環(huán)形加勁肋對K型管板節(jié)點(diǎn)承載力影響試驗(yàn)研究

曾能先

(佛山電力設(shè)計(jì)院有限公司,廣東 佛山 528000)

環(huán)形加勁肋對K型管板節(jié)點(diǎn)承載力影響試驗(yàn)研究

曾能先

(佛山電力設(shè)計(jì)院有限公司,廣東 佛山 528000)

為了消除輸電鋼管塔中 K型管板節(jié)點(diǎn)的環(huán)形加勁肋對其承載力的影響,筆者以佛山電力設(shè)計(jì)院設(shè)計(jì)的2E4DZ1型四回路鋼管塔帶有環(huán)形加勁肋的K型管板節(jié)點(diǎn)連接方式為研究對象,選取兩個(gè)尺寸相同、環(huán)形加勁肋厚度不同的K型管板節(jié)點(diǎn)進(jìn)行承載力試驗(yàn)研究,通過試驗(yàn)得到該節(jié)點(diǎn)失效模式及應(yīng)變、位移發(fā)展?fàn)顩r,并對比分析不同環(huán)形加勁肋厚度對節(jié)點(diǎn)承載力的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明,10 mm厚環(huán)形加勁肋節(jié)點(diǎn)比5 mm厚節(jié)點(diǎn)承載力提高10%,采用加厚環(huán)形加勁肋的方法可有效地提高 K型管板節(jié)點(diǎn)極限承載力。

K型加肋節(jié)點(diǎn);環(huán)形加勁肋;極限承載力;破壞模式

目前,隨著中國電力系統(tǒng)負(fù)荷的不斷提高,設(shè)計(jì)各種同塔多回輸電線路從一定程度上緩解了用電緊張的矛盾[1-3]，同時(shí)對承載輸電線路的鋼管塔承載力也提出了更高的要求。文獻(xiàn)[4-7]對無肋板的管板節(jié)點(diǎn)提出了支管軸力和節(jié)點(diǎn)極限彎矩的承載力公式、估算管板節(jié)點(diǎn)極限承載力的屈服線模型,推導(dǎo)出了未考慮加勁肋影響的三管軸力作用下K型節(jié)點(diǎn)的極限承載力公式。但關(guān)于帶肋K型節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究及理論研究十分缺乏,對此,本文針對佛山電力設(shè)計(jì)院設(shè)計(jì)的2E4DZ1型四回路鋼管塔帶有環(huán)形加勁肋的K型管板節(jié)點(diǎn)連接方式,分析了環(huán)形加勁肋對節(jié)點(diǎn)承載力影響,選取該塔上兩個(gè)尺寸相同、節(jié)點(diǎn)板端部環(huán)形加勁肋厚度不同的K型管板節(jié)點(diǎn)進(jìn)行帶肋K型節(jié)點(diǎn)承載力試驗(yàn)研究,研究環(huán)形加勁肋的設(shè)置對節(jié)點(diǎn)承載力及破壞模式的影響,驗(yàn)證該節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)的合理性,為工程設(shè)計(jì)提供了依據(jù)。

1 K型節(jié)點(diǎn)承載力試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

該試件設(shè)計(jì)取自220 kV熙悅變電站出線工程跨順德水道段線路,節(jié)點(diǎn)形式為單插板連接的K型節(jié)點(diǎn),設(shè)計(jì)荷載:主管為7700 kN,受壓支管為750 kN,受拉支管為550 kN。K型節(jié)點(diǎn)承載力試驗(yàn)樣本如表1所示,節(jié)點(diǎn)1與節(jié)點(diǎn)2除端部環(huán)形加勁肋厚度不同外,其余尺寸均相同。

表1 K型節(jié)點(diǎn)承載力試驗(yàn)樣本

1.2 試驗(yàn)方法

1.2.1 加載方案

試驗(yàn)在東北電力大學(xué)土木工程試驗(yàn)研究中心進(jìn)行,研究中心自主設(shè)計(jì)了水平布置的反力裝置,采用自平衡系統(tǒng),減小反力裝置自身的變形?，F(xiàn)場加載裝置方案如圖1所示,主管加載端采用千斤頂施加軸向荷載,底端為固定支座。兩個(gè)支管采用千斤頂施加軸向荷載。主管加載端用自主設(shè)計(jì)僅帶有軸向位移的滑動支座作為連接,支管加載端用鋼管進(jìn)行連接。主管和支管端同時(shí)加載,按設(shè)計(jì)荷載的20%—60%—80%—100%施加,之后荷載按照級差10%遞增直至破壞。

