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涯瞿
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1 第 38 卷第 3 期东北电力大学学报 Vol. 38,No 年 6 月 Journal Of Northeast Electric Power University Jun,2018 文章编号 : (2018) kV 装配式变电站钢柱脚抗剪性能研究秦力 1 2, 郑明鹤 (1. 东北电力大学建筑工程学院, 吉林吉林 ;2. 中国航空油料有限责任公司内蒙古分公司, 内蒙古呼和浩特 ) 摘要 : 依据朝阳 220 kv 装配式变电站的工程实例, 在考虑锚栓参与抗剪的条件下, 从理论上分析了剪力作用下钢柱脚节点的合理破坏模式. 通过计算获得钢柱脚在合理的破坏模式下抗剪能力的理论值, 并通过有限元软件建立钢柱脚有限元模型. 利用有限元软件分析柱脚在垂直力和水平力作用下的抗剪能力, 将所获得的结果与规范中规定的柱脚抗剪承载力对比分析. 通过研究发现柱脚锚栓可以提供的抗剪能力相当可观, 而且钢柱脚的实际抗剪能力较规范规定的柱脚抗剪能力高出较多. 研究成果表明, 在工程实际中应提高柱脚抗剪承载力设计值的极限, 这样可以在实际工程中避免或者减少抗剪键的设置, 起到方便施工, 节约成本的效果. 关键词 : 钢柱脚 ; 锚栓 ; 抗剪键 ; 承载力中图分类号 : TU3 文献标识码 : A 在电网的建设过程中, 建造变电站一直采用钢筋现场绑扎和立模浇筑混凝土砌墙的传统施工方法. 采用传统施工方法有现场湿作业多施工时间长等缺点. 为了方便施工, 国家电网公司提出建设装配式变电站. 在工程建设中采用装配式变电站, 有减少现场湿作业量和用工量缩短建设周期降低成本结构安全可靠等优点. 朝阳 220 kv 装配式变电站是辽宁省的第一座装配式变电站, 也是辽宁省供电公司的重点项目. 朝阳 220 kv 装配式变电站的主体结构为钢结构. 在钢结构中, 柱脚节点的主要作用是将结构的上部荷载传递到基础, 即柱脚节点起着连接上部结构与下部基础的重要作用. 因此, 柱脚节点是主体结构的重要节点之一, 在设计中不应被轻视 [1]. 我国钢结构设计规范中规定柱脚所受的水平剪力由柱底板与基础顶面之间的摩擦力来承担, 当水平剪力超过摩擦力时, 柱脚应设置抗剪键, 剪力由抗剪键承担 [2]. 规范中关于柱脚抗剪的规定是否合理值得商榷, 柱脚的抗剪承载力应该考虑锚栓参与抗剪, 在一些欧美国家的规范中也都有关于锚栓抗剪的规定 [3]. 许多学者的研究成果都表明柱脚锚栓可以为柱脚提供一定的抗剪能力, 国外研究甚至认为有只具备抗剪能力的锚栓. 针对柱脚的抗剪能力, 许多学者进行了深入的研究 [4]. RE Klinger [5] T Ueda [6] 对锚栓的抗剪性能进行了研究, 认为锚栓参与抗剪是设计时应考虑的因素,RA Cook [7] 认为在柱脚受剪力作用时, 柱脚锚栓在拉力和剪力的作用下达到其极限承载力, 其中剪力是拉力的 50%. 于安 [8 ~ 麟 9] [10] [6] 李维平提出的钢柱脚的抗剪计算方法, 主要体现了柱脚的整体抗剪性能, 李德滋通过对柱脚在静力荷载作用下抗剪性能的研究, 得出了柱脚锚栓应该参与抗剪的结论. 本文通过朝阳 220 kv 装配式变电站的工程实例, 对钢柱脚的抗剪能力进行了理论分析计算与有限元分析, 以此来研究钢柱脚实际的抗剪能力, 并对实际工程的设计提出建议. 收稿日期 : 第一作者 : 秦力 (1970-), 男, 博士, 教授, 主要研究方向 : 高层混凝土结构碳纤维导线应用等通讯作者 : 郑明鹤 (1991-), 男, 硕士, 主要研究方向 : 装配式结构设计安装技术等方面的研究电子邮箱 : 163. com( 秦力 ); @ qq. com( 郑明鹤 )

