输电线路系统在我国能源分配战略中起着至关重要的作用，主要担负着输送和分配电能的重要任务，而输电塔作为输电线路中的主要承力结构，是最为重要的部分。近年来我国强台风等自然灾害频繁发生，造成了多起输电塔倒塌事故。而输电塔的倒塌与重建过程严重影响电网系统的正常运行，对社会生产造成一定的经济损失。因此，研究输电塔带电正常运行状态下的加固方法，提高输电塔抗风承载能力，是亟具研究意义与研究价值的课题。

目前对于输电塔结构的加固方式主要有负荷状态加固、卸荷后加固以及拆除并替换或更新原构件进行加固3种方式。目前国内外学者主要针对卸荷后加固或拆除替换原构件的加固方法进行了大量研究。文献介绍了对输电塔在不同荷载工况下承载性能的研究，得到横隔面在输电塔受荷阶段作用机理并计算其对输电塔承载能力的提高效果。在构件加固方法研究中，文献介绍了对十字组合角钢截面稳定性的分析，验证了加固方法对角钢承载能力提高的有效性，国内俞登科对Q420高强钢的十字组合角钢承载能力进行了试验研究，得到组合角钢的破坏模式，并对理论模型数值提出建议。在负荷状态下加固的研究中，沈之容对轴压负载状态下角钢的焊接加固受力性能进行研究，讨论了不同加固方式与不同初始应力对加固后构件性能的影响。但由于上述研究中对于焊接技术精度要求较高，在对带电状态下输电塔的现场加固工程中，可能存在需加固角钢高度较高无法满足焊接要求、初始应力较大等情况而无法获得良好的加固效果。

本文针对输电塔斜材受力特点，提出一种满足输电塔现场加固施工条件的T形组合角钢构件加固方法，并通过构件轴压单调加载静力试验与塔段单调加载静力试验验证了该加固方法的加固效果。

输电塔斜材在传统的设计方法中，往往并不作为主要承力构件，而是主要发挥构造输电塔空间结构、对主材提供侧向约束的作用，因此在设计选用斜材型号时，有时会忽略其受力特点。根据输电塔的构造特点，斜材受力主要承受偏心压力荷载，破坏模式为屈曲破坏。同时，斜材长细比较大，侧向约束由辅助材或另一根斜材通过单肢连接的构造方式提供，这种约束对于输电塔斜材受压时稳定承载能力提高有限，且与另一根斜材的受荷模式有关，因此，有必要针对输电塔斜材的受力形式进行研究。

由于斜材主要承受偏心压力荷载，同时必然会在加工、运输等过程中产生一定的残余应力与初始缺陷等，这些都对输电塔斜材的承载能力产生一定程度的削弱。这些因素在分析计算中可以统一归纳为初始几何缺陷进行讨论，此时，假定考虑上述不利因素后构件初始缺陷挠度w0曲线形式为正弦函数形式，如式(1)：

式中：l为构件有效计算长度；a为跨中挠度。

假设：在外荷载P的作用下，斜材产生挠度w1，故斜材总挠度为w=w0+w1。斜材任意一点所受弯矩由式(2)决定：

若忽略构件在受压时剪切变形的影响，可以建立起挠度与弯矩的关系式，即任意截面处的微分平衡方程：

引入

可得到斜材受压时挠曲线形式的表达式：

由此可以观察出，构件受压时挠度以初始挠度a与系数(1-α)之比发展。通过增大构件截面刚度可以减小初始缺陷对构件承载能力的影响，同时限制构件挠度的发展，提高输电塔斜材承载能力。基于此思路，设计了一种斜材角钢T形组合构件，在避免对既有输电塔进行打孔、焊接等可能对原结构造成损伤的基础上，又可以适用于输电线路正常带电运行状况下的加固需求。具体加固措施如图1所示。组合构件由原角钢、加固角钢以及连接件组成。其中连接件是采用V形卡子穿过连接板由螺栓进行固定，V形卡子尖端部位与角钢肢端相切；螺栓需要保持一定的预紧程度，防止连接板滑动。根据构件长度沿轴向布置若干连接件，使得加固材通过连接件的侧向约束作用与原角钢保持变形协调。

