CN112084555A - 钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法，包括以下步骤：对钢管‑插板的试验构件进行节点板受弯承载力试验，确定影响K型节点承载力的主要因素；建立各因素对K型节点承载力的影响模型；拟合各影响模型中的有限元结果，建立计算K型节点承载力的建议模型；代入待评估钢管‑插板连接的K型节点的各因素参数至建议模型中，得到该钢管‑插板连接的K型节点的极限主管承载力数值。本发明利用能量原理得到有(无)环形加强板钢管‑插板连接的K型节点的承载力计算模型，反映了主管轴力、主管管壁弯矩和剪力三者之间的相互关系，能准确评估K型节点的极限承载力，与试验结果的偏差小。

Description

钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法

技术领域

本发明涉及输电铁塔领域，特别是涉及一种钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法。

背景技术

采用管-连接节点的钢管塔存在钢管的局部屈曲问题，在实际输电铁塔中采取添加环形加强板来降低局部屈曲的影响，而我国没有相应的设计验算方法。在2008年12月由中国电力科学研究院和中国顾问集团公司共同承担的“1000kV交流同塔双回输电线路杆塔研究”项目SZT2塔的真型试验中观察到了钢管的局部屈曲这一现象，中国电力科学研究院前期也已初步开展了钢管局部屈曲及插板连接节点的试验研究工作。

对于插板连接节点，虽然国内外也有学者对其极限承载力做过一定研究工作，但总体而言相关的试验数据和理论分析数据仍较为匾乏，各国规范对于该种节点的极限承载力都未作出详细的说明和规定。对输电塔这一特种结构中的管节点，其形式相对比较特殊，在实际工程中，为提高设计的安全储备，常对节点增加若干构造措施，关于如何考虑这些构造措施的有利影响，目前也没有一定理论和试验依据。因此，亟需提出一种能够准确分析输电塔上钢管-插板连接的K型节点的承载力的计算方法。

发明内容

针对上述问题，本发明提供了一种钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法，利用能量原理得到有(无)环形加强板钢管-插板连接的K型节点的承载力计算模型，反映了主管轴力、主管管壁弯矩和剪力三者之间的相互关系，能准确评估K型节点的极限承载力，与试验结果的偏差小。

本发明的技术方案是：

一种钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法，包括以下步骤：

S1、对钢管-插板的试验构件进行节点板受弯承载力试验，确定影响K型节点承载力的主要因素；

S2、建立各因素对K型节点承载力的影响模型；

S3、拟合各影响模型中的有限元结果，建立计算K型节点承载力的建议模型；

S4、代入待评估钢管-插板连接的K型节点的各因素参数至建议模型中，得到该钢管-插板连接的K型节点的极限主管承载力数值。

在进一步的技术方案中，步骤S1中，进行节点板受弯承载力试验的方法如下：

S11、设定试验构件的控制变量参数；

S12、将试验构件的底部置于底座钢铰上，其余杆件的端部连于千斤顶上；

S13、在节点板与钢管的交接处以及环板上分别布置应变片；

S14、主管和节点板先同时加载，当主管轴力加载到一定值后停止加载，而节点板继续逐级加载递增直至主管有明显变形或节点破坏；

S15、选择无环形加强板、1/4环形加强板、1/2环形加强板、环形加强板四种类型的试验构件，改变控制参数的取值，重复步骤S12-S14，得到荷载-位移及荷载-应变曲线，综合评估得到的荷载-位移及荷载-应变曲线，获取节点板受弯的极限承载力；

S16、根据荷载-位移及荷载-应变曲线上得到的试验结果，分析确定影响K型节点承载力的主要因素。

在进一步的技术方案中，步骤S11中，试验构件的控制变量参数包括：主管管径D、主管壁厚t、节点板高度B、加强环板高度R、加强环板厚度t_r和节点板厚度T。

在进一步的技术方案中，步骤S16中，确定的影响K型节点承载力的主要因素包括：节点板高度与主管管径之比B/D、主管管径与主管壁厚之比D/t、加强环板高度与主管管径之比R/D和加强环板厚度与主管壁厚t_r/t。

在进一步的技术方案中，步骤S14中，逐级加载的过程中，当轴力＜0.2Ny时，轴力的初始值为20kN，第1-7加载步，每级荷载增量为20kN，第7-11加载步，每级荷载增量为10kN，到第11加载步停止加载；节点板拉力的初始值为10kN，第1-7加载步，每级荷载增量为10kN，第7-11加载步，每级荷载增量为5kN，在第11加载步之后，每级荷载增量为2kN，直至试件破坏；

