余 亮，李布輝，龍海波，寧帥朋，張 慶

(中國(guó)能源建設(shè)集團(tuán)江蘇省電力設(shè)計(jì)院有限公司，江蘇 南京 211102)

0 引言

鋼管塔具有結(jié)構(gòu)型式簡(jiǎn)單、整體剛度大、承載力性能好和風(fēng)阻系數(shù)小等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛運(yùn)用于特高壓和大跨越輸電線路[1-2]。法蘭節(jié)點(diǎn)具有傳力路徑明確、構(gòu)造簡(jiǎn)單、安裝便捷和維護(hù)需求少等優(yōu)點(diǎn)，屬于典型的板式結(jié)構(gòu)，法蘭板與主管通過(guò)環(huán)向焊縫連接[3]。

從20世紀(jì)80年代開(kāi)始，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)開(kāi)展關(guān)于法蘭節(jié)點(diǎn)的研究工作。KATO等[4-5]開(kāi)展圓鋼管和方鋼管柔性法蘭的軸拉試驗(yàn)，研究板厚的影響。CAO J J等[6]提出了螺栓和法蘭板受力的簡(jiǎn)化計(jì)算模型。Igarashi S等[7]進(jìn)行了15個(gè)圓形法蘭節(jié)點(diǎn)的軸拉試驗(yàn)，并提出了基于不同破壞模式下法蘭軸拉承載力的計(jì)算方法。Hoang V L等[8]開(kāi)展了單調(diào)、循環(huán)荷載作用下的法蘭軸拉性能研究。WANG Y Q等[9]基于法蘭節(jié)點(diǎn)的純彎試驗(yàn)結(jié)果提出了可供實(shí)際工程使用的設(shè)計(jì)方法。CAO J J等[10]進(jìn)行了法蘭節(jié)點(diǎn)的數(shù)值模擬和理論分析，研究其在側(cè)向力和彎矩作用下的承載力性能。Williams J.G. 等[11]開(kāi)展了法蘭節(jié)點(diǎn)的有限元分析，并提出了緊湊型法蘭的概念。Feras等[12]研究了法蘭螺栓受力的機(jī)械特性，并提出了節(jié)點(diǎn)軸向剛度的計(jì)算方法。

鍛造法蘭采用整體鍛造工藝成形，內(nèi)部金屬晶體更加致密，材料的塑性和力學(xué)性能明顯提高。與柔性法蘭相比，鍛造帶頸法蘭具有較好的剛度和承載力性能；與剛性法蘭相比，不需要焊接加勁板，自動(dòng)化程度高。吳國(guó)強(qiáng)等[13]提出了鍛造法蘭節(jié)點(diǎn)的分析模型和構(gòu)造要求，付凱等[14]根據(jù)法蘭應(yīng)力計(jì)算結(jié)果提出了簡(jiǎn)化計(jì)算模型，吳靜[15]通過(guò)法蘭節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究節(jié)點(diǎn)的可靠性和工程適用性。

文章提出了一種新型鍛造法蘭型式，該法蘭采用內(nèi)大坡外小坡截面，螺栓圓充分接近主管外壁，減小法蘭板懸臂長(zhǎng)度，與常規(guī)鍛造法蘭相比，懸臂長(zhǎng)度可減小約12%，從而有效減小了螺栓偏心效應(yīng)。開(kāi)展新型法蘭的軸拉性能試驗(yàn)研究和模擬分析，重點(diǎn)研究法蘭板厚度變化對(duì)節(jié)點(diǎn)整體受力的影響程度。

1 軸拉性能試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

該新型法蘭截面構(gòu)造及對(duì)接如圖1所示，鋼管規(guī)格為φ356×8 mm，法蘭尺寸見(jiàn)表1所列，板厚度分別為30 mm、40 mm和50 mm。鋼管材質(zhì)為Q460，法蘭材質(zhì)為Q420，連接螺栓材質(zhì)為8.8級(jí)，螺栓配置雙帽、雙墊。螺栓緊固采用扭矩扳手施加預(yù)緊力，M24螺栓的緊固扭矩取280 N·m[3]。開(kāi)展鋼管和法蘭板材的拉伸試驗(yàn)，試件厚度為8 mm，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2所列。

圖1 新型鍛造法蘭截面構(gòu)造和對(duì)接示意圖

表1 新型法蘭尺寸參數(shù)

表2 材料力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果

1.2 試驗(yàn)方案

鋼管兩側(cè)焊有40 mm厚的加載端板和10 mm厚的加勁板，鋼管長(zhǎng)度為600 mm，加載端板與反力梁組成自平衡受力體系，采用2個(gè)5 000 kN的液壓加載裝置同步加載，如圖2所示。為了考察法蘭節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力發(fā)展情況，在法蘭板、法蘭頸部、焊縫附近主管管壁和螺桿上布置應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示。應(yīng)變片平面尺寸為10.0 mm×4.0 mm，極限應(yīng)變?yōu)?.02～0.03。在盤面外側(cè)對(duì)稱布置4個(gè)位移計(jì)測(cè)量盤面的變形情況。采用分級(jí)加載的方式施加軸向拉力。

