考察回廊对结构抗风性能的影响时,对比等材料光滑圆柱壳和在 12.6m,27m,39.6m,54m,66.6m,81m,93.6m,108m 这几个高度上设置截面高度为 1.1m 的回廊后的环向加筋圆柱壳的极限承载力和屈曲形态。
对比等材料光滑圆柱壳和带回廊的环向加筋圆柱壳,前者在迎风面发生了整体屈曲,后者由于设置了八层刚度较大的回廊,极大地提高了柜体纵向的抗弯刚度,使结构的整体稳定性能得到了极大的提升,与等材料光滑圆柱壳相比极限承载力由 86Pa 提升至 352Pa,屈曲时的极限位移也由 17cm 降低至不足 3cm,结构的屈曲形态也由迎风面的整体屈曲转变为迎风面上部发生局部屈曲。通过以上对比可以得出结论:回廊对柜体风致屈曲承载力的提升有很大的作用,并且提高了结构的整体稳定性。
5.3.4 局部稳定和整体稳定
为更加充分地讨论结构各构件及其组合对结构整体稳定和局部稳定的作用,本文再对带有 T 型加劲肋、立柱和回廊这三种构件组合的结构进行风压极限承载力的计算,分别计算了以下几种组合,并对其承载力极限值和屈曲形态做了相应统计和描述,得表 5.4:
通过上表可以对比得出以下结论:
①对比第一项和第二项可知 T 型环向加劲肋能大幅提高结构的极限承载力,但是不能改变光滑圆柱壳整体失稳的失稳形态;
②对比第一、第三项可知回廊有足够大的刚度,虽然对结构极限承载力的提升不及 T 型加劲肋,但是改变了结构的失稳形态,使光滑圆柱壳的迎风面整体失稳转变成迎风面上部的局部失稳,极大地提高了结构的整体稳定性;
③对比第一、第四项可知立柱对于提高光滑圆柱壳的极限承载力作用相当有限,也未能改变结构的失稳形态;
④对比第二、第六项可知,对于带有 T 型加劲肋的环向加筋圆柱壳,纵向加劲肋未能改变结构的屈曲形态,对承载力的提升也相当有限;
⑤对比第二、第七项可知,对于带有 T 型加劲肋的环向加筋圆柱壳,在将部分高度的 T 型肋替换为回廊后,结构的失稳形态由迎风面的整体失稳转变为迎风面上部的局部屈曲,结构的极限承载力也得到很大的提高;
⑥对比第七、第八项可知,在带有 T 型环向加劲肋和回廊的基础上增设纵向加劲肋对结构极限承载力的提高作用有限,对于结构失稳形态也没有起到作用,可以认为纵向加劲肋即立柱在结构的抗风性能中并为体现出较大的作用。
5.3.5 环向加劲肋布置方案
本文第四章讨论了环向加劲肋布置方案对结构抗风性能的影响,其中计算了不同加劲肋截面和加劲肋间距布置下,气柜风致屈曲值,在耗钢量大致相当的情况下对比了间距 3.6m 截面 TM 170×250×9×14 和间距 1.8m 截面 TM 122×175×7×11以及间距 0.9m 截面 TM 74×100×6×9 这三个方案的风致特征值屈曲,计算结果表明:小间距小截面的布置方案比大截面大间距的方案抗风能力强,考虑到特征值屈曲分析方法的局限性,有必要用非线性方法对这三个布置方案的抗风性能进行进一步的分析,在采用弧长法对上述三个布置方案进行分析后得到结构失稳临界基本风压如表 5.5:
由上表可知,间距 0.9m 截面 TM 74×100×6×9 的布置方案临界基本风压最高,比间距 1.8m 截面 TM 122×175×7×11 高出了 43%,而两者加劲肋材料的数量大致相当,可以认为小间距小截面的布置方案对气柜的抗风性能最为有利。
