楊俊芬，張 濤，彭奕亮

(1. 西安建筑科技大學土木工程學院，陜西 西安 710055；2. 賽鼎工程有限公司, 山西 太原 030032；3. 河南省電力勘測設計院, 河南 鄭州 450007)

隨著我國輸變電工程的飛速發(fā)展，全鋼結構構架已逐步成為我國變電站構架的主流．其中，人字柱構架是變電構架常用的結構形式之一．人字柱構架由“A”型鋼管柱和三角形桁架梁組成，構架梁和構架柱采用鉸接，構架縱向設置端撐形成抗側力體系，這類構架的典型結構布置圖見圖 1．構架柱通常采用直焊縫鋼管，在構架柱中部一般設置1～2道橫撐，橫撐通常與構架柱截面相同，相貫節(jié)點作為圓管結構中最為普遍的節(jié)點形式在人字形變電構架結構中廣泛使用．

圖1 人字柱構架正立面、側立面圖Fig.1 Facade and side elevations of herringbone column framework

在鋼管塔結構的設計中，對節(jié)點剛度的研究極為重要，其主要表現在以下方面．首先，節(jié)點的剛度和轉動能力對穩(wěn)定設計中構件計算長度的確定很重要；其次，節(jié)點剛度對結構的自振頻率和動力性能都有影響，進而影響結構的抗震性能；再次，節(jié)點剛度對疲勞驗算和結構抗火驗算很重要；最后，對一些需嚴格控制變形的結構，需要知道節(jié)點剛度后才能控制結構位移[1]．當節(jié)點的剛度不能達到整體結構對節(jié)點剛度的要求時，則要對節(jié)點采取加強措施．目前國內外的規(guī)范中很少涉及加強節(jié)點的設計公式．另外由于高強鋼強度高，在相同設計荷載下可以減小構件截面，從而節(jié)省材料，有較高的經濟效益，所以，對 Q690相貫節(jié)點加強后受力性能的研究有著很重要的理論和現實意義．本文采用工程中常用的加強方式[2]對相貫節(jié)點進行加強，無加強和采用三種加強方式的節(jié)點示意圖見圖 2．此相貫節(jié)點與管桁架結構中的相貫節(jié)點在結構形式和受力形式上都有差異，因此不能直接按照《鋼結構設計規(guī)范》(GB50017-2003)[3]中第10. 1. 4 條的規(guī)定將節(jié)點視為鉸接．

圖2 相貫節(jié)點及其加強方案示意圖Fig.2 Diagram of tubular joints and enhanced method

目前國內外關于圓鋼管相貫節(jié)點的研究較為普遍，陳以一等[4]對多種型式的圓鋼管相貫節(jié)點的抗彎剛度進行了研究，結果表明在一定的幾何參數條件下，相貫節(jié)點在直至相連腹桿達到屈服強度之前，可以作為全剛接節(jié)點對待．王偉[5]對2個X型和2個KK型節(jié)點的彈性剛度和承載力進行了測試，發(fā)現軸力性質，軸力大小及相鄰桿件的受力狀態(tài)對節(jié)點抗彎剛度具有一定影響，而主管彎矩對節(jié)點抗彎剛度影響不大．邱志國，趙金城[6]對X型相貫節(jié)點的軸向剛度和抗彎剛度進行了試驗研究．結果表明，當支管與主管直徑相差較多時，節(jié)點軸向剛度和抗彎剛度均較弱，節(jié)點的半剛性性能對結構的受力性能尤其是穩(wěn)定性能的影響不容忽視；當主管與支管直徑接近時，節(jié)點的軸向剛度和抗彎剛度均較大，基本能滿足節(jié)點剛度的要求．

但上述研究主要針對普通強度等級的鋼材制作的相貫節(jié)點，且鋼管直徑相對較?。畬τ诟邚婁?，大直徑相貫節(jié)點的剛度研究還未見報道．本文對采用 Q690高強鋼制作的無加強和采用三種加強方式的相貫節(jié)點的抗彎剛度進行試驗研究，考察三種加強方式及各參數對節(jié)點轉動剛度的影響，為此類節(jié)點的工程應用提供參考．

1 相貫節(jié)點的變形機理及剛度測定

1.1 相貫節(jié)點的變形機理

以人字柱與橫撐相貫節(jié)點為例說明節(jié)點的變形機理，當支管端部受豎向力時，支管與主管均發(fā)生轉動變形，如圖3所示，節(jié)點轉角即為主支管的轉角差值，需要扣除支管彈性變形及支管的剪切變形對于節(jié)點轉角的影響．已有的研究[7]指出與轉動變形相比，剪切變形很小，所以一般只需考慮連接的轉動變形，主要為節(jié)點域主管的凹陷變形所引起的節(jié)點轉動變形．本文忽略剪切變形對節(jié)點局部變形的影響．

