输电铁塔角钢无损加固分析与计算方法.pdf

第 45 卷第 4 期2023 年 8 月Vol.45 No.4Aug.2023土 木 与 环 境 工 程 学 报（中 英 文）Journal of Civil and Environmental Engineering输电铁塔角钢无损加固分析与计算方法张亮1,唐亚可1,田利2,牛凯1,裴浩威1,杨萌2,孟祥瑞2（1.国网河南省电力公司经济技术研究院，郑州 450052；2.山东大学 土建与水利学院，济南 250061）摘要：对于运行时间较长或有扩容改建要求的服役输电铁塔，部分构件承载力不足将导致其无法满足更高的设计要求，有必要通过角钢构件加固来提升其承载性能。以输电铁塔中典型角钢为研究对象，提出输电铁塔无损加固方法，该方法采用螺栓与夹具使原构件与加固构件形成组合加固构件，组合构件对原构件不造成损伤，且结构简单、应用性强；建立细化的组合构件数值模型，研究原构件长细比、夹具间距（数量）、钢材特性对组合构件加固效果的影响，提出组合构件受压承载力计算方法。结果表明：提出的加固方法加固效果显著，加固水平最高达到 56.34%；原构件长细比对组合构件受压承载力提升水平影响明显，组合构件的提升效果随着原构件长细比的增大而逐渐显著；当夹具数量为奇数个且夹具间距小于 750 mm 时，组合构件的加固效果最佳；加固构件的钢材特性对组合构件受压承载力和延性影响较小；提出的组合构件受压承载力计算方法与有限元模拟结果吻合良好。关键词：输电铁塔；角钢构件；无损加固；长细比；受压承载力中图分类号：TU392.1 文献标志码：A 文章编号：2096-6717（2023）04-0094-09Analysis and calculation method of nondestructive reinforcement for angle steel of transmission towerZHANG Liang 1，TANG Yake 1，TIAN Li 2，NIU Kai 1，PEI Haowei 1，YANG Meng 2，MENG Xiangrui 2(1.State Grid Henan Economic Research Institute,Zhengzhou 450052,P.R.China；2.School of Civil Engineering,Shandong University,Jinan 250061,P.R.China)Abstract:For the service transmission tower with long operation time or expansion and reconstruction requirements,the insufficient bearing capacity of certain components leads to the transmission tower unable to meet the higher design requirements.Therefore,it is necessary to study the reinforcement measures of angle steel components to effectively improve the bearing performance of transmission towers.Taking the typical angle steel in transmission tower as the research object,a non-destructive reinforcement method for transmission tower was proposed.In this method,bolts and fixtures are used to form a composite reinforcement DOI：10.11835/j.issn.2096-6717.2022.059收稿日期：20220316基金项目：国家自然科学基金（52178489）作者简介：张亮（1986-），男，高级工程师，主要从事高压输电线路的设计和研究，E-mail：。田利（通信作者），男，教授，博士生导师，E-mail：。Received:20220316Foundation item:National Natural Science Foundation of China(No.52178489);Author brief:ZHANG Liang(1986-),senior engineer,main research interest:transmission tower-line system,E-mail:.TIAN Li（corresponding author）,professor,doctorial supervisor,E-mail:.