CN108073773B - 确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力的方法 - Google Patents

Abstract

本发明提供一种确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力的方法，属于除尘器结构技术领域。包括如下步骤：除尘器箱体立柱截面为两肢H型钢柱，在两肢间用加劲钢板制作的连接墙板连接；组合截面柱两侧连接除尘器箱体加劲钢板墙板；以除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定系数

为基础，计算双肢组合截面柱轴压稳定承载力N_r，公式为：

其中

的计算公式为：

本发明的方法适用范围广，使用方便，可靠性较好，相对误差平均不超过4％，最大相对误差不超过9％，可供设计、生产单位参考。

Description

确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力的方法

技术领域

本发明涉及一种确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力的方法，属于除尘器结构技术领域。

背景技术

除尘器是广泛应用于电力、冶金、化工、建材等行业中用以消除烟尘的重要环保装备。烟尘颗粒的捕捉收集均在除尘器箱体内部完成，因此箱体是最重要的工艺部件。中大型的除尘器箱体围护结构一般采用加劲钢板墙板—H型钢立柱结构体系。为保证密闭性，墙板与H型钢立柱一侧翼缘连续焊接连接，组成共同工作的结构整体。箱体顶部设有支承梁，用于悬挂阴极线、阳极板以及附着的积灰，这些工艺设备和积灰自重形成的竖向荷载由箱体顶梁传递到立柱，使得立柱承受轴向压力。由于放电距离方面的工艺要求以及承担较大荷载时的强度与稳定性设计方面的考虑，某些除尘器箱体顶部支承梁会设计为较宽的截面，因此顶梁下方的箱体支承立柱也相应设计为较宽的截面。为了减少用钢量，此类立柱会采用双肢H型钢组合截面，两肢间采用带角钢加劲肋的连接墙板连接。为了减小立柱长细比，提高其刚度，在箱体内部设有垂直于墙板方向的横向支撑。在布置横向支撑的高度位置，两肢H型钢柱间采用连接槽钢相连，支撑杆件通过与连接槽钢连接间接形成对H型钢柱的垂直墙板方向约束。这种立柱截面异形，且需要考虑墙板为立柱分担荷载和提供约束的受力蒙皮作用，因此关于其在轴向压力作用下稳定承载力没有可靠的定量的确定方法。

鉴于以往研发成果未涉及确定除尘器箱体双肢组合截面柱的轴压稳定承载力的方法，本发明在考虑初始缺陷的情况下，研究了各参数对箱体立柱在轴向压力作用下稳定性的影响规律后，提出了除尘器箱体双肢组合截面轴心受压柱稳定承载力的确定方法，为此类立柱的结构设计提供了技术依据。

发明内容

本发明的目的在于针对目前除尘器箱体围护体系中一种双肢组合截面柱轴压稳定承载力设计方法的空缺，提出一种确定除尘器箱体双肢组合截面轴心受压柱稳定承载力的方法，在考虑墙板—立柱结构体系的初始几何缺陷以及墙板与立柱焊接过程中产生的残余应力影响的情况下，对各参数的影响规律进行定量研究，得出以多项结构几何参数表征的双肢组合截面轴心受压柱的稳定承载力。

本发明提供的确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力的方法，包括以下步骤：

步骤一：确定墙板及连接墙板的壁厚t，H型钢立柱绕弱轴的长细比λ_Hy，H型钢立柱的腹板高度h_w，H型钢立柱的腹板厚度t_w，H型钢立柱的翼缘宽度b_f，H型钢立柱的翼缘厚度t_f，上述的数值均以mm为单位；

步骤二：根据如下公式得到除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定系数

：

其中，β为折减系数；

步骤三：以除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定系数

为基础，得到双肢组合截面柱轴压稳定承载力N_r，具体公式为：

式中，

为除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定系数，A_H为单肢H型钢立柱的截面积，单位为mm²，f为钢材强度设计值，单位为N/mm²。

在一种实施方式中，确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定系数的公式中不再体现墙板与立柱焊接连接残余应力的影响，统一折减系数β为0.97。

在一种实施方式中，除尘箱体支承立柱截面为两肢H型钢柱，两肢间用加劲钢板制作的连接墙板连接，组合截面柱两侧连接除尘器箱体加劲钢板墙板。

本发明适用于确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力的方法的优点是：

1、适用范围较广：各几何参数的考察范围均基于实际除尘器结构，墙板及连接墙板壁厚t为4—8mm；H型钢立柱绕弱轴的长细比λ_Hy为44—89，翼缘宽厚比b_f/t_f为5—15，腹板高厚比h_w/t_w为18.8—40。

