王淑红,张凯旋,王一枫,诸言涵,张大长

(1. 国网浙江省电力有限公司 经济技术研究院,浙江 杭州 310008; 2.南京工业大学 土木工程学院,江苏 南京 211800)

近年来,随着输电铁塔结构的日益发展,结构荷载越来越大。钢管杆结构具有截面回转半径大、风载体型系数小、传力明确、安装方便、线路走廊窄等优点,适用于同塔多回线路架设。输电钢管杆主要由主管和横担组成,钢管杆节点连接形式主要有法兰连接和插板连接两种形式。法兰节点受力较为均匀,节点承载性能较好,但法兰节点受压区和受拉区承载力相差较大,通常受拉区承载力比受压区大。而且采用法兰连接的钢管杆存在主管局部屈曲、横担根部屈曲及焊缝撕裂破坏。此外,法兰节点焊接作业繁重且钢材用量大,一般用于直径较大的钢管杆连接,如特高压、大跨越等钢管杆主管连接。与法兰节点相比,插板节点具有构造简单、加工及安装方便、承载力较高等优点。因此,直径较小的钢管连接大多采用节点板连接。但是,对于一些荷载较大的塔结构,采用节点板连接会出现节点板尺寸过大、节点连接复杂等情况,加工时需要对主管开槽并焊接插板,对加工精度要求较高,在反复风荷载作用下还存在局部撕裂的隐患。

输电线路杆塔属于高耸空间桁架结构,连接节点的安全对整个杆塔结构至关重要,因此,连接节点设计是杆塔结构设计的关键。《架空送电线路钢管杆设计技术规定》(DL/T 5130—2001)[1]对钢管杆主杆结构的设计、制造及安装等已有相关规定,横担结构设计也有相关文献参考[2]。但是,国内关于横担-主管贴板节点承载力特性的研究甚少[3-4],我国主要研究的是普通钢管节点[5-7]。日本较早开展钢管塔结构及节点设计理论的研究[8],文献[9-11]采用屈服线模型对一些钢管节点的极限承载力进行了简化理论分析。

因此,本文提出采用穿心螺栓连接外贴横担与主管贴板节点,开展承载力试验以及非线性有限元模拟,并与插板节点进行对比,重点探讨横担-主管贴板节点的承载力特性、传力机制及破坏模式,为该节点在实际工程中的应用提供参考。

1 试验

1.1 试件设计

横担-主管贴板节点的横担采用正八边形锥形钢管,稍径规格为273 mm×8 mm,根径规格为168 mm×8 mm;主管为正十二边形钢管,规格为406 mm×8 mm,长度为2 200 mm,材质均为Q345钢;贴板节点的穿心螺栓采用8.8S-8M24型,贴板厚度为16 mm,如图1所示。插板节点的连接螺栓采用8.8S-16M24型,插板厚度为16 mm,如图2所示。

图1 横担-主管贴板节点Fig.1 Crossarm-maintube strap joint (CS-joint)

图2 横担-主管插板节点Fig.2 Crossarm-maintube gusset-plate joint (CGP-joint)

1.2 加载方案

试验采用电动液压千斤顶进行加载,加载装置如图3所示。在主管两端固定反力架,并设置球铰,实现对主管的轴向加载;在横担稍端设置反力架,并在横担稍端和反力架之间设置千斤顶,在横担稍端设置滑轮板控制加载方向,实现对横担平面内横向加载;加载点距主管中心2 500 mm。

图3 横担-主管节点加载试验Fig.3 Loading test of crossarm-maintube joints

加载前先对液压千斤顶进行标定,并进行预加载,以消除构件间隙等因素可能引起的误差。试验分两步进行加载,首先对主管进行轴向加载,分12级;当主管轴向荷载达到1 170 kN时,对横担进行分级加载,每级荷载为9.5 kN,荷载达到57 kN时,每级荷载改为4.7 kN。采集系统会自动记录各级荷载作用下节点应变和横担稍端位移。

