新型避雷针法兰节点滞回性能试验研究

Experimental Study on Hysteretic Performance of New Type Lightning Rod Flanged Joint

摘要

设计了四类新型避雷针法兰节点，开展避雷针节点在水平反复荷载作用下的滞回性能试验，研究法兰节点的破坏模态、应力发展及分布规律，对比四类法兰节点的荷载-位移滞回曲线、骨架曲线、刚度退化、耗能能力和延性系数。研究结果表明，刚性法兰节点S1、S2、S3在试件底部发生受压侧的局部屈曲以及受拉侧的钢管撕裂破坏，柔性法兰节点S4为上部钢管与法兰盘焊缝断裂；带环板或带芯管刚性法兰节点的延性优于传统刚性法兰节点；减少法兰节点加劲肋以及螺栓的S2、S4试件，其初始刚度、耗能能力下降；而增加芯管，可有效提升其滞回性能。

Abstract

Four types of novel lightning rod flange joints were designed， and cyclic loading tests were conducted to investigate their hysteretic performance under horizontal repeated loads. The failure modes， stress development and distribution patterns of the flange joints were examined. The load-displacement hysteretic curves， skeleton curves， stiffness degradation， energy dissipation capacity， and ductility coefficients of the four flange joint types were compared. The results show that the rigid flange joints （S1， S2， and S3） exhibited local buckling on the compression side and steel tube tearing on the tension side at the bottom of the specimens， while the flexible flange joint （S4） failed due to fracture of the weld between the upper steel tube and the flange plate. The rigid flange joints with a ring plate or a core tube demonstrated better ductility than the conventional rigid flange joint. Reducing the stiffeners and bolts in the flange joint （as in specimens S2 and S4） led to decreases in initial stiffness and energy dissipation capacity， whereas adding a core tube effectively improved the hysteretic performance.

Graphical abstract

关键词

避雷针 / 新型法兰节点 / 滞回性能试验 / 延性

Key words

lightning rod / novel flange joint / experimental study on hysteretic performance / ductility

0 引 言

雷电虽然是大自然的常见自然现象，但在极端恶劣天气下，雷电依然会对人们的正常生产生活造成极大影响。因此，为了有效减轻雷电所造成的严重危害，采取可靠的避雷措施至关重要，其中避雷针是最常见且最有效的选择之一。

随着新能源技术的快速发展，电力已成为日常生活的核心能源。为确保电力系统稳定运行，防止雷电损坏变电站内的重要电气元件，安装避雷针已成为变电站工程建设中不可或缺的安全措施。单杆式钢管避雷针因具有构造简单、标准化、安装便捷等优点，在电力系统中得到了最广泛的应用^［1］。然而近年来，常有变电站避雷针倒塌事故发生^［2］（图1），事故原因见表1。从相关事故案例可以发现，避雷针倒塌明显与连接不同段钢管的法兰节点的可靠性有着密不可分的关系。

国外对钢管法兰节点的一系列研究开始较早。最早可追溯至20世纪60年代，Packer等^［3］假设上下法兰板之间不存在撬力，通过法兰板的弹性力学相关分析得到钢管柔性法兰连接的理论计算方法。为了满足法兰板不存在撬力的假设，所用法兰盘厚度较大，并且后续的试验研究证明，这一假设与计算方法无法适用。Fisher等^［4］提出了一种T形连接的简化计算模型用以计算柔性法兰节点承载力，该模型未忽略法兰板之间的撬力，较为合理地考虑了撬力对节点承载力的影响。Willibald等^［5-6］对方钢管柔性法兰节点开展了试验研究，分析节点在弯矩荷载作用下的承载性能，考察螺栓的分布、螺栓数量、螺栓边距以及法兰盘的厚度对其承载力的影响，并总结了不同参数下方钢管法兰节点的破坏模式。Wheeler等^［7］以八螺栓方钢管柔性法兰为例，提出了方钢管柔性法兰节点承载力计算模型，这一模型考虑了撬力、法兰盘屈服和螺栓断裂等因素，简化了方钢管柔性法兰节点的计算方法。Andrej等^［8］对轴拉荷载作用下的方钢管柔性法兰节点承载性能进行了研究，运用ANSYS对不同螺栓布置下的法兰节点承载性能进行了数值分析，并与有关节点承载力计算方法，如欧洲规范、立陶宛规范及相关学者提出的计算方法，进行了对比分析，结果表明：法兰板厚度为15~25 mm时，相关计算方法计算的承载力均有较好的适用性，欧洲规范相较于其他方法偏于保守。Cao等^［9-12］对圆钢管柔性法兰节点在轴向拉伸荷载作用下的承载性能开展了试验研究，通过试验中得到的位移、应力、应变等结果，研究了螺栓预紧力和法兰板尺寸对节点承载力的影响。IGARASHI等^［13］研究了在弯矩作用下的柔性法兰节点的承载性能，提出了一种新计算模型，分析了节点中产生撬力的位置变化对法兰节点承载力的影响，提出了与欧洲规范非常相似的简化公式，并与有限元分析结果有较好的一致性。

