Q690耐張塔多環(huán)板空間節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能研究

武永彩，唐光輝，屈訟昭，王建濤

(1.西安思源學(xué)院 城市建設(shè)學(xué)院，陜西 西安710038；2.西安交通大學(xué) 土木工程系，陜西 西安710049；3.河南城建學(xué)院 土木與交通工程學(xué)院，河南 平頂山467036)

伴隨“西電東送”及“一帶一路”國家戰(zhàn)略的實(shí)施，超高壓、特高壓輸電線路建設(shè)日趨大型化和復(fù)雜化，相比于傳統(tǒng)角鋼塔，承載高、氣動(dòng)性能優(yōu)良、剛度大的高強(qiáng)鋼管塔逐步在大跨越等重承載輸電塔中得以應(yīng)用[1-2]．管板節(jié)點(diǎn)作為高強(qiáng)鋼管塔的常用節(jié)點(diǎn)形式，其承載性能關(guān)乎整塔的抗倒塌安全性，而面臨高強(qiáng)鋼帶來的薄壁化問題，亟需研究高強(qiáng)管板節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能及失效機(jī)理，確保高強(qiáng)鋼管塔的安全可靠[3-4]．

國內(nèi)外學(xué)者針對管板節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能進(jìn)行了不同程度的研究[5-16]．如，Cheng等[6]對管板節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了研究，結(jié)果表明在鋼板與鋼管連接末端(槽末端)應(yīng)力集中明顯；Saucedo等[8]對8個(gè)管板節(jié)點(diǎn)進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范計(jì)算值對比，結(jié)果相差較大；Hassan等[11]通過對管板節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)及有限元分析，重點(diǎn)研究了節(jié)點(diǎn)板長度及位置等因素對節(jié)點(diǎn)承載力的影響；李正良等[12-14]對主管控制和環(huán)板控制的管板節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究，基于能量原理提出了節(jié)點(diǎn)極限承載力計(jì)算公式．雖然對管板節(jié)點(diǎn)研究有一定積累，但目前管板節(jié)點(diǎn)的研究多集中于低強(qiáng)度等級鋼材，且涉及的節(jié)點(diǎn)形式多為平面節(jié)點(diǎn)或構(gòu)造簡單的空間節(jié)點(diǎn)，與實(shí)際工程中桿件交匯繁多的空間節(jié)點(diǎn)在傳力路徑、破壞模式和受力性能上有較大差異[17-18]，因此，仍需進(jìn)一步明確高強(qiáng)鋼多環(huán)板空間節(jié)點(diǎn)在安裝、斷線及大風(fēng)等典型設(shè)計(jì)工況下的力學(xué)性能和受力機(jī)理．

本文基于Q690高強(qiáng)鋼SJC1型耐張塔足尺試驗(yàn)，結(jié)合有限元建立多環(huán)板空間復(fù)雜節(jié)點(diǎn)的計(jì)算模型，研究高強(qiáng)鋼多環(huán)板節(jié)點(diǎn)在斷線和大風(fēng)等不利工況下的力學(xué)性能，揭示其空間耦合受力機(jī)理，為高強(qiáng)鋼管塔的推廣及應(yīng)用提供參考借鑒．

1 真型塔試驗(yàn)

1.1 整塔設(shè)計(jì)參數(shù)

如圖1所示，試驗(yàn)塔全高51 m，總重約46 t，塔身主材采用Q690高強(qiáng)鋼管，橫擔(dān)主材采用Q420高強(qiáng)角鋼，其他斜材和輔助材仍采用Q345和Q235鋼材，該塔由河南鼎力鋼塔股份有限公司生產(chǎn)．試驗(yàn)塔的主要設(shè)計(jì)條件：設(shè)計(jì)風(fēng)速30 m/s；導(dǎo)線設(shè)計(jì)覆冰10 mm，地線設(shè)計(jì)覆冰15 mm；導(dǎo)線型號4×LGJ-630/45；地線型號JLB35-185；試驗(yàn)塔采用平腿，呼高21 m．本文重點(diǎn)研究不利工況下塔身與下橫擔(dān)和中橫擔(dān)連接處多環(huán)板空間節(jié)點(diǎn)(圖2)的應(yīng)力與變形分布情況，為Q690高強(qiáng)鋼多環(huán)板節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)．

圖1 Q690SJC1耐張塔單線圖(單位:mm)Fig.1 Schematic of Q690SJC1 tension tower(Unit:mm)

