負載下焊接加固鐵塔角鋼軸壓構(gòu)件的受力性能

沈之容， 苑士巖

(1. 同濟大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2. 中國電力工程顧問集團東北電力設(shè)計院有限公司， 吉林 長春 130021)

20世紀(jì)80年代末，我國移動通信事業(yè)得到了快速發(fā)展，對于通信塔的需求也與日俱增，其中四邊形角鋼桁架塔以其價格低廉、連接方便、構(gòu)造簡單、加工及安裝要求相對較低、施工質(zhì)量容易控制等優(yōu)點成為通信塔最常用的結(jié)構(gòu)形式.隨著時間的推移，當(dāng)時建造的大量桁架通信塔接近或達到其設(shè)計使用年限，加上使用過程中工藝設(shè)備的更新?lián)Q代、惡劣天氣如風(fēng)災(zāi)和雪災(zāi)的頻繁出現(xiàn)、自然界各種腐蝕介質(zhì)的侵蝕和設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)的升級，導(dǎo)致了塔架構(gòu)件承載力不足，整體可靠度下降.如果更換承載力不足的主要受力構(gòu)件對冗余度不高的高聳塔架來說不僅難度大、費用高，甚至影響安全，而拆除后重建則會造成大量的資源浪費，同時也會造成嚴(yán)重的環(huán)境問題，合理利用和改造既有塔架則能獲得較為明顯的經(jīng)濟效益.

對于鋼結(jié)構(gòu)單根構(gòu)件加固而言，按加固時的施工方法不同主要有：負荷加固、卸荷加固以及從原結(jié)構(gòu)上拆下加固或更新部件進行加固[1].為了在加固過程中盡量減少對人們生活和生產(chǎn)活動的影響，大部分鋼構(gòu)件的加固改造都是在負載下進行的，負載下對鋼結(jié)構(gòu)進行焊接加固增大截面面積的方法是目前工程中最常用的加固方法之一，具有施工簡便、良好的經(jīng)濟效益、耐久性及可靠性有保障等優(yōu)點.

國內(nèi)外學(xué)者對負載下鋼構(gòu)件焊接加固展開了大量的試驗研究[2-5]和數(shù)值模擬分析[6-14]，但大都聚焦于以房屋建筑為代表的框架結(jié)構(gòu)體系中的梁柱構(gòu)件，且待加固構(gòu)件截面形式為工字形或H型鋼這類雙軸對稱截面，對于以塔桅結(jié)構(gòu)為代表的空間桁架結(jié)構(gòu)體系中常用的單角鋼這類單軸對稱截面的桿件來說焊接加固計算方法和研究基礎(chǔ)則非常缺乏，基于此，本文針對通信塔結(jié)構(gòu)常用單角鋼構(gòu)件展開焊接加固試驗研究和數(shù)值分析，探討不同加固截面形式和不同初始負載下對角鋼軸壓構(gòu)件極限穩(wěn)定承載力的影響，為塔桅結(jié)構(gòu)加固工程設(shè)計和規(guī)范制訂提供科學(xué)依據(jù).

1 試驗概述

1.1 試件設(shè)計

a方形截面bL形截面

圖1試件截面加固形式

Fig.1Reinforcingformsofspecimensection

表1 試件實測尺寸和初始負載

1.2 材性試驗

a取樣位置b試樣尺寸(單位：mm)

圖2 試件取樣位置和尺寸

1.3 加載方案

試驗在同濟大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)實驗室完成.主要的試驗裝置為豎向反力架，利用四根螺絲桿將1 000 kN的分離式千斤頂固定在豎向反力架橫梁上，加載裝置如圖3所示.試件兩端均采用卡槽的形式，將被加固角鋼試件端部直接卡于此槽內(nèi)，因而無需在角鋼端部焊接端板，可減小焊接應(yīng)力對試驗結(jié)果的影響.在卡槽端板下部焊接具有半圓形凹槽的鋼塊體，將其放置于球鉸之上來模擬球鉸支座，用以釋放構(gòu)件的扭矩以及各個方向上的彎矩，卡槽和球鉸裝置見圖4.

a示意圖b安裝圖

圖3 試驗布置示意圖和實物安裝圖

圖4卡槽和球鉸實物圖

Fig.4Slotandsphericalhingesupport

試件安裝時先將試件進行幾何對中.為了確保數(shù)據(jù)采集裝置工作正常，使試驗構(gòu)件各部分接觸良好，提高所得數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，在正式加載之前進行預(yù)加載，預(yù)加載分兩級加載到設(shè)計極限荷載的30%，預(yù)加載完成后，對試件進行卸載，進入正式加載.

