適用于蜂窩型鋼筒倉的結構體系的制作方法

本發明涉及工農業生產儲存領域中鋼筒倉結構設計技術領域，尤其涉及一種適用于蜂窩型鋼筒倉的結構體系。

背景技術：

筒倉是工農業生產運輸等過程中用來儲存散裝物料的倉庫。近年來，隨著行業的發展，人們對物料儲存庫，特別是對其容積的要求越來越高，有些鋼筒倉的容積甚至達10萬立方以上，這對大容積鋼筒倉的設計提出新的挑戰。目前實際工程中設計應用的筒倉基本上是圓形形狀，這使得大容積筒倉的直徑非常大，有時可達100多米。大容積圓形筒倉在實際工程中多設計為落地式平底倉，采用地道式出料方式，常在基礎底板上按一定間距開設多個一定大小尺寸的卸料口，即形成所謂的“多點卸料”方式。對采用多點卸料方式的大容積筒倉，卸料時為了操作的便宜，底板卸料口開放的位置及個數往往是隨機的，即實際工程中采用多點卸料方式時，保證筒倉的中心對稱卸料往往是不現實的，因而偏心卸料甚至大偏心卸料就不可避免。卸料過程中的偏心引起鋼筒倉倉壁散料壓力在周向和豎向的不均勻分布，使結構的承載力顯著降低。

技術實現要素：

本發明的目的是為了解決滿足蜂窩形鋼筒倉這一新型的空間結構的各項力學性能要求等問題，提出一種適用于蜂窩型鋼筒倉的結構體系。

為了達到上述目的，本發明所采用的技術方案如下：一種適用于蜂窩型鋼筒倉的結構體系，所述筒倉由若干單倉相連而成，所述筒倉的橫截面為蜂窩形狀，所述單倉的橫截面為正六邊形，所述單倉的一個面由若干倉壁平板、兩個豎直框架角柱、若干豎直框架中間柱、若干水平框架梁構成，所述若干豎直框架中間柱分布在兩個豎直框架角柱之間，所述豎直框架角柱和豎直框架中間柱之間以及相鄰兩個豎直框架中間柱之間通過水平框架梁垂直相交焊接，所述豎直框架角柱和豎直框架中間柱在焊接節點處豎向連續；所述水平框架梁在節點處，其橫截面焊接在豎直框架角柱或豎直框架中間柱的側面上；所述單倉一個面上的兩個豎直框架角柱、若干豎直框架中間柱和若干水平框架梁連接構成框架；所述倉壁平板焊接在框架上，所述單倉的相連兩個面采用公共的豎直框架角柱,所述單倉的六個面依次連續構成一個單倉；所述倉壁平板、豎直框架角柱、豎直框架中間柱以及水平框架梁構成框殼結構。

進一步的，所述倉壁平板位于框架的一側，或倉壁平板位于框架的中面上。

進一步的，所述倉壁平板的厚度采用均勻壁厚或采用階梯型變壁厚形式。

進一步的，所述豎直框架角柱和豎直框架中間柱的截面采用矩形鋼管、方形鋼管、槽鋼或I字鋼。

進一步的，還包括支架，所述筒倉支撐在支架上。

與現有技術相比，本發明的有益效果如下：

1)卸料偏心對蜂窩倉結構承載力的影響甚微，這是蜂窩倉顯著優于傳統圓形倉的特征之一。平面是由多個六邊形單倉組合而成，每個六邊形單倉倉底均布設有單獨卸料口，因而每個單倉在裝卸料時都是相對獨立的。大直徑圓形鋼筒倉雖然也采用帶倉底卸料口的多點卸料方式，但由于倉內流動通道不是獨立的，而其實際為假想的流動通道，卸料時卸料口開放的個數和位置都是隨機的，因而圓形落地倉卸料時各卸料通道相互干擾，其對倉壁的散料壓力分布影響非常顯著，使倉壁散料壓力沿周向和豎向均顯著不均勻分布。蜂窩形鋼筒倉也可采用多點卸料方式，各單倉可同時或單獨卸料，單倉間由于有共同倉壁阻隔，因而卸料時倉內流動通道之間互不影響或相互影響較小。當蜂窩形群倉中的某些偏離蜂窩倉形心的單倉卸料時，相對整體而言即是偏心卸料，偏心的程度由工作單倉與蜂窩形心的相對位置確定，因此偏心卸料甚至大偏心卸料對蜂窩形鋼筒倉的影響是也是很小的。

2)蜂窩倉可以實現土地的高效利用。圓形筒倉群倉的平面布置多采用行列式的形式，各筒倉之間存在空隙，因而不利于節地。對于蜂窩形筒倉組合群倉而言，各單倉間不存在空隙，在群倉內部兩相鄰筒倉共享倉壁，各單倉之間通過倉壁相連，形成一個大型帶隔板的多邊形“筒倉群”。因而六邊形筒倉組成的群倉有利于節地，特別是對土地資源緊張的情況下，采用蜂窩形筒倉群無疑是有利的。

3)蜂窩形鋼筒倉施工方便，建造周期縮短。蜂窩形鋼筒倉的各倉壁為平面形狀，其曲率為零，與圓形鋼筒倉的倉壁相比，施工建造時不需要彎曲加工，且平面形狀的鋼板焊接時也比弧形鋼板的焊接更為方便，因而可以節約大量的加工時間；另外，蜂窩形鋼筒倉倉壁鋼板的厚度要遠小于相同容積和高度的圓形鋼筒倉，因而也可大大節約筒倉的加工制作時間且施工質量更易保證。

4)蜂窩倉可實現高效節約用材。蜂窩形群倉內部兩相鄰鋼筒倉共享倉壁，因而可以節約一定材料，并縮短施工周期。隨著蜂窩形鋼筒倉中所組成的六邊形單倉的個數的增大，這種優點更加突出。

