鞠彥忠++閆冬雪++白俊峰++王德弘++王新穎++曾能先

摘要：為了研究廣東某新建220 kV輸電鋼管塔交叉斜材連接所采用的十字插板連接形式的受力性能，選用連接處8組足尺連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行承載力試驗(yàn)，連接件形式分別采用普通條形板、角鋼、彎折板；結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果，運(yùn)用ANSYS軟件對(duì)試件進(jìn)行非線性有限元分析及參數(shù)分析，給出了連接件面積與鋼管面積比值、鋼管開(kāi)槽長(zhǎng)度與鋼管管徑比值的臨界解。結(jié)果表明：該輸電塔交叉斜材鋼管管徑配合下的十字插板連接安全可靠但不夠經(jīng)濟(jì)，在軸壓作用下采用近似等面積的角鋼和彎折板連接件形式對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力無(wú)影響；連接件面積與鋼管面積比值大于臨界解時(shí)，鋼管發(fā)生彈塑性失穩(wěn)破壞，小于臨界解時(shí)，十字插板連接位置發(fā)生破壞。

關(guān)鍵詞：十字插板連接；極限承載力；破壞模式；試驗(yàn)研究；有限元分析

中圖分類(lèi)號(hào)：TU312 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

經(jīng)過(guò)1組6 mm厚條形板連接試驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)連接強(qiáng)度足夠滿足要求，鋼管破壞早于十字插板連接處，為增大鋼管強(qiáng)度和剛度，在鋼管內(nèi)部灌注活性粉末混凝土（RPC），調(diào)整試驗(yàn)方案如表1所示。

1.2 測(cè)點(diǎn)布置及加載方案

1.2.1 測(cè)點(diǎn)布置

應(yīng)變片布置如圖2（a）所示，通過(guò)靜態(tài)電阻應(yīng)變儀測(cè)試各典型位置應(yīng)變。在鋼管中部布置2個(gè)垂直方向的百分表，測(cè)量鋼管撓度。節(jié)點(diǎn)12除粘貼應(yīng)變片外，在連接部位噴涂散斑，運(yùn)用非接觸性應(yīng)變采集系統(tǒng)，測(cè)得整個(gè)噴涂散斑區(qū)域的應(yīng)變、位移等，應(yīng)變采集系統(tǒng)見(jiàn)圖2（b）。該系統(tǒng)是一種基于數(shù)字圖像法的新型測(cè)量技術(shù)，在加載過(guò)程中拍攝測(cè)量區(qū)域的散斑圖像，通過(guò)其后處理分析可以得到測(cè)量區(qū)域內(nèi)任意一點(diǎn)的應(yīng)變、位移等數(shù)據(jù)，這是傳統(tǒng)測(cè)量手段無(wú)法達(dá)到的。

2.2 加載方案

加載采用YAW5000F微機(jī)控制電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)，分級(jí)加載，過(guò)程采用力控制，按照規(guī)范[21]加載速率選定為120 kN·min-1，按照設(shè)計(jì)荷載的50%，75%，90%，100%，105%，110%施壓，之后荷載按照級(jí)差5%遞增直至破壞?，F(xiàn)場(chǎng)加載裝置見(jiàn)圖3。

1.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

1.3.1 試驗(yàn)破壞模式分析

節(jié)點(diǎn)11（6 mm厚條形板）在承載力達(dá)到600 kN（400%設(shè)計(jì)荷載）時(shí)發(fā)生破壞，節(jié)點(diǎn)41（8 mm厚條形板）在承載力達(dá)到585 kN（380%設(shè)計(jì)荷載）時(shí)發(fā)生破壞，破壞模式為鋼管塑性失穩(wěn)破壞，鋼管端部法蘭下部鋼管局部屈曲，十字插板連接處整個(gè)加載過(guò)程中未發(fā)生變形。

