CN113704906A - 一种箱体结构中q460高强钢立柱的截面设计方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种箱体结构中Q460高强钢立柱的截面设计方法，属于结构工程技术领域。所述方法包括：考虑初始几何缺陷和残余应力的影响，发明了箱体结构中受墙板蒙皮支撑作用的高强钢立柱轴压稳定性计算方法，并结合横向荷载作用下的立柱承载力计算方法，提出压弯立柱承载力计算方法，并根据初步设计截面立柱的压弯承载力不超过压弯荷载设计值验证设计截面的可靠性。本发明通过设计步骤方法和根据大量非线性有限元模拟拟合得出的具体计算公式，解决了箱体结构Q235钢板墙板‑Q460钢材立柱结构体系中立柱截面设计的问题，达到了保证设计结果可靠以及经济性好的效果。

Description

一种箱体结构中Q460高强钢立柱的截面设计方法

技术领域

本发明涉及一种箱体结构中Q460高强钢立柱的截面设计方法，属于结构工程技术领域。

背景技术

由于大气污染物排放标准的提高，基于新工艺、高效率的除尘器的新建、改建的需求量日益增大，这促进了烟尘收集技术、工艺的不断发展，并且对除尘器支承结构有了更高的要求。中、大型的除尘器箱体结构一般采用带加劲肋的平直钢板墙板一H形截面立柱的组合结构。加劲墙板与H形截面立柱通过连续焊缝连接，形成密闭的除尘空间，并且协同受载。墙板作为主要的围护部件，承受除尘器箱体内部由于气流高温引起的负压(一般在3kPa至9kPa之间)以及一定的风荷载，并将这些横向荷载传递到H形截面立柱。立柱作为除尘器主要的支承骨架，一方面承受墙板传递来的横向荷载，另一方面承担柱顶横梁传递来的箱体内阴极线、阳极板、振打装置等除尘设备的自重以及附着的积灰荷载等竖向压力。为减小立柱的长细比，箱体内部一般设有垂直于墙板方向的横向支撑约束立柱。因此，除尘器箱体H形截面立柱实际为一种多跨连续压弯构件。

对于普通钢材制作的除尘器箱体骨架立柱的承载性能的深入研究发现，由于箱体墙板与立柱焊接形成一个受力整体，墙板能够发挥为立柱分担荷载与提供约束的蒙皮支撑作用，使得箱体立柱的稳定性明显优于独立工作的H形截面立柱，一般在弹塑性阶段失稳，可以充分利用立柱钢材的强度。因此，在墙板设计合理的前提下，将高强度钢材应用于箱体骨架立柱具有良好的稳定性，可以充分利用材料的高强度优势，并且可以有效减小构件截面，进而可以带来降低材料消耗，降低运输安装和防腐防火成本，简化焊接制作工艺，改善抗震性能等诸多益处。

现有技术中关于除尘器箱体立柱承载力的计算方法和立柱截面的设计方法均只针对普通钢材，当立柱采用高强钢后，初始几何变形与残余应力对于立柱稳定承载力的影响程度与普通钢材情况会有差异，由立柱失稳时对应的应力水平所决定的失稳时刻立柱的材料性能与普通钢材也有差异，针对独立工作的高强钢立柱稳定性进行的大量研究表明，普通钢材立柱稳定性计算方法不再适用于高强钢立柱。然而，目前尚无受蒙皮支撑高强钢立柱的承载力计算方法和相应结构设计方法的相关研究报道。

发明内容

为了使高强钢能够可靠应用于除尘器箱体结构，以及其他类似荷载和构造情况的箱体结构，发挥采用高强钢后的性能优势，本发明以除尘器箱体为工程背景，进行了深入系统的研发，针对目前受普通钢材加劲墙板支撑作用的Q460高强钢立柱压弯承载力计算方法的空缺，提出一种准确评估承载力的方法，继而基于承载力验算提出一种箱体结构中Q460高强钢立柱的截面设计方法。

本发明提出的方法充分考虑墙板-立柱结构体系的初始几何缺陷以及墙板与立柱焊接过程中产生的残余应力、残余变形的影响，对各参数的影响规律进行定量研究，得出以多项结构几何参数表征的箱体高强钢压弯柱稳定承载力计算方法，考虑因素全面，可靠性高，便于工程应用。

本发明的方法充分考虑初始缺陷对箱体Q460高强钢立柱轴压稳定性的影响，确定了不同加劲墙板结构参数与立柱截面结构参数对箱体Q460高强钢立柱在轴向压力作用下稳定性的影响规律后，提出了基于除尘器背景的箱体结构中Q460高强钢立柱的轴压稳定性计算方法；在此基础上进一步提出了同时承受横向荷载和轴向压力作用的箱体结构中Q460高强钢立柱压弯承载力计算方法，以承载力验算为条件提出了箱体结构中Q460高强钢立柱的截面设计方法。此方法对于其他非除尘器领域的构造中荷载情况相似的箱体结构也适用。

本发明以除尘器钢结构为研究背景，提供一种基于Q460高强钢立柱的压弯承载力计算的箱体结构Q460高强钢立柱的截面设计方法，其特征在于，所述Q460高强钢立柱承受顶部的轴向压力N，所述箱体墙板承受均布的横向荷载P，所述方法包括如下步骤：

步骤一：根据箱体立柱顶部承受的轴向压力N的设计值，按照立柱全截面屈服初步设计立柱截面，立柱截面积A_H按照公式(1)确定，其中，f为立柱采用Q460高强钢的强度设计值：

A_H＝N/f (1)；

步骤二：根据步骤一中设计的立柱截面积A_H，确定所述Q460高强钢立柱截面腹板高度h₀、腹板厚度t_w、翼缘宽度b_f和翼缘厚度t_f，继而确定此高强钢立柱腹板高厚比h₀/t_w、翼缘宽厚比b_f/t_f、前翼缘与腹板组成T形截面扭转长细比λ_z，T以及立柱截面积与箱体墙板厚度平方比A_H/t²，其中，h₀/t_w、b_f/t_f、λ_z，T、A_H/t²均为无量纲量；并由公式(2)得到箱体结构中Q460高强钢立柱的轴压稳定系数

步骤三：根据箱体墙板厚度t、立柱横向支撑间距l₀(布置在箱体内部对立柱提供垂置墙板方向约束的支撑)、墙板宽度w、立柱截面惯性矩I_x，由公式(3)计算立柱截面模量的修正系数γ，所述t、l₀单位为mm，所述w单位为m，所述I_x单位为m⁴；