圖2 Q690SJC1耐張塔復(fù)雜空間節(jié)點(diǎn)Fig.2 Complex space joints of Q690SJC1 tower

1.2 加載工況及試驗(yàn)結(jié)果

足尺整塔試驗(yàn)力學(xué)性能測試在霸州特高壓桿塔試驗(yàn)基地進(jìn)行，在試驗(yàn)基礎(chǔ)上對塔身進(jìn)行組裝，加荷點(diǎn)通過連有測力傳感器的鋼絲繩與加荷用液壓缸相連，加載系統(tǒng)為液壓閉環(huán)自動(dòng)加荷系統(tǒng)，位移測量采用全站儀，塔身關(guān)鍵部位應(yīng)變測量采用應(yīng)變片，試驗(yàn)加載如圖3所示．本次試驗(yàn)加載工況如表1所示．

表1 加載工況Tab.1 Summary of Loading Conditions

圖3 Q690SJC1耐張塔加載現(xiàn)場圖Fig.3 Loading diagram of Q690SJC1 tower

Q690高強(qiáng)鋼管塔當(dāng)按工況10加載至190%時(shí)，塔腿主材發(fā)生整體失穩(wěn)，從而導(dǎo)致整塔倒塌．在整個(gè)試驗(yàn)過程中，鋼管塔空間復(fù)雜節(jié)點(diǎn)未發(fā)生明顯的變形和破壞．鑒于試驗(yàn)過程中節(jié)點(diǎn)未明顯破壞，故采用有限元方法研究空間節(jié)點(diǎn)1和2在不利工況下的承載力狀態(tài)及空間受力機(jī)理，為高強(qiáng)鋼管塔的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供可靠依據(jù)．

2 整塔節(jié)點(diǎn)有限元建模

2.1 建模參數(shù)

針對擬研究的復(fù)雜空間節(jié)點(diǎn)1和2利用ANSYS建立有限元模型，采用shell281單元模擬節(jié)點(diǎn)的主材、斜材、環(huán)板和節(jié)點(diǎn)板，鋼材本構(gòu)采用理想彈塑性模型，斜材和節(jié)點(diǎn)板等處的螺栓連接利用MPC184單元模擬．如圖4的復(fù)雜空間節(jié)點(diǎn)有限元模型，節(jié)點(diǎn)1和2模型中邊界條件為主材下端固結(jié)，上端及其他支管只允許有軸向位移，節(jié)點(diǎn)桿件施加荷載由整塔有限元計(jì)算后提取桿件內(nèi)力進(jìn)行施加．節(jié)點(diǎn)1中兩端的環(huán)板高度為80 mm，厚度為10 mm；中間環(huán)板厚度為14 mm；0°和90°節(jié)點(diǎn)板上側(cè)部分厚度為12 mm；180°節(jié)點(diǎn)板上側(cè)部分厚度為14 mm，其余節(jié)點(diǎn)板及加勁板厚度均為10 mm；主管材質(zhì)為Q690，中間環(huán)板和0°節(jié)點(diǎn)板上側(cè)部分為Q420，其余構(gòu)件均為Q345．節(jié)點(diǎn)2中兩端環(huán)板高度為100 mm，厚度為12 mm；中間環(huán)板、0°和270°節(jié)點(diǎn)板的厚度均為12 mm；90°節(jié)點(diǎn)板(即支管1、2、3所連接的節(jié)點(diǎn)板)厚度為14 mm；主管材質(zhì)為Q690，中間環(huán)板為Q420，其余構(gòu)件均為Q345．復(fù)雜節(jié)點(diǎn)1和2的關(guān)鍵桿件的截面尺寸如表2所示．

表2 節(jié)點(diǎn)關(guān)鍵桿件參數(shù)Tab.2 Sectional dimensions of key members

2.2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證2.1節(jié)中復(fù)雜空間節(jié)點(diǎn)有限元模型的準(zhǔn)確性，將計(jì)算的不同加載工況下節(jié)點(diǎn)的變形與試驗(yàn)值對比，測點(diǎn)布置如圖5所示．

圖5 節(jié)點(diǎn)應(yīng)變測點(diǎn)布置Fig.5 Arrangement of strain measuring points of joints

如圖5所示，1號節(jié)點(diǎn)主材上測點(diǎn)布置在主材與上下環(huán)板連接處，上部編號為1～7，下部為8～14，圓支管上測點(diǎn)布置在管的中部，環(huán)向一圈4個(gè)測點(diǎn)，每個(gè)角鋼中部只布置一個(gè)測點(diǎn)；2號節(jié)點(diǎn)主材上測點(diǎn)布置在主材與上下環(huán)板連接處，上部編號為48～53，下部為54～60，圓支管上測點(diǎn)布置在管的中部，環(huán)向一圈4個(gè)測點(diǎn)，在環(huán)板處貼有應(yīng)變片69～72．有限元驗(yàn)證結(jié)果如圖6和圖7所示，表明，典型工況下節(jié)點(diǎn)1和節(jié)點(diǎn)2有限元計(jì)算的應(yīng)變值與試驗(yàn)值之比介于1.09～1.22，總體上本文建立的有限元模型準(zhǔn)確性較高，為后續(xù)空間節(jié)點(diǎn)受力分析奠定了基礎(chǔ)．

