锻造高颈法兰偏心受压承载力特性试验及模拟分析

彭 鹏， 张大长， 孙海浪， 王荣华

(1. 南京工业大学 土木工程学院， 江苏 南京 211800； 2. 盐城电力设计院有限公司， 江苏 盐城 224002)

近年来，钢管构件凭借风阻力系数小、截面抗弯刚度大、稳定性好等优点，在桥梁结构、护堤和海洋平台等工程建设领域得到了广泛应用[1]。随着输电电压等级的提高，杆塔设计荷载越来越大，由于土地资源紧缺以及环保问题，传统的角钢塔已经不能满足线路设计的要求，钢管塔逐渐成为大负荷、高电压等级输电线路的主要铁塔形式[2,3]。

法兰连接是输电线路钢管塔的主要连接形式，主要有无劲法兰和有劲法兰。无劲法兰又称柔性法兰，其刚度较小，在受力过程中法兰板变形较大，螺栓受力不均匀，承载性能相对较差，主要用于受力较小的杆件连接。加劲法兰又称刚性法兰，是指在法兰板与螺栓之间沿钢管方向设置加劲肋而形成的带加劲板的法兰，刚性法兰具备足够的刚度和强度，遵循了强节点弱构件的设计原则。但其中大量的焊接作业将产生较大的焊接应力与焊接变形，焊缝检测难度也较大，影响质量控制。目前国内外学者对于上述两种法兰进行了大量研究，也提出了相应的设计规定[4～6]。

锻造高颈法兰由法兰颈与法兰板一体锻造而成，可以通过控制法兰颈的尺寸，降低法兰与钢管对焊作业产生的焊接应力的影响。由于锻造高颈法兰采用对接焊接，大量的焊接作业可由机械完成，大大提高了工作效率，有效保证了焊接质量。锻造高颈法兰作为一种新型的法兰连接形式，日本学者对锻造高颈法兰的受力性能、计算方法等进行了研究，并提出了相应的设计方法和构造建议[7,8]。国内学者吴静等[9～11]通过试验与有限元相结合的方法，考察了轴心受拉荷载下锻造高颈法兰的受力特性，并研究了锻造高颈法兰轴心受拉承载力的计算方法。但是国内尚未开展锻造高颈法兰偏心受力性能与设计方法的研究，我国现行规范也没有相应的规定。

本文研究用于输电线路钢管杆连接的新型法兰节点形式——高颈锻造法兰节点(内坡外直壁)，该型法兰较大地降低了法兰盘直径，节约了用钢量。通过试验研究和有限元分析，研究Q420锻造高颈法兰在偏心受压荷载下的承载力特性、应力发展特点以及失效模式，并给出了该型法兰连接螺栓受力修正系数m的建议计算公式。

1 锻造高颈法兰偏心受压试验

1.1 试件设计

基于国家标准GB/T 9115.1—2000《平面、突面对焊钢制管法兰》[12]，设计了4组等管径、2组不等管径的锻造高颈法兰试件，开展偏心距为0.10D、0.25D(D为主管外径，不等管径对接时，D为小规格主管外径)的偏心受压试验研究。

每种偏心距选择2组试件进行偏心受压试验，对试验数据取平均，以消除偶然误差。锻造高颈法兰采用内坡外直壁截面形式，连接法兰的主管长度为1.2 m。该型法兰的法兰盘尺寸与螺栓圆直径较小，减小了法兰板的悬臂长度，有利于降低法兰板变形后产生的撬力。内坡外直壁锻造高颈法兰偏心受压试验的试件参数见表1、图1。

表1 试件参数 mm

图1 节点试件及测点布置

1.2 材性性能及管件偏压承载力

试验构件的主管采用Q460钢材，法兰采用Q420钢材，材性试验得到的屈服强度、极限强度和弹性模量如表2所示。

表2 材料力学性能 MPa

GB 50017—201《钢结构设计标准》[13]中，单向弯矩作用的实腹式压弯构件强度计算公式为：

(1)

式中：An为构件净截面面积；N为构件所受轴力；Mx为构件所受弯矩，本文中Mx=eN；γx为截面塑性发展系数；Wnx为净截面模量；f为钢材的抗压强度设计值。

按表2取f为Q420钢材的实测极限强度，可以得到管件偏心受压极限承载力的计算值，具体结果如表3所示。

表3 管件偏心受压极限承载力

1.3 加载及测试方法

锻造高颈法兰偏心受压试验采用10000 kN液压机进行加载，通过调整法兰中心与加载板中心的距离实现偏心荷载的施加，法兰试件底部通过螺杆与反力支座相连实现固结(图2)。