節(jié)點(diǎn)21（6 mm厚彎折板）、31（6mm厚角鋼）、32（6mm厚角鋼）分別在承載力達(dá)到1 180，1 282，1 190 kN時(shí)發(fā)生破壞。破壞現(xiàn)象相同，破壞模式為鋼管RPC整體失穩(wěn)破壞，鋼管屈曲方向的端部插板、連接件發(fā)生屈曲變形破壞，鋼管十字端頭與節(jié)點(diǎn)板相接觸，節(jié)點(diǎn)板受彎破壞。鋼管側(cè)向變形曲線類(lèi)似于半波曲線，這3個(gè)試件鋼管出廠質(zhì)量以及連接處組裝質(zhì)量較好，整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程類(lèi)似軸心受壓構(gòu)件，不存在明顯的偏心現(xiàn)象。除節(jié)點(diǎn)31外，螺栓減半，承載力未下降，在螺栓強(qiáng)度滿足的前提下，十字插板相鄰面螺栓1，3位置和2，4位置螺栓交替連接，采用此連接方式極大方便了現(xiàn)場(chǎng)施工。螺栓連接及破壞模式見(jiàn)圖4。

2破壞模式

Fig.4 Failure Modes of Joints 21，31，32 節(jié)點(diǎn)22（6 mm厚彎折板）和節(jié)點(diǎn)42（8 mm厚條形板）由于鋼管出廠本身存在一定程度的初始偏心，再加上十字插板的結(jié)構(gòu)特性，無(wú)法完全保證組裝后整個(gè)試件處于絕對(duì)豎直狀態(tài)，節(jié)點(diǎn)22，42在加載之前存在明顯視覺(jué)上的偏心，利用豎直吊錘測(cè)得2個(gè)方向存在8 mm的初始偏心，即相當(dāng)于在試驗(yàn)過(guò)程中一直作用偏心豎向力。節(jié)點(diǎn)22極限承載力為800 kN，節(jié)點(diǎn)42極限承載力為850 kN，鋼管側(cè)向變形不再呈半波曲線，節(jié)點(diǎn)連接處鋼管十字端頭并未對(duì)節(jié)點(diǎn)板上十字接頭造成擠壓，之間空隙仍然存在，連接件與鋼管上十字端頭部分從對(duì)接處開(kāi)始發(fā)生屈曲，破壞模式見(jiàn)圖5。

2破壞模式

Fig.5 Failure Modes of Joints 22，42節(jié)點(diǎn)12（6 mm厚條形板）將鋼管部分截掉，單純做十字插板連接處的軸壓試驗(yàn)，由于試件很短，整個(gè)過(guò)程基本處于軸壓狀態(tài)，隨壓力增大，十字端頭與節(jié)點(diǎn)板上的十字接頭中間5 mm的空隙壓至0，接著壓力直接作用在節(jié)點(diǎn)板上的十字接頭，在1 000 kN壓力時(shí)有一個(gè)方向的插板出現(xiàn)輕微的失穩(wěn)變形，繼續(xù)加載，節(jié)點(diǎn)板被壓彎，整個(gè)連接部分整體變形，由1側(cè)的變形帶動(dòng)其余3側(cè)也發(fā)生變形，最終試件在1 280 kN達(dá)到極限承載力，發(fā)生整體扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)破壞，破壞模式見(jiàn)圖6。

12破壞模式

Fig.6 Failure Mode of Joint 121.3.2 位移結(jié)果分析

節(jié)點(diǎn)荷載位移曲線如圖7所示，曲線在荷載施加初期位移變化很小，試件進(jìn)入彈塑性階段后位移

圖7 節(jié)點(diǎn)荷載位移曲線

Fig.7 Loaddisplacement Curves of Joints變化顯著。節(jié)點(diǎn)22與節(jié)點(diǎn)42因存在明顯偏心，其荷載位移曲線為無(wú)規(guī)律的變化曲線。

1.3.3 應(yīng)變結(jié)果分析

選取節(jié)點(diǎn)鋼管中部截面上布置的4對(duì)徑向和環(huán)向應(yīng)變片測(cè)量結(jié)果以及十字插板連接件上最易屈曲的中部位置應(yīng)變進(jìn)行分析，如圖8所示，測(cè)點(diǎn)1，3，5，7表示徑向應(yīng)變，測(cè)點(diǎn)2，4，6，8表示環(huán)向應(yīng)變。

