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，其受力相對復(fù)雜。目前國內(nèi)外針對節(jié)點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]，但對于風(fēng)電塔架節(jié)點區(qū)的受力控制及設(shè)計的研究尚未成熟。2016年國家能源局印發(fā)關(guān)于風(fēng)電發(fā)展“十三五”規(guī)劃，規(guī)劃估算“十三五”期間中國風(fēng)電建設(shè)總投資將達到7 000億元以上。隨著大型風(fēng)力發(fā)電機組裝機容量的不斷提升，塔架作為風(fēng)力發(fā)電機組的重要組成部分，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]，在實際荷載作用下，節(jié)點內(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。目前關(guān)于鋼管混凝土柱肢節(jié)點的研究多集中在相貫節(jié)點及管板節(jié)點的性能研究上[8-14]，但上述節(jié)點高空焊接困難，施工難度較大，焊接精度無法保證，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)點更具迫切性和實際意義。

由此，筆者提出一種新型球形節(jié)點，此節(jié)點設(shè)計中既考慮了節(jié)點的工作要求、構(gòu)造及施工工藝的可實施性、還考慮到節(jié)點傳力的明確性和受力的可靠性，具有現(xiàn)場免焊接、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。以塔柱外包裹體徑厚比與節(jié)點板厚度2個參數(shù)作為變化參數(shù)，分析節(jié)點的破壞模式與高應(yīng)力區(qū)變化走勢，探尋節(jié)點的薄弱部位。并通過ABAQUS有限元軟件找到各參數(shù)與節(jié)點極限承載力的對應(yīng)關(guān)系。以期得到最優(yōu)組合，為此類節(jié)點在風(fēng)電塔架中的應(yīng)用提供試驗依據(jù)和理論支持。

1 試驗概況

1.1 試件模型設(shè)計

以內(nèi)蒙古白云鄂博地區(qū)某1.5 MW錐臺型風(fēng)電塔筒為原型基礎(chǔ)，設(shè)計四肢柱格構(gòu)式鋼管混凝土風(fēng)電塔架，設(shè)計塔架共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)計規(guī)范》中的要求設(shè)定。綜合考慮風(fēng)電機組自重、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。由于試驗場地及加載設(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)點進行加載，并依此設(shè)計4個1∶ 1.6插板式節(jié)點縮尺試件。設(shè)計時主要考慮的參數(shù)為節(jié)點板厚度和球柱高度，節(jié)點各部件委托加工廠制作，于實驗室進行組裝，節(jié)點模型構(gòu)造滿足《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》和《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》的相關(guān)規(guī)定。試件塔柱采用20號熱軋無縫鋼管。錐臺壁厚8 mm，錐臺與外包裹體焊接連接。球柱開槽，節(jié)點板插入槽中，通過焊接連接。角鋼與節(jié)點板、上下側(cè)包裹體均采用M20的10.9級高強螺栓連接。試件幾何參數(shù)見表1，節(jié)點示意圖見圖1。各試件除節(jié)點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?zāi)Ｐ?/p>

表1 試件參數(shù)

試件與設(shè)計原型塔架相比，僅在比例上進行縮尺，材料均與設(shè)計原型塔架保持一致。其中塔柱鋼管、節(jié)點板、球體、球柱及腹桿均采用Q235普通碳素鋼，外包裹體及錐臺均選用304不銹鋼。塔柱鋼管內(nèi)填充強度為C40的自密實混凝土。試驗前進行材性測試，鋼材力學(xué)性能指標見表2，實測鋼管內(nèi)部28天混凝土立方體抗壓強度代表值為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

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

圖2 加載裝置圖

1.2.2 加載制度

本試驗采用靜力加載，塔柱上不施加荷載，故塔柱上不影響節(jié)點區(qū)受力的結(jié)果。通過原型塔架的內(nèi)力分析可知，斜腹桿的壓、拉荷載比例為1∶1.2，故對壓、拉腹桿按此比例施加荷載。加載過程分為預(yù)載、標準荷載與破壞荷載3段。預(yù)載階段分3級進行加載，每級荷載取壓桿理論荷載的10%，每級荷載持荷時間為10 min，最后分為3級卸為空載。標準荷載每級增量取壓桿理論極限荷載的10%，當節(jié)點達到壓桿理論承載力的80%或構(gòu)架出現(xiàn)較大塑性變形時，每級增量降至壓桿理論荷載的5%，直至荷載出現(xiàn)破壞，試驗結(jié)束。

1.3 測點布置

萬向球板節(jié)點試件上節(jié)點板區(qū)域與節(jié)點交匯區(qū)受力較為復(fù)雜，測點布置如圖3所示。

圖3 測點布置及區(qū)域名稱

2 試件破壞形態(tài)

試件JD1：當受拉腹桿拉力達到約180 kN時，鋼球瞬間發(fā)生向受拉腹桿方向的大幅度轉(zhuǎn)動。當受拉腹桿拉力達到約200 kN時，節(jié)點板與鋼球焊縫出現(xiàn)裂縫，隨后迅速貫通，此時節(jié)點板屈曲，試件破壞，試驗結(jié)束。試件JD1為節(jié)點板焊縫強度破壞模式。

