一種增強H形截面立柱穩定性的構造及方法與流程

2023-04-28 12:55:27 1

本發明涉及一種增強H形截面立柱穩定性的構造及方法，屬於結構技術領域。

背景技術：

除塵器是廣泛應用於火電、冶金、化工和建材等行業中以消除煙塵的主力環保裝備，箱體(亦可稱殼體)是其中最重要的工藝部件。當箱體圍護結構採用加勁平直鋼板牆板—H形(或工字形)截面立柱結構體系時，H形截面立柱一側翼緣與鋼板牆板連續焊接連接。箱體中牆板受到負壓和風荷載形成的橫向荷載，牆板上作用的橫向荷載會傳遞分配到立柱上，使得立柱承受彎矩；立柱頂部承擔軸向壓力，因此，立柱實際為一壓彎構件。立柱在彎矩和軸向壓力共同作用下主要發生失穩破壞，箱體中立柱破壞位置往往發生在立柱靠近頂部的局部軸向壓應力較大區域，而其它大部分區域應力水平不高。

技術實現要素：

本發明的目的在於針對牆板—H形截面立柱結構體系中的立柱，提供一種能夠顯著增強該H形截面立柱穩定性的加固構造與方法，以解決現有除塵器箱體立柱易於發生失穩破壞，材料強度利用率低的問題，藉此可以減小立柱設計截面，從而降低生產成本。

為此，本發明提供了一種H形截面立柱穩定性增強構造，可改善H形截面立柱與牆板連接承受橫向支撐時的穩定性，在H形截面立柱前翼緣兩側各焊接一塊加固鋼板，所述加固鋼板一豎直邊與立柱前翼緣焊接連接，其上、下兩邊與L形橫隔板焊接連接，另一豎直邊保持自由；加固鋼板在立柱腹板左右兩側對稱布置；所述L形橫隔板布置在牆板加勁肋垂直於牆板的板件平面內，與立柱翼緣板、腹板、加勁肋垂直於牆板的板件邊緣以及加固鋼板上下邊緣焊接連接。本領域技術人員應當清楚，與牆板連接的H形截面立柱翼緣為後翼緣，遠離牆板的H形截面立柱翼緣為前翼緣。

在本發明的一種實施方式中，所述H形截面立柱穩定性增強構造用於增強除塵器箱體的穩定性。

在本發明的一種實施方式中，所述H形截面立柱也可以表述為工字形截面立柱。

在本發明的一種實施方式中，對於邊緣立柱，僅在一側布置所述穩定性增強構造。

在本發明的一種實施方式中，所述加固鋼板厚度等於立柱前翼緣厚度。

在本發明的一種實施方式中，所述加固鋼板寬度為立柱前翼緣寬度的0.75倍。

在本發明的一種實施方式中，所述加固鋼板沿立柱高度方向布置區間為：當立柱橫向支撐間距小於三個加勁肋區間時，加固鋼板僅在頂部第一個加勁肋區間布置；當橫向支撐間距大於等於三個且小於六個加勁肋區間時，加固鋼板在頂部第一、二兩個加勁肋區間布置；當橫向支撐間距大於等於六個加勁肋區間時，加固鋼板在頂部第一、二、三共三個加勁肋區間布置。本領域技術人員應當清楚，所述橫向支撐即箱體立柱所受垂直於牆板方向的支撐。

在本發明的一種實施方式中，所述L形橫隔板厚度等於立柱前翼緣厚度。

本發明還提供應用所述一種除塵器箱體H形截面立柱穩定性增強構造來提高增強H形截面立柱穩定性的方法，其中，所述加固鋼板厚度等於立柱前翼緣厚度，加固鋼板寬度為立柱前翼緣寬度的0.75倍，加固鋼板沿立柱高度方向布置區間為：當立柱橫向支撐間距小於三個加勁肋區間時，加固鋼板僅在頂部第一個加勁肋區間布置；當橫向支撐間距大於等於三個且小於六個加勁肋區間時，加固鋼板在頂部第一、二兩個加勁肋區間布置；當橫向支撐間距大於等於六個加勁肋區間時，加固鋼板在頂部第一、二、三共三個加勁肋區間布置。