圖3 相貫節(jié)點的變形示意圖Fig.3 Deformation schematic diagram of tubular joints

李玉成等[8]通過梁的撓曲方程計算梁的撓度，以此扣除梁變形對測量節(jié)點轉角的影響．雖然該方法可得到符合力學假定的梁軸線在彎矩作用下的轉角，但是由撓曲方程計算的值是在完全彈性前提下，當梁進入塑性階段以后就不能用該方法計算節(jié)點的轉角值．

節(jié)點的轉動剛度可以定義為節(jié)點發(fā)生單位轉角時所需要的彎矩大小，如式1所示，彎矩取力F與加載點到主支管相貫邊緣的力臂的乘積．

式中：Kω表示節(jié)點的抗彎剛度(平面內)；MW表示節(jié)點所受的彎矩；φW為節(jié)點主支管的相對轉角．

1.2 相貫節(jié)點的剛度定義

歐洲規(guī)范[9]規(guī)定，節(jié)點的初始彈性剛度 Sj不小于下列規(guī)定值時，節(jié)點為剛性節(jié)點：無支撐結構為，有支撐結構為，其中 E Ib為梁剛度， Lb為梁長度，EIbLb為梁的線剛度系數；當節(jié)點初始剛度時，節(jié)點為鉸接節(jié)點；在剛接和鉸接之間的部分屬于半剛性節(jié)點．節(jié)點初始剛度為彎矩—轉角曲線原點處切線的斜率．圖4給出了節(jié)點初始剛度的計算方法．

圖4 初始剛度的計算方法Fig.4 Calculation method of the initial stiffness

2 試驗概況

2.1 試件設計

以某電力勘測設計院設計的人字柱構架為依據，設計試件如下：主管與橫撐截面規(guī)格均為Φ300×8，主管長度為3 000 mm，橫撐長度為900 mm，主管與橫撐之間均采用相貫節(jié)點連接，材質均為Q690C．八個試件加強板/環(huán)的規(guī)格見表1．

表1 相貫節(jié)點試件規(guī)格表Tab.1 Specimens for tubular joints

2.2 試驗裝置

試驗裝置布置見圖 5．試件柱腳與鋼底座剛性連接，底座截面尺寸為 H600×890(800)×22×28，鋼材強度等級Q345B，底座通過放置于其上表面壓梁兩端的錨栓固定于試驗臺面．主管豎向荷載通過放置在兩邊加載橫梁上的兩個液壓千斤頂（千斤頂1）對稱作用于加載橫梁上．兩個千斤頂的量程均為100 t，并聯于同一套穩(wěn)壓裝置的油路，以保證兩個千斤頂上作用的荷載大小相同．支管豎向荷載由一個固定在臺座上的液壓千斤頂（千斤頂 2，附帶力傳感器）．施加豎向荷載通過放置在兩邊加載橫梁上的液壓千斤頂對稱作用于加載頭上．兩個千斤頂的量程均為100 t，并聯于同一套穩(wěn)壓裝置的油路，以保證兩個千斤頂上作用的荷載大小相同．試驗裝置布置見圖5．

2.3 加載方案

首先進行千斤頂施加豎向軸力的預加載，逐步施加主管軸力至694 kN，檢查測量主管軸向應變的應變片讀數是否基本一致，以考察加載是否偏心；檢查各部分的連接情況(位移計，百分表的支座等)；檢查各儀器設備的工作狀況(位移計，百分表是否正常讀數等)；檢查螺栓是否有松動；緊固頂著地梁的支座，減小地梁的水平位移．

正式加載時，單獨施加主管軸力到 N=2 024 kN(軸壓比0.4)，停歇10 min，保持豎向荷載不變，逐步施加支管端部的集中荷載，直至試件破壞，利用傳感器來測量支管端部集中荷載的大?。?/p>

2.4 測試方案

測量方案中，最重要的即為主支管相對轉角值的測量．位移計布置見圖6．

試驗中采用位移計記錄試件的水平和豎向位移，其中WYJ-1、WYJ-2、WYJ-5記錄主管平面內側移量；WYJ-3記錄支管豎向位移量；WYJ-4記錄支管平面外側移量；WYJ-6記錄主管平面外側移量；WYJ-7、WYJ-8記錄相貫處主支管相對轉動的位移量．其中：WYJ-1表示1號位移計，依此類推．以WYJ-7、WYJ-8的測量結果計算主支管的相對轉角值，其幾何原理見圖7．對于WYJ-7，安裝位移計時保證AC長度為260 mm，CAB∠為45°，BCA∠為主支管的夾角，在加載過程中AC和CAB∠均保持不變，主支管的變形引起B(yǎng)向B′移動．因此，通過計算 BCB′

