我国输电线路杆塔结构所用的钢材以热轧角钢型材为主,近年来采用高强度角钢日益普遍,同时带来了较好的经济效益^[1]。

　　 关于角钢受压构件设计分析方法,国外已开展了较多数量的理论与试验研究^[2,3,4,5,6]。在国内,文献[7] 考察了我国现行规范和美国规范对高强角钢宽厚比规定的区别,以及按宽厚比对屈服强度进行折减的方法。针对轴压和偏压高强角钢构件,文献[8]研究了构件宽厚比限值以及超限构件承载力计算时的屈服强度的折减方法。在试验研究方面,文献[9]进行了48根、文献[10]进行了9根单边连接的Q460角钢构件承载力试验,并与相关设计规范进行了比较;文献[11]完成了39根Q420双角钢组合截面压杆的承载力试验,考察了填板布置方式以及构件长细比的影响。

　　 目前国内可用于角钢设计的规范有两本,即《钢结构设计规范》(GB 50017—2017)^[12](简称钢规)和《架空输电线路杆塔结构设计技术规定》(DL/T 5154—2012)^[13](简称DL/T 5154—2012)。对于Q420高强度角钢,应采用较小长细比构件以充分发挥高强特性,宽厚比更严,钢规没有给出宽厚比不满足要求时的承载力计算方法。DL/T 5154—2012对不满足钢规规定的宽厚比限值的截面进行强度设计值折减,使其能适用于此类截面的计算。国外规范有美国输电铁塔设计导则ASCE 10-97^[14](简称ASCE 10-97)和美国钢结构学会(AISC)单角钢设计规范AISC/LRFD-SAM-2000^[15](简称LRFD-SAM-2000)。LRFD-SAM-2000与ASCE 10-97的不同之处还在于,在确定利用拟合曲线还是欧拉公式的界限长细比时,LRFD-SAM-2000考虑了宽厚比,而ASCE 10-97是一个定值。

　　 为充分发挥钢材的高强性能,设计上应采用长细比较小的构件以达到较大的整体稳定承载力,但此时可能发生板件的局部失稳。如何按照板件的宽厚比确定稳定承载力,是各国规范的最主要区别所在,也是高强角钢设计的关键。本文选取工程中常用的3种Q420角钢截面及5种长细比,设计并完成了45根轴压试件的加载试验,并将试验结果与有限元模拟、DL/T 5154—2012规范、ASCE 10-97导则和LRFD-SAM-2000规范进行了比较分析。

　　 针对工程中比较常用的角钢类型,本文选取了三种热轧等边角钢截面L125×8,L125×10以及L140×10,每种截面选取了20,30,40,50,60共5种长细比,每种试样制作3根,共制作45根。测量每根试样的实际宽度、厚度和长度尺寸,用于承载力计算。

　　 为了便于加载,试件两端加焊了长250mm、厚20mm的Q235钢正方形端板。角钢形心与端板形心重合,角钢两边与端板两边平行。

　　 对三种截面角钢各截取5个标准试样进行单向拉伸材性试验,得到Q420钢材的弹性模量、下屈服点、抗拉强度以及伸长率的平均值见表1。

　　 本试验采用双向刀口支座,保证角钢试件端部在绕截面弱轴和强轴方向能自由转动,模拟试件两端铰接条件。

　　 试件中央截面处布置8枚应变片,试件长度的1/4处和3/4处截面各布置4～8枚应变片。在预加载时,观测试件中各处应变是否一致以确定试件是否达到力学对中。

　　 试样中央截面处设置3个位移计,测量侧向位移。试验过程中同时记录加载点处竖向位移以及加载荷载。

　　 加载试验在同济大学长柱试验机上完成,见图1。试样安装后进行几何对中以及预加载的力学对中,确认试件处于轴心加载状态后进行正式加载。试验采用先分级后连续的混合加载制度,直至试件失稳破坏为止。

