CN113673131A - 输电钢管塔管板节点加劲板分配荷载计算方法 - Google Patents
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Abstract
本发明实施例涉及输电钢管塔管板节点内力分析及设计计算技术领域，具体涉及一种输电钢管塔管板节点加劲板分配荷载计算方法，考虑到明确多环板节点协同作用，建立刚梁—弹簧支座模型，准确地反映出各个加劲板与主管、节点板之间的力学关系，准确得到了各个加劲板所分配的荷载，与节点的真实受力相符，避免了日本规范关于加劲环板设计结果中存在的过于保守或强度不足。考虑到主管整体弯曲变形对加劲板荷载分配的影响，针对不同节点布置形式，建立了弹性模型、刚性模型以及介于两者之间刚—弹性模型的弯曲刚度计算方法。通过将主管变形刚度与刚梁—弹簧支座模型中的弹簧支座刚度串联，实现了主管弯曲对环板力分配的影响，使得最终结果更加准确。
Description
技术领域
本发明涉及输电钢管塔管板节点内力分析及设计计算技术领域，针对输电钢管塔—环形加劲节点在外荷载作用下，基于环形加劲肋和主管协同作用机制以及各环形加劲肋内力分配的计算模型，具体涉及一种输电钢管塔管板节点加劲板分配荷载计算方法。
背景技术
当前，我国经济已进入高质量发展阶段，为牢牢把握新一轮科技革命和产业变革带来的历史性机遇，国家战略性布局“新型基础设施建设”。其中特高压是保障区域能源安全、推动绿色能源利用和为5G、新能源汽车充电桩、城际高速铁路和轨道交通等新重大科技基础设施建设提供能源供给的重要举措，电力已成为日常生产生活和社会经济发展不可或缺的部分。但目前城市电力供应增长速度相对滞后，绿色能源占比偏低，特别是2020年冬季我国南方多省出现“拉闸限电”，使得持续加强特高压输电线路建设成为必然趋势，城市周边规模性配套建设高电压、大容量(多回路)输电线路尤为迫切，但输电塔荷载的增大导致传统角钢难以满足承载需求。钢管塔因构件风压小、刚度大、结构简洁等优势，已在输电线路工程中成为了主力塔型，表现出了显著的经济和社会效益。考虑到输电塔建设环境的特殊性，通常以管板节点代替传统钢管结构中的相贯节点，以降低野外施工难度、提高施工效率和保证施工质量。作为结构的传力枢纽，管板节点的受力性能决定了输电钢管塔结构的可靠性和国家电网体系的整体稳定性。
管板节点典型的失效模式为主管在轴向压力和支管侧向荷载共同作用下发生局部屈曲，为了保证管板节点具有良好的承载性能，通常在主管上增设环形加劲板以对节点进行加固。与主管管壁的变形刚度相比，环形加劲板的面内刚度高，节点板上的荷载向加劲环板处集中然后传递给主管，最终节点的失效发生在加劲环板及其所在的区域。因此，为了能够得到更合理的节点设计方案，需要首先揭示各个加劲环板协同作用下力的分配机制。
通过查阅相关国内外文献、规程和规范，发现目前针对管板节点的研究主要集中在无加劲和双加劲板管板节点的极限承载性能等方面。而针对设有多道环形加劲板的管板节点在荷载作用下的传力路径等方面的研究较匮乏。现阶段对多环板节点设计时主要参考日本规范(The Japanese Steel Tubular Association.Electricity transmittingsteel tubular tower manufacture norm,Tokyo:Maruzen Co.Ltd.,1985)对其各个环板分配力进行计算，但是日本规范具有以下缺点：(1)日本规范中假定各加劲环板为刚体，作用在节点板上的荷载主要通过中间加劲板传递到主管上，并且无论尺寸和位置各加劲环板所分配的力均相等。