考虑受力蒙皮作用的除尘器壳体墙板的承载性能

工程科学学报，第38卷，第9期：1335-1342,2016年9月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.9:1335-1342,September 2016 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2016.09.020:http://journals.ustb.edu.cn 考虑受力蒙皮作用的除尘器壳体墙板的承载性能 潘立程”，邢凯丽”，钱海峰”，王元清》，邹昀”，王登峰)区 1)江南大学环境与土木工程学院，无锡2141222)清华大学土木工程系，北京100086 ☒通信作者，E-mail:happywdf(@126.com 摘要采用非线性有限元方法研究除尘器壳体承受板顶竖向均布荷载作用的墙板发挥受力蒙皮作用时的破坏形式和承载 能力，分析墙板厚度、墙板宽度、加劲肋间距、立柱横向支撑间距、立柱截面尺寸等因素对墙板承载能力的影响.结果表明：立 柱受载水平较低时，墙板发生受剪屈服破坏：立柱受载水平中等时，墙板同时发生受压和受剪屈服破坏：立柱受载水平较高 时，墙板发生受压屈服破坏.在同等立柱受载水平情况时，墙板承载能力随着墙板厚度增加、墙板宽度减小、加劲肋间距减小 或者立柱支撑间距减小而增大·立柱截面尺寸增大使得立柱刚度增大时，立柱稳定性提高，墙板承载力增大. 关键词除尘器：壳体；结构体系：承载能力：有限元法 分类号TU391 Bearing performance of wallboards in an electrostatic precipitator casing in consideration of stressed skin effect PAN Li-cheng",XING Kai-i,QIAN Hai-feng,WANG Yuan-qing,ZOU Yun,WANG Dengfeng 1)School of Environmental and Civil Engineering,Jiangnan University,Wuxi 214122,China 2)Department of Civil Engineering,Tsinghua University,Beijing 100086,China Corresponding author,E-mail:happywdf@126.com ABSTRACT For a wallboard in an electrostatic precipitator casing playing stressed skin effect under vertical uniform pressure on the top,the failure mode and bearing capacity were investigated by nonlinear finite element method.The influences of structural factors such as wall thickness,wall width,stiffener spacing,column brace spacing and column section size on the wallboard bearing capacity were analyzed.The results show that,shear yielding failure of the wallboard occurs when the stressed level of the column is compara- tively lower.Shear yielding failure and compression yielding failure occur simultaneously when the stressed level of the column is medi- um.Compression yielding failure occurs when the stressed level of the column is comparatively higher.Under the equal column stressed level,the bearing capacity of the wallboard increases with the increase of wall thickness and with the decrease of wall width, stiffener spacing or column brace spacing.The bearing capacity of the wall increases as the column stiffness is increased resulting from the enlargement of column section and its stability increases. KEY WORDS electrostatic precipitators:casings;structure systems:bearing capacity:finite element method 火电、治金、化工和建材等行业的生产过程中产生 中最重要的工艺部件，其围护结构一般采用墙板一立 大量烟尘颗粒，造成严重的大气环境污染.除尘器是 柱结构体系，结构形式和荷载情况都较为复杂.本文 广泛应用于这些行业中用以消烟除尘的重要环保装 研究的壳体墙板为加劲钢板，骨架立柱为H型钢柱， 备.目前对于除尘器的研究主要集中于烟尘收集的工 两者连续焊接连接，形成受力整体。当结构体系承担 艺，而对其支承结构的研究较为欠缺。壳体是除尘器 竖向荷载时，立柱是主要受力骨架。墙板发挥受力蒙 收稿日期：2015-12-30 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51308258)：江苏省自然科学基金资助项目(BK20130149)

工程科学学报，第 38 卷，第 9 期: 1335--1342，2016 年 9 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 9: 1335--1342，September 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 09． 020; http: / /journals． ustb． edu． cn 考虑受力蒙皮作用的除尘器壳体墙板的承载性能 潘立程1) ，邢凯丽1) ，钱海峰1) ，王元清2) ，邹 昀1) ，王登峰1)  1) 江南大学环境与土木工程学院，无锡 214122 2) 清华大学土木工程系，北京 100086  通信作者，E-mail: happywdf@ 126． com 摘 要 采用非线性有限元方法研究除尘器壳体承受板顶竖向均布荷载作用的墙板发挥受力蒙皮作用时的破坏形式和承载 能力，分析墙板厚度、墙板宽度、加劲肋间距、立柱横向支撑间距、立柱截面尺寸等因素对墙板承载能力的影响． 结果表明: 立 柱受载水平较低时，墙板发生受剪屈服破坏; 立柱受载水平中等时，墙板同时发生受压和受剪屈服破坏; 立柱受载水平较高 时，墙板发生受压屈服破坏． 在同等立柱受载水平情况时，墙板承载能力随着墙板厚度增加、墙板宽度减小、加劲肋间距减小 或者立柱支撑间距减小而增大． 立柱截面尺寸增大使得立柱刚度增大时，立柱稳定性提高，墙板承载力增大． 关键词 除尘器; 壳体; 结构体系; 承载能力; 有限元法 分类号 TU391 Bearing performance of wallboards in an electrostatic precipitator casing in consideration of stressed skin effect PAN Li-cheng1) ，XING Kai-li 1) ，QIAN Hai-feng1) ，WANG Yuan-qing2) ，ZOU Yun1) ，WANG Deng-feng1)  1) School of Environmental and Civil Engineering，Jiangnan University，Wuxi 214122，China 2) Department of Civil Engineering，Tsinghua University，Beijing 100086，China  Corresponding author，E-mail: happywdf@ 126． com ABSTＲACT For a wallboard in an electrostatic precipitator casing playing stressed skin effect under vertical uniform pressure on the top，the failure mode and bearing capacity were investigated by nonlinear finite element method． The influences of structural factors such as wall thickness，wall width，stiffener spacing，column brace spacing and column section size on the wallboard bearing capacity were analyzed． The results show that，shear yielding failure of the wallboard occurs when the stressed level of the column is compara￾tively lower． Shear yielding failure and compression yielding failure occur simultaneously when the stressed level of the column is medi￾um． Compression yielding failure occurs when the stressed level of the column is comparatively higher． Under the equal column stressed level，the bearing capacity of the wallboard increases with the increase of wall thickness and with the decrease of wall width， stiffener spacing or column brace spacing． The bearing capacity of the wall increases as the column stiffness is increased resulting from the enlargement of column section and its stability increases． KEY WOＲDS electrostatic precipitators; casings; structure systems; bearing capacity; finite element method 收稿日期: 2015--12--30 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51308258) ; 江苏省自然科学基金资助项目( BK20130149) 火电、冶金、化工和建材等行业的生产过程中产生 大量烟尘颗粒，造成严重的大气环境污染． 除尘器是 广泛应用于这些行业中用以消烟除尘的重要环保装 备． 目前对于除尘器的研究主要集中于烟尘收集的工 艺，而对其支承结构的研究较为欠缺． 壳体是除尘器 中最重要的工艺部件，其围护结构一般采用墙板--立 柱结构体系，结构形式和荷载情况都较为复杂． 本文 研究的壳体墙板为加劲钢板，骨架立柱为 H 型钢柱， 两者连续焊接连接，形成受力整体． 当结构体系承担 竖向荷载时，立柱是主要受力骨架． 墙板发挥受力蒙

