1、第41卷第1期2024 年 2 月文章编号：10 0 0-49 39(2 0 2 4)0 1-0 18 8-12应用力学学报Chinese Journal of Applied MechanicsVol.41 No.1Feb.2024除尘器箱体立柱稳定性增强方法研究王登峰,徐雯凌,潘立程,郭大鹏（1.江南大学环境与土木工程学院，2 1412 2 无锡；2.同济大学土木工程学院，2 0 0 0 9 2 上海）摘要：除尘器箱体立柱主要的破坏方式是丧失稳定性。为提高其承载能力，优化除尘装备结构设计,研究箱体立柱稳定性增强构造方法。采用非线性有限元方法，针对除尘器箱体加劲钢墙板一H型钢立柱结构体系，考
2、虑初始缺陷影响,研究箱体立柱失稳机理。受墙板蒙皮作用，立柱呈现为前翼缘与腹板组成前半部分截面整体弯扭与腹板局部鼓曲相伴发生的相关失稳,且失稳发生在邻近柱顶的高压应力区域。针对失稳特征提出立柱稳定性增强构造措施，即在顶部区域立柱前翼缘两侧加焊加固钢板,加固钢板上、下边界与L形横隔板焊接连接。考察了加固钢板宽度、厚度,L形横隔板厚度以及加固钢板布置范围等因素对于立柱稳定承载力的影响，在此基础上提出了立柱稳定性增强构造的合理设计方法。采取该稳定性增强构造措施后，立柱稳定承载力得以明显提高。关键词：除尘器；箱体立柱；稳定性增强构造；有限元；初始缺陷；蒙皮支撑作用中图分类号：TU391Research
3、on stability strengthening configuration ofWANG Dengfeng,XU Wenling,PAN Licheng2,CUO Dapeng(1.School of Environment and Civil Engineering,Jiangnan University,214122 Wuxi,China;2.College of Civil Engineering,Tongji University,200092 Shanghai,China)Abstract:Since the column in precipitator casing main
4、ly presents buckling failure,the stabilitystrengthening method for column was investigated so as to improve its buckling capacity and optimize thestructural design of precipitator equipment.For the structure system composed of stffened wallboard andH-Shaped steel column in precipitator casing,in con
5、sideration of initial imperfection,the bucklingmechanism of column was investigated by non-linear finite element method first.Since being influenced bythe wall stressed skin effect,the buckling of column occurs on the high compressive stress region adjacentto the column top.The column presents the i
6、nteractive buckling that the overall flexural-torsional bucklingoccurs on the front half section composed of the front flange and the web and the local buckling occurssimultaneously on the web.Based on the buckling characteristics,the strengthening configurationmeasurement for enhancing column buckl
