? K形、KT形圆钢管桁架节点试验及力学性能分析 K形、KT形圆钢管桁架节点试验及力学性能分析
刘永胜
(中铁第一勘察设计院集团有限公司，西安 710043)
摘 要：在对750kV格构式变电构架K形、KT形圆钢管桁架节点足尺试验研究的基础上，采用ABAQUS软件对优化的钢管节点进行有限元数值分析，考察减小连接板厚度以后K形、KT形钢管节点的受力性能和承载力、连接板应力分布及变形等指标。结果表明：在设计荷载作用下节点没有明显变化，处于弹性状态；超加载阶段，试件局部进入塑性，但分布面积较小，区域不连通，节点整体受力稳定。有限元分析的连接板应力分布及变形趋势与试验结果吻合较好。
关键词：格构式构架；足尺试验；K形、KT形钢管节点；数值分析；钢管节点
750 kV格构式变电构架的钢管柱与腹杆通过节点板铰接连接，螺栓分并列和错列布置，常采用T形、十字形、槽形以及一字形连接形式。十字形连接用于构件内力较大的节点，连接螺栓按双剪设计，螺栓数量较少，但管头构造相对复杂，焊接工作量大；槽形和一字形连接用于构件内力较小的节点，节点构造简单；T形连接适用于介于两者之间的节点。节点是构架设计的关键，其破坏往往导致与之相连的若干杆件失效，连接形式、强度和刚度大小是主要影响因素。国内关于变电构架节点连接方面的研究报道相对较少。朱爱珠等[1，2]以500 kV变电站28 m焊接构架柱为原型进行研究，得到了各因素对构架柱整体刚度和强度的影响；李志等[3]利用ANSYS软件对人字形柱单钢管梁节点在平面内弯矩作用下的变形和应力分布进行分析，给出了节点螺栓拉力的简化计算公式；杨国贤等[4]用等效单环法给出了拉力作用下T形节点的承载力公式。施荣等[5]对750 kV复合横担塔进行了受力计算，并与试验结果对比，验证了复合横担受力计算结果以及设计的合理性。司建辉等[6]采用足尺寸试验及有限元方法，对K形节点在设计荷载和1.5倍的设计荷载下节点的变形情况及极限承载力进行了研究，结果表明，在设计荷载作用下节点仍处于弹性工作状态，1.5倍的设计荷载作用下节点仍然是安全可靠的。目前，对750 kV格构式变电构架连接的实际受力性能的研究还相对较少，研究此类节点的受力性能、工作机理及安全富裕程度，为设计方法提供建议已经成为输电塔架及其类似结构设计中亟待解决的问题。
本文在K形、KT形钢管节点试验研究的基础上[7]，采用ABAQUS有限元软件分析了K形、KT形钢管节点在荷载作用下的性能表现，得到不同加载阶段节点关键部位的应力分布、变形幅值、荷载位移曲线等指标，揭示了格构式构架管节点的受力机理，为750 kV格构式变电构架管节点的连接设计提供依据。
1 试验概况
1.1 试验装置
本次试验在西安理工大学结构大厅实验室进行，以敞开式布置的哈密南750 kV变电站工程为原型，取荷载较大的K形、KT形平面节点作为试验试件，节点连接方式、夹角、连接板厚度、螺栓数量等参数均取自实际工程，并满足相关行业规范要求[8-10]，钢管节点采用1∶1足尺模型，节点细部连接详图如图1所示。
图1 节点细部连接(单位：mm)
将钢管节点置于封闭的加载系统内，门架顶部通过H400 mm×250 mm×8 mm×16 mm型钢梁刚性连接，形成一榀封闭自平衡系统。在主杆两侧设钢板与门架连接，实现刚性约束，固定试件；在斜腹杆受压端设置带角度的十字形加载头，固定于门架侧面，用千斤顶反向加载施加压力；在斜腹杆受拉端设置连接板，通过4个M30拉杆与远端带角度的十字形加载头连接，用千斤顶沿门架外侧反向施加拉力。采用1 000 kN油压千斤顶2台，500 kN千斤顶1台，可满足加载要求。试验装置见图2。
图2 试验装置
本文采用真型足尺试验，试验试件共3组，均取自钢管格构柱，编号分别为ZJD-1(KT形)、ZJD-2(K形)、ZJD-3(KT形)，其中字母ZJD表示钢管格构柱节点，后面的阿拉伯数字表示试验序号。主、腹杆间通过6.8级普通螺栓连接，主要连接形式为T形和槽形，杆件截面尺寸及连接板厚度等参见表1。主杆杆长取3 500、2 600 mm两种规格，腹杆长500 mm，均为圆钢管截面，采用Q345B钢，连接板为钢板，采用Q235B钢。由于安装精度及试件初始缺陷的影响，各试件均有不同程度的初始偏心。
表1 试件参数
试件编号主杆/mm斜腹杆/mm竖腹杆/mm截面长度截面长度截面长度连接板/mm加劲板/mm夹角(主、腹杆)试件组数ZJD-1?351×123500?219×8500?121×5138010632°,44°1ZJD-2?299×102600?133×5500——8647°,57°1ZJD-3?351×163500?194×6500?83×590010629°,38°1
1.2 试验现象
通过对750 kV格构式构架管节点的足尺试验可知[7]：(1)在设计荷载作用下，杆件及连接板无明显现象，均处于弹性工作状态；(2)在超加载阶段(试验试件超加载幅度详见表2)，试件没有明显现象，焊缝完好无损，无裂纹产生，连接板部分进入塑性阶段，但屈服区域较小，发展缓慢；(3)T形插板有较大富裕，优化后的连接板与插板刚度差异明显；(4)连接板厚度由14 mm(详见文献[7])减小到10 mm后，试验中表现良好，无明显现象，焊缝完好无损，表明优化后的节点安全可靠，可满足工程设计要求。