开放科学（资源服务）标识码OSID:第 4 期张亮，等：输电铁塔角钢无损加固分析与计算方法component by combining the original component and the reinforcement component.The composite component does not cause damage to the original component,and the structure is simple while the application is wide.A more detailed numerical model of composite members was established to study the influence of slenderness ratio of original members,fixture spacing(number)and steel properties on the reinforcement effect of composite members,and the calculation method of compressive bearing capacity of composite members was deduced.The results show that the proposed reinforcement method has remarkable effect,and the reinforcement level is up to 56.34%.The slenderness ratio of the original component has obvious influence on the lifting level of the composite component,and the lifting effect of the composite component is gradually obvious with the increase of the slenderness ratio of the original component.When the number of fixtures is odd and the spacing of fixtures is less than 750 mm,the reinforcement effect of composite members is optimal.Steel properties of reinforced members have marginal effect on compressive bearing capacity and ductility of composite members.The proposed calculation method of compression bearing capacity of composite members is in good agreement with finite element simulation.Keywords:transmission tower；angle steel components；non-destructive reinforcement；slenderness ratio；bearing capacity角钢构件具有优越的受力性能和连接性能，在输电铁塔中应用广泛。目前有大量现役输电铁塔是基于旧版本规程1设计和建造的，面对自然灾害的威胁和扩容改建的要求，输电铁塔中许多构件存在承载力不足的问题2-5，角钢构件受压失稳后承载力显著削弱，导致输电铁塔无法满足更高的承载要求。因此，采用可靠的加固措施对输电铁塔角钢构件进行加固对于提升角钢构件的受压稳定性能、提高输电铁塔的承载能力具有重要意义。当前，输电铁塔加固的思路主要有两类：第 1类是采用焊接或螺栓连接等方式对输电铁塔薄弱构件进行加固，或直接采用更高规格的构件替换薄弱构件；第 2 类是通过在输电铁塔的节间增设横隔面来增强输电铁塔薄弱节间的抗剪能力和整体稳定性。近年来，学者们对两种加固思路开展了大量研究。夹具作为加固装置的主要连接部件，对加固后组合构件的承载性能有着重要影响。夹具的约束作用能使原构件和加固构件协同工作，但一味地增加夹具数量并不能取得理想的加固效果6-7，当夹具数量超出某一限值时，继续增加夹具数量对组合构件的受压承载力影响较小；当夹具数量相同时，在组合构件端部布置夹具可有效提高组合构件的抗扭转稳定性能8，当夹具沿组合构件轴向均匀布置时，可取得较好的加固效果9。加固构件作为辅助构件，建议其长度不应小于原构件长度的 1/210。此外，加固构件与原构件之间的初始间隙11和原构件的初始负载12对组合构件的受压承载力也有一定影响。