鋼管混凝土風電塔架球式節點的力學性能分析

聞 洋，李兆建，于 蛟

（內蒙古科技大學土木工程學院，內蒙古 包頭 014010）

隨著“碳達峰、碳中和”目標的提出，風能作為一種清潔、綠色的可再生能源[1]，運用風力發電將迎來大規模的加速發展期.據有關研究表明[2]，高度在100 m 以上時風況更好，所以對風力發電塔架的高度、穩定性等方面提出了更高的要求.格構式風電塔架具有運輸便利、安裝簡便、結構剛度大等特點，且具有良好的受力性能，綜合效益更高[3-6].

目前，在鋼管混凝土格構式風電塔架中的節點多為焊接節點[7-15]，但其存在高空施焊困難、焊接殘余應力等弊端，使其受力更加復雜，進而影響塔架的承載能力.

基于以上問題，本文提出了2 種節點：法蘭盤球型分支節點和法蘭盤螺栓球節點.前者因其有外螺栓球的存在，連接時的角度比較靈活，腹桿與塔柱間的夾角在設計時可選范圍廣，幾何適應性好，但由于腹桿合力點交于外螺栓球，合力點距球臺核心區較遠，易發生偏心受力，結構適應性較差；后者因其腹桿合力點直接交于球臺內的螺栓球上，內力傳遞簡單，整體設計協調，結構適應性較好，但在設計時由于腹桿與法蘭盤距離太近，腹桿與塔柱間的夾角可選范圍小，裝配時可操作空間小，幾何適應性稍差.因此，為了選出綜合性能較好的球式節點，對2 個法蘭盤球型分支節點和2 個法蘭盤螺栓球節點進行了對比試驗研究和有限元分析，研究2 種節點在不同球臺高度h和厚度b條件下的破壞模式、法蘭盤等效應力分布、腹桿軸力-變形曲線等性能，為球式節點的優化設計提供理論指導.

1 試驗概況

1.1 試件設計

以內蒙古白云鄂博地區某1.5 MW 的錐型風電塔筒為原型，設計四肢柱鋼管混凝土格構式風電塔架.使用SAP2000 分析其內力，并考慮加載設備及試驗場地大小有限，按1∶1.6 設計4 個法蘭盤球式節點縮尺試件，變化參數為球臺的高度h與厚度b.試件塔柱采用無縫圓鋼管，內填混凝土，上、下側2 片包裹體包裹在塔柱上并用M20 的10.9 級高強螺栓連接，球臺焊接在包裹體上，螺栓球置于球臺內，法蘭盤采用同樣的高強螺栓與球臺板連接以固定內螺栓球，法蘭盤球型分支節點采用雙螺紋連接桿和外螺栓球形式，把腹桿與球臺內螺栓球連接在一起，而法蘭盤螺栓球節點直接把腹桿與球臺內螺栓球連接在一起.節點材質均為Q235 鋼，腹桿采用Q235無縫鋼管.試驗前進行材性試驗，測得C40 混凝土28 d 立方體的抗壓強度為43.8 MPa.節點見圖1，試件參數見表1，鋼材力學性能指標見表2.表2 中：fy為屈服強度；fu為抗拉強度；E為彈性模量

表1 試件參數Tab.1 Specimen parameters

表2 鋼材力學性能指標Tab.2 Mechanical property indexes of steels

圖1 節點示意Fig.1 Schematic of joints

試驗使用臥式加載裝置.如圖2 所示，塔柱一端通過端板與承力支座相連；另一端采用U 型壓梁和支撐架固定；拉、壓腹桿分別采用加載板與液壓伺服器相接.

圖2 試驗加載裝置Fig.2 Test loading device

1.2 加載裝置和加載制度

試驗使用單調靜力加載制度，分為預加載、標準加載和破壞加載3 個階段，由SAP2000 分析，受壓與受拉腹桿按照1∶1.09 比例施加荷載.預加載分為3 級，并持荷10 min；標準加載階段每次取理論極限荷載的10%；進入破壞加載階段的標志是試件屈服或達到理論極限荷載的85%，為得到試件準確的實際承載力，每級取理論極限荷載的5%，直至試件破壞，停止試驗.

