除塵器殼體（tǐ）結構分析模型介紹

1.1 結構模型

依據實際中常（cháng）規的除塵器殼體結構幾何參數，設計了10例基礎（chǔ）研究模型，幾（jǐ）何參數如表1所示（shì）。這些模型涵蓋了大型、中型、小型除塵器的幾何尺寸，確保研究結果具有普遍性。實際除塵器一般布置有多跨（kuà）圍護牆板，以（yǐ）保（bǎo）證收塵效果。為簡化模型，提高計算效率，僅取兩跨牆（qiáng）板建模。中間雙肢（zhī）組合柱截麵如（rú）圖1(b)所示。H型鋼柱與（yǔ）牆板直接相連的（de）一側翼緣稱為後（hòu）翼緣（yuán），不受牆板約束的立柱翼緣稱為前翼緣。連接牆板與兩肢（zhī）立柱的腹板通過焊接連接。立柱總高度H，橫向支撐間距l0 (即連接槽鋼間距，亦為單肢立柱繞y軸的（de）計算長度)，殼體牆板寬度w，連接（jiē）牆板寬度b，牆板與連接牆板壁厚t，連接牆板中心與後翼緣距離y2。

1.2 有限元計算模型（xíng）

采用ANSYS有限（xiàn）元程序進（jìn）行（háng）數值分析，選用Shell181單元對所有結構構件進行模擬。材料參數如表2所示。鋼（gāng）材本構采用雙線（xiàn）性等向強化模型，以米賽斯（sī）準則判斷（duàn）是否發生屈服。考慮幾何非線性（xìng）影響（xiǎng），采用弧（hú）長法跟蹤結構響應路徑。

表1 計算模型幾何參數

Table 1 Geometrical parameters of computational models

表2 結構材料參數

Table 2 Material parameters of the structure

根據實際情況（kuàng），對有限元模型施（shī）加約束與荷載。對於殼體牆板，在頂部與底部（bù）施加垂直於牆板方向的平動約（yuē）束(y向)，模擬大剛（gāng）度加（jiā）勁頂板、灰鬥加勁壁板的約束。對於殼體立柱，在兩肢間連接槽鋼中點位置施加垂直牆板方向（xiàng）的（de）平動約束(y向)，模擬（nǐ）等間距布置橫（héng）向（xiàng）支撐的約束;在中（zhōng）柱底部施加3個（gè）方向的平動約束;在兩側邊柱底部僅施加垂直於牆（qiáng）板方向和高度（dù）方向的平動約（yuē）束(y和z向)，以釋放高溫（wēn）煙氣產生的牆板平麵內溫度變（biàn）形;在中間組合柱頂設（shè）置（zhì）一塊剛性蓋板，便於（yú）施加豎向均布荷載。

1.3 有（yǒu）限元分析方法驗證（zhèng）

為（wéi）驗證本文中有限元建模、加載和求解方法的準確性，對文獻[11]中雙向加勁鋼板在軸向和橫向荷載共同作用下破壞性加載試驗進行非線性有限元模擬。根據文獻中記載的（de）試驗模型幾何尺寸和約束（shù）情況建（jiàn）立（lì）有限元（yuán）驗證模型，鋼材材性采用論文中給出的實測數據（jù）的平（píng）均值。加（jiā）載試驗中軸向荷載加載速率較快，並（bìng）較早達到預定值，橫向荷載加載速（sù）率較慢，最後破壞是在橫（héng）向荷載作用階段。因此，按照實際試驗加載過程，有限元模擬中首先施加軸向荷載，其（qí）次施加橫向（xiàng）荷載至破壞（huài）。本文模擬（nǐ）得到的極限承（chéng）載力與文獻中試驗結（jié）果（guǒ）對比如表3所示;兩個典型模型加勁板中（zhōng）心結點（diǎn）荷載-位移曲線的有限元模擬情況與試驗記錄情況（kuàng）對比分別如圖2(a)和圖2(b)所示（shì）。可見，有限元模擬結果（guǒ）與試驗結果在極限承載力（lì）與荷載-位移響應路徑方麵吻合良好，本文有限元模型構建（jiàn）方法（fǎ）與非（fēi）線性分析技術基本可靠（kào），能滿（mǎn）足後續結構體係（xì）承載（zǎi）性能研究（jiū）的要求。

