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1、第 42 卷 第 2 期2012 年 2 月建筑结构Building StructureVol 42 No 2Feb 2012钢管输电塔环形加肋节点承载力分析白强1，曾德森1，舒爱强1，李正良2(1 中南电力设计院，武汉 430071;2 重庆大学土木工程学院，重庆 400044)摘要通过试验对 1/4 和 1/2 环形加肋钢管插板连接节点基于钢管控制的极限承载力进行了研究。在此基础上，根据能量理论和虚功原理，提出了适用于估算此类节点极限承载力的分析模型，用数值分析方法得出了节点极限承载力，并与试验结果、有限元和 AIJ 计算结果进行了比较，证明该理论分析模型的适用性较好。关键词环形加肋;钢管
2、节点;屈服线模型;极限承载力;虚功原理中图分类号:TU392.3文献标识码:A文章编号:1002-848X(2012)02-0103-04Analysis on strength of tube-gusset joints in steel tubular tower with annular ribbed plateBai Qiang1，Zeng Desen1，Shu Aiqiang1，Li Zhengliang2(1 Central Southern China Electric Power Design Institute，Wuhan 430071，China;2 Department
3、of Civil Engineering，Chongqing University，Chongqing 400044，China)Abstract:Experimental study was performed to investigate the behavior and strength of tube-gusset joints with 1/4 and 1/2annular ribbed plate Based on energy theory and virtual work principle，analysis model for calculating the ultimate
4、 bearingcapacity of tube-gusset joints was put forward，ultimate bearing capacity of tube-gusset joints was obtained throughnumerical method Compared the strength of joint which obtained according to above model with the results of experiment，FEM and AIJ，it is proved that the calculation method model
5、 has the theoretical and practical significance for designKeywords:annular ribbed plate;steel tubular joint;yield line model;ultimate bearing capacity;virtual work principle作者简介:白强，硕士，工程师，Email:baiqiang csepdi com。0引言输电铁塔的节点构造是铁塔设计的重要环节。钢管输电塔结构最主要的构件是主材，所有腹杆和斜杆上的力最终都要传递到主材上，即空间桁架结构中的弦杆上。一旦超过节点极限承载力，
6、导致传力路径改变或中断，就可能引起整个塔的失效。日本早在 20 世纪 80 年代就在钢管塔节点构造方面作了较深入的研究工作，并形成了一整套节点设计的方法1-3。目前，我国在设计钢管塔时也较多地借鉴日本的方法。但由于钢材型号、性能、设计体系方面两国有较大的差别，完全照搬日本的做法是不科学的。文 4 15 采用屈服线模型对钢管节点的极限承载力进行了简化理论分析，其计算结果与试验结果较为吻合，但都是对无加肋的情况。对有加强肋的钢管节点国内没有相应的设计验算方法。节点的破坏起因主要有以下两种:1)当钢管壁厚较薄时，外力达到一定程度，节点板两端的钢管首先发生局部变形，继而导致整个节点破坏，称为基于钢管控
