近年来,随着输电铁塔结构日益大型化,结构荷载也随之增大。圆钢管结构以其截面回转半径大,风载体型系数小,承载力高等优点受到设计者的青睐。因此,在输电线路铁塔选型上,采用钢管塔在技术和经济上具有更明显的优势。法兰连接作为钢管塔结构中常见的连接方式,具有传力明确、外形美观、安装方便等优点。钢管塔法兰连接在构造上可分为无劲法兰和加劲法兰。

　　 加劲法兰又称为刚性法兰,在法兰板和钢管端部连接处沿正交方向焊接一圈加劲板而成,两法兰之间通过螺栓将钢管连成一个整体,具有刚度大、变形小、承载能力高等优点。但是随着输电铁塔高度和荷载不断增大,只设置单圈螺栓连接的刚性法兰逐渐显露出螺栓规格过大和法兰板很厚等问题,为了解决上述问题,本文提出了新型钢管内外法兰,并针对钢管填充混凝土与否,设计并制作了2种内外法兰试件,如图1所示。与传统刚性法兰相比,钢管内外法兰在钢管内侧、外侧均布置一圈连接螺栓,降低了内外螺栓规格。且在钢管内填充混凝土解决了钢管径厚比过大导致的局部屈曲问题,改善了钢管法兰的连接性能。

　　 目前,相关研究主要针对传统法兰抗弯性能方面。邓洪洲等 ^[1]开展了双杆输电钢管杆方形刚性法兰静力试验和有限元分析研究。对法兰板、肋板及螺栓的受力特性进行了分析。结果表明,参考现行规范刚性法兰的设计方法,方形刚性法兰的法兰板和肋板是安全的; 但螺栓受力偏于不安全,螺栓实际受力应为拉弯复合受力状态。汤欢等 ^[2]对锥颈式玻璃钢内、外法兰开展了纯弯试验研究,分析了法兰板厚度、锥颈高度和螺栓边距等对GFRP内、外法兰的抗弯刚度及破坏模式的影响特性,并提出了提高GFRP法兰节点抗弯刚度的构造措施。宗亮等 ^[3]对弯矩作用下钢管结构法兰节点有限元分析结果和试验结果进行了对比分析。分析结果表明,随着法兰节点弯矩的增大,法兰板产生了明显的塑性发展变形,在法兰节点抗弯连接设计时,可以认为法兰板压力中心的位置基本不变。王元清等 ^[4]对4种基本形式的法兰节点进行了四点受弯加载试验,研究法兰节点在受弯过程中螺栓和法兰板的受力特性,得到法兰节点的屈服荷载和极限荷载。

　　 由于法兰节点设计荷载的不断增大,按照传统法兰节点设计方法会产生螺栓规格过大、法兰板过厚等问题,因此新型内外法兰的研究也相继开始出现。黄誉等 ^[5]对内外法兰受弯特性进行试验研究及有限元分析,建议法兰设计时旋转轴位置取距钢管中心0.7R处(R为钢管半径,下同)。薛滨等 ^[6]开展了内外法兰在拉弯荷载下的力学行为及承载力计算方法的研究。分析了法兰旋转轴、中和轴和承载力随轴向拉力变化特征。陈哲等 ^[7]开展了中空夹层钢管混凝土内外法兰受弯性能试验研究。重点考察了螺栓应变,揭示了法兰内、外螺栓应力分布规律,认为旋转轴位置处于距钢管中心0.75R处。

　　 可见,传统法兰以及内外法兰承载力研究主要都是基于钢管未填充混凝土的法兰节点,而对钢管填充混凝土的内外法兰节点受弯时中和轴和旋转轴的位置尚没有统一的结论。因此有必要对钢管混凝土内外法兰及钢管内外法兰受弯时的承载力特点、传力机理以及旋转轴位置进行深入研究。

　　 本文对钢管内外法兰及钢管混凝土内外法兰节点开展了纯弯试验研究,法兰试件参数如图2(a)和表1所示。

　　 试验装置如图2(b)所示,采用四点受弯加载方式,法兰节点处于纯弯段。压剪试验机加载端作用于钢管。混凝土柱通过分配梁,将荷载传至距钢管端1/3管长的两对称位置处,从而将压力转化为弯矩,实现内外法兰节点的纯弯加载 ^[8]。

