单角钢在输电铁塔中的应用, 经历了几十年的发展已趋于成熟, 其设计方法的合理性在真型试验中得到了印证。随着特高压^[1]、大跨越、同塔多回^[2,3]输电线路的建设, 杆塔承受的荷载越来越大, 在一定条件下, 单角钢甚至高强度大规格角钢无法满足承载能力要求。十字组合角钢具有承载力高、便于运输、造价低等优点, 在国内外输电线路中得到广泛应用。

　　 目前关于十字组合角钢的研究主要集中在稳定性理论及试验方面。文献[4]对中国规范、英国规范和欧洲规范关于十字组合角钢构件的局部稳定承载力计算方法进行了对比分析。文献[5,6]对中国规范、英国规范和欧洲规范关于十字组合角钢构件的整体稳定承载力计算方法进行了对比分析。文献[7]对螺栓连接组合角钢的整体稳定性进行了分析, 建议对绕虚轴剪切变形较大的双拼十字组合角钢, 按格构式轴心受压缀板组合构件的原理, 对换算长细比加以修正放大, 计算整体稳定性。文献[8]从理论分析和有限元两个方面, 提出了考虑扭转屈曲时十字截面构件的等效设计强度方法。文献[9]对2 160×12, 2 160×14, 2 160×13的3种规格共计21根Q420高强度双角钢进行铰支轴压试验, 长细比范围为25～55;试验结果表明, 十字组合角钢截面构件最终破坏表现为弯曲屈曲与局部屈曲的组合, 扭转屈曲不是十字组合角钢截面构件的主要破坏模式。

　　 目前十字组合角钢主材与斜材的连接采用图1 (a) 的连接形式, 即十字组合角钢中内侧角钢的两肢分别于铁塔正侧面斜材连接。传统连接形式下, 十字组合角钢真型塔试验^[10,11]表明, 内外角钢受力不均匀, 塔腿主材节间内外角钢受力协调性更差, 这种受力不均匀性影响了铁塔的承载能力。十字组合角钢主斜材新型连接形式如图1 (b) 所示, 即十字组合角钢的两个角钢中的一个肢分别于铁塔正侧面斜材连接。文献[12]对十字组合角钢主斜材新型连接形式进行了有限元分析, 通过传统连接形式和新型连接形式的对比分析, 指出新型连接形式位移协调性好, 受力性能优于传统连接形式。

　　 本文通过输电铁塔的塔架试验对十字组合角钢输电铁塔主材与塔身正侧面斜材的两种连接进行了试验研究;在外荷载相同条件下, 对两种连接形式下十字组合角钢的轴力、稳定承载力及主材受力不均匀性进行了分析。

　　 根据输电铁塔的结构布置形式和受力特点, 设计两个十字组合角钢塔架。塔架根开5m, 瓶口宽度2m, 塔高12.8m;塔身4个节间, 塔腿3个节间;主材坡度0.12, 塔腿主斜材夹角19°;主材规格2 110×10, Q345, 塔架如图2所示。塔架一:十字组合角钢主材与斜材分别采用传统连接形式, 如图3 (a) 所示;塔架二:十字组合角钢主材与斜材分别采用新型连接形式, 如图3 (b) 所示。

　　 合理的节点设计能够使塔架更好地模拟实际结构, 满足实际使用功能的需要。两个塔架加荷值和加载点位置完全相同, 横向和纵向荷载通过斜向加载绳进行同步施加, 加载节点如图4所示。塔架通过地脚螺栓将塔脚板与地面连接, 塔脚板设计时考虑与实验室地脚螺栓孔项配套, 地脚螺栓间距500mm, 塔脚节点如图5所示。

　　 试验在中国电力科学研究院特高压杆塔试验基地进行, 钢管塔四个塔脚通过地脚螺栓固定在地槽内。作用在输电铁塔上的荷载共有三种, 纵向荷载主要为导地线张力荷载, 横向荷载主要为风荷载, 垂直荷载主要为导地线自重及覆冰荷载。横向荷载通过加荷绳和反力墙由2个300kN同步液压缸加载, 纵向荷载和垂直荷载通过加载绳与8个300kN同步液压缸加载。液压缸采用双作用单杆活塞式油缸, 行程1 500mm, 耳环连接, 缸头耳环与活塞杆为整体连接方式, 缸盖为法兰连接。试验加载装置如图6所示。

　　 每个钢管塔架设计2个试验工况。试验工况1为对钢管塔架分别施加纵向荷载、横向荷载和垂直荷载, 通过定滑轮和反力墙将加载绳与地面的液压缸连接, 施加横向荷载。试验工况2为控制工况, 对钢管塔架施加纵向荷载和垂直荷载。纵向荷载和垂直荷载均通过斜向加载绳同步进行施加, 受单个液压缸最大加荷值的限制, 每个加载点采用四根加载绳进行斜向荷载的施加。每个加载绳的前端连接力传感器, 通过力传感器的数值控制加载点的荷载, 以确保加荷数据的准确性。采用荷载增量控制加载, 试验工况1的加荷级别为:70%设计荷载前按设计荷载的10%增量为一级, 70%设计荷载后按设计荷载的5%增量为一级, 逐级加载至100%, 然后按设计荷载的10%进行逐级卸载。试验工况2加荷级别为:70%设计荷载前按设计荷载的10%增量为一级, 70%设计荷载后按设计荷载的5%增量为一级, 逐级加载, 直到钢管塔架丧失承载力为止。