2、可靠性好：第一，充分考虑了结构初始几何缺陷和焊接残余应力的不利影响；第二，充分考虑了立柱失稳过程中整体失稳和局部失稳的相关影响，充分考虑了墙板与连接墙板对于立柱的受力蒙皮作用；第三，根据有限元计算得到的各种除尘器箱体双肢组合截面柱轴心受压稳定极限承载力数据进行最小二乘法拟合得到的，计算式计算值与有限元计算得到的稳定极限承载力相对误差平均不超过4％，最大相对误差不超过9％，该拟合式是准确可靠的。

3、使用方便：采用一个综合公式，通过输入结构几何参数直接获得双肢组合截面柱轴向压力作用时的稳定承载力设计值，可供设计、生产单位参考。

附图说明

图1(a)为除尘器加劲墙板-双肢组合截面立柱结构体系示意图；

图1(b)为双肢组合截面立柱示意图；

图2为双肢组合柱截面形式及扰动荷载施加示意图；

图3为初始弯曲变形的缺陷形式示意图；

图4(a)～图4(d)为左肢H型钢柱截面焊接残余应力分布及加载过程中的轴向应力分布变化；

图5为稳定承载力与初始残余应力幅值的关系曲线；

图6(a)和图6(b)为不同连接墙板位置时的立柱稳定性比较；

图7为立柱稳定系数

与墙板壁厚t的关系曲线；

图8为立柱稳定系数

与H型钢翼缘宽厚比b_f/t_f值的关系曲线；

图9为立柱稳定系数

与H型钢腹板高厚比h_w/t_w值的关系曲线。

具体实施方式

以下结合附图和具体实施例对本发明提出的一种确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力的方法作进一步详细说明。根据下面说明和权利要求书，本发明的优点和特征将更清楚。需说明的是，附图均采用非常简化的形式且均使用非精准的比例，仅用以方便、明晰地辅助说明本发明实施例的目的。

实施例一

本发明在考虑结构初始缺陷影响的情况下，对不同几何构造的除尘器结构中双肢组合截面柱轴压稳定承载力的计算、对比和分析通过有限元软件ANSYS进行数值模拟，除尘器加劲墙板-双肢组合截面立柱结构体系如附图1所示，双肢组合柱截面形式如附图2所示。工程实际中，由于边缘立柱一般承担的荷载较小，设计截面较小，所以计算模型中仅中间立柱为双肢组合截面柱，两侧边缘立柱为单肢热轧H型钢柱。有限元计算分析过程说明如下：

1、定义单元：所有结构部件均采用Shell181单元模拟。

2、定义材料：考虑材料非线性影响，钢材材料采用理想弹塑性模型，以Von-Mises准则判断是否发生屈服。制作除尘器一般采用Q235钢材，其屈服强度f_y＝235MPa，弹性模量E＝2.06×105MPa，泊松比ν＝0.3，采用弧长法跟踪结构响应路径。

3、施加约束情况：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板方向(Y向)的平动约束。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(垂直于墙板方向)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三个方向的平动约束。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)和垂直于墙板方向的约束，以实现结构在墙板平面内(X向)可以伸缩变形。

4、施加荷载情况：除尘器箱体顶部设有支承梁，用于悬挂阴极线、阳极板以及附着的积灰，这些工艺设备和积灰自重形成的竖向荷载由箱体顶梁传递到立柱，使得立柱承受轴向压力。因此，在中间组合柱顶设置一块刚性盖板，在刚性盖板上施加竖向均布荷载至极限点，此时立柱对应的轴向承载力定义为N_cr。立柱轴向压力作用时的稳定系数

由于加劲墙板和连接墙板为立柱分担部分荷载，使得立柱顶部两肢H型钢截面承担的荷载必然小于所施加的外荷载，因此施加的极限荷载可能大于其全截面屈服荷载(2A_Hf_y)，因此

值存在大于1的情况。

5、初始几何缺陷的构建：除尘器各结构部件的几何缺陷是不可避免且带有一定的随机性，为保证确定稳定承载力方法的可靠性，需要引入较为不利的初始几何缺陷。由于墙板为立柱分担荷载并提供约束，立柱对于靠近柱顶高压应力柱段的由前翼缘和腹板组成前半部分截面的初始弯扭变形最为敏感，此时立柱承载能力最低。因此，建模时首先对中间两肢H型钢柱在各连接槽钢区间(连接槽钢可视作H型钢柱的侧向支撑)构造了绕y轴的正弦半波形式初始几何缺陷，形成初始弯曲变形，初始弯曲缺陷形式如附图3所示，缺陷幅值δ取为H/1000，H为柱高。同时，对立柱一侧翼缘施加均布扰动线荷载q_d。扰动荷载作用范围为立柱上轴压应力由σ_z,max(最大轴压应力)衰减到0.85σ_z,max的区间，扰动荷载合力值取柱顶轴力的千分之一，扰动荷载的施加如附图2所示。将此模型加载到极值点时的变形模态作为结构极值点变形缺陷模态，幅值取为H/1000。后续分析采用这种初始几何缺陷模态。这样的缺陷模型既包括了立柱在高压应力区域易于变形的前半部分截面初始弯扭变形，又包括了墙板和连接墙板上的局部凹凸变形，充分考虑了初始几何缺陷的不利影响。

