張翼飛，曾 聰，潘天林，王德弘，陳志壽

(1.東北電力大學建筑工程學院，吉林 吉林 132012；2.中國輕工業(yè)武漢設計工程有限公司，湖北 武漢 430060)

隨著我國電力事業(yè)的不斷發(fā)展，桿塔上的電力設備種類逐漸增多，輸電塔承擔的荷載也隨之增大，因此需要重新驗算桿塔的設計承載力，以檢查其能否滿足使用要求.除此之外，冰雪和大風等自然災害會引起倒塔斷線，進而導致電力系統(tǒng)的癱瘓.從事故現(xiàn)場分析，發(fā)生倒塔的主要原因是塔材屈曲而喪失承載力.

目前常見的塔材加固方法是增大原塔材的截面，即直接在需要加固的薄弱桿件上通過連接板背靠一條新的角鋼，以增大被加固塔材的剛度.該方法也被稱為并聯(lián)角鋼法或構件并聯(lián)法，已經(jīng)有不少學者在加固效果和影響因素等方面對其展開了研究.

劉學武等[1]通過有限元模擬和試驗研究了并聯(lián)角鋼的不同布置方法對加固效果的影響；韓軍科等[2]針對并聯(lián)角鋼法的打孔帶來的高空操作困難問題進行了改進；周文濤等[3]對背靠背主材加固方案中的連接板類型、連接螺栓的數(shù)量和加固材的規(guī)格對最終加固效果的影響進行了試驗研究；張峰等[4]結合有限元分析結果研究了并聯(lián)角鋼加固后桿塔的抗風和抗冰能力；Mills等[5-8]研究了風荷載作用下加固的桿塔節(jié)間長度對整體承載力的影響，并通過有限元模擬對十字型連接板加固法進行了建模分析.

構件并聯(lián)法可以顯著提高薄弱桿件的受壓承載力，但其弊端在于對原桿件剛度的改變過大，基于滿應力設計的輸電塔結構在單根桿件剛度大幅變化時會產(chǎn)生明顯的應力重分布，會對結構中其它桿件造成不利影響.防屈曲支撐是一種應用廣泛的承載-消能構件，外約束構件不直接參與受力的特點使其在對既有結構加固時可在不明顯改變原有桿件的前提下大幅提高承載力.目前，防屈曲加固的研究在橋梁領域已取得一定進展.Oda[9]采用防屈曲加固方法對橋梁中既有的H型鋼構件加固，結果表明該方法可以有效的防止構件發(fā)生整體屈曲，防屈曲加固方法已在日本的多項實際工程中得到應用，但該方法目前在輸電工程領域的研究尚未深入開展.

本文以輸電工程中大跨越桿塔為例，針對雙角鋼T型截面斜材(如圖1a)提出一種新的防屈曲加固方法，通過試驗研究該方法對塔材的承載力的提升效果，并通過數(shù)值模擬給出幾何構造參數(shù)的合理取值區(qū)間.

1 試 驗

1.1 試驗概況

本文一共設計兩個試件，分別是未加固試件T1和防屈曲加固試件T2.未加固試件T1僅由2個等邊角鋼和加勁板組成，其中角鋼可視為塔材，加勁板可視為安插在塔材兩端的節(jié)點板，二者通過塞焊連接.防屈曲加固試件T2由內芯構件和外約束構件兩部分組成，構造及幾何尺寸如圖1b、c所示，內芯構件包括2個等邊角鋼和加勁板，其中等邊角鋼兩端通過變截面形成加強段和過渡段(由商業(yè)工業(yè)角鋼冷切成型)，在屈服段中部通過漸變式的局部增大作為限位卡，以避免加載時外約束構件下滑，加勁板在角鋼兩側與角鋼塞焊連接.外約束構件由2個等邊角鋼、1個約束蓋板和墊條通過螺栓連接組成.圖1c中By取378mm，t取58mm，c取1.58mm，d取8mm.鋼材的基本性能如表1所示.

圖1 幾何尺寸及構造示意圖

表1 鋼材基本性能

對試件進行擬靜力試驗，試驗設備采用哈爾濱工業(yè)大學結構與抗震實驗中心的2 500 kN MTS TestStar II型電液伺服試驗機，試驗裝置如圖2所示.試件兩端的連接接頭插入夾具內部并牢牢夾緊，以實現(xiàn)兩端固接的加載方式.各試件的軸向位移由布置在端板兩端的拉線式位移傳感器采集，軸向荷載由試驗機自帶的荷載傳感器采集.

圖2 試驗設備

加載制度可分為彈性階段和彈塑性階段.首先在彈性階段以荷載控制，在TBRB軸向屈服力的理論計算值Pyc(內芯屈服強度理論值與屈服段面積理論值的乘積)的0.2倍、0.4倍、0.6倍處各加載1周(先拉后壓)，以測量支撐的實際彈性軸向剛度.完成后，再重新以位移控制開始第二階段的彈塑性加載.第二階段加載以支撐內芯的屈服段的軸向位移作為控制參數(shù)，分別在屈服段應變的0.4%、0.6%、0.8%、1.0%、1.2%、1.4%、1.6%、1.8%、2.0%、2.2%、2.6%、3.0%處做低周往復循環(huán).其中在2%處循環(huán)6周，在3%處則做等幅往復循環(huán)直至破壞，其余各加載步處各循環(huán)兩周.