圖1 現(xiàn)場加載裝置方案

1.2.2 測試方法

在主管軸向、支管軸向、節(jié)點(diǎn)板垂向布置百分表測試相應(yīng)位移,同時(shí)在節(jié)點(diǎn)關(guān)鍵區(qū)域粘貼應(yīng)變片,測試各典型位置應(yīng)變。此外,節(jié)點(diǎn)板不粘貼應(yīng)變片的一面噴涂散斑,布置非接觸性應(yīng)變儀,測試噴涂區(qū)域應(yīng)變、位移等。環(huán)板及主管與節(jié)點(diǎn)板交匯處應(yīng)變片布置如圖2所示。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)破壞模式

節(jié)點(diǎn)1在主管和支管同時(shí)達(dá)到130%設(shè)計(jì)荷載下發(fā)生破壞,其破壞特征如下:

1) 受壓端節(jié)點(diǎn)板平面外失穩(wěn),節(jié)點(diǎn)板產(chǎn)生平面外大變形,節(jié)點(diǎn)板的破壞形態(tài)與《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50017-2003)[8]中桁架的節(jié)點(diǎn)板在斜腹桿壓力作用下的失穩(wěn)破壞情況相似,呈三折線破壞趨勢。

2) 支管未發(fā)生屈曲,受壓支管插板端部受彎斷裂。

圖2 關(guān)鍵點(diǎn)應(yīng)變布置圖

3) 節(jié)點(diǎn)板受壓端部加勁肋發(fā)生明顯變形,主管在反彎點(diǎn)位置發(fā)生局部屈曲,主要原因是單插板的構(gòu)造形式使得支管荷載中心與主管中心發(fā)生了偏離,產(chǎn)生了彎矩,發(fā)生彎曲破壞,達(dá)到極限荷載。

4) 主管根部管壁發(fā)生屈曲變形,該變形是在下環(huán)板附近局部破壞之后發(fā)生的,說明此時(shí)整個(gè)結(jié)構(gòu)已進(jìn)入完全塑性狀態(tài),卸載前后變形較小。

節(jié)點(diǎn)2在140%設(shè)計(jì)荷載下發(fā)生破壞,其破壞特征:

1) 同節(jié)點(diǎn)1,受壓端節(jié)點(diǎn)板平面外失穩(wěn),節(jié)點(diǎn)板產(chǎn)生平面外大變形。支管未發(fā)生屈曲,受壓支管插板端部受彎斷裂。

2) 節(jié)點(diǎn)板受壓端部加勁肋發(fā)生輕微變形,變形程度明顯小于節(jié)點(diǎn)1。

2.2 試驗(yàn)應(yīng)變發(fā)展特性

2.2.1 節(jié)點(diǎn)1應(yīng)變發(fā)展特性

選取主管局部屈曲處和受壓端板這兩個(gè)典型破壞位置處應(yīng)變,繪制荷載應(yīng)變圖,如圖3所示,其中荷載選用主管荷載。Z1為主管局部屈曲處軸向應(yīng)變,H1為徑向應(yīng)變,DY1為受壓側(cè)端板徑向應(yīng)變,DY2為環(huán)向應(yīng)變。由圖3(a)可知,端板徑向應(yīng)變DY1在6160 kN(80%設(shè)計(jì)荷載)時(shí)進(jìn)入塑性發(fā)展,測點(diǎn)的應(yīng)變出現(xiàn)非線性變化,表明測點(diǎn)附近已經(jīng)進(jìn)入了屈服階段。當(dāng)荷載繼續(xù)增加,測點(diǎn)均進(jìn)入塑性,達(dá)到8470 kN(110%設(shè)計(jì)荷載)時(shí),應(yīng)變片破壞。端板環(huán)向應(yīng)變在80%荷載時(shí)開始呈現(xiàn)非線性發(fā)展,達(dá)到110%荷載階段,應(yīng)變增長迅速,之后環(huán)板發(fā)生較大變形,應(yīng)力應(yīng)變重分布,但達(dá)到110%荷載后,體系并未完全破壞,節(jié)點(diǎn)仍能繼續(xù)承載。由圖3(b) 可知,主管局部屈曲處應(yīng)變在110%荷載后開始進(jìn)入塑性發(fā)展,隨著荷載的增加,鋼管節(jié)點(diǎn)迅速發(fā)生破壞,節(jié)點(diǎn)達(dá)到極限承載狀態(tài),極限承載力為10 110 kN(130%設(shè)計(jì)荷載)。