6、焊接残余应力的模拟：箱体立柱分肢为热轧H型钢，其后翼缘与墙板连续焊接连接，腹板与连接墙板连续焊接连接。焊接残余应力会对立柱稳定性产生影响。通过对中间两肢H型钢柱后翼缘与墙板、H型钢柱腹板与连接墙板间连接边施加负温ΔT的方式模拟焊接收缩，从而引入焊接残余应力。取钢材线膨胀系数α＝1.2×10^-5(1/℃)。

下述实施例体现了焊接残余应力对立柱稳定承载力的影响。

实施例1：

除尘器箱体立柱截面为H294×200×8×12(截面高h×翼缘宽b_f×腹板厚t_w×翼缘厚t_f)，墙板与连接墙板厚度t为6mm，连接墙板宽度b为1120mm，横向支撑间距l₀为3100mm，连接墙板中面位于H型钢截面对称轴x-x轴上，即y₁(连接墙板中面与前翼缘距离)＝y₂(连接墙板中面与后翼缘距离)＝147mm(后续分析中采用的模型如果没有特别指明连接墙板位置，即按照y₁＝y₂＝0.5h取值)。

实施例2：

除尘器箱体立柱截面为H300×300×10×15(mm)，墙板与连接墙板厚度t为5mm，连接墙板宽度b为1320mm，横向支撑间距l₀为3700mm。

当实施例1截面上产生轴向残余应力最大值σ_rs,z,max达到0.78f_y时，左肢H型钢靠近柱顶处一截面上(此处截面产生最大轴向压缩残余应力)的轴向残余应力分布如附图4(a)～图4(d)所示，以拉应力为正，压应力为负。附图4(a)表明，H型钢腹板与连接墙板连接处、H型钢后翼缘与墙板连接处产生残余拉应力，残余拉应力值衰减较快，腹板及后翼缘上的残余拉应力区不大。H型钢前翼缘产生残余压应力，数值很小，不超过0.02f_y。该截面在加载过程中的轴向应力发展情况如附图4(b)和4(c)所示，受残余应力影响，且有墙板分担荷载，后翼缘应力水平低于前翼缘，后翼缘与墙板连接侧应力水平最低。在加载过程中，由于腹板与连接墙板相交处有残余拉应力，腹板上的应力分布不均匀。由于在柱顶上以均布荷载形式施加轴向力，腹板壁厚t_w明显小于翼缘壁厚t_f，且后翼缘上的荷载部分由墙板承担，因此腹板的应力水平高于翼缘，率先达到屈服。随着荷载增加，塑性区在腹板上开展，达到立柱稳定极限承载力N_rs,cr时，整个腹板均已屈服。在不引入残余应力，荷载达到稳定极限承载力N_cr时，同一截面上的轴向应力分布如附图4(d)所示。相比有残余应力的情况，后翼缘的轴向应力分布比较均匀，应力水平略高；前翼缘应力水平略高；腹板应力分布与应力水平基本相同，均呈现整个腹板屈服。

对比实施例1和实施例2在有、无残余应力时稳定承载力比值与σ_rs,z,max值的关系，得到稳定承载力与初始残余应力值的关系曲线如附图5所示。当σ_rs,z,max不超过0.4f_y时，N_rs,cr与N_cr基本相等。当σ_rs,z,max超过0.4f_y时，N_rs,cr随σ_rs,z,max的增大略有减小，承载力减小幅度不超过2.5％。立柱的失稳主要体现在H型钢前翼缘和前半部分腹板的弯扭失稳，且达到极限承载力时截面上前翼缘和腹板前半部分应力基本达到屈服点。残余压应力的存在使前翼缘应力较早达到失稳水平，因此残余应力会使立柱稳定承载力减小。由于前翼缘的残余压应力值很小，且有、无残余应力时腹板的承载能力基本相等，所以总体而言，残余应力的不利影响较小。考虑到残余应力引起的承载力减小幅度不超过2.5％，且对于不同构造立柱，残余应力的影响差异不大，因此，本发明中所提的确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定系数的公式中不再体现残余应力幅值的影响，统一以偏于保守的折减系数0.97来定量考虑残余应力的不利影响。

下述实施例体现了连接墙板与H型钢柱腹板连接位置对立柱稳定承载力的影响。

实施例3、实施例4、实施例5、实施例6和实施例7：

实施例3、实施例4、实施例5、实施例6和实施例7相对于实施例1仅改变连接墙板中面与后翼缘距离y₂以及连接墙板与墙板的厚度t，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表1所示。