7、ing capacity was proposed,that is,the strengthening steel plates收稿日期：2 0 2 2-0 3-18基金项目：国家自然科学基金资助项目（No.51308258）；江苏省自然科学基金资助项目（No.BK20130149）；江苏省研究生实践创新计划资助项目(No.SJCX20_0771)通信作者：王登峰，副教授。E-mail：h a p p y w d f 12 6.c o m引用格式：王登峰，徐雯凌，潘立程，等.除尘器箱体立柱稳定性增强方法研究J.应用力学学报,2 0 2 4,41（1）：18 8-19 9.WANG Dengfe
8、ng,XU Wenling,PAN Licheng,et al.Research on stability strengthening configuration of column in precipitator casing J.Chinese journal of applied mechanics,2024,41(1):188-199.文献标志码：Acolumn in precipitator casing修回日期：2 0 2 2-0 5-19D0I:10.11776/j.issn.1000-4939.2024.01.020第1期would be welded on both side
9、s of the front flange of the column in top region,and its upper and lower sideswould be welded with the L-shaped diaphragms.The influences of several configuration parameters on thecolumn buckling capacity were investigated,including the width,thickness and the locating range of thestrengthening ste
10、el plates and the L-shaped diaphragm thickness.Consequently,a rational design method ofthe strengthening configuration for enhancing column buckling capacity was proposed.The buckling capacityof the column can be increased significantly by employing the strengthening configuration measurement.Key wo
11、rds:precipitator;column in casing;stability strengthening configuration;finite element method;initial imperfection;diaphragm-braced effect除尘器是广泛应用于火电、治金、建材和化工等行业中用以消除烟尘的重要环保装备。我国目前关于除尘装备的研究成果主要围绕除尘工艺，对除尘装备支承结构受力性能的研究较少，缺乏基于除尘装备结构形式的优化设计。不论具体的除尘工艺，中、大型除尘器箱体的侧面围护结构常采用加劲钢板墙板一H型钢立柱结构体系,如图1所示。加劲钢板和立柱通过连续
12、焊接连接。墙板主要起封闭围护作用，承受由空气负压和风荷载等引起的横向荷载。立柱作为支承骨架承担由墙板传递来的横向荷载和由箱体顶梁传递来的轴向荷载，实际为一压弯构件。立柱和墙板连续焊接连接形成共同受力的整体,墙板可以发挥蒙皮支撑作用，一方面为立柱分担荷载,另一方面为立柱提供约束，提高其稳定性。因此箱体立柱的稳定性与独立工作的H型钢立柱有显著差异。对除尘器箱体立柱稳定性的研究表明，在轴向荷载与横向荷载共同作用下，由于墙板的分担荷载作用，立柱仅在靠近柱顶区域产生较大压应力，内力水平沿立柱高度方向由顶部向下衰减很快，因此除尘器箱体结构的破坏多源于立柱顶部的局部破坏。基于这样的破坏机理特征,考虑仅在立柱
13、顶部区域增强其构造，可能实现仅耗费较少的材料和制作成本即可显著提升立柱的承载能力，从而有效降低除尘装备制造成本。对于除尘器结构方面的研究,文献2-3 采用有限元方法对主框架结构与进口烟道进行了优化。文献4 采用了理论推导与有限元计算相结合的方法,考虑除尘器箱体墙板与立柱协同工作,提出了立柱在横向荷载作用时的内力与强度计算方法。文献5利用非线性有限元方法研究了除尘器中墙板与双肢H型钢组合截面柱的轴压稳定性，提出了稳定承载力计算建议。墙板与立柱组成共同工作的结构体系，在平面内发挥蒙皮支撑作用,文献6-7 对有蒙皮支撑作用王登峰，等：除尘器箱体立柱稳定性增强方法研究1研究模型1.1结构模型实际工程中
