特高壓變電站構(gòu)架節(jié)點(diǎn)半剛性影響研究

翟 彬，王慧慧，商文念

(山東電力工程咨詢院有限公司，濟(jì)南 250013)

0 引 言

隨著我國電力需求持續(xù)增加，特高壓變電站陸續(xù)建成。1 000 kV構(gòu)架是特高壓變電站內(nèi)重要的建構(gòu)筑物之一，承擔(dān)著變壓出線的支撐作用，具有跨度大、高度高及結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜等特點(diǎn)。由于缺乏相應(yīng)規(guī)范的指導(dǎo)，目前1 000 kV構(gòu)架的設(shè)計(jì)仍將節(jié)點(diǎn)假定為剛接或鉸接處理，與實(shí)際工程結(jié)構(gòu)中節(jié)點(diǎn)的剛度情況不符，如若對節(jié)點(diǎn)剛度進(jìn)行較為系統(tǒng)地分析并在設(shè)計(jì)時(shí)考慮節(jié)點(diǎn)半剛性的影響，這樣的設(shè)計(jì)無疑會更加經(jīng)濟(jì)和準(zhǔn)確[1]。國內(nèi)外學(xué)者對節(jié)點(diǎn)半剛性的研究主要在半剛性節(jié)點(diǎn)的連接計(jì)算方法和以大量的試驗(yàn)為依據(jù)來驗(yàn)證半剛性連接節(jié)點(diǎn)的靜動力性能[2]。節(jié)點(diǎn)半剛性的研究多用于鋼框架結(jié)構(gòu)[3-6]和大跨鋼結(jié)構(gòu)[7-10]。對于輸電塔、構(gòu)架這類具有復(fù)雜節(jié)點(diǎn)形式的結(jié)構(gòu)，錢程等[11]研究了節(jié)點(diǎn)半剛性對輸電塔峰值響應(yīng)的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動剛度接近剛接時(shí)，主材的彎曲應(yīng)力占總應(yīng)力的10%～15%。趙楠[12]研究了角鋼作為主要承重構(gòu)件的750 kV輸電塔結(jié)構(gòu)，對比鉸接模型，發(fā)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)半剛接模型使主材應(yīng)力減少39.05%，靜力承載力可提升35%，且整體性更好。安利強(qiáng)等[13]研究了節(jié)點(diǎn)半剛性對鋼管塔導(dǎo)地線掛點(diǎn)位移的影響，發(fā)現(xiàn)隨著節(jié)點(diǎn)剛度變大，大風(fēng)工況下位移變化百分比最大為25.58%，斷線工況最大為65.99%。以上針對輸電塔節(jié)點(diǎn)半剛性的研究已經(jīng)表明，實(shí)際工程設(shè)計(jì)分析中將節(jié)點(diǎn)假定為剛接或鉸接并不準(zhǔn)確，考慮節(jié)點(diǎn)半剛性特性對于準(zhǔn)確獲得結(jié)構(gòu)的響應(yīng)具有重要意義。截至目前針對構(gòu)架的研究成果尚少，規(guī)范中也未提及考慮構(gòu)架節(jié)點(diǎn)半剛性的應(yīng)對措施。傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法常將桁架結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)按照鉸接或者剛接設(shè)計(jì)，與實(shí)際結(jié)構(gòu)的靜力性能或動力性能存在較大誤差。楊靖波等[14]進(jìn)行了1 000 kV交流特高壓雙回路SZT2鋼管塔足尺試驗(yàn)，研究表明結(jié)構(gòu)響應(yīng)實(shí)測值明顯小于計(jì)算值，這主要是由于計(jì)算模型采用鉸接節(jié)點(diǎn)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎冒雱傂怨?jié)點(diǎn)。除此之外，學(xué)者們還研究了變電構(gòu)架節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能[15-16]、節(jié)點(diǎn)及構(gòu)架的優(yōu)化選型[17-18]和構(gòu)架的動力分析[19-20]。

本文以某特高壓變電站出線構(gòu)架為研究對象，對其不同連接形式的節(jié)點(diǎn)進(jìn)行非線性有限元分析，討論了各類節(jié)點(diǎn)的破壞機(jī)理并獲得了其彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，建立基于半剛性的構(gòu)架整體有限元模型，對比討論其與剛性構(gòu)架的靜力性能，并提出工程設(shè)計(jì)建議。

1 有限元模型的驗(yàn)證

半剛性節(jié)點(diǎn)的有限元分析能夠反映其基本的受力性能，但仍然屬于理想的簡化模型，準(zhǔn)確性需要相關(guān)的試驗(yàn)加以佐證。本文將依托文獻(xiàn)[12]中的輸電塔角鋼K型節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)，驗(yàn)證半剛性節(jié)點(diǎn)有限元模型的正確性及建模方法的有效性。