图2 对接锻造高颈法兰偏心受压加载现场

根据特高压工程经验及相关设计建议，在试验前对M30高强螺栓施加600 N·m的预紧扭矩。将等管径锻造高颈法兰连接主管的偏压承载力(偏心距e=0.10D)作为100%设计荷载，试件初始加载步长为100 kN，加载至75%设计荷载时，以每级50 kN加载至100%设计荷载或试件破坏。每级荷载均检测并记录节点的变形和应变情况。

为了掌握主管及锻造高颈法兰各关键部位的受力特点，在主管管壁、法兰颈及法兰盘表面粘贴应变片(见图1、表4)，测试其应变值。同时，在法兰盘接触面开槽并粘贴应变片，考察法兰盘接触面的受力特点。加载点的荷载及竖向位移由10000 kN液压机系统直接读取并记录。

表4 应变测点布置

2 试验结果分析

2.1 受力全过程和失效模式

加载初期，6组锻造高颈法兰试件都没有明显的轴向变形；随着荷载的增加，6组试件均略微向加载点一侧弯曲。由于加劲肋与主管焊接端部存在较大的残余应力，当荷载达到3650 kN时，偏心距为0.25D的2组等管径试件的主管根部与加劲肋连接处发生局部屈曲，而偏心距为0.10D的4组试件则无明显破坏现象。卸载后，6组试件的锻造高颈法兰几乎没有残余变形，说明该型法兰在整个试验过程中始终处于弹性阶段。

GB 50017—201《钢结构设计标准》[13]虽然通过限制钢管径厚比来避免局部屈曲现象的发生，但是由于圆钢管的规格及尺寸不同，可能会发生整体失稳或局部屈曲破坏[14]。本文构件主管的径厚比较大，接近于规范中的径厚比限值，构件长细比较小，且施加荷载已超过规范设计值，这导致构件局部屈曲先于整体失稳发生。此外，焊接残余应力主要集中于加劲肋焊缝区域内，当构件整体弯曲的凹向与之重合时，该处实际压应力增大，该部位将先发生局部失稳[15]。

图3 荷载-位移曲线

2.2 荷载-变形特性

不同偏心距对应的锻造高颈法兰偏心受压荷载-位移曲线如图3所示。对于偏心距为0.25D的试件，荷载达到3000 kN之前，加载点位移与荷载成线性关系；此后，靠近加载点一侧的主管进入塑性阶段，加载点位移随荷载迅速增大。偏心距为0.10D的试件在整个加载过程都处于弹性阶段，且位移随荷载发展较慢。

2.3 典型部位应变发展

(1)主管应变

试验测得主管应变随荷载发展的曲线如图4所示。在整个加载过程中，主管中部应变发展较快，当荷载达到3600 kN时，靠近加载点一侧的主管应变(测点1)超过6000 με，表明此处的主管中部已达到极限承载力。

对于试件HNF4040，偏心距从0.10D增加至0.25D时，靠近加载点一侧的主管应变发展更快且应变值更大，而远离加载点一侧(测点2、测点5)的主管受拉。

图4 主管荷载-应变曲线

当偏心距相同时，由于试件HNF3540的主管管径D较小，其所承受的弯矩也较小，所以与试件HNF4040相比，试件HNF3540的主管应变发展更快。

(2)法兰颈应变

试验测得的法兰颈荷载-应变曲线如图5所示。靠近加载点一侧的法兰颈内外(测点6、测点7)均受压，而另一侧的法兰颈内外(测点9、测点10)均受拉，整个加载过程中，法兰颈始终处于弹性阶段。

图5 法兰颈荷载-应变曲线

当偏心距从0.10D增加至0.25D时，试件HNF4040靠近加载点一侧的主管应变发展更快且应变值更大，而远离加载点一侧(测点2、测点5)的主管受拉。由于管径较小，试件HNF3540承受的偏心弯矩也较小，法兰颈整体受压，远离加载点一侧压应变最小。

(3)法兰盘应变

试验测得的法兰盘荷载-应变曲线如图6所示。法兰盘上平面应变先拉后压，下平面应变先压后拉，两者应变都很小且处于弹性范围内。偏心距越大，压应变越小，拉应变越大。

偏心距从0.10D增加至0.25D时，试件HNF4040法兰盘拉应变发展更快且拉应变值略大；而其压应变值减小，部分测点(测点12、测点13、测点14)的应变由压变为拉。