14、，一跨墙板对应一个电场，为保证收投稿网站：http：/c j a m.x j t u.e d u.c n 微信公众号：应用力学学报189的梁与柱进行了理论与有限元研究，分析不同结构参数对其承载性能的影响,表明蒙皮支撑作用对中等长细比构件的扭转起到良好的约束作用。文献8对受蒙皮支撑作用的开口截面柱进行参数分析，发现蒙皮支撑可显著提高构件的承载能力，也可明显减小截面的平动与扭转变形。文献9-10 对轻钢房屋中蒙皮支撑龙骨的稳定性进行理论分析，推导了屈曲荷载和计算长度系数计算方法。进气口墙板墙板加劲肋阴极板钢支架阳极线底部横梁图1除尘器结构示意图Fig.1 Overall structure dia
15、gram of an electrostatic precipitator已有研究主要考虑蒙皮板来分析构件的承载能力,对于如何利用蒙皮板支撑作用来增强其稳定性，从而实现对构件的优化设计，目前很少有文献报道。本研究通过非线性有限元法，考虑初始缺陷的影响，揭示受横向和轴向荷载共同作用的除尘器箱体立柱失稳机理；针对失稳特征提出立柱稳定性增强构造措施；研究稳定性增强措施中各构造参数对立柱稳定承载力的影响，提出经济合理的稳定性增强构造设计方法。箱体立柱灰斗190尘效率，一般的除尘器顺烟气方向会布置超过2 个电场。本研究为提高建模与计算效率,研究模型仅考虑两跨墙板,所采用的除尘器箱体一立柱结构体顶部约束一
16、A应用力学学报系的几何构造和尺寸均源于实际工程，其结构示意图与位移坐标系如图2 所示。ZA第41卷轴向荷载边柱一横向荷载Y一跨墙板宽度为w，板厚为t,墙板角钢加劲肋间距为,H型钢立柱总高为H。为提高立柱稳定性,立柱沿高度方向设有等间距的横向支撑，为立柱提供垂直墙板方向的约束，支撑间距为l。墙板与H型钢立柱一侧翼缘连续焊接连接（称为后翼缘）远离墙板一侧的立柱翼缘称为前翼缘。箱体墙板底部设有刚度较大的加劲横梁以悬挂灰斗。1.2有限元模型采用有限元程序ANSYS进行分析，所有结构部件均采用Shell181单元模拟,边界条件与约束如图2所示。箱体墙板顶端与箱体加劲顶板连接,因此在墙板顶部边界施加垂直墙
17、板方向（Y向）平动约束。墙板底端与灰斗加劲壁板连接，因此在墙板底端边界施加垂直墙板方向的平动约束。立柱受等间距布置的横向支撑约束，在立柱与横向支撑连接处施加垂直墙板方向的平动约束。在中间立柱柱底施加3个方向的平动约束。由于箱体内烟气往往是高温，为了释放温度变形，两侧立柱底部仅施加沿墙板高度方向（Z向）垂直于墙板方向的约束，以实现结构在墙板平面内(X向)以自由伸缩变形。考虑材料非线性影响，钢材采用理想弹塑性模型,以Von-Mises 准则判断是否发生屈服。制作除尘模拟横向支撑的水平约束墙板一角钢加劲肋一横隔板立柱高度H一边柱一中柱一加劲横梁墙板宽度W一加劲钢板墙板宽度W一柱底约束X图2 结构模型
18、Fig.2Structural model器一般采用Q235钢材,其屈服强度f,=235MPa,弹性模量E=2.0610MPa,泊松比v=0.3。考虑几何非线性影响,采用弧长法跟踪结构响应路径。1.3作用荷载除尘器在开机试运行阶段，箱体墙板受到由于内外温差而产生的负压作用（由外向内），这些横向荷载通过墙板传递到立柱使立柱承担弯矩和剪力；同时,立柱受到顶梁传来的结构和设备自重引起轴向荷载。当设备投入使用一段时间后，箱体顶梁向立柱传递积灰荷载、振打荷载以及后期检修等轴向荷载，积灰荷载在轴向荷载中所占比例很高。为符合实际工艺过程的荷载情况，模型分二步加载,第一阶段施加横向均布面荷载Pw（模拟负压），
19、第二阶段仅在立柱顶端刚性盖板上施加轴向均布荷载N直至立柱破坏。定义为立柱承担轴向荷载的名义稳定系数,=Nc,er/Ne（Ne,c r 为立柱轴压阶段承受的极限承载力；Ney=,A,A为H型钢立柱截面积,Ne为全截面屈服荷载）。值代表轴压阶段破坏时立柱顶部施加的名义应力水平大小。墙板在柱顶即可为立柱承担部分荷载，实际是立柱与两侧墙板组成组合截面承担轴向压力，因此可达到的轴压极限承载力可能会大于H形立柱全截面投稿网站：http:/德微信公众号：应用力学学报J后翼缘X一X腹板A-A第1期屈服荷载，即名义稳定系数可能会大于1.0。1.4有限元方法验证为验证本研究有限元建模、加载和求解方法的准确性,对文