表3 本文有限元結（jié）果（guǒ）與文（wén）獻試（shì）驗結果對比

Table 3 Comparison of results between finite element method and tests

圖2 荷載-位移曲（qǔ）線的有（yǒu）限元模擬情況與試驗記（jì）錄情（qíng）況（kuàng）對（duì）比

Fig.2 Comparison of the load-displacement curves between finite element simulations and test records

1.4 初始（shǐ）幾（jǐ）何缺陷

文獻[12]中對除塵器殼體結構體係中單肢H型鋼（gāng）柱軸壓穩（wěn）定性的敏感初始幾何缺陷進行了研究，結（jié）果表明，柱（zhù）頂區（qū）域前半截麵(前翼緣與前腹（fù）板)的彎扭變形對（duì）單肢H型鋼柱穩定性是最不利的（de）。這是因為牆板作為蒙皮結（jié）構，能（néng）夠為立柱（zhù）承擔荷載，導致僅在靠近柱頂（dǐng）的局部區域（yù）存在高壓應力;且牆板的存在增大了後翼緣（yuán）受載麵積（jī），使得其荷（hé）載水（shuǐ）平（píng）低於前翼（yì）緣;前翼緣相對較自（zì）由，容易發生變形。雙（shuāng）肢柱的內力（lì）分布、變形約束與單肢H型鋼柱類似，因此這種最不利初（chū）始缺陷同（tóng）樣適用於本（běn）文的雙肢組合截（jié）麵柱。

基於（yú）這樣的推斷（duàn），建模時首（shǒu）先對中間兩肢H型鋼柱在各連接槽鋼區間(連接槽鋼可視作H型鋼柱的側（cè）向支撐)構造了繞y軸的正（zhèng）弦半波形式初始幾何缺陷，形成初始彎（wān）曲變形，缺陷形式如圖3所（suǒ）示。缺陷幅值δ取千分之一柱高。

為了引入前半部分（fèn）截（jié）麵的初始扭轉變形，並（bìng）考（kǎo）慮牆板及連接牆板（bǎn）上初始幾何缺陷的影響，對僅有立柱正弦半波整體缺陷的結構（gòu）模型施加柱頂軸力進行非線性計（jì）算，同時對（duì）立柱（zhù）一側翼緣施加均布（bù）擾動線荷載qd。擾（rǎo）動荷載作用範圍為立柱（zhù）上（shàng）軸壓應力由σz,max(最大軸壓應（yīng）力)衰減到0.85σz,max的區間，擾動荷載合力值取柱頂軸向（xiàng）荷載的千分之一，擾動荷載的施加如圖1(b)所示。達到荷載極值點時結構（gòu）上較（jiào）大的變形為連接牆（qiáng）板靠近柱頂區域和中上（shàng）部牆板鄰近立柱區域的y向變形（xíng），立柱的變（biàn）形幅值與（yǔ）之相比不超過15%。將此模型達到極值點時（shí）的變形（xíng）模態作為結構極（jí）值點變形（xíng）缺陷模（mó）態，幅值取千分之一柱高。後續分析均引入這種幾（jǐ）何缺陷模態。這樣的缺陷模型既包括了立柱在高壓應力（lì）區易於變形的前半部分截麵初始彎扭變形，又包括（kuò）了牆板和連接牆板上的局部凹凸變形，充分考慮了最不利初始幾何缺陷的影響。

