鋼管混凝土格構(gòu)式風(fēng)電平面塔架的行為參數(shù)分析

聞 洋, 王洪澤

(內(nèi)蒙古科技大學(xué) 土木工程學(xué)院, 內(nèi)蒙古 包頭 014010)

近年來(lái),中國(guó)風(fēng)電產(chǎn)業(yè)發(fā)展迅速,目前已位居世界第一位.但其核心技術(shù)和關(guān)鍵設(shè)備仍需依靠國(guó)外引進(jìn).雖然在空氣動(dòng)力學(xué)、控制理論等相關(guān)風(fēng)能轉(zhuǎn)化的機(jī)械設(shè)備領(lǐng)域已具備自主研發(fā)能力,但在同等重要的塔架結(jié)構(gòu)形式、受力、可靠性等方面研究較少.現(xiàn)有塔架的結(jié)構(gòu)形式、設(shè)計(jì)方法和標(biāo)準(zhǔn)全完照搬國(guó)外標(biāo)準(zhǔn),缺乏符合中國(guó)實(shí)際風(fēng)況和環(huán)境條件的標(biāo)準(zhǔn).

實(shí)際工程中的風(fēng)電機(jī)塔架形式主要有錐筒混凝土塔架和鋼格構(gòu)式塔架等.與錐筒混凝土塔架相比,鋼格構(gòu)式塔架具有強(qiáng)度高、剛度高、材料利用率高以及運(yùn)輸與安裝方便等特點(diǎn),已成為風(fēng)電塔架的優(yōu)先選擇,具有廣闊的應(yīng)用前景[1].聞洋等[2]通過(guò)對(duì)格構(gòu)式塔架管板節(jié)點(diǎn)進(jìn)行靜力加載,發(fā)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)承載力隨塔柱徑厚比的增加而下降;劉香等[3]研究了格構(gòu)式鋼管混凝土結(jié)構(gòu)用于風(fēng)電塔架時(shí),塔架鋼管混凝土立柱的強(qiáng)度、剛度和穩(wěn)定性,并給出了其計(jì)算公式.但塔架構(gòu)件較多,受力較復(fù)雜,一個(gè)構(gòu)件的破壞往往導(dǎo)致整個(gè)結(jié)構(gòu)的失效,且塔架設(shè)計(jì)中構(gòu)件參數(shù)的確定依據(jù)不明,控制參數(shù)對(duì)塔架在地震作用下的變化規(guī)律缺乏理論指導(dǎo)[4-5].基于此,聞洋等[6-8]提出了鋼管混凝土格構(gòu)式風(fēng)電塔架,完成了鋼管混凝土格構(gòu)式風(fēng)電塔架的性能研究與設(shè)計(jì).為了研究鋼管混凝土格構(gòu)式風(fēng)電平面塔架在地震作用下的破壞機(jī)理和受力性能,對(duì)平面塔架進(jìn)行了低周反復(fù)試驗(yàn),并對(duì)其滯回曲線、骨架曲線和剛度退化曲線進(jìn)行了分析,采用Abaqus有限元軟件進(jìn)行驗(yàn)證并對(duì)參數(shù)管徑比和壁厚比進(jìn)行了拓展分析,進(jìn)一步完善了鋼管混凝土格構(gòu)式風(fēng)電平面塔架設(shè)計(jì)內(nèi)容,可為該結(jié)構(gòu)體系規(guī)范的制定提供參考依據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 原材料及試件設(shè)計(jì)

塔架模型的塔柱及腹桿均采用20#熱軋無(wú)縫鋼管,塔柱鋼管內(nèi)填充普通C30混凝土,鋼材及混凝土的力學(xué)性能指標(biāo)見(jiàn)表1.取塔架原型頂部3層,根據(jù)相似理論[7]得到鋼管混凝土格構(gòu)式風(fēng)電塔架平面模型.由于場(chǎng)地條件和加載裝置的限制,對(duì)塔架平面模型進(jìn)行1∶3.15[8]的縮尺,塔柱截面尺寸為φ108×4mm,柱腳與基礎(chǔ)采用剛性連接[9].為研究腹桿截面尺寸對(duì)塔架受力性能的影響規(guī)律,以腹桿與塔柱直徑的比值(管徑比t)和壁厚比b為變化參數(shù),確定腹桿尺寸為φ32×3、φ42×3、φ42×5mm.腹桿與腹桿、腹桿與塔柱的連接方式為相貫式[10],其中斜腹桿均為1根連續(xù)、1根在連接處中斷,試件主要參數(shù)見(jiàn)表2.