附圖說明

圖1為不同個數六邊形單倉組合群倉的平面布置圖；

圖2為六邊形鋼筒倉框殼結構布置圖；

圖3為算例蜂窩形筒倉平面布置示意圖；

圖4為六邊形鋼筒倉幾何尺寸圖；

圖5為六邊形鋼筒倉整體有限元模型圖；

圖6為圓形鋼筒倉屈曲模態圖；

圖7為六邊形框殼結構加勁肋布置方案和構件截面布置圖；

圖8為六邊形殼單元鋼筒倉變形形狀圖；

圖9為六邊形鋼筒倉框殼結構1屈曲模態圖；

圖10為六邊形鋼筒倉框殼結構2屈曲模態圖；

圖11為六邊形鋼筒倉框殼結構3屈曲模態圖；

圖12為六邊形鋼筒倉框架結構屈曲模態圖；

圖13為框殼結構鋼筒倉非線性屈曲分析荷載-位移全過程曲線圖；

圖14為框殼結構3荷載-位移曲線的斜率隨位移的變化過程圖；

圖15為兩倉組合時分析工況圖；

圖16為兩倉組合群倉LBA屈曲模態圖；

圖17為兩倉組合群倉GNA屈曲模態圖；

圖18為兩倉組合群倉GMNA屈曲模態圖；

圖19為三倉組合群倉分析工況圖；

圖20為三倉組合群倉LBA屈曲模態圖；

圖21為三倉組合群倉GMNA屈曲模態圖；

圖22為蜂窩形鋼筒倉分析工況圖；

圖23為蜂窩形群倉LBA分析典型屈曲模態圖；

圖24為蜂窩形群倉GMNA分析典型屈曲模態圖；

圖中，倉壁平板1、豎直框架角柱2、豎直框架中間柱3、水平框架梁4、殼單元5、梁單元6。

具體實施方法

為使本發明的內容更加明顯易懂，下面結合附圖及具體實施方法進一步闡述。

圖1為不同個數六邊形單倉組合群倉的平面布置圖，圖2為六邊形鋼筒倉框殼結構布置圖；為本發明提供一種適用于蜂窩型鋼筒倉的結構體系，所述筒倉由若干單倉相連而成，所述筒倉的橫截面為蜂窩形狀，所述單倉的橫截面為正六邊形，所述單倉的一個面由若干倉壁平板1、兩個豎直框架角柱2、若干豎直框架中間柱3、若干水平框架梁4構成，所述若干豎直框架中間柱3分布在兩個豎直框架角柱2之間，所述豎直框架角柱2和豎直框架中間柱3之間以及相鄰兩個豎直框架中間柱3之間通過水平框架梁4垂直相交焊接，所述豎直框架角柱2和豎直框架中間柱3在焊接節點處豎向連續；所述水平框架梁4在節點處，其橫截面焊接在豎直框架角柱2或豎直框架中間柱3的側面上；所述單倉一個面上的兩個豎直框架角柱2、若干豎直框架中間柱3和若干水平框架梁4連接構成框架；所述倉壁平板1焊接在框架上，所述單倉的相連兩個面采用公共的豎直框架角柱2,所述單倉的六個面依次連續構成一個單倉；所述倉壁平板1、豎直框架角柱2、豎直框架中間柱3以及水平框架梁4構成框殼結構。

進一步的，所述倉壁平板1焊接在框架上有兩種方式：所述倉壁平板1位于框架的一側，或倉壁平板1位于框架的中面上。

進一步的，所述倉壁平板1的厚度采用均勻壁厚或采用階梯型變壁厚形式。

進一步的，所述豎直框架角柱2和豎直框架中間柱3的截面采用矩形鋼管、方形鋼管、槽鋼或I字鋼。

進一步的，還包括支架，所述筒倉支撐在支架上。

下面通過實施例對本發明作進一步的說明。

實施案例：

1、工程案例

以實際工程中的某蜂窩形筒倉為例，如圖3所示為工程的平面布置示意圖。蜂窩倉結構總長度為210.35m，總寬度為60.45m，呈四行布置，共有48個六邊形，每16個六邊形為一組(圖1的G16)，共3組，每組群倉間的凈距離為3.0m，六邊形單倉邊長l_c＝9.3m，倉筒的有效高度h_c＝23.55m，如圖4所示，根據六邊形的內切圓可計算六邊形鋼筒倉的有效直徑可得六邊形鋼筒倉單倉長細比h_c/d_c＝1.462，屬歐洲規范中深倉和我國規范淺倉的范疇。為便于比較，表中還列出了相同直徑d_c和高度h_c的圓形鋼筒倉。兩種平面形狀的鋼筒倉幾何參數詳見表1.1，表中倉壁厚度經多次試算確定，并假設為階梯形分布。

表1.1鋼筒倉設計技術參數一覽表

該工程為發電廠，筒倉中的散料為煤炭，分析采用歐洲設計規范系列，參考歐洲規范的設計條件，假設倉壁表面等級為D1，作用評估等級為AAC2，各鋼筒倉分析時所采用的物理力學參數可確定如下表1.2所列。

表1.2散料物理力學參數一覽(物料：煤炭)

對六邊形鋼筒倉而言，由于其倉壁為平面，倉壁不僅作用有散料產生的平面內豎向摩擦力還作用有平面外水平壓力。由平板的結構特性可知，倉壁的平面外剛度較小，為提高倉壁的平面外剛度，需要設置水平向和豎向加勁肋以抵抗倉壁表面的散料水平壓力。此外，六邊形鋼筒倉和圓形鋼筒倉的有限元模型也存在較大差異，分析中假設六邊形單倉的倉底為固支，為分析方便，在六邊形鋼筒倉有限元模型中不包含倉頂屋面等結構，但模型中包括抗風環梁及各種水平和豎向加勁肋。采用大型商業有限元軟件ANSYS進行分析，根據六邊形平面形狀及荷載分布特點，數值分析采用整體有限元模型，如圖5所示，結構中的倉壁采用殼單元SHELL93模擬，而各種加勁肋(包括風梁)則采用梁單元BEAM189模擬。在數值分析計算中，通過弧長法(arc length method)來跟蹤非線性穩定分析的荷載-位移全過程曲線。

2、六邊形單倉結構選型及穩定性能

2.1等長細比圓形鋼筒倉分析

為便于比較，本工程實例同時給出相同長細比的圓形鋼筒倉有限元分析結果，圓形鋼筒倉分析采用的幾何參數見表1.1所示，壁厚采用階梯型分布形式，倉壁沿豎向共分為8段，分段的高度自上而下分別為2.55、3.0、3.0、3.0、3.0、3.0、3.0、3.0m，對應壁厚分別為4.0、4.0、5.0、5.0、6.0、6.0、7.0、8.0mm，等效厚度為5.66mm，圓形鋼筒倉倉壁未設置加勁肋。根據鋼筒倉結構在軸對稱散料荷載作用下的變形云圖，可知結構的變形也是軸對稱的，最大徑向位移發生在倉壁底部，約為3.8mm，遠小于規范規定的位移限值。圓形鋼筒倉在穩定分析GMNA下的屈曲模態如圖6所示，倉壁發生彈塑性變形，倉底為典型的“象腳破壞”模式，臨界屈曲荷載系數λ_cr約為1.78，考慮焊接初始幾何缺陷的影響后，其臨界屈曲荷載系數λ_cr約為1.68，滿足歐洲規范對穩定承載力的要求。

2.2單倉的結構選型及穩定性能

圓形鋼筒倉是典型的薄殼結構，殼單元是結構的主要受力部分，而加勁肋(如果設置)則是一種提高結構穩定性能的措施。而對六邊形鋼筒倉，由于結構不再是軸對稱的，先前針對圓形鋼筒倉的研究成果將可能不再適用，本工程實例主要針對六邊形鋼筒倉采用多種模型進行結構選型，力求尋找針對六邊形鋼筒倉穩定承載能力最優的結構形式。根據六邊形鋼筒倉的平面形狀以及倉壁表面散料壓力的分布形式，對擬分析的六邊形鋼筒倉可能采用的結構形式有：

薄殼結構：與圓形鋼筒倉相同，結構的有限元模型中僅包含殼體單元，結構的承載能力由組成倉壁的薄殼單元承擔。

框架-薄殼結構：這種結構形式的有限元模型中不僅包括殼體單元還包括各種梁單元，結構的承載能力由組成倉壁的薄殼單元和組成各種加勁肋的梁單元共同承擔，兩種單元協調變形、協調受力，組成新的結構形式，也簡稱為框殼結構。本工程實例對框殼結構采用三種不同的框架梁柱布置和截面分布形式(圖7)進行分析。

