舟山与大陆联网工程370m大跨越高塔结构设计浙江电力设计院电网

舟山与大陆联网工程370m大跨越高塔结构设计

浙江省电力设计院电网部叶尹

一，结构设计基本情况

舟山与大陆联网输电线路工程，是浙江省的重点工程，其中螺头水道跨越部分是整个工程的核心。

考虑到通道资源极其缺乏，为适应今后电力建设发展的需要，大跨越段按500kV设计。螺头水道主跨越段跨越档距为2756米，工程处在我省风载最大的地区，设计风速高达42米/秒，两基高塔分别座落在大猫岛和凉帽山上，其全高约370米，为目前国内乃至世界输电线路最高跨越铁塔。

图1 舟山与大陆联网输电线路断面图

图2 螺头水道大跨越断面示意图

本工程在建设中具有如下一些特点相应的技术难点：

1，跨越的螺头水道为国际航道，航运部门要求通航的净空高度为71.5米，加之跨越档距大，跨越塔高度高，江面设计风速大，铁塔的设计荷载非常大，设计初步的计算，跨越塔的主柱内力将超过9000吨。因此，如何合理规划跨越塔的结构形式，尽可能降低跨越塔的外荷载，是一个需要重点研究的内容。

2，由于地理条件的唯一性，要容纳如此之大的跨越塔结构，海岛上的立塔面积就显得非常的局促，尤其对于大猫岛来讲，地形就显得更为窄小，在这样窄小的地形布置塔位，铁塔的根开受到一定限制，最终定在61.62米，其高宽比在6.1之内。当前所布置的塔位，是经现场反复推敲测量确定下来的，其方向或位置的前后有稍许的移动，就会严重地影响塔位的稳定。

3，由于塔位距离大海很近，海岛的边缘陡峭、高差较大，施工拉线的设置非常困难。如果在岛上设拉线，对地夹角肯定不会理想，拉线的平衡作用就更小，这将大大地影响了施工吊装的能力。根据与施工单位的多次研究磋商，初步确定跨越塔构件的单件重量控制在13吨以内为宜。

4，跨越塔均坐落在无人居住的小海岛上，岛上的地形十分狭小，海岛上立塔，材料的运输都必须通过船运来解决，可以利用的或需要建造的码头规模都比较小，对于船的驳岸、吊装能力将受到一定限制。另外，尽管在小岛上修筑了施工道路，但将基础材料和铁塔构件运送到山上塔位仍然是十分困难的。因此，在这种情况下，对每个运输单件，主要是跨越塔的单个构件的重量控制在一定范围内是很有必要的。

对于这样一个规模庞大的跨越塔设计，有许多技术上的问题需要研究，我们在设计过程中进行了如跨越塔的风洞试验、钢管混凝土构件的试验研究等多项科技项目工作。

二，钢管混凝土构件应用

1，跨越塔主材采用纯钢管构件将会遇到的问题

1）钢管径厚比控制的限制

由于跨越塔主柱构件的内力太大，为了避免由于长细比大造成稳定验算时的不利情况，钢管的直径势必不能太小。初步计算对于受力最大的主柱钢管，其外径需要2200mm。直径如此之大的钢管构件，对设计人员来讲，其局部屈曲是一个十分棘手的问题。

我国《钢结构设计规范》（GB 50017-2003）第10.1.2条规定：圆钢管的外径与壁厚之比不应超过100 (235/fy)。如果钢管的材料采用Q345钢材，则其径厚比约为68，此时钢板的厚度应大于32mm。我国《钢结构设计规范》对径厚比的要求是一个相对比较低的要求，对这样一个重要的结构，应当采用更高的标准来对待。

《欧洲钢结构设计规范》（Eurocode 3）表5.3.1 (page 77) 中对钢管径厚比的要求是这样规定的：（1）第一等级的钢管结构，其允许径厚比为50(235/fy)，所谓第一等级的钢管结构，就是钢管截面可以出现塑性铰的情况，这里指的是受力较大的节点附近的钢管；