　　 表2为试件极限承载力及破坏情况的试验结果。表中编号的前4位数字表示试件角钢截面尺寸,第6位数字表示长细比(1,2,3,4,5分别表示长细比为20,30,40,50和60),最后英文字母表示同一种试件的数量,例如编号250801A表示截面L125×8、长细比为20、第1根试件;401002B表示截面L140×10、长细比为30、第2根试件,以此类推。表中破坏情况栏中A表示局部屈曲,B表示绕弱轴弯曲的整体失稳。

　　 试件破坏可能出现两种失稳模态:局部失稳和绕弱轴的整体失稳。大部分试件的破坏形式为近支座处的局部失稳破坏,破坏过程短暂,破坏前试件无明显变形,试件在近支座处一侧的肢边突然产生鼓曲之后,下部刀口支座发生转动,挠度及应变激增,荷载迅速降低。部分试件观测到绕弱轴的整体失稳,失稳前有一个较长的变形过程,可以直接目测到试件出现弯曲变形,刀口铰支座的承压板出现较大转动。试件典型的破坏情况如图2所示。图3为试验过程中250805组试件轴向压力N与柱的轴向压缩值d曲线。

　　 L125×8试件的破坏模式除一根试样为整体失稳以外其余为局部失稳。L125×10从长细比为20时就开始出现整体失稳,长细比达到40后所有构件都表现为为绕弱轴的整体失稳。L140×10在长细比较小时为局部屈曲,除个别试样以外,长细比到60时,开始出现整体失稳。3种截面中L125×8宽厚比最大,L140×10次之,L125×10最小,试验中观察到的试件失稳模态变化符合截面宽厚比不同情况。

　　 从L125×8试件的承载力可以看出,局部屈曲的承载力不仅与宽厚比有关,还随着长细比的增加逐渐降低。长细比为20～60范围内,L125×10和L140×10试件的极限承载力试验结果接近,均保持在1 100kN左右。随着长细比的增加,L125×10试件承载力呈现很平缓的下降趋势,而L140×10下降趋势不明显,长细比为60时的试验值反而比长细比为50时的值稍大(考虑因试验误差所致)。

　　 本文利用ANSYS软件,采用Solid45单元进行角钢以及端板的单元划分,角钢厚度方向划分4层。考虑到试验中所有试件均发生局部失稳或绕弱轴弯曲失稳,模型边界取绕弱轴的铰接。角钢材性取双折线模型,按表1材性试验所得下屈服点作为屈服强度,屈服后切线弹性模量为屈服前的2%。截面尺寸以及试件长度按实测值,单元划分时考虑角钢截面角部圆弧过渡区。有限元模型见图4(a)。

　　 计算中考虑角钢截面纵向残余应力,选用图4(b)分布。计算结果表明,残余应力会降低角钢稳定承载力,但下降幅值在5%以内。初始几何缺陷分布按一阶线性屈曲模态选取,其大小对稳定承载力有较大影响。本文将初始几何缺陷最大值设置为试件长度的1/10 000～1/200进行参数分析,初始几何缺陷取试件长度的1/1 000～1/500时数值计算结果与试验结果吻合最好。以下数值计算中选取试件长度的1/1 000作为分析模型的初始几何缺陷最大值。

　　 采用弧长法,对45根试件全部进行了轴心受压全过程的非线性有限元计算,选取荷载-位移曲线上荷载最大值作为稳定承载力。

　　 同一组3根试件的数值计算结果非常接近,取其平均值与试验结果做比较,得到的3种角钢试件轴心受压稳定承载力N随长细比λ的变化曲线见图5～7。除去L140×10角钢长细比60时试验值偏大以外,数值计算结果略大于试验值,两者差异在10%以内。

　　 从失稳形式看,数值计算得到的L125×8角钢试件均为局部失稳,这与试验现象一致;对于L125×10角钢,数值计算结果在长细比为60的时候发生绕弱轴的整体失稳,而试验结果从长细比为40起就全部为绕弱轴的整体失稳,这可能是试验中存在的偏心等使得整体失稳更易于发生;对于L140×10角钢,数值计算与试验结果均显示长细比为60时发生从局部失稳向整体失稳的变化。总体上,计算得到的失稳形式与试验结果一致。