本發明的有益效果在於：採用上述除塵器箱體H形截面立柱穩定性增強構造措施後，可使除塵器箱體立柱在原先結構基礎上顯著提高其穩定承載能力。本發明特別適用於牆板為帶加勁肋的平直鋼板情況，僅需對易於發生失穩的立柱頂部下方高壓應力區域採用穩定性增強構造，這種穩定性增強構造加工製作便利，且節省鋼材，無論在橫向荷載較大或較小的情況下均能顯著提高除塵器箱體立柱承載能力。

附圖說明

圖1為本發明的結構示意圖。

圖2為不採用穩定性增強構造的除塵器箱體牆板-立柱結構體系有限元模型。

圖3為採用本發明進行穩定性增強後的除塵器箱體牆板-立柱結構體系有限元模型。

圖4為牆板承受橫向荷載示意圖。

圖5為加固鋼板寬度對立柱穩定性增強構造措施的影響關係曲線。

圖6為加固鋼板厚度對立柱穩定性增強構造措施的影響關係曲線。

圖7為L形橫隔板厚度對立柱穩定性增強構造措施的影響關係曲線。

1：H形截面立柱；2：加固鋼板；3：牆板加勁肋；4：L形橫隔板；5：鋼板牆板；6橫向支撐(有限元計算模型中以垂直於牆板約束模擬)。

具體實施方式

下面結合附圖並通過具體實施例及實施效果來進一步說明本發明的技術方案及其形成過程。可以理解的是，此處所描述的實施例僅僅用於解釋本發明，而非對本發明的限定。

參照附圖1所示，附圖1為本發明除塵器箱體(殼體)H形(工字形)截面立柱穩定性增強構造的結構示意圖。在除塵器箱體H形截面立柱1前翼緣兩側各焊接一塊加固鋼板2，所述加固鋼板2一豎直側邊與立柱1前翼緣焊接連接，加固鋼板2的上、下兩邊界與L形橫隔板4焊接連接。加固鋼板2在立柱1腹板左右兩側對稱布置，如果立柱1位於箱體邊緣，則僅在立柱1一側布置該穩定性增強構造措施。所述加固鋼板2沿立柱1高度方向布置區間為：當橫向支撐6(即立柱1所受垂直於牆板5方向的支撐)間距小於三個加勁肋區間時，加固鋼板2僅在頂部第一個加勁肋區間布置；當橫向支撐6間距大於等於三個且小於六個加勁肋區間時，加固鋼板2在頂部第一、二兩個加勁肋區間布置；當橫向支撐6間距大於等於六個加勁肋區間時，加固鋼板2在頂部第一、二、三共三個加勁肋區間布置。所述加固鋼板2厚度等同於立柱1前翼緣厚度，寬度為立柱1前翼緣寬度的0.75倍。所述L形橫隔板4布置在牆板加勁肋3垂直於牆板5的板件平面內(在圖示實施例中即為角鋼加勁肋垂直於牆板的板件平面內)；與立柱1前後翼緣板、腹板、加勁肋垂直於牆板的板件邊緣以及加固鋼板2上下側邊緣焊接連接。L形橫隔板4的延伸邊與加固鋼板2等寬。所述L形橫隔板4厚度等同於立柱1前翼緣厚度。

本發明性能測定

本發明對採用穩定性增強構造方法前、後的除塵器箱體H形截面立柱穩定性的計算、對比和分析通過有限元軟體ANSYS進行數值模擬，穩定性增強前和穩定性增強後的有限元模型如附圖2和附圖3所示。有限元計算分析過程說明如下：

1、定義單元：所有結構部件均採用Shell181單元模擬。

2、定義材料：考慮材料非線性影響，鋼材材料採用理想彈塑性模型，以Von-Mises準則判斷是否發生屈服。製作除塵器一般採用Q235鋼材，其屈服強度fy＝235MPa，彈性模量E＝2.06×105MPa，泊松比ν＝0.3。