框架結構：這種結構形式的有限元模型中僅包含梁單元，結構的承載能力由組成加勁肋的梁單元承擔。

本工程實例對以上三種可能的結構形式進行線性靜力(LA)和屈曲分析。屈曲分析的類型僅考慮幾何完善模型，即主要考慮以下3種類型的屈曲分析：

1)LA-線彈性靜力分析；

2)LBA-幾何完善鋼筒倉的線性分支屈曲分析；

3)GNA-幾何完善鋼筒倉的幾何非線性、彈性靜力屈曲分析；

4)GMNA-幾何完善鋼筒倉的幾何非線性、彈塑性靜力屈曲分析。

2.2.1六邊形鋼筒倉-薄殼結構

六邊形鋼筒倉采用殼體結構，單倉的幾何尺寸見表1.1及圖4，倉壁分段數及各分段厚度同上節圓形鋼筒倉，六邊形單倉在線彈性分析(LA)下的變形形狀如圖8所示，變形受倉底和倉頂邊界條件的影響非常明顯，主要是各倉壁的外鼓變形，最大變形約發生在倉壁的中上部，最大側向位移約為357.6m，為相同長細比圓形鋼筒倉最大徑向位移的9萬多倍；倉壁水平向應力不但沿豎向分布不均勻，而且在同一高度處沿水平向分布也是不均勻的，倉壁水平應力的最大值約在高度的2/3處，發生在兩條倉壁交界的邊界處，在倉壁中部最小，最大值與最小值的比值約為2.5；六邊形鋼筒倉結構抵抗散料壓力的側向剛度遠遠小于圓形鋼筒倉的側向剛度，由于六邊形鋼筒倉存在著棱角邊界，引起了應力分布的顯著不均勻和應力集中，這些特性必然會顯著降低六邊形鋼筒倉結構的穩定承載能力。這也從另一角度說明，對圓形鋼筒倉結構有利的水平內壓，在六邊形鋼筒倉中成為最不利的控制荷載，該六邊形薄殼鋼筒倉結構在散料荷載作用下的GMNA屈曲臨界荷載系數僅為0.19。

由以上分析可知，當圓形鋼筒倉和六邊形鋼筒倉采用薄殼結構且采用相同的壁厚分布時，六邊形鋼筒倉的側向剛度及穩定承載能力顯著降低，水平內壓成為控制六邊形鋼筒倉穩定設計的最不利荷載之一，對本算例而言，在GMNA分析下，六邊形單倉的臨界屈曲荷載系數僅為圓形鋼筒倉的臨界屈曲荷載系數的1/9.5，因而薄殼結構并不適用于六邊形鋼筒倉。

2.2.2六邊形鋼筒倉-框殼結構

上述六邊形鋼筒倉采用殼體結構的剛度及穩定承載力很低，自然可以想到，在倉壁設置加勁肋可以提高鋼筒倉結構的側向剛度及穩定性能。需要說明的是圓形鋼筒倉中加勁肋的作用主要是提高倉壁的穩定承載力，倉壁殼單元是主要的受力構件，加勁肋是次要的結構構件，是一種構造措施。

現介紹帶加勁肋六邊形鋼筒倉與帶加勁肋圓形鋼筒倉有著本質的區別，帶加勁肋的圓形鋼筒倉中，倉壁殼單元為主要受力構件，而加勁肋僅是為了提高結構的整體或局部穩定承載力而設置的附加措施，因而本質上仍是薄殼結構。帶加勁肋六邊形鋼筒倉結構為薄殼單元和框架梁單元(加勁肋)共同抵抗散料荷載，框架和與框架相連的薄殼單元共同工作協調變形，因而是一種新穎的結構類型，本發明稱為框架-薄殼結構或簡稱框殼結構。在框殼結構中，殼體單元的受力更加復雜，一方面它承受散料荷載的直接作用，并把散料荷載傳遞給相鄰的框架結構單元，另一方面，殼體單元與框架梁單元共同受力，可以顯著提高框架結構的整體剛度，特別是抗扭剛度，因而是一種新穎的組合結構。

在六邊形鋼筒倉框殼結構中，同樣假設倉壁分段的高度不超過3.0m，這樣倉壁沿豎向共分為8段，每段倉壁的交界處設置水平加勁肋共8條，如圖7中（a）所示。豎向加勁肋的布置方式假設為如下三種形式：框殼結構1僅在六邊形倉壁的交界處(棱角處)設置豎向加勁肋，因而共設置6根豎向加勁肋；框殼結構2除在六邊形倉壁的交界處設置豎向加勁肋以外，同時還在各邊的中間位置也設置豎向加勁肋，因而共設置12根豎向加勁肋；框殼結構3除在六邊形倉壁的交界處設置豎向加勁肋外，同時還在各邊的1/3分段位置也設置豎向加勁肋，因而共設置18根豎向加勁肋，加勁肋的截面布置詳見圖7中(b)所示。三種框殼結構中水平加勁肋的布置是相同的，框殼結構1中豎向加勁肋的間距為9.3m，框殼結構2中豎向加勁肋的間距為4.65m，框殼結構3中豎向加勁肋的間距為3.1m。在數值分析中橫向及縱向加勁肋采用BEAM189單元離散，倉壁采用SHELL93離散。由于在框殼結構中，水平和豎向加勁肋構成框架，為便于表達，下文中水平加勁肋稱為框架梁，豎向加勁肋稱為框架柱。

框殼結構1中的梁柱布置及截面分布見圖7中（a）和7中（b）所示，框架梁柱均采用方形鋼管截面BOX。經線性分析(LA)，框殼結構1中倉壁的最大側向位移約為0.385m，發生在倉壁的中下部；鋼筒倉在屈曲分析LBA、GNA、GMNA下的屈曲模態見圖9所示，其中線性分支屈曲LBA的第一階屈曲模態為倉壁的反對稱局部屈曲，主要發生在倉壁下部區域；GNA考慮了幾何非線性，GMNA同時考慮幾何非線性和材料非線性，兩者的屈曲模態基本類似，結構的變形主要是倉壁的整體彎曲變形，散料的水平壓力使原六邊形倉壁發生圓筒化變形的趨勢，其中倉壁中上部變形最大，最大平面外位移發生在倉壁頂部中間部位節點，而倉壁下部由于受邊界約束的影響，有保持原來六邊形形狀的趨勢。