　　 随着长细比的增加,相同截面的构件的破坏模式由局部失稳向绕弱轴的整体失稳过渡,失稳模态转变时的长细比与截面尺寸有关。数值结果显示,局部失稳变为整体失稳后其稳定承载力将发生明显的下降。

　　 利用我国电力行业标准DL/T 5154—2012、美国ASCE 10-97及LRFD-SAM-2000,对试验中试件稳定承载力进行计算。由于所有试件截面宽厚比均不满足我国钢规的要求,无法按钢规进行稳定性计算。

　　 为了将3种规范计算结果与试验值及数值结果进行比较,计算时不考虑抗力分项系数而直接采用材料的屈服强度。3种规范的设计计算公式见式(1):

　　 ${\rm N}=\{\begin{array}{l}\text{ϕ}m{}_{\text{Ν}}f{}_{\text{y}}A(\text{D}\text{L}/\text{Τ}5154—2012)\\ F{}_{\text{a}}A(\text{A}\text{S}\text{C}\text{E}10-97)\\ F{}_{\text{c}\text{r}}A(\text{L}\text{R}\text{F}\text{D}-\text{S}\text{A}\text{Μ}-2000)\end{array}(1)$

　　 式中:A为毛截面面积,按实测值计算;f_y为屈服强度,按表1的下屈服点取值;φ和m_N分别为由DL/T 5154—2012确定的轴心受压构件稳定系数和考虑截面宽厚比的压杆稳定强度折减系数;F_a和F_cr分别为ASCE 10-97和LRFD-SAM-2000确定的截面允许压应力,由构件长细比、截面宽厚比及屈服强度等决定。有关φ,m_N,F_a和F_cr的确定方法,可参见相关规范的规定,在此不再赘述。

　　 按式(1)计算得到的角钢轴心受压稳定承载力见图5～7。由图可知:

　　 (1)DL/T 5154—2012计算的 L125×8角钢试件轴心受压稳定承载力比试验值约小30%～45%,L125×10角钢试件的约小25%～30%, L140×10角钢试件的约小25%～35%。

　　 (2)ASCE 10-97计算的L125×8角钢试件轴心受压稳定承载力比试验值约小7%～20%,L125×10角钢试件的约小5%～15%,L140×10角钢试件的约小5%～25%。

　　 (3)LRFD-SAM-2000计算的L125×8角钢试件轴心受压稳定承载力比试验值约小10%～25%,L125×10角钢试件的约小10%～25%,L140×10角钢试件的约小15%～35%。

　　 通过以上比较,可以知道,在绝大部分情况下,3种规范的计算结果均小于试验值。其中,ASCE 10-97结果与试验值非常接近,LRFD-SAM-2000结果略小于试验值,DL/T 5154—2012结果小于试验值且偏差较大。

　　 本文完成了3种截面、5种长细比总共45根的Q420热轧角钢轴心受压试验,得到了试件稳定承载力及失稳模态。本文进行了试件弹塑性稳定承载力有限元计算,计算模型考虑试件长度1/1 000的几何缺陷以及纵向残余应力,稳定承载力的计算结果与试验值吻合较好,失稳形式与试验结果基本一致。

　　 在试件长细比20～60范围内,L125×8角钢的破坏形式表现为局部失稳,L125×10和L140×10在小长细比20时为局部失稳,长细比增大以后出现整体失稳。局部稳定的承载力与截面宽厚比、构件长细比有关,随着长细比的增加局部稳定承载力逐渐降低。

　　 本文对可用于Q420角钢设计的中美规范进行了考察。ASCE 10-97计算结果与试验值非常接近,LRFD-SAM-2000计算结果略小于试验值,DL/T 5154—2012计算结果与试验值相差较大、较为保守。