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May 14, 2023

Experimentelle/numerische Untersuchung einer kreisförmigen Rippe

Wissenschaftliche Berichte Band 12,

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 8823 (2022) Diesen Artikel zitieren

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Details zu den Metriken

Mit Schwerpunkt auf kreisförmigen rippenversteiften Flanschverbindungen mit inneren und äußeren Flanschplatten, die als Innen-Außenflansch bezeichnet werden, wird das mechanische Verhalten des Flansches unter kombinierter Biege- und Zugbelastung experimentell untersucht. Vier nominell identische Proben wurden verwendet, um die Auswirkungen der Exzentrizität auf das mechanische Verhalten zu untersuchen. Dargestellt wird die Spaltverteilung zwischen den Flanschplatten sowie die Verteilung der Schraubenkräfte. Es wurde festgestellt, dass sich die neutrale Achse mit zunehmender Exzentrizität allmählich der Mittelachse der Flanschverbindung nähern würde. Darüber hinaus wurde festgestellt, dass die Tragfähigkeit des Flansches bei ausreichend starken Rippen, Schweißnähten und Flanschplatten hauptsächlich von der Schraubenfestigkeit abhängt. Eine gute Übereinstimmung ergibt sich im Vergleich der Ergebnisse der Finite-Elemente-Analyse, der semianalytischen Methode (SAM) und der experimentellen Untersuchung. Es bestätigt die Gültigkeit der Verwendung der Schraubenversagensannahme und der ebenen Querschnittsannahme im SAM zur Annäherung an die Tragfähigkeit des Innen-Außenflansches. Im Hinblick auf die Wechselwirkung der Zugbelastbarkeit mit der Biegebelastbarkeit werden die experimentellen Ergebnisse sowie die Literaturergebnisse mit den durch die Regelwerke definierten Kurven verglichen und daraus Vorschläge für die Gestaltung abgeleitet. Die Streckgrenze, definiert als die Last, bei der die Schraubenspannung die Streckgrenze erreicht, wird hier für die Konstruktion einer Struktur im Betriebszustand empfohlen. Es wurde festgestellt, dass die Spezifikationen in den aktuellen Vorschriften für rippenverstärkte Flansche mit einer einzelnen Flanschplatte gelegentlich die Streckgrenze der Innen-Außen-Flansche unter der kombinierten Biege- und Zugbelastung überschätzen. Darüber hinaus zeigen sowohl die experimentellen als auch die numerischen Ergebnisse eine lineare Lastwechselwirkungskurve im Hinblick auf die Endkapazität.

Für die Verbindung der rohrförmigen Rundbauteile in Rohrkonstruktionen werden häufig Rundflansche als Schraubbauteilverbindung eingesetzt. Allerdings können die herkömmlichen runden Flansche, die lediglich über eine einzige innere/äußere Flanschplatte (SI/SO-Flansch) verfügen, manchmal nicht die Anforderungen an die hohe Festigkeit erfüllen, die bei der Konstruktion eines hohen Sendemasts/-masts unter starken Belastungen entstehen1. Vor diesem Hintergrund wurde von Deng et al.1 eine vielversprechende kreisförmige, rippenverstärkte Flanschverbindung mit doppelten Flanschplatten entwickelt, die als Innen-Außenflansch bezeichnet wird und die Kapazität der Verbindung erheblich verbessern würde, sofern die Rohre einen großen Durchmesser haben , und wurde in weitläufigen Sendemastkonstruktionen mit großer Spannweite umgesetzt, wie zum Beispiel dem 380 m hohen Sendemast (Jintang-Turm) auf den Zhoushan-Inseln, China2.

Als hochfeste Schraubverbindung sind die Innen-Außenflansche an zwei Hauptmerkmalen zu erkennen: den Rippen sowie den inneren und äußeren Flanschplatten. Abbildung 1 zeigt einen tatsächlichen Innen-Außenflansch, der in einem rohrförmigen Übertragungsturm verwendet wird. Obwohl der unversteifte SI/SO-Flansch als kostengünstige Verbindung gilt und weithin in Rohrkonstruktionen eingesetzt wird, würde dies bei unversteiften Flanschen häufig zu einer Hebelwirkung3,4,5,6,7,8,9,10 führen führen zu einer Erhöhung der Schraubenkraft und verringern dadurch die Flanschtragfähigkeiten, die hauptsächlich von der Schraubenfestigkeit bestimmt werden. Es ist erwähnenswert, dass verschiedene Analysemodelle, die durch experimentelle Studien3,4, Finite-Elemente-Analyse (FE)5,6,7 oder beides8,9,10 validiert wurden, entwickelt wurden, um die neugierige Aktion genau zu approximieren. Die Versteifung des Flansches mit Rippen, wie sie sowohl in den chinesischen als auch in den japanischen Vorschriften11,12 spezifiziert ist, ist eine wirksame Methode, um die Hebelwirkung zu verringern, indem die Steifigkeit der Flanschplatte außerhalb der Ebene erhöht wird, und wird daher im Innenbereich eingesetzt. Außenflansche. Beachten Sie, dass der chinesische Code mit dem Titel „Technical Regulation of Design for Steel Tube Tower Structures of Overhead Transmission Line“ (DL/T 5254-2010)11 vorschlägt, dass die Hebelwirkung bei den normalerweise konstruierten rippenverstärkten kreisförmigen Flanschen ignoriert werden kann. Darüber hinaus würden die Anforderungen an eine hohe Kapazität beim Verbinden von Rundrohren mit großem Durchmesser (bis zu 2300 mm im Jintang-Turm2) und die Beschränkung der Schraubengröße in der Praxistechnik zu einer großen Anzahl von Flanschschrauben führen, die nicht möglich sind gut in einer einzigen äußeren Flanschplatte angeordnet sein. Daher wird für die Innen-Außenflansche1 die Verwendung einer zusätzlichen inneren Flanschplatte vorgeschlagen, so dass mehr Flanschschrauben verwendet werden können, um sowohl die Zug- als auch die Biegefestigkeit der Flanschverbindung zu verbessern.