框殼結構1在屈曲分析LBA、GNA、GMNA下的臨界屈曲荷載系數見表1.3所示，由表可見，由于線性分支屈曲為倉壁殼體單元的局部屈曲，結構的整體承載能力沒有發揮，因而其臨界屈曲荷載系數很小，它不是結構發生屈曲的真實變形形狀，另外，由于線性屈曲發生在底部部位，主要是倉壁局部屈曲引起，因而總可以通過優化該部分倉壁厚度而提高結構的穩定承載力。同時GNA分析結果表明，考慮幾何非線性時，結構的臨界屈曲荷載系數有很大提高，GNA分析時的臨界屈曲荷載系數相對于LBA分析時，提高了約12多倍。考慮幾何非線性及材料非線性的GMNA分析表明，材料非線性對結構的臨界屈曲荷載是非常不利的，它使結構的臨界屈曲荷載系數顯著降低，對框殼結構1，GMNA分析時的臨界屈曲荷載系數僅為GNA分析時臨界屈曲荷載系數的0.31倍，即材料非線性的不利作用使結構的屈曲臨界荷載系數降低約69％。框殼結構1在GMNA分析下的臨界屈曲荷載系數僅為0.55，遠小于規范對穩定設計整體安全系數的要求。表明倉壁的側向剛度較小，需要對倉壁進行加強設計。

表1.3框殼結構屈曲臨界荷載系數λ_cr

2.2.3六邊形鋼筒倉-框殼結構

框殼結構2中的框架梁柱布置及截面分布分別見圖7中（a）和（b）所示，框架梁柱也采用方形鋼管截面BOX，在線性分析中倉壁的最大側向位移約為0.320m，發生在倉壁的中下部；鋼筒倉在屈曲分析LBA、GNA、GMNA下的屈曲模態見圖10所示，其中線性分支屈曲LBA的第一階屈曲模態也為倉壁的反對稱局部屈曲，主要發生在倉壁下部區域，與框殼結構1相比，由于跨中豎向加勁肋的影響，倉壁在水平方向的屈曲更加局部化，在周向引起了兩個變形的局部區域；非線性屈曲分析GNA、GMNA的屈曲模態與框殼結構1類似，均使結構發生圓筒形狀變化的趨勢。框殼結構2在屈曲分析LBA、GNA、GMNA下的臨界屈曲荷載系數見表1.3所示，結果也表明，幾何非線性對結構的臨界屈曲荷載是有利的，而材料非線性則是顯著不利的。

另外，框殼結構2在GMNA分析下的臨界屈曲荷載系數增大為0.93，與框殼結構1相比，屈曲臨界荷載系數約提高70％，表明跨中豎向加勁肋的作用非常明顯，主要原因在于：框殼結構1中的水平加勁肋的跨度為六邊形鋼筒倉倉壁的邊長，即為9.3m，而在框殼結構2中由于跨中豎向加勁肋的設置，水平加勁肋的跨度為六邊形鋼筒倉倉壁邊長的一半，即為4.65m，跨度大大減少，而倉壁的側向剛度主要受水平加勁肋的影響較大，水平加勁肋的跨度減小，其側向剛度必顯著增強，表現為屈曲特性上即是結構的臨界屈曲荷載系數顯著提高。框殼結構2在GMNA分析下的臨界屈曲荷載系數仍小于規范對穩定設計整體安全系數的要求，表明結構的側向剛度仍需要進一步提高。

2.2.4六邊形鋼筒倉-框殼結構

框殼結構3中的框架梁柱布置及截面分布分別見圖7中（a）和（b）所示，梁柱也采用方形鋼管截面BOX，在線性分析中倉壁最大側向位移約為0.280m，發生在倉壁的中下部；鋼筒倉在屈曲分析LBA、GNA、GMNA下的屈曲模態見圖11所示，其中線性分支屈曲LBA的第一階屈曲模態也為倉壁殼單元的反對稱局部變形，主要發生在倉壁下部區域，與框殼結構1和2相比，由于水平加勁肋跨度的進一步減小，倉壁在水平方向的屈曲更加局部化，屈曲僅在倉壁跨度的中跨發生了局部變形，兩邊跨則未發生變形；非線性屈曲分析GNA、GMNA的屈曲模態與框殼結構2類似，均為倉壁的整體彎曲變形。框殼結構3在屈曲分析LBA、GNA、GMNA下的臨界屈曲荷載系數見表1.3所示，結果也表明，幾何非線性對結構的臨界屈曲荷載也是有利的，而材料非線性則使結構的屈曲臨界荷載系數顯著降低。

另外，框殼結構3在GMNA分析下的臨界屈曲荷載系數增大為1.66，稍大于規范對穩定設計整體安全系數的要求；與框殼結構2相比，框殼結構3中水平加勁肋的跨度由4.65m減小為3.10m，其側向剛度增強，結構的臨界屈曲荷載系數約提高78％。可以證明，當在倉壁中間設置3道或以上豎向加勁肋時，即倉壁水平加勁肋的跨度進一步減小，隨著倉壁的側向剛度增強，結構的屈曲臨界荷載系數會進一步提高。但考慮實際工程施工及設計等條件，本申請采用水平加勁肋跨度為3.1m時的框殼結構3，可滿足規范對鋼筒倉結構穩定設計整體安全系數的要求。

2.2.5六邊形鋼筒倉-框架結構

上述三種六邊形鋼筒倉采用框殼結構，在這種結構體系中，倉壁殼單元和框架梁單元協調工作，共同提供抵抗散料荷載的平面外和平面內剛度。為了說明倉壁殼單元和框架梁單元均是不可或缺的，假設框架梁柱的布置及截面同框殼結構3中的框架結構，如圖7。分析中僅考慮框架梁柱的剛度，而忽略倉壁殼單元的剛度，即對六邊形鋼筒倉采用框架結構進行分析。六邊形鋼筒倉框架結構在GMNA屈曲分析下的屈曲臨界荷載系數僅為0.52，對應的屈曲模態如圖12所示。結果表明，由于計算中忽略了倉壁殼單元的作用，結構的整體剛度顯著降低，六邊形鋼筒倉框架結構的屈曲模態為穩定承載力很低的整體扭轉變形；盡管六邊形倉壁殼單元對結構穩定承載力的貢獻比圓形鋼筒倉中倉壁殼單元對結構穩定承載力的貢獻相對小得多，但在六邊形鋼筒倉中，倉壁殼單元是結構組成中不可或缺的一部分，它對保證倉壁和框架加勁肋協同工作共同抵抗外荷載至關重要，因而在實際分析中應充分考慮六邊形鋼筒倉中倉壁殼單元和框架梁單元的共同作用，采用框殼結構體系。

2.2.6框殼結構鋼筒倉荷載-位移全過程特點

結構的屈曲特性總是和其荷載-位移全過程響應密切相關的，上述三類框殼結構在散料荷載作用下的荷載-位移曲線如圖13所示(GMNA分析結果)，其中監控位移點取自倉壁最大側向撓度對應的節點。由圖可見，三類框殼結構的荷載-位移曲線都是高度非線性的，框殼結構1的屈曲臨界荷載系數λ_cr很小，僅為0.55，主要是由于倉壁框架梁跨度較大而側向剛度較弱引起；由于在倉壁中部設置了豎向加勁肋，框殼結構2中的水平連系梁跨度減小為4.65m，因而側向剛度顯著提高，屈曲臨界荷載系數λ_cr增大到0.93，與框殼結構1相比，λ_cr約提高了0.7倍。當在倉壁繼續增加豎向加勁肋而使水平框架梁進一步減小后，倉壁側向剛度仍會繼續增大，表現為結構的屈曲臨界荷載系數進一步提高。如框殼結構3在倉壁中部設置了兩道豎向加勁肋，水平連系梁的跨度減小為3.1m，結構的屈曲臨界荷載系數λ_cr增大到1.66，與框殼結構2相比，λ_cr約提高78％。這個屈曲臨界荷載系數能滿足規范對結構整體穩定的要求。