作为角钢构件加固常用的组合截面形式，同等工况下，T 形截面加固效果优于十字形和 Z 形截面13。加固构件的强度和规格对传力效率和受压承载力提升幅度影响较大14，使用 T 形组合截面形式加固不仅可以有效提升组合构件的受压承载力15，还可以增大输电铁塔结构的抗侧向位移刚度16。杨正等17基于一种 T 型组合角钢加固方法，建立了 T型加固形式的受压承载力分析方法，由计算方法得到的结果与数值分析基本一致。姚瑶等18基于真型试验和有限元分析对加固后构件的受压承载力进行了分析，发现使用板的局部稳定公式可以准确预测组合构件的受压承载能力。使用螺栓连接的十字形组合截面形式加固时，预应力对组合截面受压稳定性的影响较小，加固后原构件的内力可以有效地转移到加固构件中19。使用 Alfa 方法和 Lambda方法推导十字形组合构件的受压承载力时，可比欧洲规范(EC3)更全面地考虑构件的扭转效应20。李文斌等21针对输电铁塔构件 Y 字形加固方案开展了试验研究，构件内力通过夹具产生的摩擦力传递，在试验加载后期，截面传力效率仍可达 40%以上，加固效果显著。Albermani 等22在长细比较大的斜材位置处增设横隔面对输电铁塔进行加固，结果表明，横隔支撑可显著提高输电铁塔的承载性能，并且给出了最有效的横隔类型。Yang 等23结合数值模拟分析了不同的横隔加固方案，结果表明，在输电塔中设置横隔不仅能够有效提高输电塔的整体刚度，还可以在一定程度上提高结构强度。楼文娟等24通过增设横隔面开展了输电塔抗风加固设计研究，发现通过增设横隔面可以有效地抑制输电塔结95第 45 卷土 木 与 环 境 工 程 学 报（中 英 文）构局部阵型的提前出现。目前，关于输电铁塔的加固方法中常用的焊接或螺栓连接会严重削弱原构件的受压承载力，且实施过程中对输电铁塔的安全性存在一定的影响，而关于角钢构件无损加固方面的 研 究 甚 少，也 未 给 出 相 应 的 受 压 承 载 力 计 算方法。针对输电铁塔角钢的力学特性，笔者提出一种无损加固方法，利用 ABAQUS 建立较为细化的组合构件数值模型，研究原角钢长细比、夹具间距和钢材特性等参数对加固效果的影响规律，并建立组合构件受压承载力计算方法，对无损加固方法的设计进行指导。1输电铁塔角钢无损加固方法输电铁塔角钢无损加固方法如图 1 所示，该方法由加固构件，内、外侧夹具和螺栓组成。该加固方法的具体实施方法为：首先对螺栓施加预紧力固定内侧夹具和外侧夹具的相对位置，然后通过拧紧螺栓实现原构件和加固构件之间的协同受力，夹具与原构件和加固构件之间的摩擦力可以通过螺栓进行调整。与传统加固方法相比，该方法可以在实施过程中避免对输电铁塔原构件的焊接或打孔，从而有效提升组合构件的受压稳定性能。使用夹具连接原构件和加固构件，可以避开输电铁塔的节点部位，实现对输电铁塔原构件的通长加固。2组合构件有限元模型的建立2.1有限元模型利用 ABAQUS 有限元软件，建立较为细化的组合构件数值模型，如图 2所示，模型中原构件截面尺寸为1258，长度分布范围为 36 m，对应长细比为 60120。加固构件长度比原构件小 200 mm，夹具的厚度和宽度分别为10、40 mm。模型中网格划分类型为六面体，网格的全局尺寸为 10 mm，在螺栓孔位置处进行加密划分。材料属性分别为 Q235、Q355 和 Q420 钢，材料密度为 7.8510-6 kg/mm3，泊松比为0.3，弹性模量为206 000 MPa，材料属性选用理想弹塑性模型。在构件端部与加载板连接位置处使用绑定接触模拟焊接，在夹具与角钢构件和螺栓接触位置定义接触，法向行为设置为“硬接触”，切向行为使用“罚函数”定义摩擦系数为 0.3，为了考虑螺栓荷载施加对构件刚度的影响，在模型中设置 4 个分析步。分析步 1，施加螺栓预紧力，使模型之间建立接触关系，预紧力大小设置为 10 N；分析步 2，调整螺栓荷载到工作荷载（90 kN）；分析步 3，将螺栓荷载的施加方式调整为固定在当前长度；分析步 4，分析计算构件的受压稳定承载力。以组合构件 4k-3为例，模型编号中 4k表示组合构件使用 4夹具进行加固，3表示原构件长度为 3 m。S1S7分别表示长细比为 60120的原构件。（a）加固方法示意图（c）夹具尺寸(单位：mm)（b）A-A截面注：1.原构件；2.加固构件；3.内侧夹具；4.外侧夹具；5.螺栓。图 1输电铁塔角钢无损加固方法Fig.1Non-destructive reinforcement method for theangle steels of transmission towers图 2有限元模型Fig.2Finite element model输电铁塔角钢构件中不可避免地存在初始缺陷，初始缺陷对构件的受压稳定性能有较大影响25，构件初始缺陷统一取为 L/1 000(L 为构件的长度)。