针对特高压大跨越输电塔中广泛使用的外加劲板加强相贯节点，尚未有明确的计算方法考虑加劲对节点承载力的影响;为此，通过试验和有限元分析，研究了无加劲和外加劲板加强相贯节点的破坏模式、承载力和应变分布及塑性发展规律等力学特性。试验结果表明，采用外加劲板可以显著提高无加劲节点的承载能力和整体刚度，延缓节点破坏过程。与试验结果相比，有限元分析能较好地模拟该类节点的破坏模式和承载性能。为了评估不同参数下外加板对承载力提升值的影响规律，对16个无加劲节点模型和144个加劲节点模型进行了有限元分析，结果表明：外加劲板加强相贯节点承载力可以认为是对应无加劲节点承载力与外加劲板提升值之和;AIJ的建议公式可以较为准确地预测无加劲节点承载力;外加劲板提升值与支主管直径比、外加劲板宽度因子和厚度因子呈正相关，与主管径厚比呈负相关。本文采用改进的“剪切强度法”计算外加劲板提升值，并考虑了主管和支管性能的影响。
关键词
相贯节点;外加劲板;试验研究;有限元分析;极限承载力
论文《外加劲加强相贯节点极限承载力研究》发表在《西安建筑科技大学学报(自然科学版)》，版权归《西安建筑科技大学学报(自然科学版)》所有。本文来自网络平台，仅供参考。
1 试验概况
1.1 节点试件
从国家“西电东送”核心枢纽工程——白鹤滩~江苏±800kV长江大跨越直流输电塔中截取代表性关键圆钢管相贯节点作为试验模型，该节点由塔身主材、横担主材、隔面主材连接而成，为TY组合型相贯节点。此类节点受力较大，需在主管外部设置加劲板以满足承载要求。
试验共设计制作2个足尺试件，TY-1为未加强节点，TY-2采用外加劲板加强。主管长度取1800mm，长径比3.75，厚度10mm;正支管长度900mm，斜支管长度1000mm，厚度均为10mm;斜支管与主管夹角60°;外加劲板设计厚度8mm，宽度80mm，正外加劲板长度480mm，斜板长度555mm。试件几何尺寸参数见表1。
表1 试件主要参数 Tab.1 Main parameters of specimens
| 试件编号 | D/mm | T/mm | d/mm | t/mm | tp/mm | 压力 |
| TY-1 | 480 | 10 | 426 | 10 | - | 0.4Ny |
| TY-2 | 480 | 10 | 426 | 10 | 8 | 0.4Ny |
注：(1)Ny=fy×主管截面积;(2)fy为主管的屈服强度。
1.2 材性试验
节点试件主管、支管和外加劲板所用钢材均为Q355，标准试件与试验试件取自同一批钢板，制作3个标准试件。材性试验符合《金属材料室温拉伸试验方法》(GB/T228.1-2021)要求，结果见表2。
表2 材性试验结果 Tab.2 Test results of material properties
| 标准试件 | fy/MPa | fu/MPa | E/GPa | δ/% |
| 10mm厚主管、支管 | 390.82 | 481.66 | 220.36 | 30.09 |
| 8mm厚外加劲板 | 434.40 | 545.11 | 207.86 | 25.20 |
1.3 试验加载及测试方案
试验加载装置采用3个独立液压伺服千斤顶，主管一侧与加载架固接，另一侧及两支管侧施加大吨位轴向荷载。自制反力架水平自平衡，刚度大，加载过程中变形影响可忽略。
加载方案分预加载和正式加载：预加载对主管加至设计荷载的20%，抵消间隙并检查测试仪器;正式加载先按每级20%设计荷载对主管均匀加载至0.4Ny，再维持主管荷载不变，对正支管、斜支管协调施加垂直于主管方向平衡荷载(P=P0sinθ)，每级增加5%有限元预估极限荷载，持荷5min后采集数据，直至试件变形显著增大、荷载无法维持。
