一种交叉斜材双肢连接节点及输电塔角钢连接结构

1.本发明属于输电铁塔结构技术领域，具体涉及一种交叉斜材双肢连接节点及输电塔角钢连接结构。


背景技术：

2.输电塔为支撑电缆的固定建筑，一般为钢结构。常见的输电塔主要采用角钢和钢管两种塔架结构类型，包括立设的多根主材，多根主材绕输电塔中心线环向分布，主材之间的距离从下到上逐渐减小，主材之间通过横材和斜材相连，从而形成下大上小的塔身结构。塔架的安全性、可靠性关系到整个输电线路的安全运营。当塔架受到风荷载和导线水平张力作用时，极易因斜材的屈曲引起塔架结构的整体破坏。主材和斜材杆件自身的力学性能以及杆件连接节点的力学性能关乎整个输电塔的结构稳定性和安全性。由于杆塔结构的构件繁多、受力复杂，对连接节点具有很高的要求，节点的传力机制关乎整根杆件的受力特性。现有技术中，主材和斜材之间一般通过单肢角钢单板连接，两根主材之间的斜材交叉设置，交叉点处不相连或通过螺栓连接。由于输电塔主要承受风载荷以及导线带来的水平张力，在这两种荷载作用下，位于一根主材一侧的斜材受一拉一压荷载，另一侧的两根斜材同时受压。现有的单肢连接结构中，斜材的承载力和稳定性不足。


技术实现要素：

3.有鉴于此，本发明的目的之一在于提供一种交叉斜材双肢连接节点。
4.其技术方案如下：
5.一种交叉斜材双肢连接节点，包括相互交叉设置的两个角钢斜材，其关键在于，每个所述角钢斜材包括沿着同一直线方向设置的两段斜材单元，两段所述斜材单元分别位于两个所述角钢斜材交叉点的两边，两段所述斜材单元的两个单肢朝向一致；
6.两个所述角钢斜材的交叉点两侧分别设置有一块交叉联板，两块所述交叉联板平行设置在两个所述角钢斜材的两侧；
7.每段所述斜材单元对应所述交叉点的一端连接有第一桥接角钢，该第一桥接角钢的一个单肢与所述斜材单元的一个单肢叠放并连接，所述第一桥接角钢的另一个单肢与所述斜材单元的另一个单肢平行相对，以形成第一槽状结构；
8.所述第一槽状结构的两侧槽壁分别贴靠对应的所述交叉联板并与其连接。
9.作为优选技术方案，两个所述角钢斜材均位于竖向面内。
10.作为优选技术方案，所有所述斜材单元对应的所述第一槽状结构的一侧槽壁贴靠同一块所述交叉联板。
11.作为优选技术方案，所述第一槽状结构的两侧槽壁分别与对应的所述交叉联板通过连接件连接；
12.所述斜材单元与相应的所述第一桥接角钢相重叠的两个单肢之间也通过连接件连接。
13.本发明的目的之二在于提供一种输电塔角钢连接结构。
14.其技术方案如下：
15.一种输电塔角钢连接结构，包括如上所述的交叉斜材双肢连接节点，其关键在于，还包括两根竖向设置的角钢主材，两根所述角钢主材的相互靠近的两个单肢位于同一平面内，另外两个单肢相对；
16.两根所述角钢主材的相互靠近的两个单肢之间设置有所述交叉斜材双肢连接节点，其中所有所述斜材单元远离所述交叉点的一端靠近相应的所述角钢主材，所有所述斜材单元形成所述第一槽状结构槽壁的单肢分别贴靠相应的所述角钢主材单肢内侧面并与其连接。
17.作为优选技术方案，在与所述斜材单元连接的所述角钢主材的单肢内侧设置有节点板，该节点板的至少一部分与相应的所述角钢主材的单肢平行正对，二者之间设置有所述斜材单元；
18.每个所述斜材单元靠近所述角钢主材的端部连接有一个第二桥接角钢，所述第二桥接角钢沿着所述斜材单元的长度方向设置，所述第二桥接角钢的一个单肢与所述斜材单元的一个单肢叠放并连接，所述第二桥接角钢的另一个单肢与所述斜材单元的另一个单肢平行相对，以形成第二槽状结构；
