廣州新塔細(xì)腰段穩(wěn)定性分析

廣州新塔細(xì)腰段穩(wěn)定性分析

評(píng)估環(huán)梁和斜撐穩(wěn)定性的研究廣州新塔塔結(jié)構(gòu)采用主框架結(jié)構(gòu)體系。主框架是鋼筋混凝土的結(jié)構(gòu)。外框架由斜管混凝土立柱、斜式鋼支架和鋼環(huán)梁組成。結(jié)構(gòu)的突出特點(diǎn)是整個(gè)塔身細(xì)長(zhǎng)、細(xì)腰及扭腰,呈兩端大中間小的形狀,其中“細(xì)腰”部分的透空區(qū)高達(dá)166.4m,內(nèi)外筒之間僅靠4道水平徑向支撐連接。外框筒立柱在環(huán)向(面內(nèi))由與之相鄰的環(huán)梁和斜撐提供約束,而在面外僅靠環(huán)梁的環(huán)箍作用和與核心筒連接的徑向撐桿提供支撐,因而易發(fā)生沿著面外的群柱失穩(wěn)。因此,細(xì)腰段群柱的穩(wěn)定性設(shè)計(jì)成為外框筒結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的突出問(wèn)題之一。受廣州新電視塔工程建設(shè)指揮部的委托,清華大學(xué)對(duì)電視塔細(xì)腰段整體模型進(jìn)行了穩(wěn)定性破壞試驗(yàn)。本文在充分分析已有試驗(yàn)研究成果的基礎(chǔ)上,結(jié)合實(shí)際結(jié)構(gòu)中細(xì)腰段的受力狀態(tài),確定了有限元分析的兩種邊界條件和三種荷載工況,并建立了和試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵恢碌挠邢拊Ｐ?。然?應(yīng)用有限元方法對(duì)細(xì)腰段試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行了二階彈塑性極限承載力分析,以考察細(xì)腰段整體模型在不同邊界約束條件和荷載工況下的失穩(wěn)機(jī)理及穩(wěn)定極限承載力,全面地評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)的安全儲(chǔ)備;研究細(xì)腰段水平徑向支撐的有效性和外框筒鋼結(jié)構(gòu)各構(gòu)件的屈服以及破壞順序,以檢驗(yàn)結(jié)構(gòu)概念設(shè)計(jì)的合理性;將試驗(yàn)加載工況下的分析結(jié)果與試驗(yàn)研究結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析,從而有助于評(píng)價(jià)試驗(yàn)研究成果,同時(shí)檢驗(yàn)有限元方法對(duì)該電視塔結(jié)構(gòu)分析的通用性。1加載盤(pán)受力分析本文采用通用有限元軟件ANSYS進(jìn)行分析,該軟件具有很強(qiáng)的非線性計(jì)算分析能力。有限元模型(見(jiàn)圖1a)按照盡可能模擬試驗(yàn)實(shí)際情況的原則建立,由試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃晚敳考虞d盤(pán)兩部分組成,其幾何尺寸與試驗(yàn)實(shí)際尺寸相同。外框筒鋼管混凝土立柱、斜撐、環(huán)梁等構(gòu)件及核心筒鋼管混凝土均采用三維梁?jiǎn)卧M;三道徑向撐桿(見(jiàn)圖1b)與內(nèi)外框筒鉸接連接,為軸心受力構(gòu)件,因而本文采用二力桿單元模擬;核心筒柱腳彈簧采用自定義截面(見(jiàn)圖1c)的梁?jiǎn)卧M。外框筒立柱和核心筒均為鋼管混凝土柱,本文采用由鋼管和混凝土單元組成的雙單元進(jìn)行模擬,兩個(gè)單元通過(guò)共用節(jié)點(diǎn)以保證鋼管和混凝土共同工作。鋼材采用理想彈塑性本構(gòu)關(guān)系(見(jiàn)圖2a),其屈服強(qiáng)度(見(jiàn)表1)根據(jù)材性試驗(yàn)報(bào)告結(jié)果取值?