圖3 節(jié)點(diǎn)1典型破壞位置應(yīng)變發(fā)展曲線

2.2.2 節(jié)點(diǎn)2應(yīng)變發(fā)展特性

荷載選用主管荷載,DY1為受壓側(cè)端板徑向應(yīng)變,DY2為環(huán)向應(yīng)變,主管荷載-端板應(yīng)變變化情況如圖4所示。

由圖4可知,端板徑向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變在8470 kN(110%設(shè)計(jì)荷載)時(shí)進(jìn)入塑性發(fā)展,到支管插板發(fā)生斷裂前,一直處于塑性強(qiáng)化階段,應(yīng)變未達(dá)到最大值。

圖4 節(jié)點(diǎn)2典型破壞位置應(yīng)變發(fā)展曲線

2.3 承載力變形特性

本試驗(yàn)利用非接觸式應(yīng)變測量系統(tǒng)對受壓端節(jié)點(diǎn)板區(qū)域進(jìn)行測量。該系統(tǒng)可對噴涂散斑區(qū)域進(jìn)行全場3D分析,可得到加載過程中節(jié)點(diǎn)板荷載-節(jié)點(diǎn)板平面外位移發(fā)展特點(diǎn)如圖5所示。

圖5 節(jié)點(diǎn)板承載力-變形曲線

由圖5可知,節(jié)點(diǎn)1在主管荷載達(dá)到6930 kN(90%設(shè)計(jì)荷載)時(shí),位移開始出現(xiàn)非線性發(fā)展,由于平面外的彎矩存在,致使節(jié)點(diǎn)板的失穩(wěn)破壞加劇,變形較大,其承載能力隨著節(jié)點(diǎn)板的破壞而快速消失,極限承載力為10 110 kN(130%設(shè)計(jì)荷載)。節(jié)點(diǎn)2在主管荷載達(dá)到7700 kN(100%設(shè)計(jì)荷載)時(shí),位移開始出現(xiàn)非線性發(fā)展,在10 780 kN(140%設(shè)計(jì)荷載)時(shí),平面外位移小于節(jié)點(diǎn)1,端板厚度的增加能夠有效地限制節(jié)點(diǎn)板平面外變形的開展。

3 節(jié)點(diǎn)承載力驗(yàn)算

對K型加肋管板節(jié)點(diǎn),《輸電線路鋼管塔構(gòu)造設(shè)計(jì)規(guī)定》[9]提出了等效受力圖,如圖6所示。

圖6 加肋節(jié)點(diǎn)等效受力圖

同時(shí)提出了節(jié)點(diǎn)板承載力局部驗(yàn)算公式如下:

彎矩為M=(F1cosθ1+F2cosθ2)×D/2

(1)

拉壓力為P=|F1sinθ1-F2sinθ2|

(2)

剪力為Q=F1cosθ1+F2cosθ2

(3)

等效力為PY=M/B

(4)

鋼管節(jié)點(diǎn)局部承載力驗(yàn)算方法為

(5)

式中:KN為主材軸力對承載力的影響系數(shù);N為施加在主管的軸向荷載;Ny為主管屈服荷載;C為加勁肋長度;D為主管管徑;T為主管管厚;B為節(jié)點(diǎn)板長度;t為節(jié)點(diǎn)板厚;R為加勁肋寬度;tr為加勁肋厚度;f為鋼管設(shè)計(jì)強(qiáng)度值。節(jié)點(diǎn)受壓支管與主管夾角40°,受拉支管與主管夾角64°,達(dá)到極限承載力時(shí),主管荷載10 780 kN,受壓支管荷載1050 kN,受拉支管荷載770 kN。

將相應(yīng)數(shù)值代入式(1)～(5),求得:

M=376.82 kN·m，P=17.14 kN，Q=1141.9 kN

PY=324.84 kN，P1=710 kN，P2=627.1 kN

P3=119.5 kN，Pmin=119.51 kN

Mmax=138.62 kN·m

式中:M為節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)的等效彎矩值;Mmax為通過規(guī)范計(jì)算求得的節(jié)點(diǎn)板所能承受的最大彎矩值。

經(jīng)驗(yàn)算知,節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)的彎矩大于規(guī)范中規(guī)定的最大彎矩值,規(guī)范《輸電線路鋼管塔構(gòu)造設(shè)計(jì)規(guī)定》中給出的公式是安全的,在一定程度上偏于保守。

4 結(jié) 論

1) K型加肋節(jié)點(diǎn)破壞過程由受壓端節(jié)點(diǎn)板及端板開始展開,隨著變形增大,受壓支管端部斷裂,節(jié)點(diǎn)板平面外失穩(wěn),在設(shè)計(jì)時(shí)可考慮加強(qiáng)受壓端支管插板連接強(qiáng)度,換用傳力無偏心的十字插板連接。

