王登峰，賈文文，王元清，戴海金

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初始缺陷對除塵器殼體立柱軸壓穩(wěn)定性的影響

王登峰1，賈文文1，王元清2，戴海金3

(1. 江南大學(xué)環(huán)境與土木工程學(xué)院，江蘇無錫，214122；2. 清華大學(xué)土木工程系，北京，10084；3. 福建龍凈環(huán)保股份有限公司，福建龍巖，364000)

為考慮除塵裝備殼體加勁鋼板墻板?H型鋼立柱結(jié)構(gòu)體系中初始缺陷的影響，采用非線性有限元方法，研究初始幾何缺陷和焊接缺陷對立柱承受軸向壓力時(shí)失穩(wěn)模態(tài)和穩(wěn)定承載力的影響。研究結(jié)果表明：較為不利的初始幾何缺陷形態(tài)是立柱截面的初始彎扭變形，較為不利的發(fā)生最大初始幾何變形的位置在靠近柱頂?shù)母咻S力區(qū)。焊接殘余變形對殼體立柱軸壓穩(wěn)定性影響很小，焊接殘余應(yīng)力對殼體立柱穩(wěn)定性有微小的有利影響。構(gòu)建殼體立柱軸壓穩(wěn)定性數(shù)值計(jì)算模型時(shí)，可以引入施加定向干擾的完善結(jié)構(gòu)極值點(diǎn)模態(tài)缺陷，以充分考慮初始幾何缺陷影響；無需考慮焊接殘余應(yīng)力影響。

