随着时间的推移, 早期建造的各类高耸铁塔已接近或达到其设计使用年限, 加上使用过程中工艺设备的更新换代、恶劣天气如风灾、雪灾的频繁出现、自然界各种腐蚀介质的侵蚀, 导致铁塔构件承载力不足, 整体可靠度下降。若更换承载力不足的构件, 对安全冗余度不高的高耸塔架来说难度大、费用高, 甚至影响安全, 而拆除后重建则会造成大量的资源浪费, 同时也会造成严重的环境问题。为了在加固过程中尽量减少对人们生活和生产活动的影响, 负载下焊接加固技术是钢结构加固方法中最传统和最重要的手段之一, 其以良好的经济效益、可靠性和耐久性已在各类钢结构加固工程中得到了广泛应用。

　　 目前国内外学者对于负载下钢构件焊接加固研究多集中在框架结构中的梁柱构件^{[1,2,3,4,5,6]}, 对单角钢桁架式铁塔焊接加固计算方法和研究基础较为缺乏。本文基于前期负载下角钢桁架塔结构单角钢试件焊接加固试验研究成果^[7,8], 采用ANSYS软件建立了试件有限元模型, 分析了3档不同初始负载对不同长细比和角钢肢厚的角钢轴压构件极限稳定承载力的影响, 为塔桅结构加固工程设计和规范制定提供科学依据。

　　 通过前期试验研究得到的结论, 本文进行有限元分析采用的截面加固形式为方形截面 (图1) 。试验研究对象为两端铰支的角钢轴压构件, 试件设计的名义长度为1.2m, 材料类型为Q235B, 被加固角钢规格采用L80×6, 加固角钢规格为L62×6 (为便于焊接对加固角钢L80×6两肢端部进行切割处理) 。

　　 试验在同济大学建筑结构实验室完成 (图2) 。试验时首先将被加固角钢L80×6加载至既定的初始负载水平, 保持负载水平不变, 然后采用加固角钢L62×6进行焊接加固形成方形截面, 待所有焊缝充分冷却至室温后, 继续加载直至试件最终破坏。

　　 经材性试验得到的试件主要力学性能指标为:屈服强度f_y为264.3MPa, 极限抗拉强度f_u为412.8MPa, 弹性模量E为216.4×10³MPa, 伸长率δ为26.53%。

　　 为研究不同长细比对角钢轴压构件极限稳定承载力的影响, 有限元模型的长度分别取1, 1.2, 1.5m, 对应的长细比分别为63, 75, 94, 进行有限元模型分析时, 保持构件的截面面积不变, 考虑的初始负载分别为0.2f_y, 0.4f_y, 0.6f_y。

　　 为研究加固角钢单肢厚度及初始负载对焊接加固后构件受力性能的影响, 加固角钢单肢厚度分别取5, 6, 7mm, 保持构件长细比不变, 同样考虑0.2f_y, 0.4f_y, 0.6f_y不同初始负载情况。

　　 为模拟焊接加固过程中热输入的影响, 本文采用ANSYS软件中的间接热-结构耦合模型, 即模型仅考虑焊接温度场和金属显微组织对焊接应力、应变场的影响, 而不考虑应力、应变场对温度场的影响。

　　 模型采用Solid70和Solid185单元, Solid70单元是热实体单元, 可建立构件的热模型, 用于模拟焊接过程随时间变化的温度场, 为了获得较规则的单元, 采用映射网格划分方法 (有利于荷载施加和收敛的控制, 可通过拉伸单元的方法实现) 使用了平面热单元Plane55;Solid185单元是结构实体单元, 可用于进行应力分析。采用多点刚性约束的方法来模拟杆件端部铰支座, 考虑初弯曲为L/1 000 (L为构件长度) , 按特征值屈曲分析得到的第一阶整体屈曲模态各节点的位移特征向量放大L/1 000作为初始几何缺陷施加到构件上, 并施加1.2倍特征屈曲荷载以“激发”非线性屈曲分析, 有限元模型如图3所示。

　　 采用热流密度为高斯分布的表面热源 (正态分布热源) 来模拟焊接热源, 运用ANSYS软件中的函数加载功能来模拟热源的焊接移动过程。为了使分析结果具有普遍性和可比性, 有限元模型材料取常温下材性试验得到的屈服强度为264.3MPa的钢材, 各温度下材料的物理性能参数见表1以及图4^[9,10]。利用生死单元技术模拟加固角钢参与构件承载的机制, 对被加固角钢施加初始负载时, 杀死全部加固角钢单元, 然后在下一个荷载步里面激活所有的单元, 考虑加固角钢通过焊缝连接, 与被加固角钢共同承担构件负载的情况。

