Estudio experimental/numérico de una nervadura circular

Jun 21, 2023

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 8823 (2022) Citar este artículo

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Detalles de métricas

Centrándose en las conexiones de bridas circulares rigidizadas con nervios con placas de brida interior y exterior, denominadas brida interior-exterior, se estudia experimentalmente el comportamiento mecánico de la brida sometida a la carga combinada de flexión y tracción. Se utilizaron cuatro especímenes nominalmente idénticos para investigar los efectos de la excentricidad en el comportamiento mecánico. Se presenta la distribución del espacio entre las placas de brida, así como la distribución de las fuerzas de los pernos. Se encuentra que el eje neutro se acercaría gradualmente al eje central de la conexión de brida, a medida que aumenta la excentricidad. Además, siempre que las nervaduras, las soldaduras y las placas de brida sean lo suficientemente fuertes, se encuentra que la capacidad de la brida predomina principalmente por la resistencia del perno. Se encuentra una buena concordancia en la comparación de los resultados obtenidos mediante el análisis de elementos finitos, el método semianalítico (SAM) y el estudio experimental. Corrobora la validez de utilizar el supuesto de falla de perno y el supuesto de sección transversal plana en el SAM para aproximar la capacidad del ala interior-exterior. En cuanto a la interacción de la capacidad de tracción con la capacidad de flexión, los resultados experimentales junto con los de la literatura se comparan con las curvas definidas por los códigos y se concluyen las sugerencias para el diseño. La capacidad de fluencia, definida como la carga cuando la tensión del perno alcanza la resistencia a la fluencia, se recomienda aquí para el diseño de una estructura en condiciones de servicio. Se encuentra que las especificaciones en los códigos actuales para las alas rigidizadas con nervios con una sola placa de ala ocasionalmente sobrestimarían la capacidad de fluencia de las alas internas y externas bajo la combinación de carga de flexión y tracción. Además, tanto los resultados experimentales como los numéricos muestran una curva de interacción de carga lineal, en términos de la capacidad última.

Las bridas circulares, como unión estructural atornillada, se emplean frecuentemente para la conexión de elementos tubulares de sección redonda en estructuras tubulares. Sin embargo, las bridas circulares tradicionales, que simplemente poseen una sola placa de brida interna/externa (brida SI/SO), a veces no pueden cumplir con el requisito de alta resistencia que surge en el diseño de una torre/poste de transmisión alto bajo cargas severas1. En vista de esto, siempre que los tubos tengan un diámetro grande, Deng et al.1 desarrollaron una prometedora conexión de brida circular reforzada con nervios con placas de doble brida, denominada brida interior-exterior, que mejoraría en gran medida la capacidad de la conexión. , y se implementó en extensas estructuras de torres de transmisión de gran envergadura, como la torre de transmisión de 380 m de altura (torre Jintang) ubicada en las Islas Zhoushan, China2.

Como conexión atornillada de alta resistencia, las bridas interior-exterior se pueden identificar por dos características principales: las nervaduras y las placas de brida interior y exterior. La figura 1 muestra una brida interior-exterior real empleada en una torre de transmisión tubular. Aunque la brida SI/SO no rigidizada se reconoce como una conexión rentable y ampliamente implementada en estructuras tubulares, la acción de palanca3,4,5,6,7,8,9,10, que ocurre con frecuencia en las bridas no rigidizadas, resultará en el aumento de la fuerza del perno y, por lo tanto, reducirá las capacidades de las bridas que se rigen principalmente por la resistencia del perno. Vale la pena señalar que se desarrollaron varios modelos analíticos validados por estudio experimental3,4, análisis de elementos finitos (FE)5,6,7 o ambos8,9,10 para aproximar con precisión la acción de palanca. Reforzar el ala con nervaduras, como se especifica en los códigos chino y japonés11,12, es un método efectivo para reducir la acción de palanca al mejorar la rigidez fuera del plano de la placa del ala y, por lo tanto, se adopta en el interior. bridas exteriores. Tenga en cuenta que el código chino titulado "Reglamento técnico de diseño para estructuras de torres tubulares de acero de líneas aéreas de transmisión" (DL/T 5254-2010)11 sugiere que la acción de palanca puede ignorarse para las bridas circulares con nervios rígidos que normalmente se diseñan. Además, el requisito de alta capacidad para conectar los tubos de sección redonda con un gran diámetro (hasta 2300 mm en la torre Jintang2) y la limitación en el tamaño de los pernos en la práctica de ingeniería daría lugar a una gran cantidad de pernos de brida que no pueden estar bien dispuesto en una sola placa de brida exterior. Por lo tanto, se propone el uso de una placa de brida interna adicional para las bridas internas y externas1, de modo que se puedan utilizar más pernos de brida para mejorar las capacidades tanto de tracción como de flexión de la conexión de brida.

Brida interior-exterior en una torre de transmisión tubular.