圖3 初始彎曲缺陷形式

Fig.3 Initial bending imperfection shape of the column

1.5 焊接殘（cán）餘應力的影響

結構體係中殘餘應力的形成源（yuán）於3個步（bù）驟：一是H型鋼的（de）軋製（zhì）過程;二（èr）是（shì）H型鋼腹板與連接牆板的焊接過程（chéng）;三（sān）是H型鋼後翼緣與牆板的（de）焊接過程。殘（cán）餘（yú）應力的（de）存在會影響立（lì）柱的穩定性。本文通過有限元方法，利用瞬態（tài）移動熱源和（hé）生（shēng）死單元技術模擬焊接過程中（zhōng）的溫（wēn）度場變化，通過熱力耦（ǒu）合將瞬時溫度作為外荷（hé）載施加到實體結構上，形成應力場。對於熱軋H型鋼的軋製殘（cán）餘應力，我國鋼結構規範采用圖4(a)的模式[13]。因（yīn）此模擬軋製過程時，控製（zhì）H型鋼各板件殘餘拉、壓應力幅值（zhí）為0.3fy，即70.5MPa左右。鋼材高（gāo）溫下力學材料性能(彈性模量（liàng）E與屈服強度fy折減係數)、熱學材料性能(導熱係數λ、熱膨脹（zhàng）係數（shù）α、比熱容C)均（jun1）按照（zhào）《建築鋼結構防火技術規（guī）範》[14]取值。為簡化計算，忽略輻（fú）射的影（yǐng）響，僅考慮對流換熱。換熱係數取（qǔ）15W·m-2·℃-1。以模型M5為例，考慮對稱性，左肢H型鋼最終形成的（de）軸向殘餘應力分布如圖（tú）4(b)所示。圖4(b)表明，H型鋼腹板與連接牆板連接處、H型鋼後翼緣與（yǔ）牆板連（lián）接處由（yóu）於焊接過程（chéng）中溫度較高冷（lěng）卻較慢而產生較大的殘餘（yú）拉應力，其中，後翼緣與（yǔ）牆板連接（jiē）處由於焊接次（cì）序最（zuì）末，產（chǎn）生的（de）殘（cán）餘拉應力最大，可達屈服強度fy。殘餘（yú）拉（lā）應（yīng）力自焊（hàn）接部（bù）位向（xiàng）外衰減較快。H型鋼前翼緣最終（zhōng）殘餘應力分布情況受軋製的（de）影響較大，前（qián）翼緣（yuán）與腹板連接處產生殘餘拉應力，其餘部位產生（shēng）殘餘壓應（yīng）力。焊接過程增大了前翼緣的（de）殘餘壓應（yīng）力，但改變幅度很小，不超過0.03fy。

圖4 殘餘（yú）應力與荷載極值時（shí）軸向應力分（fèn）布圖（tú） /MPa

Fig.4 Distributions of residual stress and axial stress at load extremes

為考察殘餘應力對立柱（zhù）軸壓承載能力的定量影響，將利用實體單元進行軋製與焊接過程模擬形（xíng）成的殘餘應（yīng）力分布簡化後引入殼單（dān）元構（gòu）建的結構體係有限元模型進行（háng）非線（xiàn）性計算，計算結構在有、無殘（cán）餘應力時的穩定承載力。對於不同構造與（yǔ）尺寸的模型M1和M5，考慮殘餘應力後的穩定承載力分別為未考慮殘餘應力的0.971倍與0.989倍，減小幅（fú）度均不超過5%。同一截麵上，無、有殘餘（yú）應力情況左肢立柱截（jié）麵達到極限承載力時的軸向應力分布如圖4(c)所示。立柱的失穩主要體現為前半部分截麵的失穩（wěn），在無殘餘應力情況荷載達（dá）到（dào）極值（zhí）時，腹板與前翼緣組成截麵的壓應力分布較（jiào）為均勻，基本接近全截麵屈（qū）服的水平。殘餘壓應力（lì）的存在可能會透支一定前（qián）半部分截麵應（yīng）力增加空間，但圖4(b)表明，多步加工（gōng）使得前腹板與前翼緣上的殘餘拉、壓應力分布基本平衡，殘餘應力引起初始軸向（xiàng）內力合量不超過該部分截麵屈服荷載的5%。圖（tú）4(c)表明，有、無（wú）殘餘應力情況最終發（fā）生破壞（huài）時的立柱截（jié）麵軸（zhóu）向應力分布（bù）差異不大，有（yǒu）殘餘應力時前（qián）翼緣的壓應力水平更（gèng）高一些。在有、無殘餘（yú）應力時，分別對H型鋼前半部分截麵（miàn）軸向加載階段（duàn）計算應力增量積分(即前（qián）半部分（fèn）截麵的軸向內力加載（zǎi）量)，繼而求出比值，M1模型有、無殘餘應力情況軸力增量比值為0.983，M5模型有、無殘餘應（yīng）力情況軸力增量比值為0.982。可見（jiàn），由於易於發生失（shī）穩（wěn）的H型鋼前半部分截麵殘餘應力基（jī）本平衡，且達到極限承載力時截麵處在一個較為均勻的高壓應（yīng）力水平（píng），因此殘餘應力的影（yǐng）響不大。考慮到由於殘餘（yú）應力的（de）存在立柱承載力減小幅度不超過5%，且這種影響對於不同構造立柱差異不大，因此（cǐ），為簡化計算，後續有限元模型（xíng）中（zhōng）不（bú）再引入殘餘應力，而用（yòng）一個偏於安全的折減係（xì）數來反映殘餘應力的不利影響。