jié)點(diǎn)變形特性

有限元模擬得到的加載點(diǎn)荷載-位移曲線如圖9所示。出于安全考慮，加載至3600 kN時(shí)便停止試驗(yàn)，利用有限元分析軟件對(duì)此后的荷載-位移發(fā)展趨勢(shì)進(jìn)行模擬分析。荷載較小時(shí)，加載點(diǎn)位移隨偏心壓力線性增加，其變化趨勢(shì)與試驗(yàn)荷載-位移曲線類(lèi)似；隨著荷載增大，加載點(diǎn)位移迅速增大。由于試件與支座、液壓機(jī)之間存在一定空隙，所以試驗(yàn)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(diǎn)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(yàn)現(xiàn)象一致。

圖10 主管局部屈曲

3.3 節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布

圖11為鍛造高頸法蘭節(jié)點(diǎn)在荷載為3500 kN時(shí)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(diǎn)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(shí)，小管徑節(jié)點(diǎn)應(yīng)力發(fā)展快于大管徑節(jié)點(diǎn)。有限元模擬得到的等效應(yīng)力分布與試驗(yàn)測(cè)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(shí)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(shí)，遠(yuǎn)離加載點(diǎn)一側(cè)的法蘭頸受拉，且應(yīng)力值較小，這與試驗(yàn)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(shí)的等效應(yīng)力分布?？梢钥闯觯陬A(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(pán)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(pán)厚度對(duì)鍛造高頸法蘭偏心受壓承載力特性的影響，補(bǔ)充了一組等管徑鍛造高頸法蘭模型進(jìn)行分析。實(shí)際工程中，采用鍛造高頸法蘭連接的主管并不會(huì)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(pán)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(diǎn)荷載-位移曲線如圖9所示。不同偏心距對(duì)應(yīng)的鍛造高頸法蘭節(jié)點(diǎn)的失效模式不同：偏心距較小時(shí)，法蘭節(jié)點(diǎn)主要由軸向壓力控制，靠近加載點(diǎn)一側(cè)主管發(fā)生局部屈曲失穩(wěn)；當(dāng)偏心距達(dá)到或超過(guò)1.00D時(shí)，法蘭節(jié)點(diǎn)主要由彎矩控制，靠近加載點(diǎn)一側(cè)主管發(fā)生強(qiáng)度破壞。

(2)節(jié)點(diǎn)整體等效應(yīng)力分布

高頸鍛造法蘭節(jié)點(diǎn)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(shí)節(jié)點(diǎn)整體呈受壓狀態(tài)，靠近加載點(diǎn)一側(cè)的主管應(yīng)力大于遠(yuǎn)離加載點(diǎn)一側(cè)的主管應(yīng)力。當(dāng)偏心距達(dá)到0.25D時(shí)，遠(yuǎn)離加載點(diǎn)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(diǎn)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(shuō)明該型法蘭安全可靠。

(3)法蘭盤(pán)面接觸應(yīng)力

圖15為極限荷載作用下的法蘭盤(pán)面接觸應(yīng)力分布。偏心距較小時(shí)，螺栓圓內(nèi)部的法蘭盤(pán)面存在接觸應(yīng)力，且近加載點(diǎn)一側(cè)的接觸應(yīng)力要稍大于遠(yuǎn)離加載點(diǎn)一側(cè)的接觸應(yīng)力。偏心距增大到0.25D時(shí)，遠(yuǎn)離加載點(diǎn)一側(cè)的法蘭板接觸應(yīng)力幾乎為零，說(shuō)明此時(shí)遠(yuǎn)離加載點(diǎn)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(shí)，螺栓群整體幾乎不受力；偏心距為0.25D時(shí)，遠(yuǎn)離加載點(diǎn)一側(cè)螺栓開(kāi)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(jì)算理論

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

圖14 節(jié)點(diǎn)等效應(yīng)力分布/MPa

圖15 法蘭盤(pán)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(shí)一個(gè)螺栓所對(duì)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(shí)，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(jì)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(shí)的計(jì)算公式[18]，一個(gè)螺栓所對(duì)應(yīng)的管壁段中的拉力為：

(4)

式中：n為法蘭盤(pán)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(shí)取負(fù)值；r2為法蘭頸根部半徑。

偏心受壓時(shí)，鍛造高頸法蘭的最大螺栓拉力可以按照式(4)計(jì)算。以試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑榛A(chǔ)，利用有限元軟件ANSYS對(duì)鍛造高頸法蘭開(kāi)展進(jìn)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(diǎn)的極限荷載小幅增加；偏心距越大，鍛造高頸法蘭節(jié)點(diǎn)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(duì)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(duì)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(duì)螺栓受力修正系數(shù)進(jìn)行擬合，得到如下建議計(jì)算公式。螺栓修正系數(shù)m的計(jì)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(jì)算值與模擬值對(duì)比

5 結(jié) 論

基于鍛造高頸法蘭試驗(yàn)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(diǎn)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(mǎn)足強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件的設(shè)計(jì)要求。

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

(3)偏壓荷載下，法蘭盤(pán)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(jì)算公式，鍛造高頸法蘭偏心受壓時(shí)螺栓拉力計(jì)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(jì)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(huì)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(duì)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(duì)壓彎構(gòu)件穩(wěn)定承載力的折減。