VAN-LONG等^［14］进行了法兰节点在循环荷载作用下的试验研究，对初始刚度、极限承载力、破坏模式、应力分布和疲劳强度等试验结果进行分析，并与现有的相关规范进行对比，发现现有规范较为保守且在一些方面没有考虑完全。国内对于钢管法兰节点的研究始于20世纪80年代末^［15］，相对于国外较晚，但亦有大量研究人员针对法兰节点承载性能开展了大量试验和理论研究。陈俊岭等^［16］研究了有加劲肋法兰节点的抗拉性能，采用ALGOR FEAS （SUPER SAP93）软件对3个法兰节点进行了分析，并将计算结果与《高耸结构设计规范》（GB 50135—2019）^［17］的计算结果比较，结果表明规范计算方法过于保守。高湛等^［18］针对变电构架中刚性法兰节点的抗拉性能，采用ANSYS进行了数值分析，并将数值计算的结果与《架空输电线路杆塔结构设计技术规定》（DL/T 5154—2012）的计算结果进行比较，为规定中刚性法兰连接部分的修编给出了相关参考依据。王元清等^［19］分别对刚性和柔性法兰节点的承载力开展了有限元研究，其研究发现螺栓布置越靠近钢管越好，增加法兰盘厚度和螺栓数目（即加劲肋数目）可分别有效地增加柔性法兰节点和刚性法兰节点承载力，刚性法兰节点承载力受焊缝影响大。Cao等^［9］提出了一种新型内外法兰连接节点形式，对其开展了试验研究及有限元分析，并检验了榕江大跨越新型塔脚法兰的设计，研究结果表明，新型法兰节点中各测点应力较低，皆处于弹性阶段，体现了这一节点形式的结构合理、安全可靠，可用于工程实际之中。

既有研究及避雷针倒塌事故分析表明，现有单杆式钢管避雷针的破坏主要集中于刚性法兰连接节点附近，具体表现为法兰边上的钢管断裂、法兰螺栓断裂、法兰与钢管的焊缝开裂等，这些破坏模式均呈现出脆性特征，其根本原因在于，刚性法兰节点的受力集中于法兰盘、加劲肋及螺栓区域，该部位因刚度突变产生应力集中，导致节点在动力荷载下易发生脆性疲劳破坏。为改善传统节点内力过于集中于法兰盘、加劲肋和螺栓区域的状况，使节点传力更加分散、减小应力集中，从而从根本上解决法兰节点的脆性疲劳破坏问题，本文基于对刚性和柔性法兰节点承载特性的综合分析，提出4种新型法兰节点构造，并开展滞回性能试验，探讨新型节点在水平反复荷载下的破坏模态、应力发展与分布规律等，同时通过对比4类节点在水平往复荷载下的荷载-位移滞回曲线、骨架曲线、刚度退化、耗能能力及延性系数，系统评估其性能，为新型法兰节点的工程应用提供理论依据与实践参考。

