Q460鋼鍛造平焊帶頸法蘭節(jié)點(diǎn)軸心受壓性能分析

曾德偉，郭耀杰，劉漢生，金李

(1.武漢大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，武漢市，430072;2.湖北省電力勘測(cè)設(shè)計(jì)院，武漢市，430024)

0 引言

輸電桿塔經(jīng)歷了從木桿到混凝土桿再到鋼結(jié)構(gòu)塔架的發(fā)展歷程，其高度也從幾 m發(fā)展到了346.5 m［1］。然而，隨著輸電負(fù)荷的增大和傳輸電壓的提高，傳統(tǒng)的角鋼鐵塔已經(jīng)不能滿足某些輸電工程要求，鋼管輸電鐵塔逐漸成為了大負(fù)荷、高電壓輸電線路的主要鐵塔形式［2-4］。鋼管塔節(jié)點(diǎn)主要采用相貫焊連接方式，而桿件的接頭多采用法蘭連接，如500 kV楊高—外高橋—楊行雙回線路工程，500 kV吳淞口大跨越工程等。

傳統(tǒng)的法蘭盤(pán)均采用帶肋板的剛性法蘭盤(pán)形式，肋板較多，焊接工作量較大，焊接熱對(duì)鋼管影響較嚴(yán)重。而鍛造平焊帶頸法蘭盤(pán)則可以大大減小焊接工作量，減弱焊接熱影響。在法蘭節(jié)點(diǎn)的研究方面，Timoshenko等通過(guò)板的彈性分析得到法蘭連接最早的理論計(jì)算方法［5］;Packer完成了16個(gè)方鋼管法蘭連接節(jié)點(diǎn)的模型試驗(yàn)，研究了螺栓布置方案和法蘭板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力的影響，并初步總結(jié)了方鋼管法蘭連接的破壞模式［6］;Kato和Mukai提出了一種全新的三維屈服線模型，但模型的適用性不強(qiáng)。他們又做了2組法蘭連接節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)，研究螺栓直徑和法蘭板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)軸向承載力的影響［7］。王元清等對(duì)鋼管法蘭連接的承載力計(jì)算理論和有限元數(shù)值模擬開(kāi)展了廣泛研究，建立了數(shù)值分析計(jì)算模型［8］;薛偉辰等結(jié)合500 kV吳淞口大跨越輸電線路工程開(kāi)展了無(wú)加勁柔性法蘭原型試驗(yàn)研究，評(píng)價(jià)了法蘭尺寸和焊縫對(duì)構(gòu)件承載力的影響［9］。

DL/T 5154—2002《架空送電線路桿塔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)定》給出了圓管無(wú)加勁和有加勁法蘭連接的螺栓個(gè)數(shù)和法蘭板厚的計(jì)算公式［10］，中國(guó)電力工程顧問(wèn)集團(tuán)公司針對(duì)1 000 kV淮南—上海輸變電工程編制了《鋼管塔標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)》，提出了平焊帶頸法蘭盤(pán)的標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)。本文選取了《鋼管塔標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)》中的FP2121和FP2727型號(hào)法蘭盤(pán)，分別制作了2個(gè)相同的試件，進(jìn)行了足尺試驗(yàn)研究，并利用有限元軟件ANSYS進(jìn)行了分析計(jì)算。

1 平焊帶頸法蘭節(jié)點(diǎn)足尺試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

法蘭盤(pán)采用FP2121和FP2727，鋼管選用與之匹配的φ219 mm×6 mm和φ273 mm×7 mm卷板焊接鋼管，其頂部焊縫高度為1.2 t(t為鋼管壁厚)，底部焊縫高度為1.0 t。文獻(xiàn)［11］規(guī)定，軸心受壓構(gòu)件的容許長(zhǎng)細(xì)比為150。本次試驗(yàn)中，取鋼管的長(zhǎng)度為750 mm，使其長(zhǎng)細(xì)比在15以內(nèi)，以防止鋼管柱發(fā)生整體失穩(wěn)破壞。試件的具體尺寸見(jiàn)表1，試件的鋼材強(qiáng)度等級(jí)為Q460B，在500 t的壓力試驗(yàn)機(jī)上對(duì)法蘭節(jié)點(diǎn)進(jìn)行軸心壓力作用下的加載試驗(yàn)。

表1 試件模型尺寸Tab.1 Dimensions of specimens

1.2 材性試驗(yàn)

在進(jìn)行試件加載前，先分別進(jìn)行了法蘭盤(pán)與鋼管的材性試驗(yàn)。試件材料按GB 228—87《金屬拉伸試驗(yàn)方法》［12］規(guī)定的尺寸及精度加工，試驗(yàn)結(jié)果表明:鋼管板材的平均屈服強(qiáng)度為504 N/mm2，極限強(qiáng)度為602N/mm2;法蘭盤(pán)棒材的屈服強(qiáng)度為472 N/mm2，極限強(qiáng)度為628 N/mm2。鋼管和法蘭盤(pán)的鋼材均有屈服平臺(tái)。