实施例8、实施例9、实施例10和实施例11：

实施例8、实施例9、实施例10和实施例11相对于实施例1仅改变连接墙板与墙板的厚度t，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表1所示。

实施例1、实施例3-11比较用以考察不同墙板和连接墙板壁厚t情况下，连接墙板位置对于立柱轴压稳定系数的影响。

实施例12、实施例13、实施例14和实施例15：

实施例12、实施例13、实施例14和实施例15相对于实施例5仅通过改变腹板及翼缘壁厚，保持H型钢柱绕y轴长细比λ_Hy不变，仅改变腹板高厚比h_w/t_w，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表1所示。

实施例16、实施例17、实施例18和实施例19：

实施例16、实施例17、实施例18和实施例19相对于实施例1仅通过改变腹板及翼缘壁厚，保持H型钢柱绕y轴长细比λ_Hy不变，仅改变腹板高厚比h_w/t_w，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表1所示。

实施例1、实施例5和实施例12-19用以考察不同腹板高厚比h_w/t_w情况下，连接墙板位置对于立柱轴压稳定系数的影响。

表1

考察比较实施例组3、4、5、6、7和实施例组8、9、1、10、11，不同墙板厚度情况下，y₂分别取147mm和125mm时的

值比较如附图6(a)所示。y₂＝147时的

值明显大于y₂＝125时的，墙板越厚，差异越大。考察比较实施例组5、12、13、14、15和实施例组1、16、17、18、19，仅改变腹板高厚比h_w/t_w，y₂分别取147mm和125mm时的

值比较如附图6(b)所示。y₂＝147时的

值明显大于y₂＝125时的，腹板高厚比越大，差异越大。由此可见，连接墙板越靠近前翼缘，立柱稳定性越好。分析其原因在于，立柱的失稳源于前翼缘，连接墙板因为靠近前翼缘，对易于失稳的前半部分截面约束更加直接有效。当连接墙板远离前翼缘时(y₂减小)，截面上不受约束的悬伸段(腹板上y₁区段与前翼缘)加大，前翼缘所受约束变弱，腹板也更易于发生局部弯曲，立柱稳定性变差。在连接墙板壁厚较大时，连接墙板的约束作用更大；当H型钢腹板高厚比较大时，腹板更易局部弯曲，从而前半部分截面更易扭转，前半部分截面对于连接墙板的约束作用更为依赖，因此这两种情况下连接墙板所处位置的影响也更大。后续分析中采用的模型如果没有特别指明连接墙板位置，即按照y₁＝y₂＝0.5h取值。

本发明按照y₁＝y₂＝0.5h的情况，提出除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力计算方法。

下述实施例体现了墙板角钢加劲肋及连接板对立柱稳定承载力的影响。

实施例20：

除尘器箱体立柱截面为H294×200×10×12(mm)，墙板与连接墙板厚度t为5mm，连接墙板宽度b为1120mm，横向支撑间距l₀为3700mm，连接墙板中面与后翼缘距离y₂＝147mm，角钢加劲肋截面为L63×63×6(mm)，立柱稳定系数

如表2所示。

实施例21、实施例22、实施例23和实施例24：

实施例21、实施例22、实施例23和实施例24相对于实施例20仅改变角钢加劲肋截面以及是否设置连接板，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表2所示。

实施例25：

除尘器箱体立柱截面为H294×200×10×15(mm)，墙板与连接墙板厚度t为6mm，连接墙板宽度b为1120mm，横向支撑间距l₀为3900mm，连接墙板中面与后翼缘距离y₂＝125mm，角钢加劲肋截面为L63×63×6(mm)，立柱稳定系数

如表2所示。

实施例26、实施例27、实施例28和实施例29：

实施例26、实施例27、实施例28和实施例29相对于实施例25仅改变角钢加劲肋截面以及是否设置连接板，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表2所示。

表2

比较实施例组20、21、22、23、24和实施例组25、26、27、28、29，以考察不同角钢加劲肋截面，即墙板加劲肋刚度变化对于立柱稳定系数的影响。实施例组20、21、22、23、24反映立柱计算长度较小(l₀＝3100mm)，立柱长细比较小的情况。角钢加劲肋截面从L63×63×6(mm)增加到L125×80×8(mm)，N_cr值增加了3.13％。墙板加劲肋取L140×90×8的情况比L125×80×8(mm)时的N_cr值小1.2％，可能是因为引入了结构的极值点变形缺陷模态，两个计算模型缺陷不完全一样所致。无连接板时的N_cr值比有连接板时的小0.1％。实施例组25、26、27、28、29对应的立柱计算长度较大(l₀＝3900mm)，立柱长细比较大。角钢加劲肋截面从L63×63×6(mm)增加到L125×80×8(mm)，N_cr值增加了1.35％。上述计算分析表明，不论立柱长细比大小，墙板角钢加劲肋对立柱的侧向支撑作用都是有限的，其截面刚度对立柱稳定性影响较小，对立柱起到主要约束作用的是墙板和连接墙板。连接板刚度对于立柱稳定性影响很小，主要是因为：第一，立柱失稳发生在相邻连接板之间区域，连接板的增强对于限制立柱变形没有直接作用；第二，连接板与墙板角钢连接，由于初始几何缺陷以及加载过程中的变形发展，角钢加劲肋会带动连接板发生转动变形，削弱连接板对于立柱的扭转约束。