由圖8可以看出：節(jié)點(diǎn)11，41在鋼管部分進(jìn)入塑性破壞時(shí)，連接件上應(yīng)變值仍處于彈性階段；節(jié)點(diǎn)21，31，32鋼管上應(yīng)變與連接件上應(yīng)變發(fā)展基本保持一致，在1 000 kN壓力時(shí)附近鋼管及十字插板連接處均進(jìn)入塑性發(fā)展，連接處的屈曲破壞是由軸向壓力以及鋼管變形增大的附加彎矩引起的；節(jié)點(diǎn)22，42由于存在明顯的偏心，試件承載力降低33%，從500 kN壓力時(shí)鋼管RPC結(jié)構(gòu)開(kāi)始進(jìn)入塑性發(fā)展，偏心方向應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)加快，而在極限荷載之前，連接件上應(yīng)變基本處于彈性范圍內(nèi)，在最后鋼管變形突然增大的同時(shí)，連接處主要受彎矩作用而迅速壓彎破壞。

節(jié)點(diǎn)12利用非接觸性應(yīng)變裝置測(cè)得的噴涂散斑區(qū)域的應(yīng)變變化如圖9所示。由圖9可知：初始加載時(shí)，整個(gè)截面應(yīng)變較小，分布均勻[圖9（a），（b）]；隨荷載增加，螺栓附近應(yīng)力集中明顯，連接件上的應(yīng)變分布由內(nèi)向外呈增大趨勢(shì)，最大應(yīng)變?cè)谶B接件外邊緣[圖9（c），（d）]；隨荷載繼續(xù)加大，螺栓滑移完成，十字端頭與節(jié)點(diǎn)板接觸上連接處發(fā)生屈曲變形，屈曲連接件上中部對(duì)接剛度不足，應(yīng)變最大，應(yīng)變值整體超過(guò)20×10-3，整個(gè)截面進(jìn)入塑性狀態(tài)[圖9（e），（f）]。2 鋼管十字插板連接有限元分析

在本文試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)軸壓作用下連接件采用角鋼、彎折板的優(yōu)勢(shì)并不明顯，故在接下來(lái)的有限元分析中仍針對(duì)普通條形板連接。

2.1 鋼管RPC十字插板連接建模

運(yùn)用有限元軟件ANSYS對(duì)鋼管內(nèi)灌RPC節(jié)點(diǎn)進(jìn)行非線性有限元分析。鋼材部分采用殼單元Shell181，混凝土采用實(shí)體單元Solid65。由試驗(yàn)結(jié)果可知，連接處破壞時(shí)連接件與十字端頭、節(jié)點(diǎn)板發(fā)生協(xié)同變形，故建模時(shí)將它們看作一個(gè)整體，簡(jiǎn)化分析。鋼材的本構(gòu)關(guān)系采用多線性等向強(qiáng)化模型，彈性模量E=2.06 GPa，泊松比ν=0.3，并服從VonMises屈服準(zhǔn)則，材料本構(gòu)關(guān)系見(jiàn)圖10，其中，σ1=345 MPa，σ2=470 MPa，σ3=97.1 MPa，σ4=108.4 MPa，σ5=120.3 MPa，ε1=0.001 67，ε2=0.013，ε3=0.12，ε4=0.002 0，ε5=0.002 4，ε6=0.003 2，ε7=0.004 3。

RPC與鋼管間按粘結(jié)考慮，關(guān)閉容易導(dǎo)致非線性不收斂的壓碎選項(xiàng)，初始撓度按L/1 000（L為鋼管長(zhǎng)度）施加，加載及約束條件與試驗(yàn)保持一致，節(jié)點(diǎn)下部采用固定端約束，上端鉸接，頂面施加面荷載。

2.2 有限元模型驗(yàn)證

試驗(yàn)所得極限承載力為1 200 kN， 有限元分析結(jié)果顯示極限承載力為1 350 kN，比試驗(yàn)結(jié)果大10%，主要是非線性有限元分析是根據(jù)理想的十字型插板連接節(jié)點(diǎn)建模，無(wú)法考慮試驗(yàn)試件中不可知的缺陷，以及由于焊縫殘余應(yīng)力的影響，該誤差范圍是可以接受的，在ANSYS后處理器中繪制荷載位移變化曲線，并與試驗(yàn)所測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，見(jiàn)圖11。結(jié)果表明總體趨勢(shì)吻合，因而可用該模型進(jìn)行鋼管十字插板連接的受力分析。