步骤四：根据所述Q460高强钢立柱的轴向压力N、立柱截面积A_H及步骤二中得到的轴压稳定系数

求得轴向压力N作用下立柱截面名义平均最大压应力σ_c，max；并根据专利《除尘器箱体立柱在横向荷载作用下的抗弯强度计算方法》(ZL201711459748.8)的算法，计算得到横向荷载P作用下立柱截面的最大弯矩值M_u，max、立柱截面模量W_H及步骤三中得到的修正系数γ求得立柱由于墙板承受横向荷载P而在立柱前翼缘产生的最大压应力σ_M，max；公式如下：

步骤五：将所述轴向压力N引起最大压应力σ_c，max与所述横向荷载P引起最大压应力σ_M，max叠加，并引入最大压应力修正系数ξ以及考虑残余应力不利影响的承载力折减系数0.93，得到所述Q460高强钢立柱的最大实际压应力不超过Q460高强钢的强度设计值f的压弯承载力验算公式如下：

当横向荷载P满足0≤P≤3kPa时，修正系数ξ取1.00；当横向荷载P满足3kPa＜P≤6kPa时，修正系数ξ取0.96；当横向荷载P满足6kPa＜P≤9kPa时，修正系数ξ取0.93；

步骤六：若步骤一设计的立柱截面积A_H、立柱截面腹板高度h₀、腹板厚度t_w、翼缘宽度b_f和翼缘厚度t_f，满足步骤五中的压弯承载力验算公式，且满足

则说明步骤一中设计的立柱截面的安全可靠合理，则设计完成。

根据本发明的方法，经过所述步骤一至所述步骤六的设计验算后，当

则步骤一中设计的立柱截面积A_H过大，不够经济；将步骤一中设计的立柱截面积A_H减小后重新按照步骤一至步骤六进行设计验算直至设计完成。

根据本发明的方法，经过所述步骤一至所述步骤六的设计验算后，当

则步骤一中设计立柱截面过小，承载力不足以承担外荷载，是不安全的，必须将步骤一中设计的立柱截面积A_H增大后重新按照步骤一至步骤六进行设计验算直至设计完成。

根据本发明的方法，经过计算分析证明，残余应力对Q460高强钢立柱承载能力有较小的不利影响，在计算轴向压力N作用下立柱的截面名义平均最大压应力σ_c，max时取0.93为考虑残余应力不利影响的承载力折减系数。

根据本发明的方法，可选地，箱体墙板为带有加劲肋的平直钢板，采用普通钢材制作，立柱为采用Q460高强钢焊接而成的H形截面立柱，布置在箱体非边缘位置，墙板与立柱一侧翼缘连续焊接连接，箱体内部布置等间距的垂直墙板方向的支撑，用于支撑立柱，立柱受到顶部的轴向压力，箱体墙板直接承受横向均布荷载作用；横向荷载并不作用在立柱上，是作用在墙板上，但是会传递到立柱，对立柱产生荷载作用。。

根据本发明的方法，可选地，所述的墙板壁厚t为3.5-8mm；H形截面立柱前翼缘与腹板组成T形截面扭转长细比λ_z，T为49-164，翼缘宽厚比b_f/t_f为6-30，腹板高厚比h₀/t_w为15-68，墙板壁厚与翼缘厚度比t/t_f为0.36-0.56。

根据本发明的方法，对不同几何构造的箱体结构中立柱压弯承载力的计算分析通过有限元软件ANSYS进行数值模拟。

根据本发明的方法，可选地，在考虑墙板-立柱结构体系的初始几何缺陷以及墙板与立柱焊接过程中产生的残余应力影响的情况下，对焊接残余应力与残余变形、墙板壁厚t、加劲墙板宽度w、加劲肋刚度、加劲肋间距s、横向支撑间距l₀、立柱前翼缘与腹板组成T形截面扭转长细比λ_z，T、截面腹板高厚比h₀/t_w、截面翼缘宽厚比b_f/t_f、立柱-墙板相对尺寸比A_H/t²对箱体立柱轴压稳定承载力的影响规律进行定量研究.

根据本发明的方法，可选地，利用最小二乘法拟合得出的轴压稳定系数

并结合多项结构几何参数表征的立柱轴压稳定承载力计算公式，以及横向荷载作用下的立柱承载力的计算方法，考虑受墙板蒙皮支撑作用立柱承载性能特殊性，提出立柱中的最大压应力修正系数ξ，得到计算箱体结构中Q460高强钢立柱的压弯承载力的方法。

根据本发明的方法，按照箱体结构中Q460高强钢立柱的轴压稳定系数的计算公式(2)计算值与有限元计算得到的稳定系数相对误差平均为1.42％，最大相对误差为7.53％。

本发明有益效果是：

本发明提供的一种箱体结构中Q460高强钢立柱的截面设计方法的优点是：

1、适用范围较广：各几何参数的适用范围为，墙板壁厚t为3.5-8mm；H形截面立柱前翼缘与腹板组成T形截面扭转长细比λ_z，T为49-164，翼缘宽厚比b_f/t_f为6-30，腹板高厚比h₀/t_w为15-68，墙板壁厚与翼缘厚度比t/t_f为0.36-0.56。对于满足构造和荷载特征的各领域箱体结构中高强钢立柱承载力计算和截面设计均适用。

2、可靠性高：首先，充分考虑了结构初始几何缺陷和焊接残余应力的不利影响；其次，充分考虑了立柱失稳过程中整体失稳和局部失稳的相关影响；再次，充分考虑了墙板对于立柱的蒙皮支撑作用；最后，基于大量非线性有限元计算得到的各种箱体立柱轴压稳定承载力数据进行最小二乘法拟合提出轴压承载力计算公式，计算式计算值与有限元计算得到的承载力值平均相对误差为1.42％，最大相对误差为7.53％，该拟合计算式是准确可靠的。

3、使用方便：本发明的设计方法步骤清晰，公式明确，计算过程直观简单，可供设计、制造单位参考。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例中的技术方案，下面将对实施例描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。

图1为除尘器加劲墙板-H形截面立柱结构体系及扰动荷载施加示意图；

图2为Q460高强度钢材三折线本构关系示意图；

图3为Q235墙板-Q460立柱截面残余应力分布示意图；

图4为墙板壁厚与立柱轴压稳定系数的关系曲线图；

图5为墙板宽度与立柱轴压稳定系数的关系曲线图；

图6为加劲肋壁厚与立柱轴压稳定系数的关系曲线图；

图7为加劲肋间距与立柱轴压稳定系数的关系曲线图；

图8为横向支撑间距与立柱轴压稳定系数的关系曲线图；

图9为扭转长细比与立柱轴压稳定系数的关系曲线图；

图10为扭转长细比较大时立柱截面变形示意图(实施例115)；

图11为腹板高厚比与立柱轴压稳定系数的关系曲线图；

图12为翼缘宽厚比与立柱轴压稳定系数的关系曲线图；

图13(a)、13(b)、13(c)为立柱一墙板相对尺寸与立柱轴压稳定系数的关系曲线图；

图14为最大压应力修正系数分布情况示意图。

具体实施方式

为使本发明的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合附图对本发明实施方式作进一步地详细描述。

本发明在考虑结构初始缺陷影响的情况下，对不同几何构造的箱体结构中立柱轴压和压弯承载力的计算与分析，均采用有限元软件ANSYS进行。箱体侧面加劲墙板-H形截面立柱结构体系如附图1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：H形截面立柱所用Q460高强度钢材选用不考虑屈服平台的三折线本构模型，如附图2所示，具体数据如表1所示。箱体侧面的加劲墙板采用Q235钢材，选用双线性等向强化模型，屈服强度f_y取235MPa，弹性模量E和泊松比v取值与高强钢相同，强化阶段切线模量取弹性模量的1/100，具体参数详见表1。考虑材料非线性影响，以Von-Mises准则判断是否发生屈服。

