環形加勁肋對K型管板節點承載力影響試驗研究

曾能先

(佛山電力設計院有限公司,廣東 佛山 528000)

環形加勁肋對K型管板節點承載力影響試驗研究

曾能先

(佛山電力設計院有限公司,廣東 佛山 528000)

為了消除輸電鋼管塔中 K型管板節點的環形加勁肋對其承載力的影響,筆者以佛山電力設計院設計的2E4DZ1型四回路鋼管塔帶有環形加勁肋的K型管板節點連接方式為研究對象,選取兩個尺寸相同、環形加勁肋厚度不同的K型管板節點進行承載力試驗研究,通過試驗得到該節點失效模式及應變、位移發展狀況,并對比分析不同環形加勁肋厚度對節點承載力的影響。試驗結果表明,10 mm厚環形加勁肋節點比5 mm厚節點承載力提高10%,采用加厚環形加勁肋的方法可有效地提高 K型管板節點極限承載力。

K型加肋節點;環形加勁肋;極限承載力;破壞模式

目前,隨著中國電力系統負荷的不斷提高,設計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[4-7]對無肋板的管板節點提出了支管軸力和節點極限彎矩的承載力公式、估算管板節點極限承載力的屈服線模型,推導出了未考慮加勁肋影響的三管軸力作用下K型節點的極限承載力公式。但關于帶肋K型節點的試驗研究及理論研究十分缺乏,對此,本文針對佛山電力設計院設計的2E4DZ1型四回路鋼管塔帶有環形加勁肋的K型管板節點連接方式,分析了環形加勁肋對節點承載力影響,選取該塔上兩個尺寸相同、節點板端部環形加勁肋厚度不同的K型管板節點進行帶肋K型節點承載力試驗研究,研究環形加勁肋的設置對節點承載力及破壞模式的影響,驗證該節點設計的合理性,為工程設計提供了依據。

1 K型節點承載力試驗

1.1 試件設計

該試件設計取自220 kV熙悅變電站出線工程跨順德水道段線路,節點形式為單插板連接的K型節點,設計荷載:主管為7700 kN,受壓支管為750 kN,受拉支管為550 kN。K型節點承載力試驗樣本如表1所示,節點1與節點2除端部環形加勁肋厚度不同外,其余尺寸均相同。

表1 K型節點承載力試驗樣本

1.2 試驗方法

1.2.1 加載方案

試驗在東北電力大學土木工程試驗研究中心進行,研究中心自主設計了水平布置的反力裝置,采用自平衡系統,減小反力裝置自身的變形。現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。兩個支管采用千斤頂施加軸向荷載。主管加載端用自主設計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行連接。主管和支管端同時加載,按設計荷載的20%—60%—80%—100%施加,之后荷載按照級差10%遞增直至破壞。

圖1 現場加載裝置方案

1.2.2 測試方法

在主管軸向、支管軸向、節點板垂向布置百分表測試相應位移,同時在節點關鍵區域粘貼應變片,測試各典型位置應變。此外,節點板不粘貼應變片的一面噴涂散斑,布置非接觸性應變儀,測試噴涂區域應變、位移等。環板及主管與節點板交匯處應變片布置如圖2所示。

2 試驗結果及分析

2.1 試驗破壞模式

節點1在主管和支管同時達到130%設計荷載下發生破壞,其破壞特征如下:

1) 受壓端節點板平面外失穩,節點板產生平面外大變形,節點板的破壞形態與《鋼結構設計規范》(GB50017-2003)[8]中桁架的節點板在斜腹桿壓力作用下的失穩破壞情況相似,呈三折線破壞趨勢。

2) 支管未發生屈曲,受壓支管插板端部受彎斷裂。

圖2 關鍵點應變布置圖

3) 節點板受壓端部加勁肋發生明顯變形,主管在反彎點位置發生局部屈曲,主要原因是單插板的構造形式使得支管荷載中心與主管中心發生了偏離,產生了彎矩,發生彎曲破壞,達到極限荷載。