（2）第二等级的钢管结构，其允许径厚比为70(235/fy)，所谓第二等级的钢管结构，就是钢管截面可以承受部分塑性的发展，但需限制其转动；

（3）第三等级的钢管结构，其允许径厚比为90(235/fy)，所谓第三等级的钢管结构，就是钢管截面的应力分布是在弹性范围内，其边缘纤维可达到屈服，但局部屈曲能够防止塑性抵抗矩的发展；

由于本跨越塔结构，其主柱构件的刚度相对横撑和腹杆的刚度要大得多，部分主柱构件的节间长度与其直径之比甚至不能满足大于12的要求，若将其仍看作桁架单元参与分析，其结果与实际情况会有较大的出入。因此，对本跨越塔结构，我们将采用柱、杆单元相结合的方法进行节点校核。这样，就与以往全桁架结构的分析情况有所不同，柱的内力除了轴向力外，还会出现柱端次弯矩。在这种情况下，对于本塔的主柱结构，若将其考虑为第三等级似为有些冒进。综合上述考虑，我们认为主柱允许径厚比为80(235/fy)

是合适的。因此，仅从局部稳定的要求考虑，对于Q345钢材，这个数值为54.5，此时钢板的厚度应大于40mm；而对于Q420钢材，这个数值为44.8，此时钢板的厚度接近50mm。强度设计值对于厚钢板不利，经计算，主柱轴压力达90000kN，对于外径为的钢管2200mm，采用Q345钢材，仅从强度计，钢板厚度为32mm 时，应力已达413MPa，大大超出了强度设计值295MPa，显然是不够的；这个数据也已超出了Q420钢材的强度设计值360MPa。因此钢管的壁厚采用32mm是不够的。

采用厚钢板另一个不利的情况是，随着材料厚度加大，其各向同性的性能也随之下降，以Q345钢材为例，钢板厚度大于35mm时，其强度设计值已降为265MPa，当钢板厚度为50mm时，强度设计值进一步下降，仅为250MPa。换句话说，对于一个壁厚为32mm、外径为2200mm的钢管构件，其构件强度承载力为64296kN，但将其壁厚加大为35mm时，此时其构件强度承载力竟为63084kN！壁厚大了，承载力反而低了！这是一个恶性循环的过程，钢管的加厚，还会带来其它的不良后果，这个情况下面我们将进一步对其分析。

我国《钢结构设计规范》第10.1.3条规定：热加工管材和冷成型管材不应采用屈服强度fy超过345MPa 以及屈强比fy/fu>0.8的钢材，且钢管壁厚不宜大于25mm。

规范对钢管壁厚作此限制，是为了控制厚钢板在加工中容易产生的层状撕裂问题，对此有的结构在不得已的情况下采用了Z向经过特殊处理的钢板，而这类钢板的价格比普通钢板约高出40%左右。在进行经济比较时是一个很不利的因素。并且，即使采用了经过Z向处理的钢板，要保证冷弯时不出现裂缝、焊接时不产生层状撕裂现象，其风险仍然比较大。

2）厚壁钢管构件给施工和加工带来的困难

前已有述，无论从构件的强度和局部稳定的要求，跨越塔主柱构件采用纯钢管其壁厚都至少要大于

40mm。因此从加工制作的角度来看，需要用吨位很大的折弯机才能使构件加工精度达到要求。另外，法兰盘的加工也会遇到一些困难，其厚度初算大于50mm，在加工过程中对这样厚的焊件，焊接的工作量又是如此之大，要保证所有焊接成品的合格率不是一件容易的事情，因为这里不仅涉及到前面提到的层状撕裂问题，厚板在焊接时热传递的不均匀性在焊接影响区范围内应力集中极易引起裂纹的产生。