Innen-Außenflansch in einem rohrförmigen Übertragungsturm.

Bisher wurden nur wenige Studien zu Innen-Außen-Flanschen durchgeführt. Bezüglich eines Innen-Außenflansches unter axialer Zugbelastung zeigen die experimentellen Ergebnisse von Hu et al.13, dass die innere Zugkraft der inneren Schrauben nicht gleich der der äußeren Schrauben ist. Ein verkleinertes Modell eines Innen-Außenflansches im Jintang-Turm2, bei dem die Flanschplatten, Rippen und Schweißnähte gemäß den relevanten Richtlinien11 für versteifte SI/SO-Flansche entworfen wurden, wurde von Sun et al.14 im Rahmen einer Viererstudie experimentell untersucht -Punktbiegetest. Es lässt sich feststellen, dass die Versagensart der Innen-Außen-Flansche hauptsächlich auf dem Bruch der Schrauben beruht und die neutrale Achse ungefähr in einem Abstand von etwa dem 0,15-fachen des Rohrradius von der Mittelachse (Mittelachse) liegt. Das Versagen des Schraubenbruchs wurde auch im Test von Xue et al.15 festgestellt, bei dem eine Innen-Außenflansch-Probe den kombinierten Biege- und Zugbelastungen ausgesetzt wurde. Im Gegensatz dazu zeigen die experimentellen Studien von Huang et al.16 und Chen et al.17, dass bei einer Kombination aus Biege- und Druckbelastung die lokale Knickung des Rohrs, die üblicherweise in der Nähe der Flanschverbindung auftritt, die Kapazität überwiegen könnte der Flanschverbindung.

Obwohl die Konstruktion von Innen-Außenflanschen mit Hilfe numerischer Ansätze durchgeführt werden kann, hat das Fehlen relevanter Konstruktionsrichtlinien ihre Anwendung auf Rohrstrukturen stark behindert. Daher wurde in der Vorstudie18 von den Autoren eine semianalytische Methode (SAM) vorgeschlagen, die bei der Berechnung der endgültigen Tragfähigkeit der Flansche unter kombinierten Belastungen effizient ist, aus Sicht des technischen Entwurfs jedoch weiterhin kompliziert ist. Darüber hinaus sind die experimentellen Beweise für die Gültigkeit des SAM sowie die angenommenen Annahmen unzureichend. Es lohnt sich, eine weitere Untersuchung des mechanischen Verhaltens von Innen-Außen-Flanschen durchzuführen und so die strukturelle Festigkeit aus Gründen der Designfreundlichkeit in einer expliziten Form zu formulieren.

In dieser Arbeit werden vier Innen-Außenflanschverbindungen aus Stahl mit nominell identischen Abmessungen für experimentelle Untersuchungen verwendet, um ein umfassenderes Verständnis des mechanischen Verhaltens der Innen-Außenflansche unter kombinierter Biege- und Zugbelastung zu erhalten. Durch den experimentellen Ansatz werden die Last-Verschiebungs-Kurve, die Versagensart, die Entwicklung des Spaltes zwischen den oberen und unteren Flanschplatten und die Verteilung der Schraubenkraft ermittelt. Die experimentellen Ergebnisse werden zur Gegenprüfung mit den entsprechenden FE-Analyseergebnissen verglichen. Die über SAM ermittelten Kapazitäten werden durch den Vergleich mit den aus FE-Analysen und Labortests ermittelten Kapazitäten validiert. Für die Innen-Außen-Flansche unter kombinierter Biege- und Zugbelastung wird eine Diskussion über die Wechselwirkung der Zugkapazität mit der Biegekapazität durchgeführt, indem sowohl die experimentellen Ergebnisse in dieser Studie als auch die in den relevanten Referenzen mit den durch definierten Lastwechselwirkungskurven verglichen werden die aktuellen Codes.

Es wurden vier nominell identische Innen-Außenflansch-Proben getestet, die aus identischen Ober- und Unterflanschen bestanden. Die Lastexzentrizitäten für die Proben mit den Referenznummern T1, T2, T3 und T4 betragen nacheinander 29,5 mm, 71,5 mm, 141,5 mm und 961,5 mm. Abbildung 2 zeigt die Konfiguration des Innen-Außenflansches, wobei D der Außendurchmesser des Rundrohrs, tS die Wandstärke des Rohrs, tFL die Dicke der Flanschplatte und eO1 bzw. eO2 der Abstand sind von der Mitte des Außenbolzens bis zur Außenfläche des Rohrs und bis zum Rand der äußeren Flanschplatte, eI1 und eI2 sind jeweils der Abstand von der Mitte des Innenbolzens bis zur Innenfläche des Rohrs, und zwar bis zum Rand der inneren Flanschplatte, h ist die Höhe der Rippen, tOR und tIR sind jeweils die Dicke der äußeren Rippen und die der inneren Rippen, dO und dI sind jeweils der Durchmesser der äußeren Bolzen, und das der Innenbolzen, n ist die Anzahl der Innen-/Außenbolzen und e ist die Exzentrizität der Zugbelastung. Durch die Durchführung einer vorläufigen FE-Analyse im Vorfeld werden die Proben sorgfältig entworfen, um sicherzustellen, dass das Versagen der Proben auf den Bruch der Schraube zurückzuführen ist. Tabelle 1 listet die Abmessungen der Proben auf. Die Exemplare haben die gleiche Gesamthöhe von H = 1430 mm. Die Stahlsorte der Rohre, Rippen und Flanschplatten ist Q345B19. Die Vorspannkräfte der Schrauben sind gleich, nämlich 10,053 kN.

Konfiguration und geometrische Parameter der Innen-Außen-Flanschverbindung.