1 试验研究

1.1　试件设计

以实际工程应用中35 m高的单管避雷针典型构造作为研究对象。单管避雷针共分为7段，每段长5 m，第2~7段每两段之间采用法兰连接，避雷针钢管直径从底面向上逐渐减小（图2）。选取其第4、第5段间法兰节点作为基础刚性法兰节点，并以其为参照设计3类新型法兰节点。

考虑到制造厂家供货以及试验场地的尺寸要求，取法兰节点上部钢管长1 400 mm，下部钢管长900 mm，节点内部法兰盘、加劲肋和钢管均采用Q345B钢材，螺栓采用M27的8.8级高强螺栓，预拉力设计值为230 kN，通过扭矩扳手在螺栓处施加621 N·m的紧固扭矩。原有法兰节点（即S1节点）设12个加劲肋，为了有效减少加劲肋所带来的应力集中和焊缝缺陷影响，S2、S3以及S4节点均将加劲肋个数减小至8个，并相应提高了加劲肋的肋高，如图3所示。各节点参数见表2。

1.2　材性试验

各法兰节点试件中加劲板、法兰盘和钢管均选用Q345B钢材，拉伸试件均从母材取样，并加工成标准试验件。每3个标准试验件为一组，拉伸试件的尺寸根据《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》（GB/T 228.1—2021）^［20］所确定，材料力学指标见表3。

1.3　试验装置及测试方案

滞回试验在同济大学国家土建结构预制装配工程技术研究中心沪西校区试验室中的ZT-FY500自平衡反力架上开展，水平荷载采用ZT-SAD200 2 000 kN水平作动器进行加载试验，装置示意图如图4所示。

为了考察不同构造法兰节点附近应力的分布规律，研究各类节点的变形特征与破坏模式，通过试验得到相应位置的荷载-位移曲线，分析各类节点的骨架曲线、刚度退化、耗能能力以及延性的变化规律，需测定节点核心区轴向应变及试件相应节点位移。应变片和位移计测点布置分别如图5、图6所示。

由于四个方向的应变片布置原则相同，并且应变片在四类节点中的布置原则一致，故不在此将所有方向和每一类节点的布置形式一一列出。

1.4　试验加载制度

滞回性能试验常采用力控制加载、位移控制加载或是力-位移混合控制加载来进行。本次试验采用位移控制加载，用控制位移的方式对节点顶部进行拟静力加载。

试验时分为预加载和正式加载，其中预加载时以最初的位移增量为参照进行加载与卸载来观察应变和位移读数是否正常。读数是否正常的标准有以下两点：①电脑端上各通道读数是否正常显示且变化范围合理；②节点顶端位移计是否符合位移加载的控制量。

预加载正常后即可进行正式加载：以9 mm为位移增量，每级位移循环3周。当位移增至27 mm后，以13.5 mm为增量，每级位移循环3周。位移达到81 mm以后，以27 mm为增量，每级位移循环2周，直到试件出现明显破坏现象，或是水平荷载值已逐渐低于最高荷载值的80％~85％时，可认为承载能力下降过低，强度已不能满足承载要求，即视为破坏。试验所用加载制度如图7所示。

2 试验结果

2.1　试验现象及破坏模态

试件S1为传统刚性法兰节点，节点带有12个加劲肋以及12根螺栓。在加载初期阶段未观察到明显试验现象。当位移进入108 mm循环时，试件底部一侧出现局部屈曲。随着位移的增加，屈曲现象更加明显，并在位移增至135 mm循环时，底部受拉侧钢管出现裂缝，节点核心区上下法兰板变形较小，上下法兰板间出现较小缝隙（图8），承载力明显低于原有承载力80％~85％，认为试件破坏。

试件S2为带环板刚性法兰节点，节点带有8个加劲肋以及8根螺栓。在加载初期阶段未观察到明显试验现象。由于螺栓数量较传统法兰节点减少，节点上下法兰部分的连接不够，试件S2在位移进入135 mm循环时，除试件底部外，其加劲肋顶部（即内部环板构造同一水平位置）附近出现局部屈曲现象，并在位移达到162 mm时，试件破坏，其裂缝不同于试件S1的钢管受拉侧被撕裂，而是表现为支座加劲肋处的焊缝出现裂缝，节点核心区上下法兰板变形较明显，上下法兰板出现贯通缝隙，缝隙明显（图9）。