·1336 工程科学学报，第38卷，第9期 皮作用，一方面为立柱分担荷载，另一方面为立柱提供 稳定性，立柱沿高度方向设有等间距的横向支撑，为立 侧向约束，提高其稳定性 柱提供垂直墙板方向的约束，间距为d.墙板与H型 关于受力蒙皮效应，Davies和Bryan0在大量试验 钢立柱一侧翼缘连续焊接连接.因为墙板底部与灰斗 的基础上进行了理论分析，提出确定受力蒙皮剪切柔 相连，为提高结构刚度，墙板底部设有加劲横梁 度和强度的计算方法，即将组成受力蒙皮各个部件在 荷载作用下的柔度叠加起来得到整个蒙皮的柔度，强 顶部约束 培板上的均布荷截 度的计算方法是根据他们提出的计算假定，计算可能 立柱上的均布荷载 发生破坏的部位，取破坏荷载最小值作为最大设计荷 角钢加劲肋 载.Wright和Hossain四研究表明蒙皮板与支承框架间 边柱 横向支撑 的连接类型和布置方式对蒙皮板受剪性能有重要影 培板 响.Lucas等B-研究冷成型檩条一蒙皮板结构的计算 模型，一种是包括檩条和蒙皮板的完全模型，另一种是 立柱高度H 仅建有檩条的简化有限元模型，在简化模型中蒙皮板 的剪切和转动刚度以弹簧形式施加到檩条与蒙皮板连 边柱 接边上，通过设置合理的弹簧参数，两种模型计算结果 中柱 均与试验吻合良好.Lee和Miller因推导了石膏墙板- C型冷弯薄壁型钢柱结构体系受轴向压力时的承载 加劲横梁 力，石膏墙板可以与C型柱翼缘连接的弹簧模拟，结 墙板宽度W 加劲钢板 果表明：石膏墙板易于发生弯曲或弯扭失稳，其变形具 墙板宽度W 柱底约束 有局部性：立柱易于发生弯扭失稳：立柱间距对结构承 图1结构模型 载力基本无影响.Paulo等网采用有限元方法研究几 Fig.1 Structural model 何缺陷对加劲铝合金板承受轴向压力时承载力的影 响，发现缺陷模态和缺陷幅值对承载力影响较大：同时 1.2有限元模型 研究发现焊接区域材料性能变化对板件承载力几乎没 采用有限元程序ANSYS进行分析.所有结构部 有影响.朱勇军等对蒙皮支撑构件进行系统研究，用 件均采用Shell181单元模拟.壳体墙板顶端与壳体加 非线性有限元方法研究蒙皮抗剪刚度、扭转约束、构件 劲顶板连接，因此在墙板项部边界施加垂直墙板方向 长细比和荷载偏心对蒙皮支撑轴心受压构件受力性能 (Z向)的平动约束.墙板底端与灰斗加劲壁板连接， 的影响：用非线性有限元法研究蒙皮支撑梁间距、 因此在墙板底端边界施加垂直墙板方向的平动约束， 跨度、构件截面开口方向及构件初始扭转对蒙皮支撑 立柱受等间距布置的横向支撑约束，在立柱与横向支 梁静力性能的影响.宋波等@对脱硝反应器中薄 撑连接处施加垂直墙板方向的平动约束.在中间立柱 板进行研究，就加劲肋的位置，截面形式以及板厚对板 柱底施加三个方向的平动约束.由于壳体内烟气往往 件屈曲性能的影响进行探讨. 是高温，为了释放温度变形，两侧立柱底部仅施加沿墙 在墙板发挥受力蒙皮作用的过程中，墙板与立柱 板高度方向(Y向)和垂直于墙板方向的约束，以实现 连接边受到立柱的反作用，当墙板顶端承受竖向均布 结构在墙板平面内(X向)可以伸缩变形.考虑到墙板 荷载时，墙板与立柱连接边的作用力会影响墙板的承 在顶部主要支承壳体顶板，顶板上荷载可视作均匀传 载性能.立柱上直接作用的荷载水平会影响立柱对墙 递到墙板，因此加载时对墙板顶端和立柱顶端施加均 板的作用，继而影响墙板的承载性能.本文研究墙板 布线荷载. 发挥受力蒙皮作用时的承载性能以及各结构参数对其 考虑材料非线性影响，钢材材料采用理想弹塑性 承载能力的影响 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∫=235MPa,弹性 1模型建立 模量E=2.06×10MPa,泊松比v=0.3.进行墙板极 1.1结构模型 限承载力分析时也考虑几何非线性影响，采用弧长法 除尘器壳体一立柱结构体系的几何构造和尺寸均 跟踪结构响应路径 源于实际工程中的电除尘器结构.为提高建模与计算 1.3初始缺陷的引入 效率，研究模型仅考虑两跨墙板.其结构示意图与位 除尘器壳体结构各部件在实际的运输、吊装和焊 移坐标系如图1所示.一跨墙板宽度为W,板厚，墙 接拼装过程中不可避免地会引入初始缺陷，会影响壳 板角钢加劲肋间距s.H型钢立柱总高H,为提高立柱 体墙板的承载性能，因此本文有限元计算模型中需要

工程科学学报，第 38 卷，第 9 期 皮作用，一方面为立柱分担荷载，另一方面为立柱提供 侧向约束，提高其稳定性． 关于受力蒙皮效应，Davies 和 Bryan ［1］在大量试验 的基础上进行了理论分析，提出确定受力蒙皮剪切柔 度和强度的计算方法，即将组成受力蒙皮各个部件在 荷载作用下的柔度叠加起来得到整个蒙皮的柔度，强 度的计算方法是根据他们提出的计算假定，计算可能 发生破坏的部位，取破坏荷载最小值作为最大设计荷 载． Wright 和 Hossain ［2］研究表明蒙皮板与支承框架间 的连接类型和布置方式对蒙皮板受剪性能有重要影 响． Lucas 等［3--4］研究冷成型檩条--蒙皮板结构的计算 模型，一种是包括檩条和蒙皮板的完全模型，另一种是 仅建有檩条的简化有限元模型，在简化模型中蒙皮板 的剪切和转动刚度以弹簧形式施加到檩条与蒙皮板连 接边上，通过设置合理的弹簧参数，两种模型计算结果 均与试验吻合良好． Lee 和 Miller ［5］推导了石膏墙板-- C 型冷弯薄壁型钢柱结构体系受轴向压力时的承载 力，石膏墙板可以与 C 型柱翼缘连接的弹簧模拟，结 果表明: 石膏墙板易于发生弯曲或弯扭失稳，其变形具 有局部性; 立柱易于发生弯扭失稳; 立柱间距对结构承 载力基本无影响． Paulo 等［6］采用有限元方法研究几 何缺陷对加劲铝合金板承受轴向压力时承载力的影 响，发现缺陷模态和缺陷幅值对承载力影响较大; 同时 研究发现焊接区域材料性能变化对板件承载力几乎没 有影响． 朱勇军等对蒙皮支撑构件进行系统研究，用 非线性有限元方法研究蒙皮抗剪刚度、扭转约束、构件 长细比和荷载偏心对蒙皮支撑轴心受压构件受力性能 的影响［7--8］; 用非线性有限元法研究蒙皮支撑梁间距、 跨度、构件截面开口方向及构件初始扭转对蒙皮支撑 梁静力性能的影响［9］． 宋波等［10］对脱硝反应器中薄 板进行研究，就加劲肋的位置，截面形式以及板厚对板 件屈曲性能的影响进行探讨． 在墙板发挥受力蒙皮作用的过程中，墙板与立柱 连接边受到立柱的反作用，当墙板顶端承受竖向均布 荷载时，墙板与立柱连接边的作用力会影响墙板的承 载性能． 立柱上直接作用的荷载水平会影响立柱对墙 板的作用，继而影响墙板的承载性能． 本文研究墙板 发挥受力蒙皮作用时的承载性能以及各结构参数对其 承载能力的影响． 1 模型建立 1. 1 结构模型 除尘器壳体--立柱结构体系的几何构造和尺寸均 源于实际工程中的电除尘器结构． 为提高建模与计算 效率，研究模型仅考虑两跨墙板． 其结构示意图与位 移坐标系如图 1 所示． 一跨墙板宽度为 W，板厚 t，墙 板角钢加劲肋间距 s． H 型钢立柱总高 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，间距为 d． 墙板与 H 型 钢立柱一侧翼缘连续焊接连接． 因为墙板底部与灰斗 相连，为提高结构刚度，墙板底部设有加劲横梁． 图 1 结构模型 Fig． 1 Structural model 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． 壳体墙板顶端与壳体加 劲顶板连接，因此在墙板顶部边界施加垂直墙板方向 ( Z 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． 由于壳体内烟气往往 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( Y 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． 考虑到墙板 在顶部主要支承壳体顶板，顶板上荷载可视作均匀传 递到墙板，因此加载时对墙板顶端和立柱顶端施加均 布线荷载． 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 fy = 235 MPa，弹性 模量 E = 2. 06 × 105 MPa，泊松比 ν = 0. 3． 进行墙板极 限承载力分析时也考虑几何非线性影响，采用弧长法 跟踪结构响应路径． 1. 3 初始缺陷的引入 除尘器壳体结构各部件在实际的运输、吊装和焊 接拼装过程中不可避免地会引入初始缺陷，会影响壳 体墙板的承载性能，因此本文有限元计算模型中需要 ·1336·

