Q460鋼鍛造平焊帶頸法蘭節點軸心受壓性能分析

曾德偉，郭耀杰，劉漢生，金李

(1.武漢大學土木建筑工程學院，武漢市，430072;2.湖北省電力勘測設計院，武漢市，430024)

0 引言

輸電桿塔經歷了從木桿到混凝土桿再到鋼結構塔架的發展歷程，其高度也從幾 m發展到了346.5 m［1］。然而，隨著輸電負荷的增大和傳輸電壓的提高，傳統的角鋼鐵塔已經不能滿足某些輸電工程要求，鋼管輸電鐵塔逐漸成為了大負荷、高電壓輸電線路的主要鐵塔形式［2-4］。鋼管塔節點主要采用相貫焊連接方式，而桿件的接頭多采用法蘭連接，如500 kV楊高—外高橋—楊行雙回線路工程，500 kV吳淞口大跨越工程等。

傳統的法蘭盤均采用帶肋板的剛性法蘭盤形式，肋板較多，焊接工作量較大，焊接熱對鋼管影響較嚴重。而鍛造平焊帶頸法蘭盤則可以大大減小焊接工作量，減弱焊接熱影響。在法蘭節點的研究方面，Timoshenko等通過板的彈性分析得到法蘭連接最早的理論計算方法［5］;Packer完成了16個方鋼管法蘭連接節點的模型試驗，研究了螺栓布置方案和法蘭板厚度對節點承載力的影響，并初步總結了方鋼管法蘭連接的破壞模式［6］;Kato和Mukai提出了一種全新的三維屈服線模型，但模型的適用性不強。他們又做了2組法蘭連接節點試驗，研究螺栓直徑和法蘭板厚度對節點軸向承載力的影響［7］。王元清等對鋼管法蘭連接的承載力計算理論和有限元數值模擬開展了廣泛研究，建立了數值分析計算模型［8］;薛偉辰等結合500 kV吳淞口大跨越輸電線路工程開展了無加勁柔性法蘭原型試驗研究，評價了法蘭尺寸和焊縫對構件承載力的影響［9］。

DL/T 5154—2002《架空送電線路桿塔結構設計技術規定》給出了圓管無加勁和有加勁法蘭連接的螺栓個數和法蘭板厚的計算公式［10］，中國電力工程顧問集團公司針對1 000 kV淮南—上海輸變電工程編制了《鋼管塔標準化設計》，提出了平焊帶頸法蘭盤的標準化設計。本文選取了《鋼管塔標準化設計》中的FP2121和FP2727型號法蘭盤，分別制作了2個相同的試件，進行了足尺試驗研究，并利用有限元軟件ANSYS進行了分析計算。

1 平焊帶頸法蘭節點足尺試驗

1.1 試驗模型

法蘭盤采用FP2121和FP2727，鋼管選用與之匹配的φ219 mm×6 mm和φ273 mm×7 mm卷板焊接鋼管，其頂部焊縫高度為1.2 t(t為鋼管壁厚)，底部焊縫高度為1.0 t。文獻［11］規定，軸心受壓構件的容許長細比為150。本次試驗中，取鋼管的長度為750 mm，使其長細比在15以內，以防止鋼管柱發生整體失穩破壞。試件的具體尺寸見表1，試件的鋼材強度等級為Q460B，在500 t的壓力試驗機上對法蘭節點進行軸心壓力作用下的加載試驗。

表1 試件模型尺寸Tab.1 Dimensions of specimens

1.2 材性試驗

在進行試件加載前，先分別進行了法蘭盤與鋼管的材性試驗。試件材料按GB 228—87《金屬拉伸試驗方法》［12］規定的尺寸及精度加工，試驗結果表明:鋼管板材的平均屈服強度為504 N/mm2，極限強度為602N/mm2;法蘭盤棒材的屈服強度為472 N/mm2，極限強度為628 N/mm2。鋼管和法蘭盤的鋼材均有屈服平臺。

1.3 法蘭節點試驗

1.3.1 法蘭節點承載力試驗

根據鋼管板材材性試驗的屈服強度，針對φ219 mm×6 mm和φ273 mm×7 mm這2種法蘭節點，估算出其由鋼管強度控制的法蘭節點屈服時承載能力分別為2 023、2 948 kN。加載時，φ219 mm ×6 mm的法蘭節點總荷載按2 000 kN控制，φ273 mm×7 mm的法蘭節點總荷載按3 000 kN控制，分10級加載，前6級每級加載10%，以后每級加載5%直至試件發生明顯破壞。

試驗發現，4個試件的破壞均為鋼管的局部屈曲，如圖1所示。鋼管的局部屈曲首先出現在距離法蘭盤頸部100 mm左右的位置，表現為環狀的往外鼓曲，然后呈波浪狀由兩端向中間發展，并逐漸衰減。鋼管的局部屈曲沒有首先出現在與法蘭盤頸部相接的位置，其原因為法蘭頸對鋼管同時具有軸向壓力和環向約束作用，軸向壓力作用是來自外界荷載，環向約束作用則是由于法蘭頸與鋼管之間的剛度差所產生的。鋼管的軸向壓力作用沿z坐標保持不變，而法蘭頸的約束作用卻隨著z坐標的增大而減小。所以，到了一定距離，法蘭頸的約束作用不能限制鋼管在軸向壓力作用下所要發生的屈曲，鋼管的局部屈曲就出現了，這個距離跟法蘭頸與鋼管的剛度比相關［13］。并且在本次試驗中，φ219 mm×6 mm和φ273 mm×7 mm法蘭節點的這個距離分別為96、102 mm。