试件S3为带芯管刚性法兰节点，节点带有8个加劲肋以及8根螺栓。在加载初期阶段未观察到明显试验现象。当位移进入108 mm循环时，试件底部一侧出现局部屈曲，且没有出现试件S2中加劲肋顶部处的屈曲现象。随着位移增加，屈曲现象更加明显，在位移增至135 mm循环时，试件底部受拉侧钢管与试件S1相同，出现较为明显裂缝，节点核心区上下法兰板变形与试件S1相似，但由于芯管的存在，虽然试件S3减少了螺栓和加劲肋个数，但不同于试件S2，其上下法兰板缝隙较小（图10）。

试件S4为带芯管柔性法兰节点，节点带有8根螺栓并且没有加劲肋构造。在加载初期阶段未观察到明显试验现象。当位移加至40.5 mm时，上部钢管与法兰板间焊缝断裂（图11）。由于无加劲肋构造，上部法兰最大应力产生于钢管与法兰板交界处，故试件S4在此处焊缝产生断裂。

综上所述，不同法兰节点的破坏机理主要受其构造形式影响。传统刚性法兰节点（S1）中，加劲肋与螺栓共同承担弯矩传递，节点刚度较大，受力集中在钢管与法兰盘交界处，导致钢管受拉侧发生撕裂破坏。节点S2减少了加劲肋与螺栓数量，环板虽能一定程度分散受力，但其约束作用有限，局部屈曲更易在环板附近出现，进而引起焊缝开裂。节点S3通过在节点内部设置芯管形成双层传力路径，芯管有效分担弯矩并约束法兰盘翘曲，使得屈曲延后、裂缝发展减缓，滞回性能优于S1、S2。节点S4取消加劲肋，节点刚度突降，弯矩主要由钢管与法兰盘交界处的焊缝承担，导致该处应力集中并首先发生断裂。由此可见，节点S4在较小位移下即发生破坏的本质原因在于弯矩传递路径有差异及构造刚度突变造成应力集中，合理设置芯管或环板可改善节点受力分布、延缓破坏的发生。

2.2　水平荷载-位移滞回曲线

荷载-位移滞回曲线可以有效地反映结构或节点的抗震性能。试验得到的各试件顶部水平荷载-位移滞回曲线如图12所示。

分析图12中各试件的滞回曲线，可以发现：

（1） 除节点S4过早发生破坏外，节点S1、S3滞回曲线均呈现梭形，表明节点具有很强的塑性变形能力，并且具有良好的抗震能力和耗能能力。而节点S2滞回曲线呈弓形，表明其在加载过程中存在一定的滑移。这主要是由于节点S2螺栓的减少导致上下法兰板变形加剧，并且伴随多数螺栓松动所导致。

（2） 节点S2相较于节点S1、S3延性更高，节点S1、S3正负向仅加载至135 mm便出现破坏现象，而节点S2可加载至162 mm，破坏出现较晚。

（3） 各节点滞回曲线均有一定的不对称性。结合试验中所观察到的现象，主要是由于上下法兰板的变形导致。在位移加载后期，法兰板变形的加剧使得作动器在施加负向位移的同时伴有一定程度的向上偏移，使得作动器所得的荷载是水平与竖直方向荷载的合力。因此可发现各节点中法兰板变形越大，其负向荷载的数值也越大。正如破坏现象中所述，节点S2上下法兰板变形最为剧烈，因此，其负向荷载也最大。

3 试验结果分析

3.1　荷载-位移骨架曲线

在研究节点的滞回性能力时，需采用骨架曲线得到的指标来分析其极限荷载、初始刚度、耗能能力。根据《建筑抗震试验规程》（JGJ/T 101—2015）^［21］，试件的骨架曲线应为取荷载变形曲线的各级荷载第一次循环的峰值点所连成的包络图，如图13所示。