潘立程等：考虑受力蒙皮作用的除尘器壳体墙板的承载性能 ·1337· 引入初始缺陷 弯扭失稳，其刚度减弱，对墙板的约束作用减弱，且立 在吊运和装配过程中，结构顶部区域装配复杂易 柱所受荷载会更多分配到墙板上，这会导致墙板承载 于产生初始几何变形，且计算表明结构内力水平较高 能力的降低.有焊接缺陷影响时墙板的承载能力显著 的是在墙板和立柱顶部区域，故研究中应在结构顶部 高于其他仅考虑几何缺陷的情况.当墙板上最大竖向 区域引入初始几何缺陷.本文考查了三种初始几何变 残余应力值0，mr=0.617,时的墙板承载力会高于 形模态，分别为正对称特征值屈曲模态、反对称特征值 0,=0.462,的情况，表明残余应力幅值越高对墙板 屈曲模态和完善结构极值点变形模态.特征值屈曲模 的承载能力提升越大.究其原因，主要是因为焊接残 态是先以完善的结构体系进行线弹性的特征值屈曲分 余应力对墙板承载力产生有利影响：且焊接残余变形 析，得到其特征值屈曲模态，从中筛选并归纳为两类， 幅值很小（当σ，=0.617∫，时，结构最大焊接残余变 一类是两跨墙板在靠近顶部区域关于中间立柱正对称 形为l.1mm),对墙板承载力影响很小.为了充分考 的屈曲，另一类是两跨墙板在靠近顶部区域关于中柱 虑最不利初始缺陷的影响，本文后续分析均引入反对 的反对称屈曲.分别提取两类特征值屈曲模态中最低 称特征值屈曲缺陷模态 阶的引入有限元模型，建立正对称特征值屈曲缺陷模 0.130 态和反对称特征值屈曲缺陷模态.此外，对完善结构 s0.125 进行非线性分析，达到极限承载力时提取其变形模态， 0.120 作为完善结构极值点变形缺陷模态.缺陷幅值均取为 ◆完善结构极值，点变形缺陷模态 单个墙板区格（即左右相邻两立柱和上下相邻两角钢 ·正对称特征值屈曲缺陷模态 加劲肋围成的墙板区域)最大边长的千分之一. 0.110 ·反对称特征值屈由缺陷模态 壳体墙板一立柱结构体系中各部件主要通过焊接 蓉0.105 一焊接缺陷(oa-0.617) +焊接缺陷0m-0.462D 连接，有必要模拟焊接缺陷并分析其影响.通过在墙 0.100 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 板与立柱连接边、墙板板块与板块连接边施加负温的 立柱受载水平，PP 方式模拟焊接收缩，从而引入焊接缺陷，再在立柱和墙 图2 不同初始缺陷时墙板承载能力一立柱荷载水平关系曲线 板顶部施加竖向荷载，研究墙板在焊接缺陷影响下承 比较 载能力的变化.计算表明，焊接收缩在墙板顶部区格 Fig.2 Comparison of relationship curves between wall bearing ca- 产生的残余剪应力与外荷载作用下该区域的剪应力方 pacity and column loading level for different imperfect models 向相反，因此残余剪应力对墙板的承载能力是有提升 2 墙板破坏形式 作用的：焊接收缩在墙板与立柱连接区域产生残余拉 应力，与外荷载作用下产生压应力相反，故残余拉应力 壳体加劲钢墙板与H型钢立柱连续焊接连接，形 可延缓外荷载作用下墙板边缘压应力的发展，因此对 成共同受力的整体，两者相互传递荷载，相互提供约 墙板承载能力有所提升.综合判断，焊接残余应力对 束.当墙板受载水平较高而立柱受载水平很低时，立 于墙板在顶部压力作用下是有利影响 柱作为墙板两侧刚性较大的边界，一方面墙板的荷载 对一例典型结构分别构建考虑上述缺陷模态的缺 由顶端逐渐向立柱传递，最后由柱底传递到底部支架： 陷结构模型并进行非线性计算，得到墙板极限承载力一 另一方面立柱为墙板提供约束，限制板件的变形.当 立柱荷载水平关系曲线如图2所示.模型为：立柱截 墙板受载水平很低而立柱受载水平很高时，墙板上应 面（截面高×翼缘宽×腹板厚×翼缘厚）H200mm× 力很低且变形很小，立柱则易于发生失稳，此时墙板发 200mm×8mm×12mm,立柱高H=17460mm,墙板宽 挥受力蒙皮作用，一方面为立柱分担荷载，另一方面为 度W=5130mm,墙板厚度t=6mm,角钢加劲肋间距 立柱提供侧向约束，提高其稳定性.因此，墙板的破坏 s=1000mm,立柱横向支撑间距d=3000mm.图中横 形式与承载能力受到立柱荷载水平的很大影响，需要 坐标为墙板达到极限承载力时，立柱顶端施加的轴向 研究在不同立柱受载水平时的墙板破坏形式. 压力P与立柱的屈服荷载P,(P,=∫，A,A为H型 2.1受剪破坏 钢立柱截面积)的比值：纵坐标为墙板的极限承载力 以图2中反映模型为例进行分析.首先考虑立柱 P与墙板的屈服荷载P(P=,)的比值.图2表 荷载水平较低时的情况.进行结构非线性分析时对立 明，在不同的立柱荷载水平时，考虑反对称特征值屈曲 柱施加的荷载很小，墙板达到极限承载力时，P,。= 缺陷模态的结构，其墙板承载能力最低.分析其原因， 0.123P,P。.m=0.123P,·由于墙板上存在初始几何 可能在于立柱易于发生靠近柱顶区域的弯扭失稳， 缺陷，加载初期，墙板的屈曲就发生，其鼓曲变形开始 在反对称的缺陷模态中，立柱有初始弯扭变形，因而在 加速发展，不同立柱荷载水平模型的墙板上施加荷载一 非线性加载过程中更早发生弯扭失稳.立柱一旦发生 墙板最大出平面变形曲线如图3所示.顶部区格内的

