六安市广播电视发射塔关键节点有限元分析及优化

2020-11-05邱晖梁俊马思明贺然周亚军

特种结构 2020年5期

邱晖梁俊马思明贺然周亚军

(1.中广电广播电影电视设计研究院北京100045；2.西北农林科技大学水利与建筑工程学院咸阳712100)

引言

《钢结构设计标准》(GB50017—2017)[1]中对钢管连接节点K形、N形、T形、X形、Y形等平面及空间形式的节点承载力已有相关理论公式计算，但实际工程中的节点处主管与支管相贯往往比较复杂，规范的方法无法准确地计算出节点承载力，因此有必要对复杂节点进行有限元分析，以保证承载力的要求。

沈国辉[2]等采用有限元方法对带加劲肋和不带加劲肋的十字型钢管节点在轴向荷载作用下的承载力进行计算并与试验结果比较；薛建阳等[3]利用ABAQUS软件对钢结构异性节点进行了非线性有限元分析，得出节点核心区的应力分布和剪切变形；陈敏等[4]采用非线性有限元的方法考虑大变形、弹塑性对世博轴阳光谷单层网格结构采用的节点形式的受力性能进行较好的模拟；潘汉明等[5]对广州塔钢结构双向铰接点进行了有限元分析和试验对比，模拟了节点受力机理和破坏模式，并根据试验和有限元结果对节点区进行了加强。

本文以308m高的六安市广播电视发射塔工程为背景，以球形塔楼与外塔架之间转换部位的关键节点作为研究对象，研究了在结构设计荷载控制工况作用下，不同主管壁厚、不同内加劲板宽度、厚度、设置的位置及数量的改变对节点承载力的影响，最终给出了相对较合理的节点优化方案。

1 工程概况及关键节点介绍

六安塔塔高308m，其中桅杆段高度81.5m，塔身呈双曲线造型，上部设直径为30m的球形塔楼。塔楼与外塔架之间是通过10组放射状单榀支撑转换桁架连接，关键节点位于桁架端部，杆件均通过法兰连接。转换桁架主要受到弯、剪、扭、压、拉等荷载的共同作用，图1为六安塔及关键节点示意，其中，杆件编号1、3、11、13为横杆，杆件7、8为水平横隔，通过十字板与主横杆连接，杆件10、12、14为转换桁架的上、下弦杆和腹杆，该节点呈现非常复杂的受力状态。

图1 六安塔及关键节点示意Fig.1 Key joint of Lu an tower

2 有限元计算分析

2.1 有限元计算模型

采用通用有限元软件ABAQUS6.13.1进行建模分析。杆件采用C3D8R实体单元模拟，不考虑法兰和焊缝的影响。钢材采用Q345B，厚16mm～40mm，泊松比取0.3，弹性模量E=2.06×105N/mm2，钢材屈服强度σs=335MPa，抗拉强度σb=295MPa。通过定义杆件局部坐标系，采用MPC多点约束的方式施加荷载。假定节点底端刚接，约束其全部自由度。图2为该节点有限元模型局部。

图2 有限元模型计算模型Fig.2 Finite element calculation model

2.2 荷载边界条件

提取相应构件的最不利荷载组合工况，施加至有限元模型杆件的端部，本工程以风荷载为主控荷载，最不利荷载工况为1.2D+0.98(L+LR)+1.4W2+0.6T0，其中，D表示恒载，L表示楼面活荷载，LR表示屋面活荷载，W2表示风荷载，T0表示温度荷载作用。

表1 最不利荷载工况下单元内力Tab.1 Element internal force under the unfavorable load condition

2.3 分析结果

最不利荷载组合工况下节点的计算结果，如图3所示。由图3可知:在桁架上下弦共同作用下，主管外侧受力较大，主管与支管相贯位置以及主管内侧及型钢腹板应力均已超限，灰色区域应力均超过295MPa，节点的强度不满足要求，故有必要对该节点进行优化设计，以保证塔楼与外塔架之间有效传力。

图3 节点应力分布云图(单位：MPa)Fig.3 The contours of stress distribution of joint(unit:MPa)