另一方面，由于工程地形较差，施工困难较大，要求构件的单件重量最好控制在13吨的以下，对于壁厚大于40mm的纯钢管构件，加上两端的法兰，只要长度达到4米，单件重量就将超过13吨。主柱构件长度如此之短显然是很不合理的，从整塔外观来看也是不能接受的。单件长度太短势必要增加大量的法兰和螺栓用量，这不光增加了铁塔的材料用量，而这些正是加工最困难、损耗最大、价格最昂贵的那部分材料。

2，跨越塔主材采用钢管混凝土构件

（1）钢管混凝土结构的应用情况

钢管混凝土构件，对其进行较为深入研究应在20世纪60~70年代。1923年日本关西大地震后，人们发现钢管混凝土结构在该次地震中的破坏远小于其它结构，因此在以后的建筑，尤其是高层建筑中大量应用了钢管混凝土。1995年阪神地震后，钢管混凝土更显示了其优越的抗震性能，因此对其的研究进一步成为热门课题。目前有关钢管混凝土结构设计的规程已有不少，日本的AIJ(1997)，美国的ACI(1999)和AISC-LRFD(1999)，英国的BS5400(1979)和欧洲的EC4(1994)都给出了钢管混凝土结构设计方面的规定我国近十几年来也先后颁布了一些关于钢管混凝土结构设计方面的规程，国家建筑材料工业局

JCJ01-89(1989)，中国工程建设标准化协会CECS28:90(1992)，电力行业标准DL/T 5085-1999(1999)等都给出了钢管混凝土结构设计计算方面的规定

我国于20世纪50年代末开始进行钢-混凝土组合结构的研究，1963年在北京地铁车站中采用了钢管混凝土柱。1987年华北电管局微波塔采用了钢-混凝土柱。20世纪80~90年代，钢管混凝土结构在多高层建筑和桥梁方面得到应用，发展迅猛。高层建筑中采用钢管混凝土柱的有28层的厦门金源大厦、28层的

广州嘉骏大厦、88层的深圳地王大厦、68层的深圳赛格广场、38层的天津今晚报大厦等，杭州的瑞丰国际商务大厦也采用了钢管混凝土柱结构。钢管混凝土拱桥更是发展迅速，据不完全统计，到目前止，已建和在建钢管混凝土拱桥已达250座左右。如湘潭湘江四大桥（400米）、湖南南县茅草街大桥（368米）、四川巫山长江大桥（460米）、广西南宁永和大桥（350米）、黄山太平湖大桥（336米）等。浙江省的钢管混凝土拱桥有近30座，其中钱江四桥是目前省内唯一的双层钢管混凝土拱桥（赵林强），也是目前世界规模最大的钢管混凝土拱桥。日本在穿越高山峡谷的高速公路中大量采用高度在30米至100多米的中空夹层钢管混凝土柱。

我省在输变电工程中也采用了较多的钢管混凝土结构，如500kV兰亭变电所构架就采用了钢管混凝土构件，该变电所220kV构架采用了薄壁钢管离心混凝土构件；我院设计的全高159米的220kV温蒲线瓯江大跨越拉线塔采用了薄壁钢管离心混凝土构件；我院设计的全高175米的220kV台泽线椒江大跨越自立塔65米高以下主柱采用了薄壁钢管离心混凝土构件。

图3

500kV兰亭变的500kV构架，建于1993年，距今已有14年，图片中几根为去年变电所扩建时拆掉的构件。

（2）本跨越塔的部分主材采用钢管混凝土构件的探讨

在送电铁塔中采用钢管混凝土构件最早由瑞士莫托.哥伦布(Motor-Conlumabos)公司开发，在初次投入使用十年后的1955年，日本关西电力公司首次引入采用，并称其为MC铁塔，目前日本有专门的MC铁塔设计所，可见其应用之普及。