　　 在初始负载为0.2f_y的情况下, 焊接加固方形截面试件的有限元计算结果与试验结果的荷载-位移曲线见图5。由图5可以看出, 两者的极限承载力较为接近;无论是焊接加固前还是焊接完成后, 试件有限元计算曲线的杆件刚度都要略高于试验曲线的杆件刚度, 这主要是由于有限元模型计算过程相对于试验过程而言各种条件比较稳定, 相关因素可以得到很好的控制;两者由于热输入影响产生的平台段长度略有差异, 造成这一差异的原因可能包括以下几点:1) 试验过程中负载下焊接加固的施工条件复杂多变, 焊机的输出电流电压、焊接电弧的移动速度以及施焊人员的操作工艺等都会对结果产生影响;2) 有限元模型在高温情况下, 其材性会产生较大变化, 而目前关于钢材在高温条件下的材性数据与真实情况还存在一定的差异, 所以有限元分析中采用的高温下本构模型不能与高温下材料真实的本构模型完全相同;3) 有限元模拟加固角钢参与整个构件受力情况时, 采用了生死单元技术, 在建立有限元模型时已将加固角钢与被加固角钢全部建模完成, 在施加初始负载时将加固角钢的全部单元杀死, 而当焊接加固完成后, 激活被杀死的单元时, 加固角钢已经有了初始的变形, 这与真实试验过程中的情况略有不符;4) 有限元模型中利用移动高斯热源模拟焊接电弧的热输入, 这与真实的焊接热输入也可能存在一定的误差。

　　 总体而言, 本文建立的有限元模型和利用间接的热-结构耦合方法进行的有限元分析可以相对较准确地得到与试验值相近的极限承载力, 因此该分析方法具有一定的可行性和可靠性。

　　 首先对未进行加固的长度分别为1.0m (对应长细比63) 和1.5m (对应长细比94) 的单角钢构件L80×6进行非线性有限元分析, 得到其极限稳定承载力分别为185.29k N和135.05k N, 然后计算不同长细比、不同初始负载情况下加固后构件极限稳定承载力相对于未加固时的单角钢构件极限稳定承载力提高的百分比。3种不同长细比的加固后构件有限元计算结果如表2所示。

　　 由表2可知, 在初始负载相同的情况下, 随着长细比的增大, 构件的极限稳定稳定承载力逐渐减小, 而达到极限稳定承载力时, 构件的水平位移会随之增大;加固后构件极限稳定承载力相对于未加固时的单角钢构件极限稳定承载力提高百分比可以表明构件的加固效果, 通过荷载增量数值对比可知, 长度为1.2m的构件加固效果要好于长度分别为1.0m和1.5m的构件, 所以并不是构件的长细比越大, 加固效果越好, 可能存在最优长细比, 在构件的长细比过大或过小时, 加固效果都会有所减弱。此外初始负载越大, 加固效果就越差, 因此加固施工时须控制负载大小, 即建议尽可能在不超过2级风下进行。

　　 先对未进行加固的长度为1.2m单角钢构件L80×6进行非线性轴心受压有限元分析, 得到其极限稳定承载力为142.18k N, 然后计算不同角钢肢厚、初始负载的加固后构件极限稳定承载力相对于未加固时的单角钢构件极限稳定承载力的提高百分比。有限元计算结果如表3所示。

　　 由表3可知, 在初始负载相同的情况下, 随着加固角钢肢厚的增大, 加固后构件的极限稳定承载力逐渐增大, 而达到极限稳定承载力时, 构件的水平位移也会随之增大;通过荷载增量数值对比可知, 所选加固角钢肢厚越大, 则构件的加固效果会越好;同样, 初始负载越大, 加固效果就越差。

　　 (1) 在初始负载相同的情况下, 随着长细比的增大, 加固后构件的极限稳定承载力逐渐减小, 而达到极限稳定承载力时, 构件的水平位移会随之增大。

　　 (2) 长度为1.2m的构件加固效果要好于长度分别为1.0m和1.5m的构件, 所以并不是构件的长细比越大, 加固效果越好, 而是存在最优长细比。

　　 (3) 在初始负载相同的情况下, 随着加固角钢肢厚的增大, 构件的极限稳定承载力逐渐增大;通过荷载增量数值对比可知, 所选加固角钢肢厚越大, 则对构件的加固效果会越好。

　　 (4) 初始负载越大, 加固效果就越差, 因此加固施工时须控制负载大小, 即建议尽可能在不超过2级风下进行。