20、献11中双向加劲钢板在轴向和横向荷载共同作用下破坏性加载试验进行有限元模拟。根据文献11 中记载的试验模型几何尺寸和约束情况建立有限元验证模型，钢材材性采用文献中给出的实测钢材屈服强度和弹性模量的平均值。实际加载过程中轴向荷载很快加载到预定值，横向荷载加载较慢，最后破坏是在横向荷载作用阶段。因此，按照实际试验加载过程，有限元模拟中先施加轴向荷载,然后施加横向荷载至破坏,考虑材料和几何非线性。本研究模拟得到的极限承载力和文献11中试验结果的对比如表1所示，达到极限承载力时有限元模拟出的变形与试验得到的变形形态吻合良好,如图3所示。表1本研究有限元结果与文献试验结果对比Tab.1The resul
21、ts comparison of experiments andfinite element method横向荷载模型轴向荷载N/试验值编号kNA2170A4400B2200B3400图3试验与有限元变形图Fig.3 Experiment and finite element deformation diagram可见，本研究有限元计算结果与试验结果吻合良好,误差产生的原因主要在于：一是本研究以最低阶特征值屈曲模态作为初始几何变形形态，与实际结构缺陷会有一定差异；二是本研究有限元计算材料参数取的是多组实测数据的平均值，跟实际结构的材性有一定差异,且采用理想弹塑性模型,未考虑材料强化。总体而言，
22、本研究采用的有限元模型构王登峰，等：除尘器箱体立柱稳定性增强方法研究N除尘器箱体立柱相对误差/有限元值%Pw,EXp/kNPw,FEM/kN201.6204.80112.8106.70203.8205.92145.7152.34投稿网站：http:/191建方法与非线性分析技术是准确可靠的，可以用于除尘器箱体加劲墙板一H型钢立柱结构体系的承载性能研究。2不同横向荷载水平时立柱失稳机理研究2.1立柱高压应力区位置箱体立柱作为一多跨连续压弯构件，第1步横向荷载作用时立柱各跨段内力分布较为均匀，呈现为跨中区域前翼缘由弯矩产生压应力较大，跨间支承位置后翼缘因弯矩产生压应力较大。第2 步轴向荷载作用时，
23、由于墙板分担荷载作用，立柱截面的轴力沿高度方向自柱顶向下衰减很快，如图4所示，且前翼缘的压应力水平显著高于后翼缘。-0.96N0.82N0.62N0.26N0.28N.0.25N1.6-5.41.04.60.22N0.39NH294X200812,H=17060mm,/=5200 mm,w=4 030 mm,t=5 mm,s=1 040 mm图4轴力作用下沿高度方向立柱截面承担轴力比例变化曲线（M4）Fig.4Varying curve of compression proportion borne bycolumn section along the height direction(M4)
24、因此，在横向和轴向荷载共同作用下，立柱顶部第1跨段内的靠近柱顶部分的前翼缘会产生最大压应力。尽管立柱在第1道跨间支承位置后翼缘弯矩引起压应力较大，但是此处轴力较小，后翼缘的压应力水平不会超过柱顶半跨内前翼缘的最大压应力，且此处后翼缘受墙板约束,难以发生失稳,因此,立柱的失稳不会发生在后翼缘，而是源于压应力水平最高的邻近顶部区域前翼缘。立柱上最大压应力产生的确切位置受横向和轴向荷载水平影响。本研究构建了体型由小到大的6 例不同的结构模型M1M6,考察这些结构中立柱上最大压应力位置，由于所选取的模型构造参数涵盖了工程中常见的大部分微信公众号：应用力学学报192除尘器,得到的最大压应力位置有较为普遍
25、的参考意义。除尘器墙板所受负压由工艺条件决定，一般在3 9 kPa 之间,本研究取第1步墙板上作用横向均布荷载值分别为3.9 kPa,以代表工程中横向荷载较小和横向荷载较大2 种情况，得到立柱上高压应模型立柱截面/编号mmM1H200 150 6 9M2H250 175 7 11M3H294 200 8 12M4H294 200 8 12M5H294 200 8 12M6H350 350 10 16由表2 可知，当横向荷载较小时,最大压应力位置都集中在距柱顶0.0 5l0.151以内的区域，例如M4模型施加横向与轴向荷载的竖向压应力分布如图5(a)所示,此时弯矩引起应力较小,轴向压力引起应力占