① 大跨越塔采用钢管混凝土构件将会有哪些优点

A 钢管混凝土构件具有很高的承压能力

在钢管中填充混凝土形成钢管混凝土构件后，钢管约束了混凝土，可延缓其受压时的纵向开裂，而混凝土也可以延缓钢管过早地发生局部屈曲。二种材料相互弥补了彼此的弱点，可以充分发挥各自的长处，从而使钢管混凝土构件具有很高的承载能力，从大量的试验情况来看，钢管混凝土构件的承载能力都高于其钢管和核心混凝土单独承载力之和。因此，本工程跨越塔的主柱若采用钢管混凝土构件，其外径只需2000mm就可以了。

B 解决了钢管的局部屈曲问题

有关钢管中混凝土可以延缓钢管过早地发生局部屈曲，日本AIJ(1997)中明确提出，钢管混凝土构件钢管的径厚比限值可以较纯钢管构件提高1.5倍。清华大学韩林海教授在作了大量的试验研究后表示，AIJ(1997) 的结论仍有相当的保留。

C 避免了厚钢板的层状撕裂问题

采用钢管混凝土构件，其钢管的最大壁厚为25mm，符合我国《钢规》的要求，属于比较常规的钢板，设计、加工对此都有相当的经验，完全避免了采用厚钢板产生层状撕裂问题。

D 大大改善了钢管法兰的连接问题

钢管混凝土构件，由于混凝土的采用自重增加得较多，主柱的轴向拉力较纯钢管构件小了很多，因此用于钢管连接的法兰较纯钢管的情况容易处理多了。设计中我们采用了内、外二层螺栓的布置方式，最大的螺栓直径为M56，螺栓的强度等级采用8.8级。这样的螺栓有比较成熟的应用经验。

E 改善了加工和施工中的不合理因素

采用钢管混凝土构件，钢管的壁厚小于25mm。从加工制作的角度来看，不会遇到任何困难。法兰盘的厚度减小到42mm，加工也属比较常规。当钢管长度取到8米，其单件重量也可以控制在13吨之内。

F 采用钢管混凝土构件，由于钢管的安装和混凝土的浇制分二步进行，尽管施工的步骤增加了，但其整个流程都在完全可以控制在把握的范围之内，因此施工的周期反而可以缩短。

② 采用钢管混凝土构件可能存在的问题和对策

A 钢管和混凝土之间的结合问题

钢管混凝土构件，其钢管与混凝土间的粘结也一直是大家所关心的问题之一。为此我院与浙江大学合作，专门立项《钢管与混凝土粘结的试验研究》课题进行研究。研究内容包括：

a. 钢管中混凝土的收缩试验；

b. 常温密闭状态下钢管与混凝土的粘结试验；

c. 热循环下钢管与混凝土的粘结试验；

d. 快速烘干下钢管与混凝土的粘结试验；

e. 现场测试：通过对以往同类设计、施工并正处于使用阶段的若干钢管混凝土构件进行现场的质量检测，来一定程度上评估本工程中主柱采用钢管混凝土构件在实际应用中的可靠性。

试验的结果完全符合设计的要求。具体可见《复合构件钢管与混凝土结合性能研究报告》。

现场测试的结果同样令人满意，具体见下列图片：

图片中的钢管混凝土构件是500kV兰亭变的500kV构架，建于1993年，距今已有14年，图片中几根为去年变电所扩建时拆掉的构件。为进一步保证钢管与混凝土间有足够的粘结可靠度，我们将在钢管的粘结面上焊一些纵向和横向的肋板。以加强了钢管与混凝土的锚固粘结作用，同时也能极大地提高钢管抗局部屈曲的能力：

