剪力對鋼管塔K型節(jié)點(diǎn)局部承載力的影響

白強(qiáng)，舒愛強(qiáng)，包永忠

（中南電力設(shè)計(jì)院，武漢市，430071）

0 引言

輸電線路鋼管塔采用連接板連接時(shí)，K型節(jié)點(diǎn)是典型的節(jié)點(diǎn)連接形式，而作用在2支管上的力的水平分量形成1對力偶，會引起主鋼管局部屈曲。目前，對這類管-板連接大多采用彈性有限元和應(yīng)力集中系數(shù)的方法來分析鋼管節(jié)點(diǎn)的受力性能，對管-板節(jié)點(diǎn)的破壞機(jī)理還沒有詳細(xì)的研究。《建筑鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)手冊》[1]第11章中給出了沒有環(huán)形加強(qiáng)板情況下節(jié)點(diǎn)承載力的驗(yàn)算方法，但計(jì)算結(jié)果偏保守。國內(nèi)現(xiàn)有的研究主要集中在相貫焊接方面，節(jié)點(diǎn)板連接研究甚少。近年來有少數(shù)文獻(xiàn)對節(jié)點(diǎn)板連接開展研究，得出了一些有益的結(jié)論，但沒有給出最終的K節(jié)點(diǎn)局部承載力設(shè)計(jì)驗(yàn)算方法[1-6]。

另外，在實(shí)際輸電鐵塔中常采用在節(jié)點(diǎn)板兩端增加環(huán)板的方式來降低主管局部屈曲的影響，而我國沒有相應(yīng)的節(jié)點(diǎn)承載力設(shè)計(jì)驗(yàn)算方法。日本《送電用鋼管鐵塔制作基準(zhǔn)》[7]中對無加強(qiáng)環(huán)環(huán)板、半環(huán)形（1/4環(huán)形）加強(qiáng)板、全圓環(huán)加強(qiáng)板等情況均給出了受彎情況下相應(yīng)的承載力驗(yàn)算公式，但這些驗(yàn)算公式都是在簡化模型的條件下給出的，與實(shí)際的K型節(jié)點(diǎn)存在一定的差異。文獻(xiàn)[8]中的試驗(yàn)方案采用的單臂長度為650 mm，因此彎剪比始終不變，這與實(shí)際K型節(jié)點(diǎn)存在一定的差異。為了研究剪力對節(jié)點(diǎn)承載力影響，本文通過有限元分析與文獻(xiàn)[8]中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，研究不同單臂長度對主管極限承載力的影響；并與實(shí)際K型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行比較，探討剪力對K型節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響。

1 鋼管塔中管-板連接節(jié)點(diǎn)受力

1.1 K型節(jié)點(diǎn)受力

在高聳鋼管塔中有很多種類型的管-板節(jié)點(diǎn)，其中K型節(jié)點(diǎn)具有一定的代表性，為此對K型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行受力分析。實(shí)際K型管-板節(jié)點(diǎn)的結(jié)構(gòu)如圖1所示。由圖1（a）可知，在K型節(jié)點(diǎn)整體受力平衡的條件下需要滿足：

式中：T為支管拉力；N為支管壓力。

一般K型節(jié)點(diǎn)體系中，支管和連接板的強(qiáng)度不控制節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)。而主管在連接板作用下其管壁局部受力會出現(xiàn)局部屈曲變形，因此主管局部強(qiáng)度是整個(gè)K型節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。為了研究主管受力，將連接板和主管鋼管作為研究對象，主管管壁上受到的外力可以簡化為圖1（b）所示。

式中：M為支管水平分力對主管管壁形成的彎矩；Q為支管垂直分力對主管管壁形成的剪力；S為支管軸線與主管管壁交點(diǎn)的距離；B為節(jié)點(diǎn)板長度；P為彎矩在換板形成的拉力或壓力。

1.2 試驗(yàn)裝置和方案

實(shí)驗(yàn)裝置如圖2所示，試件底部置于底座鋼鉸上，其余桿件端部連于千斤頂上。

2 有限元模型的建立

通過建立有限元模型，分析不同參數(shù)模型下的單臂長度對于節(jié)點(diǎn)承載力的影響情況，單臂長度為圖3中F2到鋼管壁的距離。本文運(yùn)用有限元軟件對K型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行仿真分析，采用殼單元shell 181來模擬不同參數(shù)的節(jié)點(diǎn)板、鋼管（即鋼管塔中的主管）和加強(qiáng)環(huán)板。對實(shí)際K型節(jié)點(diǎn)建立精細(xì)化的實(shí)體模型，單元為solid 45，本構(gòu)關(guān)系為雙線性彈塑性材料。材料參數(shù)：彈性模量206 GPa，泊松比0.3，屈服強(qiáng)度345 MPa[9-10]。