；炷帘緲?gòu)關(guān)系(見(jiàn)圖2b)采用文獻(xiàn)推薦的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線,該本構(gòu)已考慮鋼管對(duì)混凝土的約束作用,其極限抗壓強(qiáng)度根據(jù)混凝土立方體實(shí)測(cè)強(qiáng)度換算取值。計(jì)算分析采用的邊界條件主要根據(jù)試驗(yàn)中邊界條件的實(shí)現(xiàn)情況和實(shí)際工程中細(xì)腰段原結(jié)構(gòu)的受力這兩個(gè)因素確定。其中,外框筒立柱與頂部加載盤(pán)和底部固定基座鉸接,核心筒柱腳與基座采用彈簧連接。在試驗(yàn)?zāi)Ｐ透叨确秶鷥?nèi),外框筒與核心筒之間由三道水平徑向撐桿連接,撐桿兩端為鉸接。頂部加載盤(pán)的位移邊界條件將反映試驗(yàn)?zāi)Ｐ晚敳康募s束情況,考慮到試驗(yàn)中頂部加載盤(pán)位移形式和實(shí)際結(jié)構(gòu)中的差別,將其位移邊界條件確定為約束扭轉(zhuǎn)和自由兩種邊界情況:邊界條件A:邊界條件A為頂部加載盤(pán)扭轉(zhuǎn)受到約束的情況,與試驗(yàn)的邊界條件相符。試驗(yàn)中頂部加載盤(pán)的位移以平動(dòng)為主,而扭轉(zhuǎn)變形很小,主要原因有兩個(gè),一方面是兩臺(tái)作動(dòng)器采用相同位移的加載方式,相當(dāng)于給頂部加載盤(pán)施加了扭轉(zhuǎn)約束,從而限制了其扭轉(zhuǎn)變形;此外,由于千斤頂壓力過(guò)大,加載端滑車(chē)與頂部加載盤(pán)連接處存在摩擦力,在一定程度上也約束了結(jié)構(gòu)頂部截面的扭轉(zhuǎn)。計(jì)算分析中通過(guò)約束頂部加載盤(pán)中心點(diǎn)的扭轉(zhuǎn)自由度來(lái)實(shí)現(xiàn)。邊界條件B:實(shí)際結(jié)構(gòu)中,并沒(méi)有約束細(xì)腰段頂部截面的扭轉(zhuǎn)變形,因而其位移邊界條件為自由邊界,簡(jiǎn)稱(chēng)為邊界條件B。實(shí)際結(jié)構(gòu)承受的荷載包括豎向荷載和水平荷載,豎向荷載包括恒荷載和活荷載,水平荷載由風(fēng)荷載或地震作用產(chǎn)生。在廣州地區(qū),水平荷載中風(fēng)荷載起控制作用。對(duì)于廣州新電視塔這樣體形復(fù)雜的結(jié)構(gòu),其承受的風(fēng)荷載相當(dāng)復(fù)雜,隨時(shí)間千變?nèi)f化;盡管豎向荷載隨時(shí)間也是變化的,但相對(duì)于風(fēng)荷載而言,豎向荷載值的變化幅度較小。基于以上兩點(diǎn),可認(rèn)為結(jié)構(gòu)承受的豎向荷載是恒定的,而風(fēng)荷載是變化的。經(jīng)簡(jiǎn)化,試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷暮奢d包括豎向軸力N和水平推力H,軸力和水平推力分別模擬豎向荷載和水平風(fēng)荷載的作用。在評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)安全儲(chǔ)備時(shí),將極限水平推力Hu與設(shè)計(jì)值H的比值Hu/H作為評(píng)價(jià)的標(biāo)準(zhǔn)。試驗(yàn)為破壞性試驗(yàn),僅研究了一種工況下試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷姆€(wěn)定性能。為了全面考察細(xì)腰段試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷姆€(wěn)定性能,因而改變軸力N和水平推力H的比值,以研究結(jié)構(gòu)的N-H相關(guān)穩(wěn)定承載力。