双角钢十字组合截面构件受压承载力的计算方法与流程

本发明属于铁塔设计
技术领域：
，具体是一种双角钢十字组合截面构件受压承载力的计算方法。
背景技术：
：输电铁塔上使用高强度钢材有降低输电塔的重量、减少钢材使用量、建设成本降低、节约资源等许多优点。对于输电压较小、塔身较小的输电铁塔采用单角钢基本就能满足承载力设计的要求。但是输电塔建设过程中，输电塔可能遇到要跨越较大的江河，塔之间间距较大，塔上搭设多线路，搭设的导线截面较大，输电塔的加固等很多复杂情况。这使得塔身所受荷载有较大幅度的提升，所以输电塔的杆件也不能只采用单角钢，此时就发展了双拼角钢、四拼角钢、格构式以及钢管杆件等。特高压输电塔材料中较常用角钢和钢管两种，其中角钢应用较为普遍。输电塔中q420双角钢组合截面构件的应用范围越来越广泛，但是我国的相关设计规范对此的规定不甚合理，据规范设计出的铁塔承载力与实际构件承载力存在偏差，所以对强度等级为q420的双角钢十字组合构件的受力性能进行研究是有必要，而且具有现实意义和指导设计的作用。技术实现要素：为解决现有技术中存在的上述问题，本发明提供了一种双角钢十字组合截面构件受压承载力的计算方法。该计算方法拟合出了双角钢十字组合截面构件受压承载力计算公式，通过该公式进行计算可以为工程设计提供参考。本发明采用的技术方案是：一种双角钢十字组合截面构件受压承载力的计算方法，包括以下步骤：s1、建立双角钢十字组合截面构件的有限元模型；s2、对双角钢十字组合截面构件的有限元模型进行有限元分析，得到有限元分析结果；s3、将有限元分析结果进行回归拟合，得到双角钢十字组合截面构件轴心受压承载力计算公式及双角钢十字组合截面构件偏心受压承载力计算公式。作为优选，所述步骤s3中双角钢十字组合截面构件轴心受压承载力计算公式为：p＝(0.9706-0.0064λ)(1.1079-0.0145b/t)py。作为优选，所述步骤s3中双角钢十字组合截面构件偏心受压承载力计算公式为：pn＝(0.9706-0.0064λ)(1.1079-0.0145b/t)py，当时，p＝pn；当时，荷载绕弱轴作用，荷载绕强轴作用，作为优选，所述步骤s1中有限元的节点模型采用shell181壳单元模拟。shell181壳体单元能够较好地适应于线性、大转动和非线性大变形等问题。本发明的有益效果如下：本发明拟合出了双角钢十字组合截面构件受压承载力计算公式，通过该公式进行计算可以为工程设计提供参考。附图说明图1为实施例中构件材料的应力-应变关系图；图2为实施例中双角钢十字组合截面构件的有限元模型结构图；图3为图2的横截面视图；图4为试件k1的承载力影响图；图5为试件k2的承载力影响图；图6为试件k3的承载力影响图；图7为试件k4的承载力影响图；图8为试件k5的承载力影响图；图9为试件k6的承载力影响图；图10为试件k7的承载力影响图；图11为试件k8的承载力影响图；图12为试件k9的承载力影响图；图13为试件k10的承载力影响图；图14为试件k11的承载力影响图；图15为试件k12的承载力影响图；图16为试件k13的承载力影响图；图17为试件k14的承载力影响图；图18为试件k15的承载力影响图；图19为试件k16的承载力影响图；图20为试件k17的承载力影响图；图21为试件k18的承载力影响图；图22为试件k19的承载力影响图；图23为试件k20的承载力影响图；图24为试件k21的承载力影响图；图25为试件k22的承载力影响图；图26为试件k23的承载力影响图；图27为试件k24的承载力影响图；图28为试件k25的承载力影响图；图29为试件k26的承载力影响图；图30为试件k27的承载力影响图；图31为试件k28的承载力影响图；图32为实体试件的结构示意图；图33为实施例中试验装置的结构示意图；图34为实施例中双角钢十字组合截面构件与拉压传感器的连接结构示意图；图35为实施例中偏心靴板的结构示意图。附图标记：1、单角钢；2、填板；3、塔座板；4、双角钢十字组合截面构件；5、横向支撑；6、拉压传感器；e、沿截面弱轴的相对偏心距；e0、是指沿截面强轴的偏心距。具体实施方式下面结合附图对本发明的实施例进行详细说明。