Hasta la fecha, solo se han realizado unos pocos estudios relacionados con las bridas interior-exterior. Con respecto a un ala interior-exterior bajo carga de tracción axial, los resultados experimentales presentados por Hu et al.13 muestran que la fuerza de tensión interna de los tornillos interiores no es igual a la de los tornillos exteriores. Sun et al.14 estudiaron experimentalmente un modelo a escala reducida de un ala interior-exterior en la torre Jintang2, donde las placas de ala, las nervaduras y las soldaduras se diseñaron de acuerdo con la guía relevante11 para alas SI/SO rigidizadas, a través de cuatro -Prueba de flexión del punto. Se puede encontrar que el modo de falla de las bridas internas y externas es principalmente la fractura de los pernos, y el eje neutral se ubica aproximadamente a una distancia de aproximadamente 0,15 veces el radio del tubo desde el eje central (eje medio). La falla por fractura del perno también se encontró en la prueba de Xue et al.15, donde un espécimen de brida interior-exterior se sometió a cargas combinadas de flexión y tracción. En contraste, en el caso de combinación de carga de flexión y compresión, los estudios experimentales de Huang et al.16 y Chen et al.17 muestran que el pandeo local del tubo, que comúnmente ocurre cerca de la conexión de la brida, podría predominar en la capacidad. de la conexión de brida.

Aunque el diseño de bridas interior-exterior se puede completar con la ayuda de los enfoques numéricos, la ausencia de una guía de diseño relevante ha dificultado en gran medida su aplicación a las estructuras tubulares. Por lo tanto, en el estudio preliminar18 de los autores se propuso un método semianalítico (SAM), que es eficiente para calcular la capacidad última de las bridas bajo cargas combinadas, pero sigue siendo complicado desde la perspectiva del diseño de ingeniería. Además, las evidencias experimentales de la validez de la SAM, así como los supuestos adoptados, son insuficientes. Merece la pena realizar esfuerzos para realizar una mayor investigación sobre el comportamiento mecánico de las bridas interior-exterior y, por lo tanto, formular la resistencia estructural de forma explícita para la conveniencia del diseño.

En este documento, cuatro conexiones de brida interior-exterior de acero con dimensiones nominalmente idénticas se utilizan para el estudio experimental para lograr una comprensión más completa del comportamiento mecánico de las bridas interior-exterior bajo carga combinada de flexión y tracción. La curva de carga-desplazamiento, el modo de falla, el desarrollo del espacio entre las placas del ala superior e inferior y la distribución de la fuerza del perno se obtienen a través del enfoque experimental. Los resultados experimentales se comparan con los correspondientes resultados del análisis FE para realizar comprobaciones cruzadas. Las capacidades obtenidas a través de SAM se validan comparándolas con las obtenidas de los análisis FE y las pruebas de laboratorio. Para las alas internas y externas bajo carga combinada de flexión y tracción, se realiza una discusión sobre la interacción de la capacidad de tracción con la capacidad de flexión comparando los resultados experimentales en este estudio y en las referencias relevantes con las curvas de interacción de carga definidas por los códigos actuales.

Se ensayaron cuatro especímenes de brida interior-exterior nominalmente idénticas, que constaban de bridas superior e inferior idénticas. Las excentricidades de carga para los especímenes con números de referencia de T1, T2, T3 y T4 son secuencialmente 29,5 mm, 71,5 mm, 141,5 mm y 961,5 mm. La Figura 2 muestra la configuración de la brida interior-exterior, donde D es el diámetro exterior del tubo de sección redonda, tS es el grosor de la pared del tubo, tFL es el grosor de la placa de la brida, eO1 y eO2 son respectivamente la distancia desde el centro del perno exterior hasta la superficie exterior del tubo, y hasta el borde de la placa de brida exterior, eI1 y eI2 son respectivamente la distancia desde el centro del perno interior hasta la superficie interior del tubo, y que al borde de la placa del ala interior, h es la altura de las nervaduras, tOR y tIR son respectivamente el grosor de las nervaduras exteriores y el de las nervaduras interiores, dO y dI son respectivamente el diámetro de los pernos exteriores, y que de los pernos internos, n es el número de pernos internos/externos y e es la excentricidad de la carga de tracción. Al realizar un análisis FE preliminar por adelantado, las muestras se diseñan cuidadosamente para garantizar que la falla de las muestras sea la fractura del perno. La Tabla 1 enumera las dimensiones de los especímenes. Los especímenes tienen la misma altura total de H = 1430 mm. El grado de acero de los tubos, las nervaduras y las placas de brida es Q345B19. Las fuerzas de preapriete de los tornillos son iguales, es decir, 10,053 kN.

Configuración y parámetros geométricos de conexión brida interior-exterior.

Se midieron los desplazamientos relativos entre el borde exterior de la placa de brida superior y el de la placa de brida inferior (denominada cantidad de apertura en este documento), las fuerzas de los pernos, las deformaciones de los tubos y las deformaciones de las nervaduras. Como se muestra en la Fig. 3, los indicadores de cuadrante se montaron en el borde de cada nervadura exterior para medir directamente la cantidad de apertura, y las galgas extensiométricas se pegaron simétricamente en dos lados de cada nervadura para eliminar la influencia de las imperfecciones iniciales de las nervaduras. cuanto más se pueda. Las fuerzas de tensión interna de los pernos se midieron utilizando los pernos instrumentados20,21 que se calibraron previamente. La Tabla 2 muestra el significado físico de las letras mayúsculas en los números de referencia de los puntos de medición ilustrados en la Fig. 3.