在分析已有試驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上,為了全面地評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)的安全儲(chǔ)備,最終確定了有限元分析的三種荷載工況:工況一模擬試驗(yàn)加載工況,首先施加軸力至設(shè)計(jì)值N,然后恒定軸力N,施加水平力H直至結(jié)構(gòu)破壞。該工況將評(píng)價(jià)豎向荷載恒定在設(shè)計(jì)值時(shí),結(jié)構(gòu)承受水平荷載的極限能力。工況二將軸力N調(diào)整為設(shè)計(jì)值的2.5倍,然后恒定軸力N,施加水平力H直至結(jié)構(gòu)破壞。根據(jù)試驗(yàn)中僅設(shè)計(jì)軸力作用下模型的受力狀態(tài)推算,2.5倍的設(shè)計(jì)軸力作用下少數(shù)構(gòu)件將開(kāi)始進(jìn)入屈服,但此時(shí)結(jié)構(gòu)仍具有較高的承載能力。該工況將評(píng)價(jià)豎向荷載恒定在使結(jié)構(gòu)達(dá)到彈性極限水平時(shí),結(jié)構(gòu)承受水平荷載的極限能力。工況三為軸力、水平力按設(shè)計(jì)值同比例施加直至結(jié)構(gòu)破壞,以評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)在軸力和水平力共同作用下結(jié)構(gòu)的承載能力。組合以上兩種位移邊界條件、三種荷載工況,本文進(jìn)行了六種邊界和荷載條件下的二階彈塑性極限承載力分析。其中,軸力作用在頂部加載盤(pán)的中心點(diǎn);水平力加載方式分為兩點(diǎn)位移加載和單點(diǎn)力加載,邊界A、工況一下采用兩點(diǎn)位移加載,水平位移施加在頂部加載盤(pán)加載梁上兩臺(tái)作動(dòng)器連接的位置,以模擬試驗(yàn)的加載方式,其余情況均采用單點(diǎn)力加載,水平力施加在頂部加載盤(pán)加載梁的跨中。在上述三種工況中,工況三是結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中最不利荷載工況,其屈曲模態(tài)對(duì)應(yīng)的幾何初始缺陷分布也最不利,將作為彈塑性穩(wěn)定承載力分析時(shí)初始缺陷施加的依據(jù)。首先進(jìn)行工況三下的特征值屈曲分析,考慮了幾何非線性影響,可獲得試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷那奢d和屈曲模態(tài),依此預(yù)測(cè)試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷氖Х€(wěn)機(jī)理及彈性穩(wěn)定性能,同時(shí)作為彈塑性穩(wěn)定承載力分析初始缺陷施加的依據(jù),限于篇幅,本文將不列出該部分分析結(jié)果。其次,進(jìn)行三種工況下的彈塑性穩(wěn)定承載力分析,引入幾何初始缺陷,考慮材料的非線性和結(jié)構(gòu)的幾何非線性,可獲得模型的彈塑性穩(wěn)定極限承載力和失穩(wěn)破壞模態(tài)。在進(jìn)行彈塑性穩(wěn)定承載力分析時(shí),采用工況三下第一階屈曲模態(tài)作為幾何初始缺陷分布模態(tài),參考《網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ61—2003),缺陷幅值取為屈曲模態(tài)豎向波長(zhǎng)的1/300。2外框筒結(jié)構(gòu)分析試驗(yàn)?zāi)Ｐ陀赏饪蛲埠秃诵耐步M成,內(nèi)外筒之間通過(guò)3道水平徑向支撐連接,其中核心筒為鋼管混凝土,外框筒主要包括沿固定角度傾斜的鋼管混凝土立柱、鋼斜撐和鋼環(huán)梁,由組成外框筒平面的基本元素———橢圓自下而上連續(xù)變化并且沿順時(shí)針?lè)较蛐D(zhuǎn)而成,試驗(yàn)?zāi)Ｐ晚?