1.2 滯回曲線

試驗所得滯回曲線如圖3所示.圖中坐標均做無量綱化處理，其中縱坐標為支撐軸向力P與試件計算屈服軸力Pyc的比值，而橫坐標為支撐內芯屈服段軸向應變ε(支撐內芯兩端相對軸向位移δ與內芯屈服段長度Ly的比值)，均以受拉時為正，受壓時為負.

圖3 滯回曲線

未加固試件T1在剛進入第二加載階段的0.4%應變第1個加載循環(huán)內發(fā)生失穩(wěn)，承載力大幅下降.防屈曲加固試件T2在2.2%應變的第1個加載循環(huán)下發(fā)生疲勞斷裂，破壞前滯回曲線呈飽滿的梭形，表現(xiàn)出穩(wěn)定承載能力與耗能能力.試件T1軸向極限受壓承載力為-321 kN，試件T2軸向極限受壓承載力-439 kN，相比加固前提高36.7%，極限壓應變提高450%.通過對彈性階段曲線的線性回歸得到試件的軸向彈性剛度，試件T1的軸向彈性剛度為142.23 kN/mm2，試件T2的軸向彈性剛度為138.15 kN/mm2，兩者誤差不超過2.9%，說明在彈性階段防屈曲加固不會明顯改變原試件的剛度.

1.3 破壞形態(tài)

分不同角度給出了試件的變形對比圖，如圖4所示.試件T1發(fā)生了較大彎扭屈曲，變形主要集中在沒有加勁板的中部薄弱區(qū)域.試件T2由于外約束構件的限制，內芯沒有發(fā)生較大變形，但內芯上殘留了明顯的多波屈曲變形，這種多波屈曲的變形模式反映出了防屈曲支撐的工作原理，內芯構件受壓時產(chǎn)生的屈曲變形在外約束構件的限制下，由低階的整體失穩(wěn)形式發(fā)展為高階的多波屈曲變形，不斷耗散外界輸入的能量，說明本文提出的防屈曲加固形式可以有效抑制內芯的屈曲變形.

圖4 試驗前、后及有限元變形對比

2 數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模型建立

防屈曲加固試件T2的三維數(shù)值模型如圖5所示.模型中各部件均采用C3D8I單元.由于不考慮墊條上螺栓對性能的影響，建模過程中簡化了墊條上螺栓及螺栓孔的設置，使用“tie”接觸模擬墊條與約束構件之間的連接作用.同時，“tie”接觸還用于模擬加勁板與內芯、內芯與端板之間的焊接連接.內芯構件與約束構件之間選用面-面接觸，接觸屬性中法向作用選用“硬接觸”.為提高模型分析的收斂性，將接觸控制中的阻尼系數(shù)設置為1E-4，該設置項不會降低計算結果的精度[10].選定摩擦系數(shù)0.3來考慮摩擦力的影響[11].考慮到支撐在實際生產(chǎn)安裝中存在誤差，按照支撐整體一階屈曲模態(tài)施加初始缺陷，幅值取為支撐總長度的1/1 000.此外，分析中規(guī)定了最大和最小增量分別為0.25和1E-20.

主要部件的屈服強度與彈性模量如表2所示.泊松比ν=0.3，屈服后的切線模量Et=0.03E.本構模型采用雙線性隨動強化模型，該模型的優(yōu)點是考慮了鋼材的包辛格效應.為提高計算速度，墊條、端板板采用理想彈性模型.

端板一端固定，另一端施加軸向位移，保證在加載過程中，內芯構件始終承受軸向力.加載方式采用位移控制加載方式，加載制度與試驗保持一致.

2.2 模型驗證

試驗與有限元滯回曲線的對比圖，如圖6所示.可以看出彈性剛度和滯回曲線與試驗結果基本一致.圖4為變形對比圖，有限元中變形以彎曲變形為主，主要集中在屈服段，與試驗結果相符.說明本文提出的有限元模型可以為防屈曲加固的仿真提供令人滿意的精度，并為進一步的參數(shù)研究和設計建議提供了依據(jù).

圖5 有限元模型圖6 滯回曲線對比

2.3 參數(shù)分析

采用前述有限元模型進行參數(shù)分析，研究內芯外約束之間間隙與內芯厚度的比值(以下簡稱間厚比c/t)、內芯雙角鋼之間間距與內芯厚度的比值(以下簡稱距厚比d/t)和內芯寬厚比(b/t)對T型防屈曲加固斜材性能的影響，并為設計建議提供參考.

