高强度大规格角钢(以下简称大角钢)构件,指材质强度等级不低于Q420、肢宽不小于220mm、肢厚不小于16mm的角钢构件。采用大角钢作为输电铁塔等结构中的主要受压构件,相比于采用多拼组合角钢,具有整体性好、加工简便等优点,是电力建设的一个重要发展方向。目前对大角钢轴压构件的少量应用表明,大角钢的承载力明显高于现行规范的计算值。然而大角钢的稳定承载力应如何合理计算,尚需进行更为深入的研究。本文在国家自然科学基金项目(项目编号：51378401)的支持下,对大角钢的轴压稳定性能及其计算方法进行了研究。研究的主要内容与成果包括：1)对两端弹簧铰(具有一定转动刚度的固定铰支座)约束下,轴压杆计算长度系数μ的取值进行了研究。研究表明,μ值可由上、下端的支座～压杆刚度比(支座转动刚度与压杆线抗弯刚度的比值)ra、rb两项参数确定。基于此,本文推导出了,ra、rb、μ三个变量所满足的方程式。根据该方程式,采用割线迭代法,对ra、rb取值在0～100范围内的μ值进行了数值求解,并给出了可供查阅的μ值表。根据计算出的μ值数据点,采用拟合方法,本文提出了两端弹簧铰约束下,压杆计算长度系数μ值的实用计算公式。2)对不计支座实际转动刚度,而将支座考虑为理想支座(转动刚度为0或无穷大)时,轴压杆稳定系数φ计算值的误差进行了分析。结果表明,忽略实际情况而将支座刚度取为理想值时,会使稳定系数φ的计算存在明显误差。当支座实际转动刚度接近理想值时,φ值的计算误差可被有效降低。基于此,本文提出了支座转动刚度的条件方程。当支座实际转动刚度满足该条件方程时,可使轴压杆φ值的计算误差被有效限制在5%以内。3)开展了强度等级为Q420级、肢宽为220mm及250mm、肢厚为20mm～ 30mm、长细比在35～55范围,包含6种截面规格、5种长细比,共计90根大角钢试件的轴压加载试验。试验前进行了Q420材质的材性试验,获得了各截面试件的应力～应变关系曲线。实测了各试件的几何尺寸与初变形。结合轴压试验,对支座转动刚度进行了测量,并根据本文推导出的计算长度系数μ值计算公式,算出了各试件的实际几何长细比λ以及正则化长细比λn。通过轴压试验,获得了各试件的失稳形态与稳定承载力,并通过无量纲化,获得了各试件的稳定系数试验值φt。本文绘制出了各试件的φt～λn数据点,并将其与国内外多部现行钢结构设计规范(包括我国GB50017-2003,美国ANSI/AISC360-10,美国ASCE 10-97,欧洲Eurocode 3)中的柱子曲线进行了对比。结果表明,采用国内外现行规范计算大角钢稳定承载力是明显偏于保守的。其中,尤以我国GB50017及欧洲Eurocode 3中等边角钢所在的b类曲线最为保守；而相比之下,美国ASCE 10-97柱子曲线则与试验结果最为接近。4)分别采用理想弹塑性(双线性)和考虑强化阶段(多线性)的两种不同本构关系,建立了大角钢的有限元模型。两类模型的计算结果表明：当采用双线性作为本构关系时,稳定系数计算结果φB,与我国现行等边角钢所在的b类曲线十分接近；而采用多线性本构关系时,计算结果φM与现行各曲线的差别较大,但与试验值φt接近。φB与φM的差别,在长细比较小时十分显著,而随着长细比的增大明显减小；当长细比较大时,φB与φM趋于一致。稳定系数φB与φM值,与试验结果φt的对比表明：采用考虑强化阶段的多线性本构关系,能更精确的反应大角钢轴压构件的力学性能。5)采用通过试验结果验证的有限元模型,在统一初始缺陷标准的前提下,进行了长细比λ在30～150范围(正则化长细比λn在0.426～2.268范围)的60个大角钢模型的计算,并获得了各模型的稳定系数φFE。计算中均采用考虑强化的多线性本构关系,并将初变形幅值设置为杆长的1/1000。将φFE与国内外现行柱子曲线进行了对比。结果表明,现行规范中的柱子曲线,未考虑钢材材质屈服后强化阶段的影响,不能准确反映大角钢稳定系数φ值随长细比λn的变化规律。本文建议根据长细比λn的取值,将大角钢分为短柱(λn≤0.472)、中短柱(0.472<λn≤1.0)、长柱(λn>1.0)三类。大角钢短柱的稳定系数φ值大于1.0；中短柱的稳定系数φ值小于1.0,但与现行柱子曲线仍有明显差别；相对之下,长柱的稳定系数φ值与现行柱子曲线较为接近。6)开展了大角钢轴压稳定承载力实用计算方法的研究。根据60个有限元数值模型的计算结果,采用拟合算法获得了适用于大角钢轴压构件的柱子曲线,并给出了该曲线的解析式,作为大角钢稳定承载力的推荐计算公式。该推荐公式为：当λn≤0.472时,取φ=1.0；当λn>0.472时,采用我国现行规范中Perry公式形式,并取α2=0.849、α3=0.320。该推荐公式能充分发挥大角钢轴压构件优异的承载性能,可有效降低钢材用量,具有良好的经济性。