、底部橢圓短軸與X軸夾角分別為22°和34°,橢圓長(zhǎng)短軸尺寸分別為2410mm×1380mm和3080mm×1940mm,外框筒呈上小下大的形狀。試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪芰?jiǎn)圖見(jiàn)圖3、圖4,其中N和H分別為豎向軸力和水平推力,C和S分別為結(jié)構(gòu)的形心、剪心,C1和C2分別為外框筒和核心筒結(jié)構(gòu)各自的形心。在外框筒結(jié)構(gòu)的頂部和底部高度位置,僅有立柱而無(wú)其他外框筒構(gòu)件,外框筒立柱的平面布置近似為橢圓形,且立柱截面相同,盡管各個(gè)立柱傾斜角度不同,但仍可近似認(rèn)為立柱關(guān)于橢圓長(zhǎng)軸和短軸雙軸對(duì)稱(chēng),因而外框筒結(jié)構(gòu)的形心和剪心重合,即位于橢圓中心。而對(duì)于試驗(yàn)?zāi)Ｐ推渌叨鹊慕孛娑?由于外框筒結(jié)構(gòu)包括傾斜布置的立柱、斜撐和環(huán)梁,而不僅僅是立柱,因而截面的形心和剪心很難確定。外框筒結(jié)構(gòu)由扭轉(zhuǎn)變化而成,從試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷牡撞康巾敳?外框筒結(jié)構(gòu)橢圓中心越來(lái)越靠近核心筒中心。核心筒為等截面的鋼管混凝土柱,截面中心即為其形心(剪心),中心緊挨外框筒頂、底部橢圓長(zhǎng)軸,可認(rèn)為在長(zhǎng)軸線上。綜上所述,對(duì)于整個(gè)結(jié)構(gòu)而言,其頂部、底部截面關(guān)于橢圓長(zhǎng)軸對(duì)稱(chēng),所以結(jié)構(gòu)形心C和剪心S均位于長(zhǎng)軸線上,但兩者不重合,結(jié)構(gòu)的形心軸和剪心軸均為空間曲線。結(jié)構(gòu)承受的荷載包括豎向軸力N和相對(duì)于結(jié)構(gòu)頂部力臂為b的水平推力H(見(jiàn)圖5),其中N作用于外框筒頂部橢圓中心C1處,H方向?yàn)樽鴺?biāo)軸X方向,其作用線通過(guò)C1。在結(jié)構(gòu)的頂部,加載盤(pán)僅和外框筒連接,外框筒和核心筒通過(guò)三道徑向撐桿連接,因而荷載首先通過(guò)加載盤(pán)傳遞到外框筒,然后通過(guò)撐桿從外框筒傳遞到核心筒,最終內(nèi)外筒共同受力。在豎向軸力N作用下,N的作用點(diǎn)對(duì)于結(jié)構(gòu)的形心C存在一定的偏心,但偏心矩相對(duì)于橢圓的長(zhǎng)短軸尺寸較小,因此結(jié)構(gòu)受力以軸壓為主,而彎矩較小。此外,連接外框筒和核心筒的水平徑向撐桿采用鉸接連接,豎向可以轉(zhuǎn)動(dòng),因而徑向撐桿基本不將軸力傳遞給核心筒,可認(rèn)為軸力全部由外框筒承擔(dān)。在水平力H作用下,由于荷載相對(duì)于截面的剪心S存在一定的偏心,結(jié)構(gòu)的剪心軸為空間曲線,因此結(jié)構(gòu)不僅彎曲,還將發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形。以結(jié)構(gòu)的頂部截面為例,水平力H可分解為沿著形心主軸xc和yc方向的橫向荷載Hx和Hy,其中Hx相對(duì)于剪心S偏心矩為e,而Hy則通過(guò)剪心。由于H相對(duì)于結(jié)構(gòu)頂部力臂為b,對(duì)頂部截面將產(chǎn)生雙向彎矩作用,因此該截面將會(huì)產(chǎn)生雙向彎曲,如圖6所示的A區(qū)立柱處于雙向彎矩作用的受壓區(qū),因而相對(duì)于其他分區(qū)而言,該區(qū)域立柱柱頂軸壓力最大,群柱穩(wěn)定問(wèn)題突出。此外,Hx偏心產(chǎn)生順時(shí)針?lè)较虻呐ぞ刈饔?