Disposición de los puntos de medición.

La configuración experimental se muestra en la Fig. 4, donde la carga de tracción axial es ejercida por una máquina de prueba multifunción servo electrohidráulica controlada por microchip con una capacidad de carga de tracción de hasta 10.000 kN. Como se muestra en la Fig. 4, dos vigas idénticas de acero en forma de U, que poseen una rigidez a la flexión relativamente grande, están atornilladas a los dos extremos del espécimen de brida respectivamente. La carga de tracción puede imponerse elevando una barra redonda colocada horizontalmente a una distancia de una excentricidad prescrita del centro de la brida. Para realizar una carga excéntrica precisa, la varilla redonda está restringida horizontalmente por un dispositivo de posicionamiento fijado a la cara inferior interna de la viga superior en forma de U durante la carga. Simétricamente, también se emplea una barra redonda restringida por un dispositivo de posicionamiento y se monta en la viga rígida inferior en forma de U. Para cada muestra, la carga controlada por fuerza se aplica primero hasta que se observa un comportamiento inelástico pronunciado, y luego se impone la carga controlada por desplazamiento con una velocidad en el rango de 0,1–0,5 mm/min.

Configuración experimental.

El modelo de endurecimiento por manchas se emplea para caracterizar la relación constitutiva de los materiales, y tiene la forma de

donde ε es la deformación, σ es la tensión, E es el módulo de elasticidad, εy es la deformación de fluencia, ε1 es la deformación del límite de fluencia, ε2 es la deformación límite y E' es la pendiente de la segunda barra. Para tornillos, εy = ε1. Las propiedades materiales de los componentes, a saber, el tubo, la nervadura, la placa de brida y el perno, son los valores promedio de los resultados de las pruebas de tres cupones, y se enumeran en la Tabla 3, donde fy = Eεy es el límite elástico y fu = fy + E '(ε2 − ε1) es la resistencia última a la tracción. Las curvas de tensión-deformación de los materiales de los componentes se representan en la Fig. 5.

Curvas tensión-deformación.

El software comercial ANSYS se emplea para realizar los análisis FE de las muestras. A modo de ilustración, el modelo FE del espécimen T4 se muestra en la Fig. 6. En el modelo, dos vigas en forma de U se reemplazan con dos placas idénticas de gran rigidez a la flexión (placa de carga). El módulo de Young para las placas de carga se asigna a 1,0 × 1010 MPa para garantizar una gran rigidez a la flexión. Como se muestra en la Fig. 6, la distancia desde un extremo de la placa de carga superior hasta el centro del espécimen de brida es igual a la excentricidad prescrita, por lo tanto, la carga excéntrica producida al elevar la varilla redonda se simula imponiendo desplazamientos idénticos en los nodos en el extremo de la placa de carga. En este extremo de la placa de carga superior, los grados de libertad nodales (DOF) en las direcciones de x, y y la rotación alrededor del eje z están restringidos. En el extremo correspondiente de la placa de carga inferior, los grados de libertad nodales en las direcciones x, y, z y la rotación alrededor del eje z están restringidos.

Modelo FE del Espécimen T4.

Como se muestra en la Fig. 6, todos los componentes, así como las soldaduras con un tamaño de pierna de la mitad del grosor del tubo19, se modelaron utilizando los elementos sólidos hexaedros de ocho nodos, a saber, SOLID185 en la biblioteca de elementos de ANSYS. En el estudio preliminar, primero se inspeccionaron tres tipos de malla que se muestran en la Fig. 7, a saber, mallas gruesas, medianas y finas. Las curvas de carga-desplazamiento de la probeta T1 representadas en la Fig. 8 muestran que la curva obtenida al usar una malla mediana casi coincide con la que resulta de una malla fina. Por lo tanto, para equilibrar la eficiencia y la precisión, aquí se adopta la malla media. Es decir, el tamaño de malla promedio de los elementos en la vecindad de la conexión de brida es de aproximadamente 4 mm. El tamaño de malla para las partes del tubo alejadas de la brida es de 10 mm. Dado que los pernos son el componente clave de la conexión de la brida interior-exterior, la malla para los pernos se densifica con un tamaño de 3 mm. Además, también se densifica la malla de la placa de brida cerca de los orificios de los pernos. El número total de los elementos es de unos 840.000. Las secciones de pretensión se colocan en medio de los pernos y se aplican cargas de pretensión a estas secciones de pretensión para simular las fuerzas de preapriete de los pernos. Para las caras de contacto entre las tuercas y las placas de brida se emplean elementos CONTA174 y TARGE170, con el coeficiente de fricción fijado en 0,1522.

Tres tipos de malla.

Curvas de carga-desplazamiento.