测试方案：沿正直管轴线方向，在主管上冠点及其正对下表面各布置1个位移计，测量主管径向变形Δ;在节点相贯线区域附近与主管侧壁、外加劲板典型部位布置三向应变片，每个测点垂直于焊缝粘贴3个应变片，通过线性外推公式计算热点应变及应力。
2 试验结果及分析
2.1 节点破坏模式
TY-1(无加劲试件)表现为典型无加劲相贯节点破坏模式：受压支管将相贯线附近主管表面压陷，主管侧壁变形明显，最终因塑性变形过大破坏。
TY-2(外加劲试件)破坏模式与TY-1相似，但伴随外加劲板屈曲现象，加载过程中外加劲板屈曲后，主管塑性变形迅速发展导致节点破坏;破坏时节点区主管塑性变形小于TY-1，表明外加劲板对节点区有显著约束加强作用，可提高主管相贯区域整体刚度。
2.2 荷载-变形曲线及极限承载力
荷载-变形曲线显示，外加劲板可有效提升节点承载力和弹性段刚度。TY-1进入弹塑性阶段后延性良好，破坏时主管壁最大凹陷量达12.7mm;TY-2荷载-变形曲线更陡，破坏时凹陷量7.8mm，延性较TY-1差。
节点极限承载力取3%D主管变形对应荷载与峰值荷载的较早出现值，试验结果见表3。TY-1和TY-2极限承载力分别为1200kN和1860kN，外加劲板加强后极限承载力提升55%。
表3 试件极限承载力 Tab.3 Ultimate bearing capacity of specimens
| 试件编号 | 极限承载力P/kN | | 误差/% |
| | 试验 | 有限元 | |
| TY-1 | 1200 | 1188 | -1.00 |
| TY-2 | 1860 | 1879 | 1.02 |
2.3 应变发展规律
等效应变计算采用以下公式：
TY-1应变分析：相贯线区域A上鞍点、主管侧壁区域B上鞍点等效应变增长较快，最先超过屈服应变，且测点离这些点越近，等效应变值越大;区域B大部分测点等效应变值达10×10⁻³，远高于屈服应变，与主管侧壁明显变形现象吻合;斜支管相贯线区域C左侧冠点和下鞍点等效应变增长较快，屈服区域向周围扩大。表明主管塑性区随支管轴向压力增加而扩大，试件破坏时测点大多进入屈服状态，为主管塑性破坏。
TY-2应变分析：外加劲板、主管随支管轴向压力增加先后进入塑性，试件破坏时测点大多屈服，表现为伴随外加劲板屈曲的主管塑性破坏;与TY-1相比，外加劲板约束节点区主管变形，测点等效应变值相应减小。区域A、B、C测点变化规律与TY-1相似，但靠近外加劲板的测点未先超过屈服应变;外加劲板仅在与主管交线对应区域等效塑性应变较大并超过屈服应变，距主管远端测点应变变化小;破坏时上、下鞍点对应外加劲板测点应变远大于屈服应变，与外加劲板屈曲位置一致。表明外加劲板加强TY组合型相贯节点仍体现无加劲节点受力特征。
3 有限元分析
3.1 有限元模型
采用ANSYS有限元软件，选用SHELL281壳单元建模，该单元8个节点，每个节点6个自由度，适用于薄到中等厚度壳结构。单元网格尺寸经收敛性分析设定为0.01m，兼顾计算精度与效率。
钢材本构采用双线性等向强化模型，材料属性与材性试验一致，泊松比取0.3。边界条件、加载方式与试验一致，主管一端设固定端，另一端及两支管端部设定向约束，仅允许轴向位移;采用弧长法求解，捕捉荷载-位移曲线下降段。
3.2 有限元模型验证
有限元分析得到的荷载-变形曲线、极限承载力与试验结果吻合较好，变化趋势一致，表明有限元模型能有效反映节点承载力特点。以TY-2为例，有限元模拟的破坏形态及Von Mises应力云图与试验破坏形态吻合良好，验证了有限元模型的正确性。
4 节点极限承载力影响因素分析
外加劲板加强TY组合型相贯节点极限承载力计算公式为：
[
P=P_{n}+P_{s} quad(3)
]
式中：P为外加劲节点极限承载力，Pₙ为对应无加劲节点极限承载力，Pₛ为外加劲板提升值。
4.1 无加劲TY组合型相贯节点极限承载力计算公式