但是基于验证后的有限元数值计算结果发现，节点两端环板所分配荷载较大，中间环板分配荷载较小，并且环板越高、越厚其刚度越大，分配的荷载越多，这就造成了采用日本规范确定的各加劲环板分配的力与节点实际受力相差较大。(2)日本规范中采用所有环板分配力的最大值作为各个环板的设计荷载。由于传力分配计算结果与实际受力存在差异，导致个别环板设计结果存在过于保守或强度不足等问题。(3)随着主管长度的增加，主管的整体弯曲变形将进一步引起各个加劲板荷载分配关系的变化，日本规范中并没有考虑该因素对节点力传递路径的影响，与实际情况不符。
综上，迫切需要研究提出一种更加合理和可靠的多环板节点加劲板分配力计算方法，使计算结果与试验和数值分析更加吻合，进一步提高输电钢管塔管板节点设计的安全性和经济性。
发明内容
据节点的变形特点和荷载传递机理，阐明了多环板节点在荷载作用下的协同作用机制，建立了节点板上荷载在各个加劲板上内力分配的计算模型。通过此模型，可以较准确地预测各加劲板所分配的荷载，克服了日本规范关于加劲环板设计结果中存在的过于保守或强度不足等问题。本发明提出的计算模型中考虑了主管整体弯曲刚度对节点内力分配的影响，在进行多环板节点内力分配计算时，考虑环板尺寸、主管整体变形以及环板布置形式等因素对环板、加劲板与主管间协同工作机制的影响，使得计算模型与实际输电塔布置形式更加吻合，计算结果更加合理、可靠。
本发明实施例提供了一种输电钢管塔多环板节点环板分配力计算方法，其包括步骤：
S1、建立刚梁—弹簧支座模型；
S2、建立刚梁的力平衡和弯矩平衡方程；
S3、求解T型环梁的弯曲刚度；
S4、求解主管整体弯曲刚度；
S5、计算多环板节点各加劲板分配力。
步骤S1为：
在外荷载的作用下，作用在节点板上的荷载主要通过加劲板传递到主管管壁上，再由主管传递至临近的其他节点上，而每个加劲板所分配的荷载大小受其自身平面内变形刚度和其所在位置处的主管整体弯曲刚度的影响，刚度越大，加劲板所分配的荷载也就越多，根据这一特点提出刚梁—弹簧支座模型该模型的计算假定：
1)节点板等效为面内弯曲刚度无穷大的连续梁，环形加劲板所在截面处视为弹簧支座，各支座始终保持在同一平面上；
2)节点板在支管荷载作用下产生微小的转动，即连续梁产生微小的转动；
3)节点板上沿主管轴向的荷载均转换成主管的轴力，忽略主管在该部分荷载作用下轴向压缩变形，从而忽略模型中水平方向上的整体移动；
4)荷载作用点为主管管壁与支管轴线延长线的交点；
5)主管作为整体进行受弯分析时，当节点区域内加劲环板间距较小时，可以将该区域视为局部刚体。
步骤S2为：
以刚梁作为研究对象，在外荷载和弹簧支座的作用下保持力的平衡与弯矩的平衡，应满足以下条件：
当刚梁的转动角度C很小时，它可以近似取值为
各个弹簧支座处的竖向位移可以表示为
由于竖向变形，弹簧支座传递给刚梁的反力为
Ri＝bi·ki (5)
将式(4)和式(5)代入到式(1)和式(2)中可以得到
在上述等式中，未知量b1和bk可以通过联立式(6)和式(7)求得
通过式(8)转换，得到下式
将式(10)带入式(9)得到：
通过式(10)和式(9)可以求得未知量b1和bk，然后带入式(4)求得每一个弹簧支座的竖向变形，通过式(5)可以求得各个弹簧支座的反力大小，下面需要计算每个弹簧支座的ki，对于多环板节点，加劲板所在区域的变形主要来自两方面：一方面是T型环梁的弯曲变形，另一方面是来自主管的整体弯曲变形。
步骤S3为：