　　 本文针对钢管填充混凝土与否,开展了钢管内外法兰及钢管混凝土内外法兰2种内外法兰节点抗弯承载力试验研究,为了掌握纯弯荷载作用下内外法兰各部件的应变发展特性,分别将应变片S₁～S₉,L₁～L₆,B₁～B₄₄粘贴在钢管、加劲肋及内外螺栓上,测试试件不同位置应变发展特性,测点布置如图3所示。并在法兰板两侧相对位置处布置6个位移计(W₁～W₆)以测试法兰板的张开位移; 应变片和位移计数据以及压剪试验机加载量均利用数据采集系统通过计算机自动采集 ^[8]。

　　 按照实际工程要求,试验前通过扭矩扳手对高强螺栓施加规定的预紧力,对M16螺栓施加扭矩为110N·m; M20螺栓施加扭矩为220N·m。在正式加载之前需对内外法兰节点进行预加载试验,加载到10%设计荷载后停止5min,检查加载及测试系统是否正常。正式加载通过力控制加载速度,分级加载直至法兰螺栓发生明显的颈缩破坏。记录每级荷载作用下各位置应变片测点的应变值和位移情况,考察法兰节点的受力特性 ^[8]。

　　 弯矩从零加载至设计值时,钢管内外法兰节点受拉区法兰板啮合面已略微分开;钢管混凝土内外法兰加载至设计弯矩时,法兰板啮合面也已分开,此时受拉区混凝土已经开裂,法兰板弯矩-张开量呈线性发展; 继续增大荷载,此后法兰节点法兰板弯矩-张开量呈非线性发展,弯矩随法兰板的张开量增大较弹性阶段缓慢。钢管混凝土内外法兰节点的张开量较钢管内外法兰发展缓慢,如图4所示。加载临近结束时,钢管内外法兰及钢管混凝土内外法兰最大受力螺栓处张开量(W₁,W₂测点)分别为3.1,3.8mm。最终内、外圈螺栓均发生明显的颈缩破坏,继而内外法兰节点失效,如图5所示。而内外法兰板、加劲肋及焊缝均未发生明显变形。说明内外法兰节点抗弯承载力主要由内外圈螺栓强度控制。

　　 试验测得钢管内外法兰及钢管混凝土内外法兰的钢管弯矩-应变发展曲线如图6所示。荷载达到法兰设计荷载之前,钢管截面弯矩-应变基本呈线性增长。钢管混凝土内外法兰的钢管弯矩-应变增长较钢管内外法兰缓慢,这是因为钢管内填充了混凝土之后,混凝土与钢管共同受力,有效地降低钢管应力,提高了钢管受弯时局部屈曲承载力。

　　 图7为内外法兰的中和轴和其旋转轴相对位置关系。假设法兰截面满足平截面假定,图8为根据钢管应变反推得到内外法兰中和轴距钢管中心线距离与R的比值-弯矩曲线。钢管内外法兰中和轴位置随内外法兰节点弯矩的增大,逐渐偏向法兰板受压侧,位置略高于截面中心线,距钢管截面中心线的距离约为0.15R。而钢管混凝土内外法兰,中和轴位置随弯矩增大,由法兰板受压侧逐渐向截面中心线偏移,距钢管截面中心线的距离和钢管内外法兰最终趋于一致,约为0.18R。这是因为螺栓终拧后预紧力的损失导致法兰板间存在不可避免的间隙,且在荷载达到设计荷载之前,螺栓和受拉区混凝土共同承担了部分拉力。

　　 图9为试验得到法兰受拉区内外侧螺栓测点弯矩-应变曲线(试验中有部分螺栓粘贴的应变片损坏,无法测出数值,因此文中选取了好的螺栓测点进行分析)。可以发现,内外圈螺栓两侧应变发展较快,且螺栓两侧应变略有差异,表明内外法兰节点受弯时,内外圈螺栓受到拉力和弯矩共同作用。如最大受力外螺栓测点B₉和B₁₀为同一颗螺栓上对称两测点,B₉为靠近钢管壁侧测点,B₁₀为远离钢管壁测点。B₁₀应变值大于B₉,说明螺栓不仅受到拉力,还受到附加弯矩的作用。此外,外侧螺栓应变发展较内侧螺栓快;随着距钢管中心线距离的增大,拉区螺栓拉力增大。钢管填充混凝土后,内外侧螺栓应变发展均较未填充混凝土时缓慢。加载结束后,螺栓拉应变超过其极限应变。