1.3 法蘭節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)

1.3.1 法蘭節(jié)點(diǎn)承載力試驗(yàn)

根據(jù)鋼管板材材性試驗(yàn)的屈服強(qiáng)度，針對(duì)φ219 mm×6 mm和φ273 mm×7 mm這2種法蘭節(jié)點(diǎn)，估算出其由鋼管強(qiáng)度控制的法蘭節(jié)點(diǎn)屈服時(shí)承載能力分別為2 023、2 948 kN。加載時(shí)，φ219 mm ×6 mm的法蘭節(jié)點(diǎn)總荷載按2 000 kN控制，φ273 mm×7 mm的法蘭節(jié)點(diǎn)總荷載按3 000 kN控制，分10級(jí)加載，前6級(jí)每級(jí)加載10%，以后每級(jí)加載5%直至試件發(fā)生明顯破壞。

試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，4個(gè)試件的破壞均為鋼管的局部屈曲，如圖1所示。鋼管的局部屈曲首先出現(xiàn)在距離法蘭盤(pán)頸部100 mm左右的位置，表現(xiàn)為環(huán)狀的往外鼓曲，然后呈波浪狀由兩端向中間發(fā)展，并逐漸衰減。鋼管的局部屈曲沒(méi)有首先出現(xiàn)在與法蘭盤(pán)頸部相接的位置，其原因?yàn)榉ㄌm頸對(duì)鋼管同時(shí)具有軸向壓力和環(huán)向約束作用，軸向壓力作用是來(lái)自外界荷載，環(huán)向約束作用則是由于法蘭頸與鋼管之間的剛度差所產(chǎn)生的。鋼管的軸向壓力作用沿z坐標(biāo)保持不變，而法蘭頸的約束作用卻隨著z坐標(biāo)的增大而減小。所以，到了一定距離，法蘭頸的約束作用不能限制鋼管在軸向壓力作用下所要發(fā)生的屈曲，鋼管的局部屈曲就出現(xiàn)了，這個(gè)距離跟法蘭頸與鋼管的剛度比相關(guān)［13］。并且在本次試驗(yàn)中，φ219 mm×6 mm和φ273 mm×7 mm法蘭節(jié)點(diǎn)的這個(gè)距離分別為96、102 mm。

圖1 法蘭節(jié)點(diǎn)鋼管局部屈曲Fig.1 Local buckling of the flange joints

試驗(yàn)加載2種管徑，每種各有2個(gè)試件，共計(jì)4個(gè)試件，其荷載—位移曲線如圖2所示。從圖2可看出:φ219 mm×6 mm法蘭節(jié)點(diǎn)的屈服荷載為2 150 kN，換算為鋼管的應(yīng)力為 550N/mm2;φ273 mm×7 mm法蘭節(jié)點(diǎn)的屈服荷載為3 550 kN，換算為鋼管的應(yīng)力為552 N/mm2。

分析發(fā)現(xiàn)，法蘭節(jié)點(diǎn)中鋼管的屈服強(qiáng)度值比材性試驗(yàn)中的值要高10%左右，這與文獻(xiàn)［12］的結(jié)論一致。在對(duì)焊帶頸法蘭節(jié)點(diǎn)受壓試驗(yàn)中，鋼管也表現(xiàn)出了相似的性能［13］。

圖2 法蘭節(jié)點(diǎn)荷載－位移曲線Fig.2 Load-displacement curves of flange joints

1.3.2 法蘭節(jié)點(diǎn)底部角焊縫與法蘭頸部角焊縫傳力試驗(yàn)研究

在現(xiàn)有的設(shè)計(jì)方法中，計(jì)算平焊帶頸法蘭節(jié)點(diǎn)的焊縫時(shí)只考慮法蘭頸部焊縫的傳力貢獻(xiàn)，而不計(jì)法蘭底部角焊縫的傳力貢獻(xiàn)［14］。而實(shí)際上，法蘭盤(pán)在軸向壓力的作用下，會(huì)產(chǎn)生壓縮變形，從而會(huì)導(dǎo)致2條角焊縫之間的鋼管也發(fā)生相應(yīng)的壓縮變形，鋼管的這部分壓縮變形所對(duì)應(yīng)的內(nèi)力則是由法蘭底部角焊縫所承擔(dān)。所以，現(xiàn)有的計(jì)算方法是偏于保守的。為此，本次試驗(yàn)專門(mén)在法蘭頸部角焊縫以上的鋼管外壁和2條焊縫之間的鋼管內(nèi)壁上分別粘貼了應(yīng)變片a、b(圖3所示)，通過(guò)2處應(yīng)變值來(lái)推算2條焊縫的傳力大小。每個(gè)試件上a處的應(yīng)變片在圓周上0°、90°、180°和270°處共設(shè)4片，b處的應(yīng)變片在圓周上0°和180°處共設(shè)2片。分別取其平均值記為 εa和εb;將鋼管中的總軸向壓力、法蘭頸部角焊縫承擔(dān)的軸力和法蘭底部角焊縫承擔(dān)的軸力分別記為N、N1和N2;將鋼管的截面面積記為A，則有