19.所述第二槽状结构夹设在所述节点板与角钢主材之间，所述斜材单元对应的所述第二槽状结构的槽壁贴靠所述角钢主材的单肢并与其连接，所述第二桥接角钢对应的所述第二槽状结构的槽壁贴靠所述节点板并与其连接。
20.作为优选技术方案，所述第二槽状结构的两侧槽壁各自独立地与对应的所述角钢主材和所述节点板通过连接件连接；
21.所述斜材单元与所述第二桥接角钢相重叠的单肢之间也通过连接件连接。
22.与现有技术相比，本发明的有益效果：采用同样的角钢材料和角钢长度时，交叉斜材双肢连接节点比单肢连接的节点处极限承载力和稳定性都大幅提高，从而也增强了由角钢主材、角钢斜材形成的连接结构的整体承载能力。
附图说明
23.图1为本发明的第一个实施例的结构示意图；
24.图2为本发明的第二个实施例的结构示意图；
25.图3为斜材单元与角钢主材连接节点的结构示意图；
26.图4为图3的另一个视角的结构示意图；
27.图5为现有技术中角钢斜材与角钢主材连接节点的结构示意图；
28.图6为现有技术中相交的两个角钢斜材在交叉点处的结构示意图；
29.图7为双肢连接构件模型图，其中：(a)整体模型，(b)双肢连接节点的模型；
30.图8为模型边界约束示意图；
31.图9为双肢连接的角钢破坏形态以及应力云图(λ＝35)；
32.图10为双肢连接和单肢连接的节间模型加载方案；
33.图11为双肢连接和单肢连接节间有限元模型，其中：(a)双肢连接：主材与斜材连接；(b)单肢连接：主材与斜材连接；c)双肢连接：交叉斜材连接；(d)单肢连接：交叉斜材连
接；(e)双肢连接：节间模型；(f)单肢连接：节间模型；
34.图12为双肢与单肢连接节间构造图，以及加载过程中角钢变形测点分布。
具体实施方式
35.以下结合实施例和附图对本发明作进一步说明。
36.如图5和6所示，现有技术中，输电塔的角钢主材1与角钢斜材3通过螺栓连接，角钢斜材3包括面内斜材和面外斜材，角钢斜材3的一个单肢贴靠角钢主材1的一个单肢内侧面或者外侧面，形成单肢连接节点。相邻两根角钢主材1之间的角钢斜材3两两一组交叉设置，二者中部相互靠近。单肢连接节点的角钢斜材3两端为偏心受力状态，导致其承载效率不高，并且交叉设置的两根角钢斜材3之间并不直接相连，使得其相互约束作用有限，由角钢主材1、角钢斜材3组成的结构体系稳定性不够理想。为此，改进了相交叉的两根角钢斜材3之间的连接结构以及角钢斜材3与角钢主材1连接节点结构。
37.实施例1
38.如图1所示，一种交叉斜材双肢连接节点，包括相互交叉设置的两个角钢斜材3，每个所述角钢斜材3包括沿着同一直线方向设置的两段斜材单元3a，两段所述斜材单元3a分别位于两个所述角钢斜材3交叉点的两边，两段所述斜材单元3a的两个单肢朝向一致。两个所述角钢斜材3的交叉点两侧分别设置有一块交叉联板5，两块所述交叉联板5平行设置在两个所述角钢斜材3的两侧。每段所述斜材单元3a对应所述交叉点的一端连接有第一桥接角钢6，该第一桥接角钢6的一个单肢与所述斜材单元3a的一个单肢叠放并连接，所述第一桥接角钢6的另一个单肢与所述斜材单元3a的另一个单肢平行相对，以形成第一槽状结构。所述第一槽状结构的两侧槽壁分别贴靠对应的所述交叉联板5并与其连接。