2.3 有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

節(jié)點(diǎn)2破壞時(shí)，鋼管RPC中部側(cè)向位移最大，鋼管發(fā)生整體失穩(wěn)，十字插板連接處向鋼管失穩(wěn)方向屈曲，與試驗(yàn)破壞時(shí)狀態(tài)相符，鋼管RPC中部主應(yīng)力與屈曲方向連接件上的主應(yīng)力均超過(guò)屈服應(yīng)力，見(jiàn)圖12（a），且連接件上主應(yīng)變外側(cè)最大，見(jiàn)圖12（b），與非接觸性應(yīng)變儀測(cè)得的應(yīng)變分布較為吻合。

RPC運(yùn)用該模型進(jìn)行未灌RPC節(jié)點(diǎn)的有限元分析，極限承載力為650 kN，比試驗(yàn)結(jié)果大8%。鋼管中部應(yīng)變較大，鋼管整體應(yīng)變大于連接處，十字插板連接處應(yīng)變均處于彈性范圍，與試驗(yàn)現(xiàn)象相符，見(jiàn)圖13。

經(jīng)試算，當(dāng)連接件厚度取4 mm時(shí)，鋼管部分應(yīng)力略大于連接處，較為經(jīng)濟(jì)合理。

2.4 有限元參數(shù)分析

由試驗(yàn)破壞現(xiàn)象可知，十字插板連接位置的破壞主要是連接件屈曲破壞，連接件面積對(duì)連接強(qiáng)度有直接影響。雖然十字插板與鋼管管壁交匯處未發(fā)生破壞，但實(shí)際連接中十字插板只有一部分與鋼管相互連接，這種連接形式將軸力通過(guò)管板連接轉(zhuǎn)化為剪力，插板與鋼管連接處受剪力作用，剪應(yīng)力在構(gòu)件之間未連接處減小而在連接處增加的現(xiàn)象稱作剪切滯后效應(yīng)，為此需增加鋼管開(kāi)槽長(zhǎng)度對(duì)承載力的影響分析。

2.4.1 連接件面積對(duì)承載力的影響

由十字插板構(gòu)造可知，在螺栓強(qiáng)度保證的前提下，十字插板強(qiáng)度和連接件強(qiáng)度對(duì)連接處強(qiáng)度有直接影響，但鋼管塔十字插板節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)中十字插板厚度通常取與之相連的節(jié)點(diǎn)板厚度，故本文不考慮十字端頭面積對(duì)連接強(qiáng)度的影響。在保證連接中十字插板、螺栓不早于連接件出現(xiàn)破壞的前提下，改變連接件截面面積的大小，對(duì)不同連接件截面面積的模型求解，求出連接件面積與鋼管面積比值的臨界解α，見(jiàn)表2

由表2可見(jiàn)：α=1.03為臨界值，當(dāng)α小于臨界值時(shí)，破壞模式為連接件發(fā)生破壞，承載力下降；當(dāng)2.4.2 鋼管開(kāi)槽長(zhǎng)度對(duì)承載力的影響

在連接件強(qiáng)度保證的前提下，改變鋼管開(kāi)槽長(zhǎng)度，設(shè)開(kāi)槽長(zhǎng)度為L(zhǎng)W，取參數(shù)β=LW/D（D為鋼管管徑）。參數(shù)β對(duì)承載力的影響見(jiàn)表3。

由表3可知：β=0.7為臨界值，當(dāng)β小于臨界值時(shí)，承載力下降，試件在十字插板與鋼管交匯區(qū)域附近發(fā)生管壁局部屈曲；當(dāng)β大于等于臨界值時(shí)，承載力不變，鋼管發(fā)生彈塑性失穩(wěn)破壞。3 結(jié) 語(yǔ)

（1）該輸電塔交叉斜材鋼管管徑配合下的十字插板連接強(qiáng)度滿足要求，但裕度較大，在軸壓作用下采用近似等面積的角鋼和彎折板連接件形式對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力無(wú)影響。

（2）連接件面積與鋼管面積的比值小于1.03時(shí)承載力下降，比值大于1.03時(shí)鋼管先于連接處破壞，承載力不變。鋼管開(kāi)槽長(zhǎng)度與鋼管管徑的比值小于0.7時(shí)，承載力下降，試件在十字端頭與鋼管交匯區(qū)域附近發(fā)生管壁局部屈曲；比值大于等于0.7時(shí)，承載力不變，鋼管發(fā)生彈塑性失穩(wěn)破壞。

參考文獻(xiàn)：

References：

[1] KOSTESKI N，PACKER J A，PUTHLI R S.A Finite Element Method Based Yield Load Determination Procedure for Hollow Structural Section Connections[J].Journal of Constructional Steel Research，2003，59（4）：453471.