結(jié)構(gòu)工程；除塵器殼體；墻板?立柱結(jié)構(gòu)體系；穩(wěn)定性；非線性有限元；初始幾何缺陷；焊接缺陷

除塵器廣泛應(yīng)用于電力、冶金、化工和建材等行業(yè)中用以消除大氣煙塵，是治理霧霾污染的重要環(huán)保裝備。國內(nèi)外對除塵器工藝研究較多，但對其支承結(jié)構(gòu)的承載機(jī)理研究甚少。殼體是除塵器中最重要的工藝部件。大型除塵器殼體的側(cè)面圍護(hù)結(jié)構(gòu)常采用加勁鋼板墻板?H型鋼立柱結(jié)構(gòu)體系。加勁鋼板和立柱通過連續(xù)焊接連接。墻板主要起封閉圍護(hù)作用，承受由空氣負(fù)壓和風(fēng)荷載等引起的橫向荷載；立柱作為支承骨架承擔(dān)由墻板傳遞來的橫向荷載和由殼體頂梁傳遞來的豎向荷載，實(shí)際為一壓彎構(gòu)件。由于立柱和墻板連續(xù)連接形成共同受力的整體，墻板可以發(fā)揮受力蒙皮作用，一方面為立柱分擔(dān)荷載，另一方面為立柱提供側(cè)向支撐，提高其穩(wěn)定性，因此對殼體立柱穩(wěn)定性研究需要考慮墻板受力蒙皮作用。關(guān)于受力蒙皮結(jié)構(gòu)國內(nèi)外學(xué)者取得了一些研究成果。DAVIES等[1]在大量試驗(yàn)的基礎(chǔ)上進(jìn)行了理論分析，提出了確定受力蒙皮剪切柔度和強(qiáng)度的計(jì)算方法，即將組成受力蒙皮各個(gè)部件在荷載作用下的柔度疊加起來得到整個(gè)蒙皮的柔度，強(qiáng)度的計(jì)算方法是根據(jù)他們提出的計(jì)算假定，計(jì)算可能發(fā)生破壞的部位，取破壞荷載最小值作為最大設(shè)計(jì)荷載。WRIGHT等[2]研究表明蒙皮板與支承框架間的連接類型和布置方式對蒙皮板受剪性能有重要影響。LUCAS等[3?4]研究冷成型檁條?蒙皮板結(jié)構(gòu)的計(jì)算模型，一種是包括檁條和蒙皮板的完全模型，另一種是僅建有檁條的簡化有限元模型，在簡化模型中蒙皮板的剪切和轉(zhuǎn)動(dòng)剛度以彈簧形式施加到檁條與蒙皮板連接邊上，通過設(shè)置合理的彈簧參數(shù)，2種模型計(jì)算結(jié)果均與試驗(yàn)吻合良好。朱勇軍等對蒙皮支撐構(gòu)件進(jìn)行系統(tǒng)研究，用非線性有限元方法研究蒙皮抗剪剛度、扭轉(zhuǎn)約束、構(gòu)件長細(xì)比和荷載偏心對蒙皮支撐軸心受壓構(gòu)件受力性能的影響[5?6]；用非線性有限元法研究了蒙皮支撐梁間距、跨度、構(gòu)件截面開口方向及構(gòu)件初始扭轉(zhuǎn)對蒙皮支撐梁靜力性能的影響[7]。舒興平等[8]用試驗(yàn)方法研究了風(fēng)吸力作用下的蒙皮支撐檁條的穩(wěn)定性。關(guān)于缺陷對受力蒙皮結(jié)構(gòu)承載性能影響研究的可見文獻(xiàn)極少，相關(guān)研究主要集中于缺陷對加勁板結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的影響。PAULO等[9]采用有限元方法研究幾何缺陷對加勁鋁合金板承受軸向壓力時(shí)承載力的影響，發(fā)現(xiàn)缺陷模態(tài)和缺陷幅值對承載力影響較大；同時(shí)研究發(fā)現(xiàn)焊接區(qū)域材料性能變化對板件承載力幾乎沒有影響[9]。羅曉玲等[10]用非線性有限元方法研究了不同的缺陷幅值、加勁形式、加載方式及邊界條件對加勁板的穩(wěn)定性影響?？敌⑾鹊萚11]從含初始彎曲的大撓度方程出發(fā)，以薄板厚度的折減量為攝動(dòng)參數(shù)，將殘余應(yīng)力考慮成等效荷載，得出板的極限承載力方程。王彥博等[12]進(jìn)行了高強(qiáng)鋼焊接H 形柱軸心受壓極限承載力研究，認(rèn)為考慮構(gòu)件初始彎曲、荷載初始偏心和殘余應(yīng)力的有限元模型可以較準(zhǔn)確地預(yù)測軸心受壓柱的極限承載力。對于實(shí)際為壓彎構(gòu)件的殼體立柱，作為研究基礎(chǔ)，首先研究其承受柱頂軸向壓力作用下的穩(wěn)定性。殼體結(jié)構(gòu)各部件在制作、運(yùn)輸和安裝過程中不可避免會(huì)產(chǎn)生初始缺陷，對殼體立柱軸壓穩(wěn)定性研究必須考慮這些缺陷的影響。作為殼體立柱在軸向壓力作用下穩(wěn)定性數(shù)值研究的基礎(chǔ)，需要研究各種可能形式缺陷的影響，找出最不利缺陷形態(tài)，繼而提出可以充分考慮缺陷影響的殼體立柱軸壓穩(wěn)定性計(jì)算模型構(gòu)建方法。本文作者通過非線性有限元方法研究不同形態(tài)幾何缺陷與焊接缺陷對殼體立柱軸壓穩(wěn)定性的影響，并據(jù)此提出了可以充分考慮缺陷影響的殼體立柱軸壓穩(wěn)定性計(jì)算模型構(gòu)建方法。

1 研究模型

1.1 結(jié)構(gòu)模型

本文以實(shí)際工程中的除塵器殼體墻板?立柱結(jié)構(gòu)體系為研究背景。實(shí)際結(jié)構(gòu)內(nèi)一般1個(gè)跨墻板對應(yīng)1個(gè)電場，為簡化計(jì)算模型，本文分析僅取2個(gè)跨墻板建模，立柱高度，加勁鋼板墻板寬度，墻板壁厚。墻板與H型鋼立柱一側(cè)翼緣通過連續(xù)焊縫連接，本文定義與墻板連接的立柱翼緣為后翼緣，遠(yuǎn)離墻板一側(cè)翼緣為前翼緣。為提高立柱穩(wěn)定性，殼體內(nèi)等間距設(shè)置中部撐桿與立柱后翼緣連接，對其提供垂直墻板平面的約束，撐桿間距為。殼體墻板?立柱結(jié)構(gòu)體系和位移坐標(biāo)系如圖1所示。殼體兩側(cè)邊緣立柱與剛度較大的煙氣進(jìn)、出口連接，受約束比殼體中間立柱更強(qiáng)，而承擔(dān)的荷載水平一般低于中間立柱，因此，殼體邊緣立柱穩(wěn)定性一般優(yōu)于中間立柱。本文研究殼體中間立柱在軸向荷載作用下的穩(wěn)定性。