对比中国钢结构设计标准(GB50017-2017)、美国钢结构学会(AISC)和日本建筑学会(AIJ)推荐的无加劲X形节点强度公式与无加劲TY组合型节点数值结果，发现AIJ推荐公式计算结果与有限元数值结果最为接近，适用于预测无加劲TY组合型相贯节点极限承载力，公式为：
[
frac{P_{n}}{f_{y} T^{2}}=frac{7.49}{(1-0.81 eta)} gamma^{-0.1} quad(4)
]
式中：β为支主管直径比(β=d/D)，γ为主管径厚比(γ=D/T)。
4.2 外加劲板提升值Pₛ影响因素分析
建立144个外加劲节点模型，采用正交设计法，考虑支主管直径比β、主管径厚比γ、外加劲板宽度因子βₚ(βₚ=bₚ/D)和厚度因子τₚ(τₚ=tₚ/T)4个主要影响因素，分析其对Pₛ的影响：
1. 支主管直径比β：Pₛ与β呈正相关，β越大，提升效果越好;β>0.62时，Pₛ增长较快;外加劲板宽度越大，β对Pₛ的影响越显著。
2. 主管径厚比γ：Pₛ与γ呈负相关，γ越小，提升效果越明显;γ较小时，βₚ变化对Pₛ影响较大。
3. 外加劲板宽度因子βₚ：Pₛ随βₚ增加近似呈线性增长，增加外加劲板宽度可显著提高提升值。
4. 外加劲板厚度因子τₚ：Pₛ与τₚ呈正相关，增加外加劲板厚度可有效提升节点承载力;β值越大、γ值越小的节点，外加劲板提升效果越好。
4.3 外加劲板加强TY组合型相贯节点极限承载力计算公式
基于“剪切强度法”，考虑外加劲板与内加劲环作用机理和破坏模式相似性，计算外加劲板提升值。单个外加劲板有效抗剪面积为tₚ×bₚ，基础计算公式为：
[
P_{s}=frac{1}{sqrt{3}} t_{p} b_{p} f_{y} N_{s} quad(5)
]
式中：Nₛ=2，为单侧支管外加劲板数量。
为提高计算精度，引入β、γ等参数对公式优化，经144个节点模型数据回归分析，得到改进公式：
[
P_{s}=k_{1}left(t_{p}^{k_{2}}+k_{3} ight)left(b_{p}^{k_{4}}+k_{5} ight)left(eta^{k_{6}}+k_{7} ight)left(gamma^{k_{8}}+k_{9} ight) f_{y} quad(6)
]
回归分析得到的参数值见表6，该公式计算结果与有限元结果平均比为0.99，吻合度高。
表6 回归分析得到的参数值 Tab.6 Parameter values obtained by regression analysis
| 参数 | k₁ | k₂ | k₃ | k₄ | k₅ | k₆ | k₇ | k₈ | k₉ |
| 值 | 81.672 | 0.402 | 1.820 | 0.282 | 2.013 | 2.863 | 1.799 | 0.382 | 10.192 |
外加劲加强TY组合型相贯节点极限承载力计算公式为式(3)与式(4)、式(6)的叠加，适用范围为：0.51≤β≤0.89、24≤γ≤48、0.6≤τₚ≤0.8、0.08≤βₚ≤0.25。
5 结论
1. 外加劲板可显著提升TY组合型相贯节点极限承载力和整体刚度，试件TY-2极限承载力较TY-1增加55%。
2. 无加劲和外加劲节点破坏模式均为主管屈服导致的塑性变形过大，外加劲节点同时伴随外加劲板局部屈曲;节点强度提升通过外加劲板限制主管塑性变形实现。
3. 支主管直径比β、主管径厚比γ、外加劲板宽度因子βₚ和厚度因子τₚ均对Pₛ影响显著，Pₛ与β、βₚ、τₚ呈正相关，与γ呈负相关。
4. 外加劲板加强相贯节点承载力为对应无加劲节点承载力与外加劲板提升值之和;AIJ建议公式可准确预测无加劲节点承载力;外加劲板提升值可采用改进的“剪切强度法”计算。
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