簡化的K節(jié)點(diǎn)有限元模型如圖3所示，實(shí)際的K型節(jié)點(diǎn)有限元模型如圖4所示，簡化模型為文獻(xiàn)[8]和《送電用鋼管鐵塔制作基準(zhǔn)》采用的分析模型，實(shí)際K節(jié)點(diǎn)為仿真輸電塔的K型連接節(jié)點(diǎn)。

3 單臂長度對鋼管節(jié)點(diǎn)局部承載力的影響

3.1 無加強(qiáng)環(huán)板

無加強(qiáng)環(huán)板情況下，取構(gòu)件主管直徑D=219 mm，連接板長度B=657 mm，節(jié)點(diǎn)板厚度t=16 mm，則在不同單臂長度情況下K型節(jié)點(diǎn)承載力隨主管管壁厚度變化如圖5所示。其中試驗(yàn)構(gòu)件的規(guī)格參見文獻(xiàn)[8]，實(shí)際K型節(jié)點(diǎn)的承載力為通過有限元K型節(jié)點(diǎn)模型計(jì)算所得。

主管管壁厚度為6 mm的構(gòu)件在不同單臂長度下的節(jié)點(diǎn)局部承載力如表1所示。

表1 1 極限彎矩結(jié)果比較Tab.Tab.1 1 Comparison of ultimate moments

由表1可知：K型節(jié)點(diǎn)承載力隨臂長增加而增加，不同臂長的承載力之間差值最大為13%，大部分小于10%；試驗(yàn)構(gòu)件的不同臂長的承載力之間差值均小于10%；不同單臂長度的K型節(jié)點(diǎn)承載力與實(shí)際K型節(jié)點(diǎn)相比均偏小，最大小20%左右。在無加強(qiáng)環(huán)板情況下，試驗(yàn)結(jié)果較實(shí)際K型節(jié)點(diǎn)偏小10%左右，可認(rèn)為剪力對無加強(qiáng)環(huán)板的局部承載力影響不大。

3.2 不同單臂長度對環(huán)形加強(qiáng)板承載力的影響

取管徑D=219 mm，B=657 mm，節(jié)點(diǎn)板厚度t=16 mm。Py是局部變形屈服耐力，其含義和文獻(xiàn)[7]一致。為了定量分析不同單臂長度對承載力的影響，本文設(shè)計(jì)了不同管壁厚度和環(huán)板厚度的構(gòu)件進(jìn)行分析和比較。

3.2.1 1/4加強(qiáng)板極限承載力

1/4加強(qiáng)板K型鋼管節(jié)點(diǎn)在不同單臂長度、環(huán)板厚度和不同主管管壁厚度下的局部承載力變化曲線如圖6所示，主管管壁厚度為6 mm的節(jié)點(diǎn)局部極限承載力計(jì)算結(jié)果如表2所示。

由圖6和表2可知：對1/4加強(qiáng)板的節(jié)點(diǎn)，單臂長度的變化對節(jié)點(diǎn)局部承載力有較大影響；單臂長度為650 mm的承載力較單臂長度為109.5 mm的承載力高，前者比后者承載力最高可提高37.5%，這主要是由于在軸力相同的情況下剪力對其局部承載力的影響造成的；與實(shí)際K型的承載力相比，試驗(yàn)結(jié)果大部分偏小。

表2 2 1 1//4 4加強(qiáng)板極限承載力計(jì)算結(jié)果Tab.Tab.2 2 The computed ultimate bearing capacities of 1

3.2.2 1/2加強(qiáng)板極限承載力

1/2加強(qiáng)板K型鋼管節(jié)點(diǎn)在不同單臂長度、環(huán)板厚度和不同主管管壁厚度下的局部承載力變化曲線如圖7所示，主管管壁厚度為6 mm的節(jié)點(diǎn)局部極限承載力計(jì)算結(jié)果如表3所示。