試驗加載制度如下：在設(shè)計極限荷載的0～50%范圍內(nèi)，每級加載值取極限荷載的10%.在設(shè)計極限荷載的50%～80%范圍內(nèi)，每級荷載值取極限荷載的5%.當(dāng)加載至設(shè)計極限荷載的80%以后時，級距調(diào)整為2%.每級持荷時間為2 min，用數(shù)據(jù)采集儀采集每級荷載下的應(yīng)變數(shù)據(jù)，在試件臨近破壞時，依據(jù)試驗過程中各儀表讀數(shù)是否出現(xiàn)突變，來判斷試件的臨界破壞狀態(tài)，試驗進行到峰值荷載出現(xiàn)后，荷載下降至峰值荷載的80%為止.對于未負載加固角鋼構(gòu)件JA0、JB0采用一次單調(diào)加載至破壞.對于負載下焊接加固的其他JA系列和JB系列試件，首先加載至既定的初始負載水平，然后保持負載水平不變，按照相應(yīng)的加固截面形式和焊接順序?qū)卿撛嚰M行焊接加固，待所有焊縫充分冷卻至室溫后，繼續(xù)加載直至試件最終破壞為止.

1.4 測點布置及量測

采用拉絲連接的位移計測量試件的豎向壓縮變形以及水平向彎曲變形，卡槽端板兩側(cè)的位移計監(jiān)測球鉸支座的轉(zhuǎn)角位移，用于判斷球鉸轉(zhuǎn)動是否符合要求.在試件中部及其上下間距為400 mm位置處布置三層應(yīng)變片，用于監(jiān)測構(gòu)件破壞時，各位置處的應(yīng)變分布變化.位移計以及應(yīng)變片的布置如圖5所示.

a沿長度方向bJA試件截面cJB試件截面

圖5位移計和應(yīng)變測點布置圖(單位：mm)

Fig.5Layoutofdisplacementandstraingauges(unit：mm)

1.5 加固施焊方案

被加固角鋼與加固角鋼的連接采用沿全長角焊縫連接，焊腳尺寸為4 mm，試驗中焊縫施工采用手工電弧焊，焊機采用ZX7-315V雙電壓IGBT逆變手工焊機.焊接加固過程參照《鋼結(jié)構(gòu)加固技術(shù)規(guī)范》(CECS77：96)[1]和《鋼結(jié)構(gòu)檢測評定及加固技術(shù)規(guī)程》(YB9257—1996)[20]的相關(guān)規(guī)定，并考慮到焊工施焊方便等因素來確定，焊條以及焊接過程符合《鋼結(jié)構(gòu)焊接規(guī)范》(GB50661—2011)[16]和《非合金鋼及細晶粒鋼焊條》(GB/T 5117—2012)[21]的相關(guān)要求.

在焊接加固前，首先利用G型夾鉗將加固角鋼與被加固角鋼沿全長夾緊，然后在每間隔300 mm位置對試件進行點焊連接固定.點焊固定后，將G型夾鉗拆除，進行正式施焊.施焊采用分區(qū)段、對稱施焊的方法，在點焊的300 mm區(qū)段范圍內(nèi)再細分為10道次，每道焊長為60 mm；沿構(gòu)件長度方向的施焊順序為A—D—B—C，其中A、B段是從下到上依次施焊，D、C段是自上而下依次施焊，JA和JB的焊縫分段以及JA的每段施焊順序見圖6，試驗現(xiàn)場焊接如圖7所示.

aJA加固焊縫分段(單位：mm)bJB加固焊縫分段(單位：mm)c每段施焊順序

圖6角鋼試件焊接加固順序

Fig.6Weldingprocessofreinforcinganglesteel

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象及破壞模式

從試件破壞形態(tài)上看，所有JA系列試件最終破壞模式均為整體彎曲失穩(wěn)破壞，典型試件的破壞模式如圖8所示.施加既定初始負載時，加載點位于被加固角鋼形心，對于焊接完成后的整個試件截面而言，加載點并不位于加固后構(gòu)件截面的形心，而是偏向于被加固角鋼一側(cè)，所以最終破壞模式表現(xiàn)為被加固角鋼受壓、加固角鋼受拉，整個桿件向加固角鋼一邊彎曲.