　　 模拟的主要目的是探讨钢管填充混凝土与否对内外法兰传力机理及旋转轴的位置影响特性。模拟分析时钢管、法兰板及加劲肋材质均为Q345钢材,内外侧螺栓分别采用6.8级普通螺栓和8.8级高强螺栓,钢材材性试验结果如表2所示。试验中C35混凝土标准抗压强度f_cu=36.9MPa。为了与试验结果进行对比分析,因此有限元模拟时所有材料的强度均取试验值。

　　 采用有限元分析软件ANSYS对试验构件进行有限元仿真模拟。选用Solid 185元件模拟钢管、法兰板、加劲肋和螺栓,选用Solid 65元件模拟混凝土。如图10所示,所有构件的应力-应变关系采用多元线性模型。泊松比为0.3,弹性模量为200GPa。

　　 在模型中所有的体都是通过sweep来划分。通过Prest 179单元模拟高强度螺栓的预紧力。采用三维三节点目标单元Target 170和三维八节点接触单元Contact 174模拟法兰板、螺帽、混凝土及钢管壁之间的相互接触问题。为了准确地模拟接触问题,假定接触面之间的摩擦系数为0.35,如表3所示。模型的约束及加载情况为:钢管下端为固端约束,与钢管上端相连的MPC梁交点施加Y向转角模拟纯弯荷载。鉴于模型几何对称、受力对称特性,建立1/2模型,模型对称面施加环向对称约束。

　　 混凝土裂缝发展如图11所示,可看出纯弯受力过程中受拉侧混凝土开裂,裂缝沿着法兰板连接面向受压侧扩展。内外法兰节点von Mises应力如图12所示,可看出螺栓应力水平高,发生颈缩,而钢管及法兰板应力水平较低,与试验测得结果一致。图13(a)是法兰板间的接触压力,可看出受拉区法兰板间无接触压力,而受压区法兰板压应力表现为内侧大外侧小,这是由于钢管内填充了混凝土提高了内侧法兰板的整体抗弯刚度。图13(b)给出两法兰板间的接触间隙。可知受拉侧法兰板间最大间隙已经达到4.59mm,这与试验时测得法兰板受拉区已完全张开现象一致。

　　 表4为有限元分析得到的内外法兰旋转轴位置。可知钢管内外法兰旋转轴位置位于偏离主管中心0.64R附近处; 而钢管混凝土内外法兰旋转轴位置位于偏离主管中心0.85R附近。内外法兰试验结果与有限元数值分析结果基本一致。

　　 对刚性法兰旋转轴位置的研究,现行规范 ^[9,10]所给出的旋转轴位置基本一致。根据《架空输电线路钢管塔设计技术规定》(DL/T 5254—2010)(简称《规定》),刚性法兰受纯弯荷载时,取钢管外壁切线为旋转轴。内外法兰螺栓拉力的计算模型可以参考传统刚性法兰螺栓拉力计算模型,如图14所示。由于混凝土极限抗拉承载力远小于螺栓,且在最大受力螺栓达到设计荷载之前,受拉区混凝土已经开裂退出工作。因此,忽略混凝土的抗拉承载力,通过试验测得的最大受力螺栓的拉力,按照最大受力螺栓计算公式,通过多次迭代计算反推螺栓群旋转轴位置。

　　 螺栓群绕旋转轴旋转,最大受力螺栓的拉力由对旋转轴的力矩平衡求解而成:

　　 ${\rm N}{}_{\text{B}\text{Ο}\max }=\frac{{\rm M}Y{}_{\text{Ο}1}}{{\displaystyle \sum }Y{}_{\text{Ο}i}^2+{\displaystyle \sum }Y{}_{\text{Ι}i}^2}(1)$

