四管组合柱钢管塔变坡节点设计与有限元分析

蔡 钦

（同济大学建筑工程系，上海 200092）

四管组合柱钢管塔变坡节点设计与有限元分析

蔡 钦

（同济大学建筑工程系，上海 200092）

针对某四管组合柱钢管塔，提出了一种新的变坡节点形式。利用有限元软件ANSYS，对该节点进行建模及有限元分析。研究在设计荷载和极限荷载作用下变坡节点的应力分布状态、塑性发展规律、节点破坏模式及极限承载力情况，以期准确把握该类组合柱钢管塔变坡节点的力学行为，为工程设计和后续的研究工作提供相关的比较数据。研究表明，变坡节点在设计荷载下处于弹性状态，其最终破坏模式是下主管管壁的压曲破坏。通过研究还发现，大板上侧和下侧肋板受力不均匀，与主管直接搭接的肋板受力较大。只要设计参数取值合理，这种新型变坡节点形式是安全可靠的。

钢管塔；四管组合柱；变坡节点；有限元分析；承载力

相对于角钢塔而言，输电钢管塔因其刚度大、重量小等优点，在我国电力行业中得到了广泛的应用［1-2］。在快速发展过程中，钢管塔设计也遇到了一些问题。由于输送电压以及相关规定的限制，某大跨越输电塔的高度达到了455 m，输电塔承担的塔身荷载、线条荷载以及风荷载非常大。如果继续采用传统的单钢管输电塔设计方案，塔腿主材必须使用超大直径的钢管。这对目前的施工技术条件而言是难以解决的问题。

相对于单管钢管塔，多管组合柱钢管塔的设计更加复杂。作为输电塔设计中的重要组成部分，多管组合柱钢管塔的节点设计非常具有挑战性，尤其是变坡节点。对于传统的单管钢管塔，变坡节点处的杆件较少，构造简单，受力明确。但对于多管组合柱钢管塔，其变坡节点通常是从多管组合柱向单管柱过渡，有多根杆件相连，且上下主管轴线不共线，受力特点和构造均十分复杂。因此，需要对多管组合柱钢管塔的变坡节点进行深入的研究。

对于单管钢管塔，变坡节点通常有主管对接焊式、主管板连接式、主管法兰螺栓连接及焊接空心球节点等4种处理方案［3］，各杆件的轴线交点通常都是上下主管的交点。但对于多管钢管塔而言，上述4种处理方案只有2种可行，分别是主管板连接式和焊接空心球节点。如果采用空心球节点，空心球的直径将会很大。目前对于大直径空心球的研究很少，对其受力性能了解不多，且加工难度较大［4］。主管板连接式变坡节点，是通过一块钢板将上下主管焊接连接，在钢管与钢板连接处布置加劲肋，防止钢板和钢管发生局部屈曲。显然主管板连接式是较理想的处理方案。

本文将以某四管组合柱钢管塔为例，提出一种新的变坡节点形式。将对这种新的节点形式进行有限元分析，研究该节点在设计荷载和极限荷载作用下的应力分布、破坏及发展模式，并分析下主管间距对节点承载力的影响，为工程设计提供依据。

1 分析模型描述

某四管组合柱钢管塔高455 m，设计风速为40 m/s，主材钢管材料为Q420，辅助材钢管材料为Q345。上部主管规格为1 726 mm×38 mm，下部主管规格为965 mm×24 mm，下主管中心间距1 600 mm。塔头单线图如图1所示，下主材截面如图2所示，变坡处横隔截面图如图3所示。

图1 塔头图

图2 组合柱截面图

图3 横隔截面图

该塔塔身变坡段上下主材内力均由45°大风控制，通过整塔分析得到各杆件在控制工况下的内力作为设计荷载，并进行简化，见表1。

表1 各杆件设计荷载

2 节点设计

借鉴单管钢管塔的变坡节点设计方法，上下主管通过一块方形钢板连接起来，在钢板上下设置加劲肋。支管通过节点板与上主管连接，各横隔管通过节点板与相应的下主管连接。节点平面图如图4所示。

