不同管徑鋼管帶頸法蘭連接受拉效能試驗及有限元分析

針對4組共12個足尺Q345不等管徑帶頸法蘭連接節點進行了軸心受拉和偏心受拉試驗，研究不等管徑對接的帶頸法蘭在不同强度級差匹配時的受拉效能。 結果表明，各組試件的變形形態和破壞機制基本一致，法蘭試件的變形主要集中在小管徑一側； 試驗中未發生法蘭和對接焊縫的破壞； 試件的承載力達到1.5倍設計承載力，具有足够安全裕度； 偏心受力會一定程度地降低試件的承載能力，但其影響僅在6%左右； 不同强度級別相匹配的法蘭試件承載效能均表現良好； 近焊縫處法蘭頸口受焊接殘餘應力的影響較大，建議法蘭與鋼管對接須滿足一級焊縫要求。 針對法蘭試件的承載力進行了非線性有限元分析，結果表明有限元分析與試驗規律吻合較好。

0. 引言

法蘭連接是鋼管結構中常見的連接形式。 自20世紀80年代開始，國外學者就相繼提出了法蘭計算模型，並開展了試驗研究，研究法蘭連接節點的承載效能。 在國內，王元清等對4種形式的法蘭連接節點進行了四點彎曲加載試驗，考察了節點受彎過程中螺栓和法蘭盤的受力特性。
法蘭連接由於其傳力明確、現場施工便利，成為輸電線路鋼管塔連接的主要形式。 鋼管塔法蘭連接可分為剛性法蘭和柔性法蘭兩種形式。 剛性法蘭在法蘭板上焊有加勁肋板，法蘭剛度大，螺栓受力簡單，但焊接工作量大，不容易保證焊接質量； 柔性法蘭不設加勁肋板，焊接工作量小、施工效率高，但法蘭的强度和剛度相對較小。
帶頸法蘭綜合了傳統剛性法蘭和柔性法蘭的優點，不僅具有較高的强度和剛度，可用於承載力需求大的塔身主材連接，同時由於頸部與法蘭板一體鍛造而成，减少了焊接工作量，提高了加工及安裝效率。 帶頸法蘭在國外的輸電線路上已應用較多，尤其是日本在大跨越以及常規線路鋼管塔中均採用了帶頸法蘭。 在國內，吳靜等首次提出了柔性帶頸法蘭設計方法，並開展了節點軸拉承載力試驗研究，已成功推廣應用於國內特高壓交直流及常規電壓等級輸電線路塔架中； 考慮到法蘭精細化設計，又提出了柔性帶頸法蘭强度分級方法及設計原則，以滿足不同的承載需求，降低法蘭質量、提高承載利用率。
本文作者基於某在建特高壓交流輸電線路鋼管塔，設計不同强度級別相匹配的柔性帶頸鍛造對焊法蘭，開展不等管徑Q345對接法蘭軸心受拉及偏心受拉試驗研究，並採用有限元軟件進行非線性數值類比，研究不同强度級別相匹配的柔性帶頸法蘭的承載力。

1. Q345柔性帶頸法蘭受拉試驗

1.1 試件設計與製作

設計了4組共12個足尺試件，帶頸法蘭與圓鋼管對焊連接，兩個帶頸法蘭之間用高强螺栓連接，試件規格如錶1所示。 其中，第1、2組為軸拉試件，第3、4組為偏拉試件，上、下法蘭的强度級別匹配為100%、70%。 試件構造如圖1所示，帶頸法蘭規格見錶2。

圖.1 試件示意圖

1.2 材性參數

帶頸法蘭和鋼管强度等級均為Q345，根據GB/T2975—1998《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣比特及試樣制備》的要求，在鋼管和帶頸法蘭的相應部位取樣，並製作材性試驗試樣，材性試驗結果如錶3所示。