El solver23 de gradiente conjugado preacondicionado (PCG) se emplea para el análisis de FE estático, que es efectivo para el análisis de un problema de contacto. Tanto los pernos internos como los externos están precargados con una fuerza de preapriete prescrita de 10.053 kN, lo que produce una presión normal sobre las caras de contacto de las placas de brida superior e inferior y, por lo tanto, es beneficiosa para la convergencia del análisis FE. Durante el período de precarga de los pernos, se utiliza el método de reducción23 en el análisis para ayudar a la convergencia, mientras que se adopta un esquema de paso de carga constante al aplicar la carga excéntrica externa a las muestras de brida.

El método semianalítico (SAM)18 se emplea para el análisis teórico y se reformula aquí por conveniencia. Para más detalles, se puede consultar la Ref.18. Sin pérdida de generalidad, separe la conexión pasando un plano imaginario a través de las caras de contacto y tome una parte para ser estudiada, como se muestra en la Fig. 9. El tubo conectado a la brida está sujeto a la carga axial N y la flexión momento M, mientras que las fuerzas internas en la sección de la brida (superficie cortada) son las fuerzas de compresión distribuidas en las nervaduras y el tubo, y las fuerzas de tensión en los pernos. Tenga en cuenta que las fuerzas de compresión que se originan en las placas de brida entre las nervaduras son relativamente pequeñas y, por lo tanto, se ignoran en SAM. Así, la sección del ala se puede dividir en dos zonas por el eje neutral, a saber, la zona de compresión y la zona de tensión. En SAM, se supone que las fuerzas de preapriete de los pernos son pequeñas, lo que tiene un ligero efecto en la falla de la conexión de la brida y, por lo tanto, se ignoran. Por lo tanto, los pernos funcionan simplemente en la zona de tensión. El sistema de coordenadas cartesianas se emplea con el origen establecido en el centro de la sección de la brida, como se muestra en la Fig. 2. El equilibrio de las fuerzas produce

donde y0 es la ordenada del eje neutro, F representa la fuerza resultante en la dirección longitudinal. Los subíndices en las Ecs. (2)–(3) y las siguientes fórmulas, a saber, "B", "S" y "R", representan las variables del perno, el tubo de acero y la nervadura, respectivamente. Tenga en cuenta que M a la derecha de la ecuación. (3) es el momento flector con respecto al eje neutro.

Fuerzas en la brida.

Como se muestra en la Fig. 2, se emplea una línea de fluencia nominal ubicada en la ordenada de yy = εy/φ + y0, donde φ es la curvatura de la sección del ala. Se supone que la tensión de los componentes de compresión que están por encima de la línea de fluencia nominal alcanzaría la tensión de fluencia. Defina el eje simétrico de la nervadura en la dirección radial como la línea central de la nervadura y defina el círculo donde se ubican los tornillos como la línea central de los tornillos. Utilice los subíndices "O" e "I" para indicar los parámetros exterior e interior respectivamente. Así, como se muestra en la Fig. 2, ROR, RIR, RS, ROB y RIB son respectivamente el radio exterior de las nervaduras exteriores, el radio interior de las nervaduras interiores, el radio exterior del tubo, el radio de la línea central del pernos exteriores y el radio de la línea central de los pernos interiores. También se emplea un sistema de coordenadas polares, donde el eje polar coincide con el eje y del sistema de coordenadas cartesianas. En consecuencia, (rS0, θS0) y (rSy, θSy) son respectivamente las coordenadas polares de las intersecciones, a saber, la línea central del tubo y el eje neutro, y la línea central del tubo y la línea de fluencia nominal; (rIR0i, θIR0i) y (rIRyi, θIRyi) para la i-ésima nervadura interior, así como (rIOR0i, θOR0i) y (rORyi, θORyi) para la i-ésima nervadura exterior, son respectivamente las coordenadas polares de las intersecciones de la nervadura. la línea central y el eje neutral, y la línea central de la nervadura y la línea de fluencia nominal. Tenga en cuenta que rIRyi > rIR0i y rORyi > rOR0i. El ángulo entre el eje polar y la línea central de la i-ésima nervadura exterior, y el ángulo entre el eje polar y la i-ésima nervadura interior se indican como θORi y θIRi respectivamente. Además, el centro del i-ésimo tornillo exterior y el del i-ésimo tornillo interior se pueden ubicar mediante las coordenadas de (rOBi, θOBi) y (rIBi, θIBi) respectivamente. Luego, con base en la suposición de la sección transversal plana y el modelo elástico perfectamente plástico, los términos correctos en las Ecs. (2) y (3) para una curvatura dada se puede calcular mediante

donde A es el área de la sección transversal, m y n son respectivamente el número de tornillos exteriores y el número de tornillos interiores en la zona de tensión, los subíndices "1" y "2" indican que el tornillo en el estado elástico y que en el estado plástico respectivamente. Note que al usar las Ecs. (5) y (8), la cantidad de rOR0,i, así como la de rORy,i, tome el límite superior de ROR y el límite inferior de RS − tS/2, a saber, rOR0,i = rOR0i si ROR ≥ rOR0i ≥ RS − tS/2, rOR0,i = RS − tS/2 si rOR0i < RS − tS/2, y rOR0,i = ROR si rOR0i > ROR. De manera similar, la cantidad de rIR0,i, así como la de rIRy,i, tiene el límite superior de RS − tS/2 y el límite inferior de RIR, a saber, rIR0,i = rIR0i si RS − tS/2 ≥ rIR0i ≥ RIR, rIR0,i = RIR si rIR0i < RIR, y rIR0,i = RS − tS/2 si rIR0i > RS − tS/2.