表1钢材材料本构参数

3、施加约束情况：箱体墙板，在顶部与底部施加垂直于墙板方向的平动约束(Y向)，模拟墙板顶部大刚度加劲顶板、底部灰斗加劲壁板的约束。对于箱体立柱，在立柱与横向撑杆连接处施加垂直墙板方向的平动约束(Y向)，模拟立柱沿高度方向等间距布置的横向支撑的约束；在中柱底部施加三个方向的平动约束；在两侧边柱底部仅施加垂直于墙板方向和高度方向的平动约束(Y和Z向)，以释放箱体内高温烟气导致的墙板平面内温度变形。

4、施加荷载情况：除尘器箱体结构主要承受横向与轴向两种荷载。其中，负压等横向荷载直接作用在墙板上，由墙板传递到两侧立柱。横向荷载在设备试运行阶段即施加，且在运行过程中基本保持恒定，因此箱体结构第一步受横向荷载作用。轴向荷载通过顶部横梁传递到立柱，积灰自重所占比重很大，且在运行过程中逐渐增加，因此箱体立柱第二步受柱顶轴向压力作用。本发明的荷载施加按照实际除尘器工艺过程中受载的次序，第一步在墙板上施加横向均布压力模拟负压和风荷载等横向荷载，第二步在立柱顶部刚性盖板上施加轴向压力直至结构破坏。定义

为立柱承担轴向压力的名义稳定系数，

(N_cr为立柱轴压阶段施加的极限承载力；N_cy＝f_y·A_H，f_y为Q460钢材屈服强度，A_H为H形截面立柱截面积，N_cy为全截面屈服荷载)。

值代表轴压阶段破坏时立柱顶部施加的名义应力水平大小。计算过程中考虑几何非线性影响，采用弧长法跟踪结构响应路径。

5、初始几何缺陷的构建：立柱受到墙板蒙皮支撑，仅在靠近柱顶的局部区域存在高压应力；而在同一立柱高度上，墙板的存在增大了后翼缘受载面积，使得其荷载水平低于前翼缘，且前翼缘相对较自由，容易发生变形。因此，柱顶区域前半部分截面(前翼缘与腹板)的初始弯扭变形对H形截面立柱的承载能力是最不利的。为了保证研究结果安全可靠，引入较为不利的初始几何缺陷，本发明构造了一种施加定向干扰的完善结构极值点缺陷模态，具体方法为：第一步，确定立柱的高压应力区。对完善结构施加荷载，得到结构破坏时立柱压应力水平不低于0.85倍最大轴压应力σ_z，max的区段，即为立柱高压应力区。第二步，构造极值点缺陷模态。在完善结构柱顶施加轴向压力，同时在高压应力区的一侧前翼缘施加侧向扰动均布线荷载q_d(如附图1的A-A截面所示)，加载至极限。将完善模型达到极值点时的变形模态作为结构初始几何缺陷模态，通过试算并调整扰动荷载，保证立柱初始变形幅值取立柱计算长度(横向支撑间距l₀)的1/1000时，墙板的初始变形不超过板宽的1/400。这种缺陷构造方法不仅考虑了立柱的初始变形，还考虑了墙板的初始鼓曲。

6、焊接残余应力的模拟：本发明通过在焊接部位施加负温的方法引入残余应力，并通过调整负温的大小来控制残余应力的分布形态与幅值，使其与前期研究总结的Q235墙板-Q460立柱截面残余应力分布模型(如附图3所示)一致。

下述实施例体现了焊接残余应力与残余变形对立柱稳定承载力的影响。

实施例1：

除尘器箱体立柱截面为H168×150×6×9(mm)(截面总高h×翼缘宽b_f×腹板厚t_w×翼缘厚t_f)，墙板宽度w为3500mm，墙板厚度t为5mm，墙板加劲肋尺寸为L100×63×8(mm)，墙板加劲肋间距s为1170mm，横向支撑间距l₀为3510mm。

实施例2：

除尘器箱体立柱截面为H224×200×8×12(mm)，墙板宽度w为3500mm，墙板厚度t为5mm，墙板加劲肋尺寸为L100×63×6(mm)，墙板加劲肋间距s为1170mm，横向支撑间距l₀为3510mm。

实施例3：

除尘器箱体立柱截面为H274×200×8×12(mm)，墙板宽度w为5200mm，墙板厚度t为5mm，墙板加劲肋尺寸为L125×80×8(mm)，墙板加劲肋间距s为1040mm，横向支撑间距l₀为5200mm。

实施例4：

除尘器箱体立柱截面为H278×250×9×14(mm)，墙板宽度w为5000mm，墙板厚度t为5mm，墙板加劲肋尺寸为L125×80×8(mm)，墙板加劲肋间距s为1000mm，横向支撑间距l₀为5000mm。

发明人前期通过盲孔法实测Q235钢板-Q460高强钢H形截面立柱体系的截面残余应力分布，以及非线性有限元热力耦合模拟该体系焊接残余应力形成过程，总结得到了Q235墙板-Q460H形截面立柱体系内残余应力分布模型(如附图3所示)。本发明通过在焊接部位施加负温的方法引入残余应力，并通过调整负温的大小来控制残余应力的分布形态与幅值，使其与附图3所示残余应力分布模型一致。通过有限元方法分别计算结构在无、有残余应力时的轴压阶段承载能力，以考察残余应力对结构承载能力的影响。对于四例实施例模型，不同横向荷载水平下无、有残余应力的结构轴向极限荷载值列于表2所示。

表2不同横向荷载水平下无、有残余应力的结构轴向极限荷载对比

由表2可知，考虑残余应力后结构的承载能力有所降低，为未考虑残余应力承载力的0.939至0.986倍，残余应力的不利影响较小。考虑到残余应力对立柱承载能力的影响较小，且这种影响对于不同构造与尺寸的结构差异不大，因此为简化研究，后续有限元模型中不再引入残余应力，而在提出立柱承载力计算方法时引入一个偏于安全的折减系数0.93反映残余应力的不利影响。

