大跨越钢管塔K型节点滞回性能分析

2018-01-09 09:05刘春城李国强樊晓玲龙祖良查传明
东北电力大学学报 2017年6期
关键词:主管抗震钢管

刘春城,李国强,樊晓玲,毛 龙,龙祖良,查传明

(1.东北电力大学 建筑工程学院,吉林 吉林 132012;2.国网新疆电力公司 经济技术研究院,新疆 乌鲁木齐 830000)

大跨越钢管塔K型节点滞回性能分析

刘春城1,李国强1,樊晓玲1,毛 龙1,龙祖良1,查传明2

(1.东北电力大学 建筑工程学院,吉林 吉林 132012;2.国网新疆电力公司 经济技术研究院,新疆 乌鲁木齐 830000)

应用Abaqus软件对大跨越钢管塔中常见的K型节点进行了抗震性能数值试验研究,分析了主、支管直径、节点板厚度、主管轴心压力、连接插板厚度及支管间隙尺寸等不同参数变化对K型节点抗震性能的影响,得到了节点的滞回性能曲线、骨架曲线和耗能能力。研究表明:钢管节点本身具有良好的抗震性能;当主管轴向压力增大时,节点抗震性能下降明显,节点因应力集中易发生破坏;增加主、支管直径和节点板厚度对提高圆管节点抗震性能效果较显著;支管间隙尺寸对节点滞回性能改良效果不明显。

K型钢管塔节点;有限元模拟;拟静力实验;参数分析;滞回性能

高压输电塔在结构上日益趋于结构高耸、档距长等特点;且其输送电压等级较高、载流量较大,杆塔破坏造成的经济损失巨大[1],因此,安全性和耐久性受到格外关注[2]。钢管塔因自重轻且力学性能良好,在大跨越输电线路中被广泛应用[3]。大跨越输电塔的节点是杆塔的关键受力部位[4],受到地震荷载作用极易发生节点破坏而导致输电线路破坏。近年来,国外学者试验研究K型搭接圆管节点的抗震性能,研究发现适当增加搭接杆件直径可以较好地改善结构的滞回性能[5]。陈以一等[6]通过循环加载试验对某大型会展中心张弦桁架中KK型圆管节点进行研究,准确地评价了其抗震性能。武振宇、高洋[7]通过拟静力加载研究K型间隙方管节点的抗震性能,结果表明节点最先在支弦杆交点处发生裂缝扩张导致节点破坏。武振宇、张扬等[8]对Y型钢管节点的低周往复荷载试验,结果表明此类节点主要依靠弦杆表面的塑性变形耗散能量。

目前,国内外对钢管节点虽已有相应的理论和试验研究,但是对大跨越输电钢管塔节点的抗震性能研究仍不够成熟,特别是对在役大跨越钢管塔的节点滞回性能研究尚未见有研究成果,这一定程度上影响了大跨越塔在实际应用中的发展。因此,本文拟对大跨越钢管塔中实际采用的最常见K型节点进行拟静力数值试验,研究该类节点的抗震性能,为工程设计提供有价值的参考。

图1 节点几何参数

图2 节点网格划分

图3 节点约束方式

图4 加载制度

1 有限元模型

1.1 节点概况

钢管节点取自1 000 kV晋东南—南阳—荆门特高压工程中钢管塔上下曲臂处K型节点数据,如图1所示。节点主、支管钢材拟取Q345钢材,螺栓采用35#钢。为了研究钢管节点其不同参数对抗震性能的影响,本文拟用ABAQUS有限元软件对低周反复荷载作用下的圆钢节点进行了拟静力加载模拟。在建立有限元模型时,采用如下假定:1)不考虑钢管节点连接处焊缝对节点的影响;2)不考虑残余应力的影响;3)钢材取理想弹塑性模型的本构关系,即双线性模型,强化模型选随动强化模型,线弹性阶段的弹性模量为206GPa,泊松比为0.28,强化段的弹性模量是线弹性阶段弹性模量的1 /200,考虑了材料的非线性及几何非线性对节点抗震性能的作用。