26、比较大，立柱受力行为更接近于轴心受压构件。当横向荷载较大时，立柱产生最大压应力位置明显下移，如图5（b）所示，集中在0.16 l0.30 l以内的区域。此时弯矩引起应力显著增大，轴向压力引起应力占比降低。MPa-235-204-188-143-97-51-54086132图5M4-h施加横向与轴向荷载竖向压应力分布图Fig.5Vertical compressive stress distribution undertransverse and axial load for M4-h2.2初始几何缺陷影响尽管受墙板蒙皮支撑，箱体立柱仍有可能发生失稳破坏。为了考察初始几何缺陷对箱体立柱稳定性的影
27、响,同时诱发立柱以一定模态失稳，从而研究应用力学学报力分布区域位置如表2 所示。定义立柱上压应力达到0.8 0 gmax（max表示最大轴向压应力）及以上的区域为高压应力区，表中立柱高压应力区及最大压应力位置的表示方式为：高压应力区起点-最大压应力位置-高压应力区终点。表2 模型构造参数及高压应力区分布Tab.2SStructural parameters and high compressive stress distributing zone立柱高度加劲肋间距横向支撑墙板宽度墙板厚度H/mms/mm119901 17014.972112617 0601 04017 0601 04017 0
28、601 040205401 200MPa-235回车206-163-120-78-3575092135(a)P=3 kPa投稿网站:http:/第41卷立柱高压应力区及最大压应力位置间距l/mmw/mm35103.5004.50438502.080403052004.0306 2404 0307.2004030其最敏感的失稳形式,本研究构建了多种立柱初始几何缺陷模态，以探寻最不利初始几何缺陷模态。由于除尘器箱体墙板有较大的抗剪刚度，能有效限制立柱在墙板平面内的变形,避免立柱绕-y轴发生整体弯曲失稳,其可能发生的失稳形式为弯矩作用平面内（垂直于墙板平面）的弯曲失稳及平面外的弯扭失稳。因此,本研究
29、选取模型M4构建带有初始弯曲缺陷、初始弯扭缺陷的结构计算模型，以考察不同初始几何缺陷形态对立柱稳定承载力的影响。初始几何缺陷幅值8.取为H/1000,不同类型的缺陷特征如表3所示，不同缺陷作用范围如图回车6(a)所示,弯曲缺陷和弯扭缺陷的截面变形形式分别如图6(b)和6(c)所示。文献12 研究表明，在轴向荷载作用下，立柱后翼缘受墙板约束，因此立柱不会发生整体扭转变形；前翼缘应力水平高且不直接受约束，变形相对自由,因此立柱的失稳将源于前翼缘扭转。基于这样的分析，初始弯扭几何缺陷的构造方法为：对于完善(b)P-9 kPa结构在施加轴压过程中同时对立柱一侧前翼缘边缘施加微小的侧向扰动,形成附加扭矩
30、,取荷载达到极值点时的变形模态作为初始弯扭几何缺陷模态。由于施加扰动荷载位置与立柱发生最大初始几何变形位置以及立柱最终失稳位置高度重合，因此可以通过改变施加初始扰动荷载的位置来调节立柱发生最大初始几何变形的位置，以及最终发生失稳的位置，从而研究得到最不利初始几何变形位置以及立柱最为敏感的失稳形式。微信公众号：应用力学学报t/mm555557Pw=3 kPa0 0.15 0.36l0 0.08l 0.38l0 0.051 0.3510 0.11l 0.34l0 0.11l 0.2710 0.06l 0.151Pw=9 kPa0 0.21l 0.44l0 0.30l 0.41l 0 0.251 0
31、.43l 0 0.231 0.40l 0 0.25l 0.37l0 0.16l 0.37l 第1期Tab.3Characteristics of different imperfection modes模型编号M4M4-aM4-bM4-cM4-dM4-eM4-fM4-gM4-hM4-iT1七一M4-a&M4-e(b)弯曲缺陷图6 立柱整体初始几何缺陷示意图Fig.6 Schematic of overall initial geometricalimperfection on column对模型M4分别构造上述ah型几何缺陷,再分别在3、9 kPa 两种横向荷载进行分析,得到立柱轴向压力，最大