62 1 东北电力大学学报第 38 卷钢柱脚有限元分析试件为朝阳 220 kv 装配式变电站柱脚节点,柱脚所受最大轴向荷载为 48 kn,柱截面为 H 型钢柱, 腹板长 190 mm,厚度 10 mm,翼缘长 150 mm,厚度 12 mm,柱长取 500 mm,锚栓直径为 30 mm,钢柱底板尺寸为 200 mm 200 mm 20 mm, 柱底混凝土垫层厚度为

2 62 1 东北电力大学学报第 38 卷钢柱脚有限元分析试件为朝阳 220 kv 装配式变电站柱脚节点,柱脚所受最大轴向荷载为 48 kn,柱截面为 H 型钢柱, 腹板长 190 mm,厚度 10 mm,翼缘长 150 mm,厚度 12 mm,柱长取 500 mm,锚栓直径为 30 mm,钢柱底板尺寸为 200 mm 200 mm 20 mm, 柱底混凝土垫层厚度为 100 mm. 锚栓钢材采用 Q345, 屈服强度 345 MPa,弹性模量 206 GPa,钢柱采用 Q235,屈服强度 235 MPa,弹性模量 200 GPa. 基础混凝土强度为 C30,抗压强度 f c = MPa. 混凝土本构采用混凝土结构设计规范中的本构关系有限元模型的建立几何模型分为 4 个部分,由混凝土基础钢柱锚栓和钢筋组成. 混凝土采用塑性损伤模型,单元类型 C3D8R. 简化了锚栓的模型,螺母与锚杆的螺纹连接简化处理为一体,不单独对锚栓螺纹建模,建模时锚栓截面直径直接采用有效直径 [11],单元类型 C3D8R. 钢筋采用桁架类型,单元类型 T3D2. 底板与混凝土的接触,螺栓与混凝土的接触等,所有的接触属性均采用通用面 - 面接触,接触部分对单元网格进行局部细化,在保证结果准确度的条件下节省计算成本,分析模型在轴向压力作用下的抗剪能力 [12]. 模型的边界条件设置:限制基础底面 X 方向 Y 方向和 Z 方向的平动自由度和转动自由度,限制柱顶面的 X 方向和 Y 方向的平动自由度及 X 方向,Z 方向的转动自由度 [13]. 节点模型如图 1 所示,加载时在柱顶设置参考点,将参考点与柱顶面耦合,通过在参考点上施加荷载来实现模型的轴向受力和水平受力. 模型其它参数不变,模型在柱顶施加 0 kn 24 kn 和 48 kn 的轴向荷载,分别命名为 ZJ -1 ZJ -2 和 ZJ -3,同时在柱顶施加水平荷载,进行有限元分析. 图有限元模型柱脚合理破坏模式分析钢结构柱脚节点是由钢柱和钢筋混凝土两种材料组成的,所以,柱脚有可能的破坏是柱脚锚栓的破坏和基础混凝土的破坏. 其中基础混凝土的破坏形式主要有混凝土的受压开裂破坏和混凝土剪切破坏两种. 柱脚锚栓同时受到拉力与剪力的作用,其破坏形式包括锚栓受拉屈服被拉断,锚栓受弯矩和剪力作用导致锚栓发生弯曲和剪切变形直至锚栓被剪断. 在柱脚发生的各类破坏中,只有柱脚锚栓变形破坏的破坏模式为延性破坏,能够保证钢柱脚具有稳定的变形能力,同时也可以留有一定的安全储备,符合柱脚设计的要求 [4]. 混凝土破坏属于脆性破坏,在基础设计时,应避免这种情况发生有限元计算结果分析对柱脚同时施加轴向荷载和水平荷载,获得柱脚节点的 M -θ 曲线. 其中 M = PH,M 表示柱脚所受弯矩,P 表示柱顶所受水平荷载,H 表示柱子的长度. 可以依据下列条件判断柱脚节点破坏 [14] : (1) M -θ 曲线的斜率仍然为正,即曲线处于上升阶段,但是荷载曲线的退化程度达到 15% 及以上. (2) M -θ 曲线的斜率变为负值,即曲线开始下降.