在多环板节点中，将加劲板与主管焊接在一起共同承担荷载，两者共同产生下凹或上凸变形以达到变形协调，荷载作用下加劲板的面内变形理论计算模型应同时考虑加劲板以及与其连接一定区域内的主管管壁，由加劲板和主管管壁共同组成了一个倒T型截面的圆环，倒T型环梁的腹板为加劲板、翼缘为一定宽度的主管管壁；
首先需要确定有效计算宽度(翼缘宽度)Be
在参考以往关于钢管局部稳定性的相关研究，为了兼顾加劲板自身尺寸以及加劲板与主管的厚度比值的影响，决定采用下式计算：
其中折减系数的计算如下：
ξ＝1-1.07e-αβ (13)
系数α＝0.073(tr/t)0.23，β＝(R/t)1.03；
然后计算T型环梁的弯曲刚度
在正常工作状态下，T型环梁处于弹性状态，圆环的变形与外荷载之间的关系可以根据对称集中力作用下的等效结构求解，则T型环梁的刚度可通过下式求出：
其中公式(14)中的有关系数如下所示：
T型梁截面的剪应力分布不均匀系数：
步骤S4为：
当荷载作用在节点板时，除了步骤三中求解的T型环梁产生变形之外，主管还会发生整体弯曲，需要将环形T梁的弯曲刚度与主管整体弯曲刚度进行串联，得到刚梁—弹簧支座模型中弹簧支座的刚度；
在模型中弹簧支座的支承反力Ri的作用下，多环板节点的钢管整体弯曲变形可以表示为：
其中dij由各个弹簧支座的支承反力Ri作用下，在Rj位置处发生的变形，所以由主材弯曲变形所产生的等效弹簧刚度为：
在刚梁—弹簧支座模型中的支座弹簧刚度变为：
根据Bg和B的关系，可以将修正后的刚梁—弹簧支座模型分为以下三种情况：当Bg＝B时，可以视为刚性模型；当Bg＝0时，可以视为弹性模型；当0<Bg<B时，视为半刚性模型，根据多环板节点的具体布置形式来选择相应的计算模型，当节点整体刚度较大时，可选用刚性模型，当整体刚度较小时，可以使用弹性模型，半刚性模型则在其他情况下使用，下面介绍以上几种模型的变形计算：
弹性模型变形计算
在设计荷载下，节点满足线弹性和小变形的基本假定，可以将多个荷载的组合作用下的变形计算等效为每个荷载单独作用下产生位移的叠加，荷载以左区段的位移可以表示为：
荷载以右区段的位移可以表示为：
其中
刚性模型变形计算，中间的刚体作为研究对象，可以根据平衡条件计算处刚体两端的竖向位移
将式(25)和式(26)联立就可以求解未知量Δa和Δb，之后任意位置的竖向位移可以通过下式求得：
求解出弹簧支座处的竖向变形后，带入公式(20)求出主管整体弯曲刚度。
步骤S5为：
刚梁—弹簧支座模型包括两部分：上部是RBSB模型，下部是主管整体弯曲模型，下部模型的变形取决于上部模型通过弹簧支座所传递的反力，同时下部模型的变形也会影响上部模型的承载力分配情况，所以需要进行非线性迭代来计算环板的分配荷载，首先根据多环板节点尺寸求得T型环梁的弯曲刚度，然后计算仅考虑上部RBSB模型情况下的弹簧支座反力，运用所得弹簧支座反力求解下部主管整体弯曲刚度，串联得到修正后的弹簧支座刚度，通过循环迭代最终确定各个环板所分配的荷载。
本发明实施例的有益效果为：
相较于传统设计中所参考的日本规范，该计算模型克服了日本规范中的缺陷和不足，具体优势如下：
(1)明确多环板节点协同作用机制，建立刚梁—弹簧支座模型。通过此模型，较准确地反映出各个加劲板与主材、节点板之间的力学关系，并通过计算各个弹簧支座的变形与刚度，准确得到了各个加劲板所分配的荷载，与节点的真实受力相符，克服了日本规范关于加劲环板设计结果中存在的过于保守或强度不足等问题。
(2)考虑到主管整体弯曲变形对加劲板荷载分配的影响，针对不同节点布置形式，以主管整体为研究对象，建立了弹性模型、刚性模型以及介于两者之间刚—弹性模型的弯曲刚度计算方法。通过将主管变形刚度与刚梁—弹簧支座模型中的弹簧支座刚度串联，实现了主管弯曲对环板力分配的影响，使得最终结果更加准确。