除尘器箱体立柱实际承受横向荷载和轴向压力共同作用。横向荷载首先施加，引起的立柱应力和变形均不大，横向荷载作用下的立柱内力计算已有可靠方法。作为研究基础，本发明首先解决除尘器箱体中Q460钢材立柱轴压作用下承载力计算方法问题，下面实施例研究各构造参数对于立柱轴压稳定承载力的定量影响规律(即仅施加柱顶轴向压力无横向荷载工况)。

下述实施例考察了墙板壁厚对箱体立柱轴压稳定承载力的影响。

实施例5、实施例6、实施例7、实施例8、实施例9、实施例10、实施例11：

实施例5、实施例6、实施例7、实施例8、实施例9、实施例10和实施例11相对于实施例1仅改变墙板厚度t，具体结构参数与轴压稳定系数

如表3所示。

实施例12、实施例13、实施例14、实施例15、实施例16、实施例17：

实施例12、实施例13、实施例14、实施例15、实施例16和实施例17相对于实施例2仅改变墙板厚度t，具体结构参数与轴压稳定系数

如表3所示。

实施例18、实施例19、实施例20、实施例21、实施例22、实施例23、实施例24：

实施例18、实施例19、实施例20、实施例21、实施例22、实施例23和实施例24相对于实施例3仅改变墙板厚度t，具体结构参数与轴压稳定系数

如表3所示。

实施例25、实施例26、实施例27、实施例28、实施例29、实施例30：

实施例25、实施例26、实施例27、实施例28、实施例29和实施例30相对于实施例4仅改变墙板厚度t，具体结构参数与轴压稳定系数

如表3所示。

表3实施例结构几何参数与轴压稳定系数

考察比较实施例组1、5、6、7、8、9、10、11，实施例组2、12、13、14、15、16、17，实施例组3、18、19、20、21、22、23、24和实施例组4、25、26、27、28、29、30，立柱的轴压稳定系数

与墙板壁厚t的关系曲线如附图4所示。研究发现对于不同的结构参数，结构呈现两种破坏形式：立柱失稳破坏与墙板强度破坏。为了区分这两种破坏形式，方便后续分别分析其影响，在图4曲线中用实心点表示立柱失稳破坏的情况，用空心点表示墙板强度破坏的情况。由图可见，墙板壁厚对这两种破坏形式的立柱承载力都有一定的影响。当墙板壁厚较小(t＜4.5mm或5mm)时，墙板刚度较小，自身承载能力较弱，容易在较低的荷载水平下就发生墙板屈服破坏。

当墙板壁厚较大(t≥4.5或5mm)时，墙板刚度较大，具有较大的承载能力，此时墙板不再因强度不足而破坏，最终立柱在达到较高应力水平后发生失稳破坏。这种情况下，增大墙板壁厚能在一定程度上增强其对立柱的约束能力，且墙板可为立柱分担更多荷载，从而提高了立柱的轴压稳定性。

比较两种破坏形式的影响程度，对于墙板破坏的情况，墙板壁厚的改变直接影响墙板承载能力；而对于立柱失稳的情况，墙板壁厚主要通过影响墙板对立柱的约束以及荷载分配间接影响立柱稳定性，因此前者影响程度较大，而后者影响程度较小。

下述实施例考察了加劲墙板宽度对箱体立柱轴压稳定承载力的影响。

实施例31、实施例32、实施例33、实施例34、实施例35、实施例36、实施例37、实施例38：

实施例31、实施例32、实施例33、实施例34、实施例35、实施例36、实施例37和实施例38相对于实施例1仅改变墙板宽度w，具体结构参数与轴压稳定系数

如表4所示。

实施例39、实施例40：

实施例39和实施例40相对于实施例2仅改变墙板宽度w，具体结构参数与轴压稳定系数

如表4所示。

实施例41、实施例42、实施例43、实施例44、实施例45：

实施例41、实施例42、实施例43、实施例44和实施例45相对于实施例3仅改变墙板宽度w，具体结构参数与轴压稳定系数

如表4所示。

实施例46、实施例47、实施例48、实施例49：

实施例47、实施例48和实施例49相对于实施例4仅改变墙板宽度w，具体结构参数与轴压稳定系数

如表4所示。

表4实施例结构几何参数与轴压稳定系数

考察比较实施例组31、32、33、34、35、36、37、38，实施例组2、39、40，实施例组41、42、3、43、44、45和实施例组46、4、47、48、49，立柱轴压稳定系数

与墙板宽度w的关系曲线如附图5所示。由图可见，墙板宽度改变基本不影响结构的破坏模式以及立柱轴压承载能力。即便墙板宽度增大至原来的2至3倍，其轴压稳定系数的变化量也不超过2％。

根据上述考察结果和分析，加劲墙板宽度对立柱稳定性的影响较小，因此本发明提出除尘器箱体Q460高强钢立柱轴压稳定承载力计算方法时，不考虑该参数的影响。

下述实施例考察了加劲肋刚度对箱体立柱轴压稳定承载力的影响。

实施例50、实施例51、实施例52、实施例53、实施例54、实施例55、实施例56、实施例57：

实施例50、实施例51、实施例52、实施例53、实施例54、实施例55、实施例56和实施例57相对于实施例1仅改变墙板角钢加劲肋壁厚，具体构造参数与轴压稳定系数

如表5所示。

实施例58、实施例59、实施例60、实施例61、实施例62、实施例63、实施例64：

实施例58、实施例59、实施例60、实施例61、实施例62、实施例63和实施例64相对于实施例2仅改变角钢加劲肋壁厚，具体构造参数与轴压稳定系数

如表5所示。

实施例65、实施例66、实施例67、实施例68、实施例69、实施例70、实施例71、实施例72、实施例73：

实施例65、实施例66、实施例67、实施例68、实施例69、实施例70、实施例71、实施例72和实施例73相对于实施例3仅改变角钢加劲肋壁厚，具体构造参数与轴压稳定系数

如表5所示。

实施例74、实施例75、实施例76、实施例77、实施例78、实施例79、实施例80、实施例81：

实施例74、实施例75、实施例76、实施例77、实施例78、实施例79、实施例80和实施例81相对于实施例4仅改变角钢加劲肋壁厚，具体构造参数与轴压稳定系数

如表5所示。

表5实施例结构几何参数与轴压稳定系数

考察比较实施例组50、51、52、53、54、55、56、1、57，实施例组58、59、60、61、2、63、64，实施例组65、66、67、68、69、70、3、71、72、73和实施例组74、75、76、77、78、4、79、80、81，立柱的轴压稳定系数

