除塵器殼體結構分析模型介紹

1.1 結構模型（xíng）

依據實際中常規的除（chú）塵器殼體結（jié）構幾何參數（shù），設計（jì）了10例基礎研究模型，幾何參數如表1所示。這些模型涵蓋（gài）了大型（xíng）、中型、小（xiǎo）型除塵器的幾何尺寸，確保研究結果具有普遍性。實際（jì）除塵器一般布置有多（duō）跨圍護牆板，以保（bǎo）證收（shōu）塵效果。為簡化模型，提高計算效率，僅取兩跨牆板建模。中間雙肢組合柱截（jié）麵如圖1(b)所示。H型鋼柱與牆板直接相連的一側翼（yì）緣（yuán）稱為後翼緣，不受牆（qiáng）板約束的立（lì）柱翼緣（yuán）稱為前翼（yì）緣。連接牆板與兩肢立柱的腹板通過焊（hàn）接連接。立柱總高度H，橫向（xiàng）支撐間距l0 (即連接槽鋼間距，亦為單（dān）肢立柱繞y軸的計算長度（dù）)，殼體牆板寬度w，連接牆板寬度b，牆板與連接牆板壁厚（hòu）t，連接（jiē）牆板中心與後翼緣距離y2。

1.2 有限元計算模型

采用ANSYS有限元程序進行數值分析，選用Shell181單元對所有結構構件進行模擬。材料參數（shù）如表2所示。鋼材本構采（cǎi）用雙線性等向強化模型，以米賽斯準則判斷是否發生屈服。考慮幾何非線（xiàn）性影響，采用弧長法跟蹤（zōng）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（jié）構材料（liào）參數

Table 2 Material parameters of the structure

根據實際情況，對有限元模型施加約束與荷載。對於殼體牆板，在頂部（bù）與底部（bù）施加垂直於牆板方向的平動約束(y向)，模擬大（dà）剛度加勁頂板、灰鬥加（jiā）勁壁板的約束。對於殼體立柱（zhù），在兩肢間連接槽鋼中點位置施加垂直牆板方（fāng）向的平動（dòng）約束(y向)，模擬等間距布置橫向支撐的約束;在中柱底部施加3個方向的平動約（yuē）束;在兩側邊柱底部僅施（shī）加垂直於牆板方向和高度方向的平動約束(y和z向)，以釋放高（gāo）溫煙氣產生的牆板平麵內溫度變形;在中間組合柱頂設置（zhì）一塊剛性蓋板，便於施加豎向均（jun1）布荷載。

1.3 有限元分析方法驗證

為（wéi）驗證（zhèng）本（běn）文（wén）中有限元建（jiàn）模、加（jiā）載和求解（jiě）方法的準確性（xìng），對文獻[11]中雙向加勁鋼板在（zài）軸向和橫向荷載共同作用（yòng）下破壞性加載（zǎi）試（shì）驗進行非線性（xìng）有（yǒu）限元模擬。根（gēn）據文獻中記載的試驗模（mó）型幾何尺寸和約束情況建立有限元驗（yàn）證模型（xíng），鋼（gāng）材材性采用論文中給出的（de）實測數據（jù）的平均值。加載試驗中軸向荷載加載速率較快，並較早達到預定值，橫向荷（hé）載加載速率較慢，最後破壞是在橫向荷載作（zuò）用階段。因此，按照（zhào）實（shí）際試（shì）驗加載過程，有限元模擬中首先施加軸向（xiàng）荷載，其次施（shī）加橫向荷載至破壞（huài）。本（běn）文模擬得到（dào）的極限承載力與文（wén）獻中試驗結果對比如表3所示;兩個典型模型（xíng）加（jiā）勁板中心結點荷載-位移曲線的有限元模擬情況與試驗記錄情況對比分別如圖2(a)和圖2(b)所示。可見，有限元模擬（nǐ）結果與試（shì）驗結果在極限承載力與荷載-位移響應路徑方麵吻（wěn）合良好，本文有限（xiàn）元模型構建方法與非線性分析技術基（jī）本可靠，能滿足後續結構體係承載性能研究的要求。

