桿塔剛性法蘭加勁肋在軸力作用下的荷載分配

楊隆宇，施菁華

(中國電力工程顧問集團 華北電力設計院有限公司，北京 100120)

桿塔剛性法蘭加勁肋在軸力作用下的荷載分配

楊隆宇，施菁華

(中國電力工程顧問集團 華北電力設計院有限公司，北京 100120)

鋼管構件節點處拉力分別通過加勁肋和法蘭盤環形焊縫傳遞，二者傳力分配對加勁肋承載力計算有較大影響。現有研究對傳力比例是固定還是動態變化、二者分配比例都有不同理解；同時，規范中給出的計算方法存在與實際明顯不符之處。由于剛性法蘭加勁肋設置的特點，在試驗中不易提取到環形焊縫及加勁肋端部傳遞的軸向荷載的準確值，因此，建立6個不同螺栓數的包含鋼管、法蘭、螺栓、加勁肋、焊縫的完整剛性法蘭模型(鋼管分別為φ219×8、φ506×8)，根據節點實際受力情況分別設置數百個接觸對的接觸行為和參數。將模型求解結果與現有節點試驗結果對比，表明模型有較好精度；通過加勁肋傳遞的內力比例隨參數Ly/Lx變化；現有規范中給出系數α偏保守。結合模型計算結果，考慮剛性法蘭工程實際并保留一定裕度，給出簡化的剛性法蘭加勁肋計算公式，為設計提供參考。

特高壓；剛性法蘭加勁肋；有限元；荷載分配；簡化設計

0 引言

與特高壓線路桿塔建設的相關研究在我國不斷推進[1-5]。鋼管作為常用截面，其節點處用法蘭和螺栓連接，是重要的受力部件。現有對剛性法蘭的研究多針對法蘭盤，對加勁肋的分析較少[6-7]。

在受拉時，由于螺栓拉力通過2個路徑傳遞，因此，加勁肋所傳遞拉力的比例是很重要的輸入參數。現有研究對此只有不同認識，文獻[8]中給出的傳力比例隨Ly/Lx不同而變化，認為最大時90%以上拉力都通過加勁肋傳遞；文獻[2]146通過分析得出加勁肋傳遞約40%拉力的結論。

由于剛性法蘭構造復雜，試驗中不易精確測得通過加勁肋和鋼管傳遞的內力大小，因此通常通過建立有限元模型的方法研究其受力情況。對節點構件的簡化方式的不同理解是造成各文獻所得結論不統一的另一個原因。分析過程中常利用構件對稱性只建立局部模型[9-12]，在對稱面上人為設定的邊界條件不能很好地反映鋼管、法蘭、螺栓、加勁肋、焊縫等的相互作用，最終求解的應力和變形與實際情況存在一定不同；另一個常用的簡化方式是用SHELL單元代替SOLID單元，這樣能減少單元數量并保證計算結果準確性，也便于提取內力，但是法蘭節點中，鋼管、法蘭、加勁肋厚度的量級相差較小，如果個別部件采用無厚度的SHELL單元，這會對其他部件幾何尺寸產生較大影響。

針對上述不足，本次采用高階SOLID單元按實際尺寸建立完整的包含接觸行為的精細化有限元模型(包含法蘭、螺栓、鋼管、焊縫、加勁肋等部件)，考慮不同Ly/Lx的影響，探討軸向拉力作用下加勁肋傳力狀態；分析并修正現有計算方法中不合理的設定，得到適用于加勁肋計算的簡化公式。

1 有限元分析

為研究不同Ly/Lx、螺栓個數、法蘭盤厚度時剛性法蘭傳力路徑及對加勁肋受力的影響，共計算6種尺寸的有限元模型。鋼管規格分別為φ219×8、φ506×8，法蘭、鋼管、加勁肋為Q345鋼材，彈性模量E=2.06e11 Pa，泊松比0.3，螺栓采用8.8級M24。根據Q345材性試驗結果，鋼材本構關系采用多折線模型。之前研究受拉剛性法蘭經常利用對稱性采用簡化模型，會對最終計算結果產生影響。為解決這一問題，本次建立完整的剛性法蘭計算節點。剛性法蘭計算模型如圖1，模型參數見表1。

