一种增强H形截面立柱稳定性的构造及方法与流程

本发明涉及一种增强H形截面立柱稳定性的构造及方法，属于结构技术领域。

背景技术：

除尘器是广泛应用于火电、冶金、化工和建材等行业中以消除烟尘的主力环保装备，箱体(亦可称壳体)是其中最重要的工艺部件。当箱体围护结构采用加劲平直钢板墙板—H形(或工字形)截面立柱结构体系时，H形截面立柱一侧翼缘与钢板墙板连续焊接连接。箱体中墙板受到负压和风荷载形成的横向荷载，墙板上作用的横向荷载会传递分配到立柱上，使得立柱承受弯矩；立柱顶部承担轴向压力，因此，立柱实际为一压弯构件。立柱在弯矩和轴向压力共同作用下主要发生失稳破坏，箱体中立柱破坏位置往往发生在立柱靠近顶部的局部轴向压应力较大区域，而其它大部分区域应力水平不高。

技术实现要素：

本发明的目的在于针对墙板—H形截面立柱结构体系中的立柱，提供一种能够显著增强该H形截面立柱稳定性的加固构造与方法，以解决现有除尘器箱体立柱易于发生失稳破坏，材料强度利用率低的问题，藉此可以减小立柱设计截面，从而降低生产成本。

为此，本发明提供了一种H形截面立柱稳定性增强构造，可改善H形截面立柱与墙板连接承受横向支撑时的稳定性，在H形截面立柱前翼缘两侧各焊接一块加固钢板，所述加固钢板一竖直边与立柱前翼缘焊接连接，其上、下两边与L形横隔板焊接连接，另一竖直边保持自由；加固钢板在立柱腹板左右两侧对称布置；所述L形横隔板布置在墙板加劲肋垂直于墙板的板件平面内，与立柱翼缘板、腹板、加劲肋垂直于墙板的板件边缘以及加固钢板上下边缘焊接连接。本领域技术人员应当清楚，与墙板连接的H形截面立柱翼缘为后翼缘，远离墙板的H形截面立柱翼缘为前翼缘。

在本发明的一种实施方式中，所述H形截面立柱稳定性增强构造用于增强除尘器箱体的稳定性。

在本发明的一种实施方式中，所述H形截面立柱也可以表述为工字形截面立柱。

在本发明的一种实施方式中，对于边缘立柱，仅在一侧布置所述稳定性增强构造。

在本发明的一种实施方式中，所述加固钢板厚度等于立柱前翼缘厚度。

在本发明的一种实施方式中，所述加固钢板宽度为立柱前翼缘宽度的0.75倍。

在本发明的一种实施方式中，所述加固钢板沿立柱高度方向布置区间为：当立柱横向支撑间距小于三个加劲肋区间时，加固钢板仅在顶部第一个加劲肋区间布置；当横向支撑间距大于等于三个且小于六个加劲肋区间时，加固钢板在顶部第一、二两个加劲肋区间布置；当横向支撑间距大于等于六个加劲肋区间时，加固钢板在顶部第一、二、三共三个加劲肋区间布置。本领域技术人员应当清楚，所述横向支撑即箱体立柱所受垂直于墙板方向的支撑。

在本发明的一种实施方式中，所述L形横隔板厚度等于立柱前翼缘厚度。

本发明还提供应用所述一种除尘器箱体H形截面立柱稳定性增强构造来提高增强H形截面立柱稳定性的方法，其中，所述加固钢板厚度等于立柱前翼缘厚度，加固钢板宽度为立柱前翼缘宽度的0.75倍，加固钢板沿立柱高度方向布置区间为：当立柱横向支撑间距小于三个加劲肋区间时，加固钢板仅在顶部第一个加劲肋区间布置；当横向支撑间距大于等于三个且小于六个加劲肋区间时，加固钢板在顶部第一、二两个加劲肋区间布置；当横向支撑间距大于等于六个加劲肋区间时，加固钢板在顶部第一、二、三共三个加劲肋区间布置。