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

試件JD3:當受拉腹桿拉力達到約165 kN時，受壓腹桿發(fā)生輕微彎曲，當受拉腹桿拉力達到約187 kN時，節(jié)點板與鋼球連接焊縫出現(xiàn)裂縫并迅速貫通發(fā)生破壞，試驗結(jié)束。試件JD3為節(jié)點板焊縫強度破壞模式。

試件JD4:當拉力達到約156kN時，受壓腹桿發(fā)生彎曲。當受拉腹桿拉力達到約175 kN時，鋼球與節(jié)點板連接的焊縫被撕壞，隨后鋼球母材被撕壞，試件破壞試驗結(jié)束。試件JD4為球體強度破壞。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)點板連接焊縫撕裂破壞模式，表明鋼球與節(jié)點板連接處為構(gòu)件薄弱部位，設(shè)計時需著重考慮。由于JD4的節(jié)點板較厚，其與鋼球焊接強度較大，焊接時球體內(nèi)部殘余應(yīng)力較大，故造成母材強度相對不足導(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)。分別對比JD1、JD3與JD2、JD4，包裹體厚度對構(gòu)件的破壞模式影響不大，需進行深度的模擬分析。

3 試驗結(jié)果分析

3.1 節(jié)點板等效應(yīng)力分析

為了了解各種變化參數(shù)下節(jié)點板區(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)點板上布置測點節(jié)點板等效應(yīng)力分布圖如圖5所示。

圖5 試件節(jié)點板等效應(yīng)力分布曲線

由圖5可知，在加載初期，試件受力較小，萬向球板節(jié)點試件節(jié)點板的等效應(yīng)力分布較為均勻。隨著荷載等級的增大，其等效應(yīng)力分布開始出現(xiàn)較大的差異。

對于試件JD1，隨著荷載等級的增大，節(jié)點板上各測點等效應(yīng)力值出現(xiàn)差異，其中1、2號測點的增長速度最快；當試件達到破壞時，其等效應(yīng)力最大值達到約260 MPa。

對于試件JD2，其節(jié)點板上各測點的等效應(yīng)力分布規(guī)律與試件JD1基本相同，在每級荷載作用下，節(jié)點板上由2號測點至6號測點的等效應(yīng)力值呈現(xiàn)遞減趨勢；當試件達到破壞狀態(tài)時，其等效應(yīng)力最大值達到約290 MPa。

對于試件JD3，在試驗過程中，由于節(jié)點板發(fā)生屈曲的現(xiàn)象故1，2號應(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)力最大值點是2號測點，約為340 MPa，當試件達到破壞荷載時，其等效應(yīng)力增幅較大，其中2號測點處當荷載由120.1 kN增大至140.1 kN時，等效應(yīng)力增幅達到2.5倍左右。分析其原因知，當節(jié)點板焊縫發(fā)生強度破壞時，由于沒有及時停止加載，使得節(jié)點板失去有效的附著點，在腹桿拉、壓荷載的共同作用下，使得節(jié)點板處于不利的受力狀態(tài)。

對于試件JD4，在實驗過程中由于節(jié)點板發(fā)生屈曲沒有JD3的程度大，同樣在120.1 kN～140.4 kN處1，2號應(yīng)變花等效應(yīng)力相對JD1,JD2有明顯增幅。JD4其等效應(yīng)力最大值點是2號測點，約為187 MPa。此時節(jié)點板均處于彈性工作階段，由于焊接時導(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)為球體母材的強度破壞。

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

3.2 節(jié)點交匯區(qū)等效應(yīng)力分析

萬向球板節(jié)點在鋼球與錐臺接觸、錐臺與包裹體交匯區(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)點交匯區(qū)等效應(yīng)力分布曲線

圖6表示各試件節(jié)點交匯區(qū)等效應(yīng)力分布曲線。由圖6可知，在加載初期，節(jié)點交匯區(qū)各測點等效應(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)點交匯區(qū)等效應(yīng)力峰值點均位于4號測點位置,即錐臺上靠近受拉腹桿方向部位處。在實驗過程中由于JD1與JD3的球體轉(zhuǎn)動的原因?qū)е?號應(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。對比包裹體徑厚比均為29.4的試件JD1、JD2在同一級荷載作用下等效應(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)點板越厚其等效應(yīng)力分布越均勻，這是因為節(jié)點板越厚越能更好地緩解節(jié)點交匯區(qū)的應(yīng)力集中現(xiàn)象。對比包裹體徑厚比分別為29.4與23.9的試件JD1、JD3在同一級荷載作用下等效應(yīng)力分布情況知：在同一級荷載作用下，試件JD1包裹體上測點(測點5、6、7)的等效應(yīng)力值明顯小于試件JD3包裹體上對應(yīng)的測點的等效應(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。