32、垂直墙板方向变形曲线如图7 所示。计算表明，带有初始几何缺陷的模型的承载能力明显低于完善结构。带有初始几何缺陷的各模型最终王登峰，等：除尘器箱体立柱稳定性增强方法研究表3不同缺陷模态的特征缺陷结构特征完善结构整体正弦半波初始弯曲缺陷顶部第一跨段内初始正弦半波弯曲缺陷顶部第一个加劲肋区格内初始正弦半波弯曲缺陷完善结构高压应力区域内初始正弦半波弯曲缺陷整体初始弯扭缺陷顶部第一跨段内初始弯扭缺陷顶部第一个加劲肋区格内初始弯扭缺陷完善结构高压应力区域内初始弯扭缺陷在模型M4-h基础上引入轧制、焊接残余应力缺陷1M4-c&M4-gM4-b&M4-f(a)缺陷范围完善结构弯苗缺陷193的失稳形式均表现为前
33、翼缘与腹板组成T形截面的整体弯扭失稳和腹板局部失稳相伴发生的相关失稳,其截面失稳变形与图6（c)所示初始变形类似，只是加载过程中变形明显增加。当初始几何缺陷与最终失稳形态一致时,缺陷的影响更为不利,这表现在ah 型初始几何缺陷结构中,不论横向荷载水平,模型M4-h的稳定承载力均为最低,其立柱稳定系数相较于完善结构，分别降低2 2.7 1%和23.19%。对于所有算例，当立柱顶部施加轴向压力达到1.2 N.,时，立柱顶部截面的大部分区域达到屈服。考虑到工程设计时结构应有一定的安全裕量，并且截面尚有剪应力存在，因此当立柱顶部施加轴向压力达到1.2 N.,时，视为立柱顶部已全截面屈服，承载能力达到极
34、限，不再增加轴向荷载。1.2M4-aM4-d8.1.01N/N0.80.60.40.201.00.9M4-c0.8M4-d&M4-h0.70.60.50.40.30.2一完善结构0.1弯扭缺陷01图7 不同初始缺陷结构的荷载-位移曲线比较(c)弯扭缺陷Fig.7 Comparison among load-displacement curves of models2.3残余应力影响除尘器箱体墙板一立柱结构体系中残余应力的形成一方面源于H型钢热轧过程,另一方面源于立柱后翼缘与墙板焊接过程。采用生死单元技术,第1步仅激活H形截面立柱单元，在各板件边缘施加温度荷载引人轧制残余应力,取其幅值为文献13
35、投稿网站：http:/微信公众号：应用力学学报M4M4-e-M4-cM4-gM4-hM4-iM4-fM4-b510立柱上最大出平面变形4，(a)3 kPaM4M4-bM4-eM4-iM4-gM4-fM4-hNM4-d11020立柱上最大出平面变形4，(b)9 kPawith different initial imperfections1520302530M4-a4050354060J194中的0.5f,得到残余应力分布如图8（a所示。在翼缘与腹板相交区域出现最大残余拉应力，翼缘边缘出现残余压应力，与一般轧制H型钢残余应力分布模式吻合。第2 步激活墙板单元，在立柱后翼缘与墙板连接边施加负温模拟
36、焊接收缩，取残余应力幅值为0.9 f，完成后的残余应力分布如图8（b）所9221261-107-106-80-10290(a)H型钢柱轧制残余应力对整个结构体系而言,其内部的残余应力是自平衡的。但对于立柱易于发生失稳的前半部分T形截面而言，焊接完成后,其截面上残余应力合量N,T为压力，幅值占该部分T形截面全部屈服荷载N,T的2.9%。对比有、无残余应力时横向荷载为9 kPa立柱截面极值点应力水平最高处的轴向压应力分布（图8 c与图9）可以发现，无残余应力时，立柱前翼缘与腹板上均有较大的压应力,接近屈服水平,墙板与立柱后翼缘均受压力。-53-56-166-234-231图9 不考虑残余应力的缺陷
37、模型M4-h极值点截面压应力分布（单位：MPa）Fig.9 Compressive stress distribution of imperfect model M4-hwithout considering residual stress at extreme load(Unit:MPa)考虑残余应力的结果说明，达到极限荷载时，墙板与立柱后翼缘由于残余拉应力的影响，轴向压应力大幅降低，最终出现拉应力。腹板与后翼缘连接区域轴向压应力明显降低，立柱易失稳的前半部分应用力学学报示。对比表明,立柱前翼缘的残余应力基本不变，腹板上残余压应力增大，后翼缘与腹板相交区域残余拉应力水平明显减小，后翼缘与墙板
38、连接处产生截面上最大的残余拉应力，与立柱相邻区域墙板产生残余拉应力。212-28-95-104-102(b)墙板与立柱焊接残余应力图8 缺陷模型M4-i的应力分布（单位：MPa)Fig.8 Stress distribution of imperfect model M4-i(Unit:MPa)山-107235-235投稿网站：http:/微第41卷1691706-28-63-10290-54-51-60-155-226-197(c)极值点压应力截面压应力水平有小幅降低。分析残余应力对立柱稳定性的影响,H型钢立柱前半部分截面的残余压应力会提前透支其承载能力，因此，立柱截面的残余应力对其承载力是