錶.1 試件規格

組號	試件編號	連接鋼管規格		帶頸法蘭規格		螺栓規格	Pud/kN	e/mm
1	FD2921H1+FD2929H7-ZL-1	鋼管1	ϕ219×6	法蘭1	FD2921H1		1244.64	0
	FD2921H1+FD2929H7-ZL-2					8.8級
	FD2921H1+FD2929H7-ZL-3	鋼管2	ϕ299×7	法蘭2	FD2929H7	20M20×100
2	FD4537H1+FD4545H7-ZL-1	鋼管1	ϕ377×8	法蘭1	FD4537H1		2874.93	0
	FD4537H1+FD4545H7-ZL-2					8.8級
	FD4537H1+FD4545H7-ZL-3	鋼管2	ϕ457×10	法蘭2	FD4545H7	30M24×120
3	FD2921H1+FD2929H7-PL-1	鋼管1	ϕ219×6	法蘭1	FD2921H1		1244.64	20.8
	FD2921H1+FD2929H7-PL-2					8.8級
	FD2921H1+FD2929H7-PL-3	鋼管2	ϕ299×7	法蘭2	FD2929H7	20M20×100
4	FD4537H1+FD4545H7-PL-1	鋼管1	ϕ377×8	法蘭1	FD4537H1		2874.93	36
	FD4537H1+FD4545H7-PL-2					8.8級
	FD4537H1+FD4545H7-PL-3	鋼管2	ϕ457×10	法蘭2	FD4545H7	30M24×120

注：Pud為設計承載力； e為偏心距。

錶.2 帶頸法蘭規格

法蘭程式碼	A/	B/	D/	K/	L/	C/	H/	N/	H1/	S/	R/	螺栓數量
	mm	mm	mm	mm	mm	mm	mm	mm	mm	mm	mm
FD2921H1	221	205	415	360	22	24	69	292	20	8	6	20
FD2929H7	301	283	415	360	22	24	69	314	20	9	6	20
FD4537H1	379	359	601	536	26	29	82	470	20	10	8	30
FD4545H7	459	435	601	536	26	29	87	476	25	12	10	30

注：fy、fu、E為鋼材的屈服强度、抗拉强度和彈性模量； δ 為斷後伸長率。

錶.3 鋼材材性試驗結果

鋼材	fy/MPa	fu/MPa	δ/%	E/MPa	fu/fy
ϕ219×6	453.4	537.32	20.42	2.12×105	1.19
ϕ299×7	495.93	587.49	19.81	1.49×105	1.18
ϕ377×8	443.41	556.42	22.47	2.01×105	1.25
ϕ457×10	429.75	569.11	20.29	2.21×105	1.32
法蘭軸向	464.17	595.07	21.9	2.19×105	1.28
法蘭徑向	481.94	599.42	24.25	1.76×105	1.24
螺栓軸向	—	621.21	22.62	—	—
螺栓徑向	—	554.47	20.28	—	—

注：f_y、f_u、E為鋼材的屈服强度、抗拉强度和彈性模量； 6為斷後伸長率。

1.3 試驗裝置和加載方案

試驗為靜力加載，按位移控制加載，試驗裝置如圖2所示。 加載方案為：

• 1）先預加載2次，加載至60%Pud（Pud為承載力設計值），卸載到0；
• 2）然後逐級加載，在0-0.80Pud間，每級荷載增量為0.1Pud，之後以0.05Pud為荷載增量，直至滿足以下3種情况之一即停止加載：荷載達到1.5Pud、試件破壞或達到加載設備最大量程。

圖.2 試驗裝置

1.4 量測方案

試驗資料獲取系統由感測器、TDS602靜態資料獲取儀和電腦三部分組成。 在法蘭盤變坡根部對稱設定4個量程為±100mm的位移計，量測法蘭盤的變形。 為了準確量測螺栓的應變，對螺栓開槽，在槽內佈置應變片。 為了測定鋼管及帶頸法蘭的受力及變形特性，在試件管身中部、近焊縫處鋼管埠、近焊縫處法蘭頸口、法蘭頸部變坡、法蘭盤面等部位佈置應變片。 應變測點佈置如圖3所示。

