0 前言

　　 当输电线路跨越江河、山谷、铁路、通信线及其他电力线路时所采用的输电塔为跨越输电塔。随着电力输送量的提高,大跨越输电塔的主材载荷不断增大,若继续采用传统的钢管,在我国大力推广使用高强钢材的背景下,会出现以下2个难以解决的问题:1)为了增大主材的长细比而增大主材的径厚比,这会导致主材发生局部屈曲;2)若主材的壁厚太大,不仅浪费钢材,无法发挥高强钢的优势,而且沿主材表面的法线方向容易产生层状撕裂 ^[1,2,3]。而钢管混凝土构件存在施工困难、造价较高的问题。加劲钢管可以较好地克服以上问题,开始引起设计人员的注意,并计划在某些大跨越输电塔中应用。加劲钢管是把纵向或横向加劲肋焊接在传统钢管内壁上而生成的一种新型构件。在钢管直径不变的情况下,加劲肋有助于延缓构件的局部屈曲,并增大构件的横截面面积和长细比 ^[3,4,5]。

　　 在加劲钢管的焊接过程中,构件各处的温度差别很大,由于钢材的热胀冷缩,在出现过高温的部位一般会产生残余拉应力,而在其他部位因应力的自相平衡会出现残余压应力。因为构件的实际应力为外荷载导致的应力和残余应力之和,所以在外荷载相同的条件下,构件的实际应力与残余应力密切相关。根据已有的研究,残余应力对钢结构轴压(整体)稳定系数、疲劳寿命和应力腐蚀速度等参数均有重要影响 ^[3,4,5,6]。因此,作为一种新型构件,有必要基于试验测试,研究加劲钢管的残余应力分布规律,为大跨越输电铁塔主材的设计提供必要的依据。

　　 残余应力的分布和大小与构件的截面形状、加工工艺、构件尺寸等有关。目前已有许多学者对不同截面残余应力进行了试验研究。杨俊芬等 ^[7,8]通过数值模拟和试验测试,研究了Q690焊接钢管的残余应力分布特点。班慧勇、B.Somodi和王娜等 ^[9,10,11,12]对工字形、箱形截面等构件的残余应力分布进行了研究。

　　 以上研究成果具有重要的参考意义,但研究对象并非加劲钢管。因此,本文首先根据工程需要,设计了3种加劲肋布置方式的加劲钢管和1种无加劲肋钢管的试件,然后采用盲孔法测试了这些试件的残余应力,对比了加劲钢管和无加劲肋钢管残余应力分布特点。然后,根据加劲钢管的残余应力分布特点,给出了残余应力计算方法。

1 盲孔法测试残余应力的基本原理

　　 盲孔法是目前比较常用的一种残余应力测试方法。该方法具有精度较高,操作简单,对构件的破坏程度小等优点,在实际检测中得到了大量的应用 ^[13,14]。

　　 盲孔法的具体测试原理如下:假设构件内存在残余应力场,在应力场内任意点处钻1个小孔后,使原有的平衡状态被破坏,孔周围金属的残余应力得到释放,这时盲孔周围将产生一定量的释放应变,形成新的应力场和应变场。由电阻应变片测出其释放的应变,即可根据理论推导公式计算出该测点的纵向残余应力值 ^[13]。

　　 本试验所用的钢材为各向同性材料,试件局部残余应力为平面应力状态,且沿厚度方向均匀分布。图1为钻孔时应变片的布置示意图。设残余应力的第一主应力、第二主应力分别为σ₁,σ₂,其大小及方向未知,方向角θ为第一主应力σ₁与应变片1参考轴之间的夹角,规定顺时针方向为正。根据弹性力学平面应力理论,得到测点处残余应力的主应力σ₁,σ₂和方向角θ的计算公式如下 ^[12]:

　　 ⎧⎩⎨⎪⎪⎪⎪⎪⎪σ1=ε1+ε34A+14B(ε1−ε3)2+(2ε2−ε1−ε3)2−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−√σ2=ε1+ε34A−14B(ε1−ε3)2+(2ε2−ε1−ε3)2−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−√tan(2θ)=2ε2−ε1−ε3ε3−ε1         (1){σ1=ε1+ε34A+14B(ε1-ε3)2+(2ε2-ε1-ε3)2σ2=ε1+ε34A-14B(ε1-ε3)2+(2ε2-ε1-ε3)2tan(2θ)=2ε2-ε1-ε3ε3-ε1         (1)

　　 式中:ε₁,ε₂和ε₃分别为应变片1、应变片2、应变片3在钻孔后所测得的释放应变,με;A,B为应变释放系数,其大小与应变片的几何尺寸、孔深、孔径和被测材料的弹性模量E等有关,通过标定试验或理论计算求出该值。

　　 根据材料力学原理,可以得到水平截面上纵向残余应力σ_r的计算公式为:

　　 σr=σ1+σ22+σ1−σ22cos(2θ)         (2)σr=σ1+σ22+σ1-σ22cos(2θ)         (2)

　　 图1 盲孔法测试残余应力应变片布置示意图   

2 试验概况

2.1 试件设计

　　 某大跨越输电塔拟采用的加劲钢管直径和壁厚分别为1 500mm和26mm。因为此加劲钢管的几何尺寸太大,加工成本过高。本文按0.325的缩尺比将加劲钢管的直径和壁厚分别确定为462mm和8mm。构件的加劲肋的厚度和宽度均分别为3mm和24mm,钢管和加劲肋的钢材为Q345。按加劲肋的个数,试件可分为4种规格,依次包含0,4,8,12个加劲肋,见图2。每种规格涉及3个试件,共12个试件。加劲肋与钢管采用角焊缝相连,角焊缝的焊脚长度(尺寸)为5mm。试件的长度均为1.5m。所有试件中钢管均来自于同一根母材。

　　 图2 残余应力测试试件的横截面   

2.2 材性试验

　　 通过标准试件拉伸试验来获得钢材的材料力学性能,材性试验试件加工精度和材性试验方法均按照《金属材料 室温拉伸 试验方法》(GB/T 228—2010) ^[14]的规定进行。材性试验试件几何规格如图3所示。共采用了3个标准试件,试验结果平均值汇总于表1。

　　 图3 材性试验试件几何规格   

　　 材性试验数据 表1

2.3 应变释放系数标定试验

　　 从式(1)可知,应变释放系数A,B是确定构件残余应力的基本参数,需要通过标定试验来测定。标定试件的尺寸如图4所示。根据盲孔与边界最小距离的规定,取试件工作部分宽度为60mm。将相同的应变片布置在正反面相对称的位置,用来校正偏心加载及试件扭转。

　　 图4 标定试件几何规格  

　　 取3个标定试件(试件编号分别为a,b,c)进行标定试验,使用200kN液压试验机对标定试件进行加载。为了防止盲孔边塑性变形的产生,需要在循环加载过程中保证试件始终保持在弹性状态,而且最大荷载作用下试件的正应力σ不大于1/3σ_y(σ_y为屈服强度)。试验时,反复施加载荷,记录在钻孔前后应变片读数,得到应变差,代入式(3)计算应变释放系数。

　　 {A=(ε1+ε3)/2σB=(ε1−ε3)/2σ         (3){A=(ε1+ε3)/2σB=(ε1-ε3)/2σ         (3)

　　 由3个标定试件测试得到的应变释放系数A,B如表2所示。因为标定试件a的A值差异与其他两个试件差异太大,所以取试件b和试件c测试值的平均值作为处理试验数据所用的标准值。

　　 应变释放系数A,B表2

2.4 测点布置

　　 图5 试件钻孔位置   

　　 所有测点布置在试件的中间横截面上。因为加劲钢管关于焊缝与轴线组成的平面对称,所以仅在1/2跨中横截面上布置了测点,如图5所示。采用盲孔法测试残余应力时,为保证测定精度,孔与孔的横向最小间距不应小于5倍的孔径,孔与孔的最小纵向间距不应小于15倍的孔径,边界与孔的最小间距不应小于8倍的孔径 ^[12]。本次试验采用的钻孔孔径为1.5mm,则钻孔间的横向间距、纵向间距,孔距边界的距离应分别大于7.5,22.5,12mm。图5中各钻孔的位置均符合以上要求。由于焊缝附近应力梯度较大,因此测点布置较密;随着钻孔距焊缝距离的增加,残余应力梯度在逐渐减小,测点的布置逐渐稀疏。

2.5 残余应力试验步骤

　　 盲孔法测试残余应力的试验步骤主要为:1)打磨机打磨,采用打磨机对试件表面进行打磨;2)砂纸打磨,分别用粗细砂纸磨平测点处,以去除试件表面的氧化层,使应变片与试件有很好的接触,如图6所示;3)钻孔,连接好手电钻,保持合适的压力,钻至孔深1.8mm,钻孔时严格保证钻孔中心与应变片测量中心重合,如图7所示;4)测量残余应力,钻孔工序结束后,待钻孔区域温度下降至室温,采用HK21B型残余应力检测仪便可进行数据采集。

　　 图6 应变片布置效果  

　　 图7 钻孔实景图  

3 试验结果及分析

　　 残余应力测试结果如图8所示。从以上测试结果,可以看出:

　　 (1)根据图8(a),实测得到的无加劲肋钢管的残余应力σ_s和杨俊芬 ^[7]给出的焊接钢管残余应力分布特点类似,可按式(4)表示。

　　 σs=⎧⎩⎨−c1σy−c2σyθsθ+c1σy      (0<θ≤θs)c2σy+c3σyπ−θsθ+c3σy−c2σy+c3σyπ−θsπ(θs<θ≤π)         (4)σs={-c1σy-c2σyθsθ+c1σy      (0<θ≤θs)c2σy+c3σyπ-θsθ+c3σy-c2σy+c3σyπ-θsπ(θs<θ≤π)         (4)