本发明的有益效果在于：采用上述除尘器箱体H形截面立柱稳定性增强构造措施后，可使除尘器箱体立柱在原先结构基础上显著提高其稳定承载能力。本发明特别适用于墙板为带加劲肋的平直钢板情况，仅需对易于发生失稳的立柱顶部下方高压应力区域采用稳定性增强构造，这种稳定性增强构造加工制作便利，且节省钢材，无论在横向荷载较大或较小的情况下均能显著提高除尘器箱体立柱承载能力。

附图说明

图1为本发明的结构示意图。

图2为不采用稳定性增强构造的除尘器箱体墙板-立柱结构体系有限元模型。

图3为采用本发明进行稳定性增强后的除尘器箱体墙板-立柱结构体系有限元模型。

图4为墙板承受横向荷载示意图。

图5为加固钢板宽度对立柱稳定性增强构造措施的影响关系曲线。

图6为加固钢板厚度对立柱稳定性增强构造措施的影响关系曲线。

图7为L形横隔板厚度对立柱稳定性增强构造措施的影响关系曲线。

1：H形截面立柱；2：加固钢板；3：墙板加劲肋；4：L形横隔板；5：钢板墙板；6横向支撑(有限元计算模型中以垂直于墙板约束模拟)。

具体实施方式

下面结合附图并通过具体实施例及实施效果来进一步说明本发明的技术方案及其形成过程。可以理解的是，此处所描述的实施例仅仅用于解释本发明，而非对本发明的限定。

参照附图1所示，附图1为本发明除尘器箱体(壳体)H形(工字形)截面立柱稳定性增强构造的结构示意图。在除尘器箱体H形截面立柱1前翼缘两侧各焊接一块加固钢板2，所述加固钢板2一竖直侧边与立柱1前翼缘焊接连接，加固钢板2的上、下两边界与L形横隔板4焊接连接。加固钢板2在立柱1腹板左右两侧对称布置，如果立柱1位于箱体边缘，则仅在立柱1一侧布置该稳定性增强构造措施。所述加固钢板2沿立柱1高度方向布置区间为：当横向支撑6(即立柱1所受垂直于墙板5方向的支撑)间距小于三个加劲肋区间时，加固钢板2仅在顶部第一个加劲肋区间布置；当横向支撑6间距大于等于三个且小于六个加劲肋区间时，加固钢板2在顶部第一、二两个加劲肋区间布置；当横向支撑6间距大于等于六个加劲肋区间时，加固钢板2在顶部第一、二、三共三个加劲肋区间布置。所述加固钢板2厚度等同于立柱1前翼缘厚度，宽度为立柱1前翼缘宽度的0.75倍。所述L形横隔板4布置在墙板加劲肋3垂直于墙板5的板件平面内(在图示实施例中即为角钢加劲肋垂直于墙板的板件平面内)；与立柱1前后翼缘板、腹板、加劲肋垂直于墙板的板件边缘以及加固钢板2上下侧边缘焊接连接。L形横隔板4的延伸边与加固钢板2等宽。所述L形横隔板4厚度等同于立柱1前翼缘厚度。

本发明性能测定

本发明对采用稳定性增强构造方法前、后的除尘器箱体H形截面立柱稳定性的计算、对比和分析通过有限元软件ANSYS进行数值模拟，稳定性增强前和稳定性增强后的有限元模型如附图2和附图3所示。有限元计算分析过程说明如下：

1、定义单元：所有结构部件均采用Shell181单元模拟。

2、定义材料：考虑材料非线性影响，钢材材料采用理想弹塑性模型，以Von-Mises准则判断是否发生屈服。制作除尘器一般采用Q235钢材，其屈服强度f_y＝235MPa，弹性模量E＝2.06×105MPa，泊松比ν＝0.3。