B 复合构件各材料之间共同工作的问题

钢管混凝土作为一种复合构件，其钢管与填充在其间的混凝土共同参与工作问题，从理论到应用都研究的比较成熟。

图4

图5

大量的工程实践证明，只要施工中保证混凝土的浇灌质量，这种复合构件钢管与混凝土之间都能很好地协同工作。

为了增加核心混凝土的协同工作能力，我们在钢管内设计了角钢型桁架，并用节点板与钢管内的纵向加劲肋连接，以加强节点的抗局部屈曲能力。桁架的设置一方面可以增加钢混结构的含钢率，使构件起到钢管混凝土兼钢骨混凝土的双重作用，大大地提高了构件的承载能力，同时也能更好地控制混凝土的自收缩变形。

C 钢管混凝土构件的加工问题

钢管混凝土构件的加工，与纯钢管构件加工方法类似，但与其相比，由于钢板薄了，因此单段长度可以加长，工作量可以大为减少。并且因为单个法兰的重量轻了，加工的难度反而更小。

③ 钢管混凝土构件应用结论

复合钢管混凝土构件，可以充分发挥钢混结构协同工作的特点，具有很高的承压能力；可以很好地解决钢管的局部屈曲问题；可以避免采用较厚的钢板，完全解决了因厚板在加工中出现的层状撕裂问题；由

于钢管与混凝土分开施工，其单件重量可以得到有效控制，钢管单件长度可做到8米，其构成比较合理。

钢管混凝土构件由于自重更大，因此构件的拉力相对较小，使得它的连接可以采用直径不是很大、稳定性较好的8.8级螺栓。这里需要指出，由于二基跨越高塔均座落在地基条件很好的小岛上，地基承载力很高，基础上增加的竖向荷载对工程造价基本没有影响，这也给本工程跨越塔主柱采用钢管混凝土构件提供了良好的外界条件。

综上所述，钢管混凝土构件具有较好的力学性能，比较适合在本工程大跨越塔中应用，是一个比较合理的设计方案。

三，球节点的应用

图1中A处为塔身变坡节点，常规处理一般采用如图2所示的相贯焊接方式。从图中可见，由于大跨越输电塔钢管规格较大，按照常规节点联结方式，将造成各种构件相贯或相交，甚至出现两侧斜撑构件相互重叠的现象，使得内力传递路径复杂，应力集中现象严重，同时角点处加工非常困难，很难保证焊接质量达到二级以上的焊缝标准。舟山大跨越输电塔作为重要的生命线工程，其重要性不言而喻，由于结构尺度及荷载均十分可观，构件的内力相应较大，因此一旦发生焊接裂缝等情况，其后果不堪设想。

利用焊接空心球进行节点设计，从力学特性而言是比较理想的节点处理方法，由于球体的各向同性特点，使得其可与任意方向的构件相连接，并且完全可以做到各构件轴线均通过球心，不致产生偏心受力的情况。对于A处变坡点采用空心球节点的联结方式见图3。

1，球节点的设计与现行标准的差别

我国现行《网壳结构技术规程》（JGJ 61-2003）中规定，为避免焊接空心球节点出现局部屈曲，空心球的径厚比宜取25～45，且该规程仅给出了直径为120～900 mm的空心球抗拉压承载力的计算公式。

对于舟山大跨越输电塔的变坡节点，空心球直径达到2000mm，若按上述规程规定，空心球壁厚将取为45～80 mm，如果照此厚度进行球节点设计，将会出现二个问题：

节点的单件重量太大，约在7～8.4吨左右，本工程的跨越塔均座落在运输条件较差的海岛上，必须对结构的单件重量进行较为严格的限制，尤其是位于距地面324米高空的变坡节点，单件重量太大会给安装带来难以克服的困难。

加工难度大，由于空心球是由二个半球合拼焊接而成的，因此焊缝的质量至关重要，工艺上要求不能有缺陷，应达到一级焊缝标准。而厚板的焊接质量较难保证，况且还存在厚板的层状撕裂问题。