实施例：本实施例采用软件ansys建立双角钢十字组合截面构件的有限元模型，如图2所示，并对有限元模型进行有限元分析，节点模型采用shell181壳单元模拟，shell181壳体单元能够较好地适应于线性、大转动和非线性大变形等问题。实施例中构件材料为q420高强度角钢，屈服强度取为420mpa，材料的弹性模量取为e＝2.06e5mpa，泊松比取为0.3。构件材料的应力-应变关系采用理想弹塑性材料模型，如图1所示。有限元分析过程中偏心荷载沿着双角钢十字组合截面的弱轴或强轴(强轴是指截面抵抗矩较大的轴，弱轴是指截面抵抗矩较小的轴)作用，如图3所示，e代表加载点的偏心距离，ρ代表构件截面的形心到截面边缘的距离，相对偏心距e＝e/ρ。为了解角钢肢长b对构件力学性能的影响，分别建立不同壁厚、不同长细比、不同偏心荷载的模型，具体参数如表1所示；受力状态选择轴心受压e＝0、偏心受压e＝0.3和e＝0.6的模型进行有限元分析，将分析结果绘制为承载力影响图，绘制出的如图4-图15所示(图4-图15中，e和e0都是相对偏心距，e是指沿截面弱轴的相对偏心距，e0是指沿截面强轴的偏心距)，在图4-图15中纵坐标代表构件的承载力值(单位kn)，横坐标代表角钢肢长的值(单位mm)。表1试件编号角钢壁厚t(mm)长细比λ偏心荷载的作用方向k1830沿着双角钢十字组合截面的弱轴k2850沿着双角钢十字组合截面的弱轴k31430沿着双角钢十字组合截面的弱轴k41450沿着双角钢十字组合截面的弱轴k5830沿着双角钢十字组合截面的强轴k6850沿着双角钢十字组合截面的强轴k71430沿着双角钢十字组合截面的强轴k81450沿着双角钢十字组合截面的强轴k92030沿着双角钢十字组合截面的强轴k102050沿着双角钢十字组合截面的强轴k112630沿着双角钢十字组合截面的强轴k122650沿着双角钢十字组合截面的强轴由图4-图15分析得，角钢肢长对构件承载力的影响规律为：宽厚比较小时，构件承载力随着角钢肢长的增加而增加，宽厚比增加到一定程度时，角钢肢长增加使构件出现局部屈曲问题。宽厚比较小时，构件偏心受压承载力比轴心受压承载力小，而且随着角钢肢长的增加，两者之间的差值越大。为了解角钢壁厚t对构件力学性能的影响，分别建立不同角钢肢长、不同长细比、不同偏心荷载的模型，具体参数如表2所示；受力状态选择轴心受压e＝0、偏心受压e＝0.3和e＝0.6的模型进行有限元分析，将分析结果绘制为承载力影响图，绘制出的如图16-图29所示(图16-图29中，e和e0都是相对偏心距，e是指沿截面弱轴的相对偏心距，e0是指沿截面强轴的偏心距)，在图16-图29中纵坐标代表构件的承载力值(单位kn)，横坐标代表角钢壁厚的值(单位mm)。表2试件编号角钢肢长b(mm)长细比λ偏心荷载的作用方向k1310030沿着双角钢十字组合截面的弱轴k1410050沿着双角钢十字组合截面的弱轴k1512530沿着双角钢十字组合截面的弱轴k1612550沿着双角钢十字组合截面的弱轴k1716030沿着双角钢十字组合截面的弱轴k1816050沿着双角钢十字组合截面的弱轴k1918030沿着双角钢十字组合截面的弱轴k2018050沿着双角钢十字组合截面的弱轴k2112530沿着双角钢十字组合截面的强轴k2212550沿着双角钢十字组合截面的强轴k2316030沿着双角钢十字组合截面的强轴k2416050沿着双角钢十字组合截面的强轴k2518030沿着双角钢十字组合截面的强轴k2618050沿着双角钢十字组合截面的强轴由图16-图29分析得，角钢壁厚对构件承载力的影响规律为：宽厚比较小时，构件承载力随着角钢壁厚的增加而增加，宽厚比较大时，角钢壁厚增加使宽厚比减小，此时承载力提高幅度比宽厚比较小时要大。构件偏心受压承载力比轴心受压要小，而且随着角钢壁厚的增加，两者之间的差值越大。建立角钢肢长相同，壁厚相同、长细比不同、偏心荷载不同的模型(模型肢长均为160mm,壁厚均为14mm，长度可由长细比求得)，研究构件长细比对极限承载力的影响。受力状态选择轴心受压e＝0、偏心受压e＝0.3和e＝0.6，偏心荷载沿着双角钢十字组合截面的弱轴和强轴作用两种情况(试件k27、k28)进行有限元分析，将分析结果绘制为承载力影响图。