当轴力＞0.5Ny时，轴力的初始值为100kN，第1-3加载步，每级荷载增量为100kN，第4-15加载步，每级荷载增量为50kN，第16-17加载步，每级荷载增量为20kN，到第17加载步停止加载；节点板拉力的初始值为10kN，第1-3加载步，每级荷载增量为10kN，第4-15加载步，每级荷载增量为5kN，第16-17加载步，每级荷载增量为5kN，在第17加载步之后，每级荷载增量为2kN，直至试件破坏。

在进一步的技术方案中，步骤S3中，建立计算K型节点承载力的建议模型的过程中，采用最小二乘法对有限元结果进行拟合。

在进一步的技术方案中，步骤S3中，建立的无加强板钢管-插板连接的K型节点承载力的建议模型为：M_w,u＝{0.26(D/t)^0.6+1.15(B/D)+2.9}Bt²f_y；

建立的1/4加强板钢管-插板连接的K型节点承载力的建议模型为：

建立的1/2加强板钢管-插板连接的K型节点承载力的建议模型为：

本发明结合1000kV特高压淮南-上海(皖电东送)输电线路钢管塔的连接型式，开展相应的试验研究，弄清复杂节点的受力情况，提出管-板连接节点的局部屈曲承载力计算方法。为特高压杆塔节点设计及处理提供试验依据，为特高压线路的建设和安全运行提供技术支持，是保证我国特高压输变电线路杆塔结构经济可靠运行的关键，对特高压线路采用新的设计理念及设计技术具有十分重要的意义。

本发明的有益效果是：本发明利用能量原理得到有(无)环形加强板钢管-插板连接的K型节点的承载力计算模型，反映了主管轴力、主管管壁弯矩和剪力三者之间的相互关系，能准确评估K型节点的极限承载力，与试验结果的偏差小。