与墙板角钢加劲肋壁厚的关系曲线如附图6所示。由图可知，当加劲肋壁厚较小(t_s＜3mm或5mm)时，加劲肋壁厚的影响十分显著，此时结构体系在较小的荷载水平下即发生墙板强度破坏。这是因为顶部区格(顶部第一、第二道墙板加劲肋之间围成的区域)的墙板-立柱结构体系作为一道深梁，顶部第一道加劲肋作为上翼缘，墙板作为腹板，顶部第二道加劲肋作为下翼缘。深梁截面的抗弯能力主要由作为上、下翼缘的加劲肋提供，因此顶部的X向弯曲内力主要由墙板顶部的角钢加劲肋承担。一旦加劲肋的刚度(壁厚)减小，即深梁截面抗弯模量明显减小，更多的弯曲压应力分配到作为腹板的墙板上，墙板应力水平显著提高从而提早进入屈服状态，导致结构体系承载力明显下降。

当加劲肋壁厚较大(t_s≥5mm)时，角钢加劲肋具有足够的抗弯能力，使得墙板产生的弯曲压应力较低，墙板强度破坏不易发生，结构最终呈现立柱失稳的破坏形式。加劲肋壁厚对立柱稳定性的影响不大。这是因为，第一，角钢等间距离散布置，其刚度的增大仅对局部有限的墙板刚度有增强效果，并不能显著提高整个墙板的刚度，墙板为立柱分担荷载的比例未能有明显提高。第二，虽然角钢加劲肋通过连接板对立柱起到约束作用，但是这种约束是离散的、间断的，作用较弱，仅改变加劲肋刚度不能对立柱的约束情况有较大影响。因此当承载力取决于立柱抵抗失稳能力时，墙板加劲肋刚度的提高影响较小。因此，加劲肋刚度这一参数主要影响墙板承载能力，对立柱稳定承载力影响不大。当加劲肋刚度降低到一定程度后，会显著削弱顶部墙板的刚度，从而使得结构体系在较低荷载水平下发生墙板强度破坏。

根据上述考察结果和分析，从优化设计的角度，仅将顶部区域的加劲肋截面设计得刚度较大，而墙板中下方的加劲肋刚度可设计得较小。考虑到工程实际设计时墙板角钢加劲肋为了限制墙板过度变形，设计刚度较大，而当加劲肋刚度增加到一定值后，立柱轴压稳定系数基本不再提高，因此本发明根据通常除尘器结构构造情况，提出除尘器箱体Q460高强钢立柱轴压稳定承载力计算方法时，不再体现墙板加劲肋刚度的影响。

下述实施例考察了加劲肋间距s对箱体立柱轴压稳定承载力的影响。

实施例82、实施例83、实施例84：

实施例82、实施例83和实施例84相对于实施例1仅改变墙板角钢加劲肋间距，具体构造参数与轴压稳定系数

如表6所示。

实施例85、实施例86、实施例87：

实施例85、实施例86和实施例87相对于实施例2仅改变墙板角钢加劲肋间距，具体构造参数与轴压稳定系数

如表6所示。

实施例88、实施例89：

实施例88和实施例89相对于实施例3仅改变墙板角钢加劲肋间距，具体构造参数与轴压稳定系数

如表6所示。

实施例90、实施例91：

实施例90和实施例91相对于实施例4仅改变墙板角钢加劲肋间距，具体构造参数与轴压稳定系数

如表6所示。

表6实施例结构几何参数与轴压稳定系数

考察比较实施例组82、1、83、84，实施例组85、2、86、87，实施例组88、3、89和实施例组90、4、91，立柱的轴压稳定系数

与角钢加劲肋间距的关系曲线如附图7所示。所分析的结构模型在加劲肋间距改变时，其破坏模态都保持为立柱失稳，且立柱轴压稳定系数基本保持不变。墙板加劲肋间距对于墙板自身承载能力和立柱稳定性影响都不大，因此对于反映结构整体承载能力的立柱轴压稳定系数影响不大。因此，本发明提出除尘器箱体立柱轴压稳定承载力计算方法时，不考虑该参数的影响。

下述实施例考察了横向支撑间距l₀对箱体立柱轴压稳定承载力的影响。

实施例92、实施例93、实施例94、实施例95：

实施例92、实施例93、实施例94和实施例95相对于实施例1仅改变横向支撑间距l₀的大小，具体构造参数与轴压稳定系数

如表7所示。

实施例96、实施例97、实施例98、实施例99：

实施例96、实施例97、实施例98和实施例99相对于实施例2仅改变横向支撑间距l₀的大小，具体构造参数与轴压稳定系数

如表7所示。

实施例100、实施例101、实施例102、实施例103：

实施例100、实施例101、实施例102和实施例103相对于实施例3仅改变横向支撑间距l₀的大小，具体构造参数与轴压稳定系数

如表7所示。

实施例104、实施例105、实施例106、实施例107：

实施例104、实施例105、实施例106和实施例107相对于实施例4仅改变横向支撑间距l₀的大小，具体构造参数与轴压稳定系数

如表7所示。

表7实施例结构几何参数与轴压稳定系数

考察比较实施例组92、93、94、95，实施例组96、97、2、98、99，实施例组100、101、3、102、103和实施例组104、105、4、106、107，立柱的轴压稳定系数

与横向支撑间距的关系曲线如附图8所示。由图可知，仅改变横向支撑间距对立柱轴压稳定承载力影响很小。即便横向支撑间距l₀在原始模型的基础上，增大至原来的2倍，或者缩小至原来的1/5，其轴压稳定系数的变化幅度也不超过5％。随着横向支撑间距的增大，立柱绕强轴(x-x轴)弯曲刚度减小，但是并未发生弯曲失稳，仍呈现前翼缘与腹板组成的T形截面弯扭失稳以及腹板局部弯曲同时发生的相关失稳。实际的除尘器中为了增强箱体立柱的刚度，每隔一段距离必定设置有横向支撑，计算长度基本不会达到本发明研究的近10m的情况。因此，可忽略横向支撑间距的影响。

下述实施例考察了立柱截面扭转长细比λ_z，T对箱体立柱轴压稳定承载力的影响。

实施例108、实施例109、实施例110、实施例111：

实施例108、实施例109、实施例110和实施例111相较于实施例1保证腹板高厚比h₀/t_w、翼缘宽厚比b_f/t_f、立柱截面积A_H不变，通过设计不同的立柱截面仅改变扭转长细比λ_z，T，具体构造参数与轴压稳定系数

如表8所示。

实施例112、实施例113、实施例114、实施例115：

实施例112、实施例113、实施例114和实施例115相较于实施例2保证腹板高厚比h₀/t_w、翼缘宽厚比b_f/t_f、立柱截面积A_H不变，通过设计不同的立柱截面仅改变扭转长细比λ_z，T，具体构造参数与轴压稳定系数