表1 鋼材及混凝土的力學(xué)性能指標(biāo)Table 1 Mechanical properties of steel and concrete

表2 試件主要參數(shù)Table 2 Main parameters of specimens

1.2 加載制度

塔架模型通過(guò)4根地腳螺栓固定,保證試件在加載過(guò)程中不發(fā)生滑移,并防止試件在加載過(guò)程中發(fā)生傾覆;安裝水平側(cè)向支撐,防止加載過(guò)程中產(chǎn)生平面外的變形;伺服作動(dòng)器一邊與加載板相連,另一邊與反力墻相連,調(diào)整伺服作動(dòng)器位置保證其作用力方向和頂層腹桿平行,通過(guò)固定在反力墻上的伺服作動(dòng)器對(duì)頂層節(jié)點(diǎn)施加水平荷載,加載裝置示意圖見(jiàn)圖1.

圖1 加載裝置示意圖Fig.1 Schematic of loading device

對(duì)鋼管混凝土格構(gòu)式風(fēng)電平面塔架施加無(wú)豎向力的低周反復(fù)水平荷載,試驗(yàn)采用力-位移混合控制加載制度[11].在結(jié)構(gòu)屈服以前采用荷載控制,屈服之后采用位移控制,屈服前每級(jí)荷載增量為20kN,每級(jí)循環(huán)1次;在結(jié)構(gòu)屈服以后,按照結(jié)構(gòu)屈服位移(Δy)的0.25倍為級(jí)差進(jìn)行分級(jí)加載,反復(fù)循環(huán)3次,直至某級(jí)加載的第1循環(huán)低于最大荷載值的85%時(shí),停止試驗(yàn).

2 破壞特征

試件的破壞形態(tài)見(jiàn)圖2.由圖2可見(jiàn)：TJ-1的破壞形態(tài)為橫腹桿與塔架連接處斷裂;TJ-2的破壞形態(tài)為連續(xù)斜腹桿屈曲破壞;TJ-3的破壞形態(tài)為塔柱的斷裂.

圖2 試件破壞形態(tài)Fig.2 Failure patterns of specimen

TJ-1試件在加載初期處于彈性工作階段,隨著循環(huán)荷載的不斷增大,在低周反復(fù)荷載作用下試件出現(xiàn)了殘余變形,此時(shí)認(rèn)為頂層受拉斜腹桿已經(jīng)縱向屈服,此時(shí)的屈服位移為12mm.之后試件進(jìn)入塑性階段,此時(shí)采用位移控制加載：當(dāng)正向加載到18mm 時(shí),聽(tīng)到有焊縫撕裂的聲音,頂層受拉腹桿與受壓腹桿連接處出現(xiàn)輕微裂紋;反向加載時(shí),此前的受拉腹桿轉(zhuǎn)變?yōu)槭軌焊箺U,原先的焊縫裂紋逐漸閉合,此時(shí)頂層腹桿與塔柱連接處出現(xiàn)輕微裂縫,當(dāng)反向加載到19mm時(shí),中間層腹桿開(kāi)始出現(xiàn)與頂層類似的裂縫,繼續(xù)加載可以看到頂部腹桿與塔柱連接處焊縫逐漸擴(kuò)大;當(dāng)反向加載加載到24mm時(shí),頂層腹桿與塔柱連接處突然斷裂,構(gòu)件剛度瞬間下降,塔架內(nèi)力發(fā)生重分布,試件破壞.

TJ-2試件在加載初期階段,變形和荷載呈正比例穩(wěn)定增長(zhǎng),當(dāng)正向加載中間層受壓斜腹桿縱向應(yīng)變(ε)達(dá)到1600×10-6時(shí),卸載時(shí)已經(jīng)存在殘余變形,認(rèn)為試件已經(jīng)屈服,此時(shí)的屈服位移為13mm.之后試件進(jìn)入塑性階段,采用位移控制加載：當(dāng)反向加載位移達(dá)到15mm時(shí),頂層受拉斜腹桿在連接焊縫處開(kāi)始出現(xiàn)輕微裂縫;當(dāng)反向加載到21mm時(shí),連續(xù)腹桿在腹桿連接處受到雙向荷載的作用被壓陷;當(dāng)反向加載到33mm時(shí),頂層非連續(xù)腹桿處焊縫完全斷開(kāi),正向荷載下降到80kN,此時(shí)連續(xù)腹桿屈曲非常嚴(yán)重,試件完全破壞.