圖.3 應變測點佈置

2. 試驗結果及其分析

2.1 試驗現象和破壞機制

設計荷載作用下，法蘭、鋼管及焊縫均滿足要求。 在停止加載時，大直徑鋼管變形不明顯，小直徑鋼管發生明顯的軸向拉伸和徑縮變形（圖4）； 試件破壞形態如圖5所示。 法蘭盤發生輕微翹曲（圖6），小管徑側帶頸法蘭盤翹曲明顯，大管徑側法蘭翹曲不明顯。 對於偏心受拉試件（以法蘭FD2921H1為例），法蘭盤翹曲且不均勻，偏拉側（偏心一側為偏拉側，另一側為偏壓側）翹曲約7mm，偏壓側翹曲約5mm。

圖.4 大小管徑鋼管變形差异

圖.5 試件FD2921H1+FD2929H7-ZL-1破壞形態

圖.6 法蘭盤翹曲

圖.7 螺栓滑絲
FD2921H1+FD2929H7軸拉及偏拉試件均以螺栓杆滑絲→螺栓拉脫→螺帽飛出的形式破壞（圖7）； FD4537H1+FD4545H7試件由於加載至1.5Pud時試件未破壞，而停止加載，拆開試件後發現螺栓杆已經開始出現滑絲現象，故推測其破壞形式與試件FD2921H1+FD2929H7一致。 囙此，建議實際工程設計中法蘭螺栓採用雙螺帽雙墊片，以保證螺栓的承載效能。

2.2 承載力

各試件的荷載P-位移d曲線如圖8所示，其中位移取4個位移計測得的平均值。 由圖可知，加載初期，試件處於彈性工作狀態，P-d曲線接近直線； 同組試件的初始剛度基本相同。 各試件的承載力如錶4所示，由錶可知，同組試件的承載力相近，均高出設計荷載的50%，具有足够安全裕度。 對於試件FD2921H1+FD2929H7，軸心受拉承載力高出偏心受拉承載力的6.4%左右，囙此偏心受力會降低其承載能力。 由於試件FD4537H1+FD4545H7在軸心受拉和偏心受拉加載過程中荷載達到1.5Pud時尚未破壞，囙此無法分析偏心受拉對其承載能力的影響。
對於上、下法蘭不同强度級別相匹配（100%、70%）的法蘭試件，不同級別的帶頸法蘭承載效能均表現良好，驗證了强度分級帶頸法蘭設計的安全可靠性； 强度分級的法蘭精細化設計也由此减少了法蘭用鋼量，提升了經濟性。

2.3 法蘭應變分析

以軸拉試件FD2921H1+FD2929H7-ZL為例分析法蘭盤應變發展情況，如圖9所示，圖中 ε 為測點處的單軸應變，括弧內219表示小直徑鋼管一側，299表示大直徑鋼管一側。

2.3.1 近焊縫處法蘭頸口

由於帶頸法蘭與鋼管之間採用對焊連接，近焊縫處法蘭頸口受焊接殘餘應力的影響較大，尤其是小管徑近焊縫處法蘭頸口應變值離散性較大。 加載至設計荷載時，近焊縫處法蘭頸口基本保持彈性； 加載至1500kN時，小管徑近焊縫處法蘭頸口部分測點進入塑性，大管徑近焊縫處法蘭頸口基本保持彈性。 整體上小管徑近焊縫處法蘭頸口比大管徑近焊縫處法蘭頸口更早地進入塑性。