附图说明
图1为刚梁—弹簧支座模型的示意图；
图2为刚梁受力分析图；
图3为多环板节点参数示意图；
图4(a)为T型环梁的拉伸变形图；
图4(b)为T型环梁的截面几何参数示意图；
图5(a)为1/4等效结构；
图5(b)为基本体系；
图6为等强度梁两端固结的计算模型；
图7为两端固结的变刚度梁计算模型；
图8为本发明的实施流程图；
图9为三环板算例；
图10为四环板算例；
图11为五环板算例；
图12(a)为工况1下三环板节点日本规范计算结果与数值分析对比；
图12(b)为工况2下三环板节点日本规范计算结果与数值分析对比；
图13(a)为工况1下三环板节点模型计算结果与数值分析对比；
图13(b)为工况2下三环板节点模型计算结果与数值分析对比；
图14(a)为工况1下四环板节点日本规范计算结果与数值分析对比；
图14(b)为工况2下四环板节点日本规范计算结果与数值分析对比；
图15(a)为工况1下四环板节点模型计算结果与数值分析对比；
图15(b)为工况2下四环板节点模型计算结果与数值分析对比；
图16(a)为工况1下五环板节点日本规范计算结果与数值分析对比；
图16(b)为工况2下五环板节点日本规范计算结果与数值分析对比；
图17(a)为工况1下五环板节点日本规范计算结果与数值分析对比；
图17(b)为工况2下五环板节点日本规范计算结果与数值分析对比。
具体实施方式
下面参照附图来描述本发明的优选实施方式。本领域技术人员应当理解的是，这些实施方式仅仅用于解释本发明的技术原理，并非旨在限制本发明的保护范围。
本发明实施例公开了一种输电钢管塔管板节点加劲板分配荷载计算方法，其包括：
步骤一、首先建立刚梁—弹簧支座模型。
在外荷载的作用下，作用在节点板上的荷载主要通过加劲板传递到主管上，而每个加劲板所分配的荷载大小受其自身平面内弯曲刚度和主管整体弯曲刚度的影响。刚度越大，加劲板所分配的荷载也就越多。根据这一特点提出刚梁—弹簧支座模型(RBSB模型)如图1所示。该模型满足以下基本假定：
1)节点板等效为面内弯曲刚度无穷大的连续梁，环形加劲板所在截面视为弹簧支座，各支座始终保持在同一平面上。
2)节点板在支管荷载作用下产生微小的转动，即连续梁产生微小的转动。
3)节点板上沿主管轴向的荷载均转换成主管的轴力，忽略主管在该部分荷载作用下轴向压缩变形，从而忽略模型中水平方向上的整体移动。
4)荷载作用点为主管管壁与支管荷载作用线的交点。
5)主管作为整体进行受弯分析时，当节点区域内加劲环板间距较小时，可以将该区域视为局部刚体。
步骤二、建立平衡方程。
以刚梁作为研究对象，如图2所示，在外荷载和弹簧支座的共同作用下保持力与弯矩的平衡，如公式(1)和(2)所示，其中R为弹簧支座的支座反力，P为外荷载：
当刚梁的转动角度C很小时，它可以近似取值为
各个弹簧支座处的竖向位移可以表示为
根据竖向变形，弹簧支座传递给刚梁的反力为
Ri＝bi·ki (5)
将式(4)和式(5)代入到式(1)和式(2)中可以得到
在上述等式中，未知量b1和bk可以通过联立式(6)和式(7)求得
通过式(8)转换，得到下式
将式(10)带入式(9)得到
通过式(10)和式(9)可以求得未知量b1和bk，然后带入式(4)求得每一个弹簧支座的竖向变形，通过式(5)可以求得各个弹簧支座的反力大小。下面需要计算每个弹簧支座的ki，对于多环板节点，加劲板所在区域的变形主要来两方面：一方面是T型环梁的面内弯曲变形，另一方面是主管的整体弯曲变形。然后将两者进行串联，得到弹簧支座的刚度ki。
步骤三、T型环梁的弯曲刚度求解