2，球节点有限元分析

（1）空心球节点基本组成

空心球节点的结构布置如图4所示，该节点由Φ2000×24 mm空心球和9根杆件共同组成，所有构件均为Q345钢材，屈服强度345 Mpa，抗拉、压设计强度295 MPa。由于连接杆件较多，球节点属于复杂的空间受力状态，但从各杆件设计荷载的比较可以知道，空心球节点为主要承受主柱杆件压力的受压节点。

（2）无加劲肋空心球节点承载力分析

当不设置加劲肋时，球体径厚比将无法满足构造要求。在多杆件作用的复杂受力情况下，球体表面的大部分区域以径向压应力为主，环向应力相对较小，但在杆件②、⑤、⑥围成的四边形区域内，由于下侧斜撑均为拉杆，使得该区域的环向拉应力较大且与纵向应力异号，造成区域内Von-Mises等效应力相应偏高，同时杆②与球体交界面处的应力集中现象也比较严重。

图6

图5示意了破坏时下半部分壳体表面的应力分布情况，壳体在上述四边形区域内出现了局部屈曲，从而极大降低了节点的极限承载力。图6给出了加载曲线，图中纵坐标表示实际加载F与设计荷载F0的比值，横坐标是四边形区域中点沿球体径向的位移。从图中可以看出，当不设置加劲肋时，最大承载力仅能达到设计荷载的62.8%。

（3）加劲肋设计

（1）为满足节点承载力要求，必须合理设置加劲肋，考虑到球体环向应力较小和加工空间的限制，确定对称布置六道横向加劲肋，距中面距离分别为±150 mm、±450 mm和±700 mm，横向加劲肋厚度取为20mm，宽度同纵肋，采用Q345钢材，如图7所示。

（2）加劲肋的效果以纵向为主，节点承载力的提高幅值与纵肋的厚度、宽度、个数等多个因素相关。为了准确反映纵肋各因素对节点承载力的影响，考虑三个因素，进行正交分析。最终确定布置12道纵向加劲肋，加劲肋厚度25 mm，宽度160 mm，材料为Q345钢。

（3）设置纵向加劲肋后，球体表面的等效应力下降较快，设计荷载作用下最大等效应力为246.54 MPa，满足《钢结构设计规范》（GB50017-2003）规定的抗拉、压设计值要求。各横肋主要承担环向拉力作用，应力水平相对较低，纵肋分担了主要的轴向压力作用，在纵向力作用下为压弯杆件。图8示意了设计荷载作用下沿纵肋各截面的等效应力分布情况。从图中可以看出，纵肋下侧高度介于700 mm与450 mm两道水平横肋间的截面弯距较大为避免纵肋过早屈服，必须采取一定措施提高纵肋的抗弯能力。

（4）在不增加纵肋数量的前提下，本工程通过在纵肋内边缘两侧贴焊短加劲肋解决这一问题，短加劲肋宽度150 mm，厚度20 mm，材料为Q345钢。图9示意了贴焊短加劲肋后纵肋的等效应力云图，设计荷载下最大等效应力出现在纵肋与下侧主柱杆件相交处，其值为267.41MPa，满足材料设计强度要求。

2，空心球节点极限承载力分析

（1）设置加劲肋后球节点的极限承载力可以通过有限元模型的弹塑性分析得到。此时，最大等效应力出现在钢管②与球体的交界处，呈现出较为明显的应力集中现象。加荷曲线如图10所示，从图中可以看出，极限承载力约为设计荷载的1.3倍，Q345钢的屈服强度与设计强度的比值为1.17，鉴于钢材强度与承载力间具有一定的线性关系，说明该空心球节点可以满足设计荷载下的承载要求。为了提高安全裕度，在每根钢管与球体的连接处均将法兰加劲肋沿长，形成与钢管焊接的短加劲肋，具体形式如图3，通过以