如表8所示。

实施例116、实施例117、实施例118、实施例119：

实施例116、实施例117、实施例118和实施例119相较于实施例3保证腹板高厚比h₀/t_w、翼缘宽厚比b_f/t_f、立柱截面积A_H不变，通过设计不同的立柱截面仅改变扭转长细比λ_z，T，具体构造参数与轴压稳定系数

如表8所示。

实施例120、实施例121、实施例122、实施例123：

实施例120、实施例121、实施例122和实施例123相较于实施例4保证腹板高厚比h₀/t_w、翼缘宽厚比b_f/t_f、立柱截面积A_H不变，通过设计不同的立柱截面仅改变扭转长细比λ_z，T，具体构造参数与轴压稳定系数

如表8所示。

表8实施例结构几何参数与轴压稳定系数

考察实施例组108、1、109、110、111，实施例组112、2、113、114、115，实施例组116、117、3、118、119和实施例组120、4、121、122、123，立柱的轴压稳定系数

与扭转长细比λ_z，T的关系曲线如附图9所示。由图可知，立柱的轴压稳定系数基本随着扭转长细比增大而减小。这是因为立柱扭转长细比越大，整体抗扭刚度越小，在初始弯扭变形缺陷的诱发下，立柱前半部分截面整体弯扭变形易于加速发展，最终发生失稳破坏。破坏后实施例115模型的立柱截面变形情况如附图10所示，前半部分T形截面呈现明显的弯扭变形，腹板因协调变形而鼓曲，后翼缘也在与其连接的局部墙板的带动下发生一定的变形。当立柱扭转长细比较小时，其抗扭刚度较大，不容易发生整体弯扭失稳，最终结构可能在较高荷载水平下发生墙板强度破坏。对于立柱截面较小的模型(实施例组108、1、109、110、111)，在同样的墙板构造与横向支撑间距时，绕x轴的弯曲长细比相对较大，一旦扭转长细比减小到一定程度(λ_z，T＝48.97)而难以发生侧向扭转时，可能发生立柱在较高应力水平下的绕强轴(x-x轴)弯曲失稳破坏。因此也需要考虑扭转长细比λ_z，T的影响。

下述实施例考察了截面腹板高厚比对h₀/t_w箱体立柱轴压稳定承载力的影响。

实施例124、实施例125、实施例126：

实施例124、实施例125和实施例126相较于实施例1保证翼缘宽厚比b_f/t_f、扭转长细比λ_z，T、立柱截面积A_H不变，通过设计不同的立柱截面仅改变腹板高厚比h₀/t_w，具体构造参数与轴压稳定系数

如表9所示。

实施例127、实施例128、实施例129：

实施例127、实施例128和实施例129相较于实施例2保证翼缘宽厚比b_f/t_f、扭转长细比λ_z，T、立柱截面积A_H不变，通过设计不同的立柱截面仅改变腹板高厚比h₀/t_w，具体构造参数与轴压稳定系数

如表9所示。

实施例130、实施例131：

实施例130和实施例131相较于实施例3保证翼缘宽厚比b_f/t_f、扭转长细比λ_z，T、立柱截面积A_H不变，通过设计不同的立柱截面仅改变腹板高厚比h₀/t_w，具体构造参数与轴压稳定系数

如表9所示。

实施例132、实施例133、实施例134、实施例135、实施例136：

实施例132、实施例133、实施例134、实施例135和实施例136相较于实施例4保证翼缘宽厚比b_f/t_f、扭转长细比λ_z，T、立柱截面积A_H不变，通过设计不同的立柱截面仅改变腹板高厚比h₀/t_w，具体构造参数与轴压稳定系数

如表9所示。

表9实施例结构几何参数与轴压稳定系数

考察实施例组124、1、125、126，实施例组2、127、128、129，实施例组3、130、131和实施例组132、133、4、134、135、136，立柱的轴压稳定系数

与腹板高厚比h₀/t_w的关系曲线如附图11所示。由图可知，腹板高厚比越大，立柱轴压稳定性越差。这是因为腹板高厚比越大，腹板越柔，在初始缺陷的影响下更容易发生明显的鼓曲，继而易于带动前翼缘扭转。此外，由于腹板变柔，翼缘所受嵌固作用减弱，翼缘易于发生扭转。两者共同影响下，立柱前半部分T形截面易于发生失稳，使得立柱稳定承载力降低。对于腹板高厚比很小、立柱刚度较大的情况，立柱难以发生失稳，当加载至较高水平时，可能发生墙板强度破坏。因此制定立柱轴压稳定承载力计算公式时需要考虑腹板高厚比h₀/t_w的影响。

下述实施例考察了截面翼缘宽厚比b_f/t_f对箱体立柱轴压稳定承载力的影响。

实施例137、实施例138、实施例139、实施例140：

实施例137、实施例138、实施例139和实施例140相较于实施例1保证腹板高厚比h₀/t_w、扭转长细比λ_z，T、立柱截面积A_H不变，通过设计不同的立柱截面仅改变翼缘宽厚比b_f/t_f，具体构造参数与轴压稳定系数

如表10所示。

实施例141、实施例142、实施例143、实施例144：

实施例141、实施例142、实施例143和实施例144相较于实施例2保证腹板高厚比h₀/t_w、扭转长细比λ_z，T、立柱截面积A_H不变，通过设计不同的立柱截面仅改变翼缘宽厚比b_f/t_f，具体构造参数与轴压稳定系数

如表10所示。

实施例145、实施例146、实施例147、实施例148：

实施例145、实施例146、实施例147和实施例148相较于实施例3保证腹板高厚比h₀/t_w、扭转长细比λ_z，T、立柱截面积A_H不变，通过设计不同的立柱截面仅改变翼缘宽厚比b_f/t_f，具体构造参数与轴压稳定系数

如表10所示。

实施例149、实施例150、实施例151、实施例152：

实施例149、实施例150、实施例151和实施例152相较于实施例4保证腹板高厚比h₀/t_w、扭转长细比λ_z，T、立柱截面积A_H不变，通过设计不同的立柱截面仅改变翼缘宽厚比b_f/t_f，具体构造参数与轴压稳定系数

如表10所示。

表10实施例结构几何参数与轴压稳定系数

考察实施例组137、138、1、139、140，实施例组141、142、2、143、144，实施例组145、146、3、147、148和实施例组149、150、4、151、152，立柱的轴压稳定系数