表3 本文有限元結果與文獻試驗結果對比

Table 3 Comparison of results between finite element method and tests

圖2 荷載-位（wèi）移曲線的有限元模擬情況與試驗記錄情況對比

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

1.4 初始幾何缺陷

文獻[12]中對除塵器殼體結構體係中單肢（zhī）H型鋼柱軸壓穩定（dìng）性的敏感初（chū）始幾何缺陷進（jìn）行了研究，結果表明，柱頂區域（yù）前半截麵(前翼緣與前（qián）腹板)的彎扭變形對單（dān）肢H型鋼柱穩定性是最不（bú）利的。這是因為牆板作為蒙皮結構，能夠為立柱承擔荷載，導致僅在靠近柱頂的（de）局部區域（yù）存（cún）在高壓應力;且牆板的存在增大了後翼緣受載麵積，使得（dé）其荷載水平低於前翼緣;前翼緣相對較自由，容易發生變形。雙肢（zhī）柱的內力分布、變形約束（shù）與單肢H型鋼柱類似，因此這種最不利初（chū）始缺陷同樣適（shì）用於本文的雙肢（zhī）組合截麵柱。

基（jī）於這樣的推斷（duàn），建模時首先對中間兩肢（zhī）H型鋼柱在各連接槽鋼區間(連接槽鋼可視作（zuò）H型鋼（gāng）柱的側向支撐)構造了（le）繞y軸的正（zhèng）弦半波形式初始幾（jǐ）何缺陷，形成初始彎曲變（biàn）形，缺陷形式如圖3所示。缺陷幅值δ取千分之（zhī）一柱高。

為了引入前（qián）半部分截麵的（de）初始扭轉變形，並考慮牆板及連接牆板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（jié）構模（mó）型施加柱（zhù）頂軸力進行非線性計算，同時對立柱一（yī）側翼緣施加均布擾動線荷（hé）載qd。擾動荷載作用範圍為立柱上軸壓應力（lì）由σz,max(最大軸壓應力)衰減到0.85σz,max的區間（jiān），擾動（dòng）荷載合力值取柱頂軸向荷載的千分之一，擾動荷載的施加如圖1(b)所示。達到荷載極值點（diǎn）時（shí）結構上（shàng）較大的變形為連接牆板靠近柱頂區域和中上部牆板鄰近立（lì）柱區域的y向變形，立柱的變形幅值與之相比不超過15%。將此模型達到極值點時（shí）的變形模態作（zuò）為結構極值點變形缺陷模態，幅值（zhí）取千分之一柱高。後續分析均引入（rù）這種幾何（hé）缺陷模態。這樣的缺陷模型既包括了（le）立柱在高壓應力區易於變形的前半部（bù）分截麵初始彎扭變形，又包括了牆板（bǎn）和（hé）連（lián）接牆板上的（de）局部凹凸變形，充（chōng）分考慮了最不利初始幾何缺陷（xiàn）的影響。

