第一類(lèi)穩(wěn)定第二類(lèi)穩(wěn)定

1、3.2.1第一類(lèi)穩(wěn)定計(jì)算3.2.1.1有限元模型的建立（1）單元的選擇對(duì)鋼橋塔進(jìn)行有限元分析，可以采用空間梁?jiǎn)卧蛘甙鍤卧?。采用空間梁?jiǎn)卧７奖?，求解過(guò)程耗費(fèi)的時(shí)間少，但是空間梁?jiǎn)卧荒芸紤]橫隔板的影響，也不能反映鋼橋塔的局部屈曲情況。相反，采用板殼單元可以詳細(xì)地模擬鋼橋塔的內(nèi)部構(gòu)造，進(jìn)而精確地計(jì)算鋼橋塔的局部穩(wěn)定，但是采用板殼單元建立模型比較復(fù)雜，劃分的單元數(shù)目比較多，模型的自由度數(shù)目也比較大。為了對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ颓鷷r(shí)的受力和變形進(jìn)行

2、較好的模擬，采用8節(jié)點(diǎn)殼單元進(jìn)行分析。該單元特別適合于曲殼模型，每個(gè)節(jié)點(diǎn)都具有6個(gè)自由度：沿節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)系X、Y、Z方向的平動(dòng)和沿節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)系X、Y、Z軸的轉(zhuǎn)動(dòng)。變形在兩個(gè)方向上都是二次的。該單元具有塑性、應(yīng)力剛化、大變形以及大應(yīng)變的能力。（2）材料特性材料為線彈性，彈性模量MPa，泊松比v=0.3。52.0610E??（3）模型尺寸有限元模型尺寸與試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缦嗤ＤＰ退?.94m，截面300500mm，壁板厚6mm，各壁板中間分別設(shè)一道

3、縱向加勁肋，截面尺寸均為40mm4mm，塔高的中間位置處設(shè)一道橫隔板，厚4mm。在塔頂、塔底分別設(shè)一塊剛性板以防止局部受力變形。有限元模型如圖3.35一圖3.37所示。圖3.35模型橫隔板圖3.36鋼橋塔節(jié)段幾何模型圖3.37鋼橋塔節(jié)段網(wǎng)格劃分由圖3.35~圖3.37可以看出，該模型不僅對(duì)鋼橋塔節(jié)段的各部分進(jìn)行了模擬，而且對(duì)實(shí)際構(gòu)件的細(xì)部構(gòu)造也進(jìn)行了很好的模擬，如橫隔板周?chē)鸀楹缚p預(yù)留的圓形挖孔以及人洞的設(shè)置，以期能夠最大限度地反映實(shí)際構(gòu)

4、件的真實(shí)結(jié)構(gòu)和受力情況，減少誤差的產(chǎn)生。（5）邊界條件在試驗(yàn)時(shí)，試件直接放置在長(zhǎng)柱機(jī)的試驗(yàn)平臺(tái)上進(jìn)行加載，兩端并未設(shè)置鉸支座，因此對(duì)邊界條件的模擬帶來(lái)了困難?？紤]到長(zhǎng)柱機(jī)在加載端自帶有一球鉸，而試件直接與加載端的平臺(tái)接觸，故可認(rèn)為試件在該端為鉸結(jié)。試件的另一端通過(guò)加載板上的螺栓固定在長(zhǎng)柱機(jī)的橫梁上，可認(rèn)為該端為固結(jié)。另外，模型兩端均限制了扭轉(zhuǎn)自由度。（6）加載方式采用集中力的方式進(jìn)行加載。3.2.1.2有限元計(jì)算結(jié)果（1）失穩(wěn)臨界荷載經(jīng)

5、過(guò)一類(lèi)穩(wěn)定計(jì)算，得到鋼橋塔節(jié)段的失穩(wěn)臨界荷載為，試驗(yàn)所得失4007crFkN?穩(wěn)極限荷載為，兩者相差46%?？梢?jiàn)，由于沒(méi)有考慮構(gòu)件初始缺陷和非線性2150tuFkN?等因素的影響，一類(lèi)失穩(wěn)臨界荷載大大高于結(jié)構(gòu)的實(shí)際失穩(wěn)荷載，不能真實(shí)反映結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定承載能力，是結(jié)構(gòu)屈曲荷載的上限。對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行第一類(lèi)穩(wěn)定計(jì)算，得到的失穩(wěn)臨界荷載將偏于不安全。（2）失穩(wěn)模態(tài)第三章矩形截面鋼橋塔局部穩(wěn)定試驗(yàn)研究線性屈曲分析得到的鋼橋塔節(jié)段失穩(wěn)模態(tài)見(jiàn)圖3.38一圖3