圖1 殼體墻板?立柱結(jié)構(gòu)體系示意圖與位移坐標(biāo)系

1.2 有限元模型

本文采用通用有限元程序ANSYS進(jìn)行分析。所有結(jié)構(gòu)部件均采用殼單元SHELL181模擬。材料模型采用理想彈塑性模型，彈性模量=2.06×105MPa，泊松比=0.3，殼體采用Q235鋼材制作，屈服強(qiáng)度為y=235 MPa。①和③號柱柱底約束向和向平動(dòng)自由度，②號柱柱底約束3個(gè)方向平動(dòng)自由度?？紤]到實(shí)際結(jié)構(gòu)中有中部撐桿對立柱提供向的支撐，有限元模型在立柱與撐桿連接位置對立柱后翼緣施加向平動(dòng)約束。殼體墻板在頂部與加勁頂板連續(xù)連接，因此殼體墻板頂部邊界施加向平動(dòng)約束。分析過程中對②號柱柱頂施加均布豎向荷載至結(jié)構(gòu)破壞?？紤]幾何非線性效應(yīng)，用弧長法跟蹤結(jié)構(gòu)響應(yīng)路徑。

1.3 網(wǎng)格精度測試

為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，首先進(jìn)行網(wǎng)格劃分精度的試算。取產(chǎn)生單元較多的墻板區(qū)域兩道加勁肋之間的板塊作為四邊簡支板，一側(cè)板邊施加單向均布壓力，將有限元計(jì)算得到的特征值屈曲荷載與經(jīng)典解比較，誤差不超過1%時(shí)，認(rèn)為網(wǎng)格精度滿足要求。單向均勻受壓簡支板的彈性經(jīng)典屈曲荷載cr按下式計(jì)算[13]：

立柱截面網(wǎng)格劃分會(huì)影響立柱穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果。對一例帶有正弦半波形初始幾何缺陷的殼體立柱結(jié)構(gòu)進(jìn)行不同網(wǎng)格精度下的非線性計(jì)算，其軸向荷載?立柱上最大出平面位移曲線如圖2所示。由圖2可知：立柱翼緣半寬度內(nèi)劃分2個(gè)網(wǎng)格時(shí)，柱頂荷載可以達(dá)到全截面屈服荷載y(y=y，為立柱截面積)，沒有明顯屈曲變形發(fā)生。當(dāng)立柱翼緣半寬度內(nèi)劃分3~5個(gè)網(wǎng)格時(shí)，柱頂極限荷載均達(dá)不到y(tǒng)，3種情況下的極限承載力相差不超過0.5%。達(dá)到極限荷載時(shí)，3種情況立柱上都有明顯失穩(wěn)發(fā)生，失穩(wěn)模態(tài)類似，劃分4個(gè)網(wǎng)格的情況和劃分5網(wǎng)格情況對應(yīng)的荷載?位移曲線基本重合，而僅劃分3個(gè)網(wǎng)格時(shí)的結(jié)構(gòu)剛度略大。為保證承載能力和變形的計(jì)算精度，同時(shí)考慮計(jì)算效率，后續(xù)分析對于立柱半翼緣寬度內(nèi)劃分4個(gè)網(wǎng)格，腹板網(wǎng)格尺寸取翼緣網(wǎng)格邊長乘以腹板高度與翼緣寬度比值。

1—半翼緣寬度設(shè)2網(wǎng)格；2—半翼緣寬度設(shè)3網(wǎng)格；3—半翼緣寬度設(shè)4網(wǎng)格；4—半翼緣寬度設(shè)5網(wǎng)格。

H294×200×12×8，=17.02 m，=6 mm，=4 010 mm，=3 110 mm

圖2 不同網(wǎng)格劃分精度時(shí)的荷載?位移曲線比較

Fig. 2 Load?displacement curves for models with different mesh densities

1.4 有限元分析方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文有限元分析方法的正確性，根據(jù)參考文獻(xiàn)[14]中編號為H1試件的幾何構(gòu)造建立有限元模型，鋼材采用理想彈塑性模型，進(jìn)行試驗(yàn)過程的非線性數(shù)值模擬。試件為2根Z型檁條，上翼緣連接壓型鋼板，檁條兩端簡支，通過在壓型鋼板上堆放磚塊加載。試驗(yàn)得到檁條截面最大抵抗彎矩為14.66 kN?m，有限元計(jì)算值為13.10 kN?m。有限元計(jì)算中沒有考慮材料的應(yīng)變硬化，而實(shí)際結(jié)構(gòu)有一定的塑性儲(chǔ)備，這可能是計(jì)算值比試驗(yàn)值稍低的原因?？梢哉J(rèn)為本文的有限元計(jì)算分析方法能夠較為準(zhǔn)確地模擬墻板?立柱結(jié)構(gòu)體系的非線性響應(yīng)。