圖3 初（chū）始彎曲缺陷形（xíng）式

Fig.3 Initial bending imperfection shape of the column

1.5 焊（hàn）接殘餘應力的影響

結構體（tǐ）係中殘餘應力的形成源於3個步驟：一是H型鋼的軋製過（guò）程;二是H型鋼腹板與連接牆板的焊接過程;三是（shì）H型鋼後翼緣與牆板的焊接過程。殘餘（yú）應力的存在會影（yǐng）響立柱（zhù）的穩定性。本文（wén）通過有限元方法（fǎ），利用（yòng）瞬態移動熱源和生死單元技術模擬焊接過程中的溫度場變化，通過熱（rè）力耦合將瞬時溫度作為（wéi）外荷載施加到實體結構上，形成應力場（chǎng）。對於熱軋H型鋼的軋（zhá）製殘餘應力，我國鋼結構規範采用圖4(a)的模式[13]。因此（cǐ）模擬軋製過程時，控製H型鋼各板件殘餘拉、壓應力幅值（zhí）為0.3fy，即70.5MPa左右。鋼材高溫下（xià）力學材料（liào）性能(彈性模量E與屈服強度fy折減係數)、熱學材料性能(導熱係數λ、熱膨脹係數（shù）α、比熱容C)均按照《建築鋼結構防火技術規範》[14]取（qǔ）值。為簡化計算，忽略輻射的影響，僅考慮對流換熱。換熱係數取15W·m-2·℃-1。以模型（xíng）M5為例，考慮對稱性，左（zuǒ）肢（zhī）H型鋼最終形成的軸向（xiàng）殘餘應力分布如圖4(b)所示（shì）。圖4(b)表明，H型鋼腹板與（yǔ）連接牆（qiáng）板連接處、H型鋼（gāng）後（hòu）翼緣與牆板連接處由於焊接過程中溫度較高冷卻較慢而（ér）產（chǎn）生較大的殘餘拉應力，其中，後翼緣（yuán）與牆板連接處由於焊接（jiē）次序最末，產生（shēng）的殘餘（yú）拉應力（lì）最大，可達屈服強度（dù）fy。殘餘拉應（yīng）力自焊（hàn）接部位向外衰減較快。H型鋼前翼緣最終殘餘（yú）應力分布情況受軋製的影響較大，前翼緣與腹（fù）板連接處產生殘（cán）餘拉應力（lì），其餘部位產生殘餘壓應力。焊接過程增（zēng）大了（le）前翼緣的殘餘壓應力，但改變幅度很小，不超過0.03fy。

圖4 殘（cán）餘應力（lì）與荷（hé）載極值時軸向（xiàng）應力（lì）分布圖 /MPa

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

為考察（chá）殘餘應力對立柱軸壓（yā）承載能力的定（dìng）量（liàng）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（yú）應力分布簡化後引入（rù）殼單元構建的（de）結構（gòu）體係有限元模型進行非線性計算，計算（suàn）結構在有、無殘餘應力時的穩定承載力。對於不同構造與尺寸的（de）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（lì）的（de）0.971倍與0.989倍，減小幅度均不超過5%。同一截麵上，無、有（yǒu）殘餘應力情況左肢立柱截麵達到極限（xiàn）承載力時的軸向應力分布如圖4(c)所示。立（lì）柱的失穩主要體現為前半部分截麵（miàn）的（de）失穩，在無殘餘應力情況荷載達到極值時，腹板與前翼緣組成截麵的壓應力分布較為均（jun1）勻，基本接近全截麵屈服的（de）水平。殘餘壓應力的存在可能（néng）會透支一定前（qián）半部分截麵應力增加空間，但圖4(b)表明，多步加工使得前腹板與前翼緣上的（de）殘餘拉、壓應力分（fèn）布（bù）基本平衡，殘餘應力引起初始軸向內力合量不超過該（gāi）部分截麵屈服荷載的5%。圖4(c)表（biǎo）明，有、無（wú）殘餘應力情況（kuàng）最終發生破壞時的立柱截麵軸向應力分布差異不大，有殘餘應力（lì）時前翼緣的壓應力水平更高一些。在有、無殘餘（yú）應力時，分別對H型鋼前半部分截麵軸向加載階段計算應力增量（liàng）積分(即前半部分截麵的軸向內力加載量)，繼而求出比（bǐ）值，M1模型有、無殘餘應力情（qíng）況軸力增量比值（zhí）為0.983，M5模型有、無殘餘應力（lì）情況軸力增量比（bǐ）值為0.982。可見，由於易於發生失穩的H型鋼前半部分截麵殘餘應力基本平衡，且達到極（jí）限（xiàn）承載（zǎi）力時截麵處在一個較為均勻的高壓應（yīng）力水平，因此殘餘應力的影響不大。考慮到由於殘餘應力的存在立柱承載力減小幅度不超過5%，且這種影響對於不同（tóng）構造（zào）立（lì）柱差異不大，因此，為（wéi）簡化計算，後續有限元模型中不再引入殘餘應力（lì），而用一個偏（piān）於安全的（de）折減（jiǎn）係數（shù）來反映殘餘應力的不利影響。