整个试验过程中，杆件及连接板没有明显现象，螺栓在拉压荷载作用下，有部分滑移，孔壁有磨损，节点板没有明显变形；超加载阶段受压T形插板有轻微变形，但现象并不明显；主管与连接板焊缝完好无损，无裂纹产生。见图3。
表2 试件荷载值
试件编号受拉斜腹杆受压斜腹杆受拉竖腹杆截面/mm设计荷载/kN超加载/kN截面/mm设计荷载/kN超加载/kN截面/mm设计荷载/kN超加载/kNZJD-1?219×8474711?219×8-345-518?121×534.5ZJD-2?133×5242484?133×5-217-434ZJD-3?194×6492738?194×6-454-681?83×52233
图3 试验现象
1.3 荷载-位移曲线
图4为试验中节点板的平面外荷载-位移曲线，由于加载过程中千斤顶油泵振动及腹杆拉、压荷载级不同步等干扰因素，导致试件节点受力不平衡，数据有回弹、跳跃现象。
试件ZJD-1加载过程中表针有脱落，数值离散，没有明显规律，试件ZJD-2、试件ZJD-3在加载初期有回弹现象，后期趋于稳定。
图4 荷载-位移曲线(试验)
2 有限元分析
2.1 试件概况
试件的有限元模型见图5，分别为KT形节点和K形节点。有限元模型钢管节点的尺寸及连接作法同试验试件，共3组，试件详细参数见表1。
图5 有限元模型
2.2 模型建立
采用ABAQUS软件进行有限元分析，主杆、腹杆、连接板及螺栓均采用C3D8三维八节点实体单元。根据试件几何尺寸，先定义关键点，通过关键点定义线，再由线定义面。考虑到模型的准确性和网格划分的可实施性，节点网格划分时采用映射与自由网格划分相结合的方式。连接板网格加密。钢材的本构关系采用理想弹塑性模型，服从von Mises屈服准则，材料性能指标由材性试验得到，不考虑焊缝以及残余应力对节点极限承载力的影响。
2.3 边界约束
为避免加载点处局部应力集中，沿腹杆周边施加环向面荷载，模拟杆件实际的拉压荷载，按设计阶段和超载阶段两部分进行加载。对钢管柱两端施加X，Y，Z三个方向的约束限制其变形。
2.4 求解设定
先进行结构的特征值屈曲分析，得到结构在水平荷载作用下的屈曲模态，再将第一屈曲模态作为结构的初始缺陷施加在模型上，然后进行结构静力分析。关闭应力刚化，打开大变形小应变开关，采用Newton-Raphson增量迭代法和力收敛准则[11，12]。
2.5 受拉斜腹杆的荷载-位移曲线
对所有试件进行超加载分析，由图6(a)可知，试件ZJD-1在设计荷载作用阶段，杆件的荷载-位移曲线基本呈线性变化，荷载步较大；超加载至500 kN以后，曲线开始有转折，局部进入塑性；在加载后期，曲线开始有轻微下降，位移值较大，约12 mm左右。
由图6(b)可知，试件ZJD-2在设计荷载作用阶段，杆件的荷载-位移曲线基本呈线性变化，荷载步较大；超加载至280 kN以后，曲线开始有转折，局部进入塑性，位移值增加较快；在加载后期，曲线开始有轻微下降，位移值约12 mm左右。
由图6(c)可知，试件ZJD-3在设计荷载作用阶段，杆件荷载-位移基本呈线性变化，荷载步较大；加载至560 kN以后，曲线开始有转折，局部进入塑性，位移值增加较快；在加载后期，曲线开始有轻微下降，位移值约14 mm左右。
图6 荷载-位移曲线(有限元)
2.6 结果对比
有限元计算为理想状态，荷载-位移曲线基本呈线性变化，变形大多集中在杆件上，连接板上变形很小，超加载阶段连接板面外变形约14 mm左右。
选取试验状况较稳定试件ZJD-3的有限元荷载-位移曲线与试验结果进行对比，如图7所示。从变形值来看，试验试件ZJD-3节点板面外变形值较小约2 mm，较大约13 mm，与有限元分析结果较吻合；设计荷载阶段，试验值与有限元分析结果相差不大，超加载阶段，有限元结果略高于试验值，但曲线的发展趋势基本一致，表明有限元模拟结果比较可靠，为后续分析提供依据。
图7 试件ZJD-3荷载-位移曲线对比
3 有限元结果分析
3.1 应力分布
由图8～图10可知：(1)试件ZJD-1、试件ZJD-2及试件ZJD-3主杆、拉压腹杆上应力值均较小，处于弹性工作状态；连接板上应力值较大，集中分布在沿腹杆力线方向两侧区域，大多处于弹性工作阶段(约200 MPa)；von Mises应力峰值出现在主管与连接板相交的边缘位置，局部区域产生应力集中，峰值分别为373、355 MPa及409 MPa，已超过其屈服应力，但分布面积均很小，屈服区域均不连通。
图8 试件ZJD-1 von Mises应力/MPa
图9 试件ZJD-2 von Mises应力/MPa
图10 试件ZJD-3 von Mises应力/MPa
有限元分析的试件应力主要分布在连接板沿腹杆力线方向两侧区域，设计荷载阶段约200 MPa；超加载阶段，应力峰值出现在主管与连接板相交的边缘位置，局部区域产生应力集中，峰值为350～410 MPa。而试验结果表明[5]：设计荷载作用下节点没有明显变化，基本处于弹性状态；超加载阶段试件局部进入塑性，但分布面积较小，屈服区域不连通，测得连接板处等效应力约300 MPa。表明有限元分析的试件应力分布与试验结果较吻合。