根据上述考察结果和分析，本发明提出除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力计算方法时，忽略了墙板角钢加劲肋刚度和连接板刚度的影响。

下述实施例体现了墙板和连接墙板壁厚t对立柱稳定承载力的影响。

实施例30：

除尘器箱体立柱截面为H294×200×8×12(mm)，墙板与连接墙板厚度t为4mm，连接墙板宽度b为1120mm，横向支撑间距l₀为2700mm，立柱稳定系数

如表3所示。

实施例31、实施例32、实施例33和实施例34：

实施例31、实施例32、实施例33和实施例34相对于实施例30仅改变连接墙板与墙板的厚度t，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表3所示。

实施例35：

除尘器箱体立柱截面为H294×200×6.5×9(mm)，墙板与连接墙板厚度t为4mm，连接墙板宽度b为1120mm，横向支撑间距l₀为3100mm，立柱稳定系数

如表3所示。

实施例36、实施例37、实施例38和实施例39：

实施例36、实施例37、实施例38和实施例39相对于实施例35仅改变连接墙板与墙板的厚度t，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表3所示。

实施例40：

除尘器箱体立柱截面为H294×200×8×12(mm)，墙板与连接墙板厚度t为4mm，连接墙板宽度b为1120mm，横向支撑间距l₀为3900mm，立柱稳定系数

如表3所示。

实施例41、实施例42、实施例43和实施例44：

实施例41、实施例42、实施例43和实施例44相对于实施例40仅改变连接墙板与墙板的厚度t，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表3所示。

实施例45：

除尘器箱体立柱截面为H300×300×10×15(mm)，墙板与连接墙板厚度t为4.5mm，连接墙板宽度b为1320mm，横向支撑间距l₀为3700mm，立柱稳定系数

如表3所示。

实施例46、实施例47、实施例48和实施例49：

实施例46、实施例47、实施例48和实施例49相对于实施例45仅改变连接墙板与墙板的厚度t，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表3所示。

实施例50：

除尘器箱体立柱截面为H300×300×7×11(mm)，墙板与连接墙板厚度t为4.5mm，连接墙板宽度b为1320mm，横向支撑间距l₀为3700mm，立柱稳定系数

如表3所示。

实施例51、实施例52、实施例53和实施例54：

实施例51、实施例52、实施例53和实施例54相对于实施例50仅改变连接墙板与墙板的厚度t，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表3所示。

实施例55：

除尘器箱体立柱截面为H250×250×8×12(mm)，墙板与连接墙板厚度t为4mm，连接墙板宽度b为1020mm，横向支撑间距l₀为3000mm，立柱稳定系数

如表3所示。

实施例56、实施例57、实施例58和实施例59：

实施例56、实施例57、实施例58和实施例59相对于实施例55仅改变连接墙板与墙板的厚度t，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表3所示。

实施例60：

除尘器箱体立柱截面为H250×250×9×14(mm)，墙板与连接墙板厚度t为4mm，连接墙板宽度b为1020mm，横向支撑间距l₀为3000mm，立柱稳定系数

如表3所示。

实施例61、实施例62、实施例63和实施例64：

实施例61、实施例62、实施例63和实施例64相对于实施例60仅改变连接墙板与墙板的厚度t，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表3所示。

实施例65：

除尘器箱体立柱截面为H200×200m×8×12(mm)，墙板与连接墙板厚度t为4mm，连接墙板宽度b为920mm，横向支撑间距l₀为2800mm，立柱稳定系数

如表3所示。

实施例66、实施例67、实施例68和实施例69：

实施例66、实施例67、实施例68和实施例69相对于实施例65仅改变连接墙板与墙板的厚度t，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表3所示。

表3

比较实施例组3—7、实施例组30—34、实施例组35—39、实施例组40—44、实施例组45—49、实施例组50—54、实施例组55—59、实施例组60—64和实施例组65—69，以考察在不同H型钢截面和计算长度情况时，墙板与连接墙板壁厚t对于立柱轴压稳定系数