4) 主管根部管壁發生屈曲變形,該變形是在下環板附近局部破壞之后發生的,說明此時整個結構已進入完全塑性狀態,卸載前后變形較小。

節點2在140%設計荷載下發生破壞,其破壞特征:

1) 同節點1,受壓端節點板平面外失穩,節點板產生平面外大變形。支管未發生屈曲,受壓支管插板端部受彎斷裂。

2) 節點板受壓端部加勁肋發生輕微變形,變形程度明顯小于節點1。

2.2 試驗應變發展特性

2.2.1 節點1應變發展特性

選取主管局部屈曲處和受壓端板這兩個典型破壞位置處應變,繪制荷載應變圖,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變,H1為徑向應變,DY1為受壓側端板徑向應變,DY2為環向應變。由圖3(a)可知,端板徑向應變DY1在6160 kN(80%設計荷載)時進入塑性發展,測點的應變出現非線性變化,表明測點附近已經進入了屈服階段。當荷載繼續增加,測點均進入塑性,達到8470 kN(110%設計荷載)時,應變片破壞。端板環向應變在80%荷載時開始呈現非線性發展,達到110%荷載階段,應變增長迅速,之后環板發生較大變形,應力應變重分布,但達到110%荷載后,體系并未完全破壞,節點仍能繼續承載。由圖3(b) 可知,主管局部屈曲處應變在110%荷載后開始進入塑性發展,隨著荷載的增加,鋼管節點迅速發生破壞,節點達到極限承載狀態,極限承載力為10 110 kN(130%設計荷載)。

圖3 節點1典型破壞位置應變發展曲線

2.2.2 節點2應變發展特性

荷載選用主管荷載,DY1為受壓側端板徑向應變,DY2為環向應變,主管荷載-端板應變變化情況如圖4所示。

由圖4可知,端板徑向應變和環向應變在8470 kN(110%設計荷載)時進入塑性發展,到支管插板發生斷裂前,一直處于塑性強化階段,應變未達到最大值。

圖4 節點2典型破壞位置應變發展曲線

2.3 承載力變形特性

本試驗利用非接觸式應變測量系統對受壓端節點板區域進行測量。該系統可對噴涂散斑區域進行全場3D分析,可得到加載過程中節點板荷載-節點板平面外位移發展特點如圖5所示。

圖5 節點板承載力-變形曲線

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

3 節點承載力驗算

對K型加肋管板節點,《輸電線路鋼管塔構造設計規定》[9]提出了等效受力圖,如圖6所示。

圖6 加肋節點等效受力圖

同時提出了節點板承載力局部驗算公式如下:

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)

鋼管節點局部承載力驗算方法為

(5)

式中:KN為主材軸力對承載力的影響系數;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為節點板長度;t為節點板厚;R為加勁肋寬度;tr為加勁肋厚度;f為鋼管設計強度值。節點受壓支管與主管夾角40°,受拉支管與主管夾角64°,達到極限承載力時,主管荷載10 780 kN,受壓支管荷載1050 kN,受拉支管荷載770 kN。

將相應數值代入式(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為節點破壞時的等效彎矩值;Mmax為通過規范計算求得的節點板所能承受的最大彎矩值。

經驗算知,節點破壞時的彎矩大于規范中規定的最大彎矩值,規范《輸電線路鋼管塔構造設計規定》中給出的公式是安全的,在一定程度上偏于保守。

4 結 論

1) K型加肋節點破壞過程由受壓端節點板及端板開始展開,隨著變形增大,受壓支管端部斷裂,節點板平面外失穩,在設計時可考慮加強受壓端支管插板連接強度,換用傳力無偏心的十字插板連接。

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

3) 規范《輸電線路鋼管塔構造設計規定》中給出關于K型加肋節點的局部承載力公式一定程度上偏于保守。

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(責任編輯 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，從事輸電線路設計工作。

TV392.3

A

2095-6843(2015)06-0528-04