圖6 節(jié)點(diǎn)1不同工況下模型驗(yàn)證結(jié)果Fig.6 Validation results of joint 1

圖7 節(jié)點(diǎn)2不同工況下模型驗(yàn)證結(jié)果Fig.7 Validation results of joint 2

3 有限元結(jié)果分析

本節(jié)基于驗(yàn)證的空間節(jié)點(diǎn)有限元模型，對典型的空間節(jié)點(diǎn)在安裝、斷線及大風(fēng)等不利工況下的受力性能進(jìn)行分析．

3.1 復(fù)雜空間節(jié)點(diǎn)1

限于篇幅，對于空間節(jié)點(diǎn)1，以表1中工況8和工況10下節(jié)點(diǎn)計(jì)算結(jié)果為例進(jìn)行說明．

3.1.1 斷線工況(工況8)

工況8為斷左中導(dǎo)、左下導(dǎo)線，100%施加荷載．如圖8所示，從位移云圖可以看出，整個(gè)節(jié)點(diǎn)變形在2.09 mm范圍內(nèi)，最大位移出現(xiàn)在8號支管下端部，除8號支管變形較大外，變形主要發(fā)生在主材上，支管8的變形較大，位移為2.09 mm，由于主材一端固結(jié)，且節(jié)點(diǎn)的整體剛度較大，所以節(jié)點(diǎn)的整體變形不明顯，主材變形在1.86 mm以內(nèi)；從整體應(yīng)力云圖可知，主材應(yīng)力范圍在209～313 MPa之間，支管應(yīng)力較小，節(jié)點(diǎn)在該工況下仍能繼續(xù)承載，在該設(shè)計(jì)荷載作用下，節(jié)點(diǎn)安全度較高；如圖8(c)，環(huán)向加勁肋與主材連接處、槽形插板與支管連接處出現(xiàn)應(yīng)力集中，尤其是環(huán)向加勁肋與主材連接處和支管8與槽形插板連接處應(yīng)力較大，對于此處焊縫連接位置易發(fā)生的應(yīng)力集中現(xiàn)象，應(yīng)嚴(yán)格控制焊接質(zhì)量，防止節(jié)點(diǎn)由于焊縫開裂而破壞．

圖8 節(jié)點(diǎn)1工況8下的計(jì)算結(jié)果Fig.8 Calculated results of joint 1 in condition 8

3.1.2 大風(fēng)工況(工況10)

工況10為90度大風(fēng)，有不平衡力，大轉(zhuǎn)角，加載到100%后繼續(xù)超載至破壞．如圖9所示，從位移云圖可知，節(jié)點(diǎn)變形在2.53 mm范圍內(nèi)，最大位移出現(xiàn)在無軸向約束的主材端部，變形主要發(fā)生在主材之上，支管8的變形相對較大，位移為2.09 mm，整體上由于環(huán)向加勁肋對于節(jié)點(diǎn)的加強(qiáng)作用，節(jié)點(diǎn)的變形不明顯；從應(yīng)力云圖可知，主材應(yīng)力范圍在320～400 MPa以內(nèi)，支管應(yīng)力在240 MPa以內(nèi)．節(jié)點(diǎn)在該工況下仍能繼續(xù)承載，在該設(shè)計(jì)荷載作用下，節(jié)點(diǎn)是安全的；如圖9(c)支管8與槽形插板連接處應(yīng)力較大，環(huán)板靠近主管一側(cè)應(yīng)力較環(huán)板外側(cè)偏大．

圖9 節(jié)點(diǎn)1工況10下的計(jì)算結(jié)果Fig.9 Calculated results of joint 1 in condition 10

3.2 復(fù)雜空間節(jié)點(diǎn)2

限于篇幅，對于空間節(jié)點(diǎn)2，以表1中工況9和工況10下節(jié)點(diǎn)計(jì)算結(jié)果為例進(jìn)行說明．

3.2.1 安裝工況(工況9)