2) 加勁肋厚度增加5 mm,節(jié)點(diǎn)極限承載力提高10%,端部加勁肋厚度的增加能夠減小節(jié)點(diǎn)板平面外位移,加強(qiáng)主管壁剛度,減小主管壁局部變形。

3) 規(guī)范《輸電線路鋼管塔構(gòu)造設(shè)計(jì)規(guī)定》中給出關(guān)于K型加肋節(jié)點(diǎn)的局部承載力公式一定程度上偏于保守。

[1] 傅俊濤. 大跨越鋼管塔節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度理論與試驗(yàn)研究[D]. 上海:同濟(jì)大學(xué),2006. FU Juntao. Theoretical and experimental studies on ultimate strength of tubular joints applied for long-span steel towers [D]. Shanghai: Tongji University, 2006.

[2] 孫竹森,程永鋒,張強(qiáng),等.輸電線路鋼管塔的推廣與應(yīng)用[J].電網(wǎng)技術(shù),2010,34(6):186-192. SUN Zhusen, CHENG Yongfeng, ZHANG Qiang, et al. Application and dissemination of steel tubular tower in transmission lin-es [J]. Power System Technology, 2010,34(6):186-192.

[3] 龔泉,肖立群.新型鋼管塔的設(shè)計(jì)與應(yīng)用研究[J].華東電力,2009,37(8):1265-1269. GONG Quan, XIAO Liqun. Review of the design and application of new steel-pipe tower [J]. East China Electric Power, 2009,37(8):1265-1269.

[4] KIM W B.Ultimate strength of tube-gusset plate connections considering eccentricity[J].Engineering Structures,2001(23):1418-1426.

[5] 余世策,孫炳楠,葉尹.高聳鋼管結(jié)點(diǎn)極限承載力的試驗(yàn)研究與理論分析[J].工程力學(xué),2004,21(3):155-161. YU Shice, SUN Bingnan, YE Yin. Experimental study and theoretical analysis of ultimate strength of steel tubular K-joints of tall towers [J]. Engineering Mechanics, 2004,21(3):155-161.

[6] 鮑侃袁,沈國輝,孫炳楠, 等.高聳鋼管塔K型結(jié)點(diǎn)極限承載力的試驗(yàn)研究與理論分析[J].工程力學(xué),2008,25(12):114-122. BAO Kanyuan, SHEN Guohui, SUN Bingnan, et al. Experimental study and theoretical analysis of ultimate strength of steel tubular K-joints of tall towers [J]. Engineering Mechanics, 2008,25(12):114-122.

[7] 李正良,劉紅軍. 輸電塔鋼管-插板連接節(jié)點(diǎn)板承載力研究[J].土木工程學(xué)報(bào),2011,44(增刊):52-58. LI Zhengliang, LIU Hongjun. Study of ultimate strength of gussetplate steel tubular joint of transmission towers [J]. 2011,44(Supplement):52-58.

[8] 中華人民共和國建設(shè)部. GB50017-2003,鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2003.

[9] 國家電網(wǎng)公司.Q/GDW 391-2009,輸電線路鋼管塔構(gòu)造設(shè)計(jì)規(guī)定[S]. 北京:中國電力出版社,2009.

(責(zé)任編輯 侯世春)

Experimental study on the impact of ring stiffener on K-type tubular node bearing capacity

ZENG Nengxian

(Foshan Electric Power Design Institute, Foshan 528000, China)

In order to eliminate the impact of ring stiffener of K-type tubular node on its bearing capacity in transmission tower, the author selected the joint mode of K-type tubular node with ring stiffener of 2E4DZ1 type quadruple-circuit steel tubular tower designed by Foshan Electric Power Design Institute. Two K-type tubular nodes with different sizes and ring stiffener thickness were tested on bearing capacity. Through the test, the failure mode, strain and displacement development of this node were worked out to compare the impact of different ring stiffener thickness on node bearing capacity. The test results show that the bearing capacity of 10 mm ring stiffener node is 10% higher than that of 5 mm node. Meanwhile, thickening ring stiffener is able to effectively enhance the ultimate strength of K-type tubular node.

K type stiffener node; ring stiffener; ultimate strength; failure mode

2015-05-14。

曾能先(1975—)，男，工程師，從事輸電線路設(shè)計(jì)工作。

TV392.3

A

2095-6843(2015)06-0528-04