7、制的破坏形式;2)加劲肋较薄时，外力达到一定程度，节点板两端的加劲肋在钢管发生局部变形前破坏，导致整个节点失效，称为基于加劲肋破坏的破坏形式。通过试验、有限元以及理论分析对钢管输电塔架基于钢管破坏的加肋节点承载力进行了研究，为工程设计提供一定的理论参考依据。1试验研究1.1 试验样本点的选取试验分别选取主管 219 6，168 5，102 4 三种规格的钢管，长度均为 1.5m，分 1/4 环形加强板、1/2 环形加强板两种情况，其中 219 6 钢管的材质为 Q345，其余的材质为 Q235。加载方式为与主管连接的千斤顶向下压，与节点板连接的千斤顶向上拉进行逐级同步加载。当主管轴力 N/Ny
8、0.2 时，停止对主管加载。与节点板连接的千斤顶继续向上拉，直到节点发生破坏为止。钢管节点极限承载力的测试通常是通过对关键点荷载及位移的分级记录曲线来识别的。本文在节点板与钢管交接处以及环板上都布置了应变片，通过对荷载-位移及荷载-应变曲线综合评估来获取节点的极限承载力。试件参数见表 1，每种节点数量均为 3。加载装置见图 1。1.2 试验结果试件破坏模式为局部破坏，钢管与节点板交界处发生局部屈曲，关键点应变片布置见图 2，其关键点的荷载-位移曲线和荷载-应变曲线见图 3，4，破坏形态见图 5，由图可以发现:1)钢管在 2 号位置处管壁产生局部隆起，其变形量较小，环板无变形;2)钢管 1 号位
9、置处的破坏形式与钢管 2 号位置处的破坏建筑结构2012 年1/4(1/2)环形加肋钢管节点试件参数/mm表 1试件编号管径D管厚T节点板长度 B加强板宽度 R加强板厚度 tr节点板厚 tR/D1S219665740.512160.1852S219665750.510160.2313S219665750.512160.2314S219665780.512160.3685B219665780.512160.3686B16855047610140.4527B10243066910140.676注:试件编号带 S 的表示 1/4 环，带 B 的表示 1/2 环。图 1环形加肋节点示意图 2关键点应变
10、片布置图图 3加强节点荷载-位移曲线图 4加强节点荷载-应变曲线形式正好相反，管壁产生局部凹陷，其变形量较大，环板有明显变形，但其变形量较钢管小;3)钢管 1号位置处局部屈服程度较钢管 2 号位置处明显。因图 5构件破坏图此本文将着重分析钢管 1，2 号位置附近管壁的局部屈曲破坏情况，并以此建立极限承载力估算公式。1/4 加强板的破坏模式与 1/2 加强板类似。随着荷载的增加，测点的应变由线性变化转为非线性变化，表明测点附近已经进入了屈服阶段。当荷载继续增加，各测点均进入塑性，钢管节点迅速发生破坏，即钢管和加强环板附近塑性区域已经贯通，最终变为机构体系，节点达到极限承载状态。2理论分析模型根据
11、截面局部破坏形态，本文提出适用于 1/4(1/2)加强环板基于钢管控制的节点极限承载力分析模型，并假设:1)破坏机构由外屈服线、内屈服线及它们之间的径向屈服线构成，内外屈服线所围区域为塑性变形区，钢管其余部分及节点板均假定为刚性体;2)节点板端部下陷时，mn 线(图 6(b)的长度近似保持不变;3)忽略节点板转角的影响;4)环形补板近似于钢管有效幅度 b11的部分组成的 T形面的环，见图 7。此时环形补板的有效幅度为:b11=1.52rm槡T+b21(1)式中:rm为钢管中心到壁厚中心的距离;T 为钢管壁厚;b21为加强环板厚度。根据屈服线模型，外屈服线可以表达为:(x/a0)2+(y/b0)
12、2=1y2+z2=R2(2)把式(2)转化为柱面坐标，得:r2(cos/a0)2+(sin/b0)2=1r2sin2+z2=R2(3)401第 42 卷 第 2 期白强，等 钢管输电塔环形加肋节点承载力分析图 61/4(1/2)环形加强钢管节点屈服线示意图 7环形加肋节点截面示意式中 a0，b0是左右两段椭圆弧长短轴的统一标识。左段椭圆弧 a0=h0，右段椭圆弧 a0=a1，节点板端部下陷 时，mn 的长度近似保持不变，导出:b0=b1=R2 R2 d2/槡4 /2槡2(4)式中:R 为钢管半径;d 为加劲肋在 y 轴投影长度。由试验中所记录的屈服面实测数据归纳得出:a1=0.85b1(5)1
13、.2a1=h0(6)其中 d=2Rsin/4(1/4 加强板)2R(1/2 加强板)。外屈服线微段的空间长度为:ds=(rd)2+(dr)2+(dz)槡2(7)外屈服线的法向与径向矢量间的夹角可以通过矢量运算得到，将空间曲线方程(2)的两个表达式分别写成 F(x，y，z)=0 及 G(x，y，z)=0 的形式，则曲线上任一点的切向量为:珗T=FyFzGyGz，FzFxGzGx，FxFyGxGy(8)即:珗T=yzb20，zxa20，xya20(9)曲线上任意一点绕径向转动的转角矢量为:珗S=y，x，0(10)珗T，珗S 的夹角 的余弦:cos=珗T珗S珗T 珗S(11)取 为锐角，以柱面坐标表