3 节点优化设计方案及计算结果

优化参数主要包括不同主管壁厚、不同内加劲板宽度、厚度、设置的位置及数量的改变对节点承载力的影响。图4按照优化的顺序给出了4次节点优化方案。

图4 节点优化方案Fig.4 Joint optimization scheme

图4a:增加主管壁厚，将主管壁厚由P850×20mm增加至P850×50mm。

图4b:内加劲一次优化方案，设置内加劲板的方式对节点进行加强，内加劲一次优化方案，在位置①～⑧处设置加肋板，并研究了两种不同加肋板尺寸，-150×15mm和-150×25mm两种情况下加肋的效果。

图4c:内加劲二次优化方案，增加①a、⑦a两块加肋板；调整⑧号肋板布置使其与主管管壁垂直；全部肋板厚度由15mm增加至25mm；主管壁厚由20mm加厚至30mm；将型钢腹板HM550×300×12×20腹板厚度12mm增加至20mm。

图4d:内加劲三次优化方案，增加外管半圈肋板-180×25mm。

3.1 增加主管壁厚

图5为主管壁厚增加至50mm后的应力分布云图，由图5可知:在主管与支管相贯线位置处和管壁内侧应力水平均超过强度设计值，最大应力696.7MPa，超过限值295MPa，不满足设计要求。通过增加主管壁厚，节点应力水平会相应降低，但综合考虑经济效益，不能一味地继续增加壁厚去加强节点。

图5 主管壁厚增加至50mm弹性模型应力云图(单位：MPa)Fig.5 Elastic-model’s contours of stress distribution of joint main pipe with wall thickness increasing to 50mm(unit:MPa)

3.2 内加劲一次优化方案

图6为设置-150×15mm内加劲板的计算应力分布云图，由图6可知:(1)②③⑥⑦⑧位置的加劲板发生较严重的屈服，⑦⑧两块加肋板之间的主管管壁也发生带状屈服分布；(2)节点加肋板在复杂的拉压共同作用下被挤压成椭圆形，横向加肋板屈服规律呈正交分布，屈服部位主要在加肋板内缘(图中灰色区域为屈服范围，应力超过310MPa)；

图6 内加劲一次优化方案应力云图(单位：MPa)Fig.6 Stress contours distribution of first optimization scheme at internal stiffening(unit:MPa)

图7 内加劲板-150×15mm与-150×25mm应力云图比较(单位：MPa)Fig.7 Comparison of stress contours distribution of internal stiffener-150×15mm and-150×25mm(unit:MPa)

3.3 内加劲二次优化方案

由一次优化方案可以看出⑦⑧位置主管管壁局部屈服严重，需要增加主管壁厚或调整加劲布置方式，故提出了内加劲二次优化方案。图8给出了二次优化方案计算结果，由图8可知:(1)通过增加①a、⑦a两块加肋板，主管局部屈曲部位得到明显改善；(2)加肋板内缘有些许塑性开展，但未扩展整个肋板截面；(3)主管与支管相贯线位置仍然有局部屈服的范围。

图8 内加劲二次优化方案应力云图(单位：MPa)Fig.8 Stress contours distribution of secondary optimization scheme at internal stiffening(unit:MPa)

3.4 内加劲三次优化方案

第三次优化方案计算结果表明:(1)设置外环板后，主支管相贯线位置屈服明显改善，但屈服位置发生了转移，在肋板与支管相交处出现应力集中，故仅通过设置外环板的方式并不能解决根本问题；(2)增加加劲板宽度，塑性开展区域范围减小，但并未消除，图9给出了设置外环板和未设置外环板的云图结果比较。

图9 内加劲三次优化方案应力云图(单位：MPa)Fig.9 Stress contours distribution ofthird optimization scheme at internal stiffening(unit:MPa)

3.5 弹塑性分析校核

前述分析是基于材料线弹性假定的计算结果，当考虑材料应力超过屈服点以后，可通过变形继续发挥部分承载力。

图10为考虑材料弹塑性的应力云图结果。根据第三次(3)型钢腹板局部也不满足强度设计要求。

图7为内加劲板-150×15mm与-150×25mm结果比较，由图7可知:增加加劲板厚度，加劲板屈服有显著改善，但主管管壁屈服区域依然存在，应力最大值稍微有所降低，故仅增加加劲板厚度并不能很好地解决问题。优化方案的计算情况，将支管P426×20mm壁厚增加至P426×30mm，内加劲板厚度由25mm增加至35mm。由图10可知，内加劲板、主管、型钢腹板应力均满足设计要求，外加肋板与支管P426×30mm交界处出现很小的屈服范围，可忽略不计，横向加肋板厚度增加至35mm后内缘应力满足设计限值要求。