一种钢管塔塔脚法兰节点上径向与环向加劲肋组合设计方法

摘要

本发明涉及一种输电线路钢管塔或者钢管杆的法兰连接构造设计方法，特别是一种钢管塔塔脚法兰节点上径向与环向加劲肋组合设计方法，在原有的法兰节点上增加环向加劲肋，并与原有的径向加劲肋进行组合设计，根据法兰底板上由径向和环形加劲肋所含围的实际的扇形形状为计算单元，以法兰底板所承载力的极限值和设计值比值为基准，以有限元分析为计算基础，调整法兰节点上各个参数的设置，最后获得新的法兰节点构造，整个计算大大接近了实际值，最大程度上减小了法兰底板的应力集中程度，提高均匀受力程度，大大提高了法兰节点的极限承载力，有效发挥了钢材在各个区域的强度。

说明书

技术领域

本发明涉及一种输电线路钢管塔或者钢管杆的法兰连接构造设计方法，特别是一种钢管塔塔脚法兰节点上径向与环向加劲肋组合设计方法。

背景技术

现有技术中，输电线路钢管塔(杆)塔脚常用的加劲肋法兰，采用连接件为法兰底板、径向加劲肋，钢管底部与法兰底板通过环形焊缝连接，径向加劲肋的竖向焊缝与钢管壁焊接，径向加劲肋的横向焊缝与法兰底板焊接，如附图1所示。这种加劲法兰具有整体刚度大、承载力高的特点，因此在输电线路钢管塔(杆)中广泛应用。

上述加劲法兰盘的承载力计算主要依据以下规范：《架空输电线路钢管塔设计技术规定》(DL/T 5254-2010)、《架空送电线路钢管杆设计技术规定》(DL/T 5130-2001)的相关公式。然而上述塔脚加劲肋法兰设计应用中却存在如下不足之处：简化加劲法兰底板近似按矩形考虑，但加劲法兰底板实际计算单元为扇形区域；当法兰底板局部区域超过钢材屈服应力时，其大部分区域应力值仍远远小于屈服应力，仍处于弹性状态，即法兰的承载力受到小部分最先超过钢材屈服应力的区域控制，其他大部分区域没有发挥钢材强度。

发明内容

本发明的目的在于根据现有技术的不足之处而提供一种能够真实体现钢材受力情况，有效发挥钢材强度，提高法兰承载力，减小应力集中的钢管塔塔脚法兰节点上径向与环向加劲肋组合设计方法。

本发明的目的是通过以下途径来实现的：

钢管塔塔脚法兰节点上径向与环向加劲肋组合设计方法，其要点在于，包括如下步骤：

法兰节点包括法兰底板和径向加劲肋，法兰底板为与钢管焊接的圆环形钢板，径向加劲肋的板面垂直于钢管外周面，径向加劲肋竖向与钢管壁采用焊缝连接、底部与所述的法兰底板焊缝连接；增加环向加劲肋，沿着环向、垂直于法兰底板，并连接在每相邻两径向加劲肋之间，相邻两径向加劲肋之间的法兰底盘部分为一个计算间隔，每个计算间隔中设置有螺栓孔；

根据钢管受力计算所需的螺栓个数n：；

其中N：法兰底板所受的轴心作用力；n：法兰底盘上螺栓数目；单颗螺栓承载力设计值；受力最大的一颗螺栓的拉力；

确定螺栓个数n后可以初步确定L_y1、L_y2、L_y3、L_x1、L_x2，环向加劲肋将计算间隔分为靠钢管的内侧间隔和靠外并设置有螺栓孔的外侧间隔，内、外侧间隔均为扇面形状，内侧间隔接近方形，以垂直于钢管外周面的方向为扇面形状的高度，由此，L_y3为内侧间隔的高度，L_x2为内侧间隔的平均宽度，L_x1为外侧间隔的平均宽度，外侧间隔以经过螺栓孔的中心点并平行环形加劲肋的线为界，靠近环形加劲肋一侧的部分高度为L_y1，另一侧的高度为L_y2；

设置内侧间隔上均布荷载为q₁，外侧间隔上均布荷载为q₂；计算分别法兰底板上内侧间隔和外侧间隔的面积比例系数α₁、α₂：

其中L_y＝min(1.8L_y1,2.2L_y2)

外侧间隔的法兰底板弯矩起控制作用，因此计算法兰底板的最大弯矩M_max：

β—弯矩系数；

计算法兰底板厚度：f表示法兰底板钢材强度设计值；

计算径向加劲肋承受弯矩M₁：其中L＝L_y1+L_y2+L_y3；

计算径向加劲肋厚度t₁：h₁为径向加劲肋的高度；σ—径向加劲肋的正应力；

环向加劲肋厚度t₂初始设定为比径向加劲肋厚度t₁小2-4mm；

建立有限元模型，有限元模型采用四边形板单元，四边形板单元网格尺寸大小按照10mm～20mm划分；在钢管顶部施加荷载，模拟法兰节点收到的实际荷载，计算荷载作用下法兰节点各部位的应力分布情况；

逐级加大荷载，进行弹塑性分析，计算法兰底板、径向加劲肋、环向加劲肋的应力值，获得应力集中位置，应力集中位置最先达到钢材强度设计值时所施加荷载为该法兰节点承载力设计值，应力应变曲线出现拐点或变形超出10mm时所施加荷载为该法兰节点承载力极限值；