圖2 試驗(yàn)加載裝置

圖3 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)和位移測(cè)點(diǎn)布置

1.3 試驗(yàn)結(jié)果

1.3.1 典型部位的荷載—應(yīng)變關(guān)系

剛開(kāi)始加載時(shí)，試件各測(cè)點(diǎn)均處于彈性范圍內(nèi)。隨著荷載的增加，主管管身出現(xiàn)明顯的拉伸變形，且典型部位的應(yīng)變發(fā)展出現(xiàn)不一致。當(dāng)試件發(fā)生明顯的失效破壞或測(cè)點(diǎn)最大應(yīng)變達(dá)到15 000 με時(shí)停止加載試驗(yàn)。表3列出了試件的計(jì)算屈服承載力Fde，試驗(yàn)承載力Fte和法蘭盤面變形Δt。由表3可知，F(xiàn)te/Fde為1.143，說(shuō)明該節(jié)點(diǎn)的可靠性較好；且隨著法蘭板厚的增加，盤面變形逐漸減小，盤面最大變形為1.08 mm。鋼管的最大受拉殘余變形Δl為9.6 mm。

表3 法蘭節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果

通過(guò)對(duì)比典型部位的荷載—應(yīng)變曲線可掌握其受力狀態(tài)，圖4(a)所示為主管中間截面和環(huán)向焊縫上側(cè)主管的應(yīng)變發(fā)展曲線，不同試件主管中間截面應(yīng)變發(fā)展基本一致。如圖4(b)、(c)所示，焊縫上側(cè)主管和法蘭頸部受偏心拉力的作用，頸部外側(cè)應(yīng)變發(fā)展明顯快于內(nèi)側(cè)，且外側(cè)先達(dá)到屈服。試件F1法蘭頸部外側(cè)的應(yīng)變發(fā)展快于試件F2和F3，是因?yàn)镕1法蘭板較薄，試驗(yàn)過(guò)程中法蘭板外邊緣存在撬力，使得螺栓受力增加，導(dǎo)致法蘭頸部的彎矩增大。圖4(d)所示為法蘭盤面的應(yīng)變發(fā)展情況，法蘭盤上表面受拉，隨著板厚的減小，應(yīng)變發(fā)展逐漸加快。加載結(jié)束后，試件F1法蘭盤面已屈服，試件F2、F3仍處于彈性階段，且應(yīng)變發(fā)展基本呈線性。

圖4 典型部位的荷載-應(yīng)變發(fā)展趨勢(shì)

1.3.2 法蘭盤面變形

法蘭盤外邊緣是否產(chǎn)生撬力通常取決于法蘭的連接剛度，而法蘭板厚度是影響法蘭連接剛度的關(guān)鍵參數(shù)，需要重點(diǎn)研究。當(dāng)主管屈服時(shí)，試件F2和F3的法蘭盤外邊緣脫開(kāi)，盤面對(duì)接處可塞入紙片，如圖5所示。試驗(yàn)過(guò)程中，試件F1的盤面始終接觸。試驗(yàn)結(jié)束后，測(cè)得法蘭盤面的殘余變形如表3所示，試件盤面殘余變形Δt分別為1.08 mm、0.94 mm和0.37 mm，說(shuō)明該新型法蘭的盤面剛度較大，且隨著板厚增加，盤面的殘余變形逐漸減小。

圖5 法蘭盤面變形和螺栓變形

1.3.3 螺栓應(yīng)變發(fā)展趨勢(shì)

法蘭螺栓的荷載—應(yīng)變曲線如圖6所示?？梢?jiàn)，螺栓應(yīng)變發(fā)展基本呈線性關(guān)系，且螺桿內(nèi)側(cè)應(yīng)變發(fā)展比外側(cè)迅速，呈現(xiàn)明顯的偏心受力狀態(tài)。測(cè)得的螺桿應(yīng)變可轉(zhuǎn)變?yōu)槁菟ɡB1和等效彎矩MB1見(jiàn)表4所列。試驗(yàn)結(jié)束后，F(xiàn)1試件的連接螺栓有輕微的彎曲變形，如圖5(d)所示。

圖6 螺栓荷載－應(yīng)變曲線

2 數(shù)值模擬分析

2.1 有限元模型

開(kāi)展試驗(yàn)法蘭的數(shù)值模擬分析，鋼管和法蘭材料采用三折線彈塑性模型，鋼材參數(shù)采用材性試驗(yàn)的結(jié)果，鋼材彈性模量E取2.06×105MPa，切線模量E0取0.1E。分析模型中，螺栓、法蘭和鋼管采用SOLID185實(shí)體單元模擬，法蘭板之間、螺帽與盤面的接觸關(guān)系采用目標(biāo)單元TARGE170和接觸單元CONTA174模擬，接觸面之間的摩擦系數(shù)取0.25[3]，采用等向強(qiáng)化模型。