因此在頂部加載盤(pán)不約束扭轉(zhuǎn)的邊界條件下,柱頂截面還將產(chǎn)生順時(shí)針?lè)较虻呐まD(zhuǎn)變形。外框筒結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件包括立柱、斜撐和環(huán)梁,承受的荷載包括豎向荷載和水平荷載。在外框筒結(jié)構(gòu)中,立柱是最重要的豎向承力和抗側(cè)力構(gòu)件;斜撐是主要抗側(cè)力構(gòu)件,此外由于斜撐與豎向夾角較小,因而也是主要的豎向承力構(gòu)件,同時(shí)為與之相鄰的立柱提供面內(nèi)支撐作用;環(huán)梁作為立柱之間的聯(lián)系構(gòu)件,除了為與之相鄰的立柱提供面內(nèi)約束外,還通過(guò)環(huán)箍作用為立柱提供面外支撐,由于環(huán)梁與豎向夾角較大,且不直接支承樓層,其受力與傳統(tǒng)框架中的梁不同,因而在豎向荷載作用下,環(huán)梁受力較小,同時(shí)也非主要抗側(cè)力構(gòu)件。外框筒立柱在環(huán)向(面內(nèi))由與之相鄰的環(huán)梁和斜撐提供約束,而在面外僅靠環(huán)梁的環(huán)箍作用和與核心筒連接的三道徑向撐桿提供支撐,因而易發(fā)生沿著面外的群柱失穩(wěn)。對(duì)于單個(gè)立柱而言,其邊界條件為:柱腳鉸接,柱頂與加載盤(pán)鉸接連接,柱頂荷載包括軸力和橫向剪力,中間通過(guò)環(huán)梁和斜撐的連接而受到周?chē)⒅募s束,此外還通過(guò)與之相連的徑向撐桿作用而受到核心筒提供的面外支撐。因此,單根立柱雖為壓彎構(gòu)件,但受力非常復(fù)雜。3隨著時(shí)間的推移，彈塑性穩(wěn)定性3.1結(jié)構(gòu)體系內(nèi)的立柱失穩(wěn)分析工況一、邊界條件A模擬試驗(yàn)的加載工況和實(shí)際邊界條件,主要分析結(jié)果見(jiàn)表2。頂部加載盤(pán)的位移可代表整體結(jié)構(gòu)的變形,分析結(jié)果表明,由于約束了頂盤(pán)的扭轉(zhuǎn),因而其位移以平動(dòng)為主,扭轉(zhuǎn)變形很小,整體結(jié)構(gòu)主要位移方向?yàn)閄方向,Y方向位移較小,與試驗(yàn)結(jié)果較吻合。在設(shè)計(jì)荷載水平下,所有立柱柱頂軸力均為壓力,整體結(jié)構(gòu)處于彈性受力狀態(tài)。在軸力和水平力產(chǎn)生的雙向傾覆力矩共同作用下,在柱頂截面的4個(gè)區(qū)域中(見(jiàn)圖6),A區(qū)為雙向彎矩作用的受壓區(qū),因而該區(qū)域立柱柱頂軸力最大;而C區(qū)為雙向彎矩作用的受拉區(qū),因而該區(qū)域立柱柱頂軸力最小。其中,位于A區(qū)域的18號(hào)立柱離截面彎曲中性軸最遠(yuǎn),因而其柱頂軸壓力最大。經(jīng)比較,計(jì)算軸力值和試驗(yàn)值較吻合(見(jiàn)圖6),絕大多數(shù)立柱的比值在0.8~1.2之間。失穩(wěn)時(shí)刻結(jié)構(gòu)的變形和應(yīng)力見(jiàn)圖7,在軸力和水平力共同作用下,結(jié)構(gòu)整體變形為一壓彎懸臂柱的彎曲變形,頂部位移最大,同時(shí)受壓區(qū)立柱底部和該區(qū)域斜撐在面外發(fā)生局部屈曲,屈曲變形較大的立柱為位于A區(qū)域的17~21號(hào)立柱,典型立柱在主變形方向(X方向)撓度隨水平推力的變化曲線見(jiàn)圖8。破壞區(qū)域的立柱和斜撐已經(jīng)屈曲,其截面塑性擴(kuò)展相當(dāng)充分,同時(shí)結(jié)構(gòu)其他位置的大部分斜撐也已經(jīng)屈服,而環(huán)梁僅有部分進(jìn)入屈服,大部分仍處于彈性受力狀態(tài)。極限狀態(tài)時(shí)水平推力H=1608kN,即為設(shè)計(jì)值的1608/240=6.7倍。代表整體結(jié)構(gòu)變形的頂部加載盤(pán)中心點(diǎn)荷載-位移曲線和典型立柱底部沿著主變形方向的柱頂軸力-位移曲線見(jiàn)圖9~圖11。