附图说明

图1是本发明实施例所述构件U3的荷载-应变曲线图；

图2是本发明实施例所述构件U3的荷载-位移曲线图；

图3是本发明实施例所述构件S4的荷载-应变曲线图；

图4是本发明实施例所述构件S4的荷载-位移曲线图；

图5是本发明实施例所述节点板受弯模型的受力示意图；

图6是本发明实施例所述K型节点的受力示意图；

图7是本发明实施例所述构件U3的试验结果和有限元计算结果的荷载-应变曲线图；

图8是本发明实施例所述构件U3的试验结果和有限元计算结果的荷载-位移曲线图；

图9是本发明实施例所述构件S4的试验结果和有限元计算结果的荷载-应变曲线图；

图10是本发明实施例所述构件S4的试验结果和有限元计算结果的荷载-位移曲线图；

图11是本发明实施例所述主管直径对节点极限承载力的影响图；

图12是本发明实施例所述节点板高度对节点极限承载力的影响图；

图13是本发明实施例所述主管壁厚对节点极限承载力的影响图；

图14是本发明实施例所述主管直径、节点板高度和主管壁厚对节点极限承载力的影响图；

图15是本发明实施例所述由主管控制时1/4加强板节点承载力随主管壁厚和主管直径的变化曲线图；

图16是本发明实施例所述由主管控制时1/4加强板节点承载力随加强板厚度和加强板高度的变化曲线图；

图17是本发明实施例所述由主管控制时1/4加强板节点承载力随t_r/t的变化曲线图；

图18是本发明实施例所述由主管控制时1/4加强板节点承载力随D/t的变化曲线图；

图19是本发明实施例所述由主管控制时1/2加强板节点承载力随主管壁厚和主管直径的变化曲线图；

图20是本发明实施例所述由主管控制时1/2加强板节点承载力随t_r/t和R/D的变化曲线图；

图21是本发明实施例所述由主管控制时1/2加强板节点承载力随D/t的变化曲线图；

图22是本发明实施例所述由主管控制时全圆环加强板节点承载力随主管壁厚和主管直径的变化曲线图；

图23是本发明实施例所述由主管控制时全圆环加强板节点承载力随D/t的变化曲线图；

图24是本发明实施例所述由环板控制时1/4加强板节点承载力随t_r/t和D/R的变化曲线图；

图25是本发明实施例所述由环板控制时1/4加强板节点承载力随D/t的变化曲线图；

图26是本发明实施例所述由环板控制时1/4加强板节点承载力随D/R的变化曲线图；

图27是本发明实施例所述由环板控制时1/4加强板节点承载力随t_r/t的变化曲线图；

图28是本发明实施例所述由环板控制时1/2加强板节点承载力随t_r/t和D/R的变化曲线图；

图29是本发明实施例所述由环板控制时1/2加强板节点承载力随t_r/t的变化曲线图；

图30是本发明实施例所述由环板控制时1/2加强板节点承载力随D/t的变化曲线图；

图31是本发明实施例所述由环板控制时1/2加强板节点承载力随D/R的变化曲线图；

图32是本发明实施例所述由环板控制时全圆环加强板节点承载力随t_r/t和D/R的变化曲线图；

图33是本发明实施例所述由环板控制时全圆环加强板节点承载力随t_r/t的变化曲线图；

图34是本发明实施例所述由环板控制时全圆环加强板节点承载力随D/t的变化曲线图；

图35是本发明实施例所述由环板控制时全圆环加强板节点承载力随D/R的变化曲线图。

具体实施方式

下面结合附图对本发明的实施例作进一步说明。

实施例：

一种钢管-插板连接的K型节点承载力的计算方法，包括以下步骤：

S1、对钢管-插板的试验构件进行K型节点承载力试验，确定影响K型节点承载力的主要因素；

S2、建立各因素对K型节点承载力的影响模型；

S3、拟合各影响模型中的有限元结果，建立计算K型节点承载力的建议模型；

S4、代入待评估钢管-插板连接的K型节点的各因素参数至建议模型中，得到该钢管-插板连接的K型节点的极限主管承载力数值。

在另外一个实施例中，对钢管-插板的试验构件进行K型节点承载力试验的方法如下：

S11、设定试验构件的控制变量参数；

S12、将试验构件的底部置于底座钢铰上，其余杆件的端部连于千斤顶上；

S13、在节点板与钢管的交接处以及环板上分别布置应变片；

S14、与主管连接的千斤顶向下压，与支管连接的上端千斤顶向下压，与支管连接的下端千斤顶向下拉，进行逐级同步加载；

S15、当主管轴力N/Ny＜0.2时，停止对主管加载，与支管连接的千斤顶继续加荷，直到节点发生破坏为止；

S16、改变控制参数的取值，重复步骤S12-S15，得到荷载-位移及荷载-应变曲线，综合评估得到的荷载-位移及荷载-应变曲线，获取K型节点的极限承载力；

S17、根据荷载-位移及荷载-应变曲线上得到的试验结果，分析确定影响K型节点承载力的主要因素。

在另外一个实施例中，对钢管-插板的试验构件进行节点板受弯承载力试验的方法如下：

a、设定试验构件的控制变量参数(试验构件分为无环形加强板、1/4环形加强板、1/2环形加强板、环形加强板四种类型)；

b、将试验构件的底部置于底座钢铰上，其余杆件的端部连于千斤顶上；

c、在节点板与钢管的交接处以及环板上分别布置应变片；

d、主管和节点板先同时加载，当主管轴力加载到一定值后停止加载，而节点板继续逐级加载递增直至主管有明显变形或节点破坏；

e、改变控制参数的取值，重复步骤b-d，得到荷载-位移及荷载-应变曲线，综合评估得到的荷载-位移及荷载-应变曲线，获取节点板受弯的极限承载力；

f、根据荷载-位移及荷载-应变曲线上得到的试验结果，分析确定影响K型节点承载力的主要因素。

在另外一个实施例中，步骤S11中，试验构件的控制变量参数包括：主管管径D、主管壁厚t、节点板高度B、加强环板高度R、加强环板厚度t_r和节点板厚度T，具体的试验样本如下表：

注：D－主管管径；t－主管壁厚；B－节点板高度；R－加强环板高度；t_r－加强环板厚度；T－节点板厚度。

试验观察到试件破坏模式为局部破坏，其破坏模式有如下现象：1、构件C2的主管在钢管1号位置(主管上位于节点板上方的关键位置)处管壁产生局部凹陷，其变形量较小；在2号位置(主管上位于节点板下方的关键位置)处管壁产生局部隆起，其变形量也较小；2、构件U3和S4的钢管1号位置处的破坏形式与钢管2号位置处的破坏形式相反，管壁产生局部凹陷，其变形量较小；在2号位置处管壁产生局部隆起，其变形量明显，环形加强板与主管连接处钢管被拉裂；3、构件C1的钢管2号位置处局部屈服程度不明显。因此，本实施例将着重分析钢管1,2号位置附近管壁。其关键点的荷载-应变曲线和荷载-位移曲线如图1-4所示，由图1-4可知，随着荷载的增加，测点的应变由线性变化呈现非线性变化，表明测点附近已经进入了屈服阶段。当荷载继续增加，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域已经贯通，最终变为机构体系，节点达到极限承载状态。

在另外一个实施例中，步骤a中，试验构件的控制变量参数包括：主管管径D、主管壁厚t、节点板高度B、加强环板高度R、加强环板厚度t_r和节点板厚度T，具体的试验样本如下表：