3、施加約束情況：箱體(殼體)牆板頂端與箱體加勁頂板連接，因此在牆板頂部邊界施加垂直牆板方向(Z向)的平動約束。牆板底端與灰鬥加勁壁板連接，因此在牆板底端邊界施加垂直牆板方向的平動約束。立柱受等間距布置的橫向支撐(垂直於牆板方向)約束，在立柱與橫向支撐連接處施加垂直牆板方向的平動約束。在中間立柱柱底施加三個方向的平動約束。由於箱體內煙氣往往是高溫，為了釋放溫度變形，兩側立柱底部僅施加沿牆板高度方向(Y向)和垂直於牆板方向的約束，以實現結構在牆板平面內(X向)可以伸縮變形。

4、施加荷載情況：除塵器箱體牆板在運行過程中受到風荷載以及內外壓差(負壓)產生垂直於牆板的橫向荷載。當設備投入使用一段時間後，積灰荷載以及後期檢修荷載、清理積灰的振打荷載等豎向荷載由箱體頂部支承結構傳遞到立柱，因此立柱在頂部承受軸向壓力。上述過程導致除塵器隨著時間在不同使用階段的受力狀況有明顯差異，此外，由於工藝條件不同，造成的除塵器箱體牆板承受的橫向荷載水平是有差異的，因此需要驗證穩定性增強構造在不同橫向和軸向荷載情況時的效果。為模擬除塵器箱體不同階段受力不同的情況，模型的加載過程分為兩個階段，第一階段為施加橫向荷載，在牆板上作用均布面荷載Pw，對應試運行階段和初始開機階段，受載情況如附圖4所示。第二階段在立柱柱頂施加豎向均布荷載至立柱失穩破壞，立柱破壞時對應的軸向承載力定義為Pc,cr。定義為立柱承擔軸向荷載的穩定係數，即(Pcy＝fy·AH，AH為H型鋼立柱截面積，Pcy為全截面屈服荷載)。在所有的實施例中，通過改變橫向荷載的大小來計算立柱在不同荷載情況下的穩定性。

由於牆板與立柱可靠連續連接，牆板會分擔一部分立柱所受軸向荷載，通過對大量有限元計算結果的統計分析，一般立柱頂部截面承擔的軸向壓力為柱頂施加軸向壓力的80％～85％，其餘由牆板與立柱的連接結點傳遞至牆板，因此當立柱頂部施加軸向壓力達到1.2Pcy時，立柱頂部截面的大部分區域達到屈服。考慮到所發明的工程設計方法，一是應當考慮結構有一定的安全餘量，二是考慮截面尚有剪應力存在，因此當立柱頂部施加軸向壓力達到1.2Pcy時，視為立柱頂部已全截面屈服，承載能力達到極限，不再增加軸向荷載。

5、構造初始缺陷：由於除塵器箱體結構在運輸、安裝、焊接裝配等過程中不可避免地會產生初始缺陷。在箱體立柱承受橫向和軸向荷載共同狀態下，立柱對於壓應力較大區域的前半部分截面(腹板與前翼緣)彎扭失穩最為敏感，此時其穩定承載力最低。因此為了考慮初始缺陷的不利影響，同時誘發立柱發生失穩，在立柱高壓應力區域構造截面初始彎扭變形，初始變形幅值取為柱高的1/1000。對於橫向荷載較小的情況，立柱上的軸向荷載起控制作用，一般其高軸向壓應力區在柱頂以下0.15l(l為橫向支撐間距)範圍內；當橫向荷載較大時，模型的最大壓應力位置在柱頂以下0.31l範圍內，具體的位置隨模型的變化而變化。以立柱上最大壓應力產生位置為中心，在其上、下各0.04l範圍內對結構有限元模型構造初始彎扭變形，形成初始缺陷。一般在該高度範圍內立柱上的壓應力水平可達到0.90σmax以上(σmax為立柱上的最大軸向壓應力)，且該範圍之外壓應力衰減較快。對於各實施例有限元模型的計算表明，在此範圍內構造初始缺陷對於結構穩定性是較為不利的，能夠充分考慮初始缺陷的不利影響。按照此種方法引入初始缺陷後，缺陷結構最終發生最大失穩變形的位置就在施加初始變形的範圍內，即表明立柱上的高軸向壓應力區域與施加初始彎扭變形區域以及缺陷結構最終發生失穩區域是一致的。