　　 外圈螺栓到旋转轴位置满足:

　　 $Y{}_{\text{Ο}i}=y{}_{\text{Ο}}+y{}_{\text{Ο}i}=k{}_{0}R+y{}_{\text{Ο}i}(2)$

　　 因此有:

　　 $Ay{}_{\text{Ο}}{}^2+By{}_{\text{Ο}}+C=0(3)$

　　 则:

　　 $y{}_{\text{Ο}}=\frac{-B\pm \sqrt{4\left(B{}^2-AC\right)}}{2A}(4)$

　　 式中:A=n_O+n_Ι;$B=2{\displaystyle \sum }y{}_{\text{Ο}i}+2{\displaystyle \sum }y{}_{\text{Ι}i}-\frac{{\rm M}}{{\rm N}{}_{\text{t}\text{m}\text{a}\text{x}}}$;$C={\displaystyle \sum }y{}_{\text{Ο}i}{}^2+{\displaystyle \sum }y{}_{\text{Ι}i}{}^2-\frac{{\rm M}}{{\rm N}{}_{\text{t}\text{m}\text{a}\text{x}}}y{}_{\text{Ο}1}$; N_BOmax为外圈受力最大螺栓所受的拉力; M为法兰所受的弯矩; N为法兰所受的轴力; y_O为旋转轴到钢管中心的距离; y_Oi为外圈螺栓到钢管中心的距离; Y_O1为外圈受力最大螺栓中心到旋转轴的距离; Y_Oi为外圈螺栓中心到旋转轴的距离;y_Ii为内圈螺栓到钢管中心的距离; Y_I1为内圈受力最大螺栓中心到旋转轴的距离; Y_Ii为内圈螺栓中心到旋转轴的距离; n_O为外圈螺栓个数; n_I为内圈螺栓个数。

　　 纯弯试验及有限元模拟得到钢管内外法兰及钢管混凝土内外法兰的旋转轴位置如表4所示。

　　 钢管内外法兰及钢管混凝土内外法兰的旋转轴距钢管中心线距离与R的比值-弯矩曲线如图15所示,钢管混凝土内外法兰旋转轴位置较钢管内外法兰旋转轴位置变化较大,这是因为钢管混凝土内外法兰啮合面处混凝土开裂后受拉侧混凝土退出工作,而受压侧混凝土仍然和法兰板一起共同工作,导致钢管填充混凝土后旋转轴位置向外侧偏移。

　　 因此,钢管混凝土内外法兰旋转轴位置较钢管内外法兰旋转轴位置,与《规定》建议的0.8R更接近,此时以最大受力螺栓屈服作为弯矩承载力设计选用条件时,套用《规定》建议旋转轴位置与计算承载力更加接近。

　　 基于上述试验研究和非线性有限元模拟分析及理论分析,可以得到如下主要结论:

　　 (1)纯弯受力时,钢管内外法兰及钢管混凝土内外法兰均发生螺栓颈缩,这是由于混凝土极限抗拉承载力远小于螺栓,且在最大受力螺栓达到设计荷载之前,受拉区混凝土已经开裂退出工作,此后节点受拉区拉力将由受拉侧螺栓承担。

　　 (2) 2种内外法兰节点在纯弯受力过程中,内外侧螺栓受到拉力和弯矩共同作用。外侧螺栓应

　　 变发展较内侧螺栓快,随着距钢管中心线距离的增大,拉区螺栓拉力增大。此外,钢管混凝土内外法兰的内外圈螺栓应变发展较钢管内外法兰缓慢。

　　 (3) 随着节点弯矩的增大,钢管内外法兰中和轴位置向法兰板受压侧偏移,离截面中心线的距离约为0.15R。而钢管混凝土内外法兰中和轴位置,随着弯矩的增大,由法兰板受压侧向截面中心线偏移,并且距截面中心线的距离和钢管内外法兰最终趋于一致,约为0.18R。

　　 (4) 分析结果表明,钢管混凝土内外法兰旋转轴位置与钢管内外法兰相比,更接近《规定》建议的0.8R,此时以最大受力螺栓屈服作为弯矩承载力设计选用条件时,采用《规定》建议旋转轴位置与计算承载力更加接近。