2.3.1 間厚比(c/t)的影響

防屈曲支撐內芯受壓屈曲過程中，內芯和外約束之間需要一定的間隙.如果間隙過大，內芯不能受到有效約束，在受壓屈曲變形過程中容易產(chǎn)生承載力的突變，不利于支撐的整體性能.因此，本節(jié)對六個受壓階段不同c/t的T型防屈曲加固斜材進行分析和比較，保持其它參數(shù)取值一致，c/t分別取0.1、0.2、0.3、0.4、0.5和0.6.為排除摩擦力的干擾，接觸面間按無摩擦計算.結果如圖7所示，橫、縱坐標分別為T型防屈曲加固斜材的屈服段應變和應力.

由圖7可知，c/t在0.2內時，應力隨便變形增大而不斷穩(wěn)定增加；當c/t大于0.2時，應力出現(xiàn)震蕩現(xiàn)象.應力震蕩是由于間隙較大時，內芯的彎曲變形需發(fā)展到較大幅值才能夠得到側向約束，因此當屈曲模態(tài)發(fā)生轉變時往往會產(chǎn)生荷載與位移曲線的突然下降，但是下降的幅度有限，當屈曲模態(tài)轉變完成后，其應力與應變曲線才會繼續(xù)上升.從應力突然下降的現(xiàn)象來說，內芯除了發(fā)生多波失穩(wěn)之外，還發(fā)生了局部失穩(wěn).因此，間厚比對T型防屈曲加固斜材的整體承載性能產(chǎn)生較大影響，建議間厚比取值不大于0.2.

2.3.2 距厚比(d/t)的影響

考慮到雙角鋼支撐中間需夾有節(jié)點板，因此內芯構件雙角鋼間留有間距d.間距d同間隙c一樣，若其取值過大，內芯腹板處兩肢角鋼不能有效的形成相互約束.因此為保證支撐具有穩(wěn)定的力學性能，還需對間距d進行限制.本節(jié)對六個受壓階段不同d/t的T型防屈曲加固斜材進行分析和比較，保持其它參數(shù)取值一致，d/t分別取0.4、0.8、1.2、1.6、2和2.4.計算結果如圖8所示.

圖7 應力-應變曲線圖8 應力-應變曲線

由圖8可知，當d/t在0.4以內時，應力隨應變增加穩(wěn)定增長.當d/t大于0.4后，應力與應變曲線出現(xiàn)不同程度的震蕩，且d/t取值越大，曲線的抖動越早出現(xiàn)，抖動程度越大.距厚比與間厚比對防屈曲加固斜材的影響機理相似，較大的距離d使得支撐在模態(tài)轉換過程中需發(fā)生較大幅值的屈曲才能與約束構件接觸.因此，在對TBRB設計時建議間厚比d/t取值不大于0.4.

2.3.3 寬厚比(b/t)的影響

對于T型防屈曲加固斜材而言，如果內芯板件寬厚比過大，即使外約束足夠、其他參數(shù)合適，也會過早的發(fā)生局部失穩(wěn).因此，為保證支撐具有穩(wěn)定的承載性能，需要對內核寬厚比進行限制.本節(jié)對3個受壓階段不同b/t的T型防屈曲加固斜材進行分析和比較，保持其它參數(shù)取值一致，b/t分別取7.3、9和11.5.計算結果如圖9所示.

圖9 荷載-位移曲線

如圖9所示，當b/t=7.3時，應力隨應變的增加逐漸增大；當b/t=9時，應力曲線出現(xiàn)微小的震蕩，這與內芯構件上發(fā)生局部失穩(wěn)有關；當b/t=11.5時，在0.85%應變附近應力開始出現(xiàn)明顯震蕩.可見，寬厚比越大時應力應變曲線可能會出現(xiàn)下降段，曲線震蕩越明顯，影響其承載能力的穩(wěn)定性.因此設計內芯截面時應限制寬厚比，對T型防屈曲加固斜材內核板件寬厚比限值建議不大于9.

3 結 論

本文提出了一種可用于輸電塔T型斜材的防屈曲加固方法，通過擬靜力試驗和數(shù)值模擬對加固方法進行了分析，主要結論如下：

(1)本文提出的T型斜材防屈曲加固方法可以有效抑制T型斜材的整體失穩(wěn)；

(2)防屈曲加固后的試件極限受壓承載力與極限受壓應變可達到439 kN和2.2%，較加固前分別提升36.7%和450%.加固試件在破壞前滯回曲線呈飽滿的梭形，具有一定的耗能能力，可作為一種消能減震設備應用于建筑結構中；

(3)采用雙線性隨動強化模型對加固后的T型斜材進行參數(shù)分析.通過與試驗結果比較，證明有限元模型可以較好地模擬T型防屈曲加固斜材的受力性能；

(4)間厚比、距厚比和寬厚比對防屈曲加固斜材的性能影響顯著，對T型防屈曲加固斜材建議間厚比不超過0.2，距厚比不超過0.4，寬厚比不超過9.