根据设计思路，预期通过采用T形组合角钢的加固措施提高斜材的受压刚度，但由于原角钢与加固材之间连接方式并非传统构造措施，连接件对组合构件刚度的提高效果与该种加固方法的有效性需要通过试验进行验证。

根据某在役输电塔结构，按1∶1比例设计一组角钢构件进行试验。角钢规格型号为┗63×5，长度为3 m；设计T形组合角钢截面构件加固材尺寸与原角钢截面型号及长度相同。两组试验构件数量均为3根。为了使加固材严格保持不直接受外荷载作用，将加固材角钢长度缩减5cm，避免加固材角钢因原角钢变形后上、下端点距离减小而与加载端板发生接触，以此满足实际加固设计中加固材始终不直接承受外力的条件。

通过布置应变片、位移计测定试件极限荷载，控制截面的位移，了解试件的破坏特征和各控制截面的应变变化规律，得到试件的荷载-应变、荷载-位移关系曲线。在最具有代表性的跨中部位沿横截面角钢的两个肢方向分别布置2个测点，并在跨中横截面上中心部位设置水平方向的2个位移计，记录角钢在受压后横向挠度的扩展。

首先根据GB 50017—2017《钢结构设计标准》、DL/T 5154—2012《架空输电线路杆塔结构设计技术规定》关于角钢构件设计强度和稳定计算规定及有限元计算模拟，得到构件承载力规范设计值与数值计算结果，作为构件受压极限承载力参考值。在施加荷载初始阶段采用分级加载制度，每一级荷载增量为5kN，直至加载到理论计算荷载的60%附近，此时降低加载速率，并改用连续加载的方式进行加载，直至破坏。

单角钢构件破坏现象如图2a所示。单角钢构件由于长细比较大，在承受轴心压力荷载作用后发生整体失稳，并绕角钢非对称轴(薄弱轴)x0-x0弯曲，角钢开口边缘受压、棱边受拉，构件跨中发生明显鼓曲，且侧向位移最大。直至荷载达到构件的承载力极限值时，构件发生失稳破坏，无法继续承载。

T形组合角钢构件的破坏形式如图2b与图2c所示。组合构件绕对称轴发生整体弯曲，原角钢为受压侧，加固材为受拉侧，加固材通过连接件对原角钢提供侧向约束。在组合构件破坏时原角钢构件在跨中夹具周围发生明显局部鼓曲现象。当荷载达到构件极限承载能力时，构件发生整体失稳破坏，且构件侧向弯曲挠度明显。

综合比较原材与加固材各个应变大小及分布规律可发现，由于加固连接件的紧固作用，使得加固材角钢约束了原角钢在压力荷载作用下的侧向挠度扩展，由原角钢与加固材角钢形成的组合构件整体截面刚度增加。该截面由于构件整体受弯而沿长度方向产生次弯矩，该弯矩造成加固材侧翼缘纤维受拉，原材侧翼缘纤维受压。由于加固材的约束作用有效地限制了原材因初始缺陷而扩展的侧向挠度，从而减小了次弯矩对原材受压时的不利影响。同时，由于截面抗弯刚度增大，受压构件曲率半径增加，由式(4)可知，构件在受到相同压力荷载作用下其侧向挠度扩展较小，弯矩对截面不利作用减小，应力水平减小，与试验结果相符。最终T形组合角钢极限承载能力平均值为129.27 kN，相较单角钢受压构件中极限承载能力最大值提高97.06%。

具体分析加固材角钢受力，注意到在加固材受拉侧边缘纤维应变仍然为负值，说明原材角钢作用到加固材角钢的荷载效应仍然为压力作用。加固材角钢在加载初期除受到原材角钢侧向面压力之外，还因原材角钢受压变形与加固材产生相对运动趋势，两者被夹具紧箍在一起而产生静摩阻力，该摩阻力分布在加固材与原材之间。截取任意截面分析上部隔离体，摩阻力作用效果沿长度进行积分即为其合力，合力作用点位于接触平面内，该合力对原材构件产生上拔作用(拉力)，并产生与次弯矩相反方向的弯矩作用，可减小次弯矩对构件的不利效果；合力对加固材构件产生下压作用(压力)，并产生与原材所施加的面荷载相同方向的弯矩。