5.3.6 内压的影响
在本文第四章第四节对内压对于柜体抵抗风荷载的作用进行了讨论,考虑到特征值屈曲的局限性,有必要对内压对柜体抗风能力的作用进行非线性分析,采用荷载步的方式依次施加内压和风荷载,对比间距为 1.8m 时,柜体活塞处于不同高度时内压对结构抗风性能的影响,计算后统计其极限承载力如下表:
如表 5.6 所示,在考虑了各工况内压的基础上,气柜的抗风性能有较大差异,其中低位内压与不考虑内压没有区别,高位内压与不考虑内压相比,屈曲的位置发生了变化,由侧板顶部的屈曲转变为内压作用交界处的屈曲,这也造成了高位内压时,临界基本风压有一定的降低;中位和高位内压相比,屈曲的位置都是内压作用的交界处,但是中位的临界基本风压较小,分析其原因可能为高位时柜顶对于侧板最不利位置即内压作用交界处有一定的有利作用,而中位时最不利位置离柜顶较远;另一条可能原因在于对气柜进行分析时没有考虑活塞密封装置对侧板的作用,在此基础上进行内压交界处侧板的失稳进行讨论有一定的失真。
5.3.7 柜体非线性分析的结论
通过对柜体上各构件单独或者组合下对柜体风致屈曲形态和承载力的对比分析可以得知:不加筋的等材料光滑圆柱壳对风荷载的抵抗能力很低,仅相当于 0.2倍规范风荷载;增加 T 型环向加劲肋之后抗风性能有一定提升,但是失稳形态并为发生改变,结构依然发生整体失稳;增加纵向加劲肋即立柱对结构的抗风性能没有太大提升,失稳形态依然为整体失稳;回廊的使用极大地提高了柜体纵向方向上的刚度,从而提高了结构整体失稳的极限承载力,也将结构的失稳形态由整体失稳改变为局部失稳。对于结构整体失稳和局部失稳两种失稳形式,柜体的回廊即抗风环提高了结构的整体稳定性,而 T 型加劲肋主要解决了结构局部失稳的问题;柜体的纵向加劲肋在结构的抗风性能中并未体现出太大的作用,但是考虑到气柜在运行过程中还需要抵抗活塞导轮的接触力,对立柱的设计不能采用风荷载为控制因素。对第四章中对于柜体加劲肋布置方案的结论进行了验证,进一步表示小截面小间距的加劲肋布置方案较现有设计方案好。
5.4 本章小结
本章对气柜进行了非线性稳定分析,采用一致缺陷模态方法来考虑柜顶的初始缺陷后,缺陷结构相对于完善结构其荷载位移曲线没有明显的线性上升段;屈曲时的极限承载力比完善结构降低了约 12.5%,最终屈曲时的极限位移两者相差不大;不同缺陷因子作用下,结构的极限承载力降低了 12.5%-19%,屈曲形态没有变化;文献[14]中提出的增大中心环梁刚度来提高结构承载力延缓中心环梁失稳的方式可行,但是增加效果较为一般,将中心环梁截面由 C36B 增大到 HW500,结构的极限承载力仅提升了 4.8%,在使用要求能够得到满足的情况下应该选取其他更能提高中心环梁稳定性的方式;验证了前文特征值屈曲分析中对径向梁和环向梁对柜顶承载力的作用,计算分析表明,增大径向梁截面对柜顶极限承载力的提高比增大环向梁截面大;
对柜体讨论了柜体各构件对气柜抗风性能的贡献,其中 T 型加劲肋主要提高了结构的局部稳定性,对提高结构的整体稳定性没有作用,抗风环极大地提高了结构的整体稳定性,保证结构整体失稳不会先于局部失稳,而柜体纵向加劲肋在柜体抵抗风荷载中并为表现出太大的作用;小截面小间距的环向加劲肋布置方案比现有的设计方案好;气柜各工况下的内压对气柜是否有保护作用还需要进一步的研究。