圖.8 荷載-位移曲線

錶.4 試件的承載力

試件編號	加载类型	Pud/kN	Put/kN	ut	(Put–Pud) /Pud/%
FD2921H1+FD2929H7-ZL-1	軸心受拉	1 244.64	2 090	2 022	67.92
FD2921H1+FD2929H7-ZL-2			1 955		57.07
FD2921H1+FD2929H7-ZL-3			2 020		62.3
FD2921H1+FD2929H7-PL-1	偏心受拉	1 244.64	1 900	1 900	52.65
FD2921H1+FD2929H7-PL-2			1 900		52.65
FD2921H1+FD2929H7-PL-3			1 900		52.65
FD4537H1+FD4545H7-ZL-1	軸心受拉	2 874.93	4 320	4 320	50
FD4537H1+FD4545H7-ZL-2
FD4537H1+FD4545H7-ZL-3
FD4537H1+FD4545H7-PL-1	偏心受拉	2 874.93	4 320	4 320	50
FD4537H1+FD4545H7-PL-2
FD4537H1+FD4545H7-PL-3

注：Put為承載力試驗值。

圖.9 試件FD2921H1+FD2929H7-ZL法蘭應變發展

2.3.2 法蘭頸部變坡

加載初期，應變呈線性增長； 加載至設計荷載時，大、小管徑法蘭頸部變坡均保持彈性； 繼續加載時，大管徑側帶頸法蘭頸部變坡應變值增長速度加快，隨之屈服進入塑性，變形較為明顯。 由於小管徑側帶頸法蘭頸部變坡截面積較大，在整個加載過程中，應變值相對較小，基本處於彈性狀態。

2.3.3 法蘭盤

不等管徑對接帶頸法蘭在軸心受拉狀態下，法蘭盤會發生不同程度的翹曲，以致兩個法蘭盤邊緣互相頂緊，導致法蘭盤面處於受壓狀態，法蘭盤底處於受拉狀態。 由於小管徑側帶頸法蘭盤底較大管徑側帶頸法蘭盤寬，翹曲變形較為明顯，應變值較大。 加載至Pud時，法蘭盤保持彈性； 加載至1500kN後，小管徑側法蘭盤應變快速增大，隨後進入塑性階段。 而大管徑側法蘭盤在整個加載過程中僅有一個測點在極限荷載前進入塑性，其餘均保持彈性。

3. 有限元分析

採用非線性有限元軟件ABAQUS針對上述法蘭試件進行精細化數值分析，並將數值分析結果與試驗結果進行對比。

3.1 模型的建立

鋼材選用等向彈塑性模型，材性參數按錶3所示材性試驗結果取值，泊松比取0.3。 模型網格劃分及邊界條件如圖10所示，試件各部件均採用八節點減縮積分實體單元（C3D8R）進行建模，鋼管與帶頸法蘭之間綁定，構件底部施加固接約束，荷載通過在試件端部施加位移的管道實現。

圖.10 有限元模型

3.2 有限元結果分析

各受拉試件的變形形態如圖11所示，其中，整體試件變形主要體現為鋼管的軸向拉伸和徑縮變形 ν。 法蘭變形主要體現為法蘭盤的翹曲。 由圖可知，有限元類比與試驗的變形吻合較好。 對於不等管徑對接法蘭，變形主要集中在小管徑一側，小直徑鋼管發生明顯的軸向拉伸和徑縮變形，大直徑鋼管變形不明顯，法蘭盤在拉力作用下發生翹曲，小管徑側法蘭盤翹曲明顯，大管徑側翹曲不明顯。

各受拉試件有限元與試驗的荷載-位移曲線對比如圖12所示，其中試驗值取3個試件的平均值。 由圖可知，兩者初始剛度、屈服荷載和承載力接近。 由於有限元分析未能考慮殘餘應力、初始缺陷等影響，囙此，有限元分析所得試件屈服荷載和承載能力比試驗值略高。 總體上，有限元分析結果能够較好地反映試件的初始剛度、屈服荷載及承載能力。

圖.11 受拉試件變形

圖.12 荷載-位移曲線對比

3.3 法蘭承載力分析

受拉試件由於法蘭連接螺栓滑絲而停止加載，此時，法蘭本身並未達到承載力極限狀態。 為瞭解法蘭的極限狀態和承載力，採用有限元軟件ABAQUS對其承載力進行分析。 模型尺寸與試驗試件相同。 為了防止鋼管、螺栓過早破壞，除增大法蘭剛度外，其他部件的剛度、加載方法與試驗相同。

