双剪拼接角钢主材的轴心受压试验研究

Experimental Study on Axial Compression Behavior of Angle Steel Main Members with Double-Shear Splicing Joints

摘要

通过10组轴压试验对双剪拼接角钢主材的轴心受力性能进行了研究，探究了不同节点螺栓连接长度（120 mm、180 mm、240 mm）和包钢面积比（1.08、1.22、1.31）对拼接角钢主材轴心受力性能的影响，从试验构件的受压极限破坏模式、极限承载力和荷载-位移曲线三个方面展开了对比分析，研究表明：当角钢主材无拼接节点时，其轴压极限破坏模式表现为跨中截面处发生绕主轴的弯扭屈曲破坏，平面外变形最大，扭转变形小；当角钢主材采用双剪拼接节点时，其轴压极限破坏模式分为两种情况：当双剪拼接节点处螺栓连接长度不大于120 mm或包钢面积比为1.08时，拼接角钢主材的受压破坏模式以跨中截面弯扭屈曲为主，且伴随有拼接节点破坏；当双剪拼接节点处螺栓连接长度大于120 mm且包钢面积比大于1.08时，拼接角钢主材的受压破坏模式为跨中靠近节点处弯扭屈曲与斜材处局部屈曲的耦合破坏。结合试验结果对规范现有计算方法进行了论证分析，给出了L125×10角钢主材的构造设计建议，该研究结论有利于推动输电线路结构设计技术的发展，为输电线路结构设计规范的编制完善奠定了技术基础。

Abstract

The mechanical properties of the axial compression members of the double-shear splicing main members were studied through 10 sets of axial compression tests. The effects of different bolt connection lengths （120 mm， 180 mm and 240mm） and steel-clad area ratios （1.08， 1.22 and 1.31） were investigated. The ultimate failure mode， ultimate bearing capacity and load-displacement curve of the test members were compared and analyzed. The experimental results show that the ultimate failure mode of the angle steel main members without splicing joints is the flexural-torsional buckling failure around the main axis at the mid-span section， and the out-of-plane deformation is the largest and the torsional deformation is small. When the angle steel main member adopts the double-shear splicing joint， the axial compression ultimate failure mode is divided into two cases： when the bolt connection length at the double-shear splicing joint is not more than 120 mm or the steel-clad area ratio is 1.08， the compression failure mode of the main member is mainly mid-span cross-section flexural-torsional buckling， accompanied by the failure of the splicing joint. When the bolt connection length is greater than 120 mm and steel-clad area ratio is greater than 1.08， the compression failure mode of the splicing main member is the coupling failure of the flexural-torsional buckling at the mid-span near the joint and the local buckling at the inclined member. Combined with the test results， the existing calculation methods of the standards are demonstrated and analyzed， and the structural design suggestions of L125×10 angle steel main member are given. The research conclusions are conducive to promoting the development of transmission line structure design technology and laying a technical foundation for the compilation and improvement of transmission line structure design specifications.

Graphical abstract

关键词

输电塔结构 / 角钢主材 / 双剪拼接节点 / 包钢面积比 / 试验研究 / 计算方法

Key words

transmission tower structure / main member of angle steel / double-shear splicing joint / steel-clad area ratio / experimental study / calculation method

电力是关系到国家发展与人民生活的重要资源，保证电力运行的安全稳定对我国的经济发展和社会发展具有重要意义。输电塔作为电网输送的核心支撑结构，其重要性不言而喻，对于超高压、特高压输电塔，其塔身往往可以达到几十米高甚至上百米高，角钢主材的长度较长。但受限于现有的运输条件和构件自身的抗弯刚度，工程中单个塔身节间的长度一般不大于12 m，角钢主材通常要采用双剪拼接节点才能实现塔身主材的连接（如图1所示），且节点数量十分庞大，双剪拼接节点作为输电塔主要受力构件的连接节点，主要由角钢主材、内包角钢和外贴节点板共同组成，是一种双剪连接，也是支撑输电塔的关键核心节点，具有较高的研究价值。