2 破壞形態

試件破壞形態如圖3 所示.JD-1 發生高強螺栓剪切破壞.當荷載為19 kN 時，連接桿和外螺栓球向拉桿方向開始發生傾斜；當荷載為50 kN 時，連接桿和外螺栓球傾斜明顯，并且和法蘭盤發生觸碰現象；當荷載為78 kN 時，觸碰現象明顯，其偏心達到最大，導致拉桿方向上套筒與高強螺栓處于受剪狀態；最終當荷載為89 kN 時，高強螺栓在剪力持續作用下被剪斷，停止試驗.JD-2 的破壞形態與JD-1 基本相似，試件均發生高強螺栓剪切破壞.JD-3 發生球臺底部焊縫撕裂破壞.當荷載為190 kN 時，在球臺底部焊縫處開始出現微小裂縫；當荷載為274 kN時，球臺受拉側管壁向球臺受壓側彎曲，球臺底部焊縫裂縫變大；最終當荷載為289 kN 時，球臺底部裂縫迅速貫通，停止試驗.JD-4 發生球臺處母材屈曲-撕裂破壞.加載初期無明顯現象；當荷載為297 kN時，螺栓球向拉桿方向上轉動，此時球臺受拉側焊縫開裂；當荷載為320 kN 時，球臺受拉側管壁向球臺受壓側彎曲，螺栓球與受壓側球臺內壁發生擠壓并發出較響的金屬碰撞聲，此時裂縫向球臺管壁上發展；最終當荷載為369 kN 時，球臺受拉側被撕裂、受壓側彎曲失穩，停止試驗.

圖3 試件破壞形態Fig.3 Failure shape of specimens

綜上，法蘭盤球型分支節點的破壞模式均表現為高強螺栓剪切破壞，這是因為其腹桿合力點位于外螺栓球，易發生偏心受力，且附加彎矩較大，進而導致試件在外螺栓球和套筒之間的高強螺栓持續受剪被剪斷.法蘭盤螺栓球節點的破壞模式為球臺焊縫撕裂破壞和母材屈曲-撕裂破壞.當h較小b較大時，試件易發生球臺焊縫撕裂破壞；當h較大，b較小時，試件易發生球臺處母材屈曲-撕裂破壞.這是因為h增大，提高了球臺的縱向剛度，但由于b的減小，球臺的橫向剛度降低，此時球臺呈“長細型”，進而發生失穩-撕裂破壞.

3 試驗結果及其分析

3.1 法蘭盤等效應力分析

法蘭盤主要作用是防止內螺栓球脫落，主要承受拉力和由于球偏轉而帶來的擠壓作用，為該2 種節點的重要部件，所以分析2 種節點法蘭盤的等效應力分布情況.法蘭盤測點分布情況見圖4，不同載荷下的等效應力分布曲線見圖5.

圖4 法蘭盤應變花編號Fig.4 Flange strain rosette number

圖5 法蘭盤等效應力分布Fig.5 Equivalent stress distribution of flange

由圖5（a）可知：JD-1 在加載初期，整體應力分布曲線波動較??；當加載至40 kN 時，測點5、6 的等效應力增幅明顯，測點8 的等效應力次之，其余測點的等效應力增幅較緩，這是由于外螺栓球的偏心作用導致連接桿傾斜，進而對法蘭盤產生擠壓作用，造成測點5、6 產生應力集中現象；隨著偏心程度的增加，內螺栓球受到傾斜的拉力并擠壓法蘭盤，進而法蘭盤對其產生反作用力，使得測點8 的等效應力增長幅度躍升；當JD-1 加載至80 kN 時，最大應力在測點6，高達342 MPa，最小值在3 號測點，僅15 MPa，等效應力極差為23 倍.由圖5（b）可知：當JD-2 加載至100 kN 時，最大應力在測點6，高達367 MPa，最小值在1 號測點，為55 MPa，等效應力極差為7 倍；比JD-1 的極差小且承載力提高了25%，這是由于球臺高度的增加降低了連接桿對構件的偏心作用；但在加載過程中，等效應力曲線分布仍不均勻，這是由于腹桿合力點離球臺核心區較遠，連接桿仍存在部分初始偏心.由圖5（c）可知：JD-3 在每級荷載作用下的應力分布曲線大致相似，當荷載加載至270 kN 時，最大應力在測點4，高達409 MPa，最小值在測點5，為56 MPa，等效應力極差為7 倍；與JD-1 相比，最大應力絕對值提高了20%，極差下降了70%；8 個測點一半受拉一半受壓，拉、壓相互抵消，整體受力較好，故等效應力曲線增長較為平穩，這是因為法蘭盤螺栓球節點在加載過程中不會出現較大的轉動，進而產生的偏心力小.由圖5（d）可知：當JD-4 加載至350 kN 時，最大應力在測點4，高達432 MPa，最小值在測點1，為67 MPa，等效應力極差為6 倍；與JD-2 相比，最大應力絕對值提高了18%，極差下降了14%；JD-4 比JD-3 法蘭盤等效應力分布更加均勻，材料利用率更好，且承載力提高了30%，這是因為球臺高度的增加減緩了初始偏心和附加彎矩對內螺栓球的轉動作用.