工況9為同檔地線、上導(dǎo)線、中導(dǎo)線、右下導(dǎo)線已錨，正錨左下導(dǎo)線，鄰檔均未架，加載到100%后卸載至零，上塔觀察．位移和應(yīng)力云圖如圖10所示．

圖10 節(jié)點(diǎn)2工況9下的計(jì)算結(jié)果Fig.10 Calculated results of joint 2 in condition 9

圖10(a)表明節(jié)點(diǎn)變形在6.23 mm范圍內(nèi)，最大位移出現(xiàn)在5號角鋼端部，變形主要發(fā)生在主材和1、2號支管上，支管2下端的變形為3.55 mm，主材變形在3.11 mm以內(nèi)，節(jié)點(diǎn)的整體變形不明顯；應(yīng)力云圖10(b)顯示主材應(yīng)力范圍在265～441 MPa以內(nèi)，大部分支管應(yīng)力較小在265 MPa以內(nèi)；圖10(c)云圖表明，環(huán)板與主材連接處，角鋼與節(jié)點(diǎn)板及槽形插板與支管連接處出現(xiàn)應(yīng)力集中，尤其是支管2與槽形插板連接處和環(huán)板與主材連接處應(yīng)力較大，故應(yīng)嚴(yán)格控制焊接質(zhì)量防止焊縫開裂破壞．

3.2.2 大風(fēng)工況(工況10)

如圖11，工況10下節(jié)點(diǎn)位移云圖表明，整個(gè)節(jié)點(diǎn)變形在2.22 mm范圍內(nèi)，最大位移出現(xiàn)在無軸向約束的主材端部，變形主要發(fā)生在主材之上，大風(fēng)工況下節(jié)點(diǎn)變形較?。粡恼w應(yīng)力云圖可知，主材應(yīng)力集中于225～360 MPa，支管應(yīng)力在225 MPa以內(nèi)；由局部應(yīng)力云圖可知，槽形插板與支管連接處及環(huán)向加勁肋與主材連接處應(yīng)力較大．

圖11 節(jié)點(diǎn)2工況10下的計(jì)算結(jié)果Fig.11 Calculated results of joint 2 in condition 10

3.3 空間耦合受力分析

輸電塔空間節(jié)點(diǎn)處桿件交匯繁多，大風(fēng)不利荷載條件下導(dǎo)致桿件荷載非線性變化，環(huán)板空間節(jié)點(diǎn)極易因多向耦合受力產(chǎn)生塑性變形，誘發(fā)節(jié)點(diǎn)破壞．本節(jié)針對橫擔(dān)與塔身連接處的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)，基于表1大風(fēng)設(shè)計(jì)工況下整塔計(jì)算結(jié)果，變化空間節(jié)點(diǎn)關(guān)鍵構(gòu)件的荷載施加模式，研究空間節(jié)點(diǎn)的受力機(jī)理．圖12和圖13分別為空間節(jié)點(diǎn)1和2在不同加載模式下的環(huán)板與主管交界處的截面應(yīng)力分布規(guī)律．

圖12(a)所有桿件比例加載下，節(jié)點(diǎn)最大應(yīng)力為729.6 MPa(250%比例加載)，發(fā)生在99°方向；荷載從100%增加到150%、200%和250%時(shí)，最大應(yīng)力處分別增加了32%、56%和77%．根據(jù)整塔計(jì)算結(jié)果，節(jié)點(diǎn)1塔身內(nèi)側(cè)支管5、8和10承受荷載較大，為受力主控桿件，圖12(b)和圖12(c)為上述關(guān)鍵桿件不同加載比例下的受力分析．圖12(b)塔身內(nèi)側(cè)支管5、8和10同比例加載模式下，隨著荷載的增加，支管5、8和10所在塔身內(nèi)側(cè)的截面應(yīng)力逐漸增大，最大應(yīng)力為709.8MPa，發(fā)生在截面170°方向；荷載從50%增加到100%、150%、200%和250%時(shí)，最大應(yīng)力分別增加了56.3%、94.6%、124.5%和156%．與支管5、8和10所在截面相對的塔身橫擔(dān)側(cè)截面的應(yīng)力逐漸減小，其相對于塔身內(nèi)側(cè)截面應(yīng)力變化較小，其余截面的應(yīng)力基本不變，圖12(c)支管5、8和10變比例加載模式下，截面應(yīng)力的變化主要表現(xiàn)在支管5、8和10所在截面方向及其相對的位置，加載桿件間不同位置的界面處應(yīng)力波動(dòng)較?。?/p>