由式(1)～(3)可得

圖3 應(yīng)變片布置Fig.3 Arrangement of strain gauge

法蘭頸部焊縫以上應(yīng)變值εa和法蘭2條焊縫之間應(yīng)變值εb隨荷載的變化如圖4所示;εa與εb的比值如圖5所示。從圖5中可看出，εa與εb的比值大小同荷載大小成正比。然而，在小荷載的情況下，平焊帶頸法蘭節(jié)點(diǎn)是不會(huì)發(fā)生破壞的，所以此比值的大小沒(méi)有實(shí)際意義。而只有在平焊帶頸法蘭節(jié)點(diǎn)從屈服到破壞階段的比值，才能反映出2條焊縫分擔(dān)力的極限狀況。

圖5中εa/εb的極限值分別為3.9和4.0。在2種管徑的法蘭節(jié)點(diǎn)中，εa/εb的比值均約為4.0，法蘭頸部和底部焊縫分擔(dān)力的比值則為

也就是說(shuō)，如果同時(shí)考慮2條焊縫的傳力貢獻(xiàn)，法蘭節(jié)點(diǎn)焊縫傳力會(huì)比現(xiàn)有的設(shè)計(jì)方法提高25%左右。

2 平焊帶頸法蘭節(jié)點(diǎn)有限元分析

2.1 試件的有限元模型

采用有限元軟件ANSYS，對(duì)法蘭節(jié)點(diǎn)進(jìn)行模擬分析［15］。不考慮焊接的影響，將焊縫考慮成與鋼管相同的材質(zhì)，均采用Solid45單元模擬。在節(jié)點(diǎn)的頂部施加面約束，底部施加面荷載，這也與試驗(yàn)機(jī)的加載方式一致。法蘭節(jié)點(diǎn)高度方向?yàn)閦軸，將法蘭底部圓心置于原點(diǎn)［16］。

2.2 試件有限元模型分析

對(duì)模型進(jìn)行大變形彈塑性條件下的極限承載力分析。整個(gè)節(jié)點(diǎn)模型的應(yīng)力云圖和節(jié)點(diǎn)中鋼管的應(yīng)力云圖如圖6所示，該結(jié)果與文獻(xiàn)［17］的研究結(jié)論一致。

分析結(jié)果顯示，模型的最大應(yīng)力出現(xiàn)在法蘭頸部焊縫附近的鋼管處，鋼管鼓曲最嚴(yán)重的位置在離法蘭盤(pán)頸部焊縫100 mm左右，呈環(huán)狀，鋼管中部沒(méi)有出現(xiàn)鼓曲。

圖6 φ219 mm×6 mm法蘭節(jié)點(diǎn)模型應(yīng)力云圖Fig.6 Stress distribution graph of φ219 mm ×6 mm flange joints

在φ219 mm×6 mm法蘭節(jié)點(diǎn)模型中法蘭盤(pán)高度為44 mm，法蘭底部焊縫高度為6 mm，頂部焊縫高度為7.2 mm。所以，取鋼管中高度為55、20 mm的節(jié)點(diǎn)，提取其z向應(yīng)力再分別取平均值，記為δz1和δz2，得 δz1=459.8 N/mm2，δz2=111.6 N/mm2。則有

φ273 mm×7 mm的法蘭節(jié)點(diǎn)模型的分析結(jié)果與φ219 mm×6 mm法蘭節(jié)點(diǎn)模型的結(jié)果一致。

3 結(jié)論

(1)Q460鋼平焊帶頸法蘭節(jié)點(diǎn)在軸向壓力作用下，節(jié)點(diǎn)的破壞表現(xiàn)為鋼管的局部屈曲，法蘭盤(pán)和焊縫均未出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，法蘭盤(pán)強(qiáng)度有富余。

(2)Q460鋼平焊帶頸法蘭節(jié)點(diǎn)中鋼管的局部屈曲發(fā)生在離法蘭頸部焊縫一定距離的地方，該距離與法蘭盤(pán)和鋼管的剛度有關(guān)，在研究的2類節(jié)點(diǎn)中，這個(gè)距離為100 mm左右。

(3)Q460鋼平焊帶頸法蘭節(jié)點(diǎn)中法蘭頂部和底部2條角焊縫會(huì)同時(shí)分擔(dān)鋼管中的軸向壓力。其分擔(dān)的比例與法蘭和鋼管的剛度有關(guān)，在研究的2類節(jié)點(diǎn)中，其比例約為3∶1。所以，平焊帶頸法蘭節(jié)點(diǎn)中同時(shí)考慮2條焊縫的傳力貢獻(xiàn)后，其焊縫的傳力能力會(huì)較原設(shè)計(jì)方法提高25%左右。

(4)鋼板在卷制成鋼管后，其垂直于卷制方向的強(qiáng)度會(huì)提高10%左右。

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