加載時(shí)首先施加軸力,然后施加水平力,由于結(jié)構(gòu)不對(duì)稱(chēng),整個(gè)結(jié)構(gòu)形心軸是一個(gè)空間曲線,且立柱傾斜,因此僅在軸力作用下立柱即產(chǎn)生彎曲變形。表3給出了典型立柱的極限軸力,其與設(shè)計(jì)軸力的比值均在1.9倍以上。從結(jié)構(gòu)的破壞變形和荷載位移曲線可知,群柱失穩(wěn)屬極值點(diǎn)失穩(wěn)破壞。對(duì)于結(jié)構(gòu)來(lái)說(shuō),它是由各個(gè)桿件組成的一個(gè)整體,單個(gè)桿件總是受到與之相鄰桿件的約束。結(jié)構(gòu)的失穩(wěn),往往是受壓最不利的部分構(gòu)件首先失穩(wěn),然后帶動(dòng)周?chē)鷺?gòu)件發(fā)生失穩(wěn),最終導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)喪失承載能力。典型立柱柱頂軸力-加載盤(pán)位移曲線見(jiàn)圖12,其極限狀態(tài)對(duì)應(yīng)的水平推力值見(jiàn)表4。各立柱極限狀態(tài)對(duì)應(yīng)的水平推力值不同,反映了立柱失穩(wěn)的先后次序,17~19號(hào)和20號(hào)、21號(hào)立柱極限狀態(tài)對(duì)應(yīng)的水平推力值分別相同,且后者推力值較小,說(shuō)明20號(hào)和21號(hào)立柱先于其他立柱首先發(fā)生失穩(wěn),然后是鄰近的17~19號(hào)立柱失穩(wěn),最終形成群柱失穩(wěn)破壞,此時(shí)整體結(jié)構(gòu)達(dá)到穩(wěn)定承載力的極限狀態(tài)。計(jì)算得到的立柱失穩(wěn)順序和試驗(yàn)結(jié)果是一致的。試驗(yàn)研究文章已經(jīng)詳細(xì)地闡述了群柱失穩(wěn)機(jī)理,這里不再贅述。立柱和斜撐是外框筒結(jié)構(gòu)的主要受力構(gòu)件,在施加水平力的過(guò)程中,斜撐先于立柱進(jìn)入屈服,符合結(jié)構(gòu)概念設(shè)計(jì)。當(dāng)水平推力H=618kN時(shí),18~20號(hào)立柱之間的底部斜撐以及頂部部分斜撐首先進(jìn)入屈服,斜撐應(yīng)力分布見(jiàn)圖13;然后,水平推力H=955kN時(shí),位于受壓區(qū)的16~21號(hào)立柱底部開(kāi)始進(jìn)入屈服,立柱鋼管應(yīng)力分布見(jiàn)圖14。此外,分析結(jié)果表明,在僅豎向荷載作用下,立柱的應(yīng)力最大,而環(huán)梁的應(yīng)力最小;在設(shè)計(jì)豎向軸力和設(shè)計(jì)水平力共同作用下,斜撐應(yīng)力最大,環(huán)梁應(yīng)力最小;此外,結(jié)合在整體結(jié)構(gòu)達(dá)到穩(wěn)定承載力極限狀態(tài)時(shí)外框筒結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布,大部分立柱鋼管和斜撐已經(jīng)屈服,而大部分環(huán)梁仍處于彈性受力狀態(tài)。綜上所述,立柱和斜撐是外框筒結(jié)構(gòu)主要的豎向承力和抗側(cè)力構(gòu)件,而環(huán)梁作為立柱之間的聯(lián)系構(gòu)件,主要起到為立柱提供約束的作用,其受力相對(duì)較小。外框筒結(jié)構(gòu)是主要抗側(cè)力體系,相對(duì)于核心筒而言,外框筒承擔(dān)了大部分的水平力。以結(jié)構(gòu)底部為例,圖15給出了內(nèi)外筒底部分擔(dān)的水平力大小變化情況。設(shè)計(jì)荷載狀態(tài)和極限狀態(tài)時(shí)外框筒底部分別分擔(dān)了83%和71%的水平力。