39.其中，所有所述斜材单元3a对应的所述第一槽状结构的一侧槽壁贴靠同一块交叉联板5，所有所述第一桥接角钢6对应的所述第一槽状结构的一侧槽壁贴靠另一块交叉联板5。
40.两个所述角钢斜材3均位于竖向面内，位于所述交叉点上方的两段所述斜材单元3a长度相等，位于所述交叉点下方的两段所述斜材单元3a长度相等。
41.所述第一槽状结构的两侧槽壁分别与对应的所述交叉联板5通过连接件连接。所述斜材单元3a与相应的所述第一桥接角钢6也通过连接件连接。连接件可以使用螺栓。
42.这种交叉斜材双肢连接节点的一个应用场景为实施例2的输电塔角钢连接结构。
43.实施例2
44.如图2，一种输电塔角钢连接结构，包括两根竖向设置的角钢主材1，两根所述角钢主材1的相互靠近的两个单肢位于同一平面内，另外两个单肢相对。两根所述角钢主材1的相互靠近的两个单肢之间设置有如上所述交叉斜材双肢连接节点，其中所有所述斜材单元3a远离所述交叉点的一端靠近相应的所述角钢主材1，所有所述斜材单元3a的构成所述第一槽状结构槽壁的单肢分别贴靠相应的所述角钢主材1单肢内侧面并与其连接。
45.斜材单元3a之所以设置在角钢主材1内侧，是为了适应角钢主材1轴心承载的受力方式，使得角钢斜材3上的载荷尽可能传递到角钢主材1的轴心处。因此，交叉斜材双肢连接节点处，所有斜材单元3a对应的所述第一槽状结构的一侧槽壁贴靠同一块交叉联板5，以方便斜材单元3a与角钢主材1之间的安装连接。
46.如图2，对于一个交叉斜材双肢连接节点，位于所述交叉点上方的两段所述斜材单元3a长度相等，位于所述交叉点下方的两段所述斜材单元3a长度相等。此外，由于输电塔的横截面尺寸自下而上逐渐增大，因此相邻两根角钢主材1之间的间距自下向上逐渐减小，相应地，对于一个交叉斜材双肢连接节点来说，位于所述交叉点上方的所述斜材单元3a长度小于位于所述交叉点下方的斜材单元3a的长度。
47.同样的，如图3和4所示，为提高斜材单元3a与角钢主材1连接节点的强度，在与所述斜材单元3a连接的所述角钢主材1的单肢内侧设置有节点板2，该节点板2的至少一部分与相应的所述角钢主材1的单肢平行正对，二者之间设置有所述斜材单元3a，每个所述斜材单元3a靠近所述角钢主材1的端部连接有一个第二桥接角钢4，所述第二桥接角钢4沿着所述斜材单元3a的长度方向设置，所述第二桥接角钢4的一个单肢与所述斜材单元3a的一个单肢叠放并连接，所述第二桥接角钢4的另一个单肢与所述斜材单元3a的另一个单肢平行相对，以形成第二槽状结构。所述第二槽状结构夹设在所述节点板2与角钢主材1之间，所述斜材单元3a对应的所述第二槽状结构的槽壁贴靠所述角钢主材1的单肢并与其连接，所述第二桥接角钢4对应的所述第二槽状结构的槽壁贴靠所述节点板2并与其连接。这样，斜材单元3a与角钢主材1的连接处也形成双肢连接。所述节点板2与角钢主材1保持相对固定并连接，连接方式可以是通过连接件连接，当节点板2与角钢主材1之间连接有两个或两个以上的槽状结构时，节点板2即相对角钢主材1固定，不必再使用其他连接件。
48.所述第二槽状结构的两侧槽壁各自独立地与对应的所述角钢主材1和所述节点板2通过连接件连接，方便组装，同时有效传递载荷。连接件可以是螺栓。当两个角钢单肢之间以一个螺栓连接时，虽然也能传递载荷，但模拟试验发现，这两个单肢可能出现相对旋转，而使用两个或以上的螺栓连接则不会出现这种旋转。此外，模拟试验发现，继续增加螺栓的数量，对承载力的提高很有限，因而两个角钢构件相叠合的两个单肢之间使用两个螺栓能够满足要求。所述斜材单元3a与所述第二桥接角钢4也通过螺栓连接。