3.2 结构变形
由图11～图13可知，3个试件在设计荷载作用下整体位移均较小，变形大多集中在杆件上，连接板上的变形很小。由图11可知，试件ZJD-1沿X方向位移最大为2.1 mm，沿Y方向位移最大为1.58 mm，沿Z方向位移最大为7.71 mm，均发生在腹杆上；由图12可知，试件ZJD-2沿X方向位移最大为1.91 mm，沿Y方向位移最大为1.15 mm，沿Z方向位移最大为15.0 mm，均发生在腹杆上；由图13可知，试件ZJD-3沿X方向位移最大为3.4 mm，沿Y方向位移最大为2.6mm，沿Z方向位移最大为25.0 mm，均发生在腹杆上。
图11 试件ZJD-1变形(单位：mm)
图12 试件ZJD-2变形(单位：mm)
图13 试件ZJD-3变形(单位：mm)
4 结论
(1)ABAQUS的C3D8三维八节点实体单元可有效模拟钢管节点的受力性能，有较高的计算精度和准确性。
(2)有限元分析的节点承载力-位移曲线与试验结果吻合较好，表明文中选用的实体单元模型、边界约束及求解设定合理，满足有限元节点分析的精度，可作为750 kV格构式变电构架节点数值分析的依据。
(3)有限元结果表明：在设计荷载作用下连接板区域应力较低，变形值小；主管与连接板相交的边缘位置局部区域有应力集中现象，应力峰值较高，但区域面积小，分布离散且不贯通，不影响节点的安全性，结构整体受力稳定。
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收稿日期：2015-10-14； 修回日期：2015-11-17
作者简介：刘永胜(1963—)，男，工程师，2014年毕业于西南交通大学土木工程专业，E-mail:385550821@qq.com。
文章编号：1004-2954(2016)06-0126-06
中图分类号：TU392.3
文献标识码：A
DOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2016.06.026
Test and Mechanics Property Analysis of K-joint and KT-joint of Steel Circular Tubular Truss
LIU Yong-sheng
(China Railway First Survey & Design Institute Group Co.Ltd ，Xi’an 710043，China)
Abstract：Based on the full scale tests of K-shaped and KT-shaped tubular joints of a 750 kV lattice substation frame，the optimized tubular joints are analyzed with ABAQUS software. The mechanical behavior，bearing capacity，stress distribution and deformation of connecting plate of the K-shaped and KT-shaped tubular joints with reduced thickness of the connecting plate are investigated. The results show that members and connection plate of the specimens are in elastic state under the design load; the part of test connection plate becomes plastic during super loading phase. However，the distribution area of the connection plate is small and isolated，which shows that the overall stability of the tubular joint is excellent. The stress distribution and deformation tendency of the connecting plate shown by finite element analysis are consistent with experimental results．
Key words：Lattice frame; Full-scale tests; K-type and KT-type tubular joints; Numerical analysis; Tubular joint