綜上，在進行試驗時2 種節點的內螺栓球均未被拉出，說明法蘭盤能夠防止內螺栓球脫落.對比2 種節點，法蘭盤螺栓球節點的等效應力分布曲線優于法蘭盤球型分支節點，極差較小，最大應力絕對值較大，說明前者的等效應力分布均勻，材料利用率高，承載能力強.增加球臺的高度，2 種節點的承載力均顯著提升，在相同荷載作用下，等效應力分布曲線更均勻，節點整體表現得更加穩定.

3.2 球臺區等效應力分析

球臺區為2 種節點的主要部件，同時也是薄弱部位，且在球臺底部存在大量焊縫，易產生應力集中，所以分析2 種節點球臺區的等效應力分布情況.球臺區測點分布情況見圖6，不同載荷下的等效應力分布曲線見圖7.

圖6 球臺區應變花編號Fig.6 Number of strain rosettes in table area

圖7 球臺區等效應力分布Fig.7 Equivalent stress distribution in table area

由圖7（a）可知：JD-1 在加載初期，整體應力分布曲線波動較??；隨著荷載的增加，測點A1 的等效應力由壓力逐漸轉為拉力，且增幅也越來越大，原因是加載初期內螺栓球受拉對球臺產生傳遞拉力，后隨著荷載的增加連接桿的偏心越來越大，進而對球臺產生壓應力；測點A7 的等效應力增幅先增加后減小，原因是加載后期連接桿和內螺栓球與法蘭盤發生擠壓，對球臺底部的壓力較??；其他測點的等效應力增長相對平穩；當JD-1 加載至80 kN 時，最大應力在測點A4，為186 MPa，最小值在測點A6，為102 MPa，等效應力極差為1.8 倍.由圖7（b）可知：當JD-2 加載至100 kN 時，最大應力值在測點A4，為260 MPa，最小值在測點A6，為150 MPa，等效應力極差為1.7 倍；與JD-1 相比，極差略小，原因是球臺高度的增加，減小了偏心對節點的整體影響，故等效應力曲線整體趨勢較平穩.由圖7（c）可知：當JD-3 加載至270 kN 時，最大應力在測點A4，為327 MPa，最小值在測點A5，為231 MPa，等效應力極差為1.4 倍；與JD-1 相比，最大應力絕對值提高了76%，極差下降了22%.由圖7（d）可知：JD-4 在加載過程中，整體的應力分布曲線增幅較平緩，各測點的應力沒有出現明顯的波動；當JD-4 加載至350 kN 時，最大應力在測點A4，為334 MPa，最小值在測點A3，為281 MPa，等效應力極差為1.2 倍；與JD-2 相比，最大應力絕對值提高了28%，極差下降了29%；相比JD-3 的應力分布曲線更為均勻，受力情況更好，原因是球臺高度的變化，使得球臺外的約束剛度好，進而球體沒有產生較大的轉動，可以更好地傳力，沒有出現應力集中現象.

綜上，2 種節點的最大應力絕對值均在測點A4，說明測點A4 所在的球臺受擠壓側為球臺的高應力區.對比2 種節點，法蘭盤螺栓球節點的球臺區最大應力絕對值比法蘭盤球型分支節點平均提高了52%，承載能力更強.因為前者的傳力路徑比后者簡單、明了，產生的偏心力和附加彎矩小，腹桿合力點交于球臺核心區，球臺平面外的約束剛度更高.球臺高度由50 mm 增至60 mm 時，球臺厚度由11 mm 降至7 mm，2 種節點的最大應力絕對值顯著提升，應力極差明顯下降，說明球臺高度的增加對2 種節點的承載能力和材料整體利用率的提高起主要作用，節點對厚度的變化不太敏感.可見，球臺高度為主要影響因素，厚度為次要影響因素.