圖5 試驗裝置布置圖Fig.5 Test device layout

圖6 位移計布置圖Fig.6 Displacement meter layout

∠ 可得主支管夾角的變化．試驗中可直接讀出BB′的值，計算詳式如下．

圖7 轉角測量原理圖Fig.7 Measure principle diagram of rotation

對于WYJ-8，安裝位移計時保證BC長度為220 mm，CAD∠為39°，BCA∠為主支管的夾角，在加載過程中BC和CAD∠均保持不變，主支管的變形引起B(yǎng)向B′移動．因此，通過計算 BCB′∠ 可得主支管夾角的變化．試驗中可直接讀出BB′的值，計算詳式如下．

3 試驗結果及節(jié)點初始節(jié)點剛度

3.1 轉角測試方法對比

為進一步驗證上述通過WYJ-7、WYJ-8的測量結果計算主支管的相對轉角值的準確性，對SJ-1同時還采用攝影測量的方法進行主支管相對轉角值的測試．攝影測量[10]是利用光學攝影機獲取的像片，經過處理以獲取被攝物體的形狀、大小、位置、特性及其相互關系的一門學科．

經 SJ-1試驗結果對比發(fā)現攝影測量與上述位移計測量結果差異很小，在5%到8%之間．結合本試驗的實際情況，最終采用傳統(tǒng)的位移計測量節(jié)點轉角．兩種方法測量的加載過程中，主支管之間的夾角大小結果對比見表2．

表2 攝影測量與位移計測量結果對比Tab.2 Contrast between the results of phototopography and displacement meter

3.2 節(jié)點轉角測試結果的對比

根據試驗數據作出 8個試件的彎矩-轉角曲線（即M-θ曲線）圖，見圖8．

圖8 彎矩-轉角曲線圖Fig.8 Moment- rotation M-θ curve

依據 M-θ曲線計算加載初始階段的曲線斜率，計算結果見表3．

表3 節(jié)點初始剛度及剛性判斷Tab.3 Initial stiffness of the joints and its judgment

4 節(jié)點剛度對比

4.1 相同加強型式相貫節(jié)點剛度比較

(1) 瓦形板加強型(SJ-3和SJ-4)

SJ-3、SJ-4相比較，SJ-4瓦形板的長度較SJ-3的大，其它參數相同．由圖9可看出，在初始階段兩者的剛度值相當，隨后，SJ-4的剛度值較SJ-3有明顯的下降；SJ-4的極限轉角為0.22 rad左右，SJ-3的極限轉角為0.14 rad左右．

圖9 瓦形板加強型節(jié)點M-θ曲線對比Fig.9 M-θ curve contrast between the joints enhanced by tile shaped plate

(2) 內隔環(huán)加強型(SJ-5和SJ-6)

SJ-5、SJ-6相比較，SJ-6內隔環(huán)的寬度較SJ-5的大，其它參數相同．由圖 10可看出，在初始階段兩者的剛度值相當，隨后，SJ-5的剛度值下降較大，兩曲線均近似水平，剛度相當；SJ-6的極限轉角為0.27 rad左右，SJ-5的極限轉角為0.26 rad左右．

圖10 內隔環(huán)加強型節(jié)點M-θ曲線對比Fig.10 M-θ curve contrast between the joints enhanced by inner annular plate

(3) 內套筒加強型(SJ-7和SJ-8)

SJ-7、SJ-8相比較，SJ-8內套筒的長度較SJ-7的大，其它參數相同．由圖11可看出SJ-7與SJ-8在整個加載歷程中的M-θ關系曲線比較接近；SJ-8的極限轉角為0.10 rad左右，SJ-7的極限轉角為0.08 rad左右．

圖11 內套筒加強型節(jié)點M-θ曲線對比Fig.11 M-θ curve contrast between the joints enhanced by inner sleeve

4.2 不同加強型式之間剛度比較

(1) 瓦形板加強型與內隔環(huán)加強型(SJ-3、SJ-4和SJ-5、SJ-6)

SJ-3、SJ-4與SJ-5、SJ-6相比較，由圖12可看出SJ-5與SJ-6在整個加載歷程中的M-θ關系曲線在SJ-3、SJ-4曲線的左上方，也即相對于瓦形板型加強節(jié)點，內隔環(huán)加強型節(jié)點在整個加載歷程中的轉動剛度值均較大．從對比可以得出，相對于瓦形板加強型式，內隔環(huán)加強型式會提高節(jié)點的初始剛度，使得節(jié)點在整個加載歷程中的轉動剛度得以提高．

圖12 瓦形板加強型與內隔環(huán)加強型M-θ曲線對比Fig.12 M-θ curve contrast between the joints enhanced by tile shaped plate and inner annular plate