49.为便于施工，所述斜材单元3a、第二桥接角钢4、第一桥接角钢6和角钢主材1均为等边角钢，可以使用常见的q235、q345和q420钢材。
50.通过有限元分析发现，当第二桥接角钢4与角钢斜材3的截面宽度、厚度以及材料强度相差较大时，第二槽状结构与角钢主材1和节点板2连接处会发生偏载，更接近单肢连接节点的受力情形，而背离了双肢连接节点的设计初衷。所述斜材单元3a与所述第二桥接角钢4的截面宽厚和材料强度一致。
51.对于格构式铁塔，由于每个角钢主材1都要与位于其两侧的两个相邻角钢主材1连接，因此，所述节点板2截面呈l形，包括垂直相连的两块平板部，所述节点板2的两个平板部分别与所述角钢主材1的两个单肢平行。所述节点板2的两个平板部分别与所述角钢主材1的对应单肢之间设置有至少一个所述第二槽状结构，以便于将一个角钢主材1与位于其两侧的两个相邻角钢主材1通过角钢斜材3连接起来。
52.采用有限元分析方法，对比本发明的双肢角钢连接结构与现有技术中单肢角钢连接结构的承载能力。
53.(一)单根角钢斜材3的承载力分析
54.首先建立了单肢连接的等边单角钢构件有限元模型，引入了接触单元和预紧单元，模拟了各构件之间的摩擦关系，考虑了螺栓的预紧力作用，采用了刀口铰的边界条件模
拟线性约束的铰接。运用本实施例建立的有限元模拟方法，分析了参考文献(李妍。输电塔不等边角钢构件稳定承载力理论及试验研究。重庆大学学位论文，2017。)中相关试验和数值模拟的算例，证明了本文提出的角钢稳定数值模拟方法准确性。然后，提出一种新型的双肢角钢连接结构，基于ansys workbench有限元软件，有限元分析中采用了实体单元，模型中考虑了初始几何缺陷和残余应力影响，计算了单角钢稳定性极限承载力。
55.(1)双肢连接角钢模型
56.双肢连接节点模型主要由端板、节点板、螺栓、短角钢、长角钢杆件组成，其中两块节点板用于模拟本发明的第二槽状结构与节点板2和角钢主材1的双肢连接节点处被固定连接到一起的节点板2和角钢主材1，短角钢用于模拟第二桥接角钢4，长角钢用于模拟角钢斜材3，端板将两块节点板连接，但主要用于加载。
57.根据输电角钢塔典型结构，选取l80
×
6规格等边角钢，进行双肢连接承载力验算。基于有限元软件ansys workbench中dm模块建立如图7所示的几何模型图，再进入static structural模块，对划分网格后的有限元模型进行静力求解，采用solid186实体单元建立角钢、节点板、螺栓等构件。长角钢的长细比λ分别设定为35、47、70、105。
58.角钢的材质选取热轧等边q235钢材作为主要研究对象，并以此屈服强度作为基础对比分析对象，为保障主材的材料强度大于斜材的材料强度，故选用q345钢材，节点板模拟根据主材材质情况选用相同材质，所有钢材泊松比取0.3。在压杆屈服强度为235mpa的情况下，螺栓强度根据规范要求不得过低，根据构件材料属性选取6.8级的高强螺栓，该级螺栓的屈服强度标准为480mpa。角钢、节点板、螺栓等构件均采用双线性随动模型，使材料屈服后进入强化阶段，钢材的弹性模量为206gpa，则取弹性模量的1％作为强化段的切线模量值。构件中端板主要用于加载，为保证不发生局部破坏，弹性模量在钢材的基础上增加100倍。