Die relativen Verschiebungen zwischen der Außenkante der oberen Flanschplatte und der unteren Flanschplatte (hier als Öffnungsbetrag bezeichnet), die Bolzenkräfte, die Dehnungen der Rohre und die Dehnungen der Rippen wurden gemessen. Wie in Abb. 3 dargestellt, wurden die Messuhren am Rand jeder äußeren Rippe angebracht, um den Öffnungsgrad direkt zu messen, und die Dehnungsmessstreifen wurden symmetrisch auf zwei Seiten jeder Rippe geklebt, um den Einfluss der anfänglichen Unvollkommenheiten der Rippen zu beseitigen so viel wie möglich. Die inneren Spannungskräfte der Schrauben wurden mithilfe der instrumentierten Schrauben20,21 gemessen, die zuvor kalibriert wurden. Tabelle 2 zeigt die physikalische Bedeutung der Großbuchstaben in den Referenznummern der in Abb. 3 dargestellten Messstellen.

Anordnung der Messstellen.

Der Versuchsaufbau ist in Abb. 4 dargestellt, wobei die axiale Zugbelastung von einer mikrochipgesteuerten elektrohydraulischen Servo-Multifunktionsprüfmaschine mit einer Zugbelastbarkeit von bis zu 10.000 kN ausgeübt wird. Wie in Abb. 4 dargestellt, werden zwei identische U-förmige Stahlträger mit relativ großer Biegesteifigkeit jeweils an den beiden Enden der Flanschprobe angeschraubt. Die Zugbelastung kann dabei durch Anheben eines runden Stabes ausgeübt werden, der horizontal im Abstand einer vorgeschriebenen Exzentrizität von der Mitte des Flansches angeordnet ist. Um eine präzise exzentrische Belastung zu erreichen, wird der Rundstab während der Belastung durch eine Positioniervorrichtung, die an der inneren Unterseite des oberen U-förmigen Trägers befestigt ist, horizontal eingeschränkt. Symmetrisch wird auch ein runder Stab verwendet, der durch eine Positioniervorrichtung gehalten und am unteren U-förmigen starren Träger montiert wird. Für jede Probe wird zunächst die kraftgesteuerte Belastung ausgeübt, bis ein ausgeprägtes unelastisches Verhalten beobachtet wird, und dann wird die weggesteuerte Belastung mit einer Geschwindigkeit im Bereich von 0,1–0,5 mm/min ausgeübt.

Versuchsaufbau.

Das Stain-Hardening-Modell wird verwendet, um die konstitutive Beziehung der Materialien zu charakterisieren, und hat die Form

Dabei ist ε die Dehnung, σ die Spannung, E der Elastizitätsmodul, εy die Streckgrenze, ε1 die Dehnung der Streckgrenze, ε2 die Grenzdehnung und E' die Steigung des zweiten Schrägstrichs. Für Schrauben gilt εy = ε1. Die Materialeigenschaften der Komponenten, nämlich Rohr, Rippe, Flanschplatte und Bolzen, sind die gemittelten Werte der Testergebnisse von drei Proben und sind in Tabelle 3 aufgeführt, wobei fy = Eεy die Streckgrenze und fu = fy + E ist '(ε2 − ε1) ist die maximale Zugfestigkeit. Die Spannungs-Dehnungs-Kurven der Werkstoffe der Bauteile sind in Abb. 5 dargestellt.

Spannungs-Dehnungs-Kurven.

Zur Durchführung der FE-Analysen der Proben wird die kommerzielle Software ANSYS eingesetzt. Zur Veranschaulichung ist in Abb. 6 das FE-Modell des Probekörpers T4 dargestellt. Im Modell werden zwei U-förmige Träger durch zwei identische Platten hoher Biegesteifigkeit (Lastplatte) ersetzt. Der Elastizitätsmodul für die Belastungsplatten wird auf 1,0 × 1010 MPa festgelegt, um eine hohe Biegesteifigkeit sicherzustellen. Wie in Abb. 6 dargestellt, entspricht der Abstand von einem Ende der oberen Belastungsplatte zur Mitte der Flanschprobe der vorgeschriebenen Exzentrizität. Daher wird die exzentrische Last, die durch das Anheben des Rundstabs entsteht, durch Auferlegen identischer Verschiebungen auf die Knoten bei simuliert Ende der Ladeplatte. An diesem Ende der oberen Ladeplatte sind die Knotenfreiheitsgrade (DOFs) in den Richtungen x, y und Drehung um die Z-Achse eingeschränkt. Am entsprechenden Ende der unteren Ladeplatte sind die Knoten-Freiheitsgrade in den Richtungen x, y, z und der Drehung um die Z-Achse eingeschränkt.

FE-Modell der Probe T4.

Wie in Abb. 6 dargestellt, wurden alle Komponenten sowie die Schweißnähte mit einer Beingröße von der halben Dicke des Rohrs19 mithilfe der Hexaeder-Volumenelemente mit acht Knoten, nämlich SOLID185, in der Elementbibliothek von ANSYS modelliert. In der Vorstudie wurden zunächst drei in Abb. 7 dargestellte Netztypen, nämlich grobe, mittlere und feine Netze, untersucht. Die in Abb. 8 dargestellten Last-Verschiebungs-Kurven der Probe T1 zeigen, dass die Kurve, die man bei Verwendung eines mittleren Netzes erhält, nahezu mit der Kurve übereinstimmt, die sich aus einem feinen Netz ergibt. Um die Effizienz und die Genauigkeit in Einklang zu bringen, wird daher hier das mittlere Netz verwendet. Das heißt, die durchschnittliche Maschenweite der Elemente im Bereich der Flanschverbindung beträgt etwa 4 mm. Die Maschenweite für die flanschfernen Rohrteile beträgt 10 mm. Da die Schrauben die Schlüsselkomponente der Innen-Außen-Flanschverbindung sind, wird das Geflecht für die Schrauben mit einer Größe von 3 mm verdichtet. Darüber hinaus wird auch das Netz für die Flanschplatte im Bereich der Schraubenlöcher verdichtet. Die Gesamtzahl der Elemente beträgt etwa 840.000. Vorspannabschnitte werden in der Mitte der Schrauben angebracht und Vorspannkräfte werden auf diese Vorspannabschnitte ausgeübt, um die Vorspannkräfte der Schrauben zu simulieren. Für die Kontaktflächen zwischen den Muttern und den Flanschplatten werden CONTA174- und TARGE170-Elemente verwendet, wobei der Reibungskoeffizient auf 0,1522 eingestellt ist.