TJ-3在加載初期,試件處于彈性工作階段,隨著荷載的不斷增大,底層塔柱縱向屈服,此時(shí)的位移為18mm.之后試件進(jìn)入塑性階段,采用位移控制加載：當(dāng)反向加載到35mm時(shí),中間層受拉斜腹桿連接處焊縫撕裂,導(dǎo)致荷載突然下降;當(dāng)反向加載到40mm時(shí),底層受拉斜腹桿連接處焊縫撕裂,底層水平腹桿與受壓塔柱在節(jié)點(diǎn)處沿焊縫撕裂;繼續(xù)加載,當(dāng)正向加載到45mm時(shí),底層塔柱在底層節(jié)點(diǎn)冠點(diǎn)處開(kāi)始出現(xiàn)輕微裂縫并逐漸環(huán)向發(fā)展;隨著循環(huán)荷載的增大,當(dāng)正向加載到50mm時(shí),底層塔柱節(jié)點(diǎn)裂縫已經(jīng)基本貫通整個(gè)塔柱,表明試件已經(jīng)破壞.

對(duì)比TJ-1和TJ-2的破壞特點(diǎn)：TJ-1頂層受拉斜腹桿最先屈服,屈服位移為12mm,TJ-2中間層受拉斜腹桿最先屈服,屈服位移為13mm,管徑比對(duì)試件屈服位移的影響很小,只提高了8.3%;由于TJ-2管徑比較大,在腹桿四周的焊縫長(zhǎng)度可以得到保證,所以試件的破壞位置也不相同.對(duì)比TJ-2和TJ-3的破壞特點(diǎn)：TJ-3底層塔柱縱向屈服,屈服位移為18mm,說(shuō)明壁厚比對(duì)試件的屈服位移影響較大,屈服位移提高了50.0%;從破壞位置來(lái)看較高的壁厚比對(duì)腹桿的受力有較為明顯的改善.

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)滯回曲線

圖3中紅色實(shí)線為試驗(yàn)得到的試件在反復(fù)荷載作用下形成的滯回曲線.由圖3可見(jiàn)：3個(gè)試件的試驗(yàn)滯回曲線形狀都不是理想的梭形;隨著加載的進(jìn)行，構(gòu)件損傷逐漸增加,塑性位移逐漸增大,峰值荷載逐漸減小,試驗(yàn)滯回曲線所圍面積越來(lái)越大,這表明試件隨著剛度的退化，構(gòu)件的耗能能力在逐漸增加;TJ-1試件在荷載控制階段,試驗(yàn)滯回曲線所有點(diǎn)都通過(guò)原點(diǎn),曲線近似重合成1條直線,此時(shí)試件的初始彈性剛度無(wú)變化,彈性工作階段的峰值荷載達(dá)到85kN,進(jìn)入屈服階段后荷載由位移控制,正向加載時(shí)峰值荷載逐漸下降,塑性屈服位移逐漸增大,試件只在最后1個(gè)滯回環(huán)發(fā)生輕微捏縮現(xiàn)象,此時(shí)極限荷載為70kN,極限位移為27mm;TJ-1試件反向加載時(shí)峰值荷載在試件屈服前期沒(méi)有明顯變化,在頂層腹桿與塔柱連接處斷裂時(shí),荷載急劇減小,塑性位移急劇增大,這是由于試件焊縫的破壞導(dǎo)致試件傳力機(jī)制發(fā)生變化,剛度急劇減小,塔柱側(cè)移嚴(yán)重,此時(shí)的峰值荷載為55kN,極限位移為28mm,最終的滯回曲線形狀類似半理想狀態(tài)的“弓形”;TJ-2試件在荷載控制階段,試驗(yàn)滯回曲線形狀同TJ-1,但其峰值荷載達(dá)到了125kN,在進(jìn)入塑性階段以后,正向加載時(shí)極限位移可以達(dá)到33mm,反向加載過(guò)程中頂層非連續(xù)腹桿處焊縫完全斷開(kāi)時(shí)承載力瞬間降至60kN,塑性位移陡升至20mm,最終的試驗(yàn)滯回曲線形狀呈“反S形”;TJ-3試件在荷載控制階段和前2個(gè)試件一樣,峰值荷載達(dá)到了170kN,在進(jìn)入到塑性階段以后,位移控制階段時(shí),正向加載下曲線的峰值荷載在位移達(dá)到45mm時(shí)仍然沒(méi)有明顯下降,反向加載后在屈服位移為35mm時(shí),荷載和塑性位移發(fā)生突變,此時(shí)的峰值荷載為75kN,塑性位移為52mm,試件破壞時(shí)的曲線形狀呈“反S形”.