3 有限元模拟

3.1 分析模型

(1)节点参数及材料本构

采用有限元软件ANSYS对试件进行非线性分析，模型所用材料、几何参数与试件一致。主管与锻造高颈法兰的材料强度按照表2取值，8.8级高强螺栓的屈服强度fy=640 MPa，极限强度fu=800 MPa，弹性模量E=205 GPa。主管、锻造高颈法兰及螺栓的泊松比均取0.3，本构关系均采用三折线等向强化模型(图7)，并服从Von Mises屈服准则。

图6 法兰盘荷载-应变曲线

图7 材料本构

(2)建模及边界条件

采用Solid185的8节点实体单元模拟试件中的锻造高颈法兰、主管、加劲肋、端板及螺栓，上下法兰板间、螺帽与法兰板的接触采用Target170单元和Contact174单元模拟，接触单元的摩擦系数取0.3。采用Prets179单元施加螺栓预紧力。网格采用Sweep扫略划分，网格大小取为10。有限元模型如图8所示。

图8 锻造高颈法兰节点有限元模型

螺栓预紧力由预紧扭矩换算得到，高强度螺栓的预紧力由式(2)换算[16]：

T=kPd

(2)

式中：T为施工扭矩，M30螺栓施工扭矩为600 N·m；扭矩系数k取0.25；P为螺栓预紧力；d为高强螺栓螺杆直径。算得螺栓预紧力P为80 kN。

加载计算时，下部端板施加固定约束，上部端板进行偏心加载。材料非线性采用增量理论、多线性随动强化准则，采用大变形方法进行计算分析。

3.2 节点变形特性

有限元模拟得到的加载点荷载-位移曲线如图9所示。出于安全考虑，加载至3600 kN时便停止试验，利用有限元分析软件对此后的荷载-位移发展趋势进行模拟分析。荷载较小时，加载点位移随偏心压力线性增加，其变化趋势与试验荷载-位移曲线类似；随着荷载增大，加载点位移迅速增大。由于试件与支座、液压机之间存在一定空隙，所以试验得到的荷载-位移曲线初始刚度略小于模拟结果。

图9 荷载-位移模拟值

锻造高颈法兰节点有限元模型在偏压荷载(偏心距e=0.25D)作用下的失效模式(图10)为主管根部与加劲肋连接处局部屈曲，这与试验现象一致。

图10 主管局部屈曲

3.3 节点应力分布

图11为锻造高颈法兰节点在荷载为3500 kN时的整体等效应力分布。主管与加劲肋相连处应力发展最快，偏心距为0.25D的节点应力集中现象尤为明显，而法兰颈、法兰板及螺栓的应力值都较小并处于弹性范围。当偏心距相同时，小管径节点应力发展快于大管径节点。有限元模拟得到的等效应力分布与试验测得的主管应变规律基本吻合。

图11 锻造高颈法兰等效应力分布/MPa

法兰颈在荷载为3500 kN时的主压应力分布如图12所示。与主管最大受压区相连的法兰颈应力发展较快，但仍在弹性范围内。偏心距为0.25D时，远离加载点一侧的法兰颈受拉，且应力值较小，这与试验结果一致。

图12 法兰颈主压应力分布/MPa

图13为法兰板(偏心距e=0.25D)在荷载为3500 kN时的等效应力分布。可以看出，在预紧力作用下，螺母与法兰板相互挤压导致螺栓孔附近出现应力集中，法兰盘整体应力较小。

图13 法兰板等效应力分布/MPa

4 锻造高颈法兰偏心受压影响分析

为深入探讨偏心距及法兰盘厚度对锻造高颈法兰偏心受压承载力特性的影响，补充了一组等管径锻造高颈法兰模型进行分析。实际工程中，采用锻造高颈法兰连接的主管并不会焊有加劲肋，因此本章的有限元模型在加载板处均不设置加劲肋。其中，5种不同的偏心距e分别为0.10D，0.25D，0.50D，0.75D，1.00D，5种不同的法兰盘厚度分别为22，28，34，40，46 mm。

4.1 偏心距e的影响

(1)荷载-变形特性

有限元模拟得到的加载点荷载-位移曲线如图9所示。不同偏心距对应的锻造高颈法兰节点的失效模式不同：偏心距较小时，法兰节点主要由轴向压力控制，靠近加载点一侧主管发生局部屈曲失稳；当偏心距达到或超过1.00D时，法兰节点主要由弯矩控制，靠近加载点一侧主管发生强度破坏。

(2)节点整体等效应力分布

高颈锻造法兰节点在极限荷载作用下的整体等效应力分布如图14所示。偏心距较小时节点整体呈受压状态，靠近加载点一侧的主管应力大于远离加载点一侧的主管应力。当偏心距达到0.25D时，远离加载点一侧主管应力由受压逐渐转为受拉。随着偏心距的增加，远离加载点一侧的主管受拉区逐渐增大。高颈锻造法兰的应力始终处于弹性范围内，说明该型法兰安全可靠。