59.双肢连接构件中的摩擦关系主要包括：螺栓与长角钢、螺栓与短角钢、螺栓与节点板、节点板与长角钢、节点板与短角钢、长角钢与短角钢，节点板与端板之间绑定约束。根据《钢规》规定，构件为q235采用螺栓连接时，各个摩擦面之间的抗滑移系数取0.3。螺栓预紧力则通过bolt pretension树形命令施加，施加对象为螺杆表面，设置预紧力大小，达到螺栓的预紧作用。
60.(2)模型边界约束条件及荷载加载方式
61.根据文献(李妍。输电塔不等边角钢构件稳定承载力理论及试验研究。重庆大学学位论文，2017。)试验方案中单角钢稳定试验方法，边界条件采用刀口铰的约束与加载方式。因此，在数值仿真中采用线约束来模拟刀口铰，实体单元有限元模型中a端表示固定端，约束xyz方向上的位移边界条件；b端表示加载端，约束xy方向上的位移边界条件。边界约束情况如图8所示。
62.采用的是分级位移加载方式进行加载。
63.(3)初始缺陷
64.实际构件因生产工艺存在初始缺陷和残余应力，造成角钢提前屈曲，为准确分析角钢构件稳定性，在此考虑了初始几何缺陷和残余应力等因素的影响。最大初始弯曲根据出厂条件规定取1/1000角钢长度，按角钢模型特征值屈曲分析得到的一阶模态作为初始几何缺陷，以1/1000杆长作为更新模型坐标的系数，实现初始缺陷影响分析。此外，残余应力
可能是钢材热轧后的内应力，最大残余应力则参考(kitipomchai&lee 1986)取30％屈曲应力进行控制。
65.(4)有限元结果
66.以等边角钢l80
×
6为例，角钢长细比(λ)取35、47、70、105，短角钢厚度为6mm，节点板厚度为10mm，螺栓2个，建立角钢有限元模型，计算角钢稳定极限承载力，如图9所示为角钢破坏形态和应力云图。受持续荷载作用，构件由角钢失稳而破坏，长细比为35的角钢稳定承载力达到190.94kn，横向位移达到1.57mm，轴向位移达到2.11mm。各工况承载力结果见表1。
67.表1双肢连接单角钢有限元结果
[0068][0069]
为检测上述建立模型的方法的正确性，建立单角钢轴向受压有限元模型进行有限元分析，同时搭建单角钢实物模型进行加载试验，发现有限元模型分析结果与实物模型试验结果较为接近，表明上述建立有限元模型方法的有效性。
[0070]
(5)双肢连接与单肢连接对比分析
[0071]
根据有限元模拟分析结果，双连连接构件的应力更为集中在角钢中部，承载力能力介于两端轴心与一端轴心另一端偏心之间，且与两端轴心更为接近。输电塔工程中一般将单肢连接斜材视为一端偏心另一端轴心受力，即为b类，双肢连接承载力约为单肢连接的受力构件的1.34倍。
[0072]
(6)双肢连接角钢参数分析
[0073]
选择节点厚度、螺栓个数、短角钢肢厚、短角钢材料强度，共4个参数作为双肢连接节点参数分析因素，并同时考虑不同长细比下对角钢构件的受力影响情况。其中，节点厚度取6mm、10mm、14mm、18mm四种，螺栓个数取1、2、3三种，短角钢肢厚取5mm、6mm、7mm、8mm、10mm五种，短角钢材料强度取235mpa、345mpa、420mpa三种，短角钢肢宽与长角钢肢宽满足双肢连接节点构造要求，长细比取35、47、70、105四种，共计60个角钢有限元模型。根据刀口铰试验方法将模拟边界条件和加载方式考虑为铰接，考虑初始缺陷、残余应力、接触模拟、螺栓预紧力等条件，选取l80
×