无加强板节点板受弯试验规格：

1/4环形、半环形节点板受弯试验规格：

圆环形节点板受弯试验规格：

在另外一个实施例中，对钢管-插板的试验构件进行K型节点承载力试验和节点板受弯承载力试验的过程中，确定的影响K型节点承载力的主要因素包括：节点板高度与主管管径之比B/D、主管管径与主管壁厚之比D/t、加强环板高度与主管管径之比R/D、加强环板厚度与主管壁厚t_r/t和支管与主管夹角θ。

通过两种试验结果的对比可以看出，K型节点在拉压荷载作用下受拉端主管容易首先出现局部屈服，而节点板受弯模型受压端主管容易首先出现局部屈服，其等效受力模型如图5-图6所示。从等效受力模型可以看出，两种试验模型主管管壁所受弯矩方向一致，但剪力方向相反。节点板受弯模型的主管管壁弯矩和剪力对管壁的作用效应相同，都是对上端主管压，对下端主管拉，使得主管更加容易发生局部屈服。而K型模型主管管壁的弯矩和剪力方向相反，使得主管不易发生局部屈服。由此可见，由节点板受弯模型得到的局部屈服承载力比由K型模型得到的局部承载力偏小，这与试验结果是一致的。因此，剪力对节点承载力的影响是不可忽视的。从节点板受弯模型的试验结果可以看出，无环形加强板的情况下，B/D、D/t对主管管壁的弯矩有显著的影响。有环形加强板的情况下，节点发生主管局部屈服和环形加强板局部屈服；环形加强板类型对节点承载力有显著影响。由于两种模型主管管壁受到的弯矩方向相同，剪力方向相反，使得节点首先破坏的区域不一样。但是，其破坏模式较类似，因此，从节点板高度与主管管径之比B/D、主管管径与主管壁厚之比D/t、加强环板高度与主管管径之比R/D、加强环板厚度与主管壁厚t_r/t和支管与主管夹角θ来考虑K型节点承载力的影响是合理的。

通过试验结果可以看出，上述参数会影响钢管-插板连接节点承载力，这些参数的取值，不仅决定节点的构造特征，也影响节点的受力特性、破坏形式和节点的极限承载力。这些参数与节点极限承载力的关系，很难用理论方法求得精确解，因此本实施例采用ANSYS有限元分析软件进行分析，通过观察节点塑性区的扩展和荷载位移曲线等，考察节点的受力性能，进而获得节点的极限承载力及其随各几何参数的变化规律。本实施例中K型节点参数的变化范围是：10≤D/t≤70,1≤B/D≤4。

1、无环形加强板的K型节点承载力影响参数分析：

本实施例对不同几何参数的节点进行了大量的数值计算，从中观察节点的破坏形态，在保证螺栓连接与焊缝质量的前提下，插板连接节点的破坏模式主要有三种：主管管壁过度塑性变形失效模式(破坏模式I)；节点板局部屈服失效模式(破坏模式II)；模式I与模式II并存的情况。

主管管壁的局部屈服破坏是由于节点板与主管交汇处的主管管壁在受拉和受压的作用下发生过度的塑性变形而造成的破坏，即受压一侧主管管壁向内凹陷，受拉一侧向外凸出，当主管管壁上变形最大处的荷载位移曲线出现下降段，或变形量超过变形极限(主管直径的3％)时视为达到极限状态，同时认定其破坏属于模式I，对于节点板局部屈服引起的失效模式，其节点的承载能力由于节点板的提前破坏而没有得到充分利用，它可以通过增加节点板的厚度或其它构造措施得以解决。本实施例对这种破坏模式的判断是在有限元分析后，观察节点破坏时节点板上的等效应力是否完全达到屈服应力，以及此时主管管壁的变形和应力状况来判断，如果在主管管壁变形较小(例如变形量不超过主管直径的3％)并且只有小范围进入塑性区的情况下，节点板上已经大范围屈服，则可以认为其破坏属于模式II，本段主要探讨第一种失效模式。

根据薄壁圆柱壳的弯曲理论，对于长圆柱壳而言，薄膜力是壳体应力分析中的主要成分。但在横向弯矩的作用下，弯曲应力对壳体局部区域的计算有特别重要的意义。薄膜力沿壁厚是均匀分布的，而弯曲应力沿厚度方向线性分布，在边缘处达到最大值。有限元分析显示，边缘应力集中处最先产生屈服，继续加载后应力发生重分布，塑性区继续扩展，加速主管管壁的局部变形，直至节点完全失效。