圖12 節(jié)點(diǎn)1空間受力分析Fig.12 Spatial stress analysis of joint 1

圖13(a)所有桿件比例加載下，在截面90°方向節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)最大應(yīng)力637.3 MPa(250%加載比例)，相比于同荷載比例下變坡處節(jié)點(diǎn)(節(jié)點(diǎn)1)計(jì)算結(jié)果，橫擔(dān)節(jié)點(diǎn)(節(jié)點(diǎn)2)設(shè)計(jì)安全冗余度較高；荷載從100%增加到150%、200%和250%時(shí)，最大應(yīng)力分別增加了50%、90.2%和119%．根據(jù)整塔計(jì)算結(jié)果，節(jié)點(diǎn)2塔身內(nèi)側(cè)支管1、2和3為受力主控桿件，圖13(b)和圖13(c)為上述關(guān)鍵桿件不同加載比例下的受力分析．圖13(b)在塔身內(nèi)側(cè)支管1、2和3同比例加載模式下，隨著荷載的增加，支管1、2和3所在塔身內(nèi)側(cè)的截面應(yīng)力逐漸增大，最大應(yīng)力為482 MPa，發(fā)生在90°方向；荷載從50%增加到100%、150%和200%時(shí)，最大應(yīng)力處分別增加了56%、112.5%和158%．與支管1、2和3所在截面相對的塔身橫擔(dān)側(cè)截面的應(yīng)力逐漸減小，相對于塔身內(nèi)側(cè)應(yīng)力變化較小．圖13(c)在支管1、2和3變比例加載模式下，截面應(yīng)力的變化主要沿支管1、2和3方向及其相對的位置；與桿件1～3位置相對垂直的桿件與環(huán)板截面交界處，空間耦合受力下應(yīng)力水平變動(dòng)較?。?/p>

圖13 節(jié)點(diǎn)2空間受力分析Fig.13 Spatial stress analysis of joint 2

通過上述不同加載模式下節(jié)點(diǎn)關(guān)鍵截面應(yīng)力分布規(guī)律，節(jié)點(diǎn)多向加載模式下，環(huán)板與主管交界處的應(yīng)力主要沿支管軸線方向與節(jié)點(diǎn)板相交位置處分布，應(yīng)力水平與支管所承受的荷載正相關(guān)；當(dāng)空間耦合加載時(shí)交界處應(yīng)力在不同支管間的增長變化較小，受多向空間耦合作用較?。鞴芩韨?cè)的應(yīng)力變化較橫擔(dān)側(cè)顯著，節(jié)點(diǎn)的塑性區(qū)主要集中于塔身內(nèi)側(cè)，建議在主管塔身內(nèi)側(cè)增設(shè)豎向加勁板進(jìn)行節(jié)點(diǎn)的優(yōu)化補(bǔ)強(qiáng)．

4 結(jié)論

(1)Q690 SJC1足尺耐張塔試驗(yàn)結(jié)果表明節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度、剛度滿足設(shè)計(jì)要求；建立并驗(yàn)證了高強(qiáng)鋼多環(huán)板空間節(jié)點(diǎn)有限元模型．

(2)有限元分析結(jié)果表明，環(huán)向加勁肋對于節(jié)點(diǎn)的加強(qiáng)作用顯著，斷線和大風(fēng)等不利工況下環(huán)板或加勁肋與主材連接處、槽形插板與支管連接處應(yīng)力集中現(xiàn)象顯著，應(yīng)嚴(yán)格控制焊接質(zhì)量．

(3)大風(fēng)設(shè)計(jì)工況下變坡處節(jié)點(diǎn)(節(jié)點(diǎn)1)所有桿件同比例加載至250%時(shí)，環(huán)板與主管交界處的99°方向截面應(yīng)力可達(dá)為729.6 MPa，同加載比例時(shí)橫擔(dān)節(jié)點(diǎn)(節(jié)點(diǎn)2)的截面90°方向最大應(yīng)力637.3 MPa，節(jié)點(diǎn)2設(shè)計(jì)安全冗余度較高．

(4)變化關(guān)鍵受力桿件加載比例，環(huán)板與主管交界處的應(yīng)力主要沿支管軸線方向與節(jié)點(diǎn)板相交位置處分布；空間耦合加載下交界處應(yīng)力在不同支管間的增長變化較?。还?jié)點(diǎn)塑性區(qū)主要集中于塔身內(nèi)側(cè)，建議在主管塔身內(nèi)側(cè)增設(shè)豎向加勁板進(jìn)行節(jié)點(diǎn)優(yōu)化補(bǔ)強(qiáng)．

本文研究結(jié)果可為高強(qiáng)鋼管輸電塔在特高壓等工程中的應(yīng)用提供設(shè)計(jì)參考依據(jù)．