圖3 試件在反復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)和Abaqus有限元分析模擬滯回曲線Fig.3 Experimental and Abaqus finite element analysis simulation hysteresis curves of specimens under repeated loads

對(duì)比TJ-1和TJ-2試件：TJ-1的試驗(yàn)滯回曲線形狀更加飽滿;正向加載時(shí),TJ-2峰值荷載和極限位移更高,相比TJ-1分別提高了47.1%和22.2%;反向加載時(shí),TJ-2的峰值荷載和極限位移分別提高了14.5%和22.2%.由此可見(jiàn),高管徑比試件雖然在滯回曲線形狀上不如低管徑比試件飽滿,受試件滑移的影響也更大,但其具有更高的承載能力和塑性位移,使管徑比較高的試件所圍面積較大,具有更好的耗能能力.對(duì)比TJ-2和TJ-3試件：TJ-3在正向加載時(shí)峰值荷載和極限位移比TJ-2提高了30.8%和45.5%;反向加載時(shí)，TJ-3的峰值荷載和極限位移分別提高了42.9%和57.6%.壁厚比較高的試件表現(xiàn)出受滑移影響更嚴(yán)重,試驗(yàn)滯回曲線在“反S形”和“Z形”之間,曲線形狀不夠飽滿,但是高壁厚比試件具有更高的承載能力和塑性位移,試驗(yàn)滯回曲線所圍面積大于低壁厚比試件,說(shuō)明高壁厚比試件具有更高的耗能能力.

3.2 骨架曲線

試件的骨架曲線見(jiàn)圖4.由圖4可見(jiàn)：所有試件的骨架曲線均較為完整,有明顯的上升段、峰值段和下降段,在試件屈服以前3條曲線基本重合,這說(shuō)明管徑比和壁厚比的變化并沒(méi)有對(duì)試件的初始剛度產(chǎn)生影響;在正向加載階段,TJ-1在位移為11mm時(shí)率先達(dá)到屈服,并隨著位移的增加很快達(dá)到峰值點(diǎn),繼續(xù)增加位移可以看到荷載立即下降,當(dāng)極限位移為28mm時(shí)宣告試件破壞,TJ-2在達(dá)到屈服位移后隨著位移的增加峰值荷載緩慢下降,TJ-3在達(dá)到屈服位移后荷載還能略有上升,當(dāng)塑性位移在20mm到50mm之間可以一直保持在峰值,當(dāng)塑性位移為56mm 時(shí)試件破壞;在反向加載階段,試件TJ-1、TJ-2、TJ-3分別在塑性位移為24、25、29mm時(shí)曲線出現(xiàn)拐點(diǎn),此時(shí)的荷載分別為117、121、185kN,這是由于塔架腹桿和塔柱的破壞造成了塔架內(nèi)力重分布,此時(shí)塔架剛度急劇下降,塑性位移陡升.

圖4 試件的骨架曲線Fig.4 Skeleton curves of specimens

對(duì)比TJ-1和TJ-2試件：在正向加載階段,TJ-2的峰值荷載和極限位移比TJ-1提高了18.2%和44.4%,并且隨著位移的增加峰值荷載下降較為緩慢,說(shuō)明TJ-1后期變形能力較差,這是因?yàn)檫_(dá)到峰值荷載后頂層與中間層腹桿失效,塔柱繞底層塔柱節(jié)點(diǎn)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng);在反向加載階段,TJ-2的峰值荷載和極限位移比TJ-1提高了3.4%和33.3%.由此可見(jiàn),低荷載情況下不同管徑比的試件對(duì)初始彈性剛度影響很小,但是在高荷載情況下,管徑比較大的試件具更好的延性,且對(duì)承載能力影響較小.對(duì)比TJ-2和TJ-3試件：在正向加載階段,TJ-3的峰值荷載和極限位移比TJ-1分別提高了50.0%和47.4%,并且具有更長(zhǎng)的塑性發(fā)展階段;反向加載階段TJ-3的峰值荷載和極限位移比TJ-1分別提高了50.0%和61.8%,主要是由于壁厚比的增大,塔柱外部鋼管開(kāi)始對(duì)核心混凝土發(fā)揮約束作用,使其處于三向受壓狀態(tài),外部鋼管與核心混凝土之間協(xié)同互補(bǔ),共同工作提高了試件變形能力與穩(wěn)定性.由此可見(jiàn),壁厚比對(duì)試件的性能影響比較大,在高荷載情況下壁厚比較大的試件承載能力提高明顯,延性也大幅度提高.