3、施加约束情况：箱体(壳体)墙板顶端与箱体加劲顶板连接，因此在墙板顶部边界施加垂直墙板方向(Z向)的平动约束。墙板底端与灰斗加劲壁板连接，因此在墙板底端边界施加垂直墙板方向的平动约束。立柱受等间距布置的横向支撑(垂直于墙板方向)约束，在立柱与横向支撑连接处施加垂直墙板方向的平动约束。在中间立柱柱底施加三个方向的平动约束。由于箱体内烟气往往是高温，为了释放温度变形，两侧立柱底部仅施加沿墙板高度方向(Y向)和垂直于墙板方向的约束，以实现结构在墙板平面内(X向)可以伸缩变形。

4、施加荷载情况：除尘器箱体墙板在运行过程中受到风荷载以及内外压差(负压)产生垂直于墙板的横向荷载。当设备投入使用一段时间后，积灰荷载以及后期检修荷载、清理积灰的振打荷载等竖向荷载由箱体顶部支承结构传递到立柱，因此立柱在顶部承受轴向压力。上述过程导致除尘器随着时间在不同使用阶段的受力状况有明显差异，此外，由于工艺条件不同，造成的除尘器箱体墙板承受的横向荷载水平是有差异的，因此需要验证稳定性增强构造在不同横向和轴向荷载情况时的效果。为模拟除尘器箱体不同阶段受力不同的情况，模型的加载过程分为两个阶段，第一阶段为施加横向荷载，在墙板上作用均布面荷载P_w，对应试运行阶段和初始开机阶段，受载情况如附图4所示。第二阶段在立柱柱顶施加竖向均布荷载至立柱失稳破坏，立柱破坏时对应的轴向承载力定义为P_c,cr。定义为立柱承担轴向荷载的稳定系数，即(P_cy＝f_y·A_H，A_H为H型钢立柱截面积，P_cy为全截面屈服荷载)。在所有的实施例中，通过改变横向荷载的大小来计算立柱在不同荷载情况下的稳定性。

由于墙板与立柱可靠连续连接，墙板会分担一部分立柱所受轴向荷载，通过对大量有限元计算结果的统计分析，一般立柱顶部截面承担的轴向压力为柱顶施加轴向压力的80％～85％，其余由墙板与立柱的连接结点传递至墙板，因此当立柱顶部施加轴向压力达到1.2P_cy时，立柱顶部截面的大部分区域达到屈服。考虑到所发明的工程设计方法，一是应当考虑结构有一定的安全余量，二是考虑截面尚有剪应力存在，因此当立柱顶部施加轴向压力达到1.2P_cy时，视为立柱顶部已全截面屈服，承载能力达到极限，不再增加轴向荷载。

5、构造初始缺陷：由于除尘器箱体结构在运输、安装、焊接装配等过程中不可避免地会产生初始缺陷。在箱体立柱承受横向和轴向荷载共同状态下，立柱对于压应力较大区域的前半部分截面(腹板与前翼缘)弯扭失稳最为敏感，此时其稳定承载力最低。因此为了考虑初始缺陷的不利影响，同时诱发立柱发生失稳，在立柱高压应力区域构造截面初始弯扭变形，初始变形幅值取为柱高的1/1000。对于横向荷载较小的情况，立柱上的轴向荷载起控制作用，一般其高轴向压应力区在柱顶以下0.15l(l为横向支撑间距)范围内；当横向荷载较大时，模型的最大压应力位置在柱顶以下0.31l范围内，具体的位置随模型的变化而变化。以立柱上最大压应力产生位置为中心，在其上、下各0.04l范围内对结构有限元模型构造初始弯扭变形，形成初始缺陷。一般在该高度范围内立柱上的压应力水平可达到0.90σ_max以上(σ_max为立柱上的最大轴向压应力)，且该范围之外压应力衰减较快。对于各实施例有限元模型的计算表明，在此范围内构造初始缺陷对于结构稳定性是较为不利的，能够充分考虑初始缺陷的不利影响。按照此种方法引入初始缺陷后，缺陷结构最终发生最大失稳变形的位置就在施加初始变形的范围内，即表明立柱上的高轴向压应力区域与施加初始弯扭变形区域以及缺陷结构最终发生失稳区域是一致的。