目前，学者们在输电线路角钢主材的承载力领域做了一些研究，主要集中在单角钢受压承载力计算^［1-4］、十字形和T形组合角钢受压承载力计算^［5-9］、交叉斜材承载力计算^［10-12］、角钢主材的转换节点受压承载力计算^［13］和双剪拼接节点的螺栓受剪承载力计算^［14］等方面，提出了角钢构件在不同约束条件下的承载力计算方法、承压型转换节点承载力计算方法和双剪拼接节点不均匀受剪计算方法等理论算法，推动了输电线路结构设计技术的进步，但均没有对角钢主材采用双剪拼接节点时的承载力进行研究，规程规范^［15］也没有给出明确的条文说明，工程设计中多通过构造设计对其安全性进行控制，其轴压承载力的可靠性无法得到有效评价，存在较大的局限性。

因此，本文通过试验对角钢主材采用双剪拼接节点时的轴压受力性能进行了研究，对比分析了不同节点螺栓连接长度和包钢面积比对其受力性能的影响，结合试验结果对现有规范轴压承载力算法进行了论证分析，给出了双剪拼接角钢主材的构造设计建议。（为了便于理解，后文中“双剪拼接角钢主材”简称为“拼接角钢主材”，“不含双剪拼接节点的主材”简称“无拼接角钢主材”）

1 试验方案

1.1 试验设计

选取某典型角钢塔的一个塔身节间作为研究对象，如图2所示。

选取30根Q355 L125×10角钢主材构件进行试验，为了保证斜材对主材的有效支撑，依据规范^［15］第5.1.6条按照3%的主材承载力对斜材最小轴失稳强度进行验算，计算得到斜材选用Q355 L63×5角钢构件可以保证对主材的支撑效果，连接螺栓采用6.8级M20螺栓。

单肢连接螺栓数量分别选取3颗、4颗和5颗，螺旋间距取标准间距60 mm，对应的螺栓连接长度分别为120 mm、180 mm、240 mm，包钢面积比分别为1.08、1.22和1.31，具体试验工况信息如表1所示。

双剪拼接节点的包钢面积比\eta按照下式进行计算：

\eta =\frac{A_{\mathrm{1}}{f}_{y\mathrm{1}}+A_{\mathrm{2}}{f}_{y\mathrm{2}}}{A{f}_y}（1）

式中：A_{\mathrm{1}}为内包角钢的截面面积；f_{y\mathrm{1}}为内包角钢的屈服强度；A_{\mathrm{2}}为外贴节点板的截面面积；f_{y\mathrm{2}}为外贴节点板的屈服强度；A为角钢主材的截面面积；f_y为角钢主材的屈服强度。

为了模拟角钢主材受斜材的双向支撑约束，在试验中设置两个正交方向上的斜材支撑，加载示意如图3所示。

1.2 材性试验

试验主材、包钢、外贴节点板、斜材均采用Q355材质，根据《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》

（GB/T 228.1—2010）^［16］将试样加工成标准件并进行拉伸试验，材性试验如图4所示。

材性试验表明，各构件钢材具有明显的屈服台阶，屈服后强化阶段较明显，其弹性模量与名义弹性模量接近，屈服强度、抗拉强度均比名义强度高。

1.3 测点布置

采用位移计和应变片测定加载过程中角钢主材的位移和应变，主材的测定截面设置在主材的跨中截面和2/3跨截面；在主材跨中截面处布置4个位移计，分别是距肢边20 mm处和距肢背40 mm处；在2/3跨截面处分别布置两个位移计，布置在角钢形心位置，测得控制截面的平面外变形。同时，在千斤顶加载位置布置一个位移计，用于测定角钢主材的轴向变形，位移测点布置示意图如图5所示。

在主材的跨中截面和2/3跨截面处，以及两端延伸段的1/3跨截面处分别设置4个应变测点，每肢各两个，设置位置跟位移测点一致，以获得其轴向应变。在每根斜撑距主材1/4跨位置设置两个应变片，每肢各一个，应变测点布置图如图6所示。

