鋼管填充混凝土對內外法蘭節點抗彎承載力特性影響研究*

陳 前， 張凱旋， 郭 勇， 張大長

(1 南京工業大學土木工程學院，南京 211800； 2 浙江省電力設計院，杭州 310012)

0 引言

近年來，隨著輸電鐵塔結構日益大型化，結構荷載也隨之增大。圓鋼管結構以其截面回轉半徑大，風載體型系數小，承載力高等優點受到設計者的青睞。因此，在輸電線路鐵塔選型上，采用鋼管塔在技術和經濟上具有更明顯的優勢。法蘭連接作為鋼管塔結構中常見的連接方式，具有傳力明確、外形美觀、安裝方便等優點。鋼管塔法蘭連接在構造上可分為無勁法蘭和加勁法蘭。

加勁法蘭又稱為剛性法蘭，在法蘭板和鋼管端部連接處沿正交方向焊接一圈加勁板而成，兩法蘭之間通過螺栓將鋼管連成一個整體，具有剛度大、變形小、承載能力高等優點。但是隨著輸電鐵塔高度和荷載不斷增大，只設置單圈螺栓連接的剛性法蘭逐漸顯露出螺栓規格過大和法蘭板很厚等問題，為了解決上述問題，本文提出了新型鋼管內外法蘭，并針對鋼管填充混凝土與否，設計并制作了2種內外法蘭試件，如圖1所示。與傳統剛性法蘭相比，鋼管內外法蘭在鋼管內側、外側均布置一圈連接螺栓，降低了內外螺栓規格。且在鋼管內填充混凝土解決了鋼管徑厚比過大導致的局部屈曲問題，改善了鋼管法蘭的連接性能。

圖1 鋼管混凝土內外法蘭

目前，相關研究主要針對傳統法蘭抗彎性能方面。鄧洪洲等[1]開展了雙桿輸電鋼管桿方形剛性法蘭靜力試驗和有限元分析研究。對法蘭板、肋板及螺栓的受力特性進行了分析。結果表明，參考現行規范剛性法蘭的設計方法，方形剛性法蘭的法蘭板和肋板是安全的； 但螺栓受力偏于不安全，螺栓實際受力應為拉彎復合受力狀態。湯歡等[2]對錐頸式玻璃鋼內、外法蘭開展了純彎試驗研究，分析了法蘭板厚度、錐頸高度和螺栓邊距等對GFRP內、外法蘭的抗彎剛度及破壞模式的影響特性，并提出了提高GFRP法蘭節點抗彎剛度的構造措施。宗亮等[3]對彎矩作用下鋼管結構法蘭節點有限元分析結果和試驗結果進行了對比分析。分析結果表明，隨著法蘭節點彎矩的增大，法蘭板產生了明顯的塑性發展變形，在法蘭節點抗彎連接設計時，可以認為法蘭板壓力中心的位置基本不變。王元清等[4]對4種基本形式的法蘭節點進行了四點受彎加載試驗，研究法蘭節點在受彎過程中螺栓和法蘭板的受力特性，得到法蘭節點的屈服荷載和極限荷載。

由于法蘭節點設計荷載的不斷增大，按照傳統法蘭節點設計方法會產生螺栓規格過大、法蘭板過厚等問題，因此新型內外法蘭的研究也相繼開始出現。黃譽等[5]對內外法蘭受彎特性進行試驗研究及有限元分析，建議法蘭設計時旋轉軸位置取距鋼管中心0.7R處(R為鋼管半徑，下同)。薛濱等[6]開展了內外法蘭在拉彎荷載下的力學行為及承載力計算方法的研究。分析了法蘭旋轉軸、中和軸和承載力隨軸向拉力變化特征。陳哲等[7]開展了中空夾層鋼管混凝土內外法蘭受彎性能試驗研究。重點考察了螺栓應變，揭示了法蘭內、外螺栓應力分布規律，認為旋轉軸位置處于距鋼管中心0.75R處。

可見，傳統法蘭以及內外法蘭承載力研究主要都是基于鋼管未填充混凝土的法蘭節點，而對鋼管填充混凝土的內外法蘭節點受彎時中和軸和旋轉軸的位置尚沒有統一的結論。因此有必要對鋼管混凝土內外法蘭及鋼管內外法蘭受彎時的承載力特點、傳力機理以及旋轉軸位置進行深入研究。