En Ecs. (6) y (9), el coeficiente β explica la inconsistencia entre la deformación real del perno εT y la deformación nominal del perno εB = φ(y0–yB), a saber

Para aproximar β, se emplea un modelo simplificado, en el que se ignoran las deformaciones en el plano de las nervaduras, que se muestra en la figura 10. En la figura, ΔT denota la deformación por tensión real del perno, la deformación de la placa de brida es ΔFL. Por lo tanto, la deformación nominal del perno es ΔB = ΔT + ΔFL, lo que da como resultado

donde kT = EA/tFL representa la rigidez a la tracción del perno, kFL es la rigidez fuera del plano de la placa de ala. Para las muestras de este documento, kT = 2,7 × 106 N/mm, kFL = 2,3 × 106 N/mm para placas de brida exterior y kFL = 3,76 × 106 N/mm para placas de brida interior. Así, se obtiene βO = 0,46 y βI = 0,58.

Relación entre deformaciones.

La figura 11 muestra las curvas de carga-desplazamiento de los especímenes, donde la abscisa es la cantidad de apertura del ala y la ordenada es la carga de tracción externa. Los resultados experimentales son el promedio de las cantidades de apertura medidas en D1 y D10 respectivamente. En términos tanto de la parte elástica de la curva como de la resistencia última, los resultados del análisis FE concuerdan bien con los resultados experimentales. Se infiere que la discrepancia entre los desplazamientos últimos obtenidos a través de la prueba y el análisis FE se atribuye en gran medida a la deformación límite del perno insuficiente empleada en los análisis FE, ya que la cantidad de apertura posterior a la fluencia está predominantemente predominante por las deformaciones de los pernos. Sin embargo, es necesario realizar un estudio adicional para comprenderlo, ya que se pueden encontrar discrepancias similares en el trabajo de Huang et al.8 y Couchaux et al.9.

Curvas de carga-desplazamiento.

La figura 12 muestra la variación de las fuerzas internas de tensión del perno más alejado del eje neutro, obtenidas mediante ensayo, análisis FE y SAM. En el análisis FE, la relación constitutiva de endurecimiento por deformación que se muestra en la Fig. 5 se emplea para los pernos. Y, el modelo elástico perfectamente plástico se usa para los pernos en SAM, donde la resistencia a la fluencia del perno se establece para que sea igual a la resistencia última definida en la relación constitutiva de endurecimiento por deformación para pernos. Generalmente, el desarrollo de la fuerza de tensión del perno se puede dividir en tres etapas. En la primera etapa, debido a la fuerza de preapriete, tanto el análisis FE como los resultados de las pruebas muestran que las placas de brida superior e inferior están en contacto y la fuerza del perno es casi constante. En la segunda etapa, es decir, la etapa elástica, con el aumento de la carga excéntrica externa, las placas de brida superior e inferior se separan gradualmente entre sí y la fuerza del perno aumenta linealmente. En la tercera etapa, el perno más alejado del eje neural se encuentra en estado elastoplástico, y las fuerzas internas de los otros pernos aumentarían más rápidamente que antes, lo que implica la ocurrencia de la redistribución de las fuerzas de los pernos. En la etapa elástica, tanto los resultados del análisis FE como los resultados del SAM concuerdan bien con los resultados del experimento. Además, las cargas máximas obtenidas a través de SAM son cercanas a las obtenidas a través del análisis y la prueba de FE. Implica que el SAM es capaz de capturar tanto el rendimiento como las capacidades últimas, que son de interés primordial desde la perspectiva del diseño de ingeniería. Además, la comparación de las fuerzas de los pernos en los especímenes muestra que una mayor excentricidad permite que el perno más alejado ceda más rápido y, en consecuencia, reduce la capacidad de la brida.

Esfuerzos internos de tensión del tornillo más alejado (SBO-1).