框殼結構荷載-位移全過程響應反映了結構屈曲的過程特點，結構的荷載-位移全過程曲線及曲線的斜率都反映了變形過程中結構剛度的相對變化，如圖14所示為曲線斜率隨結構變形的變化過程，以框殼結構3為例，結構屈曲的全過程可分為如下三個典型的階段：

1)線性階段：在結構承受荷載的初始階段，結構的位移響應與散料荷載基本呈線性關系，在圖13上表現為一段水平直線，即該段曲線的斜率為常數，但相對結構的全過程，線性階段的范圍較小，線性段荷載系數最高點對應的相應位移w₀約為3.5t_m，其中t_m為六邊形倉壁的平均厚度，對應的荷載系數僅約為0.15。倉壁殼單元由于彎曲變形較小，平面外剛度也較小，這一階段的結構側向剛度主要由框架單元提供。在該范圍內結構的變形也基本處于彈性范圍，倉壁最大Mise應力約為300MPa，發生在兩條倉壁交匯處的中部位置，倉壁應力沿水平和豎向的分布都是不均勻的。

2)強化階段：當結構荷載超過線性階段的最大荷載時，結構的荷載-位移曲線表現為顯著的非線性特性。相對結構的全過程，強化階段的范圍很大，其荷載系數最高點對應的最大位移w_max約為110.0t_m，對應的荷載系數約為1.66。強化階段又可以細分為兩個子階段：前強化階段和后強化階段，該階段荷載位移曲線的斜率均為正值，如圖14。

前強化階段在荷載-位移曲線上的主要特征是結構位移顯著增加而相應的荷載增量越來越小，曲線在圖形上為上凸，即曲線的二階導數為負值，表現為曲線的斜率逐漸變小，但斜率仍為正值，如圖14所示，結構的側向剛度有減小的趨勢。這一階段的結構側向剛度主要由框架結構承擔，而倉壁殼單元發生了一定的彎曲變形，薄膜效應逐漸對結構產生影響，可對結構提供一部分側向剛度，這一特征以側向位移w₁約為40.0t_m時為轉折點，對應的荷載系數約為0.4。

當荷載繼續增加后，結構進入后強化階段，這一階段在荷載-位移曲線上的主要特征是結構荷載增量顯著增加而相應的位移增量越來越小，曲線在圖形上為下凸，即曲線的二階導數為正值，表現為曲線的斜率逐漸變大，結構的側向剛度隨位移增加而增大，如圖14所示。這一階段中倉壁殼單元發生了很大的彎曲變形，薄膜效應十分顯著，且隨著倉壁彎曲變形的增大，薄膜效應對結構剛度的貢獻也逐漸增大，這一階段結構的側向剛度主要由倉壁薄殼單元和框架梁單元共同提供，特別是在這一階段的末尾，荷載-位移曲線的斜率急劇增大，在最大側向位移w_max約為110.0t_m時，結構的荷載系數取得最大，約為1.66。

3)衰減階段：在強化階段的末尾，結構的荷載系數取得最大值，而后結構的剛度突然變小并在位移基本無變化的情況下，荷載系數急劇減小至零。表明在這一階段，結構喪失了承受荷載的能力。

上述六邊形框殼結構鋼筒倉在散料荷載作用下的屈曲過程曲線與圓形鋼筒倉在散料荷載作用下的荷載-位移全過程曲線有著明顯的區別，主要表現在：

1)圓形鋼筒倉的荷載位移曲線是典型薄殼結構的屈曲行為。六邊形鋼筒倉的屈曲主要是由平面倉壁屈曲引起的，圖13所示的結構荷載-位移屈曲過程，實際上與帶加勁肋平板結構的彎曲屈曲過程相類似。六邊形鋼筒倉框殼結構的屈曲本質上屬于平板結構的屈曲行為。

2)六邊形框殼結構鋼筒倉屈曲延性要顯著優于圓形鋼筒倉。以往研究表明，與六邊形鋼筒倉長細比接近的圓形鋼筒倉的屈曲臨界位移約為1.83t_m，而六邊形框殼結構鋼筒倉屈曲時的最大側向位移w_max可達約110.0t_m，因而結構延性顯著優于圓形鋼筒倉。

3組合群倉結構的穩定性能

根據上述對六邊形單倉在散料荷載作用下的穩定性能的分析，指出了圓形鋼筒倉的結構穩定性能要顯著優于相同長細比的六邊形單倉，而兩種平面形狀的鋼筒倉的結構體系也發生了顯著變化，即圓形鋼筒倉的受力體系主要是薄殼結構，而六邊形鋼筒倉的受力體系主要是框殼結構。然而，研究六邊形單倉的意義顯然不僅于此，由于六邊形單倉在平面組合上的便宜性和優越性，理論上六邊形單倉在平面上可以通過任意數目的組合而生成設計形狀的群倉，常見的組合群倉如圖1-2所示。下面介紹一下單倉個數為兩個(G2)、三個(G3)等基本組合數時，各組合群倉在散料荷載作用下的穩定性能，繼而歸納出蜂窩形組合群倉的一些結構特點。

3.1兩倉組合群倉

六邊形單倉是集束式蜂窩形鋼筒倉組成的基本單元，而兩倉組合群倉是最簡單的組合群倉，也是群倉結構分析的一個重要組成部分，根據群倉中各單倉裝卸料的相對關系，兩倉組合群倉主要有以下兩種分析工況，如圖15所示。為便于描述，現把群倉中的單個六邊形倉稱為基倉，以區別于上述的單倉。

3.1.1分析工況

當群倉中的一個基倉裝卸料，而另一基倉為空倉時，顯然這種情況下由于空倉的支撐作用，工作基倉的受力性能要明顯優于單倉，如圖15所示的工況1；當群倉中的兩個基倉同時裝卸料時，顯然兩基倉相鄰公共倉壁兩側的散料豎向摩擦力相互疊加，因而要遠大于單倉的單側豎向摩擦力，而公共倉壁兩側的散料水平壓力由于作用方向相反，當兩基倉同時裝卸料時而基本相互抵消，如圖15所示的工況2。這樣群倉的公共倉壁僅作用有疊加的散料豎向摩擦力而不存在水平散料壓力，而邊界倉壁則同單倉時相同，倉壁上同時存在散料豎向摩擦力和水平向壓力。

由于群倉倉壁上散料荷載分布的這些顯著特點，公共倉壁上的鋼板厚度和框架梁柱截面與其它邊界倉壁存在一定差別，在分析過程中對公共倉壁壁厚和框架梁柱截面作相應優化。

3.1.2穩定性能

兩倉組合群倉結構的LBA線性屈曲模態如圖16所示，由圖可見，工況1和工況2時的結構屈曲變形都是高度局部化的，與單倉的屈曲模態類似，變形僅發生在結構底部的倉壁殼單元部位，且框架梁柱單元基本沒有變形；對工況1，局部變形主要發生在工作基倉，而相連的空倉則沒有發生變形，對工況2，局部變形也發生在兩個工作基倉的底部。對局部變形外的其它區域則基本保持結構的原有形狀。