14、示，则:cos=z(a20tan2+b20)secz2a40tan2+R2b槡40(12)外屈服线与节点板边缘线相交点的柱面角 可以根据平面方程 rsin=d/2 解得:=arctan h10(4/d20 1/b21)1/2(13)当 0，arctand0b11+arctand0b11，2时，r0=b11/2 cos，0=。当 arctand0b11，+arctand0b11时，r0=d02sin，0=1 d02h0tan()。式中:d0为节点板的厚度;0为 的初始量。外力所作的虚功:Wext=PuL/h(14)式中:L 为单臂长度;h 为节点板宽度。1/4(1/2)加肋板弯矩所作的虚功为:W
15、intM=2(arctand0b110Mdsdd+arctand0b11Mdsdd)(15)=0coswcos(z+0 R)2+(r r0)槡2(16)w=arctan(z+0 R)/(r r0)(17)式中:M为加肋板弯矩;为微块绕屈服线的夹角;w 为屈服面与管壁夹角。薄膜极限拉应力所作的虚功为:WintT=/20TPdsinwd(18)式中 Tp为薄膜拉应力。根据虚功原理得:Wext=WintM+WintT(19)令 =1，即得极限荷载:Pu=f()(20)相应的极限弯矩为:Mu=PuL(21)以上计算涉及非线性积分的计算，本文采用数值计算方法，用分段搜索的方法来求取极限荷载。根据试验观察
16、，确定参数变化范围为 0 4T，取Mp=0.25fyt2，Tp=fyT，其中 fy为材料屈服点，取 fy=345N/mm2。3模型计算结果分析基于钢管控制的带加强板节点的管径、管壁壁厚、节点板长度以及节点板厚度是主要影响参数。其参数变化曲线如图 8 所示。并把模型分析方法得到的结果与有限元和日本输电线路钢管塔制作基准(AIJ)的计算结果进行比较，见表 2。501建筑结构2012 年图 8几何参数对极限承载力的影响圆形加肋钢管节点承载力计算结果的比较表 2试件Pu/kNPAIJ/kNPTEST/kNPANSYS/kNPuPAIJPuPTESTPuPANSYS1S165.33162.94179.3
17、6168.451.010.920.982S185.54184.43192.83188.621.010.960.983S199.29184.43233.46215.761.080.850.924S202.33184.43244.74227.801.100.830.895B257.88184.43357.13348.921.400.720.746B110.4187.25136.35120.131.270.810.927B78.978.888.6280.481.000.890.98注:Pu，PAIJ，PTEST，PANSYS分别为理论模型、输电线路钢管塔制作基准(AIJ)、试验计算结果及有限元计算结
18、果。通过比较分析可见，理论模型与有限元和试验结果变化趋势相似，承载力除试件 5B 与试验值和有限元值相差 28%和 26%以外，其余研究对象均相差在 20%以内。由于理论计算模型未考虑加强环板的厚度和宽度对节点承载力的影响，且 5B 的加强环板较宽、较厚，因此理论计算结果与试验和有限元结果相差较大。日本 AIJ 计算 1/4 或 1/2 加强环板的节点承载力时，采用了同一个公式，但通过试验和有限元分析发现 1/2 比 1/4 环板的承载力要高，试件 5B 和 6B 的模型计算结果比 AIJ 高约 40%和27%的根本原因就在于此。综上所述，本文提出的极限分析模型能估算连接板钢管节点的极限承载力
19、，可以为工程设计提供参考。4结论(1)基于试验得到的 1/4(1/2)加强板钢管插板连接节点极限承载力分析模型抓住了钢管控制下弯曲应力对节点的作用，能较准确地反映节点局部屈曲时的应力分布。(2)基于钢管控制的极限分析模型，没有考虑加强环板的厚度和宽度对节点极限承载力的影响，导致分析模型的结果偏小，基于环板控制的分析模型有待进一步探讨。(3)从数值计算的结果可以看出，本文的方法是可靠有效的，有较好的工程应用价值。参考文献1 输电线路钢管塔制作基准M 日本铁塔协会，19852 钢管构造设计施工指针同解说M 日本建筑学会，19903 道路桥示方书 同解说M 日本道路协会，19874 FUNG T C
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