節點一端固定，一端施加拉力；螺栓、焊縫、加勁肋、鋼管、法蘭等相互之間接觸行為、參數等根據實際情況設定，更具模型復雜程度不同，最多需設置數百個接觸對。

圖1 剛性法蘭計算模型

模型細部網格劃分如圖2所示。模型中綜合應用高階SOLID單元：對規則實體采用六面體單元；對形狀復雜、不規則的實體將其退化為四面體單元。由于本次加勁肋與鋼管、法蘭盤的厚度相差不大，且法蘭盤厚度還影響螺栓桿長、對其變形有較大影響，因此各部位均以實體模型建立，通過加密網格來保證計算精度。

圖2 模型網格劃分

G13模型求解后如圖3所示，提取到的加勁肋截面應力如圖4所示。模型變形趨勢和等效應力分布規律符合力學計算模型。應力集中區域、破壞過程與文獻[2]148中剛性法蘭節點受拉試驗結果基本一致。

圖3 模型等效應力圖

圖4 加勁肋截面內力

2 加勁肋傳力比

剛性法蘭中螺栓拉力主要通過2個路徑傳遞到鋼管：通過法蘭和鋼管之間環形焊縫傳遞(路徑I)，通過加勁肋傳遞(路徑II)，如圖5所示。

圖5 剛性法蘭節點傳力路徑

本次模型計算所得2個路徑的傳力比例列于圖6中。

圖6 傳力路徑比較

本次計算的6種模型，通過加勁肋傳遞的力與通過環形焊縫傳遞的力之和與施加的外荷載相符，計算模型有足夠的精度。當Ly/Lx增加時路徑II傳力比例整體上升，路徑I逐漸下降，表明2個傳力路徑之間的分配比例是動態變化的，加勁肋傳遞的力在40%～60%范圍。

文獻[8]24中根據不同Ly/Lx給出不同的α值和本次有限元計算得到的α值的對比如圖7所示。

圖7 加勁肋傳力比α

圖7中CODE曲線為文獻[8]40曲線，FEA曲線為有限元計算后擬合曲線。CODE曲線整體偏高(平均比FEA曲線高70%)，當Ly/Lx增大后二者差值趨于穩定，大約為40%左右。結果表明文獻[8]40給出的加勁肋的α值偏保守。

3 建議的加勁肋計算公式

加勁肋計算簡圖如圖8所示。文獻[8]40中對加勁肋的計算給出下列公式：

(1)

(2)

(3)

(4)

圖8 加勁肋計算簡圖

圖9 不同加勁肋厚度對應的承載力

圖10 水平焊縫應力

圖10中曲線f表示焊縫的應力設計值，f1～f3為不同α時驗算得到的焊縫應力。可以看出，僅當α值很小時部分厚度的加勁肋的焊縫低于應力限值，其α加大后即便加大的加勁肋厚度均無法滿足要求。這與實際情況也是不符的，表明公式(4)并不能很好地應用于加勁肋的設計、驗算。

出現這種情況的原因是公式(4)中計算焊縫截面時在加勁肋邊長方向加入了一項“2t”，使二者關系從線性變成了拋物線形式。由于該部位主要承受法向拉力，觀察公式(4)之后很自然的想法是原文中參數“2t”的加入是來自文獻[7]55中對角焊縫計算長度的說明：要求每條焊縫實際長度減去2倍hf(hf為焊腳尺寸)。由于公式(4)中按對接焊縫考慮，“2hf”就變成“2t”。