上构造措施可以有效减轻球管交界处的应力集中现象。

（2）图11给出了球体底部极限破坏时的应力分布云图，由图中应力分布可知，极限破坏时，沿钢管②与球体的交界两侧形成了塑性区。采用了加劲肋处理的大直径球体，仍可采用《网壳结构技术规程》（JGJ 61-2003）中的公式（1）估算球节点承载力设计值NR，计算得到的承载力约为15471 kN，与设计承载力吻合较好。

3，球节点应用结论

对于舟山大跨越输电塔这种超大直径、薄壁的复杂受力焊接空心球节点，当不设置加劲肋时，在外载荷作用下会出现局部失稳现象，从而极大的降低球节点承载能力，极限承载力仅为设计荷载的62.8%。

（1）通过对正交试验结果的方差分析可以发现，提高空心球节点承载力的主要因素为纵肋个数，其次是纵肋厚度，纵肋宽度的影响较小。设置纵向加劲肋后，球体表面的径向应力下降较快，可以满足设计强度要求。通过布置短加劲肋，在不增加纵肋数量的前提下其抗弯能力可以满足承载要求。

（2）通过极限承载力分析可以看出，加劲空心球节点的最大等效正应力和塑性区均出现在球管交界处，破坏形态为强度破坏。为保证节点具有足够的安全裕度，必须采取有效的构造措施降低该区域的应力集中现象。

（3）合理布置加劲肋可以保证节点在设计荷载作用下不出现稳定问题，此时节点的抗拉、压设计值仍可应用《网壳结构技术规程》（JGJ 61-2003）中的球节点强度计算公式进行估算。

四，双层螺栓连接法兰应用

钢管型跨越塔的一个关键问题就是用于连接的法兰其分析和设计比较复杂，尤其对于内力比较大的法兰，螺栓的布置就显得十分困难。对于本跨越塔的主管法兰设计，常规的法兰形式已经不再适用。设计中采用了一种将螺栓分别布置在钢管内、外各一层的新型法兰。由于这种法兰是一种全新的形式，因此对其的受力性状进行试验研究是十分必要的。2007年8月28日在浙江华电器材检测研究所，联合浙江大学土木系有关人员对这种新型的法兰连接装置进行了拉伸测力试验。同时对试验的结果进行了分析研究。

1，试验过程

双层螺栓连接法兰结点如图4-1所示，主钢管直径219mm，内部连接法兰的内径为113mm，法兰间的主要靠8个双帽6.8级M12的内层螺栓和8个双帽6.8级M16的外层螺栓进行连接。共有三个试样。

本次试验对三个连接法兰采用了分级施加拉力的试验方法，依次进行各个构件的螺栓拉力试验及法兰极限承载力试验。各个法兰的拉伸试验工况为：

图7

2，试验结果

试验法兰考虑设计拉力500kN，法兰盘在720kN荷载内基本保持弹性变形，通过传感器测得的拉伸试验中法兰外部八个螺栓的拉力与外部荷载关系分别如图4-2～4-4所示。从图中可以看出，各传感器对应的曲线间存在着差异，表明各螺栓受力并不均匀，法兰1中的④号螺栓⑥号螺栓、法兰2中的⑤号螺栓⑧号螺栓、法兰3中的②号螺栓⑥号螺栓受力较大。但可以发现，当荷载小于720kN时，各传感器所测压力与荷载基本呈线性关系，说明构件基本处于弹性阶段。

三个构件的外部螺栓拉力合力与法兰所受拉伸荷载的关系如图4-5所示。可以发现外部螺栓合力相对较小，约只占总荷载的46%，相反法兰内部螺栓则承受了相当大的拉力，成为法兰设计中的控制因素。根据图4-5中各传感器合力与荷载曲线可见，当荷载达到1000kN以上时，两者的线性关系仍然成立，而当荷载接近1200kN时，随着一声巨响，法兰结构突然破坏，内部螺栓全部被拉断，由于在试件设计时就以内部螺栓为控制，因此这个情况与设计考虑是一致的。