兩倉組合群倉結構在GNA和GMNA分析下的屈曲模態也與單倉相應的屈曲模態類似，如圖17和圖18所示，結構的變形主要表現為倉壁的整體彎曲屈曲，倉壁殼體單元和框架梁柱共同變形。對工況1而言，荷載作用的基倉對臨近空倉的變形有一定影響，使與之相連的空倉倉壁產生附加變形，反過來，空倉也對臨近基倉產生一定支撐作用，表現在變形上則是兩基倉的公共倉壁的平面外側移顯著小于荷載作用工作基倉的其它各倉壁的平面外側移；對工況2，兩相鄰基倉均有散料荷載作用，因而互為支撐，且互相分擔相互傳來的部分荷載，作用的結果表現在屈曲模態上則是兩基倉共同發生整體彎曲變形，相鄰公共倉壁由于兩側水平向左右荷載的方向相反，因而其平面外變形很小。

另外，群倉結構在各工況下非線性GMNA分析的荷載-位移全過程基本與圖13類似，但兩倉組合群倉模型顯得更加復雜，與單倉結構相比，其曲線在第二階段的荷載-位移響應的斜率變小，結構的基本特性沒有發生變化。

兩倉組合群倉結構在各荷載工況下的線性和非線性屈曲臨界荷載系數見表1.4所示，線性屈曲LBA分析的臨界屈曲荷載系數均小于非線性屈曲分析，主要原因在于兩者屈曲模態的顯著差異，在線性屈曲中，結構的屈曲模態為倉壁的局部屈曲，結構承載力沒有充分發揮，表現為臨界屈曲荷載系數很小。非線性屈曲分析表明，幾何非線性對結構的穩定承載力是有利的，與線性屈曲相比臨界屈曲荷載系數約提高15～20倍；而GMNA分析時的材料非線性對結構的穩定承載力是不利的，與GNA分析相比，臨界屈曲荷載系數約降低了約60％～78％，由于對這種結構分析中總是存在大變形效應并伴隨著倉壁材料的彈塑性屈服，因而結構的穩定承載力應通過GMNA分析來考察(假設不考慮初始幾何缺陷)，按歐洲設計規范的要求承載力荷載系數不小于1.65。另外，兩倉組合結構在工況1、工況2時的臨界屈曲荷載系數也存在顯著差別，對工況1，由于空倉對荷載作用的基倉起一定的支撐作用，因而結構在工況1時的GMNA屈曲臨界荷載系數比上節研究的單倉要高很多，同時也比工況2時的屈曲臨界荷載系數大很多，其臨界荷載屈曲系數約為工況2時的屈曲臨界荷載系數的2倍，這也說明對兩倉組合群倉而言的最不利荷載工況為工況2，即兩倉均為滿倉。另外，與單倉結構相比，兩倉組合群倉結構體系也為框殼結構，結構倉壁厚度與梁柱構件的截面及尺寸基本相同，僅在公共倉壁部位進行了優化。

表1.4兩倉組合群倉結構的臨界屈曲荷載系數λ_cr

3.2三倉組合群倉

三倉組合時，根據群倉中各基倉裝卸料的相對位置關系，主要有以下三種分析工況，如圖19所示。

3.2.1分析工況

當群倉中的一個基倉裝卸料，而另兩基倉為空倉時，顯然這種情況下由于空倉的支撐作用，工作基倉的受力性能要明顯優于單倉，由于三個基倉是關于公共角點中心對稱的，因而三倉的位置是等價的，這種情況只有一個工況，如圖19所示的工況1；當群倉中的兩個基倉同時裝卸料時，顯然在兩基倉相鄰的公共倉壁的散料豎向摩擦力要遠大于單倉，而公共倉壁的散料水平壓力則由于兩側基倉散料的共同作用而基本抵消，由于三個基倉的位置是等價的，這種情況也只有一個工況，如圖19所示的工況2。當三個基倉同時裝卸料時，此為滿倉工況，如圖19所示的工況3。

3.2.2穩定性能

三倉組合群倉結構的線性屈曲模態如圖20所示，由圖可見，工況1～工況3時的結構屈曲變形都是高度局部化的，變形僅發生在結構底部的倉壁部位，且框架梁柱單元基本沒有變形；對工況1，局部變形主要發生在工作基倉，而相連的兩個空倉則沒有變形；對工況2，局部變形發生在兩個工作的基倉底部，而另一空倉則沒有變形；對工況3，局部變形同時發生在三個工作基倉的底部。局部變形區域外的部位則基本保持原有形狀。這也說明了線性屈曲時倉壁殼單元和框架梁柱單元的剛度沒有充分發揮，而使其臨界荷載系數顯著偏小。

三倉組合群倉結構在GMNA分析下的屈曲模態如圖21所示，結構的主要變形為倉壁殼體和框架共同發生的整體彎曲變形。對工況1而言，荷載作用的基倉對臨近兩個空倉的變形有一定影響，使相連的空倉倉壁產生附加變形，空倉也對臨近基倉產生一定支撐，表現在變形上則是三基倉的公共倉壁的平面外側移顯著小于荷載作用基倉的其它各邊平面外側移；對工況2，兩相鄰基倉均有散料荷載作用，因而互為支撐，且互相分擔相互傳來的部分荷載，臨近空倉對兩工作基倉也起一定的支撐作用，作用的結果表現在屈曲模態上則是兩工作基倉共同發生整體彎曲變形，相鄰公共倉壁由于兩側水平向荷載的方向相反，因而其平面外變形很小，而空倉也只在與工作基倉相連的臨近倉壁發生變形；滿倉工況3的屈曲模態表現為三個工作基倉共同發生彎曲變形，而三倉的三個公共倉壁由于兩側散料的水平壓力基本相互抵消，因而其平面外側移很小。結構在幾何非線性GNA分析下的屈曲模態基本與圖21所示的變形形狀類似，此不贅述。另外，群倉結構在各工況下非線性GMNA分析的荷載-位移全過程基本與圖13類似，但三倉組合時的分析模型顯得更加復雜，與單倉結構和兩倉組合結構相比，其曲線在第二階段的荷載-位移響應的斜率變的更小，甚至難以追蹤，而結構的基本屈曲特性沒有發生根本變化，仍屬于帶肋平板屈曲的范疇。