為調和上述不合理，考慮文獻[8]40給出的加勁肋的α偏保守，根據輸電塔中剛性法蘭實際情況，并考慮一定安全裕度，建議將公式(4)改為：

(5)

式中：tg為鋼管壁厚。

采用公式(5)計算常用Ly/Lx范圍加勁肋承載力與M24螺栓對比如圖11。

圖11 建議的加勁肋計算方法

4 結論

與現有剛性節點試驗對比可知，建立的完整剛性法蘭模型具有較好精度，并有效解決了節點試驗提取內力困難的問題。通過對文獻[8]40計算方法的分析和有限元計算，得到下列結論：

(1)剛性法蘭節點中通過加勁肋傳遞的內力占比不是一成不變的，它隨節點幾何參數Ly/Lx非線性變化，與文獻[8]40描述的情況比較接近。

(2)在Ly/Lx=0.3～1.0范圍時，文獻[8]40中加勁肋傳力比例α=0.67～0.85，其值比有限元計算結果平均高70%，當Ly/Lx增大后二者差值雖趨于穩定，依然相差約40%。文獻[8]40明顯偏保守。考慮剛性法蘭節點的實際情況，α可適當放寬。

(3)文獻[8]40給出的加勁肋B邊計算公式存在不合理之處，該公式不能很好地用于加勁肋設計、驗算。根據有限元計算結果和該公式設計思路，給出建議的簡化公式，可為工程設計作參考。

[1] 楊隆宇. 考慮多種應力的組合截面填板承載力研究[J]. 電力科學與工程，2014，30(8)：33-27．

[2] 王宇強，張大長，李步輝，等. 圓管剛性法蘭加勁肋角焊縫受力特性及強度計算理論[J]. 工程力學，2015，32(7)：143-148.

[3] 王華娟, 王峰. 輸電線路鋼管桿法蘭連接設計[J]. 山東電力技術, 2015, 42(6): 62-65.

[4] 楊隆宇. 高強雙角鋼十字截面構件承載力折減系數[J]. 電力科學與工程，2015，31(6)：74-78.

[5] 王宇強. 新型圓鋼管剛性法蘭抗彎承載力試驗及理論分析[D]. 南京: 南京工業大學, 2014: 1-8.

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[9] 王宇強, 張大長, 李步輝，等. 圓管剛性法蘭加勁肋角焊縫受力特性及強度計算理論[J]. 工程力學，2015，32(7)：143-148.

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Load Allocation for Rigid Flange Stiffener Connection Used in UHV Transmission Tower under Axial Force

YANG Longyu，SHI Jinghua

(North China Power Engineering Co. Ltd. of China Power Engineering Consulting Group，Beijing 100120，China)

For circle hollow section members, there are two components for the transmission of axial load: the circumferential weld and flange stiffener. The allocation proportion of axial load has great influence on the design of stiffener. It is controversial that whether the allocation proportion is dynamic; and meanwhile, the share of stiffener is quite different in recent studies. The calculation formula of existing design method does not agree with the fact. Due to the complexity of joint structure, it is hard to measure the accurate stress of the force transmission whole components (stiffener and circumferential weld). The finite element models of 6 rigid flange stiffener joints are established which contain components such as pipes(φ219×8,φ506×8), flanges, bolts, stiffeners, and welding seams. Hundreds of contact pairs are defined by contact behavior and parameters for these FE models. The results show: data obtained after solution phase is in good precision comparing with available experiment; parameter α varies withLy/Lx; the existing design method provides a rather conservative result. Taking consideration of FEA results and engineering status, the proposed formula can be an effective solution for flange stiffener connection design.

UHV；stiffener of rigid flange；FEA；load allocation；simplified design

10.3969/j.ISSN.1672-0792.2017.04.013

2016-12-22。

TU392.6

A

1672-0792(2017)04-0069-05

楊隆宇(1981-)，男，博士，高級工程師，研究方向為輸電線路桿塔設計、鋼結構穩定。