1.1 輸電塔角鋼K型節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)

文獻(xiàn)[12]為了獲得K型節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，開展了靜力試驗(yàn)。其中鋼材強(qiáng)度為Q420，角鋼構(gòu)件尺寸為L160 mm×160 mm×10 mm，節(jié)點(diǎn)板厚度取10 mm，螺栓為8.8級高強(qiáng)螺栓，間距為100 mm，試驗(yàn)見圖1。

兩個(gè)千斤頂同時(shí)分級加載，在彈性階段持荷3 min，彈塑性階段持荷10 min。采用百分表測量主角鋼剪切域的轉(zhuǎn)角，位移計(jì)測量整個(gè)節(jié)點(diǎn)域的轉(zhuǎn)角。

1.2 數(shù)值仿真與試驗(yàn)對比

有限元模型采用實(shí)體單元SOLID95模擬角鋼、節(jié)點(diǎn)板和螺栓，材料屬性與試驗(yàn)實(shí)測值相同，模型各個(gè)接觸屬性為沿切面方向設(shè)置0.35的摩擦系數(shù)，法向?yàn)橛步佑|，數(shù)值仿真的加載工況和試驗(yàn)工況相同，有限元模型見圖2，數(shù)值與試驗(yàn)對比見圖3。

圖3(a)為文獻(xiàn)[12]試驗(yàn)和有限元分析的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，圖3(b)為本文數(shù)值仿真的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線。通過對比發(fā)現(xiàn)本文與文獻(xiàn)[12]獲得的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線結(jié)果吻合度較高，在加載后半程試驗(yàn)值較有限元值略大，主要是在有限元分析中模型具有理想約束，外界干擾較少?？傮w上有限元值和試驗(yàn)值基本吻合，驗(yàn)證了本文建模方法的可靠性。

圖1 輸電塔角鋼K型節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)Fig.1 K-joint test of transmission tower angle steel

圖3 數(shù)值仿真和試驗(yàn)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線對比Fig.3 Comparison of moment-rotation curves obtained by numerical and experimental investigation

2 構(gòu)架節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系模型

為了開展基于節(jié)點(diǎn)半剛性的1 000 kV構(gòu)架靜力分析，將選取構(gòu)架的典型節(jié)點(diǎn)，分別對不同類型典型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行非線性分析，研究其彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系及半剛性屬性。

2.1 典型節(jié)點(diǎn)的選擇

通過歸納分析1 000 kV構(gòu)架的節(jié)點(diǎn)形式，按照簡單實(shí)用原則，將構(gòu)架數(shù)以百計(jì)的節(jié)點(diǎn)根據(jù)插板連接形式的不同而劃分為3類節(jié)點(diǎn)，分別為C型插板連接節(jié)點(diǎn)、T型插板連接節(jié)點(diǎn)和十字型插板連接節(jié)點(diǎn)，見圖4。每一類型連接節(jié)點(diǎn)再根據(jù)主支管尺寸、螺栓個(gè)數(shù)和排列方式進(jìn)一步劃分，得到構(gòu)架的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)種類，見表1。

圖4 構(gòu)架節(jié)點(diǎn)分類Fig.4 Classification of OLF1 000 joints

表1 構(gòu)架關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)

2.2 C型插板連接節(jié)點(diǎn)破壞機(jī)理

C型插板連接是1 000 kV構(gòu)架中應(yīng)用最多的連接形式，采用前述建模方法分別建立節(jié)點(diǎn)K-1、K-2及K-3，見圖5。

圖5 C型插板連接節(jié)點(diǎn)Fig.5 C-type plate joints

有限元分析采用分級加載的形式，直至節(jié)點(diǎn)域出現(xiàn)較大塑性變形為止。K-1、K-2和K-3的破壞模式基本相同，均是螺栓發(fā)生剪切破壞而致使節(jié)點(diǎn)失效，見圖6。其中K-1節(jié)點(diǎn)離支管較近的螺栓率先出現(xiàn)屈服，K-2節(jié)點(diǎn)的兩個(gè)螺栓同時(shí)發(fā)生相反方向的剪切破壞，K-3節(jié)點(diǎn)的螺栓群出現(xiàn)沿順時(shí)針方向的剪切破壞。支管插板和主管節(jié)點(diǎn)板均未到達(dá)屈服，未發(fā)生螺孔處的擠壓變形。因此，C型插板連接節(jié)點(diǎn)以螺栓的剪切破壞為控制條件。