1.4 试验结果

从试验构件的受压极限破坏模式、极限承载力和荷载-位移曲线三个方面对试验结果进行说明。

1.4.1 极限破坏模式

1） 无拼接角钢主材的极限破坏模式

构件无拼接时，L125×10角钢的受压极限破坏情况如图7所示。

图7表明，L125×10构件无拼接时，受压极限破坏时，主材在接近跨中截面处发生了绕截面最小轴的弯扭屈曲破坏，平面外变形较大，由于存在斜材的约束，跨中截面处的扭转变形较小。

2） 拼接角钢主材的极限破坏模式

拼接角钢主材的受压破坏模式与无拼接时的破坏模式不同，主要与双剪拼接节点的连接刚度有关，当双剪拼接节点的螺栓连接长度较短、包钢面积比较小时，拼接节点的刚度小于等于主材构件的整体刚度，其破坏模式与无拼接构件受压破坏相似，破坏发生在跨中截面附近，主要表现为跨中截面弯曲，同时伴随有局部扭转，同时由于拼接节点变成了整根构件的最薄弱点，因此拼接节点也会发生破坏，如图8所示。

当双剪拼接节点的螺栓连接长度较长、包钢面积比较大时，拼接节点的刚度将会大于构件的整体刚度，会提高主材整体的抗弯能力，理论上其弯扭变形主要发生在跨中截面上部，但由于拼接节点在受压时，螺栓孔处会发生滑移，更容易变形，所以最后受压破坏时，跨中截面靠近拼接节点处会发生弯扭屈曲，进而导致斜材约束处也发生了局部屈曲，形成一种耦合破坏，如图9所示。

试验构件的破坏模式如表3所示。

表3表明，当双剪拼接节点处螺栓连接长度不大于120 mm或包钢面积比为1.08时，由于节点的整体刚度相对较小，拼接角钢主材的受压破坏模式以跨中截面弯扭屈曲为主，且伴随有拼接节点破坏；当螺栓连接长度大于120 mm且包钢面积比大于1.08时，拼接角钢主材的受压破坏模式表现为跨中靠近节点处弯扭屈曲与斜材处局部屈曲的耦合破坏模式。

1.4.2 极限承载力

30根试件的极限承载力如表4所示。

从表4可以看出，拼接角钢主材的极限承载力随着螺栓连接长度和包钢面积比的增加而增加；当螺栓连接长度小于180 mm或包钢面积比不大于1.22时，拼接角钢主材的受压极限承载力较无拼接角钢主材小；当螺栓连接长度不小于180 mm且包钢面积比达到1.31时，拼接角钢主材的受压极限承载力较无拼接角钢主材大。主材的极限承载力随螺栓连接长度和包钢面积比的变化规律如图10~11所示。

1.4.3 荷载-位移曲线

试验得到主材加载过程中的荷载-位移曲线如图12所示。

图12表明，不同试验工况下主材的荷载-位移曲线发展规律相似，加载前期，不同工况下主材的轴向位移都有一段平滑爬升段，这主要是由于加载装置的机械间隙产生的；与无拼接角钢主材相比，拼接角钢主材屈服前的荷载-位移曲线存在斜率变化，主要是由于拼接节点处的螺栓发生了滑移，进而导致斜率发生变化；但无拼接角钢主材和拼接角钢主材在受压时的轴向位移变形整体发展规律相似，均在加载到极限破坏后，轴向位移会继续增加，但由于此时构件已经破坏，荷载无法提升，直至最后卸载，拼接角钢主材的最终轴向位移比无拼接角钢主材要大，主要是由于构件在破坏后，其双剪拼接节点处的螺栓仍存在滑移和二次变形，进而导致其轴向位移变形较无拼接角钢主材更大。

2 轴压稳定承载力计算方法

2.1 理论计算方法

结合《架空输电线路杆塔结构设计技术规程》（DL/T 5154—2012）^［15］第6节的角钢受压稳定承载力的相关要求，拼接角钢主材的轴压稳定承载力可以按照下式进行计算：