[2]龔 泉，肖立群.新型鋼管塔的設(shè)計(jì)與應(yīng)用研究[J].華東電力，2009，37（8）：12651269.

GONG Quan，XIAO Liqun.Review of the Design and Application of New Steelpipe Tower[J].East China Electric Power，2009，37（8）：12651269.

[3]VOTH A P，PACKER J A.Numerical Study and Design of Skewed Xtype Branch Platetocircular Hollow Section Connections[J].Journal of Constructional Steel Research，2012，68（1）：110.

[4]丁蕓孫.圓管結(jié)構(gòu)相貫節(jié)點(diǎn)幾個(gè)設(shè)計(jì)問(wèn)題的探討[J].空間結(jié)構(gòu)，2002，8（2）：5664.

DING Yunsun.Discussion on Some Design Problems in Circular Tubular Joints[J]. Spatial Structures，2002，8（2）：5664.

[5]余世策，孫炳楠，葉 尹，等.高聳鋼管塔結(jié)點(diǎn)極限承載力的試驗(yàn)研究與理論分析[J].工程力學(xué)，2004，21（3）：155161.

YU Shice，SUN Bingnan，YE Yin，et al.Experimental Study and Theoretical Analysis of Ultimate Strength for Steel Tubular Joint of Tall Towers[J].Engineering Mechanics，2004，21（3）：155161.

[6]劉紅軍，李正良.基于鋼管控制的插板連接節(jié)點(diǎn)受彎性能研究[J].土木工程學(xué)報(bào)，2011，44（2）：2127.

LIU Hongjun，LI Zhengliang.Bending Performance of Tubegusset Joint in Steel Tubular Tower Based on Steel Tube control[J].China Civil Engineering Journal，2011，44（2）：2127.

[7]舒興平，彭歡佳，袁智深.K形管板節(jié)點(diǎn)板穩(wěn)定承載力研究[J].建筑結(jié)構(gòu)，2012，42（2）：8992，147.

SHU Xingping，PENG Huanjia，YUAN Zhishen.Research on the Stability of Gusset Plate of Tubegusset Kjoints[J].Building Structure，2012，42（2）：8992，147.

[8]李茂華，楊靖波，李正良.輸電線路鋼管塔插板連接節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究[J].武漢大學(xué)學(xué)報(bào)：工學(xué)版，2012，45（4）：495499.

LI Maohua，YANG Jingbo，LI Zhengliang.Test Research on Knode Jointed by Inserting Plate in Transmission Tubular Steel Tower[J].Engineering Journal of Wuhan University，2012，45（4）：495499.

[9]程 睿，黃宗明，王槐福.K型鋼管板節(jié)點(diǎn)受力性能與承載力計(jì)算方法[J].土木建筑與環(huán)境工程，2009，31（2）：17.

CHENG Rui，HUANG Zongming，WANG Huaifu.Parametric Study and Design of the Ultimate Strength of Tubegusset Plate Connections[J].Journal of Civil，Architectural & Environmental Engineering，2009，31（2）：17.

[10]舒興平，肖又菁，袁智深，等.K形管板節(jié)點(diǎn)極限承載力研究[J].建筑結(jié)構(gòu)，2010，40（5）：9296.

SHU Xingping，XIAO Youjing，YUAN Zhishen，et al.Nonlinear Finite Element Analysis on Ultimate Strength of Tubegusset Kjoints[J].Building Structure，2010，40（5）：9296.

[11]栗新然.輸電塔鋼管插板連接節(jié)點(diǎn)板承載力研究[D].重慶：重慶大學(xué)，2012.

LI Xinran.Ultimate Strength of Gusset Plate of Steel Tubular with Gusset Plate Connections[D].Chongqing：Chongqing University，2012.