在多环板节点中，将加劲板与主管焊接在一起共同承担荷载，两者共同产生下凹或上凸变形以达到变形协调。所以，荷载作用下加劲板的面内变形理论计算模型应同时考虑加劲板以及一定区域内的主管管壁，由加劲板和主管管壁共同组成了一个倒T型截面的圆环，如图3所示。倒T型环梁的腹板为加劲板、翼缘为一定宽度的主管管壁。
1)确定有效计算宽度Be
在参考以往关于钢管局部稳定性的相关研究，本发明为了兼顾加劲板自身尺寸以及加劲板与主管的厚度比值的影响，决定采用下式计算
其中折减系数的计算如下
ξ＝1-1.07e-αβ (13)
系数α＝0.073(tr/t)0.23，β＝(R/t)1.03。
式(12)与式(13)引用了文章(陈梁金,陈勇,夏华丽,欧晓晖,胡中正,郭勇,关士杰.大跨越钢管塔加劲节点外环板的有效翼缘宽度[J].工业建筑,2019,49(01):170-176.)中的结论。
2)计算T型环梁的内力
如图4所示，在正常工作状态下，T型环梁处于弹性状态，圆环在对称位置A点和C点一对大小相等、方向相反荷载作用下的内力计算可以采用1/4等代结构，如图5所示。
力法方程如式(14)所示
δ11X1+Δ1P＝0, (14)
其中
当X1＝1，
将公式(17)和(18)带入公式(15)和(16)可得：
将公式(19)和(20)带入公式(14)可得：
在荷载P/2作用下曲梁的内力为：
当作用荷载
时，曲梁在单位荷载作用下的内力为：
3)计算T型环梁的变形
T型环梁荷载作用下的变形为：
将公式(22)—(27)带入公式(28)可得：
其中公式(29)—(31)中的参数如下所示，
公式(31)中的剪应力分布不均匀系数可以按照下式求解：
令
公式(37)可以简化为下式：
将公式(38)带入公式(36)可得：
剪应力分布不均匀系数ξ计算方法如下所示：
4)环梁的刚度
将作用在环梁上的荷载与相应的变形的比值作为环梁的刚度，计算结果如下所示：
步骤四、主管整体弯曲刚度求解。
当荷载作用在节点板时，除了步骤三中求解的T型环梁产生变形之外，主管还会发生整体弯曲。所以需要将环形T梁的弯曲刚度与主管整体弯曲刚度进行串联，得到刚梁—弹簧支座模型中弹簧支座的刚度。
模型中在弹簧支座的支承反力Ri的作用下，多环板节点的主管整体弯曲变形可以表示为
其中dij由各个弹簧支座的支承反力Ri作用下，在Rj位置处发生的变形
所以由主材弯曲变形所产生的等效弹簧刚度为：
在刚梁—弹簧支座模型中的支座弹簧刚度变为
根据Bg和B的关系，可以将修正后的刚梁—弹簧支座模型分为以下三种情况：当Bg＝B时，可以视为刚性模型；当Bg＝0时，可以视为弹性模型；当0<Bg<B时，视为半刚性模型。在具体工程设计中，应根据多环板节点的具体布置形式来选择相应的计算模型，当节点整体刚度较大时，可选用刚性模型，当整体刚度较小时，可以使用弹性模型。半刚性模型则在其他情况下使用。下面介绍以上几种模型的变形计算：
1)弹性模型变形计算
在设计荷载下，节点满足线弹性和小变形的基本假定，可以将多个荷载组合作用下的变形计算等效为每个荷载单独作用下产生位移的叠加，如图6所示。
AC部分的位移可以表示为
CB部分的位移可以表示为
其中，
2)刚性模型变形计算
如图7所示，中间的刚体作为研究对象，可以根据平衡条件计算处刚体两端的竖向位移
将式(48)和式(49)联立就可以求解未知量Δa和Δb，之后任意位置的竖向位移可以通过下式求得
求解出弹簧支座位置的竖向变形后，可以对刚梁—弹簧支座模型实现主管整体弯曲变形的修正。
步骤五、计算多环板节点各加劲板分配力
