随着输电负荷的增大和输电电压的提高, 钢管输电铁塔逐渐成为了大负荷高电压输电线路的主要形式。通常钢管主材及主要斜材的连接均采用法兰节点的方式进行结构连接。目前法兰与钢管采用的连接方法是利用环形焊缝将法兰和钢管进行焊接连接 (图1) , 因此, 焊接的缺陷和不利影响容易集中在同一环形断面上, 极可能导致构件破坏。

　　 依据现有算法计算结果发现, 平焊带颈法兰由于焊接热效应的影响, 在焊缝附近形成焊接残余应力影响区, 最大焊接残余应力达屈服强度的30%。

　　 吴静^[1]通过节点试验及有限元分析还初步对比了柔性与刚性两种设计思路的Q460高强带颈对焊法兰承载性能, 并提出了工程应用建议。薛伟辰等^[2]通过对500k V吴淞口大跨越塔柔性法兰原型试验研究, 得出的结果表明, 法兰焊缝和筒体拉板焊缝两处最容易破坏, 焊缝应力对试件极限承载力影响较大, 这与计算结果是吻合的。任伟新等^[3]通过试验和理论分析表明, 焊接残余应力会对钢板梁极限承载力构成影响。江谢送^[4]的研究也表明焊接残余应力对冷弯管柱承载力的影响不容忽视。

　　 综上可知, 法兰节点的焊接过程是在焊缝局部不均匀高温加热后再冷却的过程, 受焊缝及其近区温度场的影响, 构件冷却后, 节点部位将出现大小不等、分布不均匀的残余应力场。

　　 节点焊接完成后, 若在构件轴向施加荷载, 则结构的残余应力和加载引起的工作应力相互叠加, 使构件产生二次变形和应力的重分布, 从而降低节点的刚性和稳定性, 在焊接缺陷存在时, 会造成钢管“齐口断裂”破坏^[5]。因此, 需要对节点的形式进行优化设计, 尽可能减小焊接残余应力和焊接缺陷的不利影响。

　　 文献[6]对平焊带颈法兰节点和波形带颈法兰节点进行试验研究和有限元分析验证, 结果表明, 建立有限元模型用于计算法兰承载力等力学性能时, 其计算结果具有足够的精度和准确性。本文采用文献[6]的分析方法, 通过建立有限元模型来计算分析波形角焊缝对波形带颈法兰节点的热影响。为此, 本文针对正弦波形带颈法兰节点的焊接和最优几何形式进行研究分析。

　　 为控制焊接残余应力的影响, 避免焊接缺陷在环形断面集中, 需要对法兰节点形式进行优化。由于焊接残余应力对构件极限承载能力影响不可忽略, 因此优化形式应尽可能改善焊接过程中的散热条件, 降低焊接变形和材料转脆的程度;此外, 焊缝缺陷的存在, 成为构件发生破坏的主要诱导点, 优化形式应避免缺陷在一个环形断面上集中, 从而导致构件受荷后产生突发性的脆性破坏。因此, 本文提出正弦波形法兰形式, 不同法兰形式散热示意见图2。

　　 波形焊缝的布置具有以下优点:1) 波形焊缝增加了散热面积;2) 波形焊缝易于错开焊接缺陷, 避免焊接缺陷的环形集中;3) 波形焊缝增加了焊缝长度, 加强了钢管与法兰的连接;4) 正弦波形焊缝避免了棱角的转折, 减小了局部应力集中效应。

　　 计算波形带颈法兰节点需确定其正弦波的形式, 如图3所示, 计算时认为法兰节点的正弦波为均匀分布, 假设波数目为n_c, 则一个波的宽度w_c为:

　　 式中:w_c为波宽;B为法兰外径;n_c为波数。

　　 再设波高为h_c, 则波高和波宽的比例η_c为:

　　 本文计算取n_c=6, η_c=1.0, B=222mm, 通过式 (1) , (2) 可以得到w_c=h_c=116.18mm。计算几何模型参见图3和表1。

　　 钢管和法兰选用相同钢材, 采用直角角焊缝单面连接, 通过手工焊焊接方法将法兰和钢管焊接在一起。本文选取Solid45实体单元建立ANSYS法兰节点模型, 材料参数见表2。由于本文重点在于研究焊缝对构件承载力的影响, 而考虑螺栓孔后会使划分网格困难, 故有限元物理模型不考虑法兰上的螺栓孔。

　　 模拟法兰节点焊接温度场时, 仅考虑法兰顶部的焊条焊接热效应, 在模型顶部和底部 (法兰底部) 施加30℃常温温度边界;仅考虑法兰顶部的焊条热效应, 将焊条的初始温度设置为1 500℃。

　　 在计算焊接过程中的应力场时, 删除所有的温度边界, 取法兰和钢管的参考温度均为30℃, 在法兰底部施加全位移约束, 将温度作为体荷载施加到模型, 从而最获得焊接残余应力分布。

　　 最后进行节点极限承载力的模拟, 删除所有的应力边界和温度边界, 重新在模型的底部 (法兰底部) 施加X, Y, Z向位移全约束边界, 顶部施加外作用力荷载, 静力加载至构件破坏, 即计算不收敛。