Drei Arten von Netzen.

Last-Verschiebungs-Kurven.

Der vorkonditionierte Konjugatgradientenlöser (PCG)23 wird für die statische FE-Analyse verwendet, die für die Analyse eines Kontaktproblems effektiv ist. Sowohl die Innen- als auch die Außenschrauben sind mit einer vorgeschriebenen Voranzugskraft von 10,053 kN vorgespannt, was zu einem Normaldruck an den Kontaktflächen der oberen und unteren Flanschplatten führt und somit der Konvergenz der FE-Analyse zuträglich ist. Während der Zeitspanne der Vorspannung der Schrauben wird in der Analyse die Methode des Cutback23 verwendet, um die Konvergenz zu unterstützen, während bei der Anwendung der externen exzentrischen Last auf die Flanschproben ein Schema mit konstanten Belastungsschritten angewendet wird.

Für die theoretische Analyse wird die semianalytische Methode (SAM)18 verwendet, die hier der Einfachheit halber noch einmal aufgeführt wird. Weitere Einzelheiten finden Sie in Ref. 18. Ohne die Allgemeingültigkeit zu verlieren, schneiden Sie die Verbindung auf, indem Sie eine imaginäre Ebene durch die Kontaktflächen ziehen, und nehmen Sie ein zu untersuchendes Teil, wie in Abb. 9 gezeigt. Das mit dem Flansch verbundene Rohr wird der Axiallast N und der Biegung ausgesetzt Moment M, während die Schnittkräfte auf den Flanschabschnitt (Schnittfläche) die verteilten Druckkräfte auf die Rippen und das Rohr sowie die Zugkräfte auf die Schrauben sind. Beachten Sie, dass die Druckkräfte, die von den Flanschplatten zwischen den Rippen ausgehen, relativ gering sind und daher in SAM ignoriert werden. Somit kann der Flanschabschnitt durch die neutrale Achse in zwei Zonen unterteilt werden, nämlich die Druckzone und die Zugzone. Bei SAM wird davon ausgegangen, dass die Voranzugskräfte der Schrauben gering sind, was einen geringen Einfluss auf das Versagen der Flanschverbindung hat und daher vernachlässigt wird. Die Schrauben wirken also lediglich in der Zugzone. Es wird ein kartesisches Koordinatensystem verwendet, dessen Ursprung in der Mitte des Flanschabschnitts liegt, wie in Abb. 2 dargestellt. Das Gleichgewicht der Kräfte ergibt sich

wobei y0 die Ordinate der neutralen Achse ist, F die resultierende Kraft in Längsrichtung darstellt. Die Indizes in Gl. (2)–(3) und die folgenden Formeln, nämlich „B“, „S“ und „R“, stellen die Variablen des Bolzens, des Stahlrohrs bzw. der Rippe dar. Beachten Sie, dass M auf der rechten Seite von Gl. (3) ist das Biegemoment in Bezug auf die neutrale Achse.

Kräfte auf den Flansch.

Wie in Abb. 2 dargestellt, wird eine nominelle Fließlinie auf der Ordinate von yy = εy/φ + y0 verwendet, wobei φ die Krümmung des Flanschabschnitts ist. Es wird davon ausgegangen, dass die Spannung der Druckkomponenten oberhalb der Nennfließgrenze die Fließgrenze erreichen würde. Definieren Sie die Symmetrieachse der Rippe in radialer Richtung als Mittellinie der Rippe und den Kreis, auf dem sich die Schrauben befinden, als Mittellinie der Schrauben. Verwenden Sie die Indizes „O“ und „I“, um die äußeren bzw. inneren Parameter anzugeben. Wie in Abb. 2 gezeigt, sind ROR, RIR, RS, ROB und RIB jeweils der Außenradius der Außenrippen, der Innenradius der Innenrippen, der Außenradius des Rohrs und der Radius der Mittellinie des Rohrs Außenschrauben und der Radius der Mittellinie der Innenschrauben. Es wird auch ein Polarkoordinatensystem verwendet, bei dem die Polarachse mit der y-Achse des kartesischen Koordinatensystems zusammenfällt. Dementsprechend sind (rS0, θS0) und (rSy, θSy) jeweils die Polarkoordinaten der Schnittpunkte, nämlich der Rohrmittellinie und der neutralen Achse sowie der Rohrmittellinie und der nominalen Fließlinie; Die (rIR0i, θIR0i) und (rIRyi, θIRyi) für die i-te innere Rippe sowie (rIOR0i, θOR0i) und (rORyi, θORyi) für die i-te äußere Rippe sind jeweils die Polarkoordinaten der Schnittpunkte der Rippen Mittellinie und die neutrale Achse sowie die Mittellinie der Rippe und die Soll-Fließlinie. Beachten Sie, dass rIRyi > rIR0i und rORyi > rOR0i. Der Winkel zwischen der Polarachse und der Mittellinie der i-ten Außenrippe sowie der Winkel zwischen der Polarachse und der i-ten Innenrippe werden als θORi bzw. θIRi bezeichnet. Darüber hinaus kann der Mittelpunkt des i-ten Außenbolzens und der des i-ten Innenbolzens anhand der Koordinaten (rOBi, θOBi) bzw. (rIBi, θIBi) lokalisiert werden. Basierend auf der Annahme eines ebenen Querschnitts und dem elastischen, vollkommen plastischen Modell sind dann die richtigen Terme in den Gleichungen. (2) und (3) für eine gegebene Krümmung können berechnet werden durch

wobei A die Querschnittsfläche ist, m und n jeweils die Anzahl der äußeren Schrauben und die Anzahl der inneren Schrauben in der Zugzone sind, die Indizes „1“ und „2“ geben an, dass sich die Schraube im elastischen Zustand und diejenige im elastischen Zustand befindet Kunststoffzustand bzw. Beachten Sie, dass bei der Verwendung der Gleichungen. (5) und (8) nehmen die Menge von rOR0,i sowie die von rORy,i die Obergrenze von ROR und die Untergrenze von RS − tS/2 an, nämlich rOR0,i = rOR0i, wenn ROR ≥ rOR0i ≥ RS − tS/2, rOR0,i = RS − tS/2, wenn rOR0i < RS − tS/2, und rOR0,i = ROR, wenn rOR0i > ROR. Ebenso hat der Betrag von rIR0,i sowie der von rIRy,i die Obergrenze von RS − tS/2 und die Untergrenze von RIR, nämlich rIR0,i = rIR0i, wenn RS − tS/2 ≥ rIR0i ≥ RIR, rIR0,i = RIR, wenn rIR0i < RIR, und rIR0,i = RS − tS/2, wenn rIR0i > RS − tS/2.