通过对比分析各试件骨架曲线可知：

（1） 加载初期，各节点骨架曲线均呈线性增长，但仍发现试件S2、S4由于加劲肋的减少，导致其初始刚度较小，其初期斜率小于试件S1、S3。

（2） 加载中后期，试件S2相较于S1、S3更早进入屈服阶段，并且极限承载力均小于S1、S3，但其节点延性较高，正负方向位移均高于节点S1和S3。

（3） 试件S1与S3骨架曲线相似，S3相较于S1较早进入屈服。

（4） 各试件骨架曲线均有不同程度的不对称表现，综合试验现象主要是作动器在负向加载时有一定程度的抬高，导致机器采集的荷载为水平和竖直方向的合力，故出现骨架曲线不对称的现象。

3.2　刚度退化

试件的刚度可用割线刚度来表示，割线刚度K_i可按下式计算：

K_i=\frac{|+F_i|+|-F_i|}{|+X_i|+|-X_i|}（1）

式中：+F_i、-F_i为第i次正、反向峰值点的荷载值；+X_i、-X_i为第i次正、反向峰值点的位移值。

按式（1）计算各加载位移第一次循环峰值点的割线刚度，结果如图14所示。

从图14中可知：

（1） 由于加劲肋数量的减少，试件S2、S4初始刚度均较原有法兰节点S1有一定程度的减小。

（2） 试件S3也减少了加劲肋数量，但由于芯管的存在，S3初始刚度没有减小，反而略高于原有法兰节点S1；并且带芯管柔性法兰节点S4虽然缺少加劲肋这一构造，但其初始刚度仍然优于节点S2。

（3） 随着位移加载的增加，各节点刚度下降趋势减缓，不同构造形式节点刚度趋近，但节点S2刚度仍最小，而带芯管的节点S3刚度最大。

3.3　能量耗散系数

试件的能量耗散能力应以荷载-位移曲线所包围的面积来衡量，通常以能量耗散系数E作为评价指标，能量耗散系数E可按下式进行计算：

E=\frac{S_{(ABC+CDA)}}{S_{(\mathrm{\Delta }OBE+\mathrm{\Delta }ODF)}}（2）

式中：S_{(ABC+CDA)}为图15中荷载-位移曲线所包围的阴影面积；S_{(\mathrm{\Delta }OBE+\mathrm{\Delta }ODF)}为图15中△OBE与△ODF的面积之和。

按式（2）计算各节点各级位移加载下第一次循环加载的能量耗散系数E，如图16所示（节点S4破坏过早，能量耗散系数E过小，故不放入图中比较）。从图中可知：位移加载初期，各节点能量耗散系数较小，无明显差异。当位移加载逐渐增加，节点耗能呈上升趋势，且节点S1、S3耗能能力始终优于节点S2。以135 mm加载位移为参照，节点S2、S3与节点S1相比较，节点S2能量耗散系数降低28.47%，节点S3能量耗散系数降低8.39%。说明在加劲肋数量减少的情况下，法兰节点耗能能力下降明显，但芯管构造的存在可以显著提升节点耗能能力，并使其与原有刚性法兰节点耗能能力相近。

3.4　延性系数

延性系数是衡量试件弹塑性变形能力的重要指标，它表示试件最终破坏前能够承受的弹塑性变形大小。延性系数越大，其弹塑性变形能力越强，反之，其弹塑性变形能力越弱。试件的延性系数可按下式进行计算：

\mu =\frac{{\Delta }_{\mathrm{u}}}{{\Delta }_{\mathrm{y}}}（3）

式中：{\Delta }_{\mathrm{u}}为试件的极限变形；{\Delta }_{\mathrm{y}}为试件的屈服变形。

对于无明显屈服点的荷载-位移曲线，计算其屈服位移的常用方法有：几何作图法、等能量法、R.Park法以及最远点法。本文采用等能量法计算，其计算原理如图17所示。过峰值点C作水平线CB，并将OB相连，当直角梯形OBCE面积与曲线OC与坐标轴围成面积相等时（即上下两部分的阴影面积相等），可得等效屈服点D，等效屈服点所对应位移即为试件的屈服位移\Delta_y。