2 初始幾何缺陷對殼體立柱穩(wěn)定性的影響

初始幾何缺陷對鋼構(gòu)件穩(wěn)定性會(huì)有影響。盡管受殼體墻板支撐，殼體立柱仍有可能發(fā)生失穩(wěn)破壞。為誘發(fā)立柱失穩(wěn)以研究其穩(wěn)定性影響規(guī)律，同時(shí)研究不同形式初始幾何缺陷對立柱穩(wěn)定性的影響，本文構(gòu)建了多種立柱初始幾何缺陷模態(tài)，研究帶有不同缺陷模態(tài)的殼體立柱失穩(wěn)模態(tài)和穩(wěn)定承載力，并探究最不利初始幾何缺陷模態(tài)。

2.1 正弦半波形幾何缺陷模態(tài)

殼體H型鋼立柱為雙軸對稱截面，獨(dú)立工作的雙軸對稱軸心受壓構(gòu)件對正弦半波初始彎曲幾何缺陷敏感，會(huì)呈現(xiàn)彎曲失穩(wěn)。為誘發(fā)殼體立柱發(fā)生彎曲失穩(wěn)，首先對中間立柱構(gòu)建了5種正弦半波形幾何缺陷模態(tài)，分別為：墻板平面外正對稱正弦半波缺陷模態(tài)(缺陷模態(tài)a)、墻板平面外反對稱正弦半波缺陷模態(tài)(缺陷模態(tài)b)、墻板平面內(nèi)正對稱正弦半波缺陷模態(tài)(缺陷模態(tài)c)、墻板平面內(nèi)反對稱正弦半波缺陷模態(tài)(缺陷模態(tài)d)以及復(fù)合了墻板平面內(nèi)、外反對稱正弦半波的螺旋形狀缺陷模態(tài)(缺陷模態(tài)e)。缺陷模態(tài)a~d的幾何構(gòu)形如圖3所示。缺陷模態(tài)(a)和(b)的缺陷函數(shù)為δ=|0sin(π/)|；缺陷模態(tài)(c)和(d)的缺陷函數(shù)為δ=|0sin(π/)|。其中，0為缺陷幅值，取/1 000。建立有限元模型時(shí)首先構(gòu)建帶有缺陷的殼體中間立柱，邊緣兩側(cè)立柱為完善結(jié)構(gòu)，通過蒙皮方法構(gòu)建墻板。

(a) 墻板平面外正對稱正弦半波模態(tài)；(b) 墻板平面外反對稱正弦半波模態(tài)；(c) 墻板平面內(nèi)正對稱正弦半波模態(tài)；(d) 墻板平面內(nèi)反對稱正弦半波模態(tài)