In Gl. (6) und (9) erklärt der Koeffizient β die Inkonsistenz zwischen der tatsächlichen Schraubendehnung εT und der nominellen Schraubendehnung εB = φ(y0–yB), nämlich

Um β anzunähern, wird ein vereinfachtes Modell verwendet, bei dem die Verformungen der Rippen in der Ebene vernachlässigt werden (siehe Abb. 10). In der Abbildung bezeichnet ΔT die tatsächliche Spannungsverformung des Bolzens und die Durchbiegung der Flanschplatte ist ΔFL. Somit beträgt die nominelle Schraubenverformung ΔB = ΔT + ΔFL, was ergibt

Dabei ist kT = EA/tFL die Zugsteifigkeit der Schraube und kFL die Steifigkeit der Flanschplatte außerhalb der Ebene. Für die Proben in dieser Arbeit beträgt kT = 2,7 × 106 N/mm, kFL = 2,3 × 106 N/mm für äußere Flanschplatten und kFL = 3,76 × 106 N/mm für innere Flanschplatten. Somit erhält man βO = 0,46 und βI = 0,58.

Zusammenhang zwischen Verformungen.

Abbildung 11 zeigt die Last-Verschiebungs-Kurven der Proben, wobei die Abszisse das Öffnungsmaß des Flansches und die Ordinate die äußere Zuglast darstellt. Die experimentellen Ergebnisse sind der Durchschnitt der bei D1 bzw. D10 gemessenen Öffnungsbeträge. Sowohl hinsichtlich des elastischen Teils der Kurve als auch der Grenzfestigkeit stimmen die Ergebnisse der FE-Analyse gut mit den experimentellen Ergebnissen überein. Es wird gefolgert, dass die Diskrepanz zwischen den durch den Test und der FE-Analyse ermittelten endgültigen Verschiebungen weitgehend auf die unzureichende Grenzdehnung der Schraube zurückzuführen ist, die in den FE-Analysen verwendet wurde, da der Öffnungsgrad nach dem Fließen hauptsächlich durch die Verformungen der Schrauben bestimmt wird. Es muss jedoch eine weitere Studie durchgeführt werden, um Erkenntnisse darüber zu gewinnen, da ähnliche Diskrepanzen in den Arbeiten von Huang et al.8 und Couchaux et al.9 zu finden sind.

Last-Verschiebungs-Kurven.

Abbildung 12 zeigt die Variation der inneren Spannungskräfte der am weitesten von der neutralen Achse entfernten Schraube, ermittelt durch Tests, FE-Analyse und SAM. Bei der FE-Analyse wird für die Schrauben die in Abb. 5 dargestellte Kaltverfestigungs-Zusammensetzung verwendet. Und für die Schrauben wird in SAM das elastische, vollkommen plastische Modell verwendet, bei dem die Streckgrenze der Schraube gleich der Endfestigkeit ist, die in der konstitutiven Beziehung zwischen Verformung und Verfestigung für Schrauben definiert ist. Generell lässt sich der Aufbau der Spannkraft der Schraube in drei Phasen einteilen. In der ersten Phase zeigen sowohl die FE-Analyse als auch die Testergebnisse, dass sich die obere und die untere Flanschplatte aufgrund der Voranzugskraft berühren und die Schraubenkraft nahezu konstant ist. In der zweiten Stufe, nämlich der elastischen Stufe, lösen sich mit zunehmender äußerer exzentrischer Belastung die oberen und unteren Flanschplatten allmählich voneinander und die Schraubenkraft nimmt linear zu. Im dritten Stadium befindet sich der Bolzen, der am weitesten von der Nervenachse entfernt ist, im elastoplastischen Zustand, und die inneren Kräfte der anderen Bolzen würden schneller als zuvor ansteigen, was das Auftreten einer Umverteilung der Bolzenkräfte impliziert. Im elastischen Stadium stimmen sowohl die FE-Analyseergebnisse als auch die SAM-Ergebnisse gut mit den Versuchsergebnissen überein. Darüber hinaus liegen die über SAM ermittelten Spitzenlasten nahe an denen, die über FE-Analysen und -Tests ermittelt wurden. Dies impliziert, dass das SAM in der Lage ist, sowohl den Ertrag als auch die Endkapazitäten zu erfassen, die aus Sicht des technischen Designs von vorrangigem Interesse sind. Darüber hinaus zeigt der Vergleich der Schraubenkräfte in den Proben, dass eine größere Exzentrizität dazu führt, dass die am weitesten entfernte Schraube schneller nachgibt und somit die Tragfähigkeit des Flansches verringert wird.

Interne Zugkräfte der am weitesten entfernten Schraube (SBO-1).