与翼缘宽厚比b_f/t_f的关系曲线如附图12所示。立柱稳定性基本随着翼缘宽厚比的增大而降低。翼缘宽厚比越大，其自身的稳定性越差，由于初始几何变形的存在，在压力作用下更容易出现扭转变形发展，最终失稳区段立柱翼缘失稳而无法继续增加荷载。此外，也存在翼缘宽厚较小时发生墙板强度破坏的情况。因此制定立柱轴压稳定承载力计算公式时需要考虑翼缘宽厚比b_f/t_f的影响。

下述实施例考察了立柱与墙板相对尺寸比对箱体立柱轴压稳定承载力的影响。

实施例153、实施例154、实施例155、实施例156：

实施例153、实施例154、实施例155和实施例156相较于实施例2保证腹板高厚比h₀/t_w、扭转长细比λ_z，T、翼缘宽厚比b_f/t_f以及墙板厚度t不变，通过设计不同的立柱截面，改变立柱截面积A_H来改变立柱与墙板相对尺寸比A_H/t²，具体构造参数与轴压稳定系数

如表11所示。

实施例157、实施例158、实施例159、实施例160、实施例161、实施例162：

实施例157、实施例158、实施例159、实施例160、实施例161和实施例162相较于实施例2保证腹板高厚比h₀/t_w、扭转长细比λ_z，T、翼缘宽厚比b_f/t_f以及立柱截面不变，通过改变墙板厚度t来改变立柱与墙板相对尺寸比A_H/t²，具体构造参数与轴压稳定系数

如表11所示。

实施例163、实施例164、实施例165、实施例166、实施例167：

实施例163、实施例164、实施例165、实施例166和实施例167相较于实施例3保证腹板高厚比h₀/t_w、扭转长细比λ_z，T、翼缘宽厚比b_f/t_f以及墙板厚度t不变，通过设计不同的立柱截面，改变立柱截面积A_H来改变立柱与墙板相对尺寸比A_H/t²，具体构造参数与轴压稳定系数

如表11所示。

实施例168、实施例169、实施例170、实施例171、实施例172、实施例173、实施例174：

实施例168、实施例169、实施例170、实施例171、实施例172、实施例173和实施例174相较于实施例3保证腹板高厚比h₀/t_w、扭转长细比λ_z，T、翼缘宽厚比b_f/t_f以及立柱截面不变，通过改变墙板厚度t来改变立柱与墙板相对尺寸比A_H/t²，具体构造参数与轴压稳定系数

如表11所示。

实施例175、实施例176、实施例177、实施例178、实施例179：

实施例175、实施例176、实施例177、实施例178和实施例179相较于实施例4保证腹板高厚比h₀/t_w、扭转长细比λ_z，T、翼缘宽厚比b_f/t_f以及墙板厚度t不变，通过设计不同的立柱截面，改变立柱截面积A_H来改变立柱与墙板相对尺寸比A_H/t²，具体构造参数与轴压稳定系数

如表11所示。

实施例180、实施例181、实施例182、实施例183、实施例184：

实施例180、实施例181、实施例182、实施例183和实施例184相较于实施例4保证腹板高厚比h₀/t_w、扭转长细比λ_z，T、翼缘宽厚比b_f/t_f以及立柱截面不变，通过改变墙板厚度t来改变立柱与墙板相对尺寸比A_H/t²，具体构造参数与轴压稳定系数

如表11所示。

表11实施例结构几何参数与轴压稳定系数

考察实施例组153、2、154、155、156和实施例组157、158、159、2、160、161、162，实施例组163、164、3、165、166、167和实施例组168、169、170、171、3、172、173、174，实施例组175、176、177、4、178、179和实施例组180、181、4、182、183、184，立柱的轴压稳定系数

与立柱跟墙板相对尺寸比A_H/t²的关系曲线分别如附图13(a)、(b)、(c)所示。当A_H/t²值较小时，意味着立柱刚度相对较小而墙板刚度相对较大，此时墙板具有充足的承载能力，结构破坏源于立柱丧失稳定性。对于立柱失稳这一破坏形式，随着A_H/t²的增大，立柱因相对刚度增大而承担更大比值的荷载，在其自身截面刚度基本不变的情况下，轴压稳定系数小幅降低。当模型A_H/t²值较大时，立柱刚度相对较大，而墙板较为薄弱，最终结构发生墙板强度破坏。这种情况下，随着A_H/t²的增大，墙板虽然因相对刚度减小而承担更小比值的荷载，然而在施加相等柱顶压力时，因墙板薄弱而导致其应力水平明显增大，墙板更易于强度破坏，表现为立柱轴压稳定系数骤降。因此需要考虑立柱与墙板相对尺寸比A_H/t²的影响。

本发明根据上述大量除尘器箱体Q235钢材墙板-Q460高强钢立柱结构体系有限元模型的非线性计算，得到了不同几何参数下的箱体立柱的轴压稳定承载力计算值。各几何参数的考察范围均基于实际除尘器结构，墙板壁厚f为3.5-8mm；H形截面立柱扭转长细比λ_z，T为49-164，翼缘宽厚比b_f/t_f为6-30，腹板高厚比h₀/t_w为15-68，墙板壁厚与翼缘厚度比t/t_f为0.36-0.56。通过对大量计算数据基于最小二乘法的回归分析，提出箱体Q460高强钢立柱轴压稳定系数

可按(2)式计算。

式中，

为除尘器箱体中立柱轴压下的轴压稳定系数，h₀/t_w为Q460高强钢立柱腹板高厚比、b_f/t_f为Q460高强钢立柱翼缘宽厚比、λ_z，T为Q460高强钢立柱扭转长细比、A_H/t²为Q460高强钢立柱截面积与墙板壁厚平方的比值，所述h₀/t_w、b_f/t_f、λ_z，T、A_H/t²均为无量纲量。

下面说明除尘器箱体Q235钢材墙板-Q460高强钢立柱结构体系在横向和轴向荷载共同作用时的承载性能。

在横向和轴向荷载共同作用时，绝大部分模型的破坏模式都为立柱失稳破坏，仅极少数墙板刚度很小的模型会发生墙板强度破坏。考虑到墙板破坏导致高强钢立柱的强度优势无法充分发挥，为保证设计的经济性，一般可以通过控制墙板构造措施(如控制墙板壁厚下限、控制墙板角钢加劲肋刚度下限)的方法来避免墙板破坏的出现。箱体立柱的破坏源于高压应力区的前翼缘。横向荷载使得立柱前翼缘产生一定的弯曲压应力，轴向荷载使得立柱全截面受压，这两种荷载作用下的压应力叠加，促使前翼缘压应力达到临界值，立柱发生失稳破坏。因此，Q460高强钢箱体立柱在横向与轴向荷载共同作用下的承载能力主要取决于立柱前翼缘的压应力水平。