潘立程等: 考虑受力蒙皮作用的除尘器壳体墙板的承载性能 引入初始缺陷． 在吊运和装配过程中，结构顶部区域装配复杂易 于产生初始几何变形，且计算表明结构内力水平较高 的是在墙板和立柱顶部区域，故研究中应在结构顶部 区域引入初始几何缺陷． 本文考查了三种初始几何变 形模态，分别为正对称特征值屈曲模态、反对称特征值 屈曲模态和完善结构极值点变形模态． 特征值屈曲模 态是先以完善的结构体系进行线弹性的特征值屈曲分 析，得到其特征值屈曲模态，从中筛选并归纳为两类， 一类是两跨墙板在靠近顶部区域关于中间立柱正对称 的屈曲，另一类是两跨墙板在靠近顶部区域关于中柱 的反对称屈曲． 分别提取两类特征值屈曲模态中最低 阶的引入有限元模型，建立正对称特征值屈曲缺陷模 态和反对称特征值屈曲缺陷模态． 此外，对完善结构 进行非线性分析，达到极限承载力时提取其变形模态， 作为完善结构极值点变形缺陷模态． 缺陷幅值均取为 单个墙板区格( 即左右相邻两立柱和上下相邻两角钢 加劲肋围成的墙板区域) 最大边长的千分之一． 壳体墙板--立柱结构体系中各部件主要通过焊接 连接，有必要模拟焊接缺陷并分析其影响． 通过在墙 板与立柱连接边、墙板板块与板块连接边施加负温的 方式模拟焊接收缩，从而引入焊接缺陷，再在立柱和墙 板顶部施加竖向荷载，研究墙板在焊接缺陷影响下承 载能力的变化． 计算表明，焊接收缩在墙板顶部区格 产生的残余剪应力与外荷载作用下该区域的剪应力方 向相反，因此残余剪应力对墙板的承载能力是有提升 作用的; 焊接收缩在墙板与立柱连接区域产生残余拉 应力，与外荷载作用下产生压应力相反，故残余拉应力 可延缓外荷载作用下墙板边缘压应力的发展，因此对 墙板承载能力有所提升． 综合判断，焊接残余应力对 于墙板在顶部压力作用下是有利影响． 对一例典型结构分别构建考虑上述缺陷模态的缺 陷结构模型并进行非线性计算，得到墙板极限承载力-- 立柱荷载水平关系曲线如图 2 所示． 模型为: 立柱截 面( 截面高 × 翼缘宽 × 腹板厚 × 翼缘厚) H200 mm × 200 mm × 8 mm × 12 mm，立柱高 H = 17460 mm，墙板宽 度 W = 5130 mm，墙板厚度 t = 6 mm，角钢加劲肋间距 s = 1000 mm，立柱横向支撑间距 d = 3000 mm． 图中横 坐标为墙板达到极限承载力时，立柱顶端施加的轴向 压力 Pc，cr与立柱的屈服荷载 Pcy ( Pcy = fyAH，AH为 H 型 钢立柱截面积) 的比值; 纵坐标为墙板的极限承载力 Pw，cr与墙板的屈服荷载 Pwy ( Pwy = tfy ) 的比值． 图 2 表 明，在不同的立柱荷载水平时，考虑反对称特征值屈曲 缺陷模态的结构，其墙板承载能力最低． 分析其原因， 可能在于立柱易于发生靠近柱顶区域的弯扭失稳［11］， 在反对称的缺陷模态中，立柱有初始弯扭变形，因而在 非线性加载过程中更早发生弯扭失稳． 立柱一旦发生 弯扭失稳，其刚度减弱，对墙板的约束作用减弱，且立 柱所受荷载会更多分配到墙板上，这会导致墙板承载 能力的降低． 有焊接缺陷影响时墙板的承载能力显著 高于其他仅考虑几何缺陷的情况． 当墙板上最大竖向 残余应力值 σrY，max = 0. 617fy 时的墙板承载力会高于 σrY，max = 0. 462fy的情况，表明残余应力幅值越高对墙板 的承载能力提升越大． 究其原因，主要是因为焊接残 余应力对墙板承载力产生有利影响; 且焊接残余变形 幅值很小( 当 σrY，max = 0. 617fy时，结构最大焊接残余变 形为 1. 1 mm) ，对墙板承载力影响很小． 为了充分考 虑最不利初始缺陷的影响，本文后续分析均引入反对 称特征值屈曲缺陷模态． 图 2 不同初始缺陷时墙板承载能力--立柱荷载水平关系曲线 比较 Fig． 2 Comparison of relationship curves between wall bearing ca￾pacity and column loading level for different imperfect models 2 墙板破坏形式 壳体加劲钢墙板与 H 型钢立柱连续焊接连接，形 成共同受力的整体，两者相互传递荷载，相互提供约 束． 当墙板受载水平较高而立柱受载水平很低时，立 柱作为墙板两侧刚性较大的边界，一方面墙板的荷载 由顶端逐渐向立柱传递，最后由柱底传递到底部支架; 另一方面立柱为墙板提供约束，限制板件的变形． 当 墙板受载水平很低而立柱受载水平很高时，墙板上应 力很低且变形很小，立柱则易于发生失稳，此时墙板发 挥受力蒙皮作用，一方面为立柱分担荷载，另一方面为 立柱提供侧向约束，提高其稳定性． 因此，墙板的破坏 形式与承载能力受到立柱荷载水平的很大影响，需要 研究在不同立柱受载水平时的墙板破坏形式． 2. 1 受剪破坏 以图 2 中反映模型为例进行分析． 首先考虑立柱 荷载水平较低时的情况． 进行结构非线性分析时对立 柱施加的荷载很小，墙板达到极限承载力时，Pw，cr = 0. 123Pwy，Pc，cr = 0. 123Pcy ． 由于墙板上存在初始几何 缺陷，加载初期，墙板的屈曲就发生，其鼓曲变形开始 加速发展，不同立柱荷载水平模型的墙板上施加荷载-- 墙板最大出平面变形曲线如图 3 所示． 顶部区格内的 ·1337·

·1338· 工程科学学报，第38卷，第9期 墙板直接受竖向荷载作用，其中央区域的板件因为屈 变形明显，而立柱上的应力及变形一般都较小，墙板与 曲逐渐退出工作并发生较大的竖向变形(-Y向).由 立柱连接区域的压应力也很小 于立柱受载水平很低，几乎没有发生竖向压缩变形，且 35 其相对墙板刚度很大，能够约束墙板两侧边界的竖向 30 变形，因此这块板件因为中央区域与边界竖向变形不 25 协调而在与立柱连接边产生了较大的剪应力.随着板 20 件屈曲的发展，更多中央区域的板件退出工作，受力主 ·受剪破坏(P.=0.123PP.=0.123P) 要由受立柱约束的两侧边界区域板件承担，进一步提 10 ·受剪肢坏P-0.120PP-0.692P) +受剪破坏P0.0951PP-0.951P) 高了此处剪应力的水平.达到极限承载力时，顶部区 格墙板的剪应力分布如图4所示，墙板与立柱连接处 00 10 2030405060 70 80 顶部区域剪应力达到了钢材的抗剪屈服强度，由于中 墙板出平面方向变形mm 央区域板件早已因屈曲而退出工作，因此整个板件丧 图3培板上荷载一培板最大出平面位移曲线 失进一步加载的能力.本文将墙板由于受剪屈服而发 Fig.3 Curves between vertical load on the wallboard and maximum 生的破坏定义为受剪破坏模式。此时，顶部墙板屈曲 displacement out of plane -134.70 -84.37 -34.04 16.29 66.62 -109.53 -59.21 -8.88 41.45 91.78 墙板剪应力值/N·mm) 图4受剪破坏时的墙板顶部区格剪应力分布云图 Fig.4 Local shear stress distribution in the wallboard for shear failure 2.2受压破坏 其次考虑立柱荷载水平很高时的情况.进行结构 非线性分析时对立柱施加的荷载很大，墙板达到极限 承载力时，Pa=0.0951P,Pa=0.951P·当立柱 墙板压力值/N·mm) 受载水平较大时，立柱基本可以与墙板实现同步压缩 -226.79 -201.01 变形，因此墙板中央区域与边界区域的竖向变形基本 -175.24 -149.47 协调，墙板边缘剪应力不大.此外，由于立柱受载水平 高，墙板受载水平低，立柱上的压力沿着高度方向由顶 -72.15 部向下逐渐向墙板上分配.达到极限承载力时，墙板 上的压应力分布如图5所示.墙板与立柱连接邻域内 压应力水平均较高，已经非常接近钢材屈服点，且沿着 立柱高度方向分布较为均匀.由于板件存在初始缺 陷，中央区域板件早已因屈曲退出工作，当边缘板件受 图5受压破坏时的培板压应力分布云图 压屈服后，整个板件丧失了进一步加载的能力，因而发 Fig.5 Global compressive stress distribution in the wallboard for 生破坏.本文将墙板由于受压屈服而发生的破坏定义 compression failure 为受压破坏模式 2.3剪压破坏 时，立柱所受压力从柱顶往下迅速向墙板上分配，使得 最后考虑立柱荷载水平中等时的情况.进行结构 墙板除了顶部区域外与立柱连接区域的压应力水平较 非线性分析时对立柱施加中等水平的荷载，墙板达到 高，非常接近屈服点.边缘板件发生屈服后，整个墙板 极限承载力时，Pa=0.12Py,Pa=0.692P,·当立 失去进一步加载的能力，继而发生破坏.本文将墙板 柱受中等水平荷载时，其压缩变形不大，因此顶部区格 顶部区域发生受剪屈服，同时中间区域发生受压屈服 墙板中央与边缘区域的竖向变形不协调依然存在，墙 的破坏模式定义为剪压破坏模式.发生这种模式的破 板与立柱连接域的剪应力较大，可以达到屈服点.同 坏时墙板剪应力和压应力分布分别如图6和图7所示

