1.1 結構模型

依據實際中常規的除塵器殼體結構幾何參數，設計了10例基礎研究模型，幾何參數如表1所示。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圍護墻板，以保證收塵效果。為簡化模型，提高計算效率，僅取兩跨墻板建模。中間雙肢組合柱截面如圖1(b)所示。H型鋼柱與墻板直接相連的一側翼緣稱為后翼緣，不受墻板約束的立柱翼緣稱為前翼緣。連接墻板與兩肢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軸的計算長度)，殼體墻板寬度w，連接墻板寬度b，墻板與連接墻板壁厚t，連接墻板中心與后翼緣距離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。材料參數如表2所示。鋼材本構采用雙線性等向強化模型，以米賽斯準則判斷是否發生屈服?？紤]幾何非線性影響，采用弧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，對有限元模型施加約束與荷載。對于殼體墻板，在頂部與底部施加垂直于墻板方向的平動約束(y向)，模擬大剛度加勁頂板、灰斗加勁壁板的約束。對于殼體立柱，在兩肢間連接槽鋼中點位置施加垂直墻板方向的平動約束(y向)，模擬等間距布置橫向支撐的約束;在中柱底部施加3個方向的平動約束;在兩側邊柱底部僅施加垂直于墻板方向和高度方向的平動約束(y和z向)，以釋放高溫煙氣產生的墻板平面內溫度變形;在中間組合柱頂設置一塊剛性蓋板，便于施加豎向均布荷載。

1.3 有限元分析方法驗證

為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。根據文獻中記載的試驗模型幾何尺寸和約束情況建立有限元驗證模型，鋼材材性采用論文中給出的實測數據的平均值。加載試驗中軸向荷載加載速率較快，并較早達到預定值，橫向荷載加載速率較慢，最后破壞是在橫向荷載作用階段。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，其次施加橫向荷載至破壞。本文模擬得到的極限承載力與文獻中試驗結果對比如表3所示;兩個典型模型加勁板中心結點荷載-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?？梢?，有限元模擬結果與試驗結果在極限承載力與荷載-位移響應路徑方面吻合良好，本文有限元模型構建方法與非線性分析技術基本可靠，能滿足后續結構體系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系中單肢H型鋼柱軸壓穩定性的敏感初始幾何缺陷進行了研究，結果表明，柱頂區域前半截面(前翼緣與前腹板)的彎扭變形對單肢H型鋼柱穩定性是最不利的。這是因為墻板作為蒙皮結構，能夠為立柱承擔荷載，導致僅在靠近柱頂的局部區域存在高壓應力;且墻板的存在增大了后翼緣受載面積，使得其荷載水平低于前翼緣;前翼緣相對較自由，容易發生變形。雙肢柱的內力分布、變形約束與單肢H型鋼柱類似，因此這種最不利初始缺陷同樣適用于本文的雙肢組合截面柱。

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

為了引入前半部分截面的初始扭轉變形，并考慮墻板及連接墻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構模型施加柱頂軸力進行非線性計算，同時對立柱一側翼緣施加均布擾動線荷載qd。擾動荷載作用范圍為立柱上軸壓應力由σz,max(最大軸壓應力)衰減到0.85σz,max的區間，擾動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。達到荷載極值點時結構上較大的變形為連接墻板靠近柱頂區域和中上部墻板鄰近立柱區域的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的變形模態作為結構極值點變形缺陷模態，幅值取千分之一柱高。后續分析均引入這種幾何缺陷模態。這樣的缺陷模型既包括了立柱在高壓應力區易于變形的前半部分截面初始彎扭變形，又包括了墻板和連接墻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 焊接殘余應力的影響

結構體系中殘余應力的形成源于3個步驟：一是H型鋼的軋制過程;二是H型鋼腹板與連接墻板的焊接過程;三是H型鋼后翼緣與墻板的焊接過程。殘余應力的存在會影響立柱的穩定性。本文通過有限元方法，利用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，通過熱力耦合將瞬時溫度作為外荷載施加到實體結構上，形成應力場。對于熱軋H型鋼的軋制殘余應力，我國鋼結構規范采用圖4(a)的模式[13]。因此模擬軋制過程時，控制H型鋼各板件殘余拉、壓應力幅值為0.3fy，即70.5MPa左右。鋼材高溫下力學材料性能(彈性模量E與屈服強度fy折減系數)、熱學材料性能(導熱系數λ、熱膨脹系數α、比熱容C)均按照《建筑鋼結構防火技術規范》[14]取值。為簡化計算，忽略輻射的影響，僅考慮對流換熱。換熱系數取15W·m-2·℃-1。以模型M5為例，考慮對稱性，左肢H型鋼最終形成的軸向殘余應力分布如圖4(b)所示。圖4(b)表明，H型鋼腹板與連接墻板連接處、H型鋼后翼緣與墻板連接處由于焊接過程中溫度較高冷卻較慢而產生較大的殘余拉應力，其中，后翼緣與墻板連接處由于焊接次序最末，產生的殘余拉應力最大，可達屈服強度fy。殘余拉應力自焊接部位向外衰減較快。H型鋼前翼緣最終殘余應力分布情況受軋制的影響較大，前翼緣與腹板連接處產生殘余拉應力，其余部位產生殘余壓應力。焊接過程增大了前翼緣的殘余壓應力，但改變幅度很小，不超過0.03fy。

圖4 殘余應力與荷載極值時軸向應力分布圖 /MPa

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

為考察殘余應力對立柱軸壓承載能力的定量影響，將利用實體單元進行軋制與焊接過程模擬形成的殘余應力分布簡化后引入殼單元構建的結構體系有限元模型進行非線性計算，計算結構在有、無殘余應力時的穩定承載力。對于不同構造與尺寸的模型M1和M5，考慮殘余應力后的穩定承載力分別為未考慮殘余應力的0.971倍與0.989倍，減小幅度均不超過5%。同一截面上，無、有殘余應力情況左肢立柱截面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面的失穩，在無殘余應力情況荷載達到極值時，腹板與前翼緣組成截面的壓應力分布較為均勻，基本接近全截面屈服的水平。殘余壓應力的存在可能會透支一定前半部分截面應力增加空間，但圖4(b)表明，多步加工使得前腹板與前翼緣上的殘余拉、壓應力分布基本平衡，殘余應力引起初始軸向內力合量不超過該部分截面屈服荷載的5%。圖4(c)表明，有、無殘余應力情況最終發生破壞時的立柱截面軸向應力分布差異不大，有殘余應力時前翼緣的壓應力水平更高一些。在有、無殘余應力時，分別對H型鋼前半部分截面軸向加載階段計算應力增量積分(即前半部分截面的軸向內力加載量)，繼而求出比值，M1模型有、無殘余應力情況軸力增量比值為0.983，M5模型有、無殘余應力情況軸力增量比值為0.982?？梢姡捎谝子诎l生失穩的H型鋼前半部分截面殘余應力基本平衡，且達到極限承載力時截面處在一個較為均勻的高壓應力水平，因此殘余應力的影響不大?？紤]到由于殘余應力的存在立柱承載力減小幅度不超過5%，且這種影響對于不同構造立柱差異不大，因此，為簡化計算，后續有限元模型中不再引入殘余應力，而用一個偏于安全的折減系數來反映殘余應力的不利影響。