1.2 模型单元选取及网格

钢管节点进行有限元建模时,最常以壳单元或实体单元建立的结构的分析模型,分析输电塔节点部位的力学性能[9]。实体单元模型模拟节点的受力情况较为准确,但是划分网格后单元数量较大,软件计算时间较长。使用壳单元时,网格划分后单元数量减少,软件计算时间较短。但壳单元模型未能考虑应力在主、支管壁厚度方向的发展,不利于节点的径向刚度的模拟,使节点的力学性能结果略为保守[10]。因此,在满足计算机性能的前提下,本文在有限元建模时拟采用实体单元C3D8R。在进行网格划分时,为了不影响计算精度,同时还可以降低计算成本,主支管交汇处网格较密,其余部分单元尺寸较大,采用该方法划分完成后的节点网格,如图2所示。

1.3 模型约束方式与加载制度

节点主管取一端用固定约束,另一端进行加载,分别为纵向轴向压力和横向循环加载;两支管端部拟采用只允许轴向位移的方式约束,即滑动约束。在模型中将轴向荷载均匀地分布在主管端头的节点上,以达到均匀传力的目的,约束如图3所示。

参考JGJ101/T—2015《建筑抗震试验方法规程》[11]的规定,并根据本模型的自身特点,采用荷载—位移混合控制,在节点屈服之前采用荷载控制,分0.25Py、0.5Py、0.75Py三级控制加载,每级加载循环进行一次;节点屈服之后,继续位移控制,以节点的屈服位移的倍数进行分级加载,每级加载循环进行三次,如图4所示。即三级的位移荷载分别为δy、2δy、3δy。Py是模拟之前根据有限元程序ABAQUS计算所得的节点屈服力,δy为所对应的屈服位移,两者取为主管轴心x轴方向相对位移和荷载绘制的荷载变形曲线上初始直线段开始弯曲时所对应的荷载和位移。

1.4 参数选取

为了研究主、支管径厚比、轴心压力、连接插板厚度及两支管的间隙尺寸对节点滞回性能的作用,文中拟取用不同的节点参数做有限元模拟。为了研究方便,均采用无量纲参数,取影响节点抗震性能的四个无量纲参数如表1所示,分别为主钢管径厚比α=D/T,支管径厚比β=d/t,连接插板厚度与主钢管厚度之比γ=t1/T,主、支管受轴心压应力与许用应力的比λ=σ/σs,支管间隙g变化比μ,然后通过保持一种参数不变,改变其他参数,分析各个参数对节点抗震性能的影响,节点详情如表2所示。

表1 无量纲参数取用表

表2 不同参数节点编号

2 参数分析

2.1 有限元模型验证

为了确保本文模拟计算结果的准确性与合理性,本小节首先取出参考文献[10]中实验的环向板加强试件进行有限元模拟,将有限元模拟结果与实验结果进行对比分析。

2.1.1 变形比较

试件分别在受压阶段和受拉阶段的变形比较,如图5所示。从图5(b)中可以看出,模拟的受压试件在主支管相交区域发生了局部屈曲,主管底部几乎没有变形,与实验中试件的变形非常相像;从图5(d)可以发现,模拟试件主要在主管的上表面部分产生了较为明显的受拉变形,与实验的受拉变形图也十分相似。分别观察模拟试件和实验试件的变形,也不难发现,试件的变形也均主要发生在主支管交汇处及主管上表面部分。

图5 试件变形比较

2.1.2 滞回曲线比较

实验中试件的滞回曲线与数值模拟所得滞回曲线的对比,如图6所示。滞回曲线的横坐标为支管端部的位移,纵坐标为支管端部的反力。由图6可知,实验中的试件出现裂缝之前,曲线吻合的比较好,但当节点出现裂缝以后,曲线出现一定的偏差,滞回循环受拉阶段荷载随着位移的发展与实验吻合较为理想。分析原因其一是因为有限元模拟不能够较为精确的模拟裂缝的开裂与扩展;其二是因为实验中节点连接中有坡口融焊和角焊缝两种焊接方法,而数值模拟仅可用连接方式Tie模拟角焊缝连接,可能导致循环加载过程中受压阶段荷载位移变化与实验出现误差。当裂缝开裂后,尤其是处于受压阶段时,随着支管顶端位移的不断增加,裂缝扩展越来越显著,导致试验中荷载下的位移和模拟中相同荷载下的位移有差别,当裂缝继续扩展时,差别会变大,导致模拟结果有一定的误差。