在水平力施加過(guò)程中,起初在彈性范圍內(nèi),水平荷載按照內(nèi)外框筒初始抗側(cè)剛度分配,各自分擔(dān)荷載隨位移呈線性變化;然后,外框筒先于核心筒進(jìn)入屈服,水平力重新分配,核心筒分擔(dān)荷載曲線的斜率增大,而外框筒的則趨于平緩,直至外框筒到達(dá)其分擔(dān)水平力的極值點(diǎn),此時(shí)核心筒仍然具有承載能力;水平力繼續(xù)增大,外框筒分擔(dān)水平力值在減小,而核心筒分擔(dān)水平力值繼續(xù)增大,直至整體結(jié)構(gòu)到達(dá)極值點(diǎn),總推力到達(dá)極值點(diǎn)時(shí)核心筒柱腳彈簧部分截面已進(jìn)入屈服。在實(shí)際結(jié)構(gòu)中,水平徑向撐桿作為外框筒立柱的面外支撐構(gòu)件,起到減小立柱計(jì)算長(zhǎng)度的作用,從而提高立柱的穩(wěn)定性。在試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭?內(nèi)外筒之間通過(guò)三道撐桿連接,其中底部?jī)傻罁螚U起到立柱支撐構(gòu)件的作用,而頂部撐桿的受力狀態(tài)和實(shí)際結(jié)構(gòu)相差較大。為保證外框筒和核心筒共同承擔(dān)水平力,試驗(yàn)中加大了頂部徑向撐桿的截面尺寸,頂部撐桿將主要起到傳遞水平力的作用,加載盤(pán)僅和外框筒連接,水平力首先傳到加載盤(pán)上,然后通過(guò)頂部撐桿從外框筒傳遞到核心筒的頂部,二者共同抵抗水平荷載。撐桿與內(nèi)外框筒鉸接連接,因而為軸向拉壓的二力桿。相對(duì)于底部?jī)傻罁螚U,頂部撐桿截面較大,盡管其傳遞了大部分的水平力,但應(yīng)力較小,設(shè)計(jì)和極限這兩種荷載狀態(tài)下壓應(yīng)力和拉應(yīng)力最大的撐桿均出現(xiàn)在底部?jī)傻罁螚U中。設(shè)計(jì)荷載狀態(tài)時(shí)撐桿最大壓應(yīng)力為-13MPa,最大拉應(yīng)力為35MPa,經(jīng)驗(yàn)算滿足強(qiáng)度和穩(wěn)定性要求;極限荷載狀態(tài)時(shí)撐桿最大壓應(yīng)力為-255MPa,最大拉應(yīng)力為283MPa。3.2核心筒抗側(cè)力分析邊界條件B的最終破壞形式(見(jiàn)圖16)與邊界條件A類(lèi)似,均為受壓區(qū)立柱底部和該區(qū)域斜撐在面外的局部屈曲。但也有不同之處,由于邊界條件B的頂部加載盤(pán)自由,因此極限狀態(tài)時(shí)柱頂截面在發(fā)生平動(dòng)位移的同時(shí)出現(xiàn)了明顯的沿著順時(shí)針?lè)较虻呐まD(zhuǎn)變形。以發(fā)生失穩(wěn)破壞的典型立柱19、立柱20為例,其X方向撓度隨水平推力的變化曲線見(jiàn)圖17。立柱的主要變形為彎曲變形,極值點(diǎn)時(shí)立柱局部變形最大的位置與邊界條件A的相同。表5和圖18分別給出了主要分析結(jié)果和頂部加載盤(pán)中心點(diǎn)的荷載-位移曲線。極限狀態(tài)時(shí)水平推力H=1386kN,為邊界條件A的1386/1608=0.86倍,即為試驗(yàn)值的1386/1785=77.3%。相對(duì)于邊界條件A,由于邊界條件B頂盤(pán)自由,約束條件較弱,因而邊界條件B極限承載力低于邊界條件A。圖19給出了內(nèi)外筒底部分擔(dān)的水平力大小變化情況。相對(duì)于核心筒而言,外框筒承擔(dān)了大部分的水平力,設(shè)計(jì)荷載狀態(tài)時(shí)外框筒底部分擔(dān)了83%的水平力,極限狀態(tài)時(shí)外框筒底部分擔(dān)了63%的水平力,說(shuō)明外框筒是主要的抗側(cè)力體系。在施加水平力過(guò)程中,外框筒先于核心筒進(jìn)入屈服,水平力重新分配,核心筒分擔(dān)比例越來(lái)越大。在整體結(jié)構(gòu)到達(dá)極限狀態(tài)時(shí),核心筒柱腳彈簧截面部分已經(jīng)屈服。