3 第3 期秦 63 力等:220kV 装配式变电站钢柱脚抗剪性能研究对柱脚 ZJ -1 施加轴向荷载和水平荷载,获得柱脚柱顶的 M -θ 曲线如图 2 所示. 模型在加载初期结构角位移锚栓应变均呈线性关系,此时锚栓还处于弹性阶段,随着水平荷载持续增加时,ZJ - 1 的 M - θ 曲线斜率下降,随后柱顶位移快速发展,构件进入塑性状态,此时受拉侧锚栓屈服,即 ZJ - 1 已经被破坏, 此时水平荷载为 138 kn,如图 3( a) 图 3( b) 所示,此时受拉侧锚栓所受应力已达到材料的屈服强度,同时受拉侧锚栓也产生了一定的塑性应变,即受拉侧图2 钢柱脚荷载位移曲线锚栓屈服,柱脚破坏. 如图 3 ( c) 图 3( d) 所示,此时受压侧锚栓所受应力未达到材料屈服强度. 如图 3 ( e) 所示,受拉侧锚栓屈服时,钢柱底板并未屈服. ZJ - 2 ZJ - 3 的情况与 ZJ - 1 类似,不同之处在于,ZJ - 2 ZJ -3 破坏时的角位移较小,因此可以认为施加轴向荷载,增大了柱脚的刚度,柱脚破坏时产生变形较小时,水平荷载达到 144 kn,zj -3 破坏时的水平荷载为 150 kn. 图3 钢柱脚锚栓应力云图根据有限元模拟结果,柱脚在轴向荷载为 ZJ - 1 ZJ - 2 ZJ - 3 的抗剪承载力分别可以达到 138 kn 144 kn 150 kn. 将模拟结果与规范中规定的钢柱脚的抗剪承载力进行对比,发现模拟值远高于规范值. 2 柱脚抗剪承载力计算与结果分析我国钢结构设计规范第条规定:柱脚锚栓不宜用以承受柱脚底部的水平反力,此水平反力应由底板和混凝土之间的摩擦力( 摩擦系数可取 0. 4) 或设置抗剪键承受剪力 [15]. 即柱脚抗剪承载力值可以按下式计算: F = μn, (1) 式中:N 为轴向力;μ 为柱脚底板与混凝土的摩擦系数;按钢结构设计规范取值. 规范中规定的抗剪承载力仅考虑了柱底板与混凝土基础之间的摩擦力,并未考虑锚栓同混凝土基

4 64 东北电力大学学报第 38 卷础组成的系统抗剪能力, 导致规范中规定的柱脚的抗剪承载力值偏低, 设计构件时比较保守. 由于柱脚受力较为复杂, 规范中对于柱脚的抗剪承载力也没有准确的规定, 使得学者们针对钢柱脚的抗剪承载力提出的计算方法各不相同, 各有侧重, 目前主要的计算方法有以下几种 : [16] (1) 哈尔滨建筑工程学院李德滋教授建议的方法 : V = nf m v A e, (2) 式中 :n 为参与抗剪锚栓数目 ;A e 为单根锚栓的有效截面面积 ; f vm 为锚栓的抗剪强度, 公式中去 f vm = 130 N / mm 2. 该方法同时考虑了锚栓的抗拉和抗剪, 认为所有锚栓均参与抗剪, 并且同时屈服, 认为柱脚的水平剪力由底板与混凝土接触面上的摩擦力和锚栓共同承受. 此方法只提供了单个锚栓抗剪承载力的计算方法, 没有考虑钢柱脚的整体抗剪能力, 认为柱脚所有锚栓抗剪承载力直接相加的总和即为柱脚的抗剪承载力. [8 ~ 9] (2) 西安冶金建筑学院于安麟教授建议的方法 : V = 0. 4(T y + N) + βn c A e f y / 3, (3) 式中 :N 为柱顶轴向荷载 ;A e 为锚栓有效截面面积 ;T y 为受拉侧锚栓总拉力 ;β 为调整系数, 取 0. 65; f y 为锚栓材料屈服强度 ;n c 为受压侧锚栓数 ;0. 4 为柱底板与基础顶面的摩擦系数. 李维平教授认为柱脚中所有锚栓不可能全部参与抗剪, 计算其抗剪承载力时取受拉侧及受压侧锚栓各一半参与抗剪更合理, 同时留有一定的安全储备, 受拉侧锚栓屈服即宣告柱脚破坏, 取普通螺栓的抗拉强度设计值作为锚栓的抗拉强度设计值 [17]. 将上述方法计算所得到的计算结果与相应的模拟结果进行比较, 结果如表 1 表 2 表 3 所示. 该方法认为当柱脚上作用外力时, 只有柱脚的受压侧锚栓参与抗剪, 柱脚的合理破坏模式为受拉侧锚栓的屈服破坏. 