3.3 腹桿軸力-變形關系

腹桿軸力-變形關系如圖8.規定腹桿受拉為正，受壓為負.由圖8（a）可知：1）JD-1 在加載初期，曲線呈直線增長；當壓力達到19 kN 時，曲線出現拐點，這是因為外螺栓球開始偏轉使腹桿發生偏移，導致腹桿偏心受力產生附加彎矩所造成的；隨著荷載的增加，曲線斜率有所下降；當壓力達到70 kN，拉力達到75 kN 時，曲線進入塑性階段；最終當壓力為89 kN 時，試件破壞.2）JD-2 在加載初期，曲線呈直線增長；當拉力達到29 kN 時，受拉側曲線出現拐點，此時外螺栓球產生初始程度偏心；當壓力達到99 kN，拉力達到95 kN 時，曲線進入塑性階段；最終當壓力為112 kN，拉力為103 kN 時，試件破壞.由圖8（b）可知：1）JD-3 在初始加載階段曲線呈直線增長；當壓力為145 kN，拉力為156 kN 時，曲線出現拐點，斜率有所下降，曲線進入彈塑性階段；當壓力為255 kN，拉力為220 kN 時，曲線進入塑性階段；最終當壓力為289 kN，拉力為275 kN 時，試件破壞.2）JD-4 在初始加載階段曲線呈直線增長；當壓力為150 kN，拉力為175 kN 時，曲線出現拐點，斜率稍有下降，曲線進入彈塑性階段；當壓力為330 kN，拉力為325 kN 時，曲線進入塑性階段；最終當壓力為369 kN，拉力為350 kN 時，試件破壞.

圖8 腹桿軸力-變形曲線Fig.8 Axial force-deformation curves of web rod

綜上，法蘭盤螺栓球節點比法蘭盤球型分支節點的承載力分別提高了225%、229%，原因是2 種節點的腹桿合力點不同，前者的合力點交于內螺栓球，在加載過程中不存在初始偏心，試件整體利用率較高，拉、壓腹桿變形較為協調，同時腹桿軸力-變形曲線均趨于弧形，塑性發展階段較長，延性較好.而后者因合力點交于外螺栓球，存在不規則不同程度的偏心，易發生脆性破壞.增加球臺的高度，2 種節點的整體承載力都得到了顯著的提高.

4 有限元分析

4.1 本構關系和界面處理

螺栓球使用Gardner 提出的本構關系模型，其余鋼材部件和混凝土分別使用韓林海[16]提出的二次塑流模型和混凝土應力-應變關系模型.核心混凝土采用C3D8R 劃分網格，螺栓球因其造型特殊故采用C3D10 劃分網格，其余鋼材部件采用C3D8I 劃分網格.塔柱與混凝土之間，球臺與螺栓球之間均使用“硬接觸”和“罰摩擦”來模擬界面接觸，其余構件的連接均使用Tie 綁定.塔柱兩端采用固接和定向鉸接約束，拉桿采用鉸接約束，壓桿采用定向鉸接約束.

4.2 分析結果校驗

有限元模擬與試驗對比見圖9，由圖可知，試件模擬與試驗破壞現象一致，兩者的高應力區吻合良好，說明有限元分析的結果參考價值比較合理、可靠.節點承載力見表3，由表3 可知，模擬值與試驗值相差不多，誤差均在10%以內.

表3 節點承載力Tab.3 Joint bearing capacity

圖9 有限元模擬與試驗對比Fig.9 Comparison of finite element simulation and experiment

以上產生誤差是因為在試件加工時難免會產生焊接殘余應力等問題，而在有限元建模過程中材料屬性等均按照理想情況設置可避免這些問題.總體來說，有限元分析與試驗結果基本吻合，可進一步對球式節點進行參數拓展分析.

4.3 參數拓展分析

由于實際試驗試件的數量和參數變化范圍太少，故使用ABAQUS 軟件進行參數拓展分析，并研究由于球臺高度和厚度的變化對節點極限承載力的影響.拓展參數見表4.表中：Nuf1為法蘭盤球型分支節點的極限承載力；Nuf2為法蘭盤螺栓球節點的極限承載力.