工程科学学报，第 38 卷，第 9 期 墙板直接受竖向荷载作用，其中央区域的板件因为屈 曲逐渐退出工作并发生较大的竖向变形( － Y 向) ． 由 于立柱受载水平很低，几乎没有发生竖向压缩变形，且 其相对墙板刚度很大，能够约束墙板两侧边界的竖向 变形，因此这块板件因为中央区域与边界竖向变形不 协调而在与立柱连接边产生了较大的剪应力． 随着板 件屈曲的发展，更多中央区域的板件退出工作，受力主 要由受立柱约束的两侧边界区域板件承担，进一步提 高了此处剪应力的水平． 达到极限承载力时，顶部区 格墙板的剪应力分布如图 4 所示，墙板与立柱连接处 顶部区域剪应力达到了钢材的抗剪屈服强度，由于中 央区域板件早已因屈曲而退出工作，因此整个板件丧 失进一步加载的能力． 本文将墙板由于受剪屈服而发 生的破坏定义为受剪破坏模式． 此时，顶部墙板屈曲 变形明显，而立柱上的应力及变形一般都较小，墙板与 立柱连接区域的压应力也很小． 图 3 墙板上荷载--墙板最大出平面位移曲线 Fig． 3 Curves between vertical load on the wallboard and maximum displacement out of plane 图 4 受剪破坏时的墙板顶部区格剪应力分布云图 Fig． 4 Local shear stress distribution in the wallboard for shear failure 2. 2 受压破坏 其次考虑立柱荷载水平很高时的情况． 进行结构 非线性分析时对立柱施加的荷载很大，墙板达到极限 承载力时，Pw，cr = 0. 0951Pwy，Pc，cr = 0. 951Pcy ． 当立柱 受载水平较大时，立柱基本可以与墙板实现同步压缩 变形，因此墙板中央区域与边界区域的竖向变形基本 协调，墙板边缘剪应力不大． 此外，由于立柱受载水平 高，墙板受载水平低，立柱上的压力沿着高度方向由顶 部向下逐渐向墙板上分配． 达到极限承载力时，墙板 上的压应力分布如图 5 所示． 墙板与立柱连接邻域内 压应力水平均较高，已经非常接近钢材屈服点，且沿着 立柱高度方向分布较为均匀． 由于板件存在初始缺 陷，中央区域板件早已因屈曲退出工作，当边缘板件受 压屈服后，整个板件丧失了进一步加载的能力，因而发 生破坏． 本文将墙板由于受压屈服而发生的破坏定义 为受压破坏模式． 2. 3 剪压破坏 最后考虑立柱荷载水平中等时的情况． 进行结构 非线性分析时对立柱施加中等水平的荷载，墙板达到 极限承载力时，Pw，cr = 0. 12Pwy，Pc，cr = 0. 692Pcy ． 当立 柱受中等水平荷载时，其压缩变形不大，因此顶部区格 墙板中央与边缘区域的竖向变形不协调依然存在，墙 板与立柱连接域的剪应力较大，可以达到屈服点． 同 图 5 受压破坏时的墙板压应力分布云图 Fig． 5 Global compressive stress distribution in the wallboard for compression failure 时，立柱所受压力从柱顶往下迅速向墙板上分配，使得 墙板除了顶部区域外与立柱连接区域的压应力水平较 高，非常接近屈服点． 边缘板件发生屈服后，整个墙板 失去进一步加载的能力，继而发生破坏． 本文将墙板 顶部区域发生受剪屈服，同时中间区域发生受压屈服 的破坏模式定义为剪压破坏模式． 发生这种模式的破 坏时墙板剪应力和压应力分布分别如图6 和图7 所示． ·1338·

潘立程等：考虑受力蒙皮作用的除尘器壳体墙板的承载性能 ·1339· 135.48 -80.65 -25.82 29.00 83.83 -108.06 53.24 1.59 56.42 111.24 墙板剪应力值/N·mm 图6剪压破坏时的墙板局部剪应力分布云图 Fig.6 Local shear stress distribution in the wallboard for shear-compression failure 不高时(P。/P,=0~0.65),墙板发生受剪破坏，墙板 的承载力随着立柱受载水平提高有很小量的降幅，曲 线基本呈现为一条水平线.当立柱受载水平提高到一 墙板压力值/N·mm-) 定值(P。/P,=0.65~0.75),墙板发生剪压破坏，墙 -228.42 -20169 板承载能力随着立柱受载水平的提高而减小.进一步 -174.97 -148.25 提高立柱受载水平(P/P,=0.75~0.95),墙板发生 -1)192 -94.80 受压破坏，其承载力随着立柱受载水平提高而显著减 -68.07 小.此外，由图3可见，墙板抵抗屈曲变形的刚度随着 4135 -14.63 212.10 立柱受载水平的增大而减小.立柱受载水平较低时， 墙板不需要为立柱分担荷载，主要承受板顶均布荷载， 且立柱作为墙板边界，其约束能力很强，因此墙板承载 图7剪压破坏时的墙板整体压应力分布云图 能力较高.立柱受载水平较高时，墙板明显为立柱分 Fig.7 Global compressive stress distribution in the wallboard for 担荷载，承受板顶与两侧荷载，且立柱濒临破坏，刚性 shear-compression failure 减弱，其对墙板约束能力也减弱，因此墙板承载能力 较低. 2.4立柱受载水平对墙板承载力的影响 当立柱受载水平变化时，墙板上出现的最大剪应 3 结构参数对墙板承载能力的影响 力和压应力变化曲线如图8所示.立柱受载水平较低 构建模型组1：立柱截面为H200mm×200mm×8 时发生受剪破坏，剪应力达到屈服，压应力不大.立柱 mm×12mm,H=17460mm,W=5130mm,t=6mm,s= 受载水平较高时发生受压破坏，压应力达到屈服，剪应 1000mm,d=3000mm.模型组2：H250mm×250mm×9 力不大.随着立柱受载水平提高，破坏时的剪应力逐 mm×14mm,H=25460mm,W=5800mm,t=8mm,s= 渐减小，压应力逐渐增大 1600mm,d=3200mm.考察各参数对对墙板承载能力 250 的影响时，除待考察变量外，其余构造与几何尺寸保持 ◆墙板上最大压应力值 墙板上最大剪应力值 200 不变. 3.1墙板厚度的影响 150 不同墙板厚度时模型组墙板承载力随立柱受载水 平的变化曲线如图9所示.由图可见，在相等立柱受 载水平时，随着墙板厚度减小墙板承载力明显降低 50 由前述分析可知，不论破坏时立柱的受载水平如何，由 受剪破坏 剪压破坏一 受压破坏 于初始缺陷的存在，墙板在加载初期就会发生屈曲，随 0% 0.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0 立柱受载水平，PP 着屈曲的发展，板件中央区域退出工作，荷载主要由靠 近与立柱连接边的墙板承担，最后的破坏源于这些区 图8不同立柱受载水平时的的最大剪应力和最大压应力发展 域墙板的屈服.当墙板的厚度减小，其抵抗屈曲的能 趋势 力减小，对应屈曲发生的荷载更小，后屈曲性能更差， Fig.8 Development of maximum shear stress and compressive stress in the wallboard under different column loading levels 因此墙板的极限承载能力降低.当板厚较小(t=4mm 和6mm),受剪破坏时墙板承载力随着立柱受载水平 立柱受载水平变化时，墙板极限承载力变化曲线 的提高基本不变.当板厚较大(t=8mm),受剪破坏时 如图9(a)所示（对应t=6mm情况）.当立柱受载水平 墙板承载力随着立柱受载水平的提高而减小