6、分析過程：對構造初始缺陷的模型(本發明性能測定中所述及的所有實施例模型均引入初始缺陷，包括不設置穩定性增強構造的模型和設置穩定性增強構造的模型)，先在牆板上施加橫向荷載，以3000pa的橫向均布面荷載來模擬橫向荷載水平較小時結構的受力狀況；以9000pa的橫向均布面荷載來模擬橫向荷載水平較大時結構的受力狀況。再在立柱頂部施加均布軸向荷載，直至破壞，其極值點即為該模型立柱的穩定承載力。進行立柱穩定承載力分析時也考慮幾何非線性影響，採用弧長法跟蹤結構響應路徑。

下述實施例體現了穩定性增強構造參數的改變對立柱穩定承載力的影響。

實施例1：

除塵器箱體牆板厚度t為7mm，牆板寬度w為3500mm，角鋼加勁肋間距s為1170mm，每隔三個加勁肋間距設一道橫向支撐(橫向支撐間距為l＝3s)，立柱總高度H為11990mm，立柱截面為H200mm×150mm×6mm×9mm(截面高h×翼緣寬bf×腹板厚tw×翼緣厚tf)。

當橫向荷載較小時，由柱頂以下0-0.08l範圍內構造立柱截面的初始彎扭變形；當橫向荷載較大時，在0.24l-0.32l範圍內構造初始彎扭變形。計算立柱在橫向荷載為3000pa和9000pa時的承載力，得到立柱穩定性增強前的穩定承載力如表1所示。

實施例2：

採用實施例1中的模型參數，對立柱模擬採取穩定性增強構造措施，加固鋼板厚度ts和L形橫隔板厚度tLs為立柱翼緣厚度的1倍，加固鋼板寬度bs為立柱翼緣寬度的0.5倍，加固區間為第一個加勁肋區間。得到立柱穩定性增強後的穩定承載力如表1所示。

實施例3和實施例4：

實施例3和實施例4相對於實施例2僅改變穩定性增強構造中加固鋼板寬度，具體構造參數和立柱穩定承載力比較如表1所示。

實施例5和實施例6：

實施例5和實施例6相對於實施例2僅改變穩定性增強構造中加固鋼板厚度，具體構造參數和立柱穩定承載力比較如表1所示。

實施例7和實施例8：

實施例7和實施例8相對於實施例2僅改變穩定性增強構造中L形橫隔板厚度，具體構造參數和立柱穩定承載力比較如表1所示。

表1

實施例9：

模型尺寸如下：t為7mm，w為4200mm，s為1000mm，橫向支撐間距為l＝5s，立柱總高度H為17060mm，立柱截面為H294×200×8×12。

當橫向荷載較小時，在柱頂以下0-0.08l範圍內構造初始彎扭變形；當橫向荷載較大時，在柱頂以下0.27l-0.35l範圍內構造初始彎扭變形。計算立柱在橫向荷載為3000pa和9000pa時的承載力，得到立柱穩定性增強前的穩定承載力如表2所示。

實施例10：

採用實施例9中的模型參數，對立柱模擬採取穩定性增強構造措施，ts和tLs為立柱翼緣厚度的1倍，bs為立柱翼緣寬度的0.5倍，加固區間為第一、二個加勁肋區間。構造初始缺陷後得到立柱穩定性增強後的穩定承載力如表2所示。