表4 參數拓展結果Tab.4 Parameter expansion results

4.3.1 球臺高度、厚度對Nuf1的影響分析

法蘭盤球型分支節點的極限承載力與球臺高度、厚度曲面擬合投影見圖10.由圖可知：曲面坡底（即b=6～9 mm 和h=50～55 mm 交匯面）坡度較陡峭，形成的投影等高線較密實，承載力增幅較大；在b=9～12 mm 和h=55～62 mm 形成曲面的坡度逐漸放緩，尤其坡頂曲面明顯變得平緩，承載力增幅變緩.

圖10 Nuf1 與h、b 曲面擬合投影Fig.10 Nuf1,h,and b surface fitting projection diagram

綜上所述，在h、b共同分析時，Nuf1隨著h、b的增加，增幅呈現先上升后下降的趨勢.從投影等高線的疏密程度看，球臺高度一側的等高線始終比球臺厚度一側的等高線稠密，即增加法蘭盤球型分支節點的球臺高度比增加球臺厚度對其承載力的提高效果更好.這是因為此種節點的腹桿合力點交于外螺栓球，離球臺核心區較遠，受力適應性較差，增加球臺的高度，相當于縮短了合力點到球臺核心區的距離，緩解了偏心力的作用，大大提高承載力，但球臺厚度的增加改變不了合力點到球臺核心區的距離，對承載力的提高貢獻相對較小.

4.3.2 球臺高度、厚度對Nuf2的影響分析

法蘭盤螺栓球節點的極限承載力與球臺高度、厚度曲面擬合投影見圖11.由圖可知：曲面坡底（即b=6～9 mm 和h=50～55 mm 交匯面）坡度較平緩，形成的投影等高線較稀疏，承載力增加緩慢；在b=9～11 mm 和h=55～60 mm 形成曲面的坡度逐漸抬升，坡度陡峭，投影等高線較密實，承載力增加較快；在b=11～12 mm 和h=60～62 mm 形成曲面的坡度明顯放緩，坡頂比較平緩，承載力增加幅度變緩.

圖11 Nuf2 與h、b 曲面擬合投影Fig.11 Nuf2,h,and b surface fitting projection diagram

綜上所述：1）在h、b共同分析時，Nuf2隨著h、b的增加，增幅呈現先上升后下降的趨勢，從投影等高線的疏密程度來看，當前期h、b均較小時，球臺高度的增加比厚度的增加對承載力的提高幅度大，當后期h、b均較大時，球臺厚度的增加比高度的增加對承載力的提高幅度大.這是因為前期隨著球臺高度的增加，相對減小了腹桿合力點到球臺核心區的距離，緩解了偏心力的作用，但是后期由于球臺高度太高，會造成球臺屈曲失穩.2）前期承載力隨著厚度的增加提高不明顯，但是后期隨著厚度的增加，大大地提高了球臺的平面外剛度，球臺不至于早早地破壞，節點承載力得到了提高.

對比圖10 與圖11 可知：圖11 的整體曲面高度始終高于圖10，說明法蘭盤螺栓球節點的承載能力比法蘭盤球型分支節點的好；并且后者的曲面多皺褶，凹凸不平，落差較大，前者曲面較光滑，等高線分布較均勻，說明球臺高度或厚度的變化，對后者承載力的提高效果更好.

5 結論

1）法蘭盤球型分支節點的破壞模式為高強螺栓剪切破壞，法蘭盤螺栓球節點的破壞模式為球臺撕裂破壞和母材屈曲-撕裂破壞.

2）2 種節點球臺的高應力區均為球臺受擠壓側，建議在球臺的受擠壓側設加勁肋，以提高節點整體的強度和剛度.

3）法蘭盤螺栓球節點的法蘭盤和球臺區的等效應力分布曲線均優于法蘭盤球型分支節點，前者的極差較小，整體分布較為均勻，材料利用率更高，其最大應力絕對值較后者分別提高了19%、52%，承載能力更好.

4）法蘭盤螺栓球節點的腹桿軸力-變形曲線的塑性發展階段比法蘭盤球型分支節點的長，說明法蘭盤螺栓球節點的延性明顯優于法蘭盤球型分支節點.并且前者的承載力分別提高了225%、229%.

5）對于法蘭盤球型分支節點，球臺高度始終對極限承載力的提高起主要作用，厚度起次要作用.對于法蘭盤螺栓球節點，球臺高度、厚度先后對極限承載力的提高起主要作用.后者比前者的極限承載力高，并且球臺高度或厚度的變化，對后者承載力的提高效果更好.