La Tabla 4 tabula las capacidades de rendimiento Ny y las capacidades últimas Nu de los especímenes, donde los subíndices "FEA", "Exp", "SAM" significan que los valores se obtienen mediante análisis FE, estudio experimental y SAM, respectivamente. La capacidad de fluencia se define como la carga bajo la cual cualquier esfuerzo del perno alcanza el límite elástico del perno (240 MPa). La capacidad última obtenida de SAM corresponde a la deformación límite del perno de 0,2, mientras que las capacidades últimas obtenidas de los ensayos y los análisis FE son los valores máximos de las curvas de carga-desplazamiento. En SAM, el límite elástico de los pernos se establece para que sea igual a la resistencia última en la relación constitutiva de los pernos, es decir, fyB = 460 MPa. El espécimen T5 en la Tabla 4 es en realidad el espécimen en la Ref.15, que posee las mismas dimensiones nominales que los especímenes probados aquí. Se encuentra que el error de los resultados del análisis FE no supera el 6,8%, lo que indica que el modelo FE es capaz de predecir bien tanto el rendimiento como las capacidades últimas de las bridas interior-exterior. Las capacidades de rendimiento y las capacidades últimas obtenidas vía SAM muestran una buena concordancia con los resultados experimentales, con un error no mayor al 11,2%. En general, el SAM sobreestimaría un poco la capacidad del ala interior-exterior, lo que puede atribuirse al uso del modelo elástico perfectamente plástico en lugar del modelo real de endurecimiento por deformación.

La figura 13 muestra la interacción de la resistencia a la flexión con la resistencia a la tracción, en términos de capacidad última y capacidad de fluencia. En la figura, la capacidad de flexión última pura y la capacidad de tracción pura última obtenidas a través de SAM, es decir, la capacidad de flexión última Mu,SAM mientras N = 0 y la capacidad de tracción última Nu,SAM mientras M = 0, se utilizan para normalizar el experimento. y los resultados del análisis FE. Para una excentricidad prescrita, SAM es capaz de obtener la capacidad de fluencia y la capacidad última considerando la carga proporcional. Por lo tanto, al variar la excentricidad, las curvas de interacción se pueden obtener a través de SAM, cuyas coordenadas x e y, es decir, las cargas de tracción y flexión obtenidas simultáneamente correspondientes al estado último, también están normalizadas por Nu,SAM y Mu,SAM respectivamente. . Se encuentra que los resultados del análisis experimental y FE son ligeramente más pequeños que la curva de interacción correspondiente dada por SAM, pero muestran una tendencia similar a la curva. Generalmente, la curva de interacción es aproximadamente lineal en términos de la capacidad última y es de polilínea en términos de la capacidad de rendimiento.

Interacción de la capacidad de tracción con la capacidad de flexión.

A continuación, la muestra T1 (e = 29,5 mm, caso de excentricidad de carga pequeña) y la muestra T4 (e = 961,5 mm, caso de excentricidad grande) se toman como ilustración para mostrar aún más la influencia de la excentricidad de carga. La Figura 14 muestra los modos de falla en los casos de pequeñas y grandes excentricidades. Se encuentra que las placas de brida superior e inferior en la zona de tensión están completamente separadas. Las deformaciones residuales de los pernos interior y exterior después de la falla también se ilustran en la Fig. 14. La mayor deformación residual, que indica la mayor fuerza de tensión, se encuentra en el perno más alejado del eje neutral. Excepto por las grandes deformaciones de los pernos, no se observan fallas en las costillas ni fracturas/fisuras en las soldaduras en todos los especímenes ensayados. Además, las deformaciones de las placas de brida son relativamente pequeñas mientras que la brida falla al soportar la carga externa. La falla de la brida interior-exterior predomina principalmente en el perno más alejado del eje neutral.

Modos de fallo de las probetas.

Las variaciones de la cantidad de apertura con la profundidad, bajo diferentes niveles de carga, se muestran en la Fig. 15. Obsérvese que las ordenadas de las Figs. 15, 16, 17 y 18 son las ordenadas mostradas en la Fig. 2 cuyo origen está fijado en el centro de la brida. Se encuentra que en el caso de pequeña excentricidad (ver Fig. 15a), la variación es casi lineal, mientras que en el caso de gran excentricidad (ver Fig. 15b), la no linealidad de la variación se vuelve un poco pronunciada a medida que aumenta la carga. Además, la tendencia de las curvas bajo diferentes niveles de carga es similar, lo que implica que la redistribución de los esfuerzos en la sección del ala no es significativa. En general, la distribución de la cantidad de apertura sobre la sección del ala se ajusta en gran medida a la suposición de la sección transversal plana y corrobora la validez del uso de la suposición en SAM.

Distribuciones del importe de apertura.

Distribuciones de la deformación exterior del perno.

Distribuciones de la tensión de las costillas.

Distribuciones de la deformación del tubo.

A partir de la figura 15, también se encuentra que la cantidad máxima de apertura, que aumenta monótonamente con el aumento de la carga, siempre se encuentra en el sitio de la nervadura exterior más alejada del eje neutral. Como se muestra en la Fig. 15a, en el caso de la pequeña excentricidad, tanto el análisis FE como los resultados experimentales muestran que todas las aperturas medidas son positivas durante todo el procedimiento de carga, lo que implica que las placas de brida están completamente separadas y la ubicación del eje neutro está fuera de la sección de la brida. Como se muestra en la Fig. 15b, en el caso de una gran excentricidad de la carga, se encuentra que las placas de la brida están parcialmente en contacto y el eje neutral está ubicado dentro de la sección de la brida. Es decir, el eje neutro se acercaría gradualmente al eje central a medida que aumenta la excentricidad. Los valores negativos medidos en el caso de gran excentricidad se pueden atribuir a que existe un pequeño espacio inicial inevitable debido a las superficies rugosas e irregulares de las placas de brida.