3，有限元分析

利用ANSYS进行结构的应力数值分析中，为了更好的模拟构件的实际工作情况，观察其空间应力分布状态，我们采用了空间实体单元Solid45、目标单元Targe170以及接触单元Conta174，考虑到结点构件具有对称的特点，故取结构的1/8进行模拟，计算结束后，将结构按照对称的原则镜像到整体结构上，这样做可以大大提高运算效率和精度。

图4.8为法兰整体应力变化与外部荷载关系示意图，图4.9、图4.10分别为法兰盘和螺栓在不同外部荷载时的应力示意图。

从中可以看出：法兰加劲肋高度处与钢管直接相连的地方以及钢管底部与法兰盘相连的地方有应力集中现象；随着外部荷载的增加，加劲肋板的应力逐渐由对角线区域向整体扩展，钢管靠近肋板高度处的截面应力带状分布区域逐渐扩大。但即使外荷载到了1225kN，法兰已破坏的情况下，钢管及加劲板也只有局部较小区域进入屈服状态，由于周围组织的约束，钢管与加劲板并不会发生破坏，从试验的情况来看，也证实了这一点；

法兰盘在设计荷载范围内均未发生屈服情况，当荷载增加至737kN，法兰盘在螺栓孔边缘率先出现了局部小范围的屈服，随着荷载的进一步加大，屈服在外法兰盘区域逐步扩大，当荷载达到1225kN，法兰盘大部分区域进入屈服状态，这与试验法兰盘发生变形的情况是一致的。

试验法兰的设计是由内螺栓的受力控制的，因此，当荷载到达设计值时，内螺栓已经进入屈服，当荷载达到600kN时，屈服在螺栓杆的许多部分得到扩散。在这个过程当中，我们可以清楚地看到内、外螺栓杆的受力并不均匀，有明显的“翘力”作用现象。当荷载到达737kN时，内螺栓杆全部进入塑性阶段，但有趣的是此时内螺栓“翘力”现象却已消退。当荷载继续加大至1001kN时，内螺栓已发生了颈缩现象，此时内螺栓的合力约为490kN，因此可以发现螺栓的受力已发生了重分配，外螺栓的合力已经大于内螺栓。当荷载达到1225kN时，内螺栓已到了破坏状态，螺栓力已基本转移至外螺栓，外螺栓时无法承受如此大的荷载，但此时法兰盘也已进入屈服变形状态，法兰盘的变形使得试验结束，同时对外螺栓来讲也是一个卸载过程。有限元的分析与我们试验的情况是非常一致的。

4，双层螺栓连接法兰应用结论

在法兰受到外部拉力后，通过对法兰外部八个螺栓拉力的分别测力表明其外部螺栓拉力分布并不均匀。但随着拉力的加大，其分布趋于均匀。

在设计值范围内，外层螺栓与内层螺栓的受力分配，比较符合平行力分配的规律，当继续加载后，其受力有向受力较小处转移的趋势。

极限承载力试验的结果表明，三个法兰盘的极限拉伸承载力分别为1227KN、1229KN、1200KN，三者较

为接近，平均值为1219kN。是设计值的2.4倍，表明这种法兰较常规法兰的偏心情况有较大改善受力比较合理。相对有较大的安全储备。

通过法兰的有限元分析可以得出，法兰节点的模拟与法兰节点试验较为吻合，螺栓的破坏模拟与外部荷载的变化趋势较为一致，法兰螺栓的破坏外部荷载为1225KN，与试验结果基本相近。有限元模拟得到法兰节点的应力集中部位及变化趋势可作为法兰设计的参考。

五，二基370m高塔已组塔完成

目前并已架线，准备在迎峰度夏之前通电。

该工程的建成将实现舟山与大陆的电力联网，为舟山经济社会的快速发展发挥重要的作用。并为同类线路设计施工运行创造新方法，在同类工程设计施工中具有一定的推广应用价值。

图8

图9