三倉組合群倉結構在各荷載工況下的線性和非線性屈曲臨界荷載系數見表1.5所示，由表可見，線性屈曲LBA分析的臨界屈曲荷載系數均小于非線性屈曲分析，主要原因在于兩者屈曲模態的顯著差異，在線性屈曲中，結構的屈曲模態為倉壁的局部屈曲，而群倉結構主要靠框架梁單元和倉壁殼體單元共同承受荷載的，因而結構的穩定承載力沒有充分發揮，表現為臨界屈曲荷載系數很小。非線性屈曲分析表明，幾何非線性對結構的穩定承載力是有利的，與線性屈曲相比臨界屈曲荷載系數約提高13～15倍；而GMNA分析時的材料非線性對結構的穩定承載力是不利的，與GNA分析相比，臨界屈曲荷載系數約降低了約59％～73％，由于對這種結構分析中總是存在大變形效應并伴隨著材料的彈塑性屈服，因而結構的穩定承載力應通過GMNA分析來考察，按歐洲設計規范的要求承載力荷載系數不小于1.65。另外，三倉組合結構在工況1、工況2、工況3時的臨界屈曲荷載系數也存在顯著差別，對工況1，由于兩空倉對荷載作用的基倉起一定的支撐作用，因而結構在工況1時的GMNA屈曲臨界荷載系數比上節研究的單倉要高很多且也比兩倉組合工況1時的屈曲臨界荷載系數略高；對工況2，臨近空倉對兩工作基倉也有一定的支撐作用，但與工況1相比，空倉的有利作用要小很多，因而工況2時的屈曲臨界荷載系數比工況1約小31％；對工況3而言，在GMNA下的臨界荷載屈曲系數最小，其值約為工況2時的68％，且與工況1時的屈曲臨界荷載系數相比約減小52％，亦即三倉組合群倉時的最不利荷載工況為工況3，即三基倉均為滿倉。另外，與單倉結構和兩倉組合結構相比，三倉組合群倉結構體系也為框殼結構，結構構件的截面及尺寸基本相同，也僅在公共倉壁部位進行了局部優化。

表1.5三倉組合群倉結構的臨界屈曲荷載系數λ_cr

4蜂窩形鋼筒倉穩定分析

上面描述了兩倉和三倉組合群倉結構在各種散料荷載工況下的穩定性能。在蜂窩形鋼筒倉中，其組成基倉的個數較多，因而蜂窩形鋼筒倉除具有上述單倉、多倉組合群倉的一些結構特征外，還可能具有其它一些顯著的特點。現重點討論蜂窩形鋼筒倉的分析工況及各分析工況下的穩定性能。

4.1蜂窩形鋼筒倉穩定分析荷載工況

本實例蜂窩形筒倉擬采用鋼結構設計，平面布置如圖3所示，蜂窩形筒倉中單倉的幾何尺寸見表1.1和圖4。由于蜂窩倉中3組群倉是相互獨立的(每組群倉間凈距離為3.5m)，因而可取任一組進行分析，即分析對象為G16組合群倉。若按群倉中各基倉裝卸料的個數和各基倉相對位置關系，其分析工況將達上百種，若對每種分析工況均詳加研究，其分析代價將是十分高昂的，再加上數值模型的復雜化，使得計算分析更加困難。組合群倉的穩定性能是由某些特定工況控制的，從而對有些工況的分析則是不必要的。由于最終各單倉可采用相同設計，故只需考察群倉中的單倉設計。總的來說，對這些工況進行歸納后，蜂窩形鋼筒倉的分析工況可分為如下三種典型類別。本實例選擇其中幾種典型的工況進行分析，如圖22所示。各組分析工況主要包含以下含義：

1)工況1～工況6，為一個基倉裝卸料，而其余15個基倉為空倉，它表示單個基倉裝卸料時，其余各空倉對單個工作基倉的支撐作用。這些工況相應于蜂窩倉在卸料末尾階段的受荷狀態。

2)工況7～工況12，為一個基倉為空倉，而其余15個基倉同時裝卸料，它表示單個基倉空倉時，其余各工作基倉對單個空倉的影響。這些工況相應于蜂窩倉在卸料中間階段的受荷狀態。

3)工況13，該工況表示16個基倉同時裝卸料時的情況，它代表滿倉工況。該工況相應于蜂窩倉在卸料開始時的受荷狀態。

4.2蜂窩形鋼筒倉的穩定性能

4.2.1屈曲模態

蜂窩形群倉結構的線性屈曲模態如圖23所示，各分析工況下的結構屈曲變形都是高度局部化的，變形僅發生在結構底部的倉壁部位，且主要發生在工作基倉的底部，群倉中的框架梁單元基本沒有發生變形；由于各工況下的屈曲模態基本相似，圖中僅給出了有代表性工況1、工況5、工況10、工況13時的屈曲模態。另外，除與工作基倉相連的空倉倉壁發生一定的變形，空倉的其余倉壁則幾乎沒有變形。這說明工作基倉僅對與之相連的倉壁產生一定影響，而對于不相連的倉壁則幾乎沒有影響，亦即對工作基倉起支撐作用的僅是與之相連的倉壁，而相隔的倉壁的支撐作用幾乎可以忽略，如圖23工況1、工況5。值得注意的是，工況7～工況12中，雖只有一個空倉而其余均為工作基倉，但并不是所有工作倉都同時發生局部屈曲，盡管蜂窩形鋼筒倉的公共倉壁在相同高度處采用了相同的構件幾何尺寸(如倉壁厚度等)，如圖23所示工況10的屈曲模態，這說明倉壁的剛度不僅與其幾何尺寸有關，而且也與基倉在群倉中的位置密切相關；顯然這些部位的局部剛度較其余未屈曲倉壁偏小，因而先于屈曲。局部變形區域外的部位則基本保持原有形狀。工況13代表了滿倉工況，它的屈曲模態也間接印證了上述結論，不同之處在于，滿倉工況時的局部屈曲可能在多處倉壁的底部發生，也不是所有工作基倉的倉壁均發生局部屈曲。

蜂窩形群倉結構在GMNA分析下的屈曲模態如圖24所示，結構的屈曲模態也主要表現為倉壁殼單元和框架梁單元共同發生的整體彎曲變形，圖中也僅給出了有代表性工況1、工況5、工況10、工況13時的屈曲模態。對工況1～工況6而言，它代表群倉中僅有一個工作基倉，而周圍空倉對單個工作基倉的影響，由圖可見，當工作基倉在群倉中所處位置不同時，結構的屈曲模態也變化較大；當工作基倉處于群倉的周邊時，由于工作基倉存在多條倉壁未與其余基倉相連，因而這些倉壁的側向剛度就弱很多，而工作基倉中與周圍基倉相連倉壁的側向剛度則大很多，表現在倉壁側移上則是：未與周圍基倉相連的工作基倉倉壁的平面外位移顯著大于其余和周圍基倉相連的工作基倉倉壁的平面外位移。如圖中工況1所示工作基倉，其左側平面外位移則顯著大于右側平面外位移，而對工況5而言，由于工作基倉周邊均有其余空倉支撐，其六個倉壁的平面外位移幾乎相同。另外，由于其余基倉對工作基倉產生一定的支撐作用，因而工作基倉也對周圍與之相連的基倉的變形有一定影響，使相連的空倉倉壁產生附加變形。

