曾德伟，郭耀杰，刘汉生，金李

(1.武汉大学土木建筑工程学院，武汉市，430072;2.湖北省电力勘测设计院，武汉市，430024)

0 引言

输电杆塔经历了从木杆到混凝土杆再到钢结构塔架的发展历程，其高度也从几 m发展到了346.5 m［1］。然而，随着输电负荷的增大和传输电压的提高，传统的角钢铁塔已经不能满足某些输电工程要求，钢管输电铁塔逐渐成为了大负荷、高电压输电线路的主要铁塔形式［2-4］。钢管塔节点主要采用相贯焊连接方式，而杆件的接头多采用法兰连接，如500 kV杨高—外高桥—杨行双回线路工程，500 kV吴淞口大跨越工程等。

传统的法兰盘均采用带肋板的刚性法兰盘形式，肋板较多，焊接工作量较大，焊接热对钢管影响较严重。而锻造平焊带颈法兰盘则可以大大减小焊接工作量，减弱焊接热影响。在法兰节点的研究方面，Timoshenko等通过板的弹性分析得到法兰连接最早的理论计算方法［5］;Packer完成了16个方钢管法兰连接节点的模型试验，研究了螺栓布置方案和法兰板厚度对节点承载力的影响，并初步总结了方钢管法兰连接的破坏模式［6］;Kato和Mukai提出了一种全新的三维屈服线模型，但模型的适用性不强。他们又做了2组法兰连接节点试验，研究螺栓直径和法兰板厚度对节点轴向承载力的影响［7］。王元清等对钢管法兰连接的承载力计算理论和有限元数值模拟开展了广泛研究，建立了数值分析计算模型［8］;薛伟辰等结合500 kV吴淞口大跨越输电线路工程开展了无加劲柔性法兰原型试验研究，评价了法兰尺寸和焊缝对构件承载力的影响［9］。

DL/T 5154—2002《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》给出了圆管无加劲和有加劲法兰连接的螺栓个数和法兰板厚的计算公式［10］，中国电力工程顾问集团公司针对1 000 kV淮南—上海输变电工程编制了《钢管塔标准化设计》，提出了平焊带颈法兰盘的标准化设计。本文选取了《钢管塔标准化设计》中的FP2121和FP2727型号法兰盘，分别制作了2个相同的试件，进行了足尺试验研究，并利用有限元软件ANSYS进行了分析计算。

1 平焊带颈法兰节点足尺试验

1.1 试验模型

法兰盘采用FP2121和FP2727，钢管选用与之匹配的φ219 mm×6 mm和φ273 mm×7 mm卷板焊接钢管，其顶部焊缝高度为1.2 t(t为钢管壁厚)，底部焊缝高度为1.0 t。文献［11］规定，轴心受压构件的容许长细比为150。本次试验中，取钢管的长度为750 mm，使其长细比在15以内，以防止钢管柱发生整体失稳破坏。试件的具体尺寸见表1，试件的钢材强度等级为Q460B，在500 t的压力试验机上对法兰节点进行轴心压力作用下的加载试验。

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

1.2 材性试验

在进行试件加载前，先分别进行了法兰盘与钢管的材性试验。试件材料按GB 228—87《金属拉伸试验方法》［12］规定的尺寸及精度加工，试验结果表明:钢管板材的平均屈服强度为504 N/mm2，极限强度为602N/mm2;法兰盘棒材的屈服强度为472 N/mm2，极限强度为628 N/mm2。钢管和法兰盘的钢材均有屈服平台。

1.3 法兰节点试验

1.3.1 法兰节点承载力试验

根据钢管板材材性试验的屈服强度，针对φ219 mm×6 mm和φ273 mm×7 mm这2种法兰节点，估算出其由钢管强度控制的法兰节点屈服时承载能力分别为2 023、2 948 kN。加载时，φ219 mm ×6 mm的法兰节点总荷载按2 000 kN控制，φ273 mm×7 mm的法兰节点总荷载按3 000 kN控制，分10级加载，前6级每级加载10%，以后每级加载5%直至试件发生明显破坏。

试验发现，4个试件的破坏均为钢管的局部屈曲，如图1所示。钢管的局部屈曲首先出现在距离法兰盘颈部100 mm左右的位置，表现为环状的往外鼓曲，然后呈波浪状由两端向中间发展，并逐渐衰减。钢管的局部屈曲没有首先出现在与法兰盘颈部相接的位置，其原因为法兰颈对钢管同时具有轴向压力和环向约束作用，轴向压力作用是来自外界荷载，环向约束作用则是由于法兰颈与钢管之间的刚度差所产生的。钢管的轴向压力作用沿z坐标保持不变，而法兰颈的约束作用却随着z坐标的增大而减小。所以，到了一定距离，法兰颈的约束作用不能限制钢管在轴向压力作用下所要发生的屈曲，钢管的局部屈曲就出现了，这个距离跟法兰颈与钢管的刚度比相关［13］。并且在本次试验中，φ219 mm×6 mm和φ273 mm×7 mm法兰节点的这个距离分别为96、102 mm。