8规格的角钢截面作为研究对象，长角钢材质q235，节点板材质q345。对每一个节点模型进行角钢承载力进行分析，得到角钢斜材3的极限承载力和变形模态。
[0074]
①
节点板厚度影响
[0075]
较小长细比下，当节点板厚度为10mm时，会发生节点的屈曲破坏，角钢节点连接处的应变远大于角钢中部，此时角钢中部变形非常小，通过螺栓剪切使角钢螺孔附近发生局部较大变形。较大长细比或节点板厚度足够大时，角钢构件则发生整体屈曲破坏。
[0076]
根据数值分析结果发现，节点板厚度是保证节点可靠的重要参数，随着节点板厚度的持续增加，角钢构件的破坏由节点板先屈曲转变为角钢先屈曲，且构件承载力不再持续增长。因此，等边角钢构件长细比为35、47时，节点板厚度取18mm，节点强度足够，构件承
载力取决于角钢弯曲或局部屈曲破坏。构件长细比为70、105时，节点板厚度取10mm，节点强度已较为安全可靠。
[0077]
②
螺栓个数影响
[0078]
各连接肢采用1颗螺栓时，构件以节点扭转破坏和节点局部破坏为主；采用2
‑
3颗螺栓时，构件主要发生角钢弯曲破坏。在节点板厚度为10mm情况下，螺栓个数为1个时，螺栓对角钢与节点板的固定作用不强，角钢与节点板之间发生相对搓动，仅长细比为105的构件工况未出现节点扭转变形。螺栓为2
‑
3个时，角钢构件加载均未出现节点转动情况，构件主要发生角钢局部屈曲或整体弯曲破坏。
[0079]
不同构件的破坏变形和承载力结果列于表2，表中还包括了参考文献(李妍。输电塔不等边角钢构件稳定承载力理论及试验研究。重庆大学学位论文，2017。)中关于c类单肢连接构件螺栓个数影响的试验结果，试验中构件为l80
×
6等边角钢且两端偏心连接。
[0080]
表2不同螺栓个数构件承载力和破坏变形结果
[0081][0082]
注：p
w
为本文模拟工况构件承载力，p
e
为参考文献(李妍。输电塔不等边角钢构件稳定承载力理论及试验研究。重庆大学学位论文，2017。)试验值。
[0083]
从角钢构件的破坏形态对比发现，双肢连接角钢的约束效果相对单肢连接角钢更强，双肢连接节点角钢承载力平均约为单肢连接节点构件的2.17倍。
[0084]
2个螺栓相对于1个螺栓，对角钢的约束效应十分显著，3个螺栓相对于2个螺栓角钢承载力较为接近。当长细比为70和105时，两者构件工况承载力基本一致，随着长细比的增加，螺栓对构件的影响几乎可忽略。因此，为分析角钢稳定性承载力，保证双肢节点刚度，需要2个螺栓足够，其中1个螺栓不能保证节点不转动，3个螺栓相对2个螺栓增加效果不显著。
[0085]
③
短角钢厚度影响
[0086]
当长细比为35时，角钢构件随着短角钢厚度的增加，破坏形态由角钢整体弯曲、角钢局部屈曲、节点板局部破坏逐渐变化。当长细比大于40时，角钢构件两肢均为双向弯曲破坏，且长细比越大，弯曲横向变形破坏越严重。
[0087]
比较不同短角钢厚度对角钢构件承载力的影响，发现短角钢厚度增加对整体构件
整体影响效果较小，可以忽略不计。
[0088]
根据上述计算结果可总结出，短角钢与长角钢连接在一起，形成轴心受力构件，作为压力杆件的一部分，在相同节点板厚度为10mm条件下，随着短角钢厚度的增加，节点板强度表现不足，以至于构件由角钢整体屈曲破坏向节点屈曲破坏转变。因此，短角钢厚度应与节点板厚度协调设计，在较短长细比条件下的杆件，短角钢厚度越大，节点板强度或厚度也应同时增加，保证角钢先于节点板破坏。
