中部加劲板对输电塔K型管板节点承载力的影响分析

曾能先

(佛山电力设计院有限公司,广东 佛山 528000)



·输变电与特高压·

中部加劲板对输电塔K型管板节点承载力的影响分析

曾能先

(佛山电力设计院有限公司,广东 佛山 528000)

为了分析输电塔K型管板节点中部加劲肋对节点承载力的影响,笔者设计了两组管板尺寸参数完全相同、节点板中部加劲肋布置方式不同的K型插板钢管节点,建立了输电塔K型管板节点的承载力计算模型,通过对K型管板节点试验,分析了节点的破坏模式及承载力特性、加劲肋的布置方式对节点承载力的影响,并得出结论:通过在节点板区域加设中部加劲肋的方法能够提高节点的局部承载力;用十字插板节点板连接方式或加强节点板端部环板强度能够提高节点板端部承载力。

输电塔;插板节点;加劲肋;破坏模式;极限承载力

钢管节点是输电塔结构的关键部位,其在钢管塔中起着传递内力、支撑塔材的重要作用,影响着整个塔的稳定性[1-2]。目前,对于节点的承载力研究主要集中于相贯焊节点和管板连接节点[3-5],文献[6-8]通过对管板节点的试验及有限元分析研究了 K 型插板节点的极限承载力随节点几何参数的变化规律,但是对管板节点的研究有一定的局限性,不能有效地分析钢管组合结构复杂的受力状况[9]。本文以东坡220 kV大截面导线钢管组合结构四回路转角塔中的两组不同中部加劲肋形式的K型管板节点为研究对象,对中部加劲肋对节点承载力的影响进行了试验研究,跟踪测量节点受力全过程,分析节点的应力应变发展规律,验证K型管板节点中部加劲肋的有效性,保证节点在输电塔中的整体承载力满足要求。

1 输电塔K型管板节点的承载力计算模型

对于本文试验中应用的K型管板节点,在输电线路钢管塔构造设计[10]中规定了K型管板节点的力学计算模型如图1所示,其中等效在节点板上的受力分解为

水平力Q=F1cosθ1+F2cosθ2

(1)

竖向剪力P=|F1sinθ1-F2sinθ2|

(2)

弯矩M=(F1cosθ1+F2cosθ2)D/2

(3)

在建筑钢结构设计手册[11-12]中规定了节点的极限弯矩值为

(4)

式中:D为主管外径;B为节点板长度;t为主管厚度;fy为钢材屈服强度。

F1—受压支管侧的压力;θ1—受压支管与主管夹角;F2—受拉支管侧的拉力;θ2—受拉支管与主管夹角。

图1 K型管板节点等效受力分析图

Fig.1 Equivalent stress analysis of K type tube plate joint

试验节点在受压支管荷载F1为1050 kN,受拉支管荷载F2为770 kN时达到极限承载力,节点受压支管与主管夹角θ1为40°,受拉支管与主管夹角θ2为64°,通过计算得出极限承载力下节点板的受力为

竖向剪力P=17 kN

水平力Q=1142 kN

弯矩M=377 kN·m

将D=0.66 m,B=1.159 m,t=0.014 m,fy=345 MPa代入公式(4),得到规定的节点弯矩值Mmax=135 kN·m

极限荷载下节点的等效弯矩值M=377 kN·m大于规定的节点极限弯矩Mmax=135 kN·m,表明节点在支管荷载达到140%设计荷载时发生局部破坏,但是理论计算值与实际承载力比较偏于保守。

2 K型管板节点试验

本文的试验节点参考东坡220 kV线路的出线工程,2E4BJD为大截面导线钢管组合结构四回路转角塔,两组节点的尺寸参数均相同,不同的是节点中部加劲板的设置,设置加劲板的K型管板节点的节点板整体稳定性会得到提高。