以各试件所计算得出的骨架曲线为基础计算延性系数，由于骨架曲线负向存在试验误差，故只计算各试件正向延性系数并进行比较。按上述能量法原理计算各节点延性系数（节点S4破坏过早，塑性变形不够明显，故不作比较），计算结果见表4。节点S2、S3延性系数均大于节点S1，新型避雷针法兰节点塑性变形能力均优于原有避雷针法兰节点。

3.5　试验结果分析

由骨架曲线可得，节点S2、S3的极限承载力分别为节点S1的约92%和98%，其中节点S3虽减少了加劲肋，但因芯管分担了弯矩，其承载力下降幅度较小。刚度退化曲线显示，节点S2、S4的初始刚度分别较S1下降约15%和20%，而节点S3略高于S1约5%。能量耗散系数结果表明，在135 mm位移下，节点S2、S3的耗能能力较S1分别下降28.5%和8.4%。延性系数方面，节点S2、S3分别为2.09和1.97，较S1的1.95分别提高约7.2%和1.0%。

综上，定量结果表明：带芯管刚性节点S3在承载力和刚度保持率方面最优，兼具良好的耗能与延性性能；带环板节点S2在刚度和耗能上略有下降但延性提升；柔性节点S4则因缺少加劲肋导致刚度显著降低，早期破坏。这说明在减少加劲肋和螺栓的情况下，若采用芯管构造，可在保持节点整体承载性能的同时显著改善延性特征，为新型避雷针法兰节点设计提供了可行的优化思路。

3.6　节点各组件分析

在节点受力过程中，螺栓提供轴向预紧力形成面间摩擦，同时承受拉-剪耦合内力并抑制开缝。加劲肋则提高法兰板弯曲惯性矩，同时能够延缓受压区局部屈曲。因此，当螺栓和加劲肋数量较多时，节点的承载力和初始刚度均较大，但节点的延性会相对不足，如节点S1。而环板同样能延缓受压区局部屈曲，能够弥补加劲肋和螺栓数量减少所带来的承载力降低。但是由于环板对钢管的约束作用较弱，因此节点S2的初始刚度和耗能能力均较弱，而变形能力会有略微的提升。芯管能够分担弯矩并约束侧向位移，还可以抑制法兰盘的翘曲，从而降低刚度退化速率；此外还可以实现局部屈曲与接触摩擦共同耗能。因此，尽管节点S3的加劲肋和螺栓数量减少了，但依旧有着较好的耗能能力和承载性能。但是节点S4的结果显示，尽管芯管能够提高初始刚度，如果没有加劲肋传递弯矩到管壁，则会发生钢管与法兰板交界处的焊缝破坏。

4 结 论

本文对传统避雷针刚性法兰节点S1以及改进的三类新型避雷针法兰节点S2~S4开展了滞回性能试验研究，得到以下结论：

（1） 避雷针法兰节点为刚性法兰时，如节点S1、S2、S3，试件破坏出现在试件底部，主要表现为受压侧的局部屈曲以及受拉侧的钢管撕裂。而柔性法兰节点，如节点S4，上部钢管受力增加，破坏表现为上部钢管与法兰盘焊缝断裂。

（2） 螺栓数量的减少会减弱上下法兰的连接作用，导致节点破坏时上下法兰板的变形增加。但螺栓数量的减少也会增加节点延性，推迟节点破坏。

（3） 带环板刚性法兰节点除延性外，其他滞回性能均不及原有刚性法兰节点。而带芯管刚性法兰节点滞回性能与原有刚性法兰节点相当，且节点延性更优。

（4） 当法兰节点减少加劲肋以及螺栓时，如节点S2、S4，节点骨架曲线、刚度、耗能等滞回性能表现均会下降。但在减少加劲肋及螺栓数量的同时增加芯管构造形式，则可有效提升其滞回性能。

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