　　 初始时刻采用t=0.001s建立焊缝快速升温温度场, 焊接时间取180s, 冷却时间取7 200s (即2.0h) , 焊缝焊接时, 考虑横截面中与构件圆心呈180°角的两个起焊点, 顺时针同时施焊, 得到不同时刻构件的变形结果和冷却后的von Mises等效塑性应变分布见图4。

　　 从图4可以看出, 在焊缝快速升温时, 在法兰波谷位置产生向管内的变形, 随着施焊过程的进行及法兰节点的冷却, 法兰向管内的最大变形位置逐渐变为波峰位置, 并在波谷处产生向管外的最大变形。

　　 与平焊带颈法兰节点相比, 在波形带颈法兰节点中, 由于波峰和波谷错开, 波形带颈法兰没有环形颈缩圈, 仅在波峰位置处有向管内的径向变形, 但所有径向变形计算的最大值及最小值大小相当。因此, 波形带颈法兰在焊接过程中对控制构件变形形态有积极作用。

　　 文献[6]对平焊带颈法兰焊热影响范围的测量结果表明, 焊接残余应力影响范围向焊缝两个方向扩展距离约为35mm, 共计约70mm;由图4可以看出, 波形带颈法兰节点的焊接残余应变影响范围远低于上述取值。因此, 波形带颈法兰节点的影响小于平焊带颈法兰节点的影响。

　　 波形带颈法兰节点在0.001, 180, 7 200s时的von Mises等效应力见图5。由图可知, 新型波形带颈法兰节点在温度升至1 500℃的初始时刻, 轴向应力S_z、第一主应力S₁和von Mises等效应力的最大值均偏大。受波形焊缝的影响, 应力分布体现出波浪起伏的特征。

　　 构件最后冷却至30℃左右时, 轴向应力S_z、第一主应力S₁和von Mises等效应力均展现了焊接残余应力特征, 轴向应力S_z和第一主应力S₁在焊缝附近呈现出拉压分区特征, 这是与环形焊缝构件差异之处。另外, 焊接残余应力的拉、压最大值分布区随着波峰和波谷相互错开, 焊接影响不再呈环形集中形态, 这是波形带颈法兰节点与平焊带颈法兰节点相比最显著的优势。

　　 从图6可以看出, 波形带颈法兰节点轴拉试验破坏发生在节点焊缝附近, 并随着焊缝波峰和波谷发生变化, 形成“随波逐流”的现象^[6]。由此可见, 本文建立有限元模型与试验结果的破坏形态具有一致性。

　　 为了获得波形带颈法兰节点波峰和波谷位置的残余应力影响区, 取波峰点和波谷点钢管外表面轴向为路径, 绘出轴向应力S_z沿路径分布图, 见图7及表3。模型中以底面圆心为坐标原点, 以构件纵轴线为路径坐标, 以远离法兰节点为正方向。

　　 图7和表3结果表明, 波峰位置处焊接残余压应力最大值为-143.147MPa, 焊接残余拉应力最大值为116.27MPa, 与环形焊缝最大的不同是在z=0.08m位置处出现了拉压分区;波谷位置处的焊接残余应力深度影响区域被分割, 避免了在一个环形面上的集中。与平焊带颈法兰节点相比, 这是新型波形带颈法兰节点最大的优点, 达到了错开焊接缺陷集中环形分布的目的。

　　 综上所述, 就单一路径而言, 采用波形带颈法兰节点后, 焊接残余应力的最大值和影响区域大小均有所减小, 且焊接应力影响区不再呈环形分布, 波峰位置和波谷位置的影响区形成错齿形式, 在外荷载 (拉荷载或压荷载) 作用下, 使法兰节点应力分布更为合理, 降低了“齐口断裂”的风险。

　　 删除所有的荷载和边界条件, 重新在模型的底部施加X, Y, Z向位移全约束边界。在顶部施加均布荷载, 采用Newton-Raphson法进行大变形非线性求解, 加载计算至不收敛作为构件破坏的极限荷载, 计算结果见表4。

　　 从表4结果可以看出, 采用波数为6个的波形带颈法兰节点连接形式的极限承载力比普通平焊带颈法兰节点提高了 (1 466-1 032) =434k N, 提高幅度约为40%。因此, 波形带颈法兰应该成为钢管塔节点连接的占优方案。

　　 (1) 波形焊缝可增大法兰节点的散热面积, 易于错开焊接缺陷, 从而避免焊接缺陷的环形集中。

　　 (2) 与平焊带颈法兰节点相比, 新型波形带颈法兰节点由于波峰和波谷的错开, 法兰未发生环形颈缩圈现象, 故新型波形带颈法兰在焊接过程中对控制构件变形形态有积极的作用。

　　 (3) 采用波形带颈法兰节点后, 焊接残余应力的最大值和影响区域大小均有所减小, 波峰位置和波谷位置的影响区形成错齿的形式, 从而可错开焊接缺陷集中环形分布。

　　 (4) 新型波形带颈法兰节点极大地改善了焊接热对法兰节点受力性能的影响, 使其极限承载能力相对于平焊带颈法兰节点而言提高了40%, 故钢管塔节点的连接应优先选用新型波形带颈法兰节点。