3.3 剛度退化曲線

圖5為試件的剛度(K)退化曲線.由圖5可知：3個(gè)試件在彈性階段剛度退化平緩,并且曲線斜率近似相同;隨著加載位移的增大,試件剛度開(kāi)始加速退化,曲線斜率急劇下降;TJ-1初始剛度最低,為7.4kN/mm,曲線在塑性位移為14mm時(shí)出現(xiàn)了拐點(diǎn),之后剛度退化速度明顯加快,破壞時(shí)剛度為2.8kN/mm;TJ-2初始剛度為7.5kN/mm,曲線在塑性位移為22mm時(shí)出現(xiàn)拐點(diǎn),破壞時(shí)的剛度為2.2kN/mm;TJ-3初始剛度為8.5kN/mm,曲線在30mm處出現(xiàn)拐點(diǎn),破壞時(shí)剛度為2.1kN/mm.

圖5 試件的剛度退化曲線Fig.5 Stiffness degradation curves of specimens

對(duì)比試件TJ-1和TJ-2：TJ-2初始剛度比TJ-1提高了1.4%;在彈性階段的剛度退化曲線兩者基本吻合,拐點(diǎn)處塑性位移提高了57.1%;拐點(diǎn)后TJ-2的剛度退化曲線下降更快,TJ-2破壞時(shí)的剛度也比TJ-1降低了21.4%.這說(shuō)明管徑比較高的試件在試件屈服前期的剛度退化和低管徑比試件基本相同,隨著屈服位移的不斷加大,管徑比較高的試件剛度退化速度較慢,但是當(dāng)塑性位移達(dá)到拐點(diǎn)時(shí)會(huì)急劇下降剛度退化速度甚至超過(guò)低管徑比試件.對(duì)比TJ-2和TJ-3：TJ-3初始剛度比TJ-1提高了13.3%;在彈性階段兩者斜率近似相等,拐點(diǎn)處塑性位移提高了36.4%;在拐點(diǎn)之后兩者斜率相等,破壞時(shí)剛度降低了4.5%.由此可見(jiàn),壁厚比較高的試件具有更高的初始剛度,剛度曲線斜率和低管徑比大體相同,在剛度急速下降的塑性位移點(diǎn)也較壁厚比低的試件更大.

4 有限元分析

為了與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,并進(jìn)一步深入探討各參數(shù)指標(biāo)對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能和破壞機(jī)理的影響規(guī)律,采用ABAQUS軟件對(duì)平面塔架進(jìn)行有限元分析.

4.1 材料本構(gòu)關(guān)系及界面處理

試驗(yàn)中塔柱管壁、腹桿等構(gòu)件的厚度與長(zhǎng)度之比均小于1/15,屬于殼單元類型中的薄殼問(wèn)題,可以忽略沿厚度方向的應(yīng)力.對(duì)于薄殼問(wèn)題常規(guī)單元的性能要優(yōu)于連續(xù)體殼單元,本文中塔柱管壁和腹桿選用四節(jié)點(diǎn)四邊形有限薄膜減縮積分殼單元(S4R),沿厚度方向默認(rèn)劃分5個(gè)單元積分點(diǎn),核心混凝土采用八節(jié)點(diǎn)六面體縮減積分實(shí)體單元(C3D8R)[12].

有限元分析中鋼材本構(gòu)模型采用韓林海提出的二次塑流本構(gòu)模型,彈性模量和屈服強(qiáng)度以及泊松比取自材料性能試驗(yàn),混凝土的本構(gòu)模型選用塑性損傷模型來(lái)模擬混凝土的非彈性行為.鋼材與混凝土的接觸在切向采用“罰”摩擦,界面摩擦系數(shù)取0.4,在法向采用硬接觸,使接觸面間的壓力大小不受限制.腹桿所有的焊縫連接均采用Tie約束[13-14].