實施例11和實施例12：

實施例11和實施例12相對於實施例10僅改變穩定性增強構造中加固鋼板寬度，具體構造參數和立柱穩定承載力比較如表2所示。

實施例13和實施例14：

實施例13和實施例14相對於實施例10僅改變穩定性增強構造中加固鋼板厚度，具體構造參數和立柱穩定承載力比較如表2所示。

實施例15和實施例16：

實施例15和實施例16相對於實施例10僅改變穩定性增強構造中L形橫隔板厚度，具體構造參數和立柱穩定承載力比較如表2所示。

表2

實施例17：

模型尺寸如下：t為7mm，w為4030mm，s為1200mm，橫向支撐間距為l＝6s，立柱總高度H為20540mm，立柱截面為H350×350×10×16。

當橫向荷載較小時，在柱頂以下0-0.08l範圍內構造初始彎扭變形；當橫向荷載較大時，在柱頂以下0.12l-0.20l範圍內構造初始彎扭變形。計算立柱在橫向荷載為3000pa和9000pa時的承載力，得到立柱穩定性增強前的穩定承載力如表3所示。

實施例18：

採用實施例17中的模型參數，對立柱模擬採取穩定性增強構造措施，ts和tLs為立柱翼緣厚度的1倍，bs為立柱翼緣寬度的0.5倍，加固區間為第一、二個加勁肋區間。構造初始缺陷後得到立柱穩定性增強後的穩定承載力如表3所示。

實施例19和實施例20：

實施例19和實施例20相對於實施例18僅改變穩定性增強構造中加固鋼板寬度，具體構造參數和立柱穩定承載力比較如表3所示。

實施例21和實施例22：

實施例21和實施例22相對於實施例18僅改變穩定性增強構造中加固鋼板厚度，具體構造參數和立柱穩定承載力比較如表3所示。

實施例23和實施例24：

實施例23和實施例24相對於實施例18僅改變穩定性增強構造中L形橫隔板厚度，具體構造參數和立柱穩定承載力比較如表3所示。

表3

將實施例2-8、10-16、18-24採取穩定性增強構造措施後的立柱穩定承載力分別與實施例1、9、17的立柱穩定性增強前的穩定承載力進行對比，可以得出本發明的立柱穩定性增強構造措施對立柱穩定性有極大的提高。

考察比較實施例組1、2、3、4和實施例組9、10、11、12以及實施例組17、18、19、20，加固鋼板寬度對立柱穩定承載力的影響關係分別如附圖5(a)-5(c)所示。實施例組1、2、3、4中，當bs達到0.5bf後，立柱穩定承載力基本不再增加。實施例組9、10、11和12中，當bs由0.5bf增加到0.75bf後立柱穩定承載力提高了10％，此後隨著bs增大立柱穩定承載力不再增加。實施例組17、18、19和20中，當bs＝0.5bf和bs＝0.75bf時的立柱穩定承載力基本相等，當bs增加到1.0bf時，立柱穩定承載力反而下降了17％。上述計算結果比較分析表明，當加固板寬為立柱翼緣寬度的0.75倍時，不同幾何尺寸結構中立柱的穩定承載力都基本達到最大值，這樣的加固板寬度設計是最優的，因此本發明中對加固鋼板寬度的取值為立柱翼緣寬度的0.75倍。

考察比較實施例組1、5、2、6和實施例組9、13、14、10以及實施例組17、21、22、18，加固鋼板厚度對立柱穩定承載力的影響關係分別如附圖6(a)-6(c)所示，為便於理解，附圖中的加固鋼板厚度採用了絕對值，與附表中採用的相對值在數值上相同。計算結果表明，加固板厚度對立柱穩定承載力影響較小，當加固板厚度達到立柱翼緣厚度的1倍時，不同幾何尺寸結構中立柱的穩定承載力都達到最大值。為了提高穩定性增強效果，且保證加固鋼板的局部穩定性，因此本發明中對加固鋼板厚度的取值為立柱翼緣厚度的1倍。

考察比較實施例組1、7、2、8和實施例組9、15、16、10以及實施例組17、23、24、18，L形橫隔板厚度對立柱穩定承載力的影響關係分別如附圖7(a)-7(c)所示，為便於理解，附圖中的L形橫隔板厚度採用了絕對值，與附表中採用的相對值在數值上相同。計算結果表明，L形橫隔板厚度對立柱穩定承載力影響較小，當L形橫隔板厚度達到立柱翼緣厚度的1倍時，不同幾何尺寸結構中立柱的穩定承載力都基本達到最大值。為了提高穩定性增強效果，且保證L形橫隔板的局部穩定性，因此本發明中對L形橫隔板厚度的取值為立柱翼緣厚度的1倍。