每个工况下均建立和两个模型，模型用来进行 Buckling 分析，计算构件的典型屈曲模态。在模型中导入构件的一阶屈曲模态，并进行 Riks分析，计算构件的受压承载力。图 3给出了部分组合构件的失稳模式，当组合构件受压屈曲时，构件跨中部位产生较大横向变形。可以看出，当在组合构件跨中位置布置夹具时，组合构件的典型屈曲模态与原构件基本相似，当未在组合构件跨中部位布置夹具时，组合构件的失稳模式仍是典型的受压屈曲失稳，但相比于其他构件，构件跨中部位曲率较小。2.2角钢构件有限元模拟与规范计算对比在 ABAQUS 中使用弧长法分析原构件的承载力，并与规范26计算结果进行对比，规范中原构件的承载力由式（1）计算。N Afy（1）式中：为轴心受压构件的稳定系数；A 为原构件的截面面积；fy为原构件材料的屈服强度。表 1 给出了有限元计算结果、原构件规范计算结果和试验结果的对比。可以看出，在不同长细比工况下，模型计算结果与规范计算结果和试验结果的误差均在 5%以内，有限元模型能够准确地计算出原构件的受压承载力，且构件受压屈曲破坏时，有限元模型的破坏位置与试验结果相同，如图 4 所示，表明有限元模型具有较高的精度，可以进行后续参数化分析。3输电铁塔无损加固参数化分析为明确输电铁塔角钢无损加固装置的工作机理，选取原构件长细比、加固构件夹具间距和组合构件钢材特性等参数，研究其加固效果。3.1原构件长细比的影响图 5给出了原构件长细比与原构件和组合构件受压承载力的变化规律。可以看出，与原构件相比，组合构件能够显著提高原构件的受压承载力，且采用 5夹具的组合构件受压承载力最大。原构件和组合构件的受压承载力随着长细比的增大而逐渐减小，当原构件长细比从 60 增大到 120 时，原构件和组合构件（以5夹具组合构件为例）受压承载力分别从514.77、669.46 kN减小到221.70、347.11 kN。原构件和组合构件受压达到屈曲临界力之前，轴力随轴向位移线性变化；发生屈曲后，原构件和图 5组合构件受压承载力对比Fig.5Comparison of bearing capacity of composite members图 3一阶屈曲模态Fig.3First-order buckling mode表 1模拟与试验和规范计算结果对比Table 1Comparison of simulation with test and specification calculation results图 4试验结果与模拟结果对比Fig.4Comparison of experimental andsimulation results96第 4 期张亮，等：输电铁塔角钢无损加固分析与计算方法输电铁塔角钢构件中不可避免地存在初始缺陷，初始缺陷对构件的受压稳定性能有较大影响25，构件初始缺陷统一取为 L/1 000(L 为构件的长度)。每个工况下均建立和两个模型，模型用来进行 Buckling 分析，计算构件的典型屈曲模态。在模型中导入构件的一阶屈曲模态，并进行 Riks分析，计算构件的受压承载力。图 3给出了部分组合构件的失稳模式，当组合构件受压屈曲时，构件跨中部位产生较大横向变形。可以看出，当在组合构件跨中位置布置夹具时，组合构件的典型屈曲模态与原构件基本相似，当未在组合构件跨中部位布置夹具时，组合构件的失稳模式仍是典型的受压屈曲失稳，但相比于其他构件，构件跨中部位曲率较小。2.2角钢构件有限元模拟与规范计算对比在 ABAQUS 中使用弧长法分析原构件的承载力，并与规范26计算结果进行对比，规范中原构件的承载力由式（1）计算。N Afy（1）式中：为轴心受压构件的稳定系数；A 为原构件的截面面积；fy为原构件材料的屈服强度。表 1 给出了有限元计算结果、原构件规范计算结果和试验结果的对比。可以看出，在不同长细比工况下，模型计算结果与规范计算结果和试验结果的误差均在 5%以内，有限元模型能够准确地计算出原构件的受压承载力，且构件受压屈曲破坏时，有限元模型的破坏位置与试验结果相同，如图 4 所示，表明有限元模型具有较高的精度，可以进行后续参数化分析。3输电铁塔无损加固参数化分析为明确输电铁塔角钢无损加固装置的工作机理，选取原构件长细比、加固构件夹具间距和组合构件钢材特性等参数，研究其加固效果。3.1原构件长细比的影响图 5给出了原构件长细比与原构件和组合构件受压承载力的变化规律。可以看出，与原构件相比，组合构件能够显著提高原构件的受压承载力，且采用 5夹具的组合构件受压承载力最大。原构件和组合构件的受压承载力随着长细比的增大而逐渐减小，当原构件长细比从 60 增大到 120 时，原构件和组合构件（以5夹具组合构件为例）受压承载力分别从514.77、669.46 kN减小到221.70、347.11 kN。