6、.39，圖中，x方向沿著模型橫截面的長(zhǎng)邊方向，y方向沿著橫截面的短邊方向。一類(lèi)穩(wěn)定失穩(wěn)臨街荷載crF4007二類(lèi)穩(wěn)定失穩(wěn)極限荷載uF2405實(shí)測(cè)穩(wěn)定極限荷載tuF2150由表3.4可以看出，第一類(lèi)穩(wěn)定計(jì)算得到的失穩(wěn)臨界荷載明顯高于實(shí)測(cè)的失穩(wěn)極限荷載，是實(shí)測(cè)荷載的近2倍，而非線性計(jì)算得到的失穩(wěn)極限荷載與試驗(yàn)實(shí)測(cè)的失穩(wěn)極限第三章矩形截面鋼橋塔局部穩(wěn)定試驗(yàn)研究荷載比較接近，只比實(shí)際荷載高出了10%。由于結(jié)構(gòu)制作的偏差、殘余應(yīng)力以及荷載初偏心等

7、因素的影響，使得結(jié)構(gòu)的實(shí)際承載力較計(jì)算值偏低，同時(shí)也說(shuō)明了這些因素對(duì)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定承載力的影響不可忽視。由此可見(jiàn)，在計(jì)算結(jié)構(gòu)的局部失穩(wěn)承載力時(shí)，進(jìn)行第一類(lèi)穩(wěn)定分析可以得到結(jié)構(gòu)在理想條件下的最大承載力，其可作為結(jié)構(gòu)承載力的上限，檢驗(yàn)非理想情況下計(jì)算得到的結(jié)構(gòu)承載力的正確性，而且由此得到的失穩(wěn)模態(tài)是進(jìn)行穩(wěn)定承載力分析的前提。但一類(lèi)穩(wěn)定分析結(jié)果會(huì)夸大結(jié)構(gòu)的承載能力，得到的結(jié)果將偏于不安全。而考慮了材料非線性、幾何非線性和初始缺陷的第二類(lèi)穩(wěn)定分析，可

8、以較好地反映結(jié)構(gòu)的真實(shí)受力狀態(tài)，正確地估計(jì)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定承載能力，可以作為穩(wěn)定分析的依據(jù)。（2）失穩(wěn)模態(tài)圖3.40和圖3.41為達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，模型x向和y向的位移云圖。圖中，x方向沿著模型橫截面的長(zhǎng)邊方向，y方向沿著橫截面的短邊方向，圖中所示變形均為放大了10倍的效果。圖3.40二類(lèi)穩(wěn)定：向位移云圖(mm)圖3.41二類(lèi)穩(wěn)定y向位移云圖(mm)從模型的變形圖可以看出，在達(dá)到失穩(wěn)極限荷載時(shí)，模型的壁板均發(fā)生了局部屈曲，加勁肋隨同壁板一起變形

9、，在縱向形成了若干連續(xù)的凹凸交錯(cuò)的正弦半波曲線。各壁板均按同一波長(zhǎng)屈曲，且以橫隔板作為相鄰兩半波的分界點(diǎn)，說(shuō)明橫隔板對(duì)壁板的局部屈曲起到了一定的限制作用。寬壁板的最大變形大于窄壁板相應(yīng)位置的最大變形，證明了寬厚比大的板件抵抗局部屈曲的能力弱于寬厚比小的板件。屈曲后壁板間的夾角保持直角，壁板的交線仍保持直線。這種失穩(wěn)模態(tài)與試驗(yàn)所得失穩(wěn)模態(tài)基本相同，只是試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮跈M隔板上下的變形為反向，而計(jì)算所得模態(tài)為同向變形。由于實(shí)際模型和計(jì)算模型初始缺

10、陷的差異，會(huì)對(duì)計(jì)算結(jié)果有所影響。此外，實(shí)際模型中殘余應(yīng)力和加載偏心的存在，對(duì)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定計(jì)算也存在一定影響。（3）壁板的橫向變形計(jì)算所得壁板發(fā)生局部失穩(wěn)部位的荷載與橫向變形的關(guān)系曲線見(jiàn)圖3.42一圖3.43，由于對(duì)稱(chēng)，只選其中兩塊壁板(一塊寬壁板，一塊窄壁板)進(jìn)行分析，圖中同時(shí)繪出了試驗(yàn)中發(fā)生局部屈曲部位的荷載與橫向變形的關(guān)系曲線以示對(duì)比。圖3.42寬壁板荷載一橫向變形曲線圖3.43窄壁板荷載一橫向變形曲線由圖3.42一圖3.43可以看出

11、，計(jì)算所得寬壁板與窄壁板的橫向變形變化規(guī)律比較一致，荷載與變形均以線性關(guān)系開(kāi)始增長(zhǎng)，隨荷載的不斷增大，兩者表現(xiàn)出非線性的關(guān)系，荷載的微小增量都會(huì)引起位移的較大增長(zhǎng)，直到結(jié)構(gòu)被壓潰。通過(guò)試驗(yàn)值與計(jì)算值的對(duì)比可以看出，不管是寬壁板還是窄壁板，其凸曲部位和凹曲部位的荷載一橫向變形變化規(guī)律都基本吻合，說(shuō)明該模型可以反映出結(jié)構(gòu)局部失穩(wěn)的變形特點(diǎn)。計(jì)算所得結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞時(shí)的變形小于試驗(yàn)值，這是由于實(shí)際結(jié)構(gòu)的初始缺陷難以測(cè)得，雖然模型在計(jì)算時(shí)計(jì)入了該影