2.1 节点试件设计

两组试验节点的主管、支管、节点板等的尺寸完全相同,节点采用的钢材规格为Q345。两节点主管尺寸为Φ660 mm×14 mm,两支管尺寸分别为Φ219 mm×4 mm、Φ219 mm×5 mm,节点板端部布置2道60°、10 mm厚1/4环形加劲板。试件1节点板中部布置1道60°、10 mm厚加劲板;试件2节点板中部布置两道60°、6 mm厚加劲板。

2.2 试验加载装置

试验加载装置为大型自制反力架,两试验节点试件的加载方案相同。加载端千斤顶均使用双作用大吨位液压千斤顶,主管端采用1000 t液压千斤顶(千斤顶型号为JR-CLRG-100012)施加7700 kN的轴压荷载,底端为固定支座;两个支管采用200 t液压千斤顶(千斤顶型号为JR-CLRG-20012),分别施加750 kN的轴压荷载和550 kN的轴拉荷载。试验节点在加载过程中始终保持水平放置。以设计荷载作为100%标准荷载,对节点足尺模型进行静力加载,在100%设计荷载以下按20%逐级加载,当荷载达到100%设计荷载后,按照5%逐级加载,直至试件破坏。

3 K型节点试验结果分析

3.1 节点破坏模式

节点1在130%设计荷载(主管荷载达到10 010 kN)下发生局部屈曲破坏,对试验节点破坏模式进行分析,节点板的失稳破坏形态近似呈三折线趋势,如图2所示。在荷载加载的过程中,开始进入塑性阶段的是受压支管前侧节点板A 区域,继而内力扩展到了节点板端B 区域,B区也发生塑性变形。而靠近端部环板的节点板C区域受到了环板的牵制作用,一直处于弹性阶段。由于节点板的平面外位移不断增大,最终产生平面外大变形,插板也相继达到了承载力极限,受弯断裂。而节点板中部加劲板在加载过程中始终无明显变形,主管及支管管壁均无明显屈曲变形。

节点2在140%设计荷载(主管荷载达到10 780 kN)下发生破坏。两节点的破坏模式基本相同,均为受压端节点板的平面外失稳,节点板产生平面外大变形,插板端部受弯断裂。不同于节点1的是节点2的节点板产生的平面外变形较小。

图2 节点板破坏区域示意图

3.2 节点应变、位移曲线分析

为了观测节点板在试验过程中的受力情况,采用静态电阻应变仪和非接触性应变仪测量节点板区域应变值。由于节点的破坏模式为受压端节点板及槽型插板的弯折破坏,属于局部屈曲破坏,节点其他部位未产生塑性变形,因此在受压支管侧节点板板端选取一个典型受力点,观测两试验节点不同中部加劲肋的设置方式对节点承载力的影响;在中部加劲板上选取另一个典型受力点,分别绘制两个受力点的荷载-应变曲线。以每级加载等级下的主管荷载为标准记录两典型受力点的应变变化,JJ为节点板上沿主管径向的应变,JH为节点板上沿主管长度方向的应变,1为节点1的典型受力点,2为节点2的典型受力点,绘制节点板的荷载应变曲线,如图3所示。

图3 节点板处典型受力点荷载-应变曲线

由图3(a)可知,在初始荷载加载过程中,在两节点板上沿主管径向的应变JJ1、JJ2一直呈线性增长,表明节点板一直处于弹性阶段,节点1(JJ1)的主管荷载达到8500 kN(110%设计荷载)时节点进入塑性阶段,此时观察到的试验现象是节点板开始产生平面外的变形。随着变形的进一步增长,在主管荷载达到10 010 kN(130%设计荷载)时,槽型插板也随即达到了承载力极限,发生弯折破坏,从而整个试件整体失稳破坏,节点达到极限承载状态。节点2(JJ2)在主管荷载达到9300 kN(120%设计荷载)时节点板开始产生局部屈曲,在主管荷载达到10 780 kN(140%设计荷载)时节点发生整体破坏。由图3(b)可知,节点1(JH1)的主管荷载达到8500 kN(110%设计荷载)时,在节点板上沿主管长度方向的应变进入塑性强化阶段,在节点2(JH2)节点板上沿主管长度方向的应变始终处于弹性阶段。总体来说,在节点2的节点板上径向和沿管长度方向的荷载应变曲线(JJ2,JH2)的增长趋势和节点1(JJ1,JH1)基本相同,节点2在主管荷载加载到140%的设计荷载时发生局部屈曲破坏,对比节点1提高约10%的极限承载力。