原构件和组合构件受压达到屈曲临界力之前，轴力随轴向位移线性变化；发生屈曲后，原构件和图 5组合构件受压承载力对比Fig.5Comparison of bearing capacity of composite members图 3一阶屈曲模态Fig.3First-order buckling mode表 1模拟与试验和规范计算结果对比Table 1Comparison of simulation with test and specification calculation results构件编号S1S2S3S4S5S6S7长细比60708090100110120稳定系数 0.730.650.560.490.420.360.32模拟结果/kN508.25461.38402.90335.69302.76258.52216.00规范计算结果/kN514.77455.73394.17343.55295.17252.41221.70试验结果/kN503.26458.64408.55338.94297.31258.42213.11图 4试验结果与模拟结果对比Fig.4Comparison of experimental andsimulation results97第 45 卷土 木 与 环 境 工 程 学 报（中 英 文）组合构件的跨中出现横向变形，轴力与轴向位移关系呈非线性，且轴力随着轴向位移的增加而逐渐减小27。因此，屈曲前轴向变形d可以反映原构件和组合构件的稳定性能。利用原构件长度 L对屈曲前轴向变形d进行归一化，得到不同长细比下原构件和组合构件（以 5 夹具组合构件为例）归一化屈曲前的轴向变形值(=d/L)的变化规律，如图 6 所示。可以看出，不同长细比下，组合构件的值均高于原构件，表明组合构件能够有效改善原构件的稳定性能。原构件和组合构件的值均随着长细比的增大而逐渐减小，且两种构件的值差异逐渐显著，当原构件长细比为 60和 120时，原构件和组合构件的值差异分别为 13.87%和 56.34%，表明随着长细比的增大，该无损加固方法的加固水平显著提升。图 7给出了组合构件受压承载力随原构件长细比的变化规律。组合构件受压承载力提升效果随着原构件长细比的增大而逐渐显著，且在原构件长细比为 120时达到最大值，3、4、5夹具组合构件的受压 承 载 力 提 升 水 平 分 别 为 46.06%、48.04%和60.70%。同时，不同长细比下，相比于 3 夹具组合构件受压承载力的提升水平，4 夹具组合构件差别较小，而 5 夹具组合构件更加显著，这可能是由于 4夹具组合构件的跨中部位没有夹具约束，导致原构件与加固构件共同变形能力较差。3.2加固构件间距的影响沿组合构件长度方向均匀布置多个夹具，夹具间距随着夹具数量的增加而减小。表 2给出了不同夹具间距（数量）下组合构件受压承载力的对比，相比于原构件，采用不同夹具间距的组合构件受压承载力提升显著，提升水平均在 29%以上。不同长细比下，夹具间距对组合构件的受压承载力有一定的影响。当原构件长细比范围为 60100 时，夹具间距减小 50%，组合构件受压承载力提升水平分别为1.50%、1.86%和 5.84%；当原构件长细比为 120，组合构件夹具间距由2 880 mm变为1 920、1 440 mm时，组合构件受压承载力提升水平分别为 1.36%和10.02%。可以看出，当原构件长细比范围为 60100时，夹具间距对组合构件的承载力影响较小，当原构件长细比范围为 100120时，夹具间距的变化对组合构件承载力有一定的影响。由表 2 可以看出，相比于 3 夹具的组合构件，4夹具的组合构件受压承载力提升水平较低，最大提升水平仅为 1.36%，而当原构件长细比为 80 时，4夹具的组合构件受压承载力略低于 3夹具。图 8给出了原构件长细比为 80 时 3、4 夹具组合构件达到受压承载力后的应力云图。使用 3、4夹具组合构件的受压失稳模式均为跨中出现明显横向变形，且组合构件的两端和跨中处应力较为集中。相比于 4夹具组合构件，在 3夹具组合构件的跨中处布置夹具，当组合构件受压发生横向变形时，跨中处夹具发挥约束作用，原构件和加固构件的协同变形能力显著。因此，选用奇数个夹具对原构件进行加固时，能够取得良好的加固效果。为了进一步明确组合构件受压承载力随夹具间距的变化规律，选取原构件长细比分别为 100、110和 120的组合构件，得到夹具间距对受压承载力的影响规律，如图 9所示。可以看出，当夹具间距小于 750 mm 时，夹具间距对组合构件受压承载力影响较小且其受压承载力达到最大，原构件长细比分别为 100、110 和 120 时，组合构件受压承载力最大分别为 515.7、449.3、396.2 kN；当夹具间距逐渐从750 mm 增大到 1 700 mm 时，组合构件受压承载力减小，原构件长细比为 100、110 和 120 的组合构件受压承载力分别减小了 16.9%、14.9%和 16.2%；图 6值与原构件长细比的关系Fig.6Relationship between and slenderness ratio oforiginal member图 7组合构件受压承载力提升与长细比的关系Fig.7Relationship between the increase of compressive bearing capacity of composite members and slenderness ratio98第 4 期张亮，等：输电铁塔角钢无损加固分析与计算方法当夹具间距大于 1 700 时，组合构件受压承载力达到最小，且夹具间距对组合构件受压承载力的影响可以忽略。