1 試驗概況

1.1 內外法蘭試件設計

本文對鋼管內外法蘭及鋼管混凝土內外法蘭節點開展了純彎試驗研究，法蘭試件參數如圖2(a)和表1所示。

圖2 抗彎承載力試驗

1.2 加載方案

試驗裝置如圖2(b)所示，采用四點受彎加載方式，法蘭節點處于純彎段。壓剪試驗機加載端作用于鋼管?；炷林ㄟ^分配梁，將荷載傳至距鋼管端1/3管長的兩對稱位置處，從而將壓力轉化為彎矩，實現內外法蘭節點的純彎加載[8]。

試件尺寸及參數 表1

1.3 測試方案

本文針對鋼管填充混凝土與否，開展了鋼管內外法蘭及鋼管混凝土內外法蘭2種內外法蘭節點抗彎承載力試驗研究，為了掌握純彎荷載作用下內外法蘭各部件的應變發展特性，分別將應變片S1～S9，L1～L6，B1～B44粘貼在鋼管、加勁肋及內外螺栓上，測試試件不同位置應變發展特性，測點布置如圖3所示。并在法蘭板兩側相對位置處布置6個位移計(W1～W6)以測試法蘭板的張開位移； 應變片和位移計數據以及壓剪試驗機加載量均利用數據采集系統通過計算機自動采集[8]。

圖3 測點布置

2 內外法蘭抗彎承載力試驗

2.1 法蘭安裝及加載

按照實際工程要求，試驗前通過扭矩扳手對高強螺栓施加規定的預緊力，對M16螺栓施加扭矩為110N·m； M20螺栓施加扭矩為220N·m。在正式加載之前需對內外法蘭節點進行預加載試驗，加載到10%設計荷載后停止5min，檢查加載及測試系統是否正常。正式加載通過力控制加載速度，分級加載直至法蘭螺栓發生明顯的頸縮破壞。記錄每級荷載作用下各位置應變片測點的應變值和位移情況，考察法蘭節點的受力特性[8]。

2.2 試驗現象

彎矩從零加載至設計值時，鋼管內外法蘭節點受拉區法蘭板嚙合面已略微分開；鋼管混凝土內外法蘭加載至設計彎矩時，法蘭板嚙合面也已分開，此時受拉區混凝土已經開裂，法蘭板彎矩-張開量呈線性發展； 繼續增大荷載，此后法蘭節點法蘭板彎矩-張開量呈非線性發展，彎矩隨法蘭板的張開量增大較彈性階段緩慢。鋼管混凝土內外法蘭節點的張開量較鋼管內外法蘭發展緩慢，如圖4所示。加載臨近結束時，鋼管內外法蘭及鋼管混凝土內外法蘭最大受力螺栓處張開量(W1，W2測點)分別為3.1，3.8mm。最終內、外圈螺栓均發生明顯的頸縮破壞，繼而內外法蘭節點失效，如圖5所示。而內外法蘭板、加勁肋及焊縫均未發生明顯變形。說明內外法蘭節點抗彎承載力主要由內外圈螺栓強度控制。

圖4 法蘭板彎矩-張開量關系曲線

圖5 法蘭破壞形態

3 試驗結果及分析

3.1 鋼管應變

試驗測得鋼管內外法蘭及鋼管混凝土內外法蘭的鋼管彎矩-應變發展曲線如圖6所示。荷載達到法蘭設計荷載之前，鋼管截面彎矩-應變基本呈線性增長。鋼管混凝土內外法蘭的鋼管彎矩-應變增長較鋼管內外法蘭緩慢，這是因為鋼管內填充了混凝土之后，混凝土與鋼管共同受力，有效地降低鋼管應力，提高了鋼管受彎時局部屈曲承載力。