圖1 法蘭節點鋼管局部屈曲Fig.1 Local buckling of the flange joints

試驗加載2種管徑，每種各有2個試件，共計4個試件，其荷載—位移曲線如圖2所示。從圖2可看出:φ219 mm×6 mm法蘭節點的屈服荷載為2 150 kN，換算為鋼管的應力為 550N/mm2;φ273 mm×7 mm法蘭節點的屈服荷載為3 550 kN，換算為鋼管的應力為552 N/mm2。

分析發現，法蘭節點中鋼管的屈服強度值比材性試驗中的值要高10%左右，這與文獻［12］的結論一致。在對焊帶頸法蘭節點受壓試驗中，鋼管也表現出了相似的性能［13］。

圖2 法蘭節點荷載－位移曲線Fig.2 Load-displacement curves of flange joints

1.3.2 法蘭節點底部角焊縫與法蘭頸部角焊縫傳力試驗研究

在現有的設計方法中，計算平焊帶頸法蘭節點的焊縫時只考慮法蘭頸部焊縫的傳力貢獻，而不計法蘭底部角焊縫的傳力貢獻［14］。而實際上，法蘭盤在軸向壓力的作用下，會產生壓縮變形，從而會導致2條角焊縫之間的鋼管也發生相應的壓縮變形，鋼管的這部分壓縮變形所對應的內力則是由法蘭底部角焊縫所承擔。所以，現有的計算方法是偏于保守的。為此，本次試驗專門在法蘭頸部角焊縫以上的鋼管外壁和2條焊縫之間的鋼管內壁上分別粘貼了應變片a、b(圖3所示)，通過2處應變值來推算2條焊縫的傳力大小。每個試件上a處的應變片在圓周上0°、90°、180°和270°處共設4片，b處的應變片在圓周上0°和180°處共設2片。分別取其平均值記為 εa和εb;將鋼管中的總軸向壓力、法蘭頸部角焊縫承擔的軸力和法蘭底部角焊縫承擔的軸力分別記為N、N1和N2;將鋼管的截面面積記為A，則有

由式(1)～(3)可得

圖3 應變片布置Fig.3 Arrangement of strain gauge

法蘭頸部焊縫以上應變值εa和法蘭2條焊縫之間應變值εb隨荷載的變化如圖4所示;εa與εb的比值如圖5所示。從圖5中可看出，εa與εb的比值大小同荷載大小成正比。然而，在小荷載的情況下，平焊帶頸法蘭節點是不會發生破壞的，所以此比值的大小沒有實際意義。而只有在平焊帶頸法蘭節點從屈服到破壞階段的比值，才能反映出2條焊縫分擔力的極限狀況。

圖5中εa/εb的極限值分別為3.9和4.0。在2種管徑的法蘭節點中，εa/εb的比值均約為4.0，法蘭頸部和底部焊縫分擔力的比值則為

也就是說，如果同時考慮2條焊縫的傳力貢獻，法蘭節點焊縫傳力會比現有的設計方法提高25%左右。

2 平焊帶頸法蘭節點有限元分析

2.1 試件的有限元模型

采用有限元軟件ANSYS，對法蘭節點進行模擬分析［15］。不考慮焊接的影響，將焊縫考慮成與鋼管相同的材質，均采用Solid45單元模擬。在節點的頂部施加面約束，底部施加面荷載，這也與試驗機的加載方式一致。法蘭節點高度方向為z軸，將法蘭底部圓心置于原點［16］。

2.2 試件有限元模型分析

對模型進行大變形彈塑性條件下的極限承載力分析。整個節點模型的應力云圖和節點中鋼管的應力云圖如圖6所示，該結果與文獻［17］的研究結論一致。

分析結果顯示，模型的最大應力出現在法蘭頸部焊縫附近的鋼管處，鋼管鼓曲最嚴重的位置在離法蘭盤頸部焊縫100 mm左右，呈環狀，鋼管中部沒有出現鼓曲。

圖6 φ219 mm×6 mm法蘭節點模型應力云圖Fig.6 Stress distribution graph of φ219 mm ×6 mm flange joints

在φ219 mm×6 mm法蘭節點模型中法蘭盤高度為44 mm，法蘭底部焊縫高度為6 mm，頂部焊縫高度為7.2 mm。所以，取鋼管中高度為55、20 mm的節點，提取其z向應力再分別取平均值，記為δz1和δz2，得 δz1=459.8 N/mm2，δz2=111.6 N/mm2。則有

φ273 mm×7 mm的法蘭節點模型的分析結果與φ219 mm×6 mm法蘭節點模型的結果一致。

3 結論

(1)Q460鋼平焊帶頸法蘭節點在軸向壓力作用下，節點的破壞表現為鋼管的局部屈曲，法蘭盤和焊縫均未出現破壞現象，法蘭盤強度有富余。

(2)Q460鋼平焊帶頸法蘭節點中鋼管的局部屈曲發生在離法蘭頸部焊縫一定距離的地方，該距離與法蘭盤和鋼管的剛度有關，在研究的2類節點中，這個距離為100 mm左右。

(3)Q460鋼平焊帶頸法蘭節點中法蘭頂部和底部2條角焊縫會同時分擔鋼管中的軸向壓力。其分擔的比例與法蘭和鋼管的剛度有關，在研究的2類節點中，其比例約為3∶1。所以，平焊帶頸法蘭節點中同時考慮2條焊縫的傳力貢獻后，其焊縫的傳力能力會較原設計方法提高25%左右。

(4)鋼板在卷制成鋼管后，其垂直于卷制方向的強度會提高10%左右。

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