通过对某在役输电塔在风荷载作用下承载能力进行分析，得到结构发生破坏的薄弱塔段；对该塔段采用壳单元进行精细化有限元分析，发现在风荷载作用下，受压斜材首先发生失稳破坏。对该塔段按1∶2比例设计缩尺试验。为便于外荷载施加同时保证塔段的几何构造完整性，在塔段上部设计横梁，通过节点板与主材、斜材分别进行连接。为保证横梁有效传力，且不先于塔段结构发生破坏，采用刚度较大的槽钢作为横梁。缩尺前后塔段各杆件尺寸与型号见表1。加载装置示意如图3所示，侧向水平力加载采用两个500kN千斤顶固定在反力架上，对准加载横梁形心位置加载；竖向荷载作用加载装置分别采用4个1000kN千斤顶固定在分配梁上，压力荷载位置千斤顶对准主材顶点形心处施加荷载，拉力荷载处则通过向加载小梁施加压力荷载的方式将位于拉力侧的横梁施加上拔作用力。塔段测点布置如图4所示，应变片24、73、80与25分别记录下侧受压斜材应变；D5—D8分别记录塔段顶部位移数据，D9、D10记录上侧受压斜材面外位移；D11与D12记录下侧受压斜材面外位移。缩尺后由于杆件截面尺寸发生变化，因此螺孔尺寸与螺栓型号需根据GB 50017—2017中关于螺栓强度与孔边距等相关条文进行计算确定。

图4 塔段静力试验测点布置

Fig.4 Montoring points layout on substructure

根据我国DL/T 5154—2012与GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》对输电塔与输电线的荷载计算规定，对输电塔每个节间荷载进行风荷载计算，并将输电线所受风荷载等效为点荷载作用加载到横担挂线位置。为计算不同风向角对塔段的作用影响，分别计算了0°(顺线路方向)、45°与90°(垂直线路方向)风向角作用下各塔段在设计风速(32.8m/s)下所受风荷载(表2)，最终确定90°为最不利风向角。

设第i段塔段所受风荷载为Pi，塔段形心高度为Hi，输电导(地)线所受风荷载合力为Ti，高度为薄弱塔段(试验塔段)形心高度为G，主材顶部相距水平距离为L，则据此可以计算塔段顶部每个竖向千斤顶荷载作用力为：

每个水平千斤顶作用荷载大小为：

与构件试验加载方法相似，在加载初始阶段采用分级加载制度，竖向荷载每级荷载增量为5kN，当加载至有限元模拟结果承载力的60%时减小加载速率，并采用连续加载的方式直至达到塔段极限承载能力。

当压力荷载侧、拉力荷载侧、水平荷载千斤顶所施加荷载分别达到77.0、72.5、32.7 kN时，试验塔段发生破坏。破坏原因为斜材发生失稳破坏，导致塔段丧失几何完备性从而发生破坏，如图5所示，在塔段水平荷载作用平面中，上、下两个受压斜材均发生失稳。以斜材交叉点为界，受压斜材上部向塔段内侧鼓曲，下部向塔段外侧鼓曲，破坏斜材整体呈S形，属于第二失稳模态，说明受拉斜材对受压斜材有一定的约束作用。下方受压斜材的弯曲变形较大处出现局部屈曲，说明下侧斜材所受荷载相较上侧斜材所受荷载更大。

塔段荷载-侧向位移曲线与弹性阶段位移曲线如图6所示，当荷载值达到27kN(极限承载力的70%)，位移增长速率增大；当侧向荷载接近极限承载力32.7kN时，D5、D6对应曲线进入平台段，其中D5、D6所在平面即为斜材发生破坏的平面，D7、D8在荷载达到峰值后曲线未出现平台段，位移达到峰值后便开始下降。由水平荷载Pw达到峰值前的侧向荷载-侧向位移曲线可以观察到，在Pw=10 kN附近出现一小段平台，在Pw=15 kN附近时，曲线出现明显平台段，这与塔段结构的螺栓滑移、内力重分配相关。