法蘭FD2921H1+FD2929H7的荷載-位移曲線如圖13所示，其中，法蘭位移取法蘭盤翹曲變形； 法蘭應力σ發展如圖14所示。 由圖可知，法蘭的屈服荷載為1276kN，極限荷載為2399kN。

圖.13 法蘭FD2921H1+FD2929H7的荷載-位移曲線

圖.14 法蘭FD2921H1+FD2929H7的應力發展
由圖14a可知，小管徑近焊縫處法蘭頸口首先受拉屈服； 隨著荷載新增，小管徑法蘭頸部變坡全截面屈服，法蘭發生翹曲變形，大管徑法蘭變坡處局部屈服，法蘭盤邊緣頂緊（圖14b）； 達到極限荷載時，法蘭頸部和變坡處均全截面進入塑性（圖14c），法蘭達到承載力極限狀態。 由此可知，有限元分析與試驗結果規律基本保持一致。

法蘭FD4537H1+FD4545H7的荷載-位移曲線如圖15所示。 由圖可知，其屈服荷載為2893kN，極限荷載為7119kN。 應力發展如圖16所示。 由圖16a可知，小管徑近焊縫處法蘭頸口首先受拉屈服； 隨著荷載新增，小管徑法蘭大面積屈服，大管徑法蘭頸部變坡處進入塑性，法蘭翹曲變形主要集中在小管徑法蘭一側（圖16b）； 極限荷載時，大小管徑法蘭均發生明顯的塑性變形，法蘭破壞（圖16c）。

圖.15 法蘭FD4537H1+FD4545H7的荷載-位移曲線

圖.16 法蘭FD4537H1+FD4545H7的應力發展
有限元分析的法蘭屈服荷載與設計承載力對比如錶5所示。 由錶可知，有限元分析的法蘭屈服荷載比設計承載力略高，有一定的安全裕度。 對不等管徑法蘭，整體上滿足設計要求，但安全裕度不高，可在工程設計中酌情加强。

錶.5 法蘭屈服荷載和設計承載力對比

法蘭編號	Py/kN	Pud/kN	Py/Pud
FD2921H1+FD2929H7	1 276	1 245	1.03
FD4537H1+FD4545H7	2 893	2 875	1.01

注：Py為屈服荷載； Pud為設計承載力。

4. 結論

針對輸電鋼管塔强度分級帶頸法蘭，開展了軸心受拉和偏心受拉試驗，採用有限元軟件ABAQUS對試驗試件進行了數值分析，同時進行了法蘭承載力研究。 得到主要結論如下：

• 1）各組試件的變形和破壞機制基本一致，不等管徑對接法蘭試件的變形主要集中在小管徑一側，小直徑鋼管發生較為明顯的軸向拉伸和徑縮變形； 法蘭盤輕微翹曲； 部分試件破壞時高强螺栓螺杆滑絲，囙此建議工程設計中法蘭螺栓採用雙螺帽雙墊片，以保證螺栓的承載效能。
• 2）設計承載力Pud作用下，法蘭、鋼管及焊縫均滿足要求； 試件的承載力超過1.5Pud，具有足够安全裕度。 偏心受力會一定程度地降低鋼管和法蘭節點的承載能力，但其影響僅在6%左右。
• 3）對於上、下法蘭不同强
• 3）對於上、下法蘭不同强度級別相匹配的法蘭試件，其承載效能均表現良好，驗證了强度分級帶頸法蘭設計的安全可靠性； 强度分級的法蘭精細化設計也由此減輕了法蘭用鋼量、提升了經濟性。
• 4）帶頸法蘭近焊縫處法蘭頸口受焊接殘餘應力的影響較大，屈服荷載較小，是帶頸法蘭的薄弱點； 囙此建議施工時要嚴格控制焊縫質量，法蘭與鋼管對接須滿足一級焊縫要求。
• 5）通過承載力模擬分析發現，有限元結果與試驗規律吻合較好。

作者：吳靜