總體而言，試件JD1～JD4在節(jié)點交匯區(qū)每個測點的等效應(yīng)力分布并不均勻，每個試件的節(jié)點交匯區(qū)等效應(yīng)力最大值點均為4號測點，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)點受拉側(cè)沿塔柱水平分力較大，球體與錐臺在受拉腹桿區(qū)域內(nèi)的內(nèi)壁貼緊，而1號測點處錐臺并未直接受到小球的水平作用，應(yīng)力通過錐臺內(nèi)部逐步由4號測點傳遞遞至1號測點，故等效應(yīng)力分布由4向1呈逐步減小趨勢。5、7號測點等效應(yīng)力明顯大于6號測點，分析其原因為錐臺在受力過程中沿節(jié)點板平面內(nèi)發(fā)生微小的彎曲，錐臺整體呈四邊形狀，受壓側(cè)臺壁受拉而受拉側(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；錐臺中部變形相對較小，故應(yīng)力最低。

4 有限元分析

為了進一步分析其他參數(shù)指標值對節(jié)點極限承載力影響規(guī)律，采用ABAQUS有限元軟件對節(jié)點進行深入分析。

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模擬混凝土受力狀態(tài)。

對于節(jié)點塔柱內(nèi)壁與核心區(qū)混凝土外表面、球體與錐臺內(nèi)壁的接觸定義，研究采用“硬接觸”來模擬混凝土與塔柱、錐臺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，球體與錐臺內(nèi)壁之間的摩擦系數(shù)取0.15。對于塔柱外表面與包裹體內(nèi)表面、及節(jié)點板、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

表3 試件極限承載力

圖7 腹桿軸力變形曲線對比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，而由于實際試驗條件的限制，未在試驗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有限元對萬向球板節(jié)點的核心混凝土部分的應(yīng)力分布情況進行分析。圖8為各個試件的核心區(qū)混凝土等效應(yīng)力分布圖。由圖8可以看出此萬向節(jié)點高應(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，絕大部分承壓混凝土實際受力處于10 MPa～25 MPa之間，混凝土強度未得到有效利用。

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)點在設(shè)計使用時，采用強度等級為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)擴展分析

由于實際試驗的局限性，試驗的參數(shù)變化設(shè)置較少，故研究利用ABAQUS有限元軟件對節(jié)點進行擴展分析。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)點板附近的前提下，分別考慮節(jié)點板厚度n和包裹體徑厚比的變化，其它參數(shù)保持不變，對節(jié)點極限承載力進行分析，擴展分析結(jié)果見表4。

表4 參數(shù)擴展分析

4.4.1 包裹體徑厚比γ分析

節(jié)點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γ由21.9依次增大至56.8時，圖9中不同節(jié)點板厚度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γ≤38.5時，試件的極限承載力隨著γ的增大的下降的幅度較大；當γ>38.5時，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，柱肢需要承擔較大的軸力，筆者提出的萬向球板節(jié)點高應(yīng)力區(qū)主要集中在包裹體上，為保證其具有較高的強度儲備且充分利用材料，建議包裹體徑厚比γ取值應(yīng)在38.5左右。

4.4.2 節(jié)點板厚的影響

節(jié)點承載力與節(jié)點板厚的關(guān)系曲線如圖10所示。由圖10知，對比文獻[8]知，此種萬向球板節(jié)點試件的極限承載力隨著節(jié)點板厚度增大，其增大幅度更大，且隨著節(jié)點板厚度的增加，試件的極限承載力的增幅呈下降趨勢。通過對比試件的極限承載力隨著節(jié)點板厚度的增幅大小變化趨勢知，當節(jié)點板厚度由14 mm增大至16 mm時，試件的極限承載力的增幅略有放緩，為保證節(jié)點板材料利用率的提高以及鋼材強度最大限度地發(fā)揮，在徑厚比不變的情況下，根據(jù)本試驗設(shè)計的4個模型，節(jié)點板厚度取14 mm左右。觀察曲線可以發(fā)現(xiàn)，相同節(jié)點板厚度情況下，隨著包裹體徑厚比的遞增，對應(yīng)節(jié)點的承載力的增幅較小。相同徑厚比條件下隨著節(jié)點板厚度的增加對應(yīng)節(jié)點的承載力增幅較大。綜上可知，節(jié)點板厚度將成為控制此種萬向球板節(jié)點試件的關(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)點板連接焊縫強度破壞2種破壞形態(tài)。節(jié)點板焊縫處和錐臺為球板式節(jié)點的高應(yīng)力區(qū)，是節(jié)點的薄弱部位。

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

4)錐臺等效應(yīng)力分布不均，高應(yīng)力區(qū)集中在錐臺受鋼球擠壓側(cè)，錐臺的變形極易導(dǎo)致節(jié)點產(chǎn)生附加彎矩，加速節(jié)點板破壞模式和球柱剪切破壞模式的發(fā)展。建議此類節(jié)點在錐臺受擠壓側(cè)加設(shè)加勁肋，以提高錐臺的徑向剛度和受壓區(qū)局部穩(wěn)定性，延緩錐臺變形，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γ≤38.5時，試件的極限承載力隨著γ的增大，下降曲率較大；當γ>38.5時，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，柱肢需要承擔較大的軸力，筆者提出的節(jié)點受力主要集中在包裹體上，為保證其具有較高的強度儲備且充分利用材料，建議實際工程中包裹體徑厚比γ取為38.5。

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