4.2 有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

有限元模擬與試件破壞形態(tài)的應(yīng)力云圖見(jiàn)圖6，其中Smises為米塞斯應(yīng)力.由圖6可見(jiàn)：試件實(shí)際的破壞形態(tài)為塔架中部腹桿連接部位,在低周反復(fù)荷載作用下發(fā)生的焊縫破壞,此時(shí)焊縫已經(jīng)完全撕裂,腹桿在焊縫連接部位出現(xiàn)了明顯的屈曲現(xiàn)象;而由Abaqus有限元軟件所得到的應(yīng)力云圖中,高應(yīng)力區(qū)在腹桿焊縫連接部位,腹桿在高應(yīng)力區(qū)發(fā)生了嚴(yán)重的屈曲.

圖6 有限元模擬與試驗(yàn)破壞形態(tài)的應(yīng)力云圖Fig.6 Finite element simulation and test stress nephogram of failure mode morphology

表3 峰值載荷試驗(yàn)值與Abaqus模擬值對(duì)比Table 3 Comparison of peak load test values and Abaqus simulation values

圖3中藍(lán)色虛線為Abaqus有限元分析模擬滯回曲線.由圖3可見(jiàn):3個(gè)試件的模擬滯回曲線都呈現(xiàn)理想的飽滿“梭形”,比試驗(yàn)滯回曲線所圍面積大,反映出試件的塑性變形能力比較強(qiáng);模擬和試驗(yàn)滯回曲線存在較大差距,這主要是由于在進(jìn)行模擬計(jì)算時(shí),首先模擬本構(gòu)輸入的材料本構(gòu)關(guān)系數(shù)據(jù)無(wú)法精確反映試件材料性能,尤其是混凝土這種離散性較大的材料,其次焊縫質(zhì)量的影響,Abaqus在腹桿連接處所采用的連接為T(mén)ie約束,默認(rèn)腹桿在此處焊縫不會(huì)發(fā)生破壞,但是實(shí)際過(guò)程中由于試件尺寸過(guò)小焊縫長(zhǎng)度不夠?qū)е潞缚p位置處焊接質(zhì)量難以保證;TJ-1在正向加載階段,峰值荷載的模擬值和試驗(yàn)值相差很小,在極限位移方面模擬值可以達(dá)到31mm,大于試驗(yàn)值,這是由于焊縫處腹桿發(fā)生屈曲失穩(wěn)而失效;TJ-1在反向加載階段,模擬極限荷載、極限位移也和試驗(yàn)值相差不大,但是卸載時(shí)模擬值具有更大的殘余變形,這種殘余變形隨著循環(huán)次數(shù)的增加呈近似線性增大,而模擬值曲線是連續(xù)變化且沒(méi)有突變點(diǎn),這是因?yàn)槟M時(shí)焊縫并沒(méi)有發(fā)生破壞,試件的傳力途徑也是連續(xù)變化的;TJ-2在正向加載階段極限荷載和極限位移相差不大,但是在反向加載階段,模擬曲線捏縮現(xiàn)象不明顯;TJ-3和TJ-2模擬曲線大體相同但TJ-3曲線更加飽滿,具有更好的耗能能力,在試件屈服位移達(dá)到40mm以上時(shí),仍然具有良好的承載能力.

綜上,在破壞形態(tài)方面試驗(yàn)現(xiàn)象和模擬結(jié)果基本吻合,在峰值荷載方面試驗(yàn)值和模擬值相差很小,在滯回曲線方面模擬曲線更加飽滿.這是由于實(shí)際試件中的焊接殘余應(yīng)力會(huì)對(duì)構(gòu)件的塑性變形產(chǎn)生影響,而對(duì)峰值荷載影響很小.因此,可以認(rèn)為采用本文建立的有限元模型能較準(zhǔn)確地模擬鋼管混凝土格構(gòu)式風(fēng)電平面塔架的力學(xué)行為.