In Tabelle 4 sind die Ertragskapazitäten Ny und die Endkapazitäten Nu der Proben aufgeführt, wobei die Indizes „FEA“, „Exp“ und „SAM“ bedeuten, dass die Werte durch FE-Analyse, experimentelle Studie bzw. SAM ermittelt wurden. Die Streckgrenze ist definiert als die Belastung, unter der jede Schraubenspannung die Schraubenstreckgrenze (240 MPa) erreicht. Die aus SAM erhaltene Höchsttragfähigkeit entspricht der Grenzdehnung der Schraube von 0,2, wohingegen die aus den Tests und FE-Analysen ermittelten Höchsttragfähigkeiten die Spitzenwerte der Last-Verschiebungs-Kurven sind. In SAM wird die Streckgrenze der Schrauben auf den Wert der Endfestigkeit in der Materialbeziehung der Schrauben festgelegt, nämlich fyB = 460 MPa. Probe T5 in Tabelle 4 ist tatsächlich die Probe in Ref. 15 und besitzt die gleichen Nennabmessungen wie die hier getesteten Proben. Es wurde festgestellt, dass der Fehler der FE-Analyseergebnisse nicht größer als 6,8 % ist, was darauf hindeutet, dass das FE-Modell in der Lage ist, sowohl die Streckgrenze als auch die Endkapazitäten der Innen-Außen-Flansche gut vorherzusagen. Die über SAM erhaltenen Ertragskapazitäten und Endkapazitäten stimmen gut mit den experimentellen Ergebnissen überein, wobei der Fehler nicht größer als 11,2 % ist. Im Allgemeinen würde das SAM die Kapazität des Innen-Außen-Flansches etwas überschätzen, was möglicherweise auf die Verwendung des elastischen, vollkommen plastischen Modells anstelle des eigentlichen Kaltverfestigungsmodells zurückzuführen ist.

Abbildung 13 zeigt die Wechselwirkung der Biegefestigkeit mit der Zugfestigkeit im Hinblick auf die Tragfähigkeit und die Streckgrenze. In der Abbildung werden die über SAM erhaltene ultimative reine Biegekapazität und die ultimative reine Zugkapazität, dh die ultimative Biegekapazität Mu,SAM bei N = 0 und die ultimative Zugkapazität Nu,SAM bei M = 0, zur Normalisierung des Experiments verwendet und die Ergebnisse der FE-Analyse. Für eine vorgeschriebene Exzentrizität ist SAM in der Lage, unter Berücksichtigung der proportionalen Belastung die Streckgrenze und die Endkapazität zu erreichen. So können durch Variation der Exzentrizität die Wechselwirkungskurven über SAM erhalten werden, deren x- und y-Koordinaten, also die gleichzeitig erhaltenen Zug- und Biegebelastungen entsprechend dem Endzustand, ebenfalls durch Nu,SAM bzw. Mu,SAM normiert werden . Es wurde festgestellt, dass sowohl die experimentellen als auch die FE-Analyseergebnisse etwas kleiner sind als die entsprechende von SAM angegebene Wechselwirkungskurve, aber einen ähnlichen Trend wie die Kurve zeigen. Im Allgemeinen ist die Wechselwirkungskurve im Hinblick auf die Endkapazität annähernd linear und im Hinblick auf die Ertragskapazität polylinienförmig.

Wechselwirkung der Zugkapazität mit der Biegekapazität.

Im Folgenden werden Probe T1 (e = 29,5 mm, Fall kleiner Lastexzentrizität) und Probe T4 (e = 961,5 mm, Fall großer Exzentrizität) zur Veranschaulichung herangezogen, um den Einfluss der Lastexzentrizität weiter zu verdeutlichen. Abbildung 14 zeigt die Versagensarten bei kleinen und großen Exzentrizitäten. Es wurde festgestellt, dass die oberen und unteren Flanschplatten in der Zugzone vollständig getrennt sind. Die Restverformungen der Innen- und Außenschrauben nach dem Versagen sind ebenfalls in Abb. 14 dargestellt. Die größte Restverformung, die die größte Zugkraft anzeigt, findet sich bei der Schraube, die am weitesten von der neutralen Achse entfernt ist. Abgesehen von den großen Verformungen der Schrauben wurde bei allen getesteten Proben weder ein Versagen der Rippe noch ein Bruch/Risse der Schweißnaht beobachtet. Darüber hinaus sind die Verformungen der Flanschplatten relativ gering, während der Flansch die äußere Belastung nicht mehr tragen kann. Der Ausfall des Innen-Außenflansches wird hauptsächlich durch die Schraube verursacht, die am weitesten von der neutralen Achse entfernt ist.

Versagensarten von Proben.

Die Variationen des Öffnungsmaßes mit der Tiefe bei unterschiedlichen Lastniveaus sind in Abb. 15 dargestellt. Beachten Sie, dass die Ordinaten der Abb. 15, 16, 17 und 18 sind die in Abb. 2 gezeigten Ordinaten, deren Ursprung in der Mitte des Flansches liegt. Im Fall einer kleinen Exzentrizität (siehe Abb. 15a) ist die Variation nahezu linear, während im Fall einer großen Exzentrizität (siehe Abb. 15b) die Nichtlinearität der Variation mit zunehmender Last etwas ausgeprägter wird. Darüber hinaus ist der Verlauf der Kurven bei verschiedenen Belastungsniveaus ähnlich, was bedeutet, dass die Umverteilung der Kräfte auf den Flanschabschnitt nicht signifikant ist. Insgesamt entspricht die Verteilung des Öffnungsbetrags über den Flanschabschnitt weitgehend der Annahme des ebenen Querschnitts und bestätigt die Gültigkeit der Verwendung der Annahme in SAM.

Ausschüttungen des Eröffnungsbetrags.

Verteilungen der äußeren Schraubendehnung.

Verteilungen der Rippenbelastung.

Verteilungen der Rohrdehnung.

Aus Abb. 15 geht auch hervor, dass der maximale Öffnungsbetrag, der mit zunehmender Last monoton zunimmt, immer an der Stelle der am weitesten von der neutralen Achse entfernten Außenrippe liegt. Wie in Abb. 15a gezeigt, zeigen sowohl die FE-Analyse als auch die experimentellen Ergebnisse im Fall der kleinen Exzentrizität, dass alle gemessenen Öffnungsbeträge während des gesamten Belastungsvorgangs positiv sind, was bedeutet, dass die Flanschplatten vollständig getrennt sind und die Position der Neutralachse außerhalb des Flanschabschnitts liegt. Wie in Abb. 15b dargestellt, stellt man bei großer Lastexzentrizität fest, dass die Flanschplatten teilweise in Kontakt sind und die neutrale Achse innerhalb des Flanschabschnitts liegt. Das heißt, die neutrale Achse würde sich mit zunehmender Exzentrizität allmählich der Mittelachse nähern. Die im Fall der großen Exzentrizität gemessenen negativen Werte können darauf zurückgeführt werden, dass aufgrund der rauen und unregelmäßigen Oberflächen der Flanschplatten zwangsläufig ein kleiner Anfangsspalt vorhanden ist.