圖6 C型插板連接節(jié)點(diǎn)螺栓破壞Fig.6 Bolt failure in C-type plate joints

2.3 T型插板連接節(jié)點(diǎn)

開展T型插板連接節(jié)點(diǎn)靜力分析時(shí)有兩點(diǎn)假設(shè)：①K字型節(jié)點(diǎn)模型中兩分肢管之間互不影響，在研究節(jié)點(diǎn)剛度時(shí)只需考慮單根管的作用；②只考慮彎矩作用面內(nèi)剛度，忽略面外剛度的影響。T型插板連接節(jié)點(diǎn)的有限元模型見圖7(a)。根據(jù)非線性分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)：在加載初期，主管和支管之間力的傳遞首先靠螺栓群最外側(cè)靠近分肢管的兩個(gè)螺栓抵抗剪切力的作用，隨著荷載值增大，螺栓和節(jié)點(diǎn)板之間產(chǎn)生擠壓作用，使靠近肢管側(cè)加勁板和主管連接處產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，最后隨著彎矩值繼續(xù)增大，螺栓群變形較小，T型插板產(chǎn)生較大的彎曲變形，見圖8(a)。T型插板連接節(jié)點(diǎn)以T型插板的彎曲變形為控制條件。

圖7 T型插板和十字型插板連接節(jié)點(diǎn)Fig.7 T-type plate joints and cross-gusset plate joints

圖8 T型插板和十字型插板連接節(jié)點(diǎn)有限元分析結(jié)果Fig.8 FE analysis results of T-type plate joints and cross-gusset plate joints

2.4 十字型插板連接節(jié)點(diǎn)

十字型插板連接節(jié)點(diǎn)由十字型節(jié)點(diǎn)板、十字型插板、連接板和螺栓群組成，見圖7(b)。在十字型節(jié)點(diǎn)板連接節(jié)點(diǎn)加載過程中，隨著荷載值的增大，首先與加勁板平行方向的節(jié)點(diǎn)板部位發(fā)生螺栓群受拉和剪切力的作用，在加勁板和主管連接處發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。持續(xù)增大荷載值，靠近主管的螺栓群受到更大的剪切力作用，但仍有較大的強(qiáng)度富裕，最后整個(gè)模型因?yàn)楣?jié)點(diǎn)板部位發(fā)生較大的彎曲變形而破壞，見圖8(b)，16個(gè)螺栓皆有較大的強(qiáng)度富裕，沒有發(fā)生預(yù)想中主管局部失穩(wěn)現(xiàn)象。

2.5 不同節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線比較

為了獲得各類節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，定義節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角見圖9，其中包括主鋼管的剪切轉(zhuǎn)角和節(jié)點(diǎn)板相對主鋼管的轉(zhuǎn)角，公式為：

(1)

式中θi為節(jié)點(diǎn)板第i個(gè)端點(diǎn)的轉(zhuǎn)角；θm為主鋼管的剪切轉(zhuǎn)角；n為節(jié)點(diǎn)板的端點(diǎn)數(shù)目。

對各類型節(jié)點(diǎn)開展有限元非線性分析，獲得其彎矩-轉(zhuǎn)角曲線見圖10。由圖10可見，曲線K-1和K-2節(jié)點(diǎn)性能與螺栓的排列形式基本無關(guān)，與各螺栓離形心的距離相關(guān)；節(jié)點(diǎn)性能與插板的螺栓數(shù)目相關(guān)，螺栓數(shù)量越多，節(jié)點(diǎn)初始剛度越大；相同插板螺栓數(shù)目，十字節(jié)點(diǎn)的性能明顯優(yōu)于C型節(jié)點(diǎn)，其中初始剛度提高了2倍，極限承載力提高了2.5倍，而且即便T型插板螺栓數(shù)目多于十字插板，但T型節(jié)點(diǎn)極限承載力仍然低于十字型節(jié)點(diǎn)25%，這是因?yàn)槭中凸?jié)點(diǎn)在彎矩作用平面內(nèi)的截面慣性矩更大。

圖9 鋼管節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角組成Fig.9 Rotation composition of steel tube joints

圖10 節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.10 Moment-rotation curves of joints

3 基于半剛性節(jié)點(diǎn)的構(gòu)架靜力性能分析

3.1 構(gòu)架數(shù)值模型

依據(jù)某1 000 kV構(gòu)架圖紙，本文采用ABAQUS有限元軟件分別建立構(gòu)架的剛性節(jié)點(diǎn)模型和半剛性節(jié)點(diǎn)模型。構(gòu)架的尺寸見圖11，其中柱腳尺寸為3 m×9 m，梁截面尺寸為3 m×3 m；選用Q345B級鋼材，彈性模量和屈服強(qiáng)度分別為2.06×105MPa和310 MPa，泊松比取0.3，密度為7 850 kg/m3。剛性節(jié)點(diǎn)模型各桿件之間全部采用剛性連接。