的影响。立柱稳定系数

与墙板壁厚t的关系曲线如附图7所示。由图可见，

值随着t值的增大而增大。当墙板和连接墙板壁厚增大时，其对立柱的侧向支撑增强，同时所能分担的轴向荷载的比重以及绝对量值均有增大，立柱的稳定性自然得以增强。

下述实施例体现了连接墙板宽度b对立柱稳定承载力的影响。

实施例70、实施例71：

实施例70、实施例71相对于实施例5仅改变连接墙板宽度b，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表4所示。

实施例72、实施例73：

实施例72、实施例73相对于实施例5仅改变连接墙板中间区域的壁厚，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表4所示。

表4

考察比较实施例组5、70、71、72、73，实施例5、70、71的N_cr值相差不超过0.2％，表明连接墙板宽度对立柱稳定性影响很小，这也说明在连接墙板壁厚一定时，连接墙板宽厚比对立柱稳定性影响很小。实施例5、72、73的N_cr值相差不超过0.03％。这表明连接墙板对立柱稳定性有影响的只是与立柱相邻的两边各0.09b部分，中间区域连接墙板对立柱稳定性影响很小。除尘器箱体连接墙板宽厚比b/t一般超过150，由于初始几何缺陷的存在，在加载初期连接墙板就会发生局部屈曲，在此宽厚比值基础上稍作增减，对连接墙板刚度影响不大，局部屈曲依然很早发生，因此连接墙板中间区域在加载过程中发挥的作用很小。连接墙板上与立柱相邻部分对立柱承载有贡献，这部分的壁厚会影响立柱稳定性。此外，由于墙板直接约束后翼缘，对于易于失稳的前半部分截面没有直接约束作用，且墙板宽厚比远大于连接墙板宽厚比，因此可以推断，改变墙板宽度对于双肢组合截面柱轴压稳定承载力影响不大。

根据上述考察结果和分析，本发明提出除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力计算方法时，忽略了墙板和连接墙板宽度的影响。

下述实施例体现了H型钢柱翼缘宽厚比b_f/t_f对立柱稳定承载力的影响。

实施例74、实施例75、实施例76、实施例77、实施例78和实施例79：

实施例74、实施例75、实施例76、实施例77、实施例78和实施例79相对于实施例5仅改变翼缘壁厚t_f值，由此改变翼缘宽厚比b_f/t_f值，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表5所示。

实施例80：

除尘器箱体立柱截面为H300×300m×7×11(mm)，墙板与连接墙板厚度t为7mm，连接墙板宽度b为1320mm，横向支撑间距l₀为3700mm，立柱稳定系数

如表5所示。

实施例81、实施例82、实施例83、实施例84、实施例85和实施例86：

实施例81、实施例82、实施例83、实施例84、实施例85和实施例86相对于实施例80仅改变翼缘壁厚t_f值，由此改变翼缘宽厚比b_f/t_f值，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表5所示。

实施例87、实施例88、实施例89、实施例90、实施例91和实施例92：

实施例87、实施例88、实施例89、实施例90、实施例91和实施例92相对于实施例61仅改变翼缘壁厚t_f值，由此改变翼缘宽厚比b_f/t_f值，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表5所示。

表5

考察比较实施例组5、74—79，实施例组80—86，实施例组61、87—92，立柱稳定系数

与H型钢翼缘宽厚比b_f/t_f值的关系曲线如附图8所示。由图可见，关系曲线并非单调发展，

值随着b_f/t_f值的增大先增后降。立柱的失稳表现为前翼缘与前腹板组成前半部分截面(类似T形截面)整体弯扭失稳与腹板局部失稳相伴发生的相关失稳。b_f/t_f值越大，前半部分截面的抗扭长细比越大；此外，b_f/t_f值越大，翼缘对于腹板的嵌固作用是减弱的，在腹板高厚比不变的情况下，前半部分截面更易变形，这些对其稳定性是不利的。有利的方面是，墙板对立柱的侧向约束通过墙板对后翼缘的作用实现，b_f/t_f值越大，后翼缘越柔，墙板对后翼缘的相对约束作用越强，稳定系数会提高。翼缘宽厚比对立柱稳定性的影响，由上述两个方面综合决定。

需要注意的是，b_f/t_f值改变会引起立柱绕y轴长细比λ_Hy小量改变，观察表3中数据，对比实施例组30—34和实施例组40—44表明，当H型钢截面取H294×200×8×12(mm)不变，l₀由2700增加到3900(mm)时，λ_Hy增长了44％，但