設(shè)計(jì)荷載狀態(tài)時(shí)徑向撐桿的最大壓應(yīng)力為-12MPa,最大拉應(yīng)力為51MPa,滿足強(qiáng)度和穩(wěn)定性要求。極限荷載狀態(tài)時(shí)徑向撐桿的最大壓應(yīng)力為-226MPa,最大拉應(yīng)力為355MPa。3.3試驗(yàn)結(jié)果分析比較以上兩種邊界條件下的有限元分析結(jié)果,邊界條件A較好地模擬了試驗(yàn)的實(shí)際邊界,而邊界條件B則與試驗(yàn)結(jié)果相差較大。對(duì)比邊界條件A下的有限元分析結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果:計(jì)算得到的結(jié)構(gòu)最終破壞形式為群柱失穩(wěn)破壞,屬極值點(diǎn)失穩(wěn)。極值點(diǎn)時(shí)頂部加載盤(pán)的變形以平動(dòng)為主,扭轉(zhuǎn)變形較小,與試驗(yàn)的破壞形式比較一致;計(jì)算極限水平推力H=1608kN,為設(shè)計(jì)水平推力值的1608/240=6.7倍,即為試驗(yàn)值的1608/1785=90.1%,兩者差值接近10%,且兩者外框筒立柱的前后失穩(wěn)順序相同,說(shuō)明計(jì)算和試驗(yàn)得到的穩(wěn)定極限承載力吻合較好;外框筒斜撐均先于立柱進(jìn)入屈服,符合外框筒結(jié)構(gòu)概念設(shè)計(jì);極值點(diǎn)時(shí)核心筒底部彈簧截面均已部分進(jìn)入屈服;設(shè)計(jì)荷載狀態(tài)立柱柱頂軸力值較吻合,此時(shí)整體結(jié)構(gòu)均處于彈性受力狀態(tài)。綜上所述,邊界條件A有限元分析結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果較吻合,前者可作為試驗(yàn)結(jié)果的有力補(bǔ)充。此外,驗(yàn)證了有限元方法分析該電視塔結(jié)構(gòu)的通用性。通過(guò)邊界條件A下的有限元分析,可得到如下補(bǔ)充試驗(yàn)研究的結(jié)論:設(shè)計(jì)荷載狀態(tài)徑向撐桿的受力滿足強(qiáng)度和穩(wěn)定性要求;立柱和斜撐是外框筒結(jié)構(gòu)主要的豎向承力和抗側(cè)力構(gòu)件,而環(huán)梁受力相對(duì)較小;相對(duì)于核心筒而言,外框筒分擔(dān)了大部分水平力,說(shuō)明外框筒是主要的抗側(cè)力結(jié)構(gòu)。42.3級(jí)流軸的彈塑性穩(wěn)定性以下將對(duì)這兩種荷載工況、不同邊界條件下的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性能進(jìn)行比較分析,限于篇幅,本文僅列出主要分析結(jié)果。4.1結(jié)構(gòu)頂部截面的扭轉(zhuǎn)變形荷載工況二、三下結(jié)構(gòu)最終的破壞形式(見(jiàn)圖20、圖21)與工況一類(lèi)似。邊界條件A約束了頂部加載盤(pán)的扭轉(zhuǎn),因而結(jié)構(gòu)頂部截面的位移以平動(dòng)為主;而邊界條件B為頂部加載盤(pán)自由,因此結(jié)構(gòu)頂部截面發(fā)生平動(dòng)位移的同時(shí)出現(xiàn)了沿著順時(shí)針?lè)较虻呐まD(zhuǎn)變形,但小于工況一對(duì)應(yīng)邊界條件下的扭轉(zhuǎn)變形,這是因?yàn)?發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形是水平力偏離結(jié)構(gòu)截面的剪心所致,而這兩種工況下結(jié)構(gòu)承受的軸力較工況一大,因而與之相關(guān)的極限水平力較小。表6、表7和圖22、圖23分別給出了兩種工況下的主要分析結(jié)果和頂部加載盤(pán)主位移方向的荷載-位移曲線