斜材破坏平面下部受压斜材面外位移与侧向荷载关系曲线如图7所示，D11、D12分别记录斜材与辅助材连接处、斜材交叉点处的面外位移。由图可知，D11、D12在荷载达到峰值后出现平台段，D11的位移值大于D12的，体现出受拉斜材对受压斜材的侧向约束作用。同样可以观察到Pw=10 kN和Pw=15 kN附近曲线出现显著波动。

下方破坏斜材位形反弯点处25测点的侧向荷载-应变曲线如图8所示，其中25_1位于角钢的连接肢，25_2位于角钢的非连接肢。分析数据可知，与位移数据变化类似，加载之初应变均随着荷载的增大按比例增长，两测点均为受压状态，其中位于直接受力的连接肢上的25_1的应变增长速率大于位于自由肢的25_2的。当荷载接近极限荷载值时，25_1、25_2均出现平台段，构件截面次弯矩效应大于构件压力荷载效应，位于自由肢的25_2测点由受压变为受拉状态，测点进入屈服状态。

图8 失效斜材荷载-应力曲线

Fig.8 Load-stress curves of buckled diagonal member

对加固后塔段进行试验，加载制度与加固前塔段试验相同。当压侧、拉侧、侧向千斤顶荷载分别达到140.2、134.3、61.7 kN时，塔段发生破坏。图9为加固后塔段极限承载状态下的破坏形态，受压侧主材第三节段发生失稳，在受压平面内下方斜材发生整体失稳，接着上部受压斜材交叉点上方斜材产生较大挠度，交叉点下方斜材向外侧鼓曲。

图9 加固后塔段破坏模式

Fig.9 Failure mode of reinforced substructure

首先分析加固后塔段最先破坏的部位，得到受压侧主材的竖向压力荷载-应变曲线(图10)。截取破坏段部位，其受压侧平面内对应测点15_1，角钢另一肢面对应测点15_2。在压力荷载达到35 kN左右时，塔段达到加固前整体强度值，由于斜材承载能力提高，塔段继续承受外部荷载。此时主材受压侧在加固材与斜材连接中间部位发生局部失稳，受压侧截面次弯矩对角钢造成的拉力作用超过塔段结构承载时对受压侧主材的压力作用，在受压肢面角钢应变与另一肢角钢受力发生改变，并逐步形成拉应力，最终因主材截面弯矩过大而使得主材整体发生失稳破坏。而这一过程中由于组合斜材刚度较大、承载能力提高，因此主材构件侧向挠度扩展充分，而最终塔段最薄弱位置在对斜材加固后发生转移。

图10 加固后失效主材荷载-应变曲线

Fig.10 Load-strain curves of buckled leg member after reinforcement

对比加固前后受压斜材荷载-应变曲线，如图11所示。在两个塔段受力的弹性阶段，加固塔段原斜材荷载-应变曲线斜率为未加固斜材荷载-应变曲线斜率的3～4倍，即相同水平外荷载作用下应变值较小，其受力相较加固前减小。说明辅助材角钢不仅起到提高构件刚度的作用，而且通过夹具的约束作用对原角钢起到延缓应变发展的作用，并承担一部分外荷载。

图12为加固前、后塔段顶部水平荷载-水平位移曲线，在塔段加荷后稳定承载阶段，取塔顶水平位移达到10 mm处数据进行对比，加固前对应塔段水平荷载为26.72 kN，加固后对应塔段水平荷载33.33 kN，塔段整体刚度提高24.7%。由于输电塔的构造特点，其抗侧向位移刚度主要由斜材提供，因此，当输电塔因空间结构限制无法进行结构设计改造时，采用T形角钢加固方法是一种有效提高塔段抗侧向位移刚度的方法。

由于加固后塔段的破坏模式发生变化，薄弱构件由斜材失稳破坏变为主材失稳破坏。荷载极限值对比如表3所示，承载力最大提高了88.7%。