6、分析过程：对构造初始缺陷的模型(本发明性能测定中所述及的所有实施例模型均引入初始缺陷，包括不设置稳定性增强构造的模型和设置稳定性增强构造的模型)，先在墙板上施加横向荷载，以3000pa的横向均布面荷载来模拟横向荷载水平较小时结构的受力状况；以9000pa的横向均布面荷载来模拟横向荷载水平较大时结构的受力状况。再在立柱顶部施加均布轴向荷载，直至破坏，其极值点即为该模型立柱的稳定承载力。进行立柱稳定承载力分析时也考虑几何非线性影响，采用弧长法跟踪结构响应路径。

下述实施例体现了稳定性增强构造参数的改变对立柱稳定承载力的影响。

实施例1：

除尘器箱体墙板厚度t为7mm，墙板宽度w为3500mm，角钢加劲肋间距s为1170mm，每隔三个加劲肋间距设一道横向支撑(横向支撑间距为l＝3s)，立柱总高度H为11990mm，立柱截面为H200mm×150mm×6mm×9mm(截面高h×翼缘宽b_f×腹板厚t_w×翼缘厚t_f)。

当横向荷载较小时，由柱顶以下0-0.08l范围内构造立柱截面的初始弯扭变形；当横向荷载较大时，在0.24l-0.32l范围内构造初始弯扭变形。计算立柱在横向荷载为3000pa和9000pa时的承载力，得到立柱稳定性增强前的稳定承载力如表1所示。

实施例2：

采用实施例1中的模型参数，对立柱模拟采取稳定性增强构造措施，加固钢板厚度t_s和L形横隔板厚度t_Ls为立柱翼缘厚度的1倍，加固钢板宽度b_s为立柱翼缘宽度的0.5倍，加固区间为第一个加劲肋区间。得到立柱稳定性增强后的稳定承载力如表1所示。

实施例3和实施例4：

实施例3和实施例4相对于实施例2仅改变稳定性增强构造中加固钢板宽度，具体构造参数和立柱稳定承载力比较如表1所示。

实施例5和实施例6：

实施例5和实施例6相对于实施例2仅改变稳定性增强构造中加固钢板厚度，具体构造参数和立柱稳定承载力比较如表1所示。

实施例7和实施例8：

实施例7和实施例8相对于实施例2仅改变稳定性增强构造中L形横隔板厚度，具体构造参数和立柱稳定承载力比较如表1所示。

表1

实施例9：

模型尺寸如下：t为7mm，w为4200mm，s为1000mm，横向支撑间距为l＝5s，立柱总高度H为17060mm，立柱截面为H294×200×8×12。

当横向荷载较小时，在柱顶以下0-0.08l范围内构造初始弯扭变形；当横向荷载较大时，在柱顶以下0.27l-0.35l范围内构造初始弯扭变形。计算立柱在横向荷载为3000pa和9000pa时的承载力，得到立柱稳定性增强前的稳定承载力如表2所示。

实施例10：

采用实施例9中的模型参数，对立柱模拟采取稳定性增强构造措施，t_s和t_Ls为立柱翼缘厚度的1倍，b_s为立柱翼缘宽度的0.5倍，加固区间为第一、二个加劲肋区间。构造初始缺陷后得到立柱稳定性增强后的稳定承载力如表2所示。