并认为当柱脚破坏时, 受压侧锚栓与受拉侧锚栓同时屈服. 方法 : [18] (3) 北京建筑工程学院李维平教授建议的 V = μn + μβn 1 A e σ + n 2 βa e τ {, (4) σ 2 + 3τ 2 f y 式中 :N 为柱顶轴向荷载 ;σ 为受拉侧单根锚栓正应力 ;n 1 为受拉侧锚栓的数目 ;n 2 为参与受剪锚栓的数目 ;A e 为锚栓有效截面面积 ; f y 为锚栓材料屈服强度 ; β 为调整系数, 取 0. 65;τ 为受拉侧单根锚栓剪应力 ;μ 为柱底板与基础顶面的摩擦系数, 按美国 ACI 取值. 通过以上对比可以看出, 按李维平教授计算方法获得的计算值与模拟值的误差均在 20% 以内, 符合度更高, 结果更准确. 而于安麟教授李德滋教授提出的方法获得的抗剪承载力值均在模拟值的 2 倍以上, 误表 1 计算结果与 ZJ - 1 模拟结果对比计算方法 V / kn 规范规定结果 / V V / 模拟结果李德滋方法于安麟方法李维平方法规范规定结果模拟结果表 2 计算结果与 ZJ - 2 模拟结果对比计算方法 V / kn 规范规定结果 / V V / 模拟结果李德滋方法于安麟方法李维平方法规范规定结果模拟结果表 3 计算结果与 ZJ - 3 模拟结果对比计算方法 V / kn 规范规定结果 / V V / 模拟结果李德滋方法于安麟方法李维平方法规范规定结果模拟结果差偏大, 并不合理, 于安麟教授的方法认为在柱脚破坏时, 受压侧锚栓和受拉侧锚栓会同时屈服, 根据模拟结果, 这种情况并不合理, 实际上在受拉侧锚栓屈服时, 受压侧锚栓中只存在较小应力, 锚栓并未屈

5 第 3 期秦力等 :220kV 装配式变电站钢柱脚抗剪性能研究 65 服, 所以于安麟教授方法中柱脚破坏时受压侧锚栓应力取 f y 是不合理的, 这也导致了计算结果偏大. 而李德滋教授的方法并没有考虑柱脚的整体抗剪承载力, 仅考虑了单个锚栓的抗剪承载力, 并以单个锚栓抗剪承载力的总和作为柱脚的抗剪承载力, 导致了该方法整体的计算结果偏大. 从计算结果模拟结果与规范规定值的比较可以看出, 我国规范对于柱脚抗剪承载力的规定并不合理, 规范规定的柱脚抗剪承载力仅为柱脚实际抗剪承载力的 10% 左右. 即在考虑锚栓抗剪能力的条件下, 柱脚所具备的抗剪承载力远高于规范中规定的柱脚抗剪承载力值, 这说明锚栓可以参与柱脚抗剪, 而且可以提供比较可观的抗剪承载力, 这部分抗剪承载力不应该被忽视, 在设计柱脚时应当被利用起来 [19]. 尤其在类似朝阳 220 kv 装配式变电站这种整体自重较小的钢结构中, 规范规定的柱脚抗剪承载力会远低于其实际值, 如果考虑锚栓参与抗剪, 可以有效的利用柱脚的实际抗剪承载力. 3 结论 (1) 李维平教授提出的计算方法可以较准确的计算钢柱脚的抗剪承载力. (2) 我国规范所采用的计算方法比较保守, 根据规范所得抗剪承载力与柱脚实际抗剪承载力差距较大. (3) 锚栓同混凝土基础组成的系统可以提供较强的抗剪承载能力, 因此, 在设计时应考虑柱脚锚栓参与抗剪, 这样可以有效的提高柱脚的抗剪承载力, 提高设计柱脚时设置抗剪键的分界点, 从而减少抗剪键的设置, 以达到降低工程成本, 降低施工难度的效果. (4) 为避免柱脚柱脚的脆性破坏, 保证柱脚的合理破坏模式, 设计柱脚时必须保证基础混凝土的抗压强度抗剪强度及其各种尺寸. 参考文献 [1] 王立. 基于数值模拟的桥壳钢板性能比较 [J]. 东北电力大学学报,2016,36(4): [2] 韩宝仪, 李维平, 田成钢, 等. 露出型钢柱脚抗剪承载力的试验研究 [J]. 钢结构,2014,29(1):8-12. [3] 吕贻龙. 外露式钢柱脚的设计方法 [J]. 钢结构,2014,29(6): [4] 王群. 钢结构柱脚的抗剪机理及其设计 [J]. 