39、不利的。然而墙板受到较大残余拉应力的影响，抵消部分外载施加过程中引起墙板上的压应力,能有效提升墙板承载能力，使其能够更好地发挥蒙皮支撑作用而有利于立柱的稳定性。引人残余应力后,综合考虑其有利和不利影响,在2 种横向荷载水平下立柱稳定承载力分别降低1.3%和1.7%，表明残余应力对于立柱稳定性的不利影响是较小的。3除尘器箱体立柱稳定性增强构造的设计方法3.1稳定性增强构造措施的提出由于立柱在靠近顶部区域的前翼缘部分压应力水平较高,且变形相对自由，一般立柱的破坏呈现为此区段内前半部分截面的失稳,因此提出一种有效加强对立柱前翼缘变形约束的构造措施,期望以此实现增强立柱稳定性，其细部构造如图10 所示
40、。在除尘器箱体H形截面立柱顶部易于发生失稳的区段内前翼缘两侧各焊接一块加固钢板,加固钢板一竖直侧边与立柱前翼缘焊接连接，上、下两边界与L微信公众号：应用力学学报-219-235第1期形横隔板焊接连接,L形横隔板布置在墙板角钢加劲肋垂直于墙板的板件平面内，与立柱前、后翼缘板、腹板、加劲肋垂直于墙板的板件边缘以及加固钢板上下侧边缘焊接连接。L形横隔板加固钢板图10 立柱稳定性增强构造示意图Fig.10 Schematic ofcolumn strengthening configuration3.2禾稳定性增强构造措施的效果对采取稳定性增强构造措施的立柱用相同的方法引人初始几何缺陷,增强后结构的初
41、始几何缺陷形态与原结构会有差异。保持结构整体几何缺陷幅值不变,由于加固钢板对立柱前翼缘的约束作用,在Tab.4 Strengthening configuration parameters and comparison of bearing capacities of models模型编号加固钢板宽度（b./bt）M1一M1-10.5M4一M4-10.5M6一M6-10.53.3稳定性增强构造参数对立柱稳定承载力的影响3.3.1加固钢板宽度的影响为得到优化的稳定性增强构造设计方法，考察其中主要参数对于立柱稳定承载力的影响，包括：加固钢板的宽度b。、厚度t、L 形横隔板的厚度t。以及加固钢板布置
42、的高度范围。设计模型组M1-b。，王登峰，等：除尘器箱体立柱稳定性增强方法研究均能得到极大的提升。表4各模型采取稳定性增强构造参数及承载能力对比加固钢板L形横隔板厚度t/mm厚度IL/mm一一99一12一16投稿网站：http：/c j a m.x j t u.e d u.c n 微信公众号：应用力学学报195立柱上产生的缺陷幅值将明显小于未采取稳定性增强措施的模型，以模型M4施加9 kPa横向荷载为例,采取稳定性增强措施后立柱上最大初始变形由17.06mm减小至11.9 7 mm,减小了2 9.8%,立柱初始几何变形的减小对立柱稳定性有利。选取3例分别代表小、中、大规模除尘器的结构模型M1、
43、M 4和 M6,对模型的中柱采取稳定性增强构造措施，并且引入初始缺陷,计算比较稳定性增强措施的效果。改造后模型编号记为M1-1，M 4-1和M6-1,其结构参数与其原结构相同,稳定性增强构造参数及承载能力对比如表4所示。考虑到加固钢板的布置应将立柱最大压应力位置与最终失稳位置区域基本覆盖,故M1-1 的加固钢板布置区格为顶部第1个加劲肋区格,M4-1和M6-1均为顶部第1及第2加劲肋区格。由表4 可知,采取稳定性增强构造措施后，当横向荷载较小时，3组模型均能达到全截面屈服荷载，其稳定承载力分别提高了2 9.0%、41.2%和41.2%；当横向荷载较大时，立柱的稳定承载力分别提高了41.3%、4
44、7.3%和6 1.2%。可见，布置加固钢板直接约束前翼缘变形，同时分担前翼缘所受压力，明显改善立柱前半部分截面稳定性，从而使得立柱的稳定承载力在不同横向荷载情况下加固钢板布置区Pw=3 kPa0.93第1个加劲肋区格1.200.8512第1及第2 个加劲肋区格一16立柱承载能力Pe,cr/PeyPw=9 kPa0.801.130.741.201.090.850.67第1及第2 个加劲肋区格1.20M4-b.和M6-b，仅改变其中加固板宽度,其余参数均同源模型。单侧的加固钢板宽度分别取为0.5倍、0.75倍、1倍的H型钢翼缘宽，立柱稳定承载力变化分别如图11(a）（c)所示。图11表明，当横向荷