以满足法兰节点承载力极限值与承载力设计值的比值不小于1.5为条件，调整法兰底板厚度、径向加劲肋与环向加劲肋的厚度与高度L_y1、L_y2、L_y3的数值，最后获得调整后的法兰底板、径向加劲肋和环向加劲肋的设计尺寸。

综上所述，本发明提供了一种钢管塔塔脚法兰节点上径向与环向加劲肋组合设计方法，在原有的法兰节点上增加环向加劲肋，并与原有的径向加劲肋进行组合设计，根据法兰底板上由径向和环形加劲肋所含围的实际的扇形形状为计算单元，以法兰底板所承载力的极限值和设计值比值为基准，以有限元分析为计算基础，调整法兰节点上各个参数的设置，最后获得新的法兰节点构造，整个计算大大接近了实际值，最大程度上减小了法兰底板的应力集中程度，提高均匀受力程度，大大提高了法兰节点的极限承载力，有效发挥了钢材在各个区域的强度。

附图说明

图1所示为本发明背景技术所述现有技术的钢管塔塔脚法兰节点的结构示意图；

图2所示为本发明所述增加有径向加劲肋的钢管塔塔脚法兰节点的结构示意图；

图3所示为图2的俯视平面结构图；

图4所示为本发明新的法兰节点计算参数标示示意图；图5所示为径向加劲肋的技术参数标示示意图。

具体实施方式

最佳实施例：

参照附图2和附图3，一种钢管塔(杆)塔脚径向与环向组合加劲肋法兰节点，所述的径向与环向组合加劲肋法兰节点包括用于连接的法兰底板1、径向加劲肋2、环向加劲肋3；所述的法兰底板1为与钢管4焊接的环形钢板。所述的径向加劲肋2为从钢管中心向钢管壁方向的加劲肋；所述的环向加劲肋3为与钢管外周面的切面平行方向的加劲肋；所述的环向加劲肋3竖向与所述的径向加劲肋2采用焊缝连接；所述的环向加劲肋3底部与所述的法兰底板1焊缝连接；所述的径向加劲肋2竖向与钢管壁采用焊缝连接、底部与所述的法兰底板1焊缝连接。

上述结构方案的设计方法具体如下：

根据钢管受力计算所需的螺栓个数n：

其中N：法兰所受的轴心作用力；n：法兰盘上螺栓数目；单颗螺栓承载力设计值；受力最大的一颗螺栓的拉力。

注意：螺栓个数即径向加劲肋的间距选择应满足螺栓扳手空间25mm、地脚螺栓垫板空间的要求。本实例根据计算需要20颗螺栓，节点的连接件为1个法兰底板、20个径向加劲肋、20个环形加劲肋，采用环形加劲肋。

确定螺栓个数n后可以初步确定L_y1、L_y2、L_y3、L_x1、L_x2，参数意义见图4。

计算法兰底板均布荷载，图4左侧A部分(内侧间隔)底板均布荷载为q₁，右侧B部分(外侧间隔)底板均布荷载为q₂，采用以下公式求解。

其中L_y＝min(1.8L_y1,2.2L_y2)

公式中α₁、α₂，分别表示法兰底板A部分、B部分面积比例系数。

计算板中最大弯矩M_max

β—弯矩系数(参考《架空输电线路钢管塔设计技术规定》DL/T 5254-2010)

(L_y1+L_y2)/L_x10.350.400.450.500.550.600.650.700.750.800.85β0.07850.08340.08740.08950.09000.09010.09000.08970.08920.08840.0872(L_y1+L_y2)/L_x10.900.951.001.101.201.301.401.501.752.0＞2.0β0.08600.08480.08430.08400.08380.08360.08350.08340.08330.08330.0833

计算法兰底板厚度：

公式中f表示法兰底板钢材强度设计值。

计算径向加劲肋承受弯矩M₁：

L＝L_y1+L_y2+L_y3

计算径向加劲肋厚度t₁

其中σ—径向加劲肋正应力；τ—径向加劲肋剪应力；f_v—钢材抗剪强度设计值；t₁、h₁为径向加劲肋厚度、高度，见图5。

环向加劲肋厚度t₂采用构造:比径向加劲肋减少2～4mm。

建立有限元模型，有限元模型采用四边形板单元。考虑材料非线性分析、几何非线性。板单元网格尺寸大小按照10mm～20mm划分。实现在钢管顶部施加荷载，模拟该节点收到的实际荷载，计算荷载作用下节点各部位的应力分布情况。

逐级加大荷载，进行弹塑性分析，观测法兰底板、径向加劲肋、环向加劲肋的应力集中情况，应力集中位置最先达到钢材强度设计值时所施加荷载为该节点承载力设计值，应力应变曲线出现拐点或变形超出10mm时所施加荷载为该节点承载力极限值。

根据计算分析，调整法兰底板厚度、径向加劲肋与环向加劲肋的厚度与高度L_y1、L_y2、L_y3的数值。满足节点承载力极限值与节点承载力设计值的比值不小于1.5。

径向加劲肋采用双面开坡口角焊缝，焊缝计算满足《架空送电线路钢管杆设计技术规定》(DL/T 5130-2001)规定。环向加劲肋采用开坡口单面角焊缝，焊缝构造厚度不小于环向加劲肋的厚度。

本实施例，依据建模计算，并与常规加劲法兰对比可得出结论，径向加劲肋与钢管壁的焊接位置、径向加劲肋与法兰底板焊接位置，应力集中程度均有所降低，该节点的承载力提高25.3％。

本发明未述部分与现有技术相同。