[0089]
④
短角钢材质影响
[0090]
当长细比为35时，随着短角钢材料强度的增加，均表现出节点板局部破坏，角钢无屈曲变形。在其他长细比下，随着长细比的增加，角钢均为整体双向弯曲变形破坏，整体变形程度也在随之增加。相同长细比下，随着短角钢材料强度的增加，角钢的极限承载力增加分别为0.14％、0.01％、0.05％、0.02％。因此，在长角钢同为q235材质下，短角钢的材料强度增加对角钢稳定承载力无影响，短角钢与长角钢需选取相同材料强度的钢材。
[0091]
⑤
长角钢宽厚比的影响
[0092]
通过有限元分析发现，随着角钢斜材3的长细比增加，其宽厚比对稳定系数的影响减小，但在一定的长细比范围内，宽厚比对构件稳定性影响较大。根据分析结果确定：所述角钢斜材3的长细比为37时，其宽厚比不超过8；所述角钢斜材3的长细比大于37且不超过105时，其宽厚比不超过10。
[0093]
(二)交叉角钢斜材3的承载力分析
[0094]
对于本发明，由于同一交叉斜材双肢连接节点内的四个斜材单元3a均位于角钢主材1内侧，斜材单元3a与角钢主材1采用双肢连接方式连接，斜材单元3a相对于角钢主材1的偏心可忽略不计，角钢斜材3视为轴心受力，不存在连接于主材角钢外侧的偏心受力情况。
[0095]
(1)模型建立
[0096]
钢材的本构模型采用弹塑性模型，利用双线性强化模型定义钢材应力
‑
应变关系曲线，弹性模量取标准值为2.06gpa。模型材料选择如下：1)角钢主材1采用q420钢，截面为l160
×
12的等边角钢；2)角钢斜材3采用q235钢，截面为l80
×
6的等边角钢；3)交叉联板5采用q420钢材，角钢厚度为20mm；4)螺栓直径为20mm。
[0097]
双肢角钢连接结构的主体模型采用shell 181单元进行模拟，螺栓处通过耦合两相接壳体的边缘节点，双肢连接节点处分别耦合角钢主材1与角钢斜材3/斜材单元3a、角钢斜材3/斜材单元3a与第一桥接角钢6/第二桥接角钢4、第一桥接角钢6/第二桥接角钢4与交叉联板5/节点板2之间的螺栓节点；单肢角钢连接结构则耦合角钢主材1与角钢斜材3的螺栓孔节点和左斜材与右斜材肢中交点。模拟结果表明采用shell 181单元模拟较为符合理论设想，
[0098]
(2)加载方案
[0099]
输电塔架的水平荷载主要是风荷载和导线带来的水平张力，在这两种荷载作用下，节间一侧斜材受一拉一压荷载，另一侧两根斜材同时受压，因此加载方案如图10所示，首先按照每级10kn的力对主材施加总共100kn的轴心压力，再对受拉杆件正式施加荷载直至应变达到屈服应变的20％，然后对压杆逐步施加荷载直至斜材发生屈服失稳破坏。
[0100]
(3)有限元模型
[0101]
节间有限元模型如图11。根据工程实际，对节间模型施加边界条件，节间模型的约
束条件如下：1)约束节间非加载端主材底部端板的6个自由度；2)约束节间侧向力加载点与主材的交点处平面外方向的位移，以保证主材节点不发生平面外变形。对有限元模型进行加载，并与实际钢构模型加载结果进行对比，发现本技术的有限元模型能够较好的与实际钢构模型匹配。
[0102]
(4)双肢连接和单肢连接交叉斜材稳定承载力分析
[0103]