图4 节点平面示意图

大板上下的加劲肋是节点的重要组成部分，其主要作用是防止大板屈曲破坏。肋板应均匀布置，以保证大板受力均匀。本例中，大板上侧肋板沿上主管周围均匀布置8块肋板，具体布置见图5；大板下侧肋板沿各下主管周围布置8块肋板，具体布置见图6。

图5 大板上侧肋板布置图

图6 大板下侧肋板布置图

3 节点验算

3.1 变坡处主管局部屈曲验算

GB 50017—2003《钢结构设计规范》5.4.5条规定了钢管受压构件的径厚比限值［5］。本例中钢管径厚比限值为

式中：fy为材料的屈服强度。

上主管径厚比为45，下主管径厚比为40，均小于径厚比限值，满足要求。

3.2 主管与大板焊缝验算

本例中，上主管的壁厚为38 mm，如果采用角焊缝，会造成焊脚尺寸过大。焊缝收缩时会产生较大的焊接残余应力和残余变形，热影响区扩大易产生脆裂。推荐采用对接焊连接上主管和大板，采用一级对接焊缝保证变坡节点的安全。

焊缝的极限承载力可近似取为：

本例中焊缝的极限承载力为54 603 kN，大于最大压力49 800 kN，满足要求。

4 节点有限元分析

4.1 有限元模型

本文采用ANSYS有限元软件进行精细建模，采用shell181单元，该壳单元可以支持线性分析、材料塑性、应力刚化、大应变和大变形分析，适合分析薄板、中厚板壳结构等多种结构［6］。材料本构关系为理想弹塑性，主材屈服强度取420 MPa，辅助材屈服强度取345 MPa。弹性模量为2.06×105MPa，泊松比υ＝0.3，采用Von Mises屈服准则及双线性随动强化模型。

由于四管组合柱钢管塔变坡节点非常复杂，有限元建模时进行如下简化：简化横隔管的插板连接；建模时忽略焊缝。有限元模型见图7。

图7 数值分析节点模型

4.2 有限元分析

a.上主管

通过有限元分析，上主管内侧应力远大于外侧应力，上主管内侧应力云图发展情况如图8所示。图8列出了上主管在设计荷载、1.2倍设计荷载和1.4倍设计荷载下的等效应力云图。在设计荷载下，上主管应力发展水平较低，应力低于 380 MPa；在1.2倍设计荷载下，上主管应力进一步发展；在1.4倍设计荷载下，上主管内侧环板下方进入屈服状态。图8还表明环板对上主管局部区域的加强作用非常明显。

图8 上主管等效应力云图

b. 下主管

通过有限元分析，下主管内侧的应力远大于外侧的应力水平，下主管内侧应力云图发展情况如图9所示。图9列出了下主管在设计荷载、1.2倍设计荷载和1.4倍设计荷载下的等效应力云图。在设计荷载下，下主管处于弹性状态；在1.2倍设计荷载下，4号下主管开始进入屈服状态；在1.4倍设计荷载下，4根下主管下侧区域均进入屈服状态。有限元分析表明：在轴向荷载作用下，4号下主管应力发展最快，其次是1号和3号下主管，2号下主管应力发展最慢；下主管下侧区域应力较大，上侧应力较小，节点承载力由下主管控制。

图9 下主管等效应力云图

c.大板

大板作为连接上下主管的重要构件，直接决定了节点的安全可靠性能。通过有限元分析，得到了大板的等效应力云图如图10所示。有限元分析表明，在1.4倍设计荷载下，大板一直处于弹性状态，大板是安全的。

图10 大板等效应力云图

d.大板上侧肋板

大板上侧肋板布置在上主管周围，主要作用是加强上主管和大板，防止上主管和大板局部屈曲。通过有限元分析，得到了大板上侧肋板的等效应力云图如图11所示。有限元分析表明，大板上侧肋板一直处于弹性状态，下主管正上方的肋板受力较大，肋板受力不均匀。

e. 大板下侧肋板

图11 大板上侧肋板等效应力云图

大板下侧肋板布置在下主管周围，主要作用是加强下主管和大板，防止下主管和大板局部屈曲。通过有限元分析，得到了大板下侧肋板的等效应力云图如图12所示。有限元分析表明：在设计荷载下，大板下侧肋板处于弹性状态；在1.4倍设计荷载下，上主管正下方的弧形肋板局部区域进入屈服状态，其余肋板均处于弹性状态；肋板受力不均匀。