在半剛性節(jié)點(diǎn)構(gòu)架建模過程中，桿件兩端分別設(shè)置長度足夠小的節(jié)點(diǎn)域，桿件與節(jié)點(diǎn)域采用連接單元結(jié)合。零長度的連接單元需設(shè)立繞Y軸和Z軸的抗彎剛度及繞X軸的扭轉(zhuǎn)剛度。其中抗彎剛度均采用前述的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線進(jìn)行定義，扭轉(zhuǎn)剛度取為無限大。格構(gòu)梁和格構(gòu)柱的弦桿之間采用剛性連接，而腹桿與弦桿之間采用基于連接單元的半剛性連接。本文詳細(xì)分析了構(gòu)架各節(jié)點(diǎn)的類型，分別添加第2節(jié)中K1～K5的半剛性屬性。

3.2 節(jié)點(diǎn)剛度對結(jié)構(gòu)靜力性能的影響

在進(jìn)行1 000 kV構(gòu)架的設(shè)計(jì)時(shí)考慮的工況復(fù)雜，包括大風(fēng)、覆冰、安裝和緊線等。本節(jié)僅考慮結(jié)構(gòu)自重、導(dǎo)線張力荷載及懸掛金具荷載，見圖11。分別對剛性節(jié)點(diǎn)構(gòu)架和半剛性節(jié)點(diǎn)構(gòu)架開展靜力分析，分析比較兩種模型的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，包括最大位移、最大應(yīng)力和極限荷載。

兩種模型在設(shè)計(jì)荷載和極限荷載下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)見圖12，分析發(fā)現(xiàn)對結(jié)構(gòu)施加設(shè)計(jì)荷載時(shí)，結(jié)構(gòu)弦桿受力明顯大于腹桿，說明結(jié)構(gòu)在靜力作用下以受彎為主，而且剛性構(gòu)架的結(jié)構(gòu)響應(yīng)略低于半剛性構(gòu)架，最大減小10.9%。經(jīng)過計(jì)算，剛性構(gòu)架的極限荷載大約是半剛性構(gòu)架極限荷載的2.3倍，構(gòu)架以剛性節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí)將高估實(shí)際結(jié)構(gòu)的承載力，而且也將對桿件截面的選取存在影響。

圖11 1 000 kV構(gòu)架模型Fig.11 FE model of OLF1 000

圖12 2種模型在設(shè)計(jì)荷載和極限荷載下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)Fig.12 Structural response of two models under design and ultimate loads

為了更直觀描述節(jié)點(diǎn)剛度變化，引入剛度變化因子ε，它是實(shí)際分析剛度和初始分析剛度的比值。

圖13 節(jié)點(diǎn)剛度對構(gòu)架響應(yīng)的影響Fig.13 Effect of joint stiffness on OLF1 000 responses

圖14 節(jié)點(diǎn)剛度對承載力的影響Fig.14 Effect of joint stiffness on bearing capacity

半剛性構(gòu)架的結(jié)構(gòu)響應(yīng)隨剛度變化因子的變化見圖13，分析發(fā)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)剛度對腹桿的受力基本無影響，弦桿的軸力響應(yīng)隨著剛度的增大而減小，其中柱中弦桿較梁中弦桿趨勢更明顯。隨著節(jié)點(diǎn)剛度的增加，構(gòu)架承載力呈非線性增加，見圖14，圖14中破壞荷載比例系數(shù)是指半剛性構(gòu)架的承載力和剛性構(gòu)架的承載力的比值，破壞荷載比例系數(shù)隨著剛度變化因子呈非線性增加，通過非線性擬合，變化關(guān)系為：

(2)

4 結(jié) 論

為了特高壓1 000 kV出線構(gòu)架的節(jié)點(diǎn)半剛性設(shè)計(jì)，本文開展了節(jié)點(diǎn)半剛性非線性分析及其對構(gòu)架力學(xué)性能的影響研究。得出如下結(jié)論:

1)通過數(shù)值仿真重現(xiàn)了節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)，數(shù)值仿真從受力變形特點(diǎn)上符合試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證了數(shù)值模型的正確性。

2)研究了各類節(jié)點(diǎn)的破壞機(jī)理并獲得了彎矩-轉(zhuǎn)角曲線。其中C型插板連接節(jié)點(diǎn)以螺栓剪壞，T型和十字型插板連接節(jié)點(diǎn)以插板彎曲破壞為控制條件。初始剛度主要與插板螺栓數(shù)量相關(guān)，承載力主要與插板形式相關(guān)。

3)將彎矩-轉(zhuǎn)角曲線應(yīng)用到連接單元，建立基于半剛性的出線構(gòu)架模型，對比了半剛性構(gòu)架和剛性構(gòu)架在設(shè)計(jì)荷載下和極限荷載下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)設(shè)計(jì)荷載下半剛性構(gòu)架的桿件最大軸力比剛性構(gòu)架大10.9%，剛性構(gòu)架的極限承載力是半剛性構(gòu)架的2.3倍；隨著節(jié)點(diǎn)剛度的增加，構(gòu)架極限承載力呈非線性增加。