　　 试验量测内容主要包括钢材材料强度、塔架整体变形、组合角钢应变、钢管塔架整体稳定承载力等。

　　 每个塔架受压侧主材布置20个应变测点, 受拉侧主材布置2个应变测点, 每个十字组合双角钢主材测点布置8个应变片, 共计176个通道。辅助材布置8个应变测点, 每个辅助材角钢测点布置2个应变片, 共计16个通道。对3个填板布置应变测点, 每个测点布2个应变花, 每个应变花由3个应变片组成, 共计18个通道。主材应变测点布置如图7所示。

　　 试验中对十字组合角钢主材取 3个标准材性试件, 试件宽度25mm, 标距100mm, 材质Q345B。通过室温拉伸试验得到其强度指标, 试验结果如表1所示, 材料屈服强度取实测屈服强度取下屈服强度平均值为378MPa。

　　 塔架一:在外荷载达到设计荷载的105%时, 十字组合角钢主材端部测点L3C-3应力值351MPa, 超过屈服强度345MPa;当加载至110%, L3C-3应力值达到416MPa, 持时片刻, L3C测点下方主材首先发生破坏, 紧接着L2C测点下方主材发生破坏, 整个塔架发生破坏, 破坏情况如图8 (a) 所示。L3C-3测点位于双肢组合角钢与斜材相连的内肢上, 塔架破坏时, 主材为绕强轴 (虚轴) 的弯曲破坏。

　　 塔架二:在外荷载达到设计荷载的115%时, 十字组合角钢主材L2C截面2个测点应力达到300MPa以上, L2B截面5个测点应力达到300MPa以上, 持时片刻, L2B测点下方主材首先发生破坏, 紧接着253-303主材L2B测点下方发生破坏, 整个塔架发生破坏, 破坏情况如图8 (b) 所示。塔架破坏时, 主材破坏轴为非传统意义上的实轴和虚轴, 为绕平行于单角钢平行轴的虚轴弯曲破坏。

　　 应变测量可反映同一截面不同部位材料应力的发展程度, 可比较直观地观察截面应力的发展。破坏工况 (试验工况2) 塔腿主材应变随加载级的变化规律见图9。

　　 理论计算时, 十字组合双角钢被视为实腹式构件, 因此外荷载相同条件下, 十字组合双角钢主材布置形式对主材轴力计算值没有影响。破坏工况100%设计荷载作用下, 编号250-200塔架主材轴压力计算结果为999.52kN。

　　 塔架一超载至设计荷载的110%时, 主材发生失稳破坏。加载至设计荷载的100%时, 主材轴力实测结果见表2, 表中应变测点的轴力值由8个应变片的平均应变乘以弹性模量及截面面积得来, 理论值为TTA程序轴力计算结果, 杆件编号如图7所示。

　　 塔架二超载至设计荷载的115%时, 主材发生失稳破坏。加载至设计荷载的100%时, 主材轴力实测结果见表3。

　　 表2和表3计算结果表明, 塔架一和塔架二塔腿主材实测轴力值与理论计算值接近。

　　 十字组合角钢塔架塔腿主材采用十字焊接填板布置形式, 其余主材采用十字分离式填板布置形式。文献[13]对十字组合角钢稳定理论进行了分析, 对换算长细比$\stackrel{—}{{\displaystyle \lambda }}$进行了推导, 提出了十字组合角钢稳定承载力计算方法, 并通过真型塔试验验证了计算方法的合理性。考虑填板布置形式的十字组合角钢稳定承载力计算方法如下:

　　 $\begin{array}{l}\frac{{\rm N}}{\phi A}\le m{}_{\text{Ν}}f(1)\\ \text{其}\text{中}:\\ m{}_{\text{Ν}}=\{\begin{array}{l}1.0(\frac{b}{t}\le (\frac{b}{t}){}_{\lim })\\ 1.677-0.677\frac{b/t}{(b/t){}_{\lim }}((\frac{b}{t}){}_{\lim }<\frac{b}{t}\le \frac{380}{\sqrt{f{}_{\text{y}}}})\end{array}\\ (\frac{b}{t}){}_{\lim }=(10+0.1\lambda )\sqrt{\frac{235}{f{}_{\text{y}}}}\end{array}$

　　 式中:N为轴心压力设计值;A为构件主截面面积;φ为稳定系数;f为钢材的强度设计值;m_N为压杆稳定强度折减系数;b/t为翼缘宽厚比。当λ<30时, 取λ=30;当λ>100时取λ=100。

　　 稳定系数φ计算方法为:

　　 当$\stackrel{—}{{\displaystyle \lambda }}=\frac{\lambda }{\text{π}}\sqrt{\frac{f{}_{\text{y}}}{E}}\le 0.215$时,

　　 $\phi =1-\alpha {}_1\stackrel{—}{{\displaystyle \lambda }}{}^2$

　　 当$\stackrel{—}{{\displaystyle \lambda }}>0.215$时,

　　 $\phi =\frac{1}{2\stackrel{—}{{\displaystyle \lambda }}{}^2}[(\alpha {}_2+\alpha {}_3\stackrel{—}{{\displaystyle \lambda }}+\stackrel{—}{{\displaystyle \lambda }}{}^2)-\sqrt{(\alpha {}_2+\alpha {}_3\stackrel{—}{{\displaystyle \lambda }}+\stackrel{—}{{\displaystyle \lambda }}{}^2){}^2-4\stackrel{—}{{\displaystyle \lambda }}{}^2}]$

　　 长细比λ按换算长细比计算:

　　 $\lambda =\sqrt{\lambda {}_{\text{y}}^2+\lambda {}_1^2}$

　　 式中:λ_y为绕虚轴y-y的长细比, 截面回转半径计算时不考虑间隙的作用。对于十字组合角钢而言不考虑间隙的作用, 实轴与虚轴长细比接近, 由于虚轴长细比换算后变大, 因此十字组合角钢稳定基本由虚轴控制, 实轴稳定承载力可以不计算;λ₁为分肢角钢的长细比, 当填板形式为十字焊接或十字分离式时, λ₁=l₁/i_v, 其中l₁为填板间距, 如图10 (b) , (c) 所示, i_v为单角钢最小轴回转半径;当填板型式为一字分离式时, l₁为2倍填板间距, 如图10 (a) 所示, i_v为单角钢平行轴回转半径。

　　 稳定应力计算公式反映的是构件局部达到设计应力的一种状态, 而十字组合双角钢主材应变测点几乎不可能采集到构件失稳的初始点的应变, 也就是说试验应变片测点的应变值, 不能反映考虑稳定系数的稳定应力。真型塔加载至破坏荷载时, 杆件达到失稳状态, 此时可以认为杆件局部截面达到了材料的屈服强度。因此可以采用不均匀系数k表示稳定承载力计算公式与真型试验结果吻合程度:

　　 $k=\frac{{\rm N}{}_{\max }/(\phi A)}{m{}_{\text{Ν}}f{}_{\text{y}}}(2)$

　　 式中:N_max为真型塔破坏时对应的主材轴力;f_y为实测屈曲强度。

　　 塔架一加载至110%, 塔架二加载至115%发生失稳破坏, 塔架一失稳时对应的轴压力为999.52×1.1=1 099.47kN, 塔架二失稳时对应的轴压力为999.52×1.15=1 149.45kN;十字组合角钢稳定承载力计算方法采用换算长细比对破坏的主材稳定承载力进行分析, 计算结果如表4所示。按换算长细比计算得到的极限承载力与试验结果吻合较好, 稳定承载力计算方法合理。

　　 主材不均匀性指主材截面处, 十字组合角钢两个分肢的受力均匀程度。十字组合角钢每个截面布置8个应变片, 其中每个分肢角钢布置4个应变片, 用应变之和来反映主材受力的均匀程度, 即当同一截面处一个分肢的1, 2, 3, 4测点应力之和与另一个分肢的5, 6, 7, 8测点应力之和接近时, 说明组合角钢双肢受力相对较为均衡, 协同性能较好。塔架一和塔架二塔腿主材同一截面处应力计算结果见表5所示, 表中L2A (1～4) 表示L2A截面的1, 2, 3, 4应变测点, L2A (5～8) 表示L2A截面的5, 6, 7, 8应变测点, 测点编号见图6。

　　 表5计算结果表明, 塔架二的十字组合角钢两个肢的受力均匀程度优于塔架一的十字组合角钢, 在一定程度上解释了塔架二超载至设计荷载的115%时破坏, 而塔架一加载至设计荷载的110%时破坏。

　　 本文通过输电铁塔的塔架试验, 对十字组合角钢主斜材的的两种连接形式进行了试验研究, 在此基础上对十字组合角钢轴力、稳定承载力及主材不均匀性进行了分析, 主要结论如下:

　　 (1) 塔架结构布置形式及外荷载相同条件下, 传统连接形式的塔架加载至设计荷载的110%时, 主材发生失稳破坏;新型连接形式的塔架加载至设计荷载的115%时, 主材发生失稳破坏;十字组合角钢主材与塔身正侧面斜材的新型连接形式, 可以提高塔架整体承载能力。

　　 (2) 两种连接形式下, 塔架主材轴力实测值与理论计算值接近, 说明可以采用空间桁架计算模型 (TTA软件) 对十字组合角钢主材进行内力计算。

　　 (3) 考虑填板布置形式的十字组合角钢稳定承载力计算方法与试验结果吻合较好, 计算方法合理。

　　 (4) 新型连接形式的十字组合角钢两肢的受力均匀性优于传统连接形式的十字组合角钢。