1.3 测点布置方案

在钢管贴板节点的横担根部、主管及贴板等典型部位布置应变片测点,在螺栓一端设置套筒,将螺栓轴力转化成对套筒压力(图4(a)),考察螺栓轴力分布规律、主管受压区发展趋势和贴板旋转位置变化。在钢管插板节点的主管根部、螺孔、插板两侧、横担根部等典型部位布置应变片测点,测试横担受压侧、主管受拉侧和横担根部应变发展趋势和螺栓群旋转中心位置(图4(b))。同时,在横担端部加载处设置位移计测量横担的横向位移。

图4 应变片布置Fig.4 Arrangement of strain gauges

2 试验结果与分析

2.1 失效形态

加载结束时横担-主管贴板节点和插板节点的失效模式如图5所示。由图5(a)和5(b)可知:随着横向荷载不断增大,横担变形十分明显,最后因横担变形过大停止加载。达到极限荷载时,横担受压侧主管发生局部受压的轻微外凸屈曲变形;同时,横担主管也发生局部屈曲失效,但横担及贴板无明显屈曲变形。由图5(c)和5(d)可知:插板式横担-主管节点的横担变形十分显著,最后也因横担端部挠度过大停止加载。试验过程中,节点没有明显的失效现象;加载结束时横担根部节点板发生轻微弯曲变形。

图5 节点失效模式Fig.5 Failure modes of joints

2.2 节点典型部位应变发展

2.2.1 贴板节点

试验测得贴板节点主管径向、螺栓套筒、贴板端部及横担根部的荷载-应变曲线如图6所示,荷载为横担稍端横向荷载。由图6可知:当荷载小于48 kN时,贴板节点主管径向、贴板端部、横担根部的荷载-应变基本呈线性增长，而螺栓套筒荷载-应变曲线呈非线性,最大压应变约为-4.7×10-3；随着荷载继续增大,贴板节点横担根部受拉侧径向首先进入非线性屈服阶段;随着荷载继续增大,横担根部受压侧主管也进入塑性阶段,最大压应变可达约-9×10-3,最后贴板节点发生屈服。

图6 横担-主管贴板节点荷载-应变曲线Fig.6 Load-strain curves of crossarm-maintube strap joints

由图6还可知:横担主管受压侧应变较受拉侧大,主管局部屈曲位于受压侧。横担根部受拉侧应变发展速率较受压侧应变发展速率快,加载结束时最大拉应变约为11.3×10-3,大于其屈服应变,表明横担根部进入弹塑性工作状态。短螺栓应变发展较长螺栓发展迅速,这是因为短螺栓刚度较长螺栓大,且贴板节点刚度较大,短螺栓受力较长螺栓大。

2.2.2 插板节点

试验测得插板节点主管径向、螺栓孔壁、插板端部及横担根部的荷载-应变曲线如图7所示。由图7可知:当荷载达到72 kN之前,主管径向、插板端部、横担根部和螺栓孔壁荷载-应变曲线基本呈线性发展;当荷载继续增大到90 kN时,横担根部受压侧和横担第一排螺栓孔壁受压侧首先进入非线性屈服阶段;随着荷载继续增大,插板端部进入塑性发展状态;荷载最终增大到114 kN时,横担根部受压侧应变已经超过应变片量程。

图7 横担-主管插板节点荷载-应变曲线Fig.7 Load-strain curves of crossarm-maintube gusset-plate joints

由图7还可知:当荷载为横担稍端横向荷载,且荷载小于90 kN时,主管荷载-应变基本呈线性发展,且横担主管受压侧应变较受拉侧大,这是因为插板贯穿主管,对主管起到了加强作用。插板之间存在摩擦力,在抵抗弯矩过程中,先是接触界面发生滑移,然后横担受拉侧螺杆接触到孔壁,发生旋转,孔壁压应变迅速增大,螺栓群旋转中心位置偏横担受压侧,横担受拉侧插板应变发展较横担受压侧插板应变发展慢,最终最大压应变约为-6×10-3,远大于屈服应变,说明插板受压侧已发生屈服,但其受拉侧应变远小于屈服应变,仍处于弹性阶段。由于横担与插板连接的端板强度较弱,对横担约束不足,横担承载能力较差,因此横担整体首先屈服。