图12 大板下侧肋板等效应力云图

4.3 节点极限承载力及破坏模式

a. 节点极限承载力确定方法

GB 50017—2003《钢结构设计规范》中允许构件截面出现一定程度的塑性发展深度，并通过一个塑性发展系数γ来简化处理［5］。5.21条给出了常用截面的塑性发展系数取值。对于圆管截面，γ取值为1.15，即圆管截面的塑性发展深度不宜超出0.15倍的截面高度。通过计算可知，当屈服面扩大到截面圆周的1/4时，截面的塑性深度达到规范中规定的限值［7］。

b.节点极限承载力及破坏模式

根据有限元分析可知，在设计荷载下，变坡节点处于弹性状态；在1.2倍设计荷载下，4号下主管屈服面达到了圆周的1/4，变坡节点达到极限承载力。变坡节点在设计荷载和1.2倍设计荷载下的等效应力云图如图13所示。

该变坡节点在轴向荷载作用下，极限承载力为1.2倍设计荷载，破坏模式为下主管受压屈曲破坏。

图13 节点等效应力云图

5 结论

a. 针对四管组合柱钢管塔变坡节点，本文提出了一种新型的节点形式。有限元分析结果表明，只要参数取值合理，该变坡节点就安全可靠。

b. 在轴向荷载作用下，该变坡节点破坏模式是下主管屈曲破坏，说明节点区安全可靠。

c.该变坡节点大板上下侧肋板受力不均匀，与主管搭接的肋板受力较大，在工程设计中应着重考虑。

d.本文只是针对一个四管组合柱钢管塔变坡节点进行了数值模拟，其他情况还需要继续探讨，以期为实际工程设计提供依据。

［1］邹翠荣，孙 洪，丁 洪.新型输电铁塔的试验研究与理论分析 ［J］.东北电力技术，1997，18（9）：6-10.

［2］吕忠华，张宏宇，张孝强，等.辽宁地区输电线路设计中存在的共性问题及防治措施分析 ［J］.东北电力技术，2014，35（4）：50-52.

［3］曾 程.大跨越输电塔结构极限承载力分析 ［D］.上海：同济大学，2006.

［4］黄 璜，任宗栋，默增禄，等.1 000 kV特高压钢管塔塔身变坡节点的优化设计 ［J］.电力建设，2012，33（4）：28-31.

［5］陈 勇，关士杰，郭 勇，等.超1 m直径加劲焊接空心球节点的抗拉极限承载力研究 ［J］.土木工程学报，2016（2）：1-10.

［6］钢结构设计规范：GB50017—2003［S］.

［7］朱雯瑞，黄 斌，邓洪洲，等.500/220 kV多回窄基钢管塔塔脚节点极限承载力有限元分析 ［J］.电网与清洁能源，2014，30（10）：60-65.

［8］朱雯瑞.输电钢管塔塔脚节点极限承载力分析 ［D］.上海：同济大学，2015.

Design and FEA on Slope Change Joint of Steel Tube Tower with Quad⁃tube Built⁃up Column

CAI Qin
（Department of Building Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China）

A new type of slop change joint is put forward for the steel tube tower with quad-tube built-up column.In order to investi⁃gate the force transfer mechanism and bearing capacity，the model of this joint welded with connecting plate is established and the fi⁃nite element analysis is conducted with the software ANSYS.It is used to study the stress distribution，plastic development，joint fail⁃ure pattern and ultimate capacity under the influence of the design and ultimate load.The results show that this joint remains in the e⁃lastic condition under the design load，the ultimate failure form of joint is the bulking of the lower primary tube.This new joint is safe with reasonable design.

steel tube tower；quad⁃tube built⁃up column；slope change joint；FEA；bearing capacity

TM753

A

1004-7913（2017）03-0006-05

国家电网公司科技项目（SHJJGC1500297）

蔡 钦（1991），男，硕士，从事跨越塔设计相关研究。

2016-12-19）