　　 式中θ_s,c₁,c₂,c₃分别为残余压应力峰值与焊缝的夹角、残余拉应力峰值与屈服强度的比例、残余压应力峰值与屈服强度的比例、焊缝角度为π时残余应力与屈服强度的比例。

　　 因此,根据图8(a),对于对接焊缝引起的残余应力场,θ_s,c₁,c₂分别为0.24π,1,0.22,0.14。值得注意的是:由于试验测量的误差,测量的残余应力平均值对横截面面积积分之和并非为0,即整个横截面残余应力测试结果并不是自平衡的。为了更贴近地反映试验实测结果,本文建议的残余应力模式不进行自平衡方面的修正。

　　 图8 残余应力测试结果  

　　 (2)在加劲钢管对接焊缝处和每个加劲肋的焊缝处,都会出现明显的残余拉应力峰值,但钢管对接焊缝处的残余拉应力明显大于加劲肋处。原因为:在生成加劲肋角焊缝和加劲钢管对接焊缝的过程中,加劲钢管受热不均,导致焊缝周围出现拉应力,加劲钢管加劲肋处的角焊缝的焊脚(尺寸)仅为5mm,它的热输入明显小于加劲钢管的对接焊缝,所以它引起残余拉应力峰值和残余压应力峰值均应小于加劲钢管对接焊缝。

　　 (3)4种试件的最大残余拉应力均出现在加劲钢管对接焊缝附近,最大值为σ_y;焊接加劲肋后,最大残余拉应力仍出现在钢管对接焊缝附近,最大值几乎不变。可见:因为钢管对接焊缝处的残余应力已等于或接近钢材的屈服强度,所以即使钢管对接焊缝处于加劲肋产生的残余拉应力场内,该处的残余拉应力也无法进一步提高。

　　 (4)在加劲肋分别为4,8,12个时,根据各种试件残余应力平均值曲线,加劲肋分别为4,8,12个时的加劲钢管加劲肋处的残余拉应力最大值分别0.28σ_y,0.28σ_y,0.47σ_y。这是因为加劲肋为4,8个时,相邻两个加劲肋焊缝的距离较大,二者之间的残余拉应力场影响较小;而加劲肋为12个时,相邻两个加劲肋焊缝的距离较小,二者之间的残余拉应力场影响较大。因此,可以认为当加劲肋为4个或8个时,加劲肋处的残余应力值为加劲肋残余应力场中拉应力峰值。

　　 (5)对于无加劲肋钢管,根据其残余应力平均值曲线,最大残余压应力为0.23σ_y,出现在距离焊缝为0.24π的位置;而对含4,8,12个加劲肋的加劲钢管,最大残余压应力在0.22σ_y～0.29σ_y之间,且距离焊缝的位置分别为0.33π,0.20π,0.16π。可见,相对无加劲肋钢管,加劲钢管的残余应力峰值和位置都会发生变化。这是因为加劲钢管对接焊缝和加劲肋焊缝产生的残余应力峰值均远低于钢材的屈服强度,所以在多个焊缝的残余压应力场叠加后,总残余应力场的压应力峰值会增加,且位置会改变。

　　 (6)根据加劲钢管残余应力分布特点,本文建议加劲钢管残余应力模式为钢管对接焊缝及加劲肋焊缝产生的残余应力场的叠加。因为根据杨俊芬等 ^[8]的研究,热输入幅度对θ_s的影响不大,所以可认为加劲肋焊缝残余应力场和式(4)所示的钢管对接焊缝残余应力场中的θ_s均为0.24π;为了保证加劲钢管对接焊缝残余应力和加劲肋焊缝残余应力的相似性,可将加劲钢管对接焊缝残余应力场的c₁,c₂和c₃等比例缩小至0.210,0.068,0.043,作为加劲肋焊缝残余应力场的相关参数。采用的比例系数为加劲肋焊缝残余应力峰值0.31σ_y与加劲钢管对接焊缝残余应力峰值σ_y的比值0.31。本文建议的加劲钢管残余应力模式与试验实测值的对比如图8所示,可见二者的吻合度很好。

4 结论

　　 本文采用盲孔法测试了3种大跨越输电塔主材加劲钢管及1种无加劲肋钢管的残余应力,共涉及12个试件,主要结论如下:

　　 (1)加劲钢管的残余拉应力峰值和位置与无加劲肋钢管基本相同。

　　 (2)相对无加劲肋钢管,加劲钢管的残余压应力峰值会增大且位置会有很大变化。

　　 (3)在加劲钢管的加劲肋处存在明显的残余拉应力,但该数值明显低于加劲钢管对接焊缝处的残余拉应力。

　　 (4)加劲钢管的残余应力场可视为钢管对接焊缝及加劲肋焊缝产生的残余应力场的叠加。