圖3 正弦半波形缺陷模態(tài)示意圖

Fig. 3 Schematic diagram of geometrical imperfectionswith half-wave sine shape

對于一例具有工程背景的典型結(jié)構(gòu)首先進(jìn)行完善結(jié)構(gòu)的計(jì)算分析，完善結(jié)構(gòu)殼體立柱上施加的荷載可以達(dá)到全截面屈服荷載，達(dá)到屈服荷載時(shí)立柱靠近頂部區(qū)域發(fā)生彎扭變形，幅值較小。進(jìn)行帶有5種不同立柱正弦半波形缺陷模態(tài)的缺陷結(jié)構(gòu)計(jì)算分析，其荷載?立柱上最大出墻板平面位移曲線如圖4所示。由圖4可知：缺陷結(jié)構(gòu)立柱頂施加的極限荷載u(定義為缺陷結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定承載力)均達(dá)不到y(tǒng)，以復(fù)合了墻板平面內(nèi)、外反對稱正弦半波的螺旋形狀缺陷模態(tài)e承載力為最低，比完善結(jié)構(gòu)之值降低4.0%，說明缺陷對立柱承載力是有影響的。對于缺陷結(jié)構(gòu)，當(dāng)荷載達(dá)到u時(shí)，立柱在靠近頂端區(qū)域發(fā)生明顯失穩(wěn)，5種缺陷結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)模態(tài)類似，帶有缺陷模態(tài)e的殼體立柱失穩(wěn)模態(tài)如圖5(a)所示，圖中深色部分顯示的是軸壓應(yīng)力達(dá)到屈服點(diǎn)的區(qū)域?？梢姡河捎谑軌Π寮s束，后翼緣變形不大；立柱頂端下方的前翼緣在高壓應(yīng)力下發(fā)生較大的側(cè)向彎曲(繞截面軸)和扭轉(zhuǎn)變形；腹板發(fā)生較大扭轉(zhuǎn)變形。此處立柱截面發(fā)生翹曲變形，不再保持一平直截面。發(fā)生最大位移處立柱截面變形后形狀如圖5(b)所示(圖中虛線表示未變形截面)。可見：在失穩(wěn)過程中，立柱截面形狀發(fā)生改變，不再保持H形周邊。帶有此類缺陷的殼體立柱破壞呈現(xiàn)為柱頂下方區(qū)域彈塑性彎扭失穩(wěn)。

1—缺陷模態(tài)a；2—缺陷模態(tài)b；3—缺陷模態(tài)c；4—缺陷模態(tài)d；5—缺陷模態(tài)e；6—完善結(jié)構(gòu)。

H294×200×12×8，=17.02 m，=6 mm，=4 010 mm，=3 110 mm

圖4 不同正弦半波形缺陷結(jié)構(gòu)的荷載?位移曲線比較

Fig. 4 Comparison among load-displacement curves of models with different half-wave sine shape imperfections

(a) 立柱失穩(wěn)模態(tài)；(b) 立柱截面變形

圖5 立柱彎扭失穩(wěn)模態(tài)

Fig. 5 Flexural-distortional buckling mode of column

2.2 復(fù)合極值點(diǎn)變形形態(tài)的正弦半波形幾何缺陷 模態(tài)

立柱上正弦半波初始缺陷模態(tài)中僅考慮了立柱軸線構(gòu)形的初始彎曲，沒有考慮截面形狀的初始缺陷，這與立柱最終發(fā)生的失穩(wěn)模態(tài)并不符合。結(jié)構(gòu)往往對與最終實(shí)際發(fā)生的失穩(wěn)模態(tài)相一致的初始缺陷模態(tài)會(huì)比較敏感。此外，墻板平面內(nèi)的正弦半波形缺陷模態(tài)沒有考慮墻板的初始缺陷，而墻板上的缺陷會(huì)影響墻板剛度，繼而影響立柱穩(wěn)定性，缺陷結(jié)構(gòu)中應(yīng)包含墻板缺陷。因此，通過2步操作構(gòu)建帶有復(fù)合了極值點(diǎn)變形形態(tài)的正弦半波形幾何缺陷模態(tài)的結(jié)構(gòu)計(jì)算模型：第1步，建立帶有正弦半波形態(tài)初始幾何缺陷的殼體墻板?立柱結(jié)構(gòu)體系計(jì)算模型，并加載至極限荷載；第2步，根據(jù)荷載達(dá)到極值點(diǎn)時(shí)的結(jié)構(gòu)構(gòu)形，修正殼體結(jié)構(gòu)計(jì)算模型內(nèi)各結(jié)點(diǎn)坐標(biāo)，得到目標(biāo)缺陷模型。通過調(diào)整第1步中正弦半波初始缺陷幅值和第2步中坐標(biāo)修改比例系數(shù)，可以使得最終的缺陷模型中立柱上初始缺陷幅值0為/1 000。將上述5種正弦半波形缺陷結(jié)構(gòu)分別復(fù)合對應(yīng)的極值點(diǎn)變形形態(tài)，構(gòu)造出5種復(fù)合了極值點(diǎn)變形形態(tài)的正弦半波形幾何缺陷模態(tài)，其編號依次對應(yīng)設(shè)為缺陷模態(tài)a′~e′(缺陷模態(tài)a′指在缺陷模態(tài)a基礎(chǔ)上復(fù)合對應(yīng)的極值點(diǎn)變形形態(tài)，其余編號方式類同)。這樣的缺陷模態(tài)既考慮了立柱軸線構(gòu)形的初始彎曲，又考慮了與最終失穩(wěn)模態(tài)相一致的截面形狀的初始缺陷，同時(shí)考慮了墻板幾何缺陷。