通过有限元分析，各参数对节点承载力的影响曲线如图11-14所示。

2、环形加强板的K型节点承载力影响参数分析：

本实施例通过有限元分析发现，在保证螺栓连接与焊缝质量以及节点板不破坏的前提下，插板连接节点的破坏模式主要有两种：主管管壁过度塑性变形失效模式(破坏模式I)；节点加强环板局部屈服失效模式(破坏模式II)；模式I与模式II并存的情况。

主管管壁的局部屈服破坏是由于节点板、加强环板与主管交汇处的主管管壁在受拉和受压的作用下发生过度的塑性变形而造成的破坏，即受压一侧主管管壁向内凹陷，受拉一侧向外凸出，主管管壁发生局部屈服破坏先在受拉一端，主要是受拉端钢管同时受到剪力的作用，这样造成受拉端钢管比受压端钢管更容易屈服。加强环板发生局部屈服破坏是由于加强环板在受拉和受压的作用下发生过度的塑性变形。受压环板在压力作用下容易弯曲，因此受压环板较受拉环板发生屈服破坏。当主管管壁上变形最大处的荷载位移曲线出现下降段，或变形量超过变形极限(主管直径的3％)时视为达到极限状态，同时认定其破坏属于模式I，对于加强环板局部屈服引起的失效模式，其节点的承载能力由于加强环板的破坏模式的判断是在有限元分析后，观察破坏时加强环板上的等效应力是否完全达到屈服应力，以及此时主管管壁的变形和应力状况来判断，如果在主管管壁变形较小(例如变形量不超过主管直径的3％)并且只有小范围进入塑性区的情况下，加强环板上已经大范围屈服，则可以认为其破坏属于模式II。

由试验结果分析可知，节点板高度B对节点承载力的影响不是很显著；主管管壁t对承载力的影响显著，几乎呈指数变化；随着加强环板高度和厚度的增加，节点承载力的变化逐渐平缓，这主要是由于节点的破坏模式由环板屈服向主管屈服转化。当节点承载力由环形加强板控制时，节点板高度对承载力的影响很小。在节点承载力由主管控制时，承载力随着B的增大而减小。

从有限元的分析中可以看出，在保证螺栓连接与焊缝质量以及节点板不破坏的前提下K型节点的承载力主要由主管和环板控制。为了弄清楚主管控制或环板控制时几何参数对节点承载力影响，分别对两种情况进行了无量纲化参数分析。由主管控制的节点承载力的各参数的影响曲线如图15-图23所示。在进行参数分析时，选取主管直径D＝219mm,主管壁厚t＝4mm。从图中可以看出，主管直径D和壁厚t对承载力的影响很显著，几乎成指数增加，其它参数对承载力的影响不是很显著。B/D对主管控制的K型节点承载力的影响较大。

由环板控制的节点承载力的各参数的影响曲线如图24-图35所示，加强环板高度R＝40mm,环板厚度t_r＝6mm时，节点极限承载力随各参数的变化趋势。由图可知，在其它参数不变的情况下，D/R和t/tr对节点极限承载力有明显影响，随着D/R和t/tr的增大节点极限承载力基本呈线性提高，而B/D对节点极限承载力的影响很小。

通过节点不同破坏模式下参数的影响分析可以看出，当无加强环板时节点承载力由主管控制的情况下几何参数B、D和t对节点承载力有显著影响；在有加强环板的情况下几何参数D和t对节点承载力有显著影响。分析其原因可以发现，由于此时节点的极限破坏模式是主管塑性屈服的不断扩展直至变形过大伤失承载力所致。因此，破坏是与主管的塑性扩展程度有关，也就是说与主管的厚度有关，钢管外径的大小直接影响着主管进入塑性的起始点，因为其管径越大，主管外径周长截面上的应力越低。当节点承载力由环板控制时，几何参数R和tr是影响节点承载力大小的主要因素，但是主管的几何变化也同时影响加强环板的径向应力及其破坏形态。因此，此时主管直径和厚度对节点承载力的大小也有一定的影响。

3、钢材强度对节点承载力的影响分析：

在不同钢种下节点承载力变化规律基本一致，其破坏机理和破坏模式相同。在其他条件不变的情况下，随材质强度提高承载力相应提高。由于壳内的薄膜内力和弯曲内力共同作用，节点部分受拉，部分受压。因此，承载力不能认为随材质改变而发生等比例提高。