发明人前期通过理论推导与有限元方法对墙板承受横向荷载作用时箱体结构的荷载分配与应力分布情况进行了研究，提出了一种箱体立柱内力计算方法，已明确仅横向荷载作用下箱体立柱内力计算方法(参见发明专利《除尘器箱体立柱在横向荷载作用下的抗弯强度计算方法》(ZL201711459748.8)、《除尘器箱体墙板-立柱结构体系中间立柱的设计方法》(ZL201910754491.1))。将横向荷载作用下立柱前翼缘产生的最大压应力σ_M，max与轴向荷载作用下立柱全截面名义平均最大压应力σ_c，max相叠加，可作为Q460高强钢箱体立柱在横向与轴向荷载共同作用下的前翼缘名义最大压应力σ_f，max，如(4)所示。

仅柱顶轴向压力作用时，立柱前翼缘最大压应力出现在柱顶位置；仅横向荷载作用时，立柱前翼缘最大压应力出现在顶部第一跨跨中位置，两项荷载作用导致的立柱前翼缘产生最大压应力的位置实际并不一致。因此，简单地将两种荷载作用下立柱前翼缘最大压应力代数相加，高估了横向与轴向荷载共同作用时立柱截面产生的最大压应力，导致结果过于保守，需要将其进行修正。

参考制定独立工作的压弯钢构件稳定承载力计算公式时采用的边缘纤维屈服准则，考虑令两项荷载共同作用时立柱截面前翼缘最大压应力真实值σ’_f，max达到屈服强度f_y作为立柱破坏判定准则。然而，根据上面分析，根据式(4)计算得到的Q460高强钢箱体立柱在横向与轴向荷载共同作用下的前翼缘名义最大压应力计算值σ_f，max与真实值σ’_f，max有一定差异，需要进行修正，提出修正系数ξ如下式所示：

为确定最大压应力计算值的修正方法，针对实施例1、实施例2、实施例3、实施例4这例基本研究模型，通过改变结构参数形成四组衍生研究模型，利用有限元的方法，计算带有初始几何缺陷的模型在3kPa、6kPa和9kPa三种横向荷载水平时的轴压阶段稳定承载力N_cr；将其带入公式(4)，计算得到前翼缘名义最大压应力计算值σ_f，max，再根据式(5)计算得到应力修正系数ξ。各组实施例的计算结果如表12至表15所示。

表12实施例1衍生模型组立柱前翼缘最大压应力计算结果

续表12实施例1衍生模型组立柱前翼缘最大压应力计算结果

表13实施例2衍生模型组立柱前翼缘最大压应力计算结果

续表13实施例2衍生模型组立柱前翼缘最大压应力计算结果

表14实施例3衍生模型组立柱前翼缘最大压应力计算结果

续表14实施例3衍生模型组立柱前翼缘最大压应力计算结果

表15实施例4衍生模型组立柱前翼缘最大压应力计算结果

续表15实施例4衍生模型组立柱前翼缘最大压应力计算结果

从表12至表15的数据可知，根据式(4)计算得到的Q460高强钢箱体立柱前翼缘名义最大压应力σ_f，max全部大于钢材的屈服强度f_y(460MPa)，说明这种方法得到的应力结果与实际相比偏大。这主要是由于忽略了横向荷载与轴向荷载产生的翼缘最大压应力位置不一致这一实际情况所导致的。对比表中数据，还可以发现立柱前翼缘名义最大压应力σ_f，max与结构参数之间并无明显规律。由此可见，需对式(4)计算得到的前翼缘名义最大压应力σ_f，max进行折减，引入修正系数ξ是有必要的。

不同的横向荷载水平作用下，各组实施例计算得到的立柱前翼缘最大压应力修正系数ξ已经列于表12至表15所示。由于表格数据不够直观，将所有的计算结果用直方图进行统计，得到最大压应力修正系数分布情况，如附图14所示。可见，所有修正系数ξ都处于0.72～1之间；同一横向荷载水平下，修正系数ξ基本集中于某一分布区间，呈现出两端少而中间多的分布规律；最大压应力修正系数ξ的分布与横向荷载水平有关，随着横向荷载的增大，修正系数ξ由靠近1的区间向数值更小的区间移动。这主要是因为横向荷载越大，横向与轴向荷载引起的前翼缘最大压应力位置相差越远，由式(4)计算得到的结果偏差越大。根据所有数据95％的保证率，对不同横向荷载水平下的立柱前翼缘最大压应力修正系数ξ进行取值：当横向荷载P≤3kPa时，修正系数ξ取1.00；当3kPa＜P≤6kPa时，修正系数ξ取0.96；当横向荷载为6kPa＜P≤9kPa时，修正系数ξ取0.93。

仅横向荷载作用下箱体立柱内力按发明人在其它发明专利中提出的方法计算，其中除尘器箱体Q460高强钢立柱截面模量的修正系数γ按(3)式计算：

式中，γ为除尘器箱体Q460高强钢立柱截面模量的修正系数，t为墙板壁厚、l₀为立柱与墙板跨度(即横向支撑间距)、w为墙板宽度、I_x为立柱截面惯性矩，所述t、l₀单位为mm，所述w单位为m，所述I_x单位为m⁴；

本发明充分考虑初始缺陷、墙板与立柱协同工作、加载路径以及塑性发展等因素的影响，提出横向与轴向荷载共同作用时Q460高强钢箱体立柱稳定承载力验算公式如式(6)所示：

式中，0.93为考虑残余应力的折减系数；ξ为最大压应力修正系数，当横向荷载P满足0≤P≤3kPa时，修正系数ξ建议取1.00；当横向荷载P满足3kPa＜P≤6kPa时，建议修正系数ξ取0.96；当横向荷载P满足6kPa＜P≤9kPa时，建议取0.93。N为柱顶施加的轴向压力设计值；

为仅轴向荷载作用下立柱的轴压稳定系数；A_H为单肢H形截面立柱的截面积，单位为mm²；M_u，max为横向荷载作用下立柱截面最大弯矩值；γ为立柱的截面模量的修正系数；W_H为H形截面立柱截面模量，单位为m³。

下面以实施例185为例具体说明本发明提供设计方法的操作步骤。

箱体墙板-立柱结构体系承担荷载工况为N＝2400kN，P＝4kPa。墙板构造为：箱体墙板壁厚t＝5mm、墙板宽度w＝3.5m、墙板加劲肋间距s＝1170mm；立柱横向支撑间距l₀＝3510mm，立柱共两跨。

步骤一：根据除尘器箱体立柱顶部承受的轴向压力N的设计值，按照立柱全截面屈服初步设计立柱截面，立柱截面积A_H按照公式(1)确定，其中f为立柱采用钢材强度设计值：

A_H＝N/f (1)

其中f为410MPa，求得A_H＝N/f＝5853.659mm²，初选截面为H224×200×8×12(mm)，实