因此，为了保证加固效果，组合构件的夹具间距应小于 750 mm。3.3组合构件钢材特性的影响选取原构件长细比为 120 的组合构件，其夹具采用 Q355钢材，原构件和加固构件分别采用 Q420、Q355 和 Q235 钢材，研究钢材特性改变时组合构件受压承载力的变化规律，如图 10所示。图 8组合构件应力云图Fig.8Stress cloud pattern of composite members（a）原构件-Q235钢（b）原构件-Q355钢（c）原构件-Q420钢图 10组合构件受压承载力位移曲线Fig.10Load-displacement curves of composite members under compression表 2原构件和组合构件受压承载力对比Table 2Comparison of bearing capacity between original and composite members构件编号3k-34k-35k-33k-44k-45k-43k-54k-55k-53k-64k-65k-6夹具数量345345345345夹具间距/mm1 3809206901 8801 2539402 3801 5871 1902 8801 9201 440原构件长细比6080100120原构件受压承载力/kN508.25402.90302.77216.01组合构件受压承载力/kN659.58665.30669.46559.24541.30569.64427.86428.74452.84315.50319.78347.11提升率/%29.7730.9031.7238.8034.3541.3841.3241.6149.5746.0648.0460.69图 9夹具间距与组合构件受压承载力关系Fig.9Relationship between fixture spacing and bearing capacity of composite members99第 45 卷土 木 与 环 境 工 程 学 报（中 英 文）由图 10可以看出，当原构件为 Q235钢时，将加固角钢由 Q235 钢变为 Q355 和 Q420 钢后，组合构件受压承载力分别提升了 0.13%和 0.26%，屈曲前轴 向 变 形 基 本 相 同，约 为 5.80 mm；当 原 构 件 为Q355 钢 时，将 加 固 构 件 由 Q355 钢 变 为 Q235 和Q420 钢 后，组 合 构 件 受 压 承 载 力 分 别 提 升 了-11.67%和 9.44%，屈曲前轴向变形分别增大了-14.89%和 4.09%；当原构件为 Q420 钢时，将加固构件由 Q420 钢变为 Q235 和 Q355 钢后，组合构件受压承载力分别提升了-10.39%和-8.74%，屈曲前轴向变形分别增大了-7.01%和-3.68%。因此，当原构件为 Q235钢时，加固构件钢材特性变化对组合构件受压承载力和延性影响较小，当原构件为 Q355和 Q420 钢时，组合构件的受压承载力和延性受加固构件钢材特性影响较大，随着加固构件屈服强度的提高，组合构件承载力和延性提升水平逐渐显著。4组合构件受压承载力计算方法基于有限元分析结果，以 3夹具组合构件为例，推导组合构件受压承载力计算方法。图 11 为组合构件计算方法推导简图，可以看出，组合构件受压绕 v轴发生失稳后，跨中出现较大的横向变形。由于跨中处夹具的约束作用，组合构件的加固构件和原构件能够协同变形，可将组合构件简化为两个对称的半结构进行计算，且半结构两端均为固定约束。4.1加固构件受弯承载力计算加固构件受弯达到屈曲临界力后，跨中处产生较大横向变形，在主平面内加固构件抗弯强度可由式（2）26计算。Mv1 fyWv1（2）式中：Wv1为加固构件绕 v1轴的截面模量；fy为材料屈服应力。4.2组合构件跨中横向变形限值计算当加固构件半结构端部弯矩为 Mv1时，组合构件跨中横向变形（即半结构端部横向位移）可由式（3）计算。x=Mv1l26EIv1（3）式中：l为半结构的长度；E 为弹性模量；Iv1为加固构件绕 v1轴的截面抵抗矩。4.3组合构件理论受压承载力计算组合构件受压发生失稳后，跨中处存在附加弯矩，当组合构件跨中横向位移达到限值时，组合构件的理论受压承载力可由式（4）计算。