需要注意的是，由於初始缺陷的存在，加固鋼板並非平直板件，在加載後期會有明顯的局部失穩發生，但在局部失穩發生後，立柱承載力可以繼續明顯增加，表明可以利用加固鋼板的屈曲後強度。因此，不需要按照壓彎構件翼緣的要求限制加固鋼板寬厚比。

綜上所述：在立柱的穩定性增強構造方法中，當加固鋼板寬度為立柱翼緣寬度的0.75倍，加固鋼板和L形橫隔板厚度為立柱翼緣厚度的1倍時，立柱穩定性增強效果最優。

實施例25：

模型尺寸如下：t為7mm，w為4200mm，s為1000mm，橫向支撐間距為l＝2s，立柱總高度H為17060mm，立柱截面為H294×200×8×12。

當橫向荷載較小時，在柱頂以下0-0.08l範圍內構造初始彎扭變形；當橫向荷載較大時，在柱頂以下0.21l-0.29l範圍內構造初始彎扭變形。計算立柱在橫向荷載為3000pa和9000pa時的承載力，得到立柱穩定性增強前的穩定承載力如表4所示。

實施例26：

採用實施例25中的模型參數，對立柱模擬採取穩定性增強構造措施，ts和tLs為立柱翼緣厚度的1倍，bs為立柱翼緣寬度的0.75倍，加固區間為第一個加勁肋區間。構造初始缺陷後得到立柱穩定性增強後的穩定承載力如表4所示。

表4

對比實施例25和26，可以得到當橫向支撐間距為兩個加勁肋區間時，僅加固第一個加勁肋區間即可使立柱的穩定承載力達到極限。由於立柱上的高壓應力區域與最終發生失穩區域一致，均在第一個加勁肋區間內，因此當橫向支撐間距為兩個加勁肋區間時，僅需要加固第一個加勁肋區間。

實施例27：

實施例27相對於實施例3(橫向支撐間距為l＝3s，)僅改變加固鋼板布置區間，由第一個加勁肋區間變為第一、二個加勁肋區間，得到立柱穩定性增強後的穩定承載力，如表5所示。

表5

實施例28：

模型尺寸如下：t為7mm，w為3500mm，s為1170mm，橫向支撐間距為l＝3s，立柱總高度H為11990mm，立柱截面為H200×150×6×9。

當橫向荷載較小時，在柱頂以下0-0.08l範圍內構造初始彎扭變形；當橫向荷載較大時，立柱高軸壓應力區域處在第一個加勁肋區間底部和第二個加勁肋區間頂部，即跨越兩個加勁肋區間。由於在加勁肋位置有橫隔板限制立柱變形，不可能在加勁肋位置形成立柱截面的最大扭轉變形，且考慮初始缺陷的出現有一定的隨機性，因此在柱頂以下0.36l-0.44l範圍內構造初始彎扭變形，即在第二個加勁肋區間構造初始缺陷。計算立柱在橫向荷載為3000pa和9000pa時的承載力，得到立柱穩定性增強前的穩定承載力如表6所示。

實施例29：

採用實施例28中的模型參數，對立柱模擬採取穩定性增強構造措施，加固鋼板厚度ts和L形橫隔板厚度tLs為立柱翼緣厚度的1倍，加固鋼板寬度bs為立柱翼緣寬度的0.75倍，加固區間為第一個加勁肋區間。得到立柱穩定性增強後的穩定承載力如表6所示。