a JA系列試件典型破壞模式

b 卸載后JA系列試件匯總

試件JB系列的最終破壞模式也是整體彎曲失穩(wěn)破壞，典型試件的破壞模式如圖9所示.施加既定初始負載時，加載點位于被加固角鋼形心，對于焊接加固完成后的整個試件截面而言，加載點并不位于加固后構(gòu)件的形心，也是略偏向于被加固角鋼一側(cè)，

a JB系列試件典型破壞模式

b 卸載后JB系列試件匯總

但是由于焊接熱輸入的影響，焊接完成并充分冷卻后，整個試件形成較為明顯地向被加固角鋼一側(cè)的初彎曲，隨著荷載的增大，試件最終破壞模式表現(xiàn)為向被加固角鋼一側(cè)彎曲失穩(wěn)破壞.

2.2 荷載-位移曲線

試驗得到的JA系列和JB系列各試件的荷載和豎向位移關(guān)系曲線如圖10所示.

從圖10a中可以看出，JA系列試件隨著初始負載的增大，焊接熱輸入對試件的變形影響也逐漸增大，表現(xiàn)為曲線中的水平段長度逐漸增長.隨著初始負載的增加，各試件荷載-豎向位移曲線增長趨勢基本一致，極限承載力基本接近，都在200 kN左右波動.各個試件的初始剛度基本相同，這是因為在焊接加固之前，試驗都是對單角鋼試件在彈性范圍內(nèi)進行的加載.而在焊接加固并充分冷卻后，試件的剛度普遍高于最初剛度，這是由于加固后試件的受力面積增大的緣故.

a JA系列試件

b JB系列試件

從圖10b中可以看出，與JA系列試件的情況類似，JB系列試件隨著初始負載的增大，焊接熱輸入對試件的變形影響也逐漸增大.隨著初始負載的增加，各試件荷載-豎向位移曲線出現(xiàn)了差異，極限承載力變化沒有明顯的規(guī)律，相對于JA系列試件出現(xiàn)了較大波動.各個試件的初始剛度基本相同，經(jīng)焊接加固并充分冷卻后，試件的剛度普遍高于最初剛度，這是由于加固后試件的受力面積增大的緣故.從圖中還可以看出，試件JB0的剛度小于其他試件，這是由于其初始負載為零的緣故，當(dāng)試件有一定的初始負載，其剛度會略有提高.

比較JA系列試件和JB系列試件的變形形態(tài)以及荷載與位移曲線可以看出，前者的延性要好于后者，而且前者的極限承載力較為穩(wěn)定，隨著初始負載的增大表現(xiàn)出一定的規(guī)律，后者的極限承載力卻出現(xiàn)較大的波動，這是因為JB系列試件相對于JA系列試件而言，對焊接熱輸入的影響更加敏感.

3 有限元分析

3.1 有限元模型

目前國內(nèi)外學(xué)者對鋼構(gòu)件在負載下焊接加固數(shù)值分析方法主要分為兩種：第一種方法是不考慮焊接熱影響，僅采用生死單元技術(shù)模擬加固過程[6-8,22].第二種方法是在方法一的基礎(chǔ)上，考慮焊接熱過程和隨溫度變化的鋼材材性的有限元分析方法[9-14].本文運用通用有限元分析軟件ANSYS采用第二種方法進行數(shù)值分析.

有限元模型采用ANSYS中的熱-結(jié)構(gòu)單元：SOLID70和SOLID185單元.SOLID70單元為3D實體熱單元，用于進行焊接過程中隨時間變化的溫度場分析，可以獲得不同時間有限元模型各個節(jié)點處的溫度荷載.SOLID185單元為8節(jié)點固體結(jié)構(gòu)單元，用于讀取溫度場分析獲得結(jié)果進行應(yīng)力場分析.在采用L型截面形式加固的構(gòu)件中，考慮到被加固角鋼與加固角鋼之間是相互接觸的，采用支持大變形的TARGE170單元和CONTA174單元模擬被加固角鋼與加固角鋼之間接觸摩擦，接觸面摩擦系數(shù)μ取為0.3. 為了避免支座端部的應(yīng)力集中，采用多點剛性約束(MPC)的方法來模擬桿件端部球鉸支座，有限元模型考慮初彎曲為L/1000，按特征值屈曲分析得到的第一階屈曲模態(tài)特征值向量將初始幾何缺陷施加到構(gòu)件上，并施加1.2倍特征屈曲荷載以“激發(fā)”非線性屈曲分析[8].