采用数值仿真方法进行分析，节间构造模型如图12所示，交叉斜材的节间模型中上段斜材(对于双肢角钢连接结构，为上段斜材单元3a)长细比为141，下段斜材(对于双肢角钢连接结构，为下段斜材单元3a)长细比为160，上下两段长度比值约为0.88。在节间中布置5个测点，1号测点为斜材交叉点，在双肢角钢连接结构中为交叉联板5的中点，2至5号测点分别斜材端部与交点之间的中点位置。
[0104]
模拟工况中考虑一拉一压和同时受压两种受力情况，通过改变两根交叉斜材所受荷载比值，得到双肢连接和单肢连接的角钢斜材承载力，根据杆件内力的拉压比值，共设计42种工况，节间模拟工况如表3所示，f
t
为需计算压力杆件的荷载，f
b
为另一侧施加较小的拉力或压力荷载。
[0105]
表3节间有限元模拟工况
[0106][0107]
①
一拉一压情况
[0108]
表4给出了受主压斜材承载力及斜材交点处(双肢取交叉联板5中点处)平面外位移，拉压比负号仅代表受力为一拉一压，不代表比值大小。当构件为双肢连接时，斜材在一拉一压条件下随着拉力的增大构件承载力持续减小，斜材承载力在52.29kn至54.63kn范围内。当构件为单肢连接时，压杆承载力随着拉力的增大而增大，斜材承载力在43.41kn至37.00kn范围内。双肢连接与单肢连接的承载力差距也逐渐增加，双肢连接的节间斜材承载力比单肢连接的斜材承载力高20.46％～47.65％。
[0109]
表中还可以看出，双肢连接的斜材最大面外位移以20％的拉压比为分界点，当拉压比大于20％时，最大面外位移由内陷转为外凸，最大面外位移在19.881mm至28.506mm范围内。单肢连接的斜材最大面外位移存在不均匀变化，但整体趋势是随着拉压比减小而增大，在61.622mm至105.09mm范围内，双肢连接与单肢连接的最大面外位移差距随着拉压比的减小而增大，变形相对减少55.24％～82.84％，可见斜材交点处的双肢连接起到重要约束作用。此外，在拉压比较大时，拉压对单肢连接斜材有明显的稳定作用，而双肢连接的交点刚度大，且四根斜材在交点处断开后，拉杆与压杆协同变形作用相对单肢连接有所削弱。
[0110]
表4双肢连接与单肢连接一拉一压结果
[0111][0112]
注：表中f
ns
、u
ns
、f
nd
、u
nd
为双肢连接和单肢连接斜材承载力以及面外位移。
[0113]
此外，分析了斜材在不同拉压比值作用下，双肢连接和单肢连接斜材各点面外位移随内力比的变化情况。结果提取了交点、受压杆端部与交点之间的中点、受拉杆端部与交点之间的中点等位置位移变形值，分别对应5个测点。当双肢连接时，2号点的位移变形曲线始终最长，随着拉力的减小，2号点曲线越来越短，其他测点的位移曲线越来越大，曲线之间的差距减小。当单肢连接时，1、3号测点曲线差别也越来越小，最大位移由3号测点向1号测点变化。双肢连接相对于单肢连接位移变形更小，节点板在斜材交叉处提供了较大的刚度。
[0114]
有限元模拟分析结果表明：当斜材一拉一压时，双肢连接角钢承载力随拉力增大而减小，单肢连接角钢承载力随拉力增大而增大，双肢连接承载力平均高出单肢连接31.23％，平面外最大位移平均低70.74％；当斜材同时受压时，双肢连接与单肢连接均随压力增大而减小，双肢连接承载力平均高出单肢连接43.2％，平面外最大位移平均低41.09％。
[0115]
最后需要说明的是，上述描述仅仅为本发明的优选实施例，本领域的普通技术人员在本发明的启示下，在不违背本发明宗旨及权利要求的前提下，可以做出多种类似的表示，这样的变换均落入本发明的保护范围之内。