圖6 鋼管彎矩-應變曲線

圖7為內外法蘭的中和軸和其旋轉軸相對位置關系。假設法蘭截面滿足平截面假定，圖8為根據鋼管應變反推得到內外法蘭中和軸距鋼管中心線距離與R的比值-彎矩曲線。鋼管內外法蘭中和軸位置隨內外法蘭節點彎矩的增大，逐漸偏向法蘭板受壓側，位置略高于截面中心線，距鋼管截面中心線的距離約為0.15R。而鋼管混凝土內外法蘭，中和軸位置隨彎矩增大，由法蘭板受壓側逐漸向截面中心線偏移，距鋼管截面中心線的距離和鋼管內外法蘭最終趨于一致，約為0.18R。這是因為螺栓終擰后預緊力的損失導致法蘭板間存在不可避免的間隙，且在荷載達到設計荷載之前，螺栓和受拉區混凝土共同承擔了部分拉力。

圖7 內外法蘭中和軸和旋轉軸位置

圖8 中和軸距鋼管中心線距離與R的比值-彎矩曲線

3.2 螺栓應變及傳力特性

圖9為試驗得到法蘭受拉區內外側螺栓測點彎矩-應變曲線(試驗中有部分螺栓粘貼的應變片損壞，無法測出數值，因此文中選取了好的螺栓測點進行分析)?？梢园l現，內外圈螺栓兩側應變發展較快，且螺栓兩側應變略有差異，表明內外法蘭節點受彎時，內外圈螺栓受到拉力和彎矩共同作用。如最大受力外螺栓測點B9和B10為同一顆螺栓上對稱兩測點，B9為靠近鋼管壁側測點，B10為遠離鋼管壁測點。B10應變值大于B9，說明螺栓不僅受到拉力，還受到附加彎矩的作用。此外，外側螺栓應變發展較內側螺栓快；隨著距鋼管中心線距離的增大，拉區螺栓拉力增大。鋼管填充混凝土后，內外側螺栓應變發展均較未填充混凝土時緩慢。加載結束后，螺栓拉應變超過其極限應變。

圖9 受拉區內外側螺栓測點的彎矩-應變曲線材性試驗結果

4 有限元分析

4.1 有限元模型

模擬的主要目的是探討鋼管填充混凝土與否對內外法蘭傳力機理及旋轉軸的位置影響特性。模擬分析時鋼管、法蘭板及加勁肋材質均為Q345鋼材，內外側螺栓分別采用6.8級普通螺栓和8.8級高強螺栓，鋼材材性試驗結果如表2所示。試驗中C35混凝土標準抗壓強度fcu=36.9MPa。為了與試驗結果進行對比分析，因此有限元模擬時所有材料的強度均取試驗值。

表2

采用有限元分析軟件ANSYS對試驗構件進

行有限元仿真模擬。選用Solid 185元件模擬鋼管、法蘭板、加勁肋和螺栓，選用Solid 65元件模擬混凝土。如圖10所示，所有構件的應力-應變關系采用多元線性模型。泊松比為0.3，彈性模量為200GPa。

圖10 有限元模型

在模型中所有的體都是通過sweep來劃分。通過Prest 179單元模擬高強度螺栓的預緊力。采用三維三節點目標單元Target 170和三維八節點接觸單元Contact 174模擬法蘭板、螺帽、混凝土及鋼管壁之間的相互接觸問題。為了準確地模擬接觸問題，假定接觸面之間的摩擦系數為0.35，如表3所示。模型的約束及加載情況為：鋼管下端為固端約束，與鋼管上端相連的MPC梁交點施加Y向轉角模擬純彎荷載。鑒于模型幾何對稱、受力對稱特性，建立1/2模型，模型對稱面施加環向對稱約束。

4.2 分析結果

混凝土裂縫發展如圖11所示，可看出純彎受力

有限元模型單元選取 表3

圖11 混凝土裂縫發展

過程中受拉側混凝土開裂，裂縫沿著法蘭板連接面向受壓側擴展。內外法蘭節點von Mises應力如圖12所示，可看出螺栓應力水平高，發生頸縮，而鋼管及法蘭板應力水平較低，與試驗測得結果一致。圖13(a)是法蘭板間的接觸壓力，可看出受拉區法蘭板間無接觸壓力，而受壓區法蘭板壓應力表現為內側大外側小，這是由于鋼管內填充了混凝土提高了內側法蘭板的整體抗彎剛度。圖13(b)給出兩法蘭板間的接觸間隙?？芍芾瓊确ㄌm板間最大間隙已經達到4.59mm，這與試驗時測得法蘭板受拉區已完全張開現象一致。