[12]李曉露，呂寶華，陳澤群，等.輸電鋼管塔環(huán)板節(jié)點(diǎn)極限承載力的理論研究[J].應(yīng)用力學(xué)學(xué)報(bào)，2013，30（1）：8691.

LI Xiaolu，LV Baohua，CHEN Zequn，et al.Theoretical Research of Ultimate Bearing Capacity of Steel Tubular Transmission Towers Joints with Annular Plane[J].Chinese Journal of Applied Mechanics，2013，30（1）：8691.

[13]沈國(guó)輝，陳 震，郭 勇，等.帶加勁肋十字型鋼管節(jié)點(diǎn)支管軸壓的承載力研究[J].工程力學(xué)，2013，30（9）：7075.

SHEN Guohui，CHEN Zhen，GUO Yong，et al.Bearing Capacity of Crossshaped Steel Tubular Joints with Reinforced Plate Under Brace Compression[J].Engineering Mechanics，2013，30（9）：7075.

[14]邢海軍，李茂華.十字型插板中連接件穩(wěn)定性試驗(yàn)研究[J].鋼結(jié)構(gòu)，2012，27（增）：527536.

XING Haijun，LI Maohua.Experiment Research on Stability of Connecting Piece in Cross Flashboard[J].Steel Construction，2012，27（S）：527536.

[15]吳龍升，孫偉民，張大長(zhǎng)，等.U型插板鋼管連接節(jié)點(diǎn)承載力特性的非線性有限元分析[J].南京工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2008，30（1）：9296.

WU Longsheng，SUN Weimin，ZHANG Dachang，et al.Nonlinear FEM Analysis of Bearing Behavior of Steel Tube Connection with Utype Flash Board[J].Journal of Nanjing University of Technology：National Science Edition，2008，30（1）：9296.

[16]陶青松，張大長(zhǎng)，林致添，等.足尺U型插板鋼管連接節(jié)點(diǎn)承載力特性的試驗(yàn)研究[J].電力建設(shè)，2009，30（1）：3234.

TAO Qingsong，ZHANG Dachang，LIN Zhitian，et al.Experimental Study of Connection Node Load Bearing Performance of Steel Tubes Connected by Full Scale Ushape Inserting Plate[J].Electric Power Construction，2009，30（1）：3234.

[17]戴剛平，王淑紅，林致添，等.足尺U型插板鋼管連接強(qiáng)度變形特性的非線性有限元分析[J].江蘇電機(jī)工程，2009，28（2）：4447.

DAI Gangping，WANG Shuhong，LIN Zhitian，et al.Nonlinear Analysis on Strength of Fullscale Utype Connections with Finite Element Method[J].Jiangsu Electrical Engineering，2009，28（2）：4447.

[18]王淑紅，戴剛平，林致添，等.大跨越輸電塔足尺單插板鋼管連接強(qiáng)度的試驗(yàn)研究[J].特種結(jié)構(gòu)，2008，25（5）：4446，75.

WANG Shuhong，DAI Gangping，LIN Zhitian，et al.Experimental Study on Strength of Fullscale Single Insert Plate Steel Tube Connection in Large Span Transmission Tower[J].Special Structures，2008，25（5）：4446，75.

[19]孫竹森，程永鋒，張 強(qiáng)，等.輸電線路鋼管塔的推廣與應(yīng)用[J].電網(wǎng)技術(shù)，2010，34（6）：186192.

SUN Zhusen，CHENG Yongfeng，ZHANG Qiang，et al.Application and Dissemination of Steel Tubular Tower in Transmission Lines[J].Power System Technology，2010，34（6）：186192.

[20]韓大剛，黃 興，肖 兵，等.“皖電東送”工程特高壓鋼管塔設(shè)計(jì)總結(jié)及建議[J].電力建設(shè)，2013，34（4）：8590.

HAN Dagang，HUANG Xing，XIAO Bing，et al.Summary and Suggestions of “Anhui Electricity Eastward Transmitting” UHV Steel Tube Tower Design[J].Electric Power Construction，2013，34（4）：8590.

[21]GB/T 228—2002，金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法[S].

GB/T 228—2002，Metallic Materials：Tensile Testing at Ambient Temperature[S].