在焊接過程中，焊件的溫度變化非常劇烈，因此在焊接溫度場和應(yīng)力場的模擬計算中必須要給定材料的各種物理性能參數(shù)隨溫度的變化值，各溫度下鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖11所示.常溫下(20 °C)鋼材彈性模量和屈服強度見表2，泊松比ν=0.3，密度ρ=7.85×103kg·m-3，其他溫度時材料熱物理參數(shù)[23-24]見表3.

圖11 各溫度下Q235B鋼應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系

溫度/°C線膨脹系數(shù)/10-5°C-1比熱容/(J·kg-1·°C-1)導(dǎo)熱系數(shù)/(W·m-1·°C-1)彈性模量/105MPa屈服應(yīng)力/MPa201．2460502．16264．32501．3480471．87264．35001．4530401．50186．97501．4675270．7038．310001．4670300．2025．0≥10001．4660350．190．1

利用ANSYS中的函數(shù)加載功能，采用高斯移動熱源模型對焊件進行熱流密度、對流熱等的加載，以實現(xiàn)焊接過程中溫度場的模擬.具體分析步驟如下：首先對整體模型進行熱分析，獲得不同時間點、各個單元節(jié)點處的溫度，之后將熱單元轉(zhuǎn)化為結(jié)構(gòu)單元，并進行應(yīng)力場分析.其次，應(yīng)力場分析時，在第一荷載步中，利用生死單元技術(shù)殺死加固角鋼的全部單元，并對被加固角鋼施加初始負載，緊接著在第二荷載步中，維持第一荷載步中施加的初始負載不變，激活加固角鋼的全部單元，并讀入每個子步的單元節(jié)點溫度，進行初始負載下整體模型焊接殘余應(yīng)力的計算.最后，在初始負載基礎(chǔ)上繼續(xù)加載，直至構(gòu)件達到極限狀態(tài).

3.2 計算結(jié)果及分析

圖12分別給出了JA系列試件以及JB系列試件的有限元模型典型破壞模式與試驗破壞模式的對比.從圖中可以看出，兩者破壞模式基本一致.

a 試件JA系列

b 試件JB系列

Fig.12Comparisonsoftypicalfailuremodesbetweenfiniteelementcalculationresultsandtestresults(unit:m)

有限元計算得到的JA系列試件荷載-位移曲線與對應(yīng)的試驗結(jié)果的對比如圖13所示.

從圖13a中可看出，在無初始負載的情況下，焊接加固方形截面試件JA0的有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比曲線吻合較好.有限元計算結(jié)果曲線的桿件剛度比試驗結(jié)果曲線獲得的試件剛度略大，原因是：有限元計算過程中，模型的約束條件、加載過程以及施加的溫度荷載都比較穩(wěn)定，而試驗過程中試件的支座條件、試件的加載以及焊接加固過程等受試件加工情況和人為因素的影響較大.

從圖13b中可看出，0.1fy負載下焊接加固方形截面試件JA1的有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比曲線吻合較好，只是由于熱輸入影響產(chǎn)生的平臺段長度略有差異，產(chǎn)生這一差異的主要原因可能包括以下幾點：試驗過程中負載下焊接加固的施工條件復(fù)雜多變，焊機的輸出電流電壓、焊接電弧的移動速度以及施焊人員的操作工藝等都會對結(jié)果產(chǎn)生影響；有限元模型在高溫的情況下，其材性會產(chǎn)生較大變化，而目前關(guān)于鋼材在高溫條件下的材性數(shù)據(jù)與真實情況還存在一定的差異；有限元模擬加固角鋼參與整個構(gòu)件受力情況時，采用了生死單元技術(shù)，這與真實試驗過程中的情況略有不符.

aJA0bJA1cJA2dJA3

從圖13c、13d中可以看出，加固完成后JA2和JA3試件的剛度在有限元結(jié)果和試驗結(jié)果之間相差較大，有限元分析獲得的試件剛度更高，這主要是由于有限元模型計算過程相對于試驗過程而言各種條件比較穩(wěn)定，相關(guān)因素可以得到很好地控制.