(3)法兰盘面接触应力

图15为极限荷载作用下的法兰盘面接触应力分布。偏心距较小时，螺栓圆内部的法兰盘面存在接触应力，且近加载点一侧的接触应力要稍大于远离加载点一侧的接触应力。偏心距增大到0.25D时，远离加载点一侧的法兰板接触应力几乎为零，说明此时远离加载点一侧法兰板已经脱离。

(4)螺栓群等效应力

极限荷载作用下，螺栓群等效应力分布如图16所示。偏心距为0.10D时，螺栓群整体几乎不受力；偏心距为0.25D时，远离加载点一侧螺栓开始出现拉应力；随着偏心距逐渐增大，受力螺栓数量在增多，其应力也在增大。

4.2 螺栓承载力计算理论

Q/GDW 391—2009《输电线路钢管塔构造设计规定》[17]中已经对锻造高颈法兰轴心受力螺栓计算给出了建议公式，该公式是参考柔性法兰的螺栓受力计算方法，并对修正系数m加以调整。但是，相关规范并没有给出锻造高颈法兰偏心受压时螺栓的受力计算公式。下面给出锻造高颈法兰轴心受拉时螺栓计算公式：

图14 节点等效应力分布/MPa

图15 法兰盘面接触应力分布/MPa

图16 螺栓群等效应力分布/MPa

Ntmax=mNb(a+b)/a

(3)

式中：Ntmax为受力最大的螺栓拉力；Nb为轴心受拉时一个螺栓所对应的管壁段中的拉力；a为螺栓孔中心到法兰边缘距离；b为螺栓孔中心到法兰颈根部距离；m为螺栓考虑弯曲效应后的受力修正系数，取0.62，当0.62(a+b)/a小于1.1时，取0.62(a+b)/a=1.1。

根据有限元分析得到的上下法兰板的接触应力(图15)可以看出，螺栓受拉侧的法兰板外边缘处于挤压状态，内边缘分离，因此，锻造高颈法兰的螺栓拉力计算应考虑撬力的影响。参考柔性法兰受压弯荷载共同作用时的计算公式[18]，一个螺栓所对应的管壁段中的拉力为：

(4)

式中：n为法兰盘连接螺栓数量；M为法兰板所受弯矩；N为法兰板所受轴心力，压力时取负值；r2为法兰颈根部半径。

偏心受压时，锻造高颈法兰的最大螺栓拉力可以按照式(4)计算。以试验模型为基础，利用有限元软件ANSYS对锻造高颈法兰开展进一步的参数化分析，提取最大受力螺栓的拉力，根据式(3)(4)推出螺栓受力修正系数m，具体结果如表5所示。

从表5可以看出：随着法兰板厚度的增加，锻造高颈法兰节点的极限荷载小幅增加；偏心距越大，锻造高颈法兰节点偏心受压的极限荷载越小。根据图17不难看出，法兰板厚度对于螺栓受力修正系数m影响较大，法兰板厚度越大，撬力的影响越小，m值也相应减小。

表5 螺栓受力修正系数

图17 法兰板厚对螺栓受力修正系数m的影响

选取法兰板厚、偏心距为参数对螺栓受力修正系数进行拟合，得到如下建议计算公式。螺栓修正系数m的计算值与模拟值比较如图18所示，两者吻合较好。

(5)

图18 螺栓受力修正系数m计算值与模拟值对比

5 结 论

基于锻造高颈法兰试验研究及模拟分析，可以得出以下结论：

(1)锻造高颈法兰节点在偏压荷载(e=0.10D，0.25D)作用下的破坏模式为主管受压区局部屈曲失稳，满足强节点弱构件的设计要求。

(2)锻造高颈法兰在整个偏心受压过程中处于弹性阶段，该型法兰受力合理，安全可靠，可用于实际工程。

(3)偏压荷载下，法兰盘上平面应变先拉后压，下平面应变先压后拉，两者应变都很小且处于弹性范围内。

(4)参考柔性法兰螺栓拉力计算公式，锻造高颈法兰偏心受压时螺栓拉力计算应考虑法兰板的撬力影响，本文给出了该型法兰连接螺栓受力修正系数m的建议计算公式。

(5)在偏压荷载作用下，由于圆钢管的规格及尺寸不同，可能会发生整体失稳或局部屈曲破坏。为了避免构件发生局部屈曲，可以适当减小钢管径厚比，此外还需尽量减小焊接残余应力。对于局部屈曲先于整体失稳发生的构件，应考虑局部屈曲对压弯构件稳定承载力的折减。