考察回廊對結構抗風性能的影響時，對比等材料光滑圓柱殼和在 12.6m，27m，39.6m，54m，66.6m，81m，93.6m，108m 這幾個高度上設置截面高度為 1.1m 的回廊后的環向加筋圓柱殼的極限承載力和屈曲形態。
對比等材料光滑圓柱殼和帶回廊的環向加筋圓柱殼，前者在迎風面發生了整體屈曲，后者由于設置了八層剛度較大的回廊，極大地提高了柜體縱向的抗彎剛度，使結構的整體穩定性能得到了極大的提升，與等材料光滑圓柱殼相比極限承載力由 86Pa 提升至 352Pa，屈曲時的極限位移也由 17cm 降低至不足 3cm，結構的屈曲形態也由迎風面的整體屈曲轉變為迎風面上部發生局部屈曲。通過以上對比可以得出結論：回廊對柜體風致屈曲承載力的提升有很大的作用，并且提高了結構的整體穩定性。
5.3.4 局部穩定和整體穩定
為更加充分地討論結構各構件及其組合對結構整體穩定和局部穩定的作用，本文再對帶有 T 型加勁肋、立柱和回廊這三種構件組合的結構進行風壓極限承載力的計算，分別計算了以下幾種組合，并對其承載力極限值和屈曲形態做了相應統計和描述，得表 5.4：
通過上表可以對比得出以下結論：
①對比第一項和第二項可知 T 型環向加勁肋能大幅提高結構的極限承載力，但是不能改變光滑圓柱殼整體失穩的失穩形態；
②對比第一、第三項可知回廊有足夠大的剛度，雖然對結構極限承載力的提升不及 T 型加勁肋，但是改變了結構的失穩形態，使光滑圓柱殼的迎風面整體失穩轉變成迎風面上部的局部失穩，極大地提高了結構的整體穩定性；
③對比第一、第四項可知立柱對于提高光滑圓柱殼的極限承載力作用相當有限，也未能改變結構的失穩形態；
④對比第二、第六項可知，對于帶有 T 型加勁肋的環向加筋圓柱殼，縱向加勁肋未能改變結構的屈曲形態，對承載力的提升也相當有限；
⑤對比第二、第七項可知，對于帶有 T 型加勁肋的環向加筋圓柱殼，在將部分高度的 T 型肋替換為回廊后，結構的失穩形態由迎風面的整體失穩轉變為迎風面上部的局部屈曲，結構的極限承載力也得到很大的提高；
⑥對比第七、第八項可知，在帶有 T 型環向加勁肋和回廊的基礎上增設縱向加勁肋對結構極限承載力的提高作用有限，對于結構失穩形態也沒有起到作用，可以認為縱向加勁肋即立柱在結構的抗風性能中并為體現出較大的作用。
5.3.5 環向加勁肋布置方案
本文第四章討論了環向加勁肋布置方案對結構抗風性能的影響，其中計算了不同加勁肋截面和加勁肋間距布置下，氣柜風致屈曲值，在耗鋼量大致相當的情況下對比了間距 3.6m 截面 TM 170×250×9×14 和間距 1.8m 截面 TM 122×175×7×11以及間距 0.9m 截面 TM 74×100×6×9 這三個方案的風致特征值屈曲，計算結果表明：小間距小截面的布置方案比大截面大間距的方案抗風能力強，考慮到特征值屈曲分析方法的局限性，有必要用非線性方法對這三個布置方案的抗風性能進行進一步的分析，在采用弧長法對上述三個布置方案進行分析后得到結構失穩臨界基本風壓如表 5.5：
由上表可知，間距 0.9m 截面 TM 74×100×6×9 的布置方案臨界基本風壓最高，比間距 1.8m 截面 TM 122×175×7×11 高出了 43%，而兩者加勁肋材料的數量大致相當，可以認為小間距小截面的布置方案對氣柜的抗風性能最為有利。
5.3.6 內壓的影響