潘立程等: 考虑受力蒙皮作用的除尘器壳体墙板的承载性能 图 6 剪压破坏时的墙板局部剪应力分布云图 Fig． 6 Local shear stress distribution in the wallboard for shear--compression failure 图 7 剪压破坏时的墙板整体压应力分布云图 Fig． 7 Global compressive stress distribution in the wallboard for shear--compression failure 2. 4 立柱受载水平对墙板承载力的影响 当立柱受载水平变化时，墙板上出现的最大剪应 力和压应力变化曲线如图 8 所示． 立柱受载水平较低 时发生受剪破坏，剪应力达到屈服，压应力不大． 立柱 受载水平较高时发生受压破坏，压应力达到屈服，剪应 力不大． 随着立柱受载水平提高，破坏时的剪应力逐 渐减小，压应力逐渐增大． 图 8 不同立柱受载水平时的的最大剪应力和最大压应力发展 趋势 Fig． 8 Development of maximum shear stress and compressive stress in the wallboard under different column loading levels 立柱受载水平变化时，墙板极限承载力变化曲线 如图9( a) 所示( 对应 t = 6 mm 情况) ． 当立柱受载水平 不高时( Pc，cr /Pcy = 0 ～ 0. 65) ，墙板发生受剪破坏，墙板 的承载力随着立柱受载水平提高有很小量的降幅，曲 线基本呈现为一条水平线． 当立柱受载水平提高到一 定值( Pc，cr /Pcy = 0. 65 ～ 0. 75) ，墙板发生剪压破坏，墙 板承载能力随着立柱受载水平的提高而减小． 进一步 提高立柱受载水平( Pc，cr /Pcy = 0. 75 ～ 0. 95) ，墙板发生 受压破坏，其承载力随着立柱受载水平提高而显著减 小． 此外，由图 3 可见，墙板抵抗屈曲变形的刚度随着 立柱受载水平的增大而减小． 立柱受载水平较低时， 墙板不需要为立柱分担荷载，主要承受板顶均布荷载， 且立柱作为墙板边界，其约束能力很强，因此墙板承载 能力较高． 立柱受载水平较高时，墙板明显为立柱分 担荷载，承受板顶与两侧荷载，且立柱濒临破坏，刚性 减弱，其对墙板约束能力也减弱，因此墙板承载能力 较低． 3 结构参数对墙板承载能力的影响 构建模型组 1: 立柱截面为 H200 mm × 200 mm × 8 mm × 12 mm，H = 17460mm，W = 5130 mm，t = 6 mm，s = 1000 mm，d = 3000 mm． 模型组2: H250 mm × 250 mm × 9 mm × 14 mm，H = 25460 mm，W = 5800 mm，t = 8 mm，s = 1600 mm，d = 3200 mm． 考察各参数对对墙板承载能力 的影响时，除待考察变量外，其余构造与几何尺寸保持 不变． 3. 1 墙板厚度的影响 不同墙板厚度时模型组墙板承载力随立柱受载水 平的变化曲线如图 9 所示． 由图可见，在相等立柱受 载水平时，随着墙板厚度减小墙板承载力明显降低． 由前述分析可知，不论破坏时立柱的受载水平如何，由 于初始缺陷的存在，墙板在加载初期就会发生屈曲，随 着屈曲的发展，板件中央区域退出工作，荷载主要由靠 近与立柱连接边的墙板承担，最后的破坏源于这些区 域墙板的屈服． 当墙板的厚度减小，其抵抗屈曲的能 力减小，对应屈曲发生的荷载更小，后屈曲性能更差， 因此墙板的极限承载能力降低． 当板厚较小( t = 4 mm 和 6 mm) ，受剪破坏时墙板承载力随着立柱受载水平 的提高基本不变． 当板厚较大( t = 8 mm) ，受剪破坏时 墙板承载力随着立柱受载水平的提高而减小． ·1339·

·1340· 工程科学学报，第38卷，第9期 0.18p 0.14(b) 0.16 0.14 0.12 0.12 0.10 0.10 0.08 0.08 0.06 0.06 .=4 mm +=4 mm ◆=6mm 0.04 0.04 ◆=6mm ★=8mm 冷 *=8 mm 0.02 0.02 0001020304050607080910 000.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0 立柱受载水平，PP, 立柱受载水平，PP, 图9墙板厚度对墙板承载能力的影响.()模型组1：(b)模型组2 Fig.9 Influence of wall thickness on wall bearing capacity:(a)structure model series 1:(b)structure model series 2 3.2墙板角钢加劲肋间距的影响 相等立柱受载水平时，随着加劲肋间距减小墙板承载 不同墙板角钢加劲肋间距时模型组墙板承载力随 力明显增大 立柱受载水平的变化曲线如图10所示.由图可见，在 0.18d 0.20Fb) 0.16 0.18 s0.14 016 0.12 0.14 0.10 0.12 0.08 0.10 ◆s=500mm 。s=1000mm 0.08 0.06 0.06 +s=800mm 0.04 +s=1600mm 0.04 0s=1600mm +s-2400mm 0.02 0.02 00010.20.30.405060.70.80.91.0 00 0.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0 立柱受载水平，PP, 立柱受载水平，PP 图10加劲肋间距对墙板承载能力的影响.(a)模型组1：(6)模型组2 Fig.10 Influence of stiffener spacing on wall bearing capacity:(a)structure model series 1:(b)structure model series 2 分析其原因，墙板较薄，可以看作为被两侧的H 高，后屈曲性能更好，其极限承载力增大 型钢立柱和上、下角钢加劲肋分隔成的四边支承板件， 3.3墙板宽度的影响 其稳定性受每一个区隔几何形状的影响.参考四边简 不同墙板宽度时模型组墙板承载力随立柱受载水 支板均匀受压和受剪情况的屈曲临界应力理论解☒： 平的变化曲线如图11所示.由图可见，在相等立柱受 TEr 0=12w-可受压： (1) 载水平时，随着墙板宽度增大墙板承载力降低.由式 (1)和式(2)的计算可得，当角钢加劲肋间距不变，每 TEr Tw=k,12w(1-可)' 受剪 (2) 一区格板件高度不变，增加其宽度时，板件受压、受剪 的屈曲临界应力理论解均减小.墙板宽度增大改变了 式中，k= (mW+） ,为单边均匀受压屈曲系数 墙板区格几何形状，其稳定性降低，因此墙板屈曲发生 时对应的荷载减小，后屈曲性能变差，其极限承载能力 当s/W≤√2时，取屈曲波数m=1.0.k,为均匀受剪屈 降低 曲系数，对于四边简支板：当s≥W时，k.=5.34+43.4立柱横向支撑间距的影响 (W/s)2:当s≤W时，k.=4+5.34(Ws)2 不同立柱横向支撑间距时模型组墙板承载力随立 计算表明，墙板宽度不变，角钢加劲肋间距减小， 柱受载水平的变化曲线如图12所示.由图可见，在立 墙板区格高度减小，其抗压、抗剪屈曲临界应力的理论 柱受载水平较低时（基本对应受剪破坏阶段），立柱支 解都会减小.尽管线弹性的理论解答无法考虑初始缺 撑间距对墙板承载力影响不大，三条曲线基本重合 陷、结构非线性以及边界条件非理想等因素，但是可以 在立柱受载水平较高时（基本对应剪压破坏和受压破 推测，由于加劲肋间距减小，改变了墙板区格几何形 坏阶段)，对于相等的立柱受载水平，随着立柱支撑间 状，其稳定性提高，因此墙板屈曲发生时对应的荷载提 距增大墙板承载力降低.立柱横向支撑的作用主要是

工程科学学报，第 38 卷，第 9 期 图 9 墙板厚度对墙板承载能力的影响 . ( a) 模型组 1; ( b) 模型组 2 Fig． 9 Influence of wall thickness on wall bearing capacity: ( a) structure model series 1; ( b) structure model series 2 3. 2 墙板角钢加劲肋间距的影响 不同墙板角钢加劲肋间距时模型组墙板承载力随 立柱受载水平的变化曲线如图 10 所示． 由图可见，在 相等立柱受载水平时，随着加劲肋间距减小墙板承载 力明显增大． 图 10 加劲肋间距对墙板承载能力的影响． ( a) 模型组 1; ( b) 模型组 2 Fig． 10 Influence of stiffener spacing on wall bearing capacity: ( a) structure model series 1; ( b) structure model series 2 分析其原因，墙板较薄，可以看作为被两侧的 H 型钢立柱和上、下角钢加劲肋分隔成的四边支承板件， 其稳定性受每一个区隔几何形状的影响． 参考四边简 支板均匀受压和受剪情况的屈曲临界应力理论解［12］: σcr，Y = kc π2 Et 2 12W2 ( 1 － v 2 ) ，受压; ( 1) τcr，XY = ks π2 Et 2 12W( 1 － v 2 ) ，受剪． ( 2) 式中，kc ( = mW s + s ) mW 2 ，为单边均匀受压屈曲系数． 当 s/W≤槡2时，取屈曲波数 m = 1. 0． ks为均匀受剪屈 曲系数，对于四边简支板: 当 s≥W 时，ks = 5. 34 + 4 ( W/s) 2 ; 当 s≤W 时，ks = 4 + 5. 34( W/s) 2 ． 计算表明，墙板宽度不变，角钢加劲肋间距减小， 墙板区格高度减小，其抗压、抗剪屈曲临界应力的理论 解都会减小． 尽管线弹性的理论解答无法考虑初始缺 陷、结构非线性以及边界条件非理想等因素，但是可以 推测，由于加劲肋间距减小，改变了墙板区格几何形 状，其稳定性提高，因此墙板屈曲发生时对应的荷载提 高，后屈曲性能更好，其极限承载力增大． 3. 3 墙板宽度的影响 不同墙板宽度时模型组墙板承载力随立柱受载水 平的变化曲线如图 11 所示． 由图可见，在相等立柱受 载水平时，随着墙板宽度增大墙板承载力降低． 由式 ( 1) 和式( 2) 的计算可得，当角钢加劲肋间距不变，每 一区格板件高度不变，增加其宽度时，板件受压、受剪 的屈曲临界应力理论解均减小． 墙板宽度增大改变了 墙板区格几何形状，其稳定性降低，因此墙板屈曲发生 时对应的荷载减小，后屈曲性能变差，其极限承载能力 降低． 3. 4 立柱横向支撑间距的影响 不同立柱横向支撑间距时模型组墙板承载力随立 柱受载水平的变化曲线如图 12 所示． 由图可见，在立 柱受载水平较低时( 基本对应受剪破坏阶段) ，立柱支 撑间距对墙板承载力影响不大，三条曲线基本重合． 在立柱受载水平较高时( 基本对应剪压破坏和受压破 坏阶段) ，对于相等的立柱受载水平，随着立柱支撑间 距增大墙板承载力降低． 立柱横向支撑的作用主要是 ·1340·