石油化工设计,2011,28(1): [5] R. E. Klingner,J. A. Memdonca. Shear capacity of short anchor bolts and welded studs:a literature review[ J]. Journal of the American Concrete Institute,2010,79(4): [6] T. Ueda,B. Stitmannaithum,S. Matupayont. Experimental investigation on shear strength of bolt anchorage group[ J]. ACI Structural Journal, 1991,88(3): [7] R. A. Cook,R. E. Klingner. Ductile multiple-anchor steel-to-concrete connections[ J]. Journal of Structural Engineering,1992,118 (6): [8] 于安麟, 永毓栋, 郭在田, 等. 露出型钢柱脚抗剪性能的研究 (Ⅰ)[J]. 工业建筑,1992(5): [9] 于安麟, 永毓栋, 郭在田, 等. 露出型钢柱脚抗剪性能的研究 (Ⅱ)[J]. 工业建筑,1992(6): [10] 李维平, 严新兵, 于幼云. 露出型钢柱脚抗剪性能的理论与试验研究 [J]. 钢结构,2007,22(1): [11] 艾文超. 钢柱脚锚栓抗剪性能研究 [D]. 杭州 : 浙江大学,2011. [12] 张宏洋, 盛会霞, 张玲. 风剪切对水平轴风力机气动性能影响的研究 [J]. 东北电力大学学报,2016,36(2): [13] 卢学松, 雷劲松. 李洪碧, 等. 露出型钢柱脚力学性能的有限元分析 [J]. 华中科技大学学报 : 城市科学版,2008,25(4): [14] M. R. Bahaari,A. N. Sherbourne. Structural behavior of end-plate bolted connections to stiffened columns[ J]. Journal of Structural Engineering,1996,122(8): [15] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 钢结构设计规范 :GB [S]. 北京 : 中国建筑工业出版社,2003. [16] 李德滋. 钢柱柱脚锚栓的应力分析和设计 [J]. 工业建筑,1983,13(10): [17] 王岩辉. 外露式铸钢柱脚的性能研究 [D]. 天津 : 天津大学,2012.

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Ansys /4 Ansys % 9 60% MU10 M m 1 Fig. Actual situation of measured building 1 Fig. 1 First floor plan of typical r

Ansys /4 Ansys % 9 60% MU10 M m 1 Fig. Actual situation of measured building 1 Fig. 1 First floor plan of typical r 0 5 011 10 JOURNAL OF NATURAL DISASTERS Vol. 0 No. 5 Oct. 011 1004-4574 011 05-0018 - 06 1 3 1. 41008. 41008 3. 410000 7 0. 10g 7 0. 15g 3. 1% 5% P64. 3 A Field test and numerical simulations of seismic