刚梁—弹簧支座模型包括两部分：上部是RBSB模型，下部是主管整体弯曲模型。下部模型的变形取决于上部模型通过弹簧支座所传递的反力，同时下部模型的变形也会影响上部模型的承载力分配情况。所以需要进行非线性迭代来计算环板的分配荷载。具体实施方法如附图8所示。
将本计算模型与日本规范以及有限元数值模拟结果进行对比，分别选取了三环板、四环板和五环板节点进行对比研究，节点示意图如图9—图11所示，具体参数如表1—表3所示。
表1三环板节点参数
表2四环板节点参数
表3五环板节点参数
以四环板节点为例，将日本规范、理论模型和数值分析的结果进行对比，如表4所示，其他对比结果如图12(a)、图12(b)、13(a)、图13(b)、14(a)、图14(b)、15(a)、图15(b)、16(a)、图16(b)、17(a)和图17(b)所示。
表4四环板节点对比计算结果(kN)
通过上述对比可知，主管长度不同，理论计算模型确定各个加劲环板分配力与有限元计算结果的比值均明显优于日本规范计算结果与数值分析结果的比值。虽然个别受力较小的加劲环板分配力理论计算结果与数值分析结果差别较大，但结合管板节点中关于加劲环板构造的要求，该误差部分对节点的设计结果不会产生明显的影响。
综上所述，本发明建立的理论模型能够较准确地确定作用在节点板上的荷载在各个加劲环板上分配的力，克服了日本规范关于加劲环板设计结果中存在的过于保守或强度不足等问题。
尽管结合实施例对本发明进行了描述，但本领域技术人员应理解，上文的描述和附图仅是示例性而非限制性的，本发明不限于所公开的实施例。在不偏离本发明的精神的情况下，各种改型和变体是可能的。
Claims (6)
1.一种输电钢管塔管板节点加劲板分配荷载计算方法，其特征在于，包括步骤：
S1、建立钢梁—弹簧支座模型；
S2、建立刚梁的力平衡和弯矩平衡方程；
S3、求解T型环梁的弯曲刚度；
S4、求解主管整体弯曲刚度；
S5、计算多环板节点各加劲板分配力。
2.根据权利要求1权利要求1所述的输电钢管塔管板节点加劲板分配荷载计算方法，其特征在于,步骤S1为：
在外荷载的作用下，作用在节点板上的荷载主要通过加劲板传递到主管管壁上，再由主管传递至临近的其他节点上，而每个加劲板所分配的荷载大小受其自身平面内变形刚度和其所在位置处的主管整体弯曲刚度的影响，刚度越大，加劲板所分配的荷载也就越多，根据这一特点提出刚梁—弹簧支座模型该模型的计算假定：
1)节点板等效为面内弯曲刚度无穷大的连续梁，环形加劲板所在截面处视为弹簧支座，各支座始终保持在同一平面上；
2)节点板在支管荷载作用下产生微小的转动，即连续梁产生微小的转动；
3)节点板上沿主管轴向的荷载均转换成主管的轴力，忽略主管在该部分荷载作用下轴向压缩变形，从而忽略模型中水平方向上的整体移动；
4)荷载作用点为主管管壁与支管轴线延长线的交点；
5)主管作为整体进行受弯分析时，当节点区域内加劲环板间距较小时，可以将该区域视为局部刚体。
3.根据权利要求2所述的输电钢管塔管板节点加劲板分配荷载计算方法，其特征在于，步骤S2为：
以刚梁作为研究对象，在外荷载和弹簧支座的作用下保持力的平衡与弯矩的平衡，应满足以下条件：
当刚梁的转动角度C很小时，它可以近似取值为
各个弹簧支座处的竖向位移可以表示为
由于竖向变形，弹簧支座传递给刚梁的反力为
Ri＝bi·ki (5)
将式(4)和式(5)代入到式(1)和式(2)中可以得到
在上述等式中，未知量b1和bk可以通过联立式(6)和式(7)求得
通过式(8)转换，得到下式
将式(10)带入式(9)得到：