值减小不超过5％。本发明实施例中b_f/t_f值改变引起的λ_Hy变化不超过11％，对

值的影响更小，可以忽略。因此，表5中三组对照实施例的稳定系数

值变化，可以认为完全由b_f/t_f值变化引起。

下述实施例体现了H型钢柱腹板高厚比h_w/t_w对立柱稳定承载力的影响。

实施例93：

除尘器箱体立柱截面为H294×200×8×12(mm)，墙板与连接墙板厚度t为5mm，连接墙板宽度b为1120mm，横向支撑间距l₀为2700mm，立柱稳定系数

如表6所示。

实施例94、实施例95、实施例96、实施例97和实施例98：

实施例94、实施例95、实施例96、实施例97和实施例98相对于实施例93仅改变腹板厚度t_w，由此引起的立柱绕y轴长细比λ_Hy变化很小，可以认为λ_Hy保持不变，这样仅改变腹板高厚比h_w/t_w值，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表6所示。

实施例99：

实施例99相对于实施例93仅改变墙板与连接墙板厚度t，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表6所示。

实施例100、实施例101、实施例102、实施例103和实施例104：

实施例100、实施例101、实施例102、实施例103和实施例104相对于实施例99仅改变腹板厚度t_w，由此引起的立柱绕y轴长细比λ_Hy变化很小，可以认为λ_Hy保持不变，这样仅改变腹板高厚比h_w/t_w值，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表6所示。

实施例105、实施例106、实施例107、实施例108和实施例109：

实施例105、实施例106、实施例107、实施例108和实施例109相对于实施例4仅改变腹板厚度t_w，由此引起的立柱绕y轴长细比λ_Hy变化很小，可以认为λ_Hy保持不变，这样仅改变腹板高厚比h_w/t_w值，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表6所示。

实施例110：

实施例110相对于实施例5仅改变腹板厚度t_w，由此引起的立柱绕y轴长细比λ_Hy变化很小，可以认为λ_Hy保持不变，这样仅改变腹板高厚比h_w/t_w值，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表6所示。

实施例111、实施例112、实施例113、实施例114和实施例115：

实施例111、实施例112、实施例113、实施例114和实施例115相对于实施例41仅改变腹板厚度t_w，由此引起的立柱绕y轴长细比λ_Hy变化很小，可以认为λ_Hy保持不变，这样仅改变腹板高厚比h_w/t_w值，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表6所示。

实施例116、实施例117、实施例118、实施例119和实施例120：

实施例116、实施例117、实施例118、实施例119和实施例120相对于实施例42仅改变腹板厚度t_w，由此引起的立柱绕y轴长细比λ_Hy变化很小，可以认为λ_Hy保持不变，这样仅改变腹板高厚比h_w/t_w值，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表6所示。

实施例121、实施例122、实施例123、实施例124和实施例125：

实施例121、实施例122、实施例123、实施例124和实施例125相对于实施例47仅改变腹板厚度t_w，由此引起的立柱绕y轴长细比λ_Hy变化很小，可以认为λ_Hy保持不变，这样仅改变腹板高厚比h_w/t_w值，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表6所示。

实施例126、实施例127、实施例128、实施例129、实施例130和实施例131：

实施例126、实施例127、实施例128、实施例129、实施例130和实施例131相对于实施例61仅改变腹板厚度t_w，由此引起的立柱绕y轴长细比λ_Hy变化很小，可以认为λ_Hy保持不变，这样仅改变腹板高厚比h_w/t_w值，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表6所示。

实施例132、实施例133、实施例134、实施例135和实施例136：

实施例132、实施例133、实施例134、实施例135和实施例136相对于实施例67仅改变腹板厚度t_w，由此引起的立柱绕y轴长细比λ_Hy变化很小，可以认为λ_Hy保持不变，这样仅改变腹板高厚比h_w/t_w值，具体构造参数与立柱稳定系数

比较如表6所示。

表6

考察比较实施例组93—98、实施例组99—104、实施例组4与105—109、实施例组5与12—15与110、实施例组41与111—115、实施例组42与116—120、实施例组47与121—125、实施例组61与126—131、实施例组67与132—136，立柱稳定系数

与H型钢腹板高厚比h_w/t_w值的关系曲线如附图9所示。由图可见，

值随着h_w/t_w的增加而非线性增大，说明随着H型钢柱腹板高厚比增大，立柱稳定性增强。连接墙板对立柱的作用主要通过对H型钢腹板的侧向约束来实现，当连接墙板壁厚不变时，提高h_w/t_w值，H型钢腹板刚度减小，连接墙板对H型钢腹板的相对约束增强，翼缘板对于腹板的嵌固作用增强，腹板难以发生弯曲，使得整个立柱稳定性得以增强。

下述实施例体现了H型钢柱绕y轴长细比λ_Hy对立柱稳定承载力的影响。

表7

考察比较实施例组30、3与40，实施例组31、4与41，实施例组32、5与42，实施例组33、6与43，实施例组34、7与44，这些实施例组中立柱截面与墙板壁厚、加劲肋均保持不变，仅改变立柱高度继而改变立柱长细比λ_Hy，立柱稳定系数