采用等效溫度法模擬連接螺栓之間的預(yù)緊力，鋼材的熱膨脹系數(shù)取1.2×10-5/℃?？紤]到法蘭節(jié)點(diǎn)的空間對(duì)稱性，同時(shí)為減少計(jì)算時(shí)間和存儲(chǔ)空間，建立單個(gè)螺栓對(duì)應(yīng)法蘭隔離體的有限元分析模型，如圖7所示。該模型中，采用弧長(zhǎng)法和修正Newton-Raphson法加速數(shù)值計(jì)算的迭代效率。

圖7 有限元分析模型

2.2 有限元分析結(jié)果

由于主管拉力與螺栓拉力不在同一條直線上，法蘭受拉時(shí)法蘭盤面存在彎矩影響，使得法蘭盤面外邊緣的狀態(tài)存在較大的差異，如圖8所示，盤面接觸應(yīng)力無(wú)法在試驗(yàn)中測(cè)得。3組試件法蘭外邊緣的接觸應(yīng)力分別為285.7 MPa、3.87 MPa和0 MPa，其中：F2試件的盤面接觸應(yīng)力接近0 MPa，F(xiàn)3試件的法蘭盤則完全脫開(kāi)，與試驗(yàn)結(jié)果基本一致。法蘭撬力沿法蘭盤外邊緣均勻分布，使得螺栓產(chǎn)生附加彎矩作用。

圖8 法蘭盤面的接觸狀態(tài)

螺栓與法蘭盤面的接觸狀態(tài)如圖9所示，螺栓內(nèi)側(cè)與法蘭盤(區(qū)域A)的接觸應(yīng)力大于外側(cè)與法蘭盤(區(qū)域B)的接觸應(yīng)力。模擬得到螺栓應(yīng)力可以采用線性方法轉(zhuǎn)變?yōu)槁菟ɡB和等效彎矩MB，見(jiàn)表4所列。分析顯示，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。隨著板厚增加，螺栓的拉力和彎矩逐漸減小，說(shuō)明螺栓的偏心受力效應(yīng)逐漸減小。

表4 螺栓受力試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比

圖9 螺栓與法蘭盤面接觸狀態(tài)

3 法蘭盤面變形分析

如前所述，試件F2根據(jù)計(jì)算理論設(shè)計(jì)，F(xiàn)1和F3作為對(duì)比試件。研究結(jié)果顯示，試件F2的法蘭外邊緣不存在撬力，符合剛性設(shè)計(jì)理論，法蘭盤面變形示意圖如圖10所示，盤面變形對(duì)螺栓產(chǎn)生了附加彎矩，螺栓與法蘭盤面的接觸應(yīng)力可對(duì)應(yīng)簡(jiǎn)化為集中力N1和N2，且N1＞N2。通過(guò)式(1)和式(2)分別求得螺桿伸長(zhǎng)量ΔB和轉(zhuǎn)動(dòng)量φB。

圖10 法蘭節(jié)點(diǎn)變形示意圖

變形后，法蘭盤面之間的夾角α按下式表示：

式中：C為法蘭板厚度；T為主管所受拉力；A為螺栓截面積；d0為螺栓有效直徑；M0為螺桿所受彎矩；N1為螺帽內(nèi)側(cè)與法蘭盤接觸壓力；N2為螺帽外側(cè)于法蘭盤接觸壓力；e為螺帽直徑；l為螺桿長(zhǎng)度；ΔB為螺桿伸長(zhǎng)量；φB為螺桿轉(zhuǎn)動(dòng)量。

4 結(jié)論

本文開(kāi)展了鋼管塔新型鍛造帶頸法蘭的軸拉性能試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬分析，得到以下主要結(jié)論：

1)該新型法蘭采用內(nèi)坡外小坡截面型式，頸部?jī)?nèi)側(cè)坡度約為15°，外側(cè)坡度約為5°，螺栓圓充分接近主管外壁，有效減小了法蘭板懸臂長(zhǎng)度，從而減小了螺栓偏心受力效應(yīng)；

2)試驗(yàn)結(jié)果顯示當(dāng)主管屈服時(shí)，試件F1的法蘭盤未脫開(kāi)，F(xiàn)2和F3外邊緣脫開(kāi)，說(shuō)明F1法蘭盤外邊緣存在撬力，其他2個(gè)試件則不存在撬力，與設(shè)計(jì)理論相符；

3)試驗(yàn)結(jié)果顯示環(huán)向焊縫上側(cè)的主管管壁首先達(dá)到屈服，說(shuō)明該位置是整個(gè)法蘭節(jié)點(diǎn)的薄弱環(huán)節(jié)，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注；

4)當(dāng)主管達(dá)到屈服承載力時(shí)，試件F2、F3的盤面仍處于彈性狀態(tài)，說(shuō)明該新型法蘭構(gòu)造合理，盤面剛度大，承載力性能好，滿足實(shí)際工程的要求；

5)有限元分析得到的螺栓受力、法蘭盤面變形和各典型測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，能夠用于分析法蘭盤、螺栓之間的接觸狀態(tài)；

6)法蘭連接螺栓受偏心拉力的作用，且隨著法蘭板厚的增加，螺栓的偏心影響逐漸減小。