绘制出的如图30-图31所示，在图30-图31中纵坐标为构件极限承载力(单位kn)，横坐标为无量纲的长细比。由图30-图31分析得，轴压和偏压作用的构件极限承载力变化趋势是随着长细比增大而逐渐减小。同样的长细比改变，轴心受压构件承载力减小的幅度比偏心受压构件要大，长细比从30增加到80，轴心受压构件承载力平均下降12.3％，相对偏心距为0.3沿截面弱轴偏心受压构件承载力平均下降11.0％，相对偏心距为0.6沿截面弱轴偏心受压构件承载力平均下降9.2％，相对偏心距为0.3沿截面强轴偏心受压构件承载力平均下降11.7％，相对偏心距为0.6沿截面强轴偏心受压构件承载力平均下降10.9％。对比图30及图31可以发现，相同偏心距时，与沿截面弱轴偏心荷载作用下构件承载力相比，沿强轴作用时承载力高一些。将试件k1-k28中e＝0的有限元分析结果进行回归拟合，得到高强度双角钢十字组合截面构件轴心受压承载力计算公式：p＝(0.9706-0.0064λ)(1.1079-0.0145b/t)py，30≤λ≤60；计算式中：py为构件屈服荷载,λ为构件长细比，b为角钢肢长，t为角钢壁厚。为了测试上述计算式的适用性，制造试件k29-k33的实体试件，进行轴压试件试验。如图32所示，试验选取肢长为160mm、壁厚为14mm的角钢组成双角钢十字组合截面构件4，该构件横向支撑为肢长为70mm、壁厚为5mm的单角钢1，单角钢1的材质为q420高强钢。十字组合截面构件的两端用螺栓连接塔座板3，塔座板3的高度为526mm。两角钢之间用填板2连接，填板2与角钢之间使用螺栓连接，填板2的厚度为16mm，填板2的形式为一字型，沿着十字截面的两个方向交错布置。塔座板和填板的材质都是q345，螺栓使用统一规格8.8级m24×65。k29-k33的实体试件具体参数见表3所示。试验装置如图33-34所示，试件的约束是按照两端铰支设置，球形铰支座可以实现这种约束状态，在构件的两端各设置一个球形铰支座，以释放试件两端的扭转和弯曲自由度，便于考察小长细比构件中扭转对整体承载力的影响。在试件中部通过横向支撑5连接2000kn的拉压传感器6进行测量，拉压传感器6测量试件变形过程中所产生的荷载，同时也作为边界支撑条件。试验加载过程为：采用单调加载制度，先进行预加载然后分级加载。先进行预加载，加载值为理论极限荷载的20％，分为4级加载，预加载可以检查装置的可靠性、试验仪器仪表是否正常工作、保证试件与支座接触良好等，所以正式加载前进行预加载是有必要的。试验预加载之后到加载至理论极限荷载的70％，分为25级荷载，每级为理论极限荷载的2％，每级持荷1min后记录相应荷载的应变；从加载至理论极限荷载的70％到试件破坏，每级为理论极限荷载的1％，每级持荷1min后记录相应荷载的应变。加载时当试件出现水平位移、纵向应变迅速增大，而试件无法稳定或者自动卸荷的情况时即停止加载。试验加载装置使用液压千斤顶进行力的施加，力的施加方向如图33中箭头所示。表3试件编号肢长(mm)壁厚(mm)长度(mm)长细比k2916014372030k3016014434035k3116014496040k3216014558045k3316014620050试验结果如表4所示；并通过上述计算式计算得到试件k29-k33的承载力公式计算值，如表4所示。表4试件编号角钢规格长细比pexp(kn)pj(kn)pexp/pjk29l160×14302850.002639.851.080k30l160×14352100.002531.360.830k31l160×14402550.002422.861.052k32l160×14452200.002314.360.951k33l160×14502550.002205.871.156从表4可看出，轴心受压构件承载力结果对比的情况，pexp代表构件的试验值，pj代表承载力公式计算值。pexp/pj的平均值为1.014，标准差为0.126，变异系数为0.125。通过比较可以看出拟合出的轴心受压承载力计算公式与试验结果能够较好的符合，承载力计算公式具有适用性。