实施例11和实施例12：

实施例11和实施例12相对于实施例10仅改变稳定性增强构造中加固钢板宽度，具体构造参数和立柱稳定承载力比较如表2所示。

实施例13和实施例14：

实施例13和实施例14相对于实施例10仅改变稳定性增强构造中加固钢板厚度，具体构造参数和立柱稳定承载力比较如表2所示。

实施例15和实施例16：

实施例15和实施例16相对于实施例10仅改变稳定性增强构造中L形横隔板厚度，具体构造参数和立柱稳定承载力比较如表2所示。

表2

实施例17：

模型尺寸如下：t为7mm，w为4030mm，s为1200mm，横向支撑间距为l＝6s，立柱总高度H为20540mm，立柱截面为H350×350×10×16。

当横向荷载较小时，在柱顶以下0-0.08l范围内构造初始弯扭变形；当横向荷载较大时，在柱顶以下0.12l-0.20l范围内构造初始弯扭变形。计算立柱在横向荷载为3000pa和9000pa时的承载力，得到立柱稳定性增强前的稳定承载力如表3所示。

实施例18：

采用实施例17中的模型参数，对立柱模拟采取稳定性增强构造措施，t_s和t_Ls为立柱翼缘厚度的1倍，b_s为立柱翼缘宽度的0.5倍，加固区间为第一、二个加劲肋区间。构造初始缺陷后得到立柱稳定性增强后的稳定承载力如表3所示。

实施例19和实施例20：

实施例19和实施例20相对于实施例18仅改变稳定性增强构造中加固钢板宽度，具体构造参数和立柱稳定承载力比较如表3所示。

实施例21和实施例22：

实施例21和实施例22相对于实施例18仅改变稳定性增强构造中加固钢板厚度，具体构造参数和立柱稳定承载力比较如表3所示。

实施例23和实施例24：

实施例23和实施例24相对于实施例18仅改变稳定性增强构造中L形横隔板厚度，具体构造参数和立柱稳定承载力比较如表3所示。

表3

将实施例2-8、10-16、18-24采取稳定性增强构造措施后的立柱稳定承载力分别与实施例1、9、17的立柱稳定性增强前的稳定承载力进行对比，可以得出本发明的立柱稳定性增强构造措施对立柱稳定性有极大的提高。

考察比较实施例组1、2、3、4和实施例组9、10、11、12以及实施例组17、18、19、20，加固钢板宽度对立柱稳定承载力的影响关系分别如附图5(a)-5(c)所示。实施例组1、2、3、4中，当b_s达到0.5b_f后，立柱稳定承载力基本不再增加。实施例组9、10、11和12中，当b_s由0.5b_f增加到0.75b_f后立柱稳定承载力提高了10％，此后随着b_s增大立柱稳定承载力不再增加。实施例组17、18、19和20中，当b_s＝0.5b_f和b_s＝0.75b_f时的立柱稳定承载力基本相等，当b_s增加到1.0b_f时，立柱稳定承载力反而下降了17％。上述计算结果比较分析表明，当加固板宽为立柱翼缘宽度的0.75倍时，不同几何尺寸结构中立柱的稳定承载力都基本达到最大值，这样的加固板宽度设计是最优的，因此本发明中对加固钢板宽度的取值为立柱翼缘宽度的0.75倍。

考察比较实施例组1、5、2、6和实施例组9、13、14、10以及实施例组17、21、22、18，加固钢板厚度对立柱稳定承载力的影响关系分别如附图6(a)-6(c)所示，为便于理解，附图中的加固钢板厚度采用了绝对值，与附表中采用的相对值在数值上相同。计算结果表明，加固板厚度对立柱稳定承载力影响较小，当加固板厚度达到立柱翼缘厚度的1倍时，不同几何尺寸结构中立柱的稳定承载力都达到最大值。为了提高稳定性增强效果，且保证加固钢板的局部稳定性，因此本发明中对加固钢板厚度的取值为立柱翼缘厚度的1倍。

考察比较实施例组1、7、2、8和实施例组9、15、16、10以及实施例组17、23、24、18，L形横隔板厚度对立柱稳定承载力的影响关系分别如附图7(a)-7(c)所示，为便于理解，附图中的L形横隔板厚度采用了绝对值，与附表中采用的相对值在数值上相同。计算结果表明，L形横隔板厚度对立柱稳定承载力影响较小，当L形横隔板厚度达到立柱翼缘厚度的1倍时，不同几何尺寸结构中立柱的稳定承载力都基本达到最大值。为了提高稳定性增强效果，且保证L形横隔板的局部稳定性，因此本发明中对L形横隔板厚度的取值为立柱翼缘厚度的1倍。