图1 法兰节点钢管局部屈曲Fig.1 Local buckling of the flange joints

试验加载2种管径，每种各有2个试件，共计4个试件，其荷载—位移曲线如图2所示。从图2可看出:φ219 mm×6 mm法兰节点的屈服荷载为2 150 kN，换算为钢管的应力为 550N/mm2;φ273 mm×7 mm法兰节点的屈服荷载为3 550 kN，换算为钢管的应力为552 N/mm2。

分析发现，法兰节点中钢管的屈服强度值比材性试验中的值要高10%左右，这与文献［12］的结论一致。在对焊带颈法兰节点受压试验中，钢管也表现出了相似的性能［13］。

图2 法兰节点荷载－位移曲线Fig.2 Load-displacement curves of flange joints

1.3.2 法兰节点底部角焊缝与法兰颈部角焊缝传力试验研究

在现有的设计方法中，计算平焊带颈法兰节点的焊缝时只考虑法兰颈部焊缝的传力贡献，而不计法兰底部角焊缝的传力贡献［14］。而实际上，法兰盘在轴向压力的作用下，会产生压缩变形，从而会导致2条角焊缝之间的钢管也发生相应的压缩变形，钢管的这部分压缩变形所对应的内力则是由法兰底部角焊缝所承担。所以，现有的计算方法是偏于保守的。为此，本次试验专门在法兰颈部角焊缝以上的钢管外壁和2条焊缝之间的钢管内壁上分别粘贴了应变片a、b(图3所示)，通过2处应变值来推算2条焊缝的传力大小。每个试件上a处的应变片在圆周上0°、90°、180°和270°处共设4片，b处的应变片在圆周上0°和180°处共设2片。分别取其平均值记为 εa和εb;将钢管中的总轴向压力、法兰颈部角焊缝承担的轴力和法兰底部角焊缝承担的轴力分别记为N、N1和N2;将钢管的截面面积记为A，则有

由式(1)～(3)可得

图3 应变片布置Fig.3 Arrangement of strain gauge

法兰颈部焊缝以上应变值εa和法兰2条焊缝之间应变值εb随荷载的变化如图4所示;εa与εb的比值如图5所示。从图5中可看出，εa与εb的比值大小同荷载大小成正比。然而，在小荷载的情况下，平焊带颈法兰节点是不会发生破坏的，所以此比值的大小没有实际意义。而只有在平焊带颈法兰节点从屈服到破坏阶段的比值，才能反映出2条焊缝分担力的极限状况。

图5中εa/εb的极限值分别为3.9和4.0。在2种管径的法兰节点中，εa/εb的比值均约为4.0，法兰颈部和底部焊缝分担力的比值则为

也就是说，如果同时考虑2条焊缝的传力贡献，法兰节点焊缝传力会比现有的设计方法提高25%左右。

2 平焊带颈法兰节点有限元分析

2.1 试件的有限元模型

采用有限元软件ANSYS，对法兰节点进行模拟分析［15］。不考虑焊接的影响，将焊缝考虑成与钢管相同的材质，均采用Solid45单元模拟。在节点的顶部施加面约束，底部施加面荷载，这也与试验机的加载方式一致。法兰节点高度方向为z轴，将法兰底部圆心置于原点［16］。

2.2 试件有限元模型分析

对模型进行大变形弹塑性条件下的极限承载力分析。整个节点模型的应力云图和节点中钢管的应力云图如图6所示，该结果与文献［17］的研究结论一致。

分析结果显示，模型的最大应力出现在法兰颈部焊缝附近的钢管处，钢管鼓曲最严重的位置在离法兰盘颈部焊缝100 mm左右，呈环状，钢管中部没有出现鼓曲。

图6 φ219 mm×6 mm法兰节点模型应力云图Fig.6 Stress distribution graph of φ219 mm ×6 mm flange joints

在φ219 mm×6 mm法兰节点模型中法兰盘高度为44 mm，法兰底部焊缝高度为6 mm，顶部焊缝高度为7.2 mm。所以，取钢管中高度为55、20 mm的节点，提取其z向应力再分别取平均值，记为δz1和δz2，得 δz1=459.8 N/mm2，δz2=111.6 N/mm2。则有

φ273 mm×7 mm的法兰节点模型的分析结果与φ219 mm×6 mm法兰节点模型的结果一致。

3 结论

(1)Q460钢平焊带颈法兰节点在轴向压力作用下，节点的破坏表现为钢管的局部屈曲，法兰盘和焊缝均未出现破坏现象，法兰盘强度有富余。

(2)Q460钢平焊带颈法兰节点中钢管的局部屈曲发生在离法兰颈部焊缝一定距离的地方，该距离与法兰盘和钢管的刚度有关，在研究的2类节点中，这个距离为100 mm左右。

(3)Q460钢平焊带颈法兰节点中法兰顶部和底部2条角焊缝会同时分担钢管中的轴向压力。其分担的比例与法兰和钢管的刚度有关，在研究的2类节点中，其比例约为3∶1。所以，平焊带颈法兰节点中同时考虑2条焊缝的传力贡献后，其焊缝的传力能力会较原设计方法提高25%左右。

(4)钢板在卷制成钢管后，其垂直于卷制方向的强度会提高10%左右。

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