与立柱绕y轴长细比λ_Hy的关系如表7所示。由表可见，

值随着λ_Hy的增加而非线性减小。当立柱绕y轴长细比增大时，立柱绕y轴的抗弯刚度减小，更容易在初始缺陷的影响下发生屈曲，使得立柱稳定性降低。

综上，本发明通过对大量除尘器箱体墙板—立柱结构体系有限元模型的非线性计算，得到了不同几何参数下的双肢组合截面轴心受压柱的稳定承载力计算值。各几何参数的考察范围均基于实际除尘器结构，墙板及连接墙板壁厚t为4—8mm；H型钢立柱绕弱轴的长细比λ_Hy为44—89，翼缘宽厚比b_f/t_f为5—15，腹板高厚比h_w/t_w为18.8—40。通过对大量计算数据基于最小二乘法的回归分析，箱体双肢组合截面柱轴压稳定系数

可按(1)式计算。稳定系数

计算时统一引入一个反映焊接残余应力不利影响的折减系数β为0.97。

式中，β为折减系数，

为除尘器箱体中双肢组合截面柱轴压下的稳定系数，t为墙板及连接墙板的壁厚，单位为mm，λ_Hy为H型钢立柱绕弱轴的长细比，h_w为H型钢立柱的腹板高度，单位为mm，t_w为H型钢立柱的腹板厚度，单位为mm，b_f为H型钢立柱的翼缘宽度，单位为mm，t_f为H型钢立柱的翼缘厚度，单位为mm。

考虑立柱达到稳定极限承载力时，柱顶区域腹板和前翼缘有严重的塑性开展，且部分结构变形会超过l₀/500，因此提出双肢组合截面柱轴压稳定承载力N_r时，考虑一个安全储备系数0.95，同时控制在轴力作用下结构的变形满足正常使用要求，因为是双肢柱，所以需要2倍单肢H型钢截面积A_H，N_r按下式计算：

式中，

为除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定系数，A_H为单肢H型钢立柱的截面积，单位为mm²；f为钢材强度设计值，单位为N/mm²。

本发明在考虑墙板—立柱结构体系的初始几何缺陷以及墙板与立柱焊接过程中产生的残余应力影响的情况下，对各参数的影响规律进行定量研究，利用最小二乘法拟合得出以多项结构几何参数表征的双肢组合截面柱轴压稳定承载力计算公式。考虑了H型钢柱初始弯扭几何缺陷与墙板初始凹凸几何缺陷的不利影响；考虑了墙板、连接墙板与H型钢柱焊接连接引起残余应力的影响；以指标λ_Hy反映立柱几何参数对于整体稳定性的影响；以指标h_w/t_w和b_f/t_f反映立柱几何参数对于局部稳定性的影响，且反映H型钢柱腹板与翼缘之间的相互约束作用；以指标t反映墙板对于立柱轴压稳定承载力的影响。该计算公式综合反映了双肢组合截面柱失稳过程中缺陷的不利影响、整体失稳与局部失稳的相关作用以及墙板对于立柱的受力蒙皮作用；且计算值与有限元计算得到的稳定极限承载力相对误差平均不超过4％，最大相对误差不超过9％，可认为其具有较好的准确性与可靠性。

虽然本发明已以较佳实施例公开如上，但其并非用以限定本发明，任何熟悉此技术的人，在不脱离本发明的精神和范围内，都可做各种的改动与修饰，因此本发明的保护范围应该以权利要求书所界定的为准。

Claims (3)

1.一种确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力的方法，其特征在于，包括以下步骤：

步骤一：确定墙板及连接墙板的壁厚t，H型钢立柱绕弱轴的长细比λ_Hy，H型钢立柱的腹板高度h_w，H型钢立柱的腹板厚度t_w，H型钢立柱的翼缘宽度b_f，H型钢立柱的翼缘厚度t_f，上述的数值均以mm为单位；

步骤二：根据如下公式得到除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定系数

其中，β为折减系数；

步骤三：以除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定系数

为基础，得到双肢组合截面柱轴压稳定承载力N_r，具体公式为：

式中，

为除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定系数，A_H为单肢H型钢立柱的截面积，单位为mm²，f为钢材强度设计值，单位为N/mm²。

2.如权利要求1所述的确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力的方法，其特征在于，确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定系数的公式中不再体现墙板与立柱焊接连接残余应力的影响，统一折减系数β为0.97。

3.如权利要求1所述的确定除尘器箱体双肢组合截面柱轴压稳定承载力的方法，其特征在于，除尘箱体支承立柱截面为两肢H型钢柱，两肢间用加劲钢板制作的连接墙板连接，组合截面柱两侧连接除尘器箱体加劲钢板墙板。

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