需要注意的是，由于初始缺陷的存在，加固钢板并非平直板件，在加载后期会有明显的局部失稳发生，但在局部失稳发生后，立柱承载力可以继续明显增加，表明可以利用加固钢板的屈曲后强度。因此，不需要按照压弯构件翼缘的要求限制加固钢板宽厚比。

综上所述：在立柱的稳定性增强构造方法中，当加固钢板宽度为立柱翼缘宽度的0.75倍，加固钢板和L形横隔板厚度为立柱翼缘厚度的1倍时，立柱稳定性增强效果最优。

实施例25：

模型尺寸如下：t为7mm，w为4200mm，s为1000mm，横向支撑间距为l＝2s，立柱总高度H为17060mm，立柱截面为H294×200×8×12。

当横向荷载较小时，在柱顶以下0-0.08l范围内构造初始弯扭变形；当横向荷载较大时，在柱顶以下0.21l-0.29l范围内构造初始弯扭变形。计算立柱在横向荷载为3000pa和9000pa时的承载力，得到立柱稳定性增强前的稳定承载力如表4所示。

实施例26：

采用实施例25中的模型参数，对立柱模拟采取稳定性增强构造措施，t_s和t_Ls为立柱翼缘厚度的1倍，b_s为立柱翼缘宽度的0.75倍，加固区间为第一个加劲肋区间。构造初始缺陷后得到立柱稳定性增强后的稳定承载力如表4所示。

表4

对比实施例25和26，可以得到当横向支撑间距为两个加劲肋区间时，仅加固第一个加劲肋区间即可使立柱的稳定承载力达到极限。由于立柱上的高压应力区域与最终发生失稳区域一致，均在第一个加劲肋区间内，因此当横向支撑间距为两个加劲肋区间时，仅需要加固第一个加劲肋区间。

实施例27：

实施例27相对于实施例3(横向支撑间距为l＝3s，)仅改变加固钢板布置区间，由第一个加劲肋区间变为第一、二个加劲肋区间，得到立柱稳定性增强后的稳定承载力，如表5所示。

表5

实施例28：

模型尺寸如下：t为7mm，w为3500mm，s为1170mm，横向支撑间距为l＝3s，立柱总高度H为11990mm，立柱截面为H200×150×6×9。

当横向荷载较小时，在柱顶以下0-0.08l范围内构造初始弯扭变形；当横向荷载较大时，立柱高轴压应力区域处在第一个加劲肋区间底部和第二个加劲肋区间顶部，即跨越两个加劲肋区间。由于在加劲肋位置有横隔板限制立柱变形，不可能在加劲肋位置形成立柱截面的最大扭转变形，且考虑初始缺陷的出现有一定的随机性，因此在柱顶以下0.36l-0.44l范围内构造初始弯扭变形，即在第二个加劲肋区间构造初始缺陷。计算立柱在横向荷载为3000pa和9000pa时的承载力，得到立柱稳定性增强前的稳定承载力如表6所示。

实施例29：

采用实施例28中的模型参数，对立柱模拟采取稳定性增强构造措施，加固钢板厚度t_s和L形横隔板厚度t_Ls为立柱翼缘厚度的1倍，加固钢板宽度b_s为立柱翼缘宽度的0.75倍，加固区间为第一个加劲肋区间。得到立柱稳定性增强后的稳定承载力如表6所示。