潘立程等：考虑受力蒙皮作用的除尘器壳体墙板的承载性能 ·1341· 0.18F(a 0.22b) 0.16 0.20f 0.14 &018 0.16 0.12 0.14 0.10 0.12 0.08 0.10 0.06 ◆W-3600mm 0.08 ◆W-3600mm 0.04 ●W=5130mm 0.06 ,W=5130mm 0.02 ◆W-5800mm 0.04 +W-5800mm 0.02 00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0 0 0.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0 立柱受载水平，P。P。 立柱受载水平，P。JP 图11墙板宽度对墙板承载能力的影响.(a)模型组1：(b)模型组2 Fig.11 Influence of wall width on wall bearing capacity:(a)structure model series 1:(b)structure model series2 0.130 0.135 0.125 (a) 0.120 .0.130 50.115 0.125 30.110 装a105 0.120 +d=2000mm ◆de1600mm 0.100 。d-3000mm 0.115 。d-3200mm 0.095 +d=4000mm 0.110 d-4800mm 聾0.090 0.105 0.085 0.08 00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0 0.1006 0.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0 立柱受载水平，PP 立柱受载水平，PP 图12立柱横向支撑间距对墙板承载能力的影响.(a)模型组1：()模型组2 Fig.12 Influence of column brace spacing on wall bearing capacity:(a)structure model series 1:(b)structure model series 2 减小立柱计算长度，立柱横向支撑间距增大，立柱稳定 立柱分担荷载较少，为立柱提供的抑制失稳变形发展 性会降低.当立柱受载水平较低时，立柱上应力较小， 的约束相对较弱，这样墙板在与立柱连接边受到的荷 柱顶施加的荷载并不会引起立柱失稳，立柱作用主要 载作用相对就小，其顶端承担荷载的能力得以提高 是作为刚性边界支持墙板承载，因此改变横向支撑间 0.130 0.1254 距对于整个结构体系中立柱的承载性能基本无影响， 0.1204 继而对墙板承载力影响较小.当立柱受载水平较高 0.115 时，立柱上应力水平高，立柱会向墙板传递荷载：加载 0.110 0.105 后期立柱会发生失稳，立柱需要由墙板提供侧向约束. 每0.100 +H 194 mmx150 mmx6 mmx9 mm 0.095 因此，增大立柱横向支撑间距，立柱自身稳定性变差， 0.090 。H200mmx200mmx×8mm×12mm *H 294 mmx200 mmx8 mmx12 mm 更早发生失稳，立柱上施加的荷载更早更多地传递到 0085 0.080 墙板，且墙板会对立柱提供更多约束以限制其失稳变 0 0.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0 形，这造成墙板在与立柱连接边承担更多荷载，墙板的 立柱受载水平，PP 边界也弱化，使墙板承载能力降低 图13立柱截面尺寸对墙板承载力的影响 3.5立柱截面尺寸的影响 Fig.13 Influence of column section size on wall bearing capacity 对于不同截面立柱，模型组1墙板承载力随立柱 4 受载水平的变化曲线如图13所示.由图可见，尽管曲 结论 线在部分区段有相交，但总体而言，在相等的立柱受载 (1)墙板发生关于中间立柱反对称的初始变形是 水平时，立柱截面尺寸增大，立柱抗弯抗扭刚度增大， 较为不利的初始缺陷形式：墙板与立柱连接边的焊接 墙板承载力因之而增加.在立柱受载水平较低时，立 残余应力对墙板承载能力产生有利影响， 柱截面刚度越大，对墙板的变形约束作用越强，且为墙 (2)立柱受载水平较低时，墙板因受剪屈服而破 板分担荷载的能力也越强，因此墙板的承载能力越高 坏：立柱受载水平中等时，墙板因同时发生受剪屈服和 当立柱受载水平较高时，由于立柱计算长度不变，立柱 受压屈服而破坏：立柱受载水平较高时，墙板因受压屈 截面刚度越大，立柱稳定性越好，到加载后期，墙板为 服而破坏

潘立程等: 考虑受力蒙皮作用的除尘器壳体墙板的承载性能 图 11 墙板宽度对墙板承载能力的影响 . ( a) 模型组 1; ( b) 模型组 2 Fig． 11 Influence of wall width on wall bearing capacity: ( a) structure model series 1; ( b) structure model series 2 图 12 立柱横向支撑间距对墙板承载能力的影响 . ( a) 模型组 1; ( b) 模型组 2 Fig． 12 Influence of column brace spacing on wall bearing capacity: ( a) structure model series 1; ( b) structure model series 2 减小立柱计算长度，立柱横向支撑间距增大，立柱稳定 性会降低． 当立柱受载水平较低时，立柱上应力较小， 柱顶施加的荷载并不会引起立柱失稳，立柱作用主要 是作为刚性边界支持墙板承载，因此改变横向支撑间 距对于整个结构体系中立柱的承载性能基本无影响， 继而对墙板承载力影响较小． 当立柱受载水平较高 时，立柱上应力水平高，立柱会向墙板传递荷载; 加载 后期立柱会发生失稳，立柱需要由墙板提供侧向约束． 因此，增大立柱横向支撑间距，立柱自身稳定性变差， 更早发生失稳，立柱上施加的荷载更早更多地传递到 墙板，且墙板会对立柱提供更多约束以限制其失稳变 形，这造成墙板在与立柱连接边承担更多荷载，墙板的 边界也弱化，使墙板承载能力降低． 3. 5 立柱截面尺寸的影响 对于不同截面立柱，模型组 1 墙板承载力随立柱 受载水平的变化曲线如图 13 所示． 由图可见，尽管曲 线在部分区段有相交，但总体而言，在相等的立柱受载 水平时，立柱截面尺寸增大，立柱抗弯抗扭刚度增大， 墙板承载力因之而增加． 在立柱受载水平较低时，立 柱截面刚度越大，对墙板的变形约束作用越强，且为墙 板分担荷载的能力也越强，因此墙板的承载能力越高． 当立柱受载水平较高时，由于立柱计算长度不变，立柱 截面刚度越大，立柱稳定性越好，到加载后期，墙板为 立柱分担荷载较少，为立柱提供的抑制失稳变形发展 的约束相对较弱，这样墙板在与立柱连接边受到的荷 载作用相对就小，其顶端承担荷载的能力得以提高． 图 13 立柱截面尺寸对墙板承载力的影响 Fig． 13 Influence of column section size on wall bearing capacity 4 结论 ( 1) 墙板发生关于中间立柱反对称的初始变形是 较为不利的初始缺陷形式; 墙板与立柱连接边的焊接 残余应力对墙板承载能力产生有利影响． ( 2) 立柱受载水平较低时，墙板因受剪屈服而破 坏; 立柱受载水平中等时，墙板因同时发生受剪屈服和 受压屈服而破坏; 立柱受载水平较高时，墙板因受压屈 服而破坏． ·1341·