通过式(10)和式(9)可以求得未知量b1和bk，然后带入式(4)求得每一个弹簧支座的竖向变形，通过式(5)可以求得各个弹簧支座的反力大小，下面需要计算每个弹簧支座的ki，对于多环板节点，加劲板所在区域的变形主要来自两方面：一方面是T型环梁的弯曲变形，另一方面是来自主管的整体弯曲变形。
4.根据权利要求3所述的输电钢管塔管板节点加劲板分配荷载计算方法，其特征在于,步骤S3为：
在多环板节点中，将加劲板与主管焊接在一起共同承担荷载，两者共同产生下凹或上凸变形以达到变形协调，荷载作用下加劲板的面内变形理论计算模型应同时考虑加劲板以及与其连接一定区域内的主管管壁，由加劲板和主管管壁共同组成了一个倒T型截面的圆环，倒T型环梁的腹板为加劲板、翼缘为一定宽度的主管管壁；
首先需要确定有效计算宽度(翼缘宽度)Be
在参考以往关于钢管局部稳定性的相关研究，为了兼顾加劲板自身尺寸以及加劲板与主管的厚度比值的影响，决定采用下式计算：
其中折减系数的计算如下：
ξ＝1-1.07e-αβ (13)
系数α＝0.073(tr/t)0.23，β＝(R/t)1.03；
然后计算T型环梁的弯曲刚度
在正常工作状态下，T型环梁处于弹性状态，圆环的变形与外荷载之间的关系可以根据对称集中力作用下的等效结构求解，则T型环梁的刚度可通过下式求出：
其中公式(14)中的有关系数如下所示：
T型梁截面的剪应力分布不均匀系数：
5.根据权利要求4所述的输电钢管塔管板节点加劲板分配荷载计算方法，其特征在于，步骤S4为：
当荷载作用在节点板时，除了步骤三中求解的T型环梁产生变形之外，主管还会发生整体弯曲，需要将环形T梁的弯曲刚度与主管整体弯曲刚度进行串联，得到刚梁—弹簧支座模型中弹簧支座的刚度；
在模型中弹簧支座的支承反力Ri的作用下，多环板节点的钢管整体弯曲变形可以表示为：
其中dij由各个弹簧支座的支承反力Ri作用下，在Rj位置处发生的变形，所以由主材弯曲变形所产生的等效弹簧刚度为：
在刚梁—弹簧支座模型中的支座弹簧刚度变为：
根据Bg和B的关系，可以将修正后的刚梁—弹簧支座模型分为以下三种情况：当Bg＝B时，可以视为刚性模型；当Bg＝0时，可以视为弹性模型；当0<Bg<B时，视为半刚性模型，根据多环板节点的具体布置形式来选择相应的计算模型，当节点整体刚度较大时，可选用刚性模型，当整体刚度较小时，可以使用弹性模型，半刚性模型则在其他情况下使用，下面介绍以上几种模型的变形计算：
弹性模型变形计算
在设计荷载下，节点满足线弹性和小变形的基本假定，可以将多个荷载的组合作用下的变形计算等效为每个荷载单独作用下产生位移的叠加，荷载以左区段的位移可以表示为：
荷载以右区段的位移可以表示为：
其中
刚性模型变形计算，中间的刚体作为研究对象，可以根据平衡条件计算处刚体两端的竖向位移
将式(25)和式(26)联立就可以求解未知量Δa和Δb，之后任意位置的竖向位移可以通过下式求得：
求解出弹簧支座处的竖向变形后，带入公式(20)求出主管整体弯曲刚度。
6.根据权利要求5所述的输电钢管塔管板节点加劲板分配荷载计算方法，其特征在，步骤S5为：
刚梁—弹簧支座模型包括两部分：上部是RBSB模型，下部是主管整体弯曲模型，下部模型的变形取决于上部模型通过弹簧支座所传递的反力，同时下部模型的变形也会影响上部模型的承载力分配情况，所以需要进行非线性迭代来计算环板的分配荷载，首先根据多环板节点尺寸求得T型环梁的弯曲刚度，然后计算仅考虑上部RBSB模型情况下的弹簧支座反力，运用所得弹簧支座反力求解下部主管整体弯曲刚度，串联得到修正后的弹簧支座刚度，通过循环迭代最终确定各个环板所分配的荷载。
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