图6 滞回曲线比较

2.1.3 骨架曲线比较

图7 骨架曲线比较

试验试件与有限元模拟试件所得骨架曲线,如图7所示。骨架曲线为循环加载过程中的每次循环峰值点的连线。从图7中可以看出,实验中加固试件骨架曲线与有限元模拟得到的骨架曲线吻合得较好。通过图5b、图5d的应力云图及图6和图7的曲线对比,可以发现,有限元模拟结果与试验中试件加载结果吻合较好。因此,用有限元来模拟节点的滞回性能是准确可行的。

2.2 滞回性能

滞回曲线能够准确地体现出结构在循环加载作用下的刚度变化及能量耗散。所有模型的滞回曲线,如图8所示,横轴u为主管沿x轴方向的位移,纵轴P为主管沿x轴方向的荷载。从基础模型的滞回曲线可以发现,节点在循环加载过程中,不同的受力阶段会有不同的受力特征。圆管节点滞回曲线大部分呈梭形,整体形状饱满,表明圆管结构节点本身拥有良好的抗震性能。但是在加载过程中会发现,当节点主支管轴向荷载变大时,会因发生局部屈曲导致节点屈服。将不同模型的滞回曲线进行分类整理发现,当节点几何尺寸不变,主支管轴压增大时(即JD-1、JD-2、JD-3),节点的滞回性能降低,当主管压力达到207 KN时,节点因局部应力集中过早发生破坏导致计算结果不收敛,应力云图如图9所示。

当节点主管压力相同而改变几何尺寸时,主支管径厚比增大,节点滞回性能得到改善,支管管径增加对本节点抗震性能的增强效果没有主管显著;连接插板厚度的增大、间隙尺寸的增大均能改善节点抗震性能,但对于本文中的节点间隙尺寸增大对于滞回性能的影响不大,而连接插板厚度增加能够较好的改良节点的滞回性能,建议当节点承受荷载增加时,优先考虑通过加大连接插板厚度尺寸来优化节点的抗震性能。

图8 节点的滞回曲线

图9 节点应力云图

2.3 骨架曲线

结构的抗震性能是其延性和强度的综合指标。骨架曲线是连接滞回曲线中各加载循环峰值点的荷载-位移曲线。通过骨架曲线可以得到极限承载力和极限变形,进而可以对节点在往复荷载作用下的承载力变化和变形能力进行分析。模型的骨架曲线如图10所示。由图10可以看出,各个模型构件的骨架曲线有较为一致的特征,即模型进行低周反复荷载作用时,都将经历弹性阶段、屈服阶段、强化阶段而最终发生破坏。应用能量等效法取出模型的屈服位移,再去除对应的屈服荷载,计算简图如图11所示,由O点引一条斜线与过最大荷载点B的水平线相交于点A,使得①部分面积等于②部分面积,由A点引垂线与骨架曲线交予C点,C点即为所得屈服点。对比分析模型骨架曲线可以看出,在不同轴压时增大节点的几何尺寸可以提高节点的强度,且增大节点径厚比和节点板厚度效果更理想。由骨架曲线可以发现当节点位移相同时,改良后的节点承受的荷载均比基础模型所承受的荷载大,均有效提高了节点的抗震性能。

图10 模型的骨架曲线

2.4 能量耗散

能量耗散系数:衡量节点的耗能能力,通常情况取某个荷载循环中,结构 (本文为节点)受作用下耗散的能量与吸收的能量的比。如图12所示,本文把该方法进行了优化,通过计算整个循环过程受拉受压累计能量耗散来评价节点吸收能量的能力,具体计算方法见公式(1)、公式(2)。