La Figura 16 muestra las distribuciones experimentales de la tensión del perno sobre la sección de la brida, junto con los resultados del análisis FE correspondiente. Como se muestra en la Fig. 16a, en el caso de una pequeña excentricidad, las distribuciones son aproximadamente lineales y todos los pernos están bajo fuerza de tracción durante todo el procedimiento de carga. Como se muestra en la Fig. 16b, en el caso de gran excentricidad, se puede identificar la zona de compresión donde las fuerzas de los pernos son cercanas a cero. Además, las distribuciones de la deformación del perno sobre la zona de tensión son fuertemente no lineales. Estos hallazgos estarían en contra de la suposición de la distribución lineal de la fuerza del perno adoptada en el diseño tradicional para una brida SI/SO11.

Las Figuras 17 y 18 muestran, respectivamente, las distribuciones de la deformación del nervio y la deformación del tubo. Como puede verse en las figuras, las distribuciones y sus evoluciones son similares a las del monto de apertura. Es decir, en el caso de pequeña excentricidad, todas las nervaduras y los tubos están principalmente en tensión y el eje neutro se identifica fuera de la sección de la brida, como se muestra en las Figs. 17a y 18a. Por el contrario, en el caso de gran excentricidad, el eje neutro está ubicado en la sección de la brida y se identifica una distribución de tensión de tipo flexional, como se muestra en las Figs. 17b y 18b. La diferencia en las tensiones de las costillas entre los resultados medidos y los del análisis FE es relativamente grande. Esto podría atribuirse a la imperfección inducida por la fabricación de la nervadura de pared delgada, por ejemplo, la deformación fuera del plano inicial desconocida.

En el diseño de una conexión de brida, las fuerzas de perno requeridas, particularmente la fuerza de perno máxima requerida, dependiendo de las cargas de diseño externas, deben determinarse primero, en base a lo cual se pueden determinar las dimensiones de los otros componentes de la brida. Para la determinación de las fuerzas de los pernos, el llamado método del eje de rotación es recomendado por DL/T 5254-201011 y el código titulado "Especificación técnica para monopolo de comunicación de acero" (CECS236: 2008)24, mientras que el momento de flexión está involucrado. Como se muestra en la Fig. 2, el eje de rotación también divide la sección de la brida en las zonas de compresión y tensión, y el momento resistente de la sección de la brida es la suma de los momentos de las fuerzas del perno en la zona de tensión con respecto a la rotación. eje. Otra suposición en el método del eje de rotación es que las fuerzas de los pernos en la zona de tensión se distribuyen linealmente sobre el eje y. Por lo tanto, para las alas SI/SO bajo la combinación de carga de flexión y tracción, la curva de interacción de la carga de diseño (curva M-N) tiene la forma de

donde NtB es la resistencia a la tensión de diseño del perno, Z es el número total de pernos, Yi es la distancia desde el i-ésimo perno hasta el eje de rotación, e Y1 es la distancia desde el perno más alejado hasta el eje de rotación. La ecuación (12) se puede reducir a la de un ala SI/SO bajo un momento de flexión puro (N = 0) o bajo una carga de tracción pura (M = 0), es decir

donde MC y NC son las capacidades de flexión pura y tracción pura respectivamente. Para bridas SO, la ordenada del eje de rotación es yr = 0,8 rS en DL/T 5254-2010, mientras que yr = rS − tS se toma en CECS236: 2008. Además, para bridas SI, yr = 2rS/3 de acuerdo con CECS236: 2008. Vale la pena señalar que la ubicación del eje de rotación aún está en disputa, mientras que la ecuación. (13a) se aplica a las conexiones de brida interior-exterior.

Con base en los resultados teóricos obtenidos a través de SAM, la curva de interacción de carga para las alas interior-exterior bajo carga combinada de flexión y tracción se concluye en el estudio preliminar del autor18, y tiene la forma de

donde MC y NC se pueden calcular mediante la ecuación. (13).

En términos de capacidad de rendimiento, la Fig. 19 ilustra las curvas de interacción de carga definidas por la ecuación. (14), CECS236: 2008 y DL/T 5254–2010 respectivamente, junto con los resultados experimentales. Las curvas y los resultados experimentales están normalizados por Nu,SAM y Mu,SAM. En las curvas, el límite elástico del perno (240 MPa) se usa para determinar la capacidad elástica. Además, la Fig. 19 muestra que los resultados experimentales a veces están por debajo de las curvas definidas por los códigos, lo que genera un riesgo de falla debido a la sobreestimación. Por el contrario, la curva definida por la ecuación. (14) parece ser conservador, ya que tanto los resultados experimentales como los resultados de FEA se ubican por encima de la curva.

Interacción de la capacidad de flexión con la capacidad de tracción.