加劲板处典型受力点荷载-应变曲线如图4所示,HJ为加劲板上的径向应变,HH为加劲板上的环向应变,1为节点1的典型受力点,2为节点2的典型受力点。

图4 加劲板处典型受力点荷载-应变曲线

由图4(a)可知,在节点1(HJ1)加劲板上径向应变在加载过程中始终处于弹性阶段,在节点2(HJ2)加劲板上径向应变在主管荷载达到7700 kN(100%设计荷载)时进入强化阶段,但仍能继续承受荷载。由图4(b)可知,两节点加劲肋上的环向应变(HH1,HH2)在加载过程中始终处于弹性阶段。观察试验现象,加劲肋无明显变形现象。由此表明两节点中部加劲肋始终没有达到屈服极限,加劲肋的设计较为安全保守。

在荷载加载过程中,通过百分表记录节点板发生的平面外位移变化如图5所示。

由图5可知,随着主管荷载的逐渐增大,节点1的主管荷载未达到10 010 kN(130%设计荷载)、节点2的主管荷载未达到10 780 kN(140%设计荷载)时,节点板的平面外位移较小,而且逐渐增大,表明此时由于槽型插板不能为节点板提供抗侧刚度,在支管施加的荷载逐渐增大的过程中,节点板会逐渐产生平面外的变形。当荷载继续增加到屈服荷载时,节点板发生板平面外的失稳破坏,两节点板的变形迅速增大,节点1的极限变形为35 mm,节点2的极限变形为44 mm,节点不能再继续承受荷载。两节点的失稳破坏形式基本一致,节点2的变形在荷载加载过程中始终大于节点1,可见布置两道加劲板限制了节点板的平面外变形,提高了节点的极限承载力。

图5 节点板荷载-变形曲线

4 结 论

1) 由两个输电塔K型管板节点试验结果可知,K型管板节点的破坏模式为节点板平面外的失稳破坏。由于节点板端部稳定性较差,通过在节点板区域加设中部加劲肋的方法,能够限制节点板平面外的位移,从而提高节点的局部承载力。布置2道6 mm厚加劲板能够提高10%的节点承载力。

2) 节点板的失稳破坏形态近似呈三折线,受力最大的是受压支管前侧节点板,表明槽型插板的侧向刚度较差,没有限制节点板的平面外位移。为提高节点板的抗侧刚度,避免节点板发生平面外失稳,可以采用十字插板节点板连接方式代替槽型插板连接方式,或加强节点板端部环板强度的方法提高节点板端部承载力。

3) 输电塔K型管板节点的理论计算较试验结果偏保守,不能有效地反映节点的失效破坏模式和极限承载力。

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(责任编辑 侯世春)

Analysis of influence of middle stiffened plate on bearing capacityof K type tube plate joint of transmission towers

ZENG Nengxian

(Foshan Electric Power Design Institute Co., Ltd., Foshan 528000, China)

In order of analyze the influence of the middle stiffener of K type tube plate joint on the ultimate bearing capacity of the connection, the author designed two groups of K type tube plate joint with gusset plate connection with the same parameters of size and the different layout of stiffeners, established the calculation model of ultimate bearing capacity, and analyzed, through the experiment of K type tube plate joint with gusset plate connection, the influence of its failure mode, characteristics of bearing capacity, and layout of stiffeners on the connection ultimate bearing capacity.The result shows that the local bearing capacity can be enhanced by installing the stiffeners in the middle of the plate;the terminal bearing capacity can be enhanced by applying cross-gusset connection or increasing the strength of the terminal annular plates.

transmission tower;gusset plate connection;stiffener;failure mode;ultimate bearing capacity

2016-06-03。

曾能先(1975—),男,工程师,从事输电线路设计工作。

TM752

A

2095-6843(2016)05-0443-04