图11 能量等效法图

图12 能量耗散计算简图

能量耗散比率计算方法[12]:

E=S(ABC+CDA)i/S(OBE+ODF),

(1)

(2)

式中:S(ABC+CDA)为滞回环所包围的面积;S(OBE+ODF)为相应的三角形面积之和;i为循环次数。

表3 节点能量耗散比率

表3为各个模型的在整个循环过程中累计能量耗散比η,η值越大,说明塑性耗能占结构总耗能的比重越大。从表3中数据可以看出,各个模型的η值都比较大,说明钢结构节点主要是靠塑性阶段变形耗散能量,而分别比较主管轴向压力为86.5 kN、173 kN的节点,节点板加厚4 mm、8 mm能量耗散比率分别增大23.7%、6.6%、21.6%、7.9%,主管径厚比增大使节点的能量耗散比增大24.2%、0.01%,间隙尺寸增大20 mm、40 mm时节点能量耗散比率分别增大19.9%、2.9%、15.9%、6%,支管直径增大30 mm时节点能量耗散比率增大23.4%。因此,在节点承受荷载增加时,考虑到增大主管径厚比会大幅提高施工成本,建议优先选择改变节点板厚度和间隙尺寸来改良节点的抗震性能。

3 结 论

(1)通过Abaqus有限元模拟计算得到,大跨越钢管塔K型节点本身具有一定的抗震性能,但当主管轴向压力增大时,节点易因局部屈曲而发生破坏,应当采取措施提高节点抗震性能。

(2)增大主钢管管径和连接插板厚度对K型节点滞回性能、能量耗散能力的提高效果较明显,通过增加支管径厚比会引起节点局部提前破坏,对节点滞回性能不利,考虑节约成本问题,建议优先考虑采用加强节点板来改善节点抗震性能。

(3)分析不同轴压情况下节点的能量耗散可知,主管轴压为207 kN和173 kN时,增加节点板厚度均可以稳定提高能量耗散比率,而增大间隙尺寸、主、支管径厚比仅在主管轴压173 kN时较显著,轴压为207 kN的效果则不明显。

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TheAnalysesonHystereticPerformanceofK-typeNodeinLargeSpanSteelTubularTower

LiuChuncheng1,LiGuoqiang1,FanXiaoling1,MaoLong1,LongZuliang1,ZhaChuanming2

(1.School of Civil Engineering and Architecture,Northeast Electric Power University,Jilin Jilin 132012;2.Institute of Economic Technology,Electric Power Company in Xinjiang,Urumqi Xinjiang 830000)

This paper used Abaqus software to make numerical experimental studies on the seismic performance of the common K-type node in large span steel tower.It analyzed different parameters of the pipes diameter,axial pressure of the main pipe,thickness of the connection plate and gap dimension.At last,it obtained the hysteresis curves,skeleton curves and energy dissipation capacity,

the influence of these parameters on seismic performance of the node.Research shows that the steel pipe node itself has a good seismic performance.When the axial pressure increases,the seismic performance is significantly decreasing.The node prone to fail because of stress concentration.Increasing the main and branch pipe diameter and node plate thickness all can significantly improve the seismic performance the node.The effect of branch pipe gap size on node hysteretic performance improvement is not obvious.

K-type node of steel tube tower;Numerical simulation;Pseudo-static experiment;Parameter analysis;Hysteretic performance

2017-03-09

国家自然科学基金项目(51278091,50978049);吉林省科技厅项目(20120429,20140519001JH)

刘春城(1969-) ,男,博士,教授,主要研究方向:输电线路工程防灾减灾和健康监测.

电子邮箱:Liu_chuncheng888@163.com(刘春城);zhidao126@yeah.net(李国强);1161788609@qq.com(樊晓玲);58497265@qq.com(毛龙);1435735691@qq.com(龙祖良);634391956@qq.com(查传明)

1005-2992(2017)06-0079-07

TU392.3

A

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