La Tabla 5 enumera las dimensiones geométricas de los especímenes internos y externos informados por Zhang25, donde el número de pernos internos y externos es 28. En consecuencia, realizamos un estudio adicional para los especímenes a través del análisis FE y SAM. Las capacidades numéricas y teóricas, junto con las capacidades de rendimiento experimental se presentan en la Tabla 5, la cual muestra una concordancia satisfactoria. En la Ref.25, dado que las pruebas terminaron cuando se observó una gran cantidad de apertura, las cargas correspondientes a la tensión del perno de 1,8 × 10−2 se extraen y se enumeran en la Tabla 5 como referencia. La figura 20 ilustra la interacción de la capacidad de flexión con la capacidad de tracción, en la que los resultados están normalizados por Nu,SAM y Mu,SAM. En términos de capacidad de fluencia, los hallazgos son similares a los que se encuentran en la Fig. 19, y nuevamente resaltan que las especificaciones en los códigos para bridas SI/SO ocasionalmente sobrestimarían la capacidad de fluencia de las bridas internas y externas y la ecuación. (14) parece ser más racional.

Interacción de la capacidad de flexión con la capacidad de tracción, dados especímenes en Ref25.

En términos de capacidad última, ambas Figs. 13 y 20 muestran una curva de interacción de carga lineal, a saber

donde Mu y Nu son, respectivamente, las capacidades últimas de flexión pura y de tracción pura última de la conexión de brida. Vale la pena señalar que para las torres de transmisión de gran altura, se debe evitar la aparición de la tensión de fluencia en los pernos de la brida interior-exterior, ya que la tensión de fluencia daría como resultado el aflojamiento del perno y, finalmente, la falla de la unión de la brida sometida a una carga cíclica. como la carga del viento y la excitación sísmica. Por lo tanto, la capacidad máxima correspondiente a la fractura del perno debe utilizarse simplemente para garantizar la seguridad en eventos de carga extrema, y ​​la capacidad de fluencia se recomienda para condiciones de servicio.

En cuanto a la capacidad de rendimiento y la capacidad última, se encuentra una buena concordancia entre el análisis SAM, FE y los resultados experimentales. Los resultados del análisis experimental y FE validan el método semianalítico. Se encuentra una distribución aproximadamente lineal de la cantidad de apertura sobre la sección del ala, lo que corrobora la suposición de la sección transversal plana en SAM. Con costillas y placas de brida suficientemente fuertes, tanto los resultados experimentales como los de FEA muestran que las capacidades de las bridas están dominadas por la resistencia del perno y validan la suposición de falla del perno en SAM.

Las fuerzas de preapriete en los pernos solo afectan el desarrollo inicial de la fuerza del perno y tienen un efecto insignificante en el comportamiento mecánico general de la brida. Vale la pena señalar que la deformación nominal del perno calculada a través de la suposición de la sección transversal plana no es igual a la deformación real del perno, debido a la presencia de deformación fuera del plano de las placas de brida. La relación entre la tensión nominal del perno y la tensión real del perno se concluye teóricamente en este documento.

La capacidad de fluencia, más allá de la cual puede ocurrir el aflojamiento del perno debido a la deformación plástica del perno, correspondiente a la resistencia a la fluencia del perno más alejado del eje neutral, se prefiere para el diseño de las estructuras bajo operación de rutina, mientras que la capacidad última se recomienda para el diseño de las estructuras que sufren los eventos de carga extrema. Los resultados experimentales, junto con los de la literatura, muestran que las curvas de interacción de carga definidas por los códigos actuales ocasionalmente sobrestiman la capacidad de rendimiento. En términos de capacidad última, tanto los resultados experimentales como los numéricos muestran una curva de interacción de carga lineal.

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Descargar referencias

Los autores desean agradecer el apoyo financiero de la Fundación Nacional de Ciencias Naturales de China (51878607, 51838012) y el Proyecto de Tecnología de China Energy Engineering Group Planning & Engineering Co., Ltd. (GSKJ2-T06-2019).

Facultad de Ingeniería Civil y Arquitectura, Universidad de Zhejiang, Hangzhou, China

Yong Chen, Wending Mou y Jiyang Wang

Grupo de Ingeniería de Energía de China Zhejiang Electric Power Design Institute Co., Ltd, Hangzhou, China

yong guo

Compañía de suministro de energía eléctrica State Grid Huzhou, Huzhou, China

Bin Xue

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Investigación, redacción-revisión y edición, adquisición de fondos, YC; Investigación, redacción-borrador original, WM; Investigación, YG; Supervisión, investigación, redacción-revisión y edición, JW; Investigación, BX

Correspondencia a Jiyang Wang.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Reimpresiones y permisos

Chen, Y., Mou, W., Guo, Y. et al. Estudio experimental/numérico de una conexión de brida circular rigidizada con nervaduras con placas de brida interior y exterior bajo carga combinada de flexión y tracción. Informe científico 12, 8823 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-12896-w

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Recibido: 12 febrero 2022

Aceptado: 18 mayo 2022

Publicado: 25 mayo 2022

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

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