(2) 瓦形板加強型與內套筒加強型(SJ-3、SJ-4和SJ-7、SJ-8)

SJ-3、SJ-4與SJ-7、SJ-8相比較，由圖13可看出SJ-7與SJ-8在整個加載歷程中的M-θ關系曲線在SJ-3、SJ-4曲線的左上方，也即相對于瓦形板型加強節(jié)點，內套筒加強型節(jié)點在整個加載歷程中的轉動剛度值均較大．可以得出以下結論，相對于瓦形板加強型式，內套筒加強型式會提高節(jié)點的初始剛度，使得節(jié)點在整個加載歷程中的轉動剛度得以提高．

圖13 瓦形板加強型與內套筒加強型M-θ曲線對比Fig.13 M-θ curve contrast between the joints enhanced by tile shaped plate and inner sleeve

(3) 內隔環(huán)加強型與內套管加強型(SJ-5、SJ-6和SJ-7、SJ-8)

SJ-5、SJ-6與SJ-7、SJ-8相比較，由圖14可看出SJ-5與SJ-6在整個加載歷程中的M-θ關系曲線在SJ-7、SJ-8曲線的左上方，說明相對于內套筒型加強節(jié)點，內隔環(huán)加強型節(jié)點在整個加載歷程中的轉動剛度值均較大．從對比可以得出，相對于內套筒加強型式，內隔環(huán)加強型式會提高節(jié)點的初始剛度，使得節(jié)點在整個加載歷程中的轉動剛度得以提高．

圖14 內隔環(huán)加強型與內套筒加強型M-θ曲線對比Fig.14 M-θ curve contrast between the joints enhanced by inner annular plate and inner sleeve

4.3 不同加強方式對節(jié)點的作用機理

當節(jié)點受彎矩作用時，傳至節(jié)點域主管管壁處的受力可以簡化為圖15(a)所示，由材料力學的知識可知，支管端部的豎向荷載傳遞到相貫面的彎矩可以用一組力偶來表示，這組力偶中的最大值應為圖中所示上下鞍點處，在相貫面的上下鞍點處形成軸向拉壓力N，由前文所述剪切力對節(jié)點剛度的影響較小，考慮到分析的可行性，此處暫不考慮剪切力對剛度的作用機理．

圖15 節(jié)點域受力簡化示意圖Fig.15 Simplified schematic diagram of panel zone under loading

上下鞍點處主管截面分別受壓力和拉力，其變形如圖 15(b)所示，可以看出 N力使得主管管壁發(fā)生凹陷或者凸起變形，而節(jié)點域的變形主要取決于相貫面周圍主管管壁的彎曲剛度，殼在單位寬度的彎曲剛度為：

其中：sD為單位寬度殼的彎曲剛度；st為殼體的厚度；ν為泊松比；E為彈性模量．

圖16 相貫線處受力示意圖Fig.16 Schematic diagram of intersection line area under loading

對于瓦形板和內套筒加強型，其受力機理基本一致，相當于對主管管壁進行了局部加厚處理，直接提高了單位寬度殼的抗彎剛度．而瓦形板、內套筒的長度和弧度，只是改變主管管壁在變形時候的約束效應，當把瓦形板弧度增加到整圈時就和內套筒一樣了，試驗分析的結果也表明在同樣厚度及長度情況下，內套筒加強型的剛度要高于瓦形板加強型的，這是因為，內套筒的“套箍作用”要強于瓦形板，能夠更好的約束主管管壁的變形．

對于內隔環(huán)加強型節(jié)點，相當于在主管管壁內側設置了兩道加勁肋，參考前述分析，支管端部集中力在相貫線處形成了大小不等的拉壓力，如圖16所示，上下鞍點A、B處的N力最大，越靠近A、B兩點，剛度增強的效果越明顯，已有的研究成果也支持這一假說[11]．同樣，內隔環(huán)板作為加勁肋，其板寬越大越不易屈曲，對主管管壁的支撐作用越明顯．

5 結論

通過對本文的試驗結果進行分析，可以得出以下結論：

(1) 與其它兩種加強方式比較，內隔環(huán)加強型節(jié)點的剛度和延性性能最好，但考慮到內隔環(huán)加強型節(jié)點的加工制作相對復雜，因此實際工程中不推薦采用．

(2) 對于瓦形板和內套筒加強型相貫節(jié)點，增加瓦形板或內套筒的厚度是提高節(jié)點抗彎剛度的有效辦法．兩者比較，內套筒加強型節(jié)點的延性較差，其破壞屬于脆性破壞，而瓦型板加強型節(jié)點加工制作相對簡單，故實際工程中推薦瓦形板型加強方式．

(3) Q690高強鋼人字柱與橫撐加強型相貫節(jié)點均應按照半剛性節(jié)點進行設計．

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