Abbildung 16 zeigt die experimentellen Verteilungen der Schraubendehnung über den Flanschabschnitt zusammen mit den entsprechenden FE-Analyseergebnissen. Wie in Abb. 16a dargestellt, sind die Verteilungen bei kleiner Exzentrizität annähernd linear und alle Schrauben stehen während des gesamten Belastungsvorgangs unter Zugkraft. Wie in Abb. 16b dargestellt, kann im Fall einer großen Exzentrizität die Kompressionszone identifiziert werden, in der die Schraubenkräfte nahezu Null sind. Darüber hinaus sind die Verteilungen der Schraubendehnung über die Spannungszone stark nichtlinear. Diese Erkenntnisse stünden im Widerspruch zur Annahme einer linearen Verteilung der Schraubenkraft, die in der herkömmlichen Konstruktion für einen SI/SO-Flansch angenommen wurde11.

Die Abbildungen 17 und 18 zeigen jeweils die Verteilungen der Rippendehnung und der Rohrdehnung. Wie aus den Abbildungen ersichtlich ist, ähneln die Verteilungen und ihre Entwicklung denen des Eröffnungsbetrags. Das heißt, im Fall einer kleinen Exzentrizität stehen alle Rippen und Rohre hauptsächlich unter Spannung und die neutrale Achse wird aus dem Flanschabschnitt heraus identifiziert, wie in den Abbildungen gezeigt. 17a und 18a. Im Gegensatz dazu befindet sich im Fall einer großen Exzentrizität die neutrale Achse im Flanschabschnitt, und es wird eine Spannungsverteilung vom Biegetyp identifiziert, wie in den Abbildungen dargestellt. 17b und 18b. Der Unterschied in den Rippendehnungen zwischen den gemessenen und den Ergebnissen der FE-Analyse ist relativ groß. Dies könnte auf die herstellungsbedingte Unvollkommenheit der dünnwandigen Rippe zurückzuführen sein, z. B. die unbekannte anfängliche Verformung außerhalb der Ebene.

Bei der Auslegung einer Flanschverbindung sollten zunächst die erforderlichen Schraubenkräfte, insbesondere die erforderliche maximale Schraubenkraft, in Abhängigkeit von den äußeren konstruktiven Belastungen ermittelt werden, auf deren Grundlage die Abmessungen der anderen Flanschkomponenten ermittelt werden können. Zur Bestimmung der Bolzenkräfte wird in DL/T 5254-201011 und dem Regelwerk „Technische Spezifikation für Stahlkommunikationsmonopole“ (CECS236: 2008)24 die sogenannte Rotationsachsenmethode empfohlen, bei der das Biegemoment berücksichtigt wird. Wie in Abb. 2 dargestellt, unterteilt die Rotationsachse auch den Flanschabschnitt in die Druck- und die Zugzone, und das Widerstandsmoment des Flanschabschnitts ist die Summe der Momente der Schraubenkräfte in der Zugzone in Bezug auf die Drehung Achse. Eine weitere Annahme bei der Rotationsachsenmethode ist, dass sich die Schraubenkräfte in der Zugzone linear über die y-Achse verteilen. Somit hat die Bemessungslastwechselwirkungskurve (M-N-Kurve) für die SI/SO-Flansche unter kombinierter Biege- und Zugbelastung die Form

Dabei ist NtB die Auslegungszugfestigkeit des Bolzens, Z die Gesamtzahl der Bolzen, Yi der Abstand vom i-ten Bolzen zur Rotationsachse und Y1 der Abstand vom am weitesten entfernten Bolzen zur Rotationsachse. Gleichung (12) lässt sich auf diejenige für einen SI/SO-Flansch unter einem reinen Biegemoment (N = 0) oder unter einer reinen Zuglast (M = 0) reduzieren

wobei MC und NC die reine Biege- bzw. die reine Zugfestigkeit sind. Für SO-Flansche beträgt die Ordinate der Rotationsachse yr = 0,8 rS in DL/T 5254-2010, während yr = rS − tS in CECS236: 2008 übernommen wird. Darüber hinaus gilt für SI-Flansche yr = 2rS/3 gemäß CECS236: 2008. Es ist erwähnenswert, dass die Position der Rotationsachse noch umstritten ist, während Gl. (13a) wird auf Innen-Außen-Flanschverbindungen angewendet.

Basierend auf den über SAM erhaltenen theoretischen Ergebnissen wird in der Vorstudie des Autors18 die Lastwechselwirkungskurve für die Innen-Außenflansche unter kombinierter Biege- und Zugbelastung ermittelt und hat die Form

wobei MC und NC durch Gleichung berechnet werden können. (13).

Im Hinblick auf die Ertragsfähigkeit zeigt Abb. 19 die durch Gl. definierten Lastwechselwirkungskurven. (14), CECS236: 2008 bzw. DL/T 5254–2010, zusammen mit den experimentellen Ergebnissen. Die Kurven und die experimentellen Ergebnisse werden durch Nu,SAM und Mu,SAM normalisiert. In den Kurven wird die Streckgrenze der Schraube (240 MPa) zur Bestimmung der Streckgrenze verwendet. Darüber hinaus zeigt Abb. 19, dass die experimentellen Ergebnisse manchmal unterhalb der durch die Codes definierten Kurven liegen, was zu einem Risiko eines Ausfalls aufgrund der Überschätzung führt. Im Gegensatz dazu ist die durch Gl. (14) scheint konservativ zu sein, da sowohl die experimentellen Ergebnisse als auch die FEA-Ergebnisse oberhalb der Kurve liegen.