N=fy(1A+Wv1l2fy6EIv1Wv)（4）式中：A 为原构件的截面面积；Wv为组合构件绕 v轴的截面模量。4.4组合构件理论受压承载力修正由分析可知，原构件长细比和夹具间距均对组合构件受压承载力有较大影响。为了考虑原构件长细比和夹具间距的影响，在式（4）中引入长细比影响系数和夹具间距影响系数，修正后的组合构件承载力计算式为N=fy(1A+Wv1l2fy6EIv1Wv)（5）式中：=1.434 67-0.006 94；夹具数量为 3 时，=1.0，夹具数量3 且夹具间距1 000 mm 时，=1.068，夹具数量3 且 750 mm夹具间距1 000 mm 时，=1.22，夹具间距750 mm 时，按夹具间距等于 750 mm 进行计算。图 12 给出了修正后组合构件受压承载力计算结果与模拟结果的对比，可以看出，使用式（5）计算得到的结果与模拟结果偏差较小，计算结果误差均在 5%以内，表明修正后组合构件受压承载力计算（a）组合构件截面（b）组合构件计算简图图 11组合构件受压承载力计算简图Fig.11Calculation diagram of compression capacity of the composite member方法具有良好的准确性，可以为输电铁塔无损加固方法设计提供参考。5结论提出了输电铁塔无损加固方法，利用 ABAQUS建立了较为细化的组合构件数值模型，开展了原构件长细比、夹具间距和钢材特性等参数对组合构件受压承载力的影响研究，明确了不同参数对加固效果的影响规律，并推导了组合构件受压承载力的计算方法，主要结论如下：1）该输电铁塔无损加固方法具有良好的加固效果，原构件长细比对组合构件受压承载力影响明显，随着长细比的增大，该无损加固方法的加固水平显著提升。2）相比于原构件，采用不同夹具间距的组合构件受压承载力提升显著，当夹具数量为奇数个且夹具间距小于 750 mm 时，组合构件的加固效果最佳。3）当原构件钢材为 Q355 钢和 Q420 钢时，加固构件钢材特性对组合构件的受压承载力和延性有较大影响，当原构件钢材为Q235钢，加固构件钢材特性的变化对组合构件的受压承载力和延性影响较小。4）考虑原构件长细比和夹具间距影响的组合构件受压承载力计算方法与有限元模拟吻合良好，误差均在 5%以内。参考文献 1 架空送电线路杆塔结构设计技术规定:DL/T 51542002 S.北京:中国电力出版社,2002.Technical regulation of design for tower and pole structures of overhead transmission line:DL/T 51542002 S.Beijing:China Electric Power Press,2002.(in Chinese)2 魏文晖,周翔,邓晨,等.基于能量法的下击暴流作用下输电塔线体系失效倒塌研究J.建筑科学与工程学报,2020,37(6):73-80.WEI W H,ZHOU X,DENG C,et al.Research on failure and collapse of transmission tower line system under downburst action based on energy method J.Journal of Architecture and Civil Engineering,2020,37(6):73-80.(in Chinese)3 RAO N P,KNIGHT G M S,LAKSHMANAN N,et al.Investigation of transmission line tower failures J.Engineering Failure Analysis,2010,17(5):1127-1141.4 雷旭,付兴,肖凯,等.强风作用下输电塔结构不确定性倒塌分析J.中国电机工程学报,2018,38(Sup1):266-274.LEI X,FU X,XIAO K,et al.Failure analysis of a transmission tower subjected to wind load using uncertainty method J.Proceedings of the CSEE,2018,38(Sup1):266-274.(in Chinese)5 ZHANG J,XIE Q.Failure analysis of transmission tower subjected to strong wind load J.Journal of Constructional Steel Research,2019,160:271-279.6 MAIA W F,VIEIRA L C M Jr,SCHAFER B W,et 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