通過分析1/2環(huán)形加強(qiáng)板不同單臂長度的承載力比值，可以看出單臂長度為650 mm的承載力較單臂長度為109.5 mm的承載力高，前者比后者承載力最高可提高50%，剪力對1/2環(huán)板的局部承載力影響較1/4環(huán)板大。與實(shí)際K型節(jié)點(diǎn)相比，1/2環(huán)形加強(qiáng)板鋼管節(jié)點(diǎn)的局部承載力隨著環(huán)板厚度的增大試驗(yàn)結(jié)果逐漸偏大，但是單臂長度為109.5 mm的承載力始終比實(shí)際K型節(jié)點(diǎn)偏小15%左右。1/2環(huán)板和1/4環(huán)板《送電用鋼管鐵塔制作基準(zhǔn)》計(jì)算所得承載力均比試驗(yàn)和有限元計(jì)算結(jié)果低，且比實(shí)際的K型節(jié)點(diǎn)承載力低20%，因此《送電用鋼管鐵塔制作基準(zhǔn)》相對試驗(yàn)結(jié)果偏于保守。

表3 3 1 1//2 2加強(qiáng)板極限承載力計(jì)算結(jié)果Tab.Tab.3 3 The computed ultimate bearing capacities of 1

3.2.3 全圓環(huán)單側(cè)加強(qiáng)板極限承載力

全圓環(huán)K型鋼管節(jié)點(diǎn)在不同單臂長度、環(huán)板厚度和不同主管管壁厚度下的局部承載力變化曲線如圖8所示，主管管壁厚度為6 mm的節(jié)點(diǎn)局部極限承載力計(jì)算結(jié)果如表4所示。

表4 全圓環(huán)加強(qiáng)板極限承載力結(jié)果比較Fig.4 The computed bearing capacity of annular stiffening rib joints

通過圖8和表4分析得出單臂長度為650 mm的承載力較單臂長度為109.5 mm的承載力最高可提高73.7%，剪力對全圓環(huán)局部承載力的影響相對1/4（1/2）環(huán)板大。與實(shí)際K型節(jié)點(diǎn)相比，試驗(yàn)結(jié)果偏大，主要是由于實(shí)際K型節(jié)點(diǎn)在環(huán)板的寬度和厚度增大的情況下，節(jié)點(diǎn)區(qū)域不易屈服，反而節(jié)點(diǎn)附近的主管較易屈服，此時(shí)節(jié)點(diǎn)的極限承載力由鋼管自身的承載力確定。

4 結(jié)論

本文通過有限元和部分試驗(yàn)分析了單臂長度為650、400、109.5 mm對無加強(qiáng)環(huán)板、1/4環(huán)形加強(qiáng)板、1/2環(huán)形加強(qiáng)板、環(huán)形加強(qiáng)板（單側(cè)）承載力的影響情況，在軸力相同的情況下單臂長度為650 mm的承載力較單臂長度為109.5 mm的承載力高。可以看出：單臂長度對無加強(qiáng)環(huán)板承載力的影響較小，承載力最大差值13%，其余均在10%以內(nèi)；對1/4環(huán)形加強(qiáng)板承載力最大差值為35%，其余均在20%～30%以內(nèi)；對1/2環(huán)形加強(qiáng)板承載力最大差值為50%，其余均在20%～35%以內(nèi)；對環(huán)形加強(qiáng)板承載力最大相差75%，其余均在20%～40%以內(nèi)。這主要是剪力對局部屈曲的影響造成的，在軸力相同的情況下，剪力越大，其承載力就越低，影響越明顯。對于無加強(qiáng)環(huán)板鋼管節(jié)點(diǎn)由于其極限承載力很小，相應(yīng)的剪力小，因此剪力對鋼管的局部屈曲影響小；環(huán)形加強(qiáng)板（單側(cè)）極限承載力大，其剪力大導(dǎo)致鋼管軸向荷載加大，剪力越大主管越容易屈服，加強(qiáng)環(huán)板易發(fā)生彎曲，對鋼管的局部屈曲影響大，節(jié)點(diǎn)極限承載力明顯降低。

實(shí)際工程中，支管與主管的夾角越小則剪力越大，對鋼管節(jié)點(diǎn)的承載力影響越大，反之則支管的力較大，支管先于主管發(fā)生破壞。因此支管與主管間存在最優(yōu)的角度范圍，使得主管與主管同時(shí)發(fā)生破壞。目前常用的角度為45°～60°，其確切值有待進(jìn)一步研究確定。

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