·1342 工程科学学报，第38卷，第9期 (3)立柱受载水平不变时，墙板承载能力随着墙 [5]Lee Y K,Miller H T.Axial strength determination for gypsum- 板厚度和立柱截面尺寸的增加而提高，随着墙板上加 sheathed,cold-formed steel wall stud composite panels.J Struct 劲肋间距或墙板宽度的减小而提高：立柱受载水平不 Eng,2001,127(6):608 6]Paulo R M F,Teixeira-Dias F,Valente R A F.Numerical simula- 变时，立柱支撑间距减小，立柱稳定性提高，墙板承载 tion of aluminium stiffened panels subjected to axial compression: 能力随之提高 sensitivity analyses to initial geometrical imperfections and material (4)墙板破坏形式取决于立柱受载水平，将受剪 properties.Thin-tcalled Struct,2013,62:65 破坏和剪压破坏分界点记为Pa=αP,·对计算数据 ] Zhu Y J,Zhang Y C,Liu X L,et al.Several factors affecting the 的归纳整理表明：当四边单纯受剪简支板的弹性屈曲 static behavior of diaphragm-braced columns.J Harbin Unie Civ 临界应力T,n≤50MPa时，a可取0.6：当Tn>50 Eng Archit,1998,31(5):20 (朱勇军，张耀春，刘锡良，等.影响蒙皮支撑柱静力性能的 MPa时，a可取0.4.由于在受剪破坏阶段，墙板承载 若干因素.哈尔滨建筑大学学报，1998,31(5)：20) 力随立柱受载水平降低很小，因此可以认为当P。:< [8]Zhu Y J,Zhang Y C,Liu X L.Static analysis of diaphragm P时，墙板承载力不受其发挥受力蒙皮作用的影响， braced columns.J Buil Struct,1999,20(6):32 不考虑其承载力降低 (朱勇军，张耀春，刘锡良·蒙皮支撑柱的静力性能分析.建 (5)对墙板承载能力计算结果的归纳分析表明， 筑结构学报，1999,20(6)：32) 即便当立柱受载水平很高时，在考虑初始缺陷和材料 Zhu Y J.Zhang Y C,Liu X L.Several factors affecting the static 非线性的情况下，墙板承载力P,值仍会高于单边均 behavior of diaphragm braced beams.Tianjin Univ,1999,32 (2):163 匀受压四边简支板的屈曲临界应力的弹性理论解答， (朱勇军，张耀春，刘锡良.影响蒙皮支撑梁静力性能的若干 因此在立柱受载水平很高的情况下可以采用该理论解 因素.天津大学学报，1999,32(2)：163) 来保守计算墙板的承载能力 [10]Song B,Wang L,Luo X L,et al.Buckling behavior of thin steel sheets with ribbed stiffeners in selective catalytic reactor.J Unin Sci Technol Beijing,2010,32(8)1094 参考文献 (宋波，王利，罗晓玲，等。大型反应器加劲薄钢板结构屈曲 [Davies J M,Bryan E R.Manual of Stressed Skin Diaphragm De- 性能.北京科技大学学报，2010,32(8)：1094) sign.London:Granada Publishing,1982 [11]Wang D F,Wang YQ,Shi YJ,et al.Imperfection sensitivity of 2]Wright H D,Hossain K M A.In-plane shear behavior of profiled wall-column structural system electrostatic precipitator casing steel sheeting.Thin-talled Struct,1997,29(1-4):79 Eng Mech,2012,29(5):78 Lucas R M,Al-Bermani F GA,Kitipornchai S.Modelling of (王登峰，王元清，石永久，等.电除尘器壳体墙板一立柱结 cold-formed purlin-sheeting systems:Part 1.Full model. 构体系缺陷敏感性研究.工程力学，2012,29(5)：78) Thin-tcalled Struct,1997,27(3):223 [2]Chen J.Stability of Steel Structures Theory and Design.6th Ed. 4]Lucas R M,Al-Bermani F G A,Kitipornchai S.Modelling of Beijing:Science Press,2001 cold-formed purlin-sheeting systems:Part 2.simplified model. (陈骥.钢结构稳定理论与设计.6版.北京：科学出版社， Thin-alled Struct,1997,27(4):263 2001)

工程科学学报，第 38 卷，第 9 期 ( 3) 立柱受载水平不变时，墙板承载能力随着墙 板厚度和立柱截面尺寸的增加而提高，随着墙板上加 劲肋间距或墙板宽度的减小而提高; 立柱受载水平不 变时，立柱支撑间距减小，立柱稳定性提高，墙板承载 能力随之提高． ( 4) 墙板破坏形式取决于立柱受载水平，将受剪 破坏和剪压破坏分界点记为 Pc，cr = αPcy ． 对计算数据 的归纳整理表明: 当四边单纯受剪简支板的弹性屈曲 临界应力 τcr，XY ≤50 MPa 时，α 可取 0. 6; 当 τcr，XY ＞ 50 MPa 时，α 可取 0. 4． 由于在受剪破坏阶段，墙板承载 力随立柱受载水平降低很小，因此可以认为当 Pc，cr ＜ αPcy时，墙板承载力不受其发挥受力蒙皮作用的影响， 不考虑其承载力降低． ( 5) 对墙板承载能力计算结果的归纳分析表明， 即便当立柱受载水平很高时，在考虑初始缺陷和材料 非线性的情况下，墙板承载力 Pw，cr值仍会高于单边均 匀受压四边简支板的屈曲临界应力的弹性理论解答， 因此在立柱受载水平很高的情况下可以采用该理论解 来保守计算墙板的承载能力． 参 考 文 献 ［1］ Davies J M，Bryan E Ｒ． Manual of Stressed Skin Diaphragm De￾sign． London: Granada Publishing，1982 ［2］ Wright H D，Hossain K M A． In-plane shear behavior of profiled steel sheeting． Thin-walled Struct，1997，29( 1-4) : 79 ［3］ Lucas Ｒ M，Al-Bermani F G A，Kitipornchai S． Modelling of cold-formed purlin-sheeting systems: Part 1． Full model． Thin-walled Struct，1997，27( 3) : 223 ［4］ Lucas Ｒ M，Al-Bermani F G A，Kitipornchai S． Modelling of cold-formed purlin-sheeting systems: Part 2． simplified model． Thin-walled Struct，1997，27( 4) : 263 ［5］ Lee Y K，Miller H T． Axial strength determination for gypsum￾sheathed，cold-formed steel wall stud composite panels． J Struct Eng，2001，127( 6) : 608 ［6］ Paulo Ｒ M F，Teixeira-Dias F，Valente Ｒ A F． Numerical simula￾tion of aluminium stiffened panels subjected to axial compression: sensitivity analyses to initial geometrical imperfections and material properties． Thin-walled Struct，2013，62: 65 ［7］ Zhu Y J，Zhang Y C，Liu X L，et al． Several factors affecting the static behavior of diaphragm-braced columns． J Harbin Univ Civ Eng Archit，1998，31( 5) : 20 ( 朱勇军，张耀春，刘锡良，等． 影响蒙皮支撑柱静力性能的 若干因素． 哈尔滨建筑大学学报，1998，31( 5) : 20) ［8］ Zhu Y J，Zhang Y C，Liu X L． Static analysis of diaphragm braced columns． J Buil Struct，1999，20( 6) : 32 ( 朱勇军，张耀春，刘锡良． 蒙皮支撑柱的静力性能分析． 建 筑结构学报，1999，20( 6) : 32) ［9］ Zhu Y J，Zhang Y C，Liu X L． Several factors affecting the static behavior of diaphragm braced beams． J Tianjin Univ，1999，32 ( 2) : 163 ( 朱勇军，张耀春，刘锡良． 影响蒙皮支撑梁静力性能的若干 因素． 天津大学学报，1999，32( 2) : 163) ［10］ Song B，Wang L，Luo X L，et al． Buckling behavior of thin steel sheets with ribbed stiffeners in selective catalytic reactor． J Univ Sci Technol Beijing，2010，32( 8) : 1094 ( 宋波，王利，罗晓玲，等． 大型反应器加劲薄钢板结构屈曲 性能． 北京科技大学学报，2010，32( 8) : 1094) ［11］ Wang D F，Wang Y Q，Shi Y J，et al． Imperfection sensitivity of wall-column structural system electrostatic precipitator casing． Eng Mech，2012，29( 5) : 78 ( 王登峰，王元清，石永久，等． 电除尘器壳体墙板--立柱结 构体系缺陷敏感性研究． 工程力学，2012，29( 5) : 78) ［12］ Chen J． Stability of Steel Structures Theory and Design． 6th Ed． Beijing: Science Press，2001 ( 陈骥． 钢结构稳定理论与设计． 6 版． 北京: 科学出版社， 2001) ·1342·