實施例30：

實施例30相對於實施例29僅改變加固鋼板布置區間，由第一個加勁肋區間變為第一、二個加勁肋區間，得到立柱穩定性增強後的穩定承載力，如表6所示。

表6

當橫向支撐間距為三個加勁肋區間時，立柱上的高壓應力區域以及最終的失穩區域可能位於第一個加勁肋區間底部以及第二個加勁肋區間頂部，即跨越兩個加勁肋區間。當不採取穩定性增強構造措施情況下立柱失穩發生在第一個加勁肋區間底部時，對比實施例3和27，可以得到橫向荷載較大的情況下，加固第一、二個加勁肋區間較僅加固第一個加勁肋區間立柱的穩定承載力有6％提升。當不採取穩定性增強構造措施情況下立柱失穩發生在第二個加勁肋區間頂部時，對比實施例28、29和30，當橫向荷載較大時，加固兩個加勁肋區間時的承載力較僅加固第一個加勁肋區間時提高了35％，且可以達到承載力極限。由於不採取穩定性增強構造措施情況下立柱的高壓應力區域及失穩區域不會發生在第三個加勁肋區間，因此，第三個加勁肋區間無需加固。綜上所述，偏於保守地，當橫向支撐間距為三個加勁肋區間時，應對第一、二兩個加勁肋區間進行加固。

當橫向支撐間距為五個加勁肋區間時，對比實施例9和11，得到此時僅加固兩個加勁肋區間即可使立柱的穩定承載力達到最大值。當橫向支撐間距為四或五個加勁肋區間時，當不採取穩定性增強構造措施情況下立柱的高壓應力區域及失穩區域一般發生在柱頂以下兩個加勁肋區間內，因此，本發明中設定橫向支撐間距為三至五個加勁肋區間時，僅需在第一、二兩個加勁肋區間範圍內採取穩定性增強措施。

實施例31：

實施例31相對於實施例19(l＝6s)僅改變加固鋼板布置區間，由第一、二個加勁肋區間變為第一、二、三個加勁肋區間，得到立柱穩定性增強後的穩定承載力，如表7所示。

表7

實施例32：

模型尺寸如下：t為7mm，w為4200mm，s為1000mm，橫向支撐間距為l＝6s，立柱總高度H為17060mm，立柱截面為H294×200×8×12。

當橫向荷載較小時，在柱頂以下在0-0.08l範圍內構造初始彎扭變形；當橫向荷載較大時，在柱頂以下0.27l-0.35l範圍內構造初始彎扭變形。計算立柱在橫向荷載為3000pa和9000pa時的承載力，得到立柱穩定性增強前的穩定承載力如表8所示。

實施例33：

採用實施例32中的模型參數，對立柱模擬採取穩定性增強構造措施，加固鋼板厚度ts和L形橫隔板厚度tLs為立柱翼緣厚度的1倍，加固鋼板寬度bs為立柱翼緣寬度的0.75倍，加固區間為第一、二個加勁肋區間。得到立柱穩定性增強後的穩定承載力如表8所示。

實施例34：

實施例34相對於實施例33僅改變加固鋼板布置區間，由第一、二個加勁肋區間變為第一、二、三個加勁肋區間，得到立柱穩定性增強後的穩定承載力，如表8所示。

表8

對比實施例組19、31以及實施例組33和34，可以得到當橫向支撐間距為六個加勁肋區間時，橫向荷載較大的情況下，加固第一、二、三共三個個加勁肋區間較加固第一、二兩個加勁肋區間立柱的穩定承載力分別提高了20％和50％，且加固第一、二、三個加勁肋區間時立柱穩定承載力可以達到極限值。因此在橫向支撐間距為六個加勁肋區間時，有必要對第一、二、三個加勁肋區間範圍內的立柱進行加固。

綜上所述：當立柱橫向支撐間距小於三個加勁肋區間時，加固鋼板僅在頂部第一個加勁肋區間布置；當橫向支撐間距大於等於三個且小於六個加勁肋區間時，加固鋼板在頂部第一、二兩個加勁肋區間布置；當橫向支撐間距大於等於六個加勁肋區間時，加固鋼板在頂部第一、二、三共三個加勁肋區間布置。

雖然本發明已以較佳實施例公開如上，但其並非用以限定本發明，任何熟悉此技術的人，在不脫離本發明的精神和範圍內，都可做各種的改動與修飾，因此本發明的保護範圍應該以權利要求書所界定的為準。