45、载水平较低时，加固板宽达到0.5bt，各结构中立柱稳定承载力基本都可以达到极限值。当横向荷载水平较高时,如图11（a)所示，当b.达到0.5b,后，立柱稳定承载力基本不再增1.08196加；如图11（b）所示，当b.由0.5b,增加到0.7 5b,后立柱稳定承载力提高了10%，此后随着b,增大立柱稳定承载力不再增加；如图11（c)所示，当b。=0.5b r和b。=0.7 5b,时的立柱稳定承载力基本相等，但当b,增加到1.0 b,时，立柱稳定承载力反而有所下降，这是因为加固钢板布置末端位置立柱截面有刚度突变,加固钢板布置末端下方柱段发生破坏。据上述计算分析，当b./b,达到0.7 5时，加固钢
46、板的宽度基本可以保证立柱稳定承载力达到最大值，因此,加固板宽取0.7 5倍翼缘宽度是较为经济合理的。1.4r1.21.00.80.601.4r1.21.00.80.601.4r1.21.0之0.80.60图11加固钢板宽度对立柱承载力的影响Fig.11 Influence of strengthening steel plate widthon column bearing capacity3.3.2加固钢板厚度的影响设计模型组M1-t。M 4-t,和M6-t，仅改变其中加应用力学学报固板厚度，其余参数均同原模型。3组模型立柱稳定承载力随着加固钢板厚度的变化曲线分别如图12(a)(c)所示。图
47、12 表明，在横向荷载水平较低时，当加固钢板厚度与翼缘等厚或略小于翼缘厚度时,3个模型组中立柱稳定承载力基本都可以达到最大值。在横向荷载水平较高时,如图12（a）（b）所示，当t,略小于翼缘厚度时，立柱稳定承载力即基本达到最大值;如图12(c）所示，当t,由12 mm（0.7 5t）增加到16 mm(t）的过程中,立柱稳定承载力小幅波动，仅提高2.2%，表明加固板进一步增厚对立柱稳定承载力提高效果不明显。建议取最优加固钢板厚度为与立柱翼缘等厚。1.41.2+横向荷载3kPa横向荷载9 kPa0.250.50b.Jbr(a)M1-b,+横向荷载3kPa+横向荷载9 kPa0.250.50b./b
48、r(b)M4-b,+横向荷载3kPa+横向荷载9 kPa0.250.50b./br(c)M6-b.投稿网站：http:/第41卷1.00.751.000.751.000.751.000.80.601.4r1.21.00.80.601.41.21.00.80.60图12 加固钢板厚度对立柱承载力的影响Fig.12 Influence of strengthening steel plate thicknesson column bearing capacity微信公众号：应用力学学报横向荷载3kPa横向荷载9 kPa24t,/mm(a)MI-1,横向荷载3kPa横向荷载9 kPa24t/mm(b
49、)M4-t,横向荷载3kPa横向荷载9 kPa124666810121416t./mm(o)M6-18810101212第1期3.3.3L形横隔板厚度的影响设计模型组M1-tLs，M 4-t L 和M6-tLs，仅改变其中L形横隔板厚度,其余参数均同原模型。立柱稳定承载力随着L形横隔板厚度的变化曲线分别如图13(a)(c)所示。1.41.21.00.80.601.41.21.0之0.80.601.41.21.0之0.80.60图13L形横隔板厚度对立柱承载力的影响Fig.13Influence of L-shaped diaphragm thicknesson column bearing c
50、apacity图13表明，当横向荷载水平较小时,L形横隔板厚度对于立柱稳定承载力影响很小。当横向荷载水平较高时,3组模型中,模型组M6-tL反映的L形横隔板厚度影响最大，当L形横隔板壁厚由12 mm(0.75ts）增加到16 mm（t）时,立柱稳定承载力提高了4.2%。因此,取L形横隔板的最优厚度为与立柱翼缘板等厚。王登峰，等：除尘器箱体立柱稳定性增强方法研究稳定性增强效果。由于加固钢板上、下两端焊接于横隔板，因此加固钢板沿高度方向的布置范围可以用墙板加劲肋区格（即上、下相邻的加劲肋围成的区格）数目来衡量。在实际工程中，一般在立柱相邻横向支撑的跨间会布置2 6 个加劲肋区格,其具体数目定义为横