JB系列試件利用熱-結(jié)構(gòu)間接耦合有限元分析方法獲得的荷載-位移曲線與相應(yīng)的試驗結(jié)果的對比如圖14所示.

aJB0bJB1cJB2dJB3

從圖14a中可以看出，JB0有限元計算得到的桿件剛度比試驗獲得的試件剛度大；有限元計算得到的極限承載力和試驗結(jié)果較為接近.從圖14b、14c、14d中可以看出，各試件由于熱輸入影響產(chǎn)生的平臺段長度略有差異，造成這一現(xiàn)象的原因與JA系列試件情況類似.此外，有限元分析獲得的加固試件的延性要好于試驗的結(jié)果，這可能與試驗過程中可變因素?zé)o法被有效控制有關(guān).

加固后角鋼極限承載力的有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比見表4.表中，Pu,EXP和Pu,FBA分別為極限承載力的試驗值和有限元計算值.

表4加固后角鋼極限承載力的有限元計算與試驗結(jié)果對比

Tab.4Comparisonsofultimatebearingcapacityofreinforcedanglesteelbetweenfiniteelementcalculationresultsandtestresults

試件編號試驗結(jié)果Pu，Exp/kN有限元結(jié)果Pu，F(xiàn)EA/kNPu，Exp/Pu，F(xiàn)EA結(jié)果偏差/%JA0205．46195．081．05325．32JA1204．72194．761．05115．11JA2201．62194．421．03703．70JA3198．51194．051．02292．29JB0204．49215．480．94895．37JB1192．91209．880．91918．79JB2211．02204．581．03153．15JB3188．57199．380．94585．73

由表4可以看出，對于這兩種加固截面形式來說，初始負載應(yīng)力比不超過0.3時，初始負載的大小對焊接加固后試件的極限承載能力的影響較小，所以當(dāng)加固前角鋼初始負載應(yīng)力不超過0.3fy時，可以忽略初始負載大小對構(gòu)件極限穩(wěn)定承載力的影響.此外試驗結(jié)果與有限元分析結(jié)果較為接近，最大偏差為8.79%.JA系列試件的極限承載力試驗結(jié)果普遍略高于有限元計算結(jié)果，這可能是由于試驗中的支座條件達不到理想情況的球鉸支座； JB系列試件試驗結(jié)果有較大波動，這是由于L形加固截面為開口截面，受到焊接熱輸入的影響更為敏感.

本文建立的有限元模型并利用間接的熱-結(jié)構(gòu)耦合方法進行有限元分析可以較準(zhǔn)確地模擬出試驗試件的破壞形式，得到了與試驗值相近的極限承載力，因此該分析方法具有一定的可行性和可靠性.

4 結(jié)論

本文進行了負載下焊接加固鐵塔角鋼軸壓構(gòu)件的單調(diào)靜力加載試驗和利用ANSYS建立考慮焊接熱輸入的有限元模型來模擬負載下焊接加固角鋼構(gòu)件受壓的試驗過程，將試驗結(jié)果與有限元結(jié)果進行對比分析，得到了主要結(jié)論如下：

(1)無論是方形截面還是L形加固截面形式，破壞模式均為整體彎曲失穩(wěn).

(2)當(dāng)初始負載應(yīng)力比不超過0.3時，加固后試件的極限穩(wěn)定承載力接近，初始負載的大小對焊接加固后試件的極限承載能力的影響較小，所以當(dāng)加固前角鋼構(gòu)件初始負載名義應(yīng)力不超過0.3fy時，可以忽略初始負載大小對這兩種截面形式加固后構(gòu)件穩(wěn)定承載力的影響.

(3)由于方形截面試件加固完成后為閉口截面，角鋼各肢形成相互支撐，使得焊接熱輸入對其受力性能的影響較小，極限承載力增長比較穩(wěn)定，且加固后延性好，而L形加固截面試件不具備這樣的優(yōu)點，在鐵塔焊接加固工程中優(yōu)先選用方形截面加固形式.

(4)利用考慮熱輸入的熱-結(jié)構(gòu)間接耦合數(shù)值分析方法，能夠模擬出焊接加固過程中的平臺段，可以較真實地反映出試件從承受初始負載、焊接加固直至最終破壞整個受力過程.

(5)采用MPC多點剛性約束的方法模擬球鉸支座，可以避免試件端部的應(yīng)力集中現(xiàn)象；從最終試件的破壞模式來看，這種施加約束的方法可以較真實地反映試件的實際支座條件.

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