4、θ对节点极限承载力的影响分析：

支管倾角θ越大，节点的承载力就越大，其原因在于，在节点板高度保持不变的条件下，支管轴线与主管轴线夹角越大，两支管轴力的沿主管轴向的分力之和就越小，导致与节点板相交处的主管表面承受的弯矩越小，从而使节点的极限承载力增大。但事实上，主管表面的受弯作用是由两支管轴力垂直于主管方向的分力形成的力偶造成的，因此垂直于主管轴向的支管分力对主管管壁的局部变形产生影响较大。虽然θ增大使得垂直于主管轴向的支管分力随之增大，但由于θ角的改变也同时使得两支管分力间的力臂随之减小，总体结果是主管管壁的弯矩值随着θ增大而降低。θ角的变化引起了节点几何尺寸的变化，θ角越小，节点板的高度越大，节点板的有效高度和有效宽度之比越大，节点板容易发生失稳破坏，且主管的轴向荷载也越大，主管也容易较早发生屈曲。θ角越大，则支管受到的荷载越大且容易破坏。因此，工程中θ角取45-50度。

5、构造加强环板对节点极限承载力的影响分析：

当仅设置中间加强板时，虽对节点板提供了面外支撑，改善了节点区的受力，但对主管受力薄弱处的径向刚度贡献有限，因此承载力提高不明显。当加强环板设置在节点板两端时，其改善了节点板的侧向刚度，同时增加了主管管壁的径向刚度，减小了节点在达到极限状态时主管管壁的局部变形，其节点极限承载力提高约8％～15％。当采用组合加强时，节点极限承载力相比于两端加强的情况提高不多，幅度约为3％～5％。因此，对节点区的加强环板构造做法，在节点板两端加强的方式对节点极限承载力的提高最为有效。

加强环板高度对节点极限承载力的影响，在满足节点尺寸要求和实际工程通常做法的前提下，节点承载力由主管承载力控制的情况下，加强环板高度的改变对节点的极限承载力的影响基本可以忽视。节点承载力由主管承载力控制的情况下，加强环板高度的改变对节点的极限承载力的影响是很显著的。

6、主管轴向荷载和主管管壁剪力对节点承载力的影响分析：

节点的主要失效模式为主管在与节点板相交处的过度塑性变形和加强环板的屈服，主管自身的受荷情况对节点的承载力影响较大，日本铁塔制作基准中对不同加强板情况给出了统一的折减系数计算方法，本实施例将针对不同加强板的情况进行大量的有限元分析，研究主管所受轴力对节点局部承载力的影响。当考虑主管轴向荷载时，考察节点的极限承载力，按双向加载分析，即首先对主管施加轴向荷载至某一指定荷载值，然后对支管加载，获得节点在主管轴力作用下的极限承载力。

轴力比率是主管轴向荷载与主管截面完全屈服轴向荷载之比，主管轴向压力明显降低了节点极限承载力，这是因为主管轴向压力的存在，将会促进节点局部变形的增大，节点强度将随主管压应力的提高而显著降低。当主管受拉时，轴向拉力使节点的局部变形有所减小，节点强度略有提高(约提高1％-2％左右)，但若主管拉应力较大以至接近钢材屈服强度时，节点强度又会有所降低，只是相对于轴向压力而言，下降的幅度较小，所以主管有轴拉荷载时，可不考虑节点承载力的提高。

剪力对节点承载力的影响是不可忽视的。当弯矩的作用效应和剪力的作用效应相同时就加速了节点的破坏，且大大降低节点的承载力；当方向相反时就减缓了节点局部屈服，但是剪力大时又往往造成主管截面过早发生完全屈服。根据节点板受弯模型得到的计算结果比实际K型得到的计算结果偏小。但在全圆环加强板主管控制的情况下，前者的计算结果比后者大。这主要是在K型节点中，由于剪力较大往往造成受拉端主管截面过早发生屈服从而大大降低了节点承载力。

在另外一个实施例中，步骤S14中，受压支管与主管的夹角为45°，受拉支管与主管的夹角为50°。

在另外一个实施例中，步骤S14中，逐级加载的过程中，试验加载为单向分级加载，为详细描述节点板应力的变化情况，本实施例试验加载方案考虑很小的加载增量，每级加载后停顿1分钟后继续加载，直到试件破坏无法再加载为止，具体的，支管的拉力和压力的初始值均为40kN，前10个加载步，每级荷载增量为40kN，第11-20加载步，每级荷载增量为20kN，第21-30加载步，每级荷载增量为5kN，在第30加载步之后，以恒定荷载产生拉力和压力，直至主管或环板发生屈服，停止加载；主管压力的初始值为20kN，前10个加载步，每级荷载增量为10kN，第11-20加载步，每级荷载增量为5kN，到第20加载步停止加载。