Wechselwirkung der Biegekapazität mit der Zugkapazität.

In Tabelle 5 sind die geometrischen Abmessungen der von Zhang25 gemeldeten Innen-Außen-Proben aufgeführt, wobei die Anzahl der Innen-/Außenschrauben 28 beträgt. Dementsprechend haben wir eine zusätzliche Studie für die Proben sowohl mittels FE-Analyse als auch SAM durchgeführt. Die numerischen und theoretischen Kapazitäten sowie die experimentellen Ertragskapazitäten sind in Tabelle 5 dargestellt, die eine zufriedenstellende Übereinstimmung zeigt. In Ref. 25 wurden die Belastungen, die der Schraubendehnung von 1,8 × 10−2 entsprechen, extrahiert und als Referenz in Tabelle 5 aufgeführt, da die Tests beendet wurden, als eine große Öffnungsweite beobachtet wurde. Abbildung 20 veranschaulicht die Wechselwirkung der Biegekapazität mit der Zugkapazität, wobei die Ergebnisse durch Nu,SAM und Mu,SAM normiert sind. In Bezug auf die Streckgrenze ähneln die Ergebnisse denen in Abb. 19 und verdeutlichen erneut, dass die Spezifikationen in den Codes für SI/SO-Flansche gelegentlich die Streckgrenze von Innen-Außen-Flanschen überschätzen würden und Gl. (14) scheint rationaler zu sein.

Wechselwirkung der Biegekapazität mit der Zugkapazität anhand der Proben in Ref. 25.

Im Hinblick auf die ultimative Kapazität sind beide Abb. 13 und 20 zeigen eine lineare Lastwechselwirkungskurve, nämlich

Dabei sind Mu und Nu die maximale reine Biege- bzw. maximale reine Zugfestigkeit der Flanschverbindung. Es ist zu beachten, dass bei Hochhaus-Sendemasten das Auftreten einer Streckgrenze in den Innen-Außen-Flanschschrauben vermieden werden sollte, da die Streckspannung dazu führen würde, dass sich die Schraube lockert und schließlich die Flanschverbindung unter zyklischer Belastung versagt wie der Windlast und der seismischen Anregung. Daher sollte die maximale Tragfähigkeit, die dem Bolzenbruch entspricht, lediglich zur Gewährleistung der Sicherheit bei extremen Belastungsereignissen verwendet werden, und die Streckgrenze wird für den Betriebszustand empfohlen.

Hinsichtlich der Ertragskapazität und der Endkapazität zeigt sich eine gute Übereinstimmung zwischen SAM, FE-Analyse und experimentellen Ergebnissen. Sowohl die experimentellen als auch die FE-Analyseergebnisse bestätigen die semianalytische Methode. Es wird eine annähernd lineare Verteilung des Öffnungsbetrags über den Flanschabschnitt gefunden, was die Annahme des ebenen Querschnitts in SAM bestätigt. Bei ausreichend starken Rippen und Flanschplatten zeigen sowohl die experimentellen als auch die FEA-Ergebnisse, dass die Flanschkapazitäten von der Schraubenfestigkeit dominiert werden, und bestätigen die Annahme eines Schraubenversagens in SAM.

Die Vorspannkräfte in den Schrauben beeinflussen lediglich die anfängliche Entwicklung der Schraubenkraft und haben einen vernachlässigbaren Einfluss auf das gesamte mechanische Verhalten des Flansches. Es ist zu beachten, dass die nominale Schraubendehnung, die anhand der Annahme des ebenen Querschnitts berechnet wurde, aufgrund der Verformung der Flanschplatten aus der Ebene heraus nicht mit der tatsächlichen Schraubendehnung übereinstimmt. Der Zusammenhang zwischen der nominellen Schraubendehnung und der tatsächlichen Schraubendehnung wird hier theoretisch geklärt.

Die Streckgrenze, ab der es aufgrund der plastischen Verformung der Schraube zu einer Lockerung der Schraube kommen kann, entsprechend der Streckgrenze der Schraube, die am weitesten von der neutralen Achse entfernt ist, wird für die Konstruktion von Strukturen im Routinebetrieb bevorzugt, während die Endkapazität bevorzugt wird wird für die Bemessung von Bauwerken empfohlen, die extremen Belastungen ausgesetzt sind. Die experimentellen Ergebnisse zeigen zusammen mit denen in der Literatur, dass die durch die aktuellen Vorschriften definierten Lastwechselwirkungskurven gelegentlich die Ertragsfähigkeit überschätzen würden. Bezüglich der Grenztragfähigkeit zeigen sowohl die experimentellen als auch die numerischen Ergebnisse eine lineare Lastwechselwirkungskurve.

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Die Autoren bedanken sich für die finanzielle Unterstützung der National Natural Science Foundation of China (51878607, 51838012) und des Technology Project of China Energy Engineering Group Planning & Engineering Co., Ltd. (GSKJ2-T06-2019).

Hochschule für Bauingenieurwesen und Architektur, Zhejiang-Universität, Hangzhou, China

Yong Chen, Wending Mou & Jiyang Wang

China Energy Engineering Group Zhejiang Electric Power Design Institute Co., Ltd, Hangzhou, China

Yong Guo

State Grid Huzhou Electric Power Supply Company, Huzhou, China

Bin Xue

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Recherche, Verfassen, Begutachtung und Redaktion, Finanzierungsakquise, YC; Untersuchung, schriftlicher Originalentwurf, WM; Untersuchung, YG; Aufsicht, Untersuchung, Schreiben, Rezension und Bearbeitung, Zeugen Jehovas; Untersuchung, BX

Korrespondenz mit Jiyang Wang.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Chen, Y., Mou, W., Guo, Y. et al. Experimentelle/numerische Untersuchung einer kreisförmigen rippenversteiften Flanschverbindung mit inneren und äußeren Flanschplatten unter kombinierter Biege- und Zugbelastung. Sci Rep 12, 8823 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-12896-w

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Eingegangen: 12. Februar 2022

Angenommen: 18. Mai 2022

Veröffentlicht: 25. Mai 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-12896-w

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