帶有復(fù)合了極值點(diǎn)變形形態(tài)的正弦半波形幾何缺陷模態(tài)結(jié)構(gòu)柱頂軸壓荷載?立柱上最大出墻板平面位移曲線如圖6所示(模型幾何尺寸特征與圖4反映結(jié)構(gòu)相同)。由于考慮了截面形狀的初始變形，會(huì)促進(jìn)立柱靠近頂部區(qū)域失穩(wěn)的發(fā)生。計(jì)算結(jié)果表明，復(fù)合了極值點(diǎn)變形形態(tài)的正弦波形缺陷結(jié)構(gòu)立柱穩(wěn)定承載力比對應(yīng)的僅有正弦波形缺陷結(jié)構(gòu)之值降低1.4%~3.2%，其中以帶有缺陷模態(tài)e′的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定承載力最低，為0.942y，可見復(fù)合了極值點(diǎn)變形形態(tài)的正弦半波形缺陷模態(tài)對于立柱軸壓穩(wěn)定性是更為不利的。帶有此類缺陷模態(tài)結(jié)構(gòu)失穩(wěn)模態(tài)與正弦半波形缺陷結(jié)構(gòu)類似，仍然呈現(xiàn)柱頂下方區(qū)域立柱前半部分截面彈塑性彎扭失穩(wěn)，不過達(dá)到穩(wěn)定承載力時(shí)，屈曲變形值會(huì)增大。

1—缺陷模態(tài)a′；2—缺陷模態(tài)b′；3—缺陷模態(tài)c′；4—缺陷模態(tài)d′；5—缺陷模態(tài)e′；6—缺陷模態(tài)f；7—缺陷模態(tài)g；8—完善結(jié)構(gòu)。

H294×200×12×8，=17.02 m，=6 mm，=4 010 mm，=3 110 mm

圖6 帶有不同缺陷模態(tài)結(jié)構(gòu)的荷載?位移曲線比較

Fig. 6 Comparison among load?displacement curves of models with different geometrical imperfection modes

2.3 完善結(jié)構(gòu)的極值點(diǎn)缺陷模態(tài)

取完善結(jié)構(gòu)達(dá)到極限荷載時(shí)的變形形態(tài)作為初始幾何缺陷模態(tài)，缺陷幅值0取/1000，定義為完善結(jié)構(gòu)的極值點(diǎn)缺陷模態(tài)，編號缺陷模態(tài)f。帶有此種缺陷結(jié)構(gòu)的荷載?位移曲線如圖6所示。由圖6可知：其穩(wěn)定承載力比復(fù)合了極值點(diǎn)變形形態(tài)的正弦半波形缺陷結(jié)構(gòu)的承載力更低，為0.925y。其失穩(wěn)模態(tài)仍為柱頂下方區(qū)域彎扭失穩(wěn)。當(dāng)立柱缺陷幅值一定時(shí)，完善結(jié)構(gòu)極值點(diǎn)缺陷模態(tài)主要反映立柱在頂部下方約0.4處區(qū)域的截面初始彎扭變形，其初始彎扭變形最大值為0.70。而復(fù)合了極值點(diǎn)變形形態(tài)的正弦半波形缺陷模態(tài)主要包含立柱的初始整體彎曲和柱頂下方區(qū)域截面初始彎扭2種初始幾何變形，其中截面初始彎扭變形最大值不到0.40。由此可以推斷，一方面，柱頂下方區(qū)域立柱截面的初始彎扭變形對于立柱軸壓穩(wěn)定性更加不利；另一方面，對于立柱截面初始彎扭變形這一缺陷模態(tài)，隨著缺陷幅值增大，立柱穩(wěn)定承載力明顯下降。

2.4 缺陷位置對立柱穩(wěn)定性的影響

上述研究主要比較了不同初始幾何缺陷模態(tài)對于立柱穩(wěn)定性的影響，沒有考慮發(fā)生最大缺陷位置的影響。為了考查立柱上發(fā)生最大初始幾何變形位置對于其穩(wěn)定性的影響，設(shè)計(jì)了幾組不同參數(shù)結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行計(jì)算比較，模型結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。定義殼體立柱的穩(wěn)定系數(shù)=u/y，各模型帶有不同缺陷模態(tài)時(shí)的穩(wěn)定系數(shù)如表2所示。

表1 不同計(jì)算模型參數(shù)