在另外一个实施例中，步骤d中，逐级加载的过程中，当轴力＜0.2Ny时，轴力的初始值为20kN，第1-7加载步，每级荷载增量为20kN，第7-11加载步，每级荷载增量为10kN，到第11加载步停止加载；节点板拉力的初始值为10kN，第1-7加载步，每级荷载增量为10kN，第7-11加载步，每级荷载增量为5kN，在第11加载步之后，每级荷载增量为2kN，直至试件破坏；

当轴力＞0.5Ny时，轴力的初始值为100kN，第1-3加载步，每级荷载增量为100kN，第4-15加载步，每级荷载增量为50kN，第16-17加载步，每级荷载增量为20kN，到第17加载步停止加载；节点板拉力的初始值为10kN，第1-3加载步，每级荷载增量为10kN，第4-15加载步，每级荷载增量为5kN，第16-17加载步，每级荷载增量为5kN，在第17加载步之后，每级荷载增量为2kN，直至试件破坏。

本实施例还对有限元模型进行了适应性验证，利用有限元程序ANSYS对K型钢管-插板连接节点进行弹塑性大变形分析，研究节点的应力分布情况和极限承载力。为了方便得到节点的应力-应变分布规律，有限元模型分析中采用4节点四边形壳单元shell181来模拟节点板、钢管和加强板。主管一端按固定支座考虑，另外一端为仅有沿主管轴线方向位移的固定支座。两支管端部边界为滑动铰支座，仅允许沿管轴线方向有位移，约束径向位移，加载方式与试验相同。有限元分析时，材料选取Q345。试验结果和有限元计算结果的荷载-变形曲线图如图7-10所示。

从荷载-变形曲线的比较来看，试验结果和有限元计算结果的趋势是比较一致的，试件模型的计算曲线中位移值均不同程度的小于试验值，考虑到试验过程中实际边界条件并不能达到分析模型中的理想状态，试验加载采用手动和机械液压千斤顶施压，千斤顶的数据标定和油压稳定性难以控制，静态应变仪本身存在灵敏度问题，每级荷载需要记录的应变数量比较大，持续时间比较长，仪器读数容易发生漂移且百分表与测点不能完全垂直等导致位移测量的误差，但这一差值基本可以接受。模拟分析的材料应力应变曲线模型与试件钢板的本构关系存在一定的误差，使得壳体模型的计算值与试验结果存在差别，但两者相差不大。试验曲线和壳体模型分析曲线显示的屈服荷载基本相同。总体上看，本实施例建立的有限元模型可以比较准确的反应节点的受力性能和破坏特性，可用于此类节点的大规模参数分析。

在另外一个实施例中，步骤S3中，建立计算K型节点承载力的建议模型的过程中，采用最小二乘法对有限元结果进行拟合。

在另外一个实施例中，步骤S3中，建立的无加强板钢管-插板连接的K型节点承载力的建议模型为：M_w,u＝{0.26(D/t)^0.6+1.15(B/D)+2.9}Bt²f_y，M_w,u为无主管轴力时主管管壁弯矩；

建立的1/4加强板钢管-插板连接的K型节点承载力的建议模型如下：

主管控制：P_y,u＝{1.74(D/t)^0.7-1.25(B/D)-2.2}t²f_y；

环形加强板控制：

P_y,u为无主管轴力时等效横向力；

建立的1/2加强板钢管-插板连接的K型节点承载力的建议模型如下：

主管控制：P_y,u＝{1.30(D/t)^0.8-1.0(B/D)-2.43}t²f_y；

环形加强板控制：

本实施例对由主管承载力控制或由环形加强板承载力控制的节点承载力进行了研究。在试验结果的基础上，通过有限元对节点承载力的影响参数进行了分析。利用能量法对两种控制的节点承载力的求解过程进行了推导，得到了估算此类节点极限承载力的分析模型。在有限元分析和理论研究的基础上，提出了K型节点在拉压荷载作用下的承载力建议计算方法。通过上述分析，得到以下结论：

1、通过试验结果和有限元分析发现，K型节点在拉压荷载作用下，其节点承载力由主管承载力或环形加强板承载力控制。在无环形加强板的情况下，主管壁厚t对节点承载力的影响较主管直径D和节点板高度B对节点承载力的影响要显著，几乎呈指数逐渐增加。在环板控制的情况下，D/R和t/tr对节点极限承载力有明显影响，随着D/R和t/tr的增大节点极限承载力基本呈线性提高，而B/D对节点极限承载力的影响较小。主管轴力和主管管壁剪力对节点承载力的影响显著。

2、利用能量原理来求解的K型节点极限承载力，与试验结果的偏差约为14％，与有限元结果的平均偏差为18.9％。这主要是没有考虑剪力对主管管壁的影响和材料的强化阶段对承载力的影响所致。但是，该方法能为工程设计提供理论依据。