工況7～工況12表示一個基倉為空倉而其余基倉為工作倉時，工作基倉對單個空倉的影響。這種情況下群倉的倉壁根據散料荷載的作用情況可分為兩類，一類是公共倉壁，其兩側均有散料荷載作用，但由于兩側水平作用散料荷載方向相反，因而水平向的散料荷載理論上可以相互抵消，而倉壁兩側的豎向摩擦壓力則由于疊加而成倍增大；另一類為單側散料荷載作用的倉壁，在散料側有水平散料壓力和豎向摩擦壓力同時存在。這兩類倉壁的受力差異較大，對第一類倉壁而言，倉壁上主要存在豎向摩擦力，因而其平面外變形很小；對第二類倉壁而言，散料水平壓力是影響結構屈曲的控制荷載。圖24所示的屈曲模態表明，工作基倉的倉壁均發生整體彎曲變形，而與工作基倉相連的空倉倉壁也產生較大的附加變形，附加變形的大小和空倉在群倉中的位置密切相關。

工況13表示滿倉工況，它的屈曲模態表現為群倉中周圍各工作基倉共同發生彎曲變形；而公共倉壁由于兩側散料的水平壓力基本相互抵消，因而其平面外側移很小，群倉中處于中間位置的基倉變形則不明顯，這也說明了對六邊形蜂窩鋼筒倉穩定性起控制作用的散料荷載為水平壓力而不是豎向摩擦力。另外，蜂窩形群倉結構在幾何非線性GNA分析下的屈曲模態基本與圖24所示的同荷載工況的變形形狀類似，此不贅述，該分析下的屈曲臨界荷載系數見表1.7所示。

蜂窩形群倉結構各工況下非線性GMNA分析的荷載-位移全過程基本與圖13類似，屬于帶肋平板的彎曲屈曲行為，但它的分析模型顯得更加復雜，與上節研究的單倉結構和多倉組合結構相比，其曲線在第二階段的荷載-位移響應的斜率變的更小，甚至難以追蹤，數值模型分析的節點和單元顯著增多，需要多次試算才能得到合理的結果。但蜂窩形筒倉荷載-位移曲線表示的屈曲過程仍屬于平板彎曲屈曲的范疇。

4.2.2臨界屈曲荷載系數

蜂窩形群倉結構在各分析工況下的線性和非線性屈曲臨界荷載系數見表1.7所示，由表可見，線性屈曲LBA分析的臨界屈曲荷載系數亦均遠小于非線性屈曲分析，主要原因在于線性與非線性屈曲模態的顯著差異，在線性屈曲中，結構的屈曲模態主要表現為單個或多個倉壁的局部屈曲，而群倉結構主要靠框架梁單元和殼體單元共同承受散料荷載的，因而結構的穩定承載力沒有充分發揮，表現為臨界屈曲荷載系數很小。非線性屈曲分析表明，幾何非線性對結構的穩定承載力是有利的，與線性屈曲相比臨界屈曲荷載系數約提高9～11倍；而GMNA分析時的材料非線性對結構的穩定承載力是顯著不利的，與GNA分析相比，臨界屈曲荷載系數約降低了約53％～54％。對蜂窩形鋼筒倉而言，結構的屈曲分析應同時考慮幾何非線性和材料非線性。

另外，蜂窩形群倉結構在各分析工況時的臨界屈曲荷載系數也存在顯著差別，對工況1～工況6，由于單個工作基倉受周圍相連空倉的支撐作用，因而結構在這些工況下的GMNA屈曲臨界荷載系數比上節研究的單倉一般要高80％以上；對工況6～工況12，多個工作基倉受單個空倉的支撐作用很小，而周圍工作基倉對單倉的影響較大，因而這些工況在GMNA分析下的臨界荷載屈曲系數與工況1～工況6相比小很多，其值一般約減小40％左右。工況13為滿倉的情況，該工況在GMNA分析下的屈曲臨界荷載系數最小，工況1～工況6時的臨界荷載屈曲系數相比約減小45％～50％，亦即蜂窩形群倉時的最不利荷載工況為工況13，即滿倉工況。

表1.7蜂窩形群倉結構的臨界屈曲荷載系數λ_cr

5通過上述的分析得出本發明的有益效果是：

1)蜂窩形鋼筒倉是一種新型的結構形式，它采用薄殼單元和框架梁單元共同抵抗散料荷載的結構體系-框殼結構。它與帶加勁肋圓形鋼筒倉有著本質的區別，帶加勁肋的圓形鋼筒倉中，倉壁殼單元為主要受力構件，而加勁肋僅是為了提高結構的整體或局部穩定承載力而設置的附加措施，因而本質上仍是薄殼結構。在框殼結構中，殼體單元與框架梁單元共同受力、協調變形，可以顯著提高框架結構的整體剛度，特別是抗扭剛度，因而是一種可行的新型結構形式。

2)框殼結構的荷載-位移全過程與圓形鋼筒倉結構的屈曲全過程有顯著的差異，根據框殼結構荷載-位移全過程響應的特點，結構屈曲的過程可分為三個典型的階段：線性階段，強化階段，衰減階段。蜂窩形鋼筒倉框殼結構的屈曲本質上屬于平板結構的彎曲屈曲行為。

3)倉壁散料豎向摩擦力是引起圓形鋼筒倉倉壁失穩的最主要因素，倉壁散料水平壓力主要引起圓形鋼筒倉倉壁周向拉應力，因而在彈性范圍內它對結構的穩定是有利的。在六邊形鋼筒倉中，散料水平壓力使倉壁產生較大的彎曲應力，水平壓力對結構屈曲的影響一般比豎向摩擦力更為顯著。對圓形鋼筒倉穩定有利的散料水平內壓，在六邊形鋼筒倉中成為最不利荷載且為穩定設計的主要控制荷載。

4)蜂窩形群倉的荷載工況不但隨基倉個數的增加而顯著增加，還與各基倉在群倉中排列的相對位置有關；群倉中基倉個數越多，結構分析應考慮的荷載工況越多。因而確定結構分析的控制工況是有必要且具有現實意義的。對組合群倉和蜂窩形群倉的分析表明，對結構的屈曲分析起控制的工況是滿倉工況。

5)組合群倉和蜂窩形倉的屈曲承載力是由其組成單元，即六邊形基倉的穩定承載力控制的。因而對組合群倉和蜂窩形群倉中的單倉可采用相同設計，并簡化為單個六邊形基倉的設計，然后再根據群倉和蜂窩倉的平面布置組合成設計形狀。

6)與大直徑圓形鋼筒倉相比，六邊形蜂窩倉可實現充分高效的利用土地。蜂窩形鋼筒倉的最大優點是多個六邊形鋼筒倉的集束式建造，由于倉壁是平面的，因此不再需要鋼板的彎曲。另外，倉壁所采用的鋼板厚度多在20mm以內，與圓形鋼筒倉相比其加工制作更加簡單且施工質量更容易保證，施工更方便、建造周期縮短。

7)蜂窩形鋼筒倉具有顯著優于大直徑圓形鋼筒倉的特點：大直徑圓形鋼筒倉采用帶倉底卸料口的多點卸料方式，因而它的穩定性主要是由大偏心卸料工況控制的。蜂窩形鋼筒倉也可采用倉底的多點卸料方式，各基倉可同時或單獨裝卸料。基倉卸料時產生的散料荷載對蜂窩形群倉的影響范圍十分有限。基倉卸料口與蜂窩倉形心之間的偏心甚至大偏心對蜂窩形鋼筒倉的影響是很小的。