3 节点承载力特性的模拟分析

3.1 材料特性

为了探讨贴板节点和插板节点荷载-应变特性、传力机制及破坏模式,开展节点的非线性模拟分析。贴板节点及插板节点主管、加劲肋连接板材质均为Q345钢材,屈服强度为345 MPa,极限强度为380 MPa；采用8.8级高强螺栓,螺栓屈服强度为640 MPa,极限强度为800 MPa。材料的泊松比为0.3,弹性模量为200 GPa,所有材料的应力-应变关系均采用三折线模型。

3.2 节点分析模型

采用ANSYS软件对试验构件进行承载力特性的模拟，根据节点的几何特点及构造,通过试验研究贴板节点和插板节点,建立相同的有限元分析模型。

节点分析模拟如图8所示,采用solid185单元模拟Q345钢管贴板节点、插板节点、加劲肋板、螺栓和钢管,同时不考虑焊缝的影响;采用contact174和target170单元模拟插板-插板接触、螺栓-孔壁接触、螺栓-贴板接触以及贴板-主管接触;采用prest179单元模拟高强度螺栓的预紧力。

图8 有限元分析模型Fig.8 Finite-element model

非线性模拟分析中节点的结束条件及加载方法与试验完全相同。

3.3 应力分布

荷载达到屈服承载力时,节点应力分布如图9所示。由图9可知：在相同荷载作用下贴板节点应力分布较插板节点应力分布均匀,但由于插板贯通主管,对主管节点区域起较好的加强作用,因此节点区主管应变比贴板节点小。

从螺栓von-Mises应力云图可以看出:贴板节点由于受拉螺栓少,单螺栓受力偏大,且两侧短螺栓受力较中部长螺栓大,这与试验结果完全相同。分析贴板节点的边上穿心螺栓与中间穿心螺栓受力的不均匀性,得出拉力比约为1.25,连接穿心螺栓的强度计算应该考虑该传力差异。

3.4 荷载-位移曲线

非线性模拟分析得到的横担稍端加载处钢管节点荷载-位移曲线与试验结果的对比如图10所示。由图10可知:贴板节点与插板节点具有相似的荷载-位移曲线,即相同的承载力。由于多边形钢管加工工艺、实际加工误差及螺栓轴力不均匀,贴板节点刚度较模拟结果小,加载过程中顶部位移相差较大,贴板节点的荷载-位移曲线均没有明显的屈服点,而插板节点出现略微明显的屈服点。两种节点的荷载-位移曲线的试验结果与模拟结果变化趋势均吻合较好,验证了有限元模拟分析的可靠性。

图10 荷载-位移关系曲线Fig.10 Load-displacement curves

两种节点屈服承载力试验值及模拟值的对比如表1所示。由表1可知:贴板节点具有与插板节点相近的屈服承载力;插板节点的屈服承载力试验值与模拟值之比为0.93,贴板节点的屈服承载力试验值与模拟值之比为0.90。

表1 节点承载力

因此,试验与模拟分析均能较好地反映两类节点的承载力特性,验证贴板节点具有与插板节点相当的承载力。

4 结论

基于本文关于贴板节点及插板节点承载力试验及模拟分析,可以得出以下主要结论。

1)横担-主管贴板节点发生主管受压外凸的局部屈曲失效;插板节点破坏形式为横担根部受拉屈服,端板发生较大受弯变形。

2)贴板节点具有与插板节点相近的屈服承载力,两类节点屈服承载力的试验值与模拟值均吻合较好。加工方便、节省钢材的贴板节点可作为输电钢管杆的横担-主管节点形式。

3)贴板式节点横担根部的多边形钢板可以有效加强节点区域,提高节点刚度及节点承载力,设计时可根据插板节点横担端板的选取原则确定板厚。

4)输电钢管杆的穿心贴板节点连接螺栓强度设计时应考虑中间螺栓与边上螺栓传力的不均匀性,边上螺栓与中间螺栓拉力比可取1.25。