4.3 拓展參數(shù)分析

4.3.1管徑比分析

設(shè)置塔柱尺寸為φ108×4mm,腹桿尺寸分別為φ32×4、φ38×4、φ45×4、φ50×4mm,得到的試件管徑比b分別為0.30、0.35、0.42、0.46,試件壁厚比t=1.0.不同管徑比下試件的荷載-位移模擬曲線見(jiàn)圖7.由圖7可見(jiàn)：4條曲線形狀大體相同,都有明顯的上升段、峰值段和下降段;彈性階段,管徑比為0.46的試件初始剛度最大,分別比管徑比為0.30、0.35、0.42的試件高63.4%、24.1%、4.2%;進(jìn)入屈服階段后,與管徑比為0.30、0.35、0.42的試件相比,管徑比為0.46的試件的屈服位移分別高23.1%、23.1%、6.3%,峰值荷載分別高76.9%、53.3%、21.1%,極限位移分別高93.5%、46.3%、9.1%.隨著管徑比的增加,試件的屈服位移、峰值荷載和極限位移都會(huì)提高,但是提高幅度不同,在管徑比b>0.42時(shí)提高幅度較小.綜合考慮經(jīng)濟(jì)性與實(shí)用性,工程中建議管徑比b的取值范圍在0.42左右.

圖7 不同管徑比下試件的荷載-位移模擬曲線Fig.7 Load-displacement simulation curves of specimens with different tube diameter ratios

4.3.2壁厚比分析

設(shè)置塔柱尺寸為φ108×4mm,腹桿尺寸分別為φ32×2、φ32×3、φ32×5、φ32×6、φ32×7mm,得到的試件壁厚比分別為0.50、0.75、1.25、1.50、1.75,試件管徑比b=0.3.

不同壁厚比試件的荷載-位移模擬曲線見(jiàn)圖8.由圖8可見(jiàn)：5條曲線形狀大體相同,都有明顯的上升段、峰值段和下降段;曲線隨著壁厚比的增加荷載峰值點(diǎn)逐漸右移,屈服位移逐漸增大;在彈性階段,壁厚比為1.75的試件初始剛度最大,分別比壁厚比為0.50、0.75、1.25、1.50的試件高51.7%、32.0%、9.1%、3.9%;在進(jìn)入屈服階段后,與壁厚比為0.50、0.75、1.25、1.50的試件相比,壁厚比為1.75的試件屈服位移分別高60.0%、33.3%、15.4%、15.4%,峰值荷載分別高136.6%、68.6%、27.2%、15.8%,極限位移分別高117.4%、61.3%、25.0%、11.1%.隨著試件壁厚比的增大,試件的屈服位移、峰值荷載和極限位移都增大,但是增大幅度不同,在壁厚比t>1.25時(shí)增大的幅度較小.綜合考慮經(jīng)濟(jì)性與實(shí)用性,工程中建議管徑比t的取值范圍在1.25左右.

圖8 不同壁厚比試件的荷載-位移模擬曲線Fig.8 Load-displacement simulation curve of specimens with different wall thickness ratios

5 結(jié)論

(1)3組試件破壞模式分別為：TJ-1頂層腹桿與塔柱連接處發(fā)生強(qiáng)度破壞;TJ-2頂層交叉節(jié)點(diǎn)連接處非連續(xù)腹桿的彎曲失穩(wěn)破壞;TJ-3底層塔柱節(jié)點(diǎn)冠點(diǎn)位置發(fā)生強(qiáng)度破壞.

(2)管徑比對(duì)試件承載能力和極限位移影響不大,試件管徑比較高的試件比管徑比較低的試件滯回曲線所圍面積更大,耗能能力更強(qiáng);提高壁厚比可以有效提高承載能力和極限位移,壁厚比較高的試件比壁厚比較低的試件滯回曲線所圍面積更大,耗能能力更強(qiáng).

(3)由骨架曲線得出提高壁厚比要比提高管徑比對(duì)極限承載力的提高更為有效,提高管徑比和壁厚比都會(huì)提高試件的極限位移.由剛度退化曲線得出提高管徑比對(duì)提高初始剛度和延緩剛度退化速度效果不明顯,提高壁厚比可以顯著提高初始剛度和減緩剛度退化速度.

(4)試件管徑比b≤0.42或壁厚比t≤1.25時(shí),試件的屈服位移、峰值荷載、極限位移增長(zhǎng)速度較快；而在管徑比b>0.42或壁厚比t>1.25時(shí)提高的幅度較小.綜合考慮經(jīng)濟(jì)性與實(shí)用性,工程中建議管徑比b的取值范圍在0.42左右,管徑比t的取值范圍在1.25左右.