3、本文根据等效模型提出的有(无)环形加强板钢管-插板连接的K型节点建议公式反映了主管轴力、主管管壁弯矩和剪力三者之间相互关系，且能估算节点承载力的上限值以便用于指导设计。

本发明结合1000kV特高压淮南-上海(皖电东送)输电线路钢管塔的连接型式，开展相应的试验研究，弄清复杂节点的受力情况，提出管-板连接节点的局部屈曲承载力计算方法。为特高压杆塔节点设计及处理提供试验依据，为特高压线路的建设和安全运行提供技术支持，是保证我国特高压输变电线路杆塔结构经济可靠运行的关键，对特高压线路采用新的设计理念及设计技术具有十分重要的意义。

以上所述实施例仅表达了本发明的具体实施方式，其描述较为具体和详细，但并不能因此而理解为对本发明专利范围的限制。应当指出的是，对于本领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明构思的前提下，还可以做出若干变形和改进，这些都属于本发明的保护范围。

Claims (7)

1.一种钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法，其特征在于，包括以下步骤：

S1、对钢管-插板的试验构件进行节点板受弯承载力试验，确定影响K型节点承载力的主要因素；

S2、建立各因素对K型节点承载力的影响模型；

S3、拟合各影响模型中的有限元结果，建立计算K型节点承载力的建议模型；

S4、代入待评估钢管-插板连接的K型节点的各因素参数至建议模型中，得到该钢管-插板连接的K型节点的极限主管承载力数值。

2.根据权利要求1所述的一种钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法，其特征在于，步骤S1中，进行节点板受弯承载力试验的方法如下：

S11、设定试验构件的控制变量参数；

S12、将试验构件的底部置于底座钢铰上，其余杆件的端部连于千斤顶上；

S13、在节点板与钢管的交接处以及环板上分别布置应变片；

S14、主管和节点板先同时加载，当主管轴力加载到一定值后停止加载，而节点板继续逐级加载递增直至主管有明显变形或节点破坏；

S15、选择无环形加强板、1/4环形加强板、1/2环形加强板、环形加强板四种类型的试验构件，改变控制参数的取值，重复步骤S12-S14，得到荷载-位移及荷载-应变曲线，综合评估得到的荷载-位移及荷载-应变曲线，获取节点板受弯的极限承载力；

S16、根据荷载-位移及荷载-应变曲线上得到的试验结果，分析确定影响K型节点承载力的主要因素。

3.根据权利要求2所述的一种钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法，其特征在于，步骤S11中，试验构件的控制变量参数包括：主管管径D、主管壁厚t、节点板高度B、加强环板高度R、加强环板厚度t_r和节点板厚度T。

4.根据权利要求3所述的一种钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法，其特征在于，步骤S16中，确定的影响K型节点承载力的主要因素包括：节点板高度与主管管径之比B/D、主管管径与主管壁厚之比D/t、加强环板高度与主管管径之比R/D和加强环板厚度与主管壁厚t_r/t。

5.根据权利要求2所述的一种钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法，其特征在于，步骤S14中，逐级加载的过程中，当轴力＜0.2Ny时，轴力的初始值为20kN，第1-7加载步，每级荷载增量为20kN，第7-11加载步，每级荷载增量为10kN，到第11加载步停止加载；节点板拉力的初始值为10kN，第1-7加载步，每级荷载增量为10kN，第7-11加载步，每级荷载增量为5kN，在第11加载步之后，每级荷载增量为2kN，直至试件破坏；

当轴力＞0.5Ny时，轴力的初始值为100kN，第1-3加载步，每级荷载增量为100kN，第4-15加载步，每级荷载增量为50kN，第16-17加载步，每级荷载增量为20kN，到第17加载步停止加载；节点板拉力的初始值为10kN，第1-3加载步，每级荷载增量为10kN，第4-15加载步，每级荷载增量为5kN，第16-17加载步，每级荷载增量为5kN，在第17加载步之后，每级荷载增量为2kN，直至试件破坏。

6.根据权利要求4所述的一种钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法，其特征在于，步骤S3中，建立计算K型节点承载力的建议模型的过程中，采用最小二乘法对有限元结果进行拟合。

7.根据权利要求6所述的一种钢管塔环向加劲肋真型试验数据节点环板承载力计算方法，其特征在于，步骤S3中，建立的无加强板钢管-插板连接的K型节点承载力的建议模型为：M_w,u＝{0.26(D/t)^0.6+1.15(B/D)+2.9}Bt²f_y；

建立的1/4加强板钢管-插板连接的K型节点承载力的建议模型为：

建立的1/2加强板钢管-插板连接的K型节点承载力的建议模型为：

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