圖12 法蘭節點等效應力云圖/MPa

圖13 有限元分析結果

表4為有限元分析得到的內外法蘭旋轉軸位置?？芍摴軆韧夥ㄌm旋轉軸位置位于偏離主管中心0.64R附近處； 而鋼管混凝土內外法蘭旋轉軸位置位于偏離主管中心0.85R附近。內外法蘭試驗結果與有限元數值分析結果基本一致。

內外法蘭旋轉軸位置 表4

5 法蘭抗彎旋轉軸計算理論

對剛性法蘭旋轉軸位置的研究，現行規范[9-10]所給出的旋轉軸位置基本一致。根據《架空輸電線路鋼管塔設計技術規定》(DL/T 5254—2010)(簡稱《規定》)，剛性法蘭受純彎荷載時，取鋼管外壁切線為旋轉軸。內外法蘭螺栓拉力的計算模型可以參考傳統剛性法蘭螺栓拉力計算模型，如圖14所示。由于混凝土極限抗拉承載力遠小于螺栓，且在最大受力螺栓達到設計荷載之前，受拉區混凝土已經開裂退出工作。因此，忽略混凝土的抗拉承載力，通過試驗測得的最大受力螺栓的拉力，按照最大受力螺栓計算公式，通過多次迭代計算反推螺栓群旋轉軸位置。

圖14 內外法蘭連接計算簡圖

螺栓群繞旋轉軸旋轉，最大受力螺栓的拉力由對旋轉軸的力矩平衡求解而成：

(1)

外圈螺栓到旋轉軸位置滿足：

YOi=yO+yOi=k0R+yOi

(2)

因此有：

AyO2+ByO+C=0

(3)

則：

(4)

純彎試驗及有限元模擬得到鋼管內外法蘭及鋼管混凝土內外法蘭的旋轉軸位置如表4所示。

鋼管內外法蘭及鋼管混凝土內外法蘭的旋轉軸距鋼管中心線距離與R的比值-彎矩曲線如圖15所示，鋼管混凝土內外法蘭旋轉軸位置較鋼管內外法蘭旋轉軸位置變化較大，這是因為鋼管混凝土內外法蘭嚙合面處混凝土開裂后受拉側混凝土退出工作，而受壓側混凝土仍然和法蘭板一起共同工作，導致鋼管填充混凝土后旋轉軸位置向外側偏移。

圖15 旋轉軸距鋼管中心線距離與R的比值-彎矩曲線

因此，鋼管混凝土內外法蘭旋轉軸位置較鋼管內外法蘭旋轉軸位置，與《規定》建議的0.8R更接近，此時以最大受力螺栓屈服作為彎矩承載力設計選用條件時，套用《規定》建議旋轉軸位置與計算承載力更加接近。

6 結論

基于上述試驗研究和非線性有限元模擬分析及理論分析，可以得到如下主要結論：

(1)純彎受力時，鋼管內外法蘭及鋼管混凝土內外法蘭均發生螺栓頸縮，這是由于混凝土極限抗拉承載力遠小于螺栓，且在最大受力螺栓達到設計荷載之前，受拉區混凝土已經開裂退出工作，此后節點受拉區拉力將由受拉側螺栓承擔。

(2) 2種內外法蘭節點在純彎受力過程中，內外側螺栓受到拉力和彎矩共同作用。外側螺栓應變發展較內側螺栓快，隨著距鋼管中心線距離的增大，拉區螺栓拉力增大。此外，鋼管混凝土內外法蘭的內外圈螺栓應變發展較鋼管內外法蘭緩慢。

(3) 隨著節點彎矩的增大，鋼管內外法蘭中和軸位置向法蘭板受壓側偏移，離截面中心線的距離約為0.15R。而鋼管混凝土內外法蘭中和軸位置，隨著彎矩的增大，由法蘭板受壓側向截面中心線偏移，并且距截面中心線的距離和鋼管內外法蘭最終趨于一致，約為0.18R。

(4) 分析結果表明，鋼管混凝土內外法蘭旋轉軸位置與鋼管內外法蘭相比，更接近《規定》建議的0.8R，此時以最大受力螺栓屈服作為彎矩承載力設計選用條件時，采用《規定》建議旋轉軸位置與計算承載力更加接近。