实施例30：

实施例30相对于实施例29仅改变加固钢板布置区间，由第一个加劲肋区间变为第一、二个加劲肋区间，得到立柱稳定性增强后的稳定承载力，如表6所示。

表6

当横向支撑间距为三个加劲肋区间时，立柱上的高压应力区域以及最终的失稳区域可能位于第一个加劲肋区间底部以及第二个加劲肋区间顶部，即跨越两个加劲肋区间。当不采取稳定性增强构造措施情况下立柱失稳发生在第一个加劲肋区间底部时，对比实施例3和27，可以得到横向荷载较大的情况下，加固第一、二个加劲肋区间较仅加固第一个加劲肋区间立柱的稳定承载力有6％提升。当不采取稳定性增强构造措施情况下立柱失稳发生在第二个加劲肋区间顶部时，对比实施例28、29和30，当横向荷载较大时，加固两个加劲肋区间时的承载力较仅加固第一个加劲肋区间时提高了35％，且可以达到承载力极限。由于不采取稳定性增强构造措施情况下立柱的高压应力区域及失稳区域不会发生在第三个加劲肋区间，因此，第三个加劲肋区间无需加固。综上所述，偏于保守地，当横向支撑间距为三个加劲肋区间时，应对第一、二两个加劲肋区间进行加固。

当横向支撑间距为五个加劲肋区间时，对比实施例9和11，得到此时仅加固两个加劲肋区间即可使立柱的稳定承载力达到最大值。当横向支撑间距为四或五个加劲肋区间时，当不采取稳定性增强构造措施情况下立柱的高压应力区域及失稳区域一般发生在柱顶以下两个加劲肋区间内，因此，本发明中设定横向支撑间距为三至五个加劲肋区间时，仅需在第一、二两个加劲肋区间范围内采取稳定性增强措施。

实施例31：

实施例31相对于实施例19(l＝6s)仅改变加固钢板布置区间，由第一、二个加劲肋区间变为第一、二、三个加劲肋区间，得到立柱稳定性增强后的稳定承载力，如表7所示。

表7

实施例32：

模型尺寸如下：t为7mm，w为4200mm，s为1000mm，横向支撑间距为l＝6s，立柱总高度H为17060mm，立柱截面为H294×200×8×12。

当横向荷载较小时，在柱顶以下在0-0.08l范围内构造初始弯扭变形；当横向荷载较大时，在柱顶以下0.27l-0.35l范围内构造初始弯扭变形。计算立柱在横向荷载为3000pa和9000pa时的承载力，得到立柱稳定性增强前的稳定承载力如表8所示。

实施例33：

采用实施例32中的模型参数，对立柱模拟采取稳定性增强构造措施，加固钢板厚度t_s和L形横隔板厚度t_Ls为立柱翼缘厚度的1倍，加固钢板宽度b_s为立柱翼缘宽度的0.75倍，加固区间为第一、二个加劲肋区间。得到立柱稳定性增强后的稳定承载力如表8所示。

实施例34：

实施例34相对于实施例33仅改变加固钢板布置区间，由第一、二个加劲肋区间变为第一、二、三个加劲肋区间，得到立柱稳定性增强后的稳定承载力，如表8所示。

表8

对比实施例组19、31以及实施例组33和34，可以得到当横向支撑间距为六个加劲肋区间时，横向荷载较大的情况下，加固第一、二、三共三个个加劲肋区间较加固第一、二两个加劲肋区间立柱的稳定承载力分别提高了20％和50％，且加固第一、二、三个加劲肋区间时立柱稳定承载力可以达到极限值。因此在横向支撑间距为六个加劲肋区间时，有必要对第一、二、三个加劲肋区间范围内的立柱进行加固。

综上所述：当立柱横向支撑间距小于三个加劲肋区间时，加固钢板仅在顶部第一个加劲肋区间布置；当横向支撑间距大于等于三个且小于六个加劲肋区间时，加固钢板在顶部第一、二两个加劲肋区间布置；当横向支撑间距大于等于六个加劲肋区间时，加固钢板在顶部第一、二、三共三个加劲肋区间布置。

虽然本发明已以较佳实施例公开如上，但其并非用以限定本发明，任何熟悉此技术的人，在不脱离本发明的精神和范围内，都可做各种的改动与修饰，因此本发明的保护范围应该以权利要求书所界定的为准。