在本文第四章第四節對內壓對于柜體抵抗風荷載的作用進行了討論，考慮到特征值屈曲的局限性，有必要對內壓對柜體抗風能力的作用進行非線性分析，采用荷載步的方式依次施加內壓和風荷載，對比間距為 1.8m 時，柜體活塞處于不同高度時內壓對結構抗風性能的影響，計算后統計其極限承載力如下表：
如表 5.6 所示，在考慮了各工況內壓的基礎上，氣柜的抗風性能有較大差異，其中低位內壓與不考慮內壓沒有區別，高位內壓與不考慮內壓相比，屈曲的位置發生了變化，由側板頂部的屈曲轉變為內壓作用交界處的屈曲，這也造成了高位內壓時，臨界基本風壓有一定的降低；中位和高位內壓相比，屈曲的位置都是內壓作用的交界處，但是中位的臨界基本風壓較小，分析其原因可能為高位時柜頂對于側板最不利位置即內壓作用交界處有一定的有利作用，而中位時最不利位置離柜頂較遠；另一條可能原因在于對氣柜進行分析時沒有考慮活塞密封裝置對側板的作用，在此基礎上進行內壓交界處側板的失穩進行討論有一定的失真。
5.3.7 柜體非線性分析的結論
通過對柜體上各構件單獨或者組合下對柜體風致屈曲形態和承載力的對比分析可以得知：不加筋的等材料光滑圓柱殼對風荷載的抵抗能力很低，僅相當于 0.2倍規范風荷載；增加 T 型環向加勁肋之后抗風性能有一定提升，但是失穩形態并為發生改變，結構依然發生整體失穩；增加縱向加勁肋即立柱對結構的抗風性能沒有太大提升，失穩形態依然為整體失穩；回廊的使用極大地提高了柜體縱向方向上的剛度，從而提高了結構整體失穩的極限承載力，也將結構的失穩形態由整體失穩改變為局部失穩。對于結構整體失穩和局部失穩兩種失穩形式，柜體的回廊即抗風環提高了結構的整體穩定性，而 T 型加勁肋主要解決了結構局部失穩的問題；柜體的縱向加勁肋在結構的抗風性能中并未體現出太大的作用，但是考慮到氣柜在運行過程中還需要抵抗活塞導輪的接觸力，對立柱的設計不能采用風荷載為控制因素。對第四章中對于柜體加勁肋布置方案的結論進行了驗證，進一步表示小截面小間距的加勁肋布置方案較現有設計方案好。
5.4 本章小結
本章對氣柜進行了非線性穩定分析，采用一致缺陷模態方法來考慮柜頂的初始缺陷后，缺陷結構相對于完善結構其荷載位移曲線沒有明顯的線性上升段；屈曲時的極限承載力比完善結構降低了約 12.5%，最終屈曲時的極限位移兩者相差不大；不同缺陷因子作用下，結構的極限承載力降低了 12.5%-19%，屈曲形態沒有變化；文獻[14]中提出的增大中心環梁剛度來提高結構承載力延緩中心環梁失穩的方式可行，但是增加效果較為一般，將中心環梁截面由 C36B 增大到 HW500，結構的極限承載力僅提升了 4.8%，在使用要求能夠得到滿足的情況下應該選取其他更能提高中心環梁穩定性的方式；驗證了前文特征值屈曲分析中對徑向梁和環向梁對柜頂承載力的作用，計算分析表明，增大徑向梁截面對柜頂極限承載力的提高比增大環向梁截面大；
對柜體討論了柜體各構件對氣柜抗風性能的貢獻，其中 T 型加勁肋主要提高了結構的局部穩定性，對提高結構的整體穩定性沒有作用，抗風環極大地提高了結構的整體穩定性，保證結構整體失穩不會先于局部失穩，而柜體縱向加勁肋在柜體抵抗風荷載中并為表現出太大的作用；小截面小間距的環向加勁肋布置方案比現有的設計方案好；氣柜各工況下的內壓對氣柜是否有保護作用還需要進一步的研究。
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