\frac{N}{\phi A}\le \frac{m_{\mathrm{N}}{f}_{\mathrm{y}}}{{\gamma }_{\mathrm{R}}}（2）

式中：N为构件承受的轴压力；\phi为构件的稳定系数，按照b类截面进行计算；A为构件的毛截面面积；{\gamma }_{\mathrm{R}}为材料分项系数，Q355取1.15，Q420取1.125；f_y为屈服强度；m_{\mathrm{N}}为压杆稳定强度折减系数，按照下式进行计算：

当\frac{w}{t}\le {\eta }_{\mathrm{c}}时：

m_{\mathrm{N}}=\mathrm{1.0}（3）

当\frac{w}{t}>{\eta }_{\mathrm{c}}时：

m_{\mathrm{N}}=\mathrm{1.677}-\mathrm{0.677}\frac{w}{t{\eta }_{\mathrm{c}}}（4）

对受压构件：

{\eta }_{\mathrm{c}}=\mathrm{13}\sqrt[]{\frac{\mathrm{235}}{\phi f_{\mathrm{y}}}}（5）

式中：w为角钢构件单肢自由外伸宽度；t为角钢肢厚；{\eta }_{\mathrm{c}}为角钢宽厚比判断系数。w按照下式进行计算：

w=b-r-t（6）

式中：b为角钢肢宽；r为角钢r弧半径。

2.2 计算方法验证

结合式（2）~（6）对10组试验构件的轴压稳定承载力进行计算，由于要与试验同条件对比，在此不考虑式（2）中的材料分项系数，计算结果如表4所示。

由表4对比得出，采用规范计算方法得到的理论承载力与试验承载力的比值在0.99~1.16区间，故该计算方法能够较好地预测无拼接角钢主材和拼接角钢主材的轴压稳定承载力；当螺栓连接长度不小于180 mm且包钢面积比达到1.31时，规范计算方法较试验结果具有10%以上的承载力裕度。

由此可以得到角钢主材采用双剪拼接节点时的构造设计建议：L125×10角钢主材采用双剪拼接节点时，要保证其受压承载力不低于无拼接状态，螺栓连接长度不应低于180 mm，且包钢面积比不应低于1.31。

3 结论

本文通过10组角钢主材的轴心受压试验对拼接角钢主材的轴压性能进行了研究，结合试验结果论证了规范理论算法的有效性，并给出了L125×10角钢主材采用双剪拼接节点的构造建议。具体研究结论如下：

（1） 角钢主材无拼接节点时，其轴压极限破坏模式表现为跨中截面处发生绕主轴的弯扭屈曲破坏，平面外变形最大，扭转变形小；当角钢主材采用双剪拼接节点时，其轴压极限破坏模式分为两种情况：当双剪拼接节点处螺栓连接长度不大于120 mm或包钢面积比为1.08时，由于节点的整体刚度相对较小，拼接角钢主材的受压破坏模式以跨中截面弯扭屈曲为主，且伴随有拼接节点破坏；当螺栓连接长度大于120 mm且包钢面积比大于1.08时，拼接角钢主材的受压破坏模式表现为跨中靠近节点处弯扭屈曲与斜材处局部屈曲的耦合破坏。

（2） 不同试验工况下主材的荷载-位移曲线发展规律相似，与无拼接角钢主材相比，拼接角钢主材的最终轴向位移比无拼接角钢主材大。

（3） 拼接角钢主材的极限承载力随着螺栓连接长度和包钢面积比增加而增加，当螺栓连接长度小于180 mm或包钢面积比不大于1.22时，拼接角钢主材的受压极限承载力较无拼接角钢主材的受压极限承载力小；当螺栓连接长度不小于180 mm且包钢面积比达到1.31时，拼接角钢主材的受压极限承载力较无拼接角钢主材的受压极限承载力大；L125×10角钢主材采用双剪拼接节点时，要保证其受压承载力不低于无拼接状态，螺栓连接长度不应低于180 mm，且包钢面积比不应低于1.31。

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基金资助

国家自然科学基金(51508054)