将试件k1-k28中e≠0的有限元分析结果进行回归拟合，得到高强度双角钢十字组合截面构件偏心受压承载力计算公式：pn＝(0.9706-0.0064λ)(1.1079-0.0145b/t)py，30≤λ≤60；当时，p＝pn；当时，荷载绕弱轴作用，荷载绕强轴作用，计算式中：py为构件屈服荷载,λ为构件长细比，b为角钢肢长，t为角钢壁厚。为了测试上述计算式的适用性，制造试件k34-k39的实体试件，进行偏压试件试验。偏压试件试验与轴压试件试验过程相同，区别只是轴压试件试验时荷载作用点在截面形心处，偏压试件试验时荷载作用点沿强轴或弱轴有一个偏心距。同时在试件加载时利用不同的偏心靴板来实现偏心加载，偏心靴板结构如图34所示。偏压试件试验结果如表5所示；并通过上述计算式计算得到试件k34-k39的承载力公式计算值，如表5所示。表5试件编号角钢规格长细比承载力差pexp(kn)pj(kn)pexp/pjk34l160×143030％2650.002553.961.038k35l160×143040％2400.002505.260.958k36l160×144030％2220.002347.030.946k37l160×144040％2070.002303.260.899k38l160×145030％2140.002139.931.000k39l160×145040％1960.002101.050.933注：承载力差指的是：由于荷载偏心的存在，使得离荷载较近的截面边缘处承载力大(受力较大)，而离荷载较远的截面边缘处承载力小(受力较小)，这两个承载力之间的差值即为承载力差。从表5可看出，偏心荷载绕截面强轴作用时各承载力结果对比情况，pexp/pj的平均值为0.962，标准差为0.050，变异系数为0.052。建立试件k40-k47的有限元模型进行仿真，其偏心荷载绕截面强轴作用，有限元模拟结果如表6所示；并通过上述计算式计算得到试件k40-k47的承载力公式计算值，如表6所示。表6试件编号角钢规格长细比相对偏心距pfea(kn)pj(kn)pfea/pjk40l160×14300.22584.482526.661.023k41l160×14300.42333.842366.520.986k42l160×14400.22333.042322.511.005k43l160×14400.42253.602178.391.035k44l160×14500.22210.562118.161.044k45l160×14500.42115.441989.941.063k46l160×14600.21936.561913.561.012k47l160×14600.41887.601801.081.048从表6可看出，pfea/pj的平均值为1.027，标准差为0.025，变异系数为0.025。建立试件k48-k55的有限元模型进行仿真，其偏心荷载绕截面弱轴作用，有限元模拟结果如表7所示；并通过上述计算式计算得到试件k48-k55的承载力公式计算值，如表7所示。表7试件编号角钢规格长细比相对偏心距pfea(kn)pj(kn)pfea/pjk48l160×14300.22640.002643.790.999k49l160×14300.42527.842527.031.000k50l160×14400.22415.602428.920.995k51l160×14400.42381.042323.991.025k52l160×14500.22236.802213.901.010k53l160×14500.42200.002120.701.037k54l160×14600.21998.401998.721.000k55l160×14600.41992.001917.111.039从表7可看出，pfea/pj的平均值为1.013，标准差为0.018，变异系数为0.018。从表5-表7可以看出拟合出的偏压构件承载力公式与试验结果能够较好的符合，偏心受压承载力计算公式具有适用性。以上所述实施例仅表达了本发明的具体实施方式，其描述较为具体和详细，但并不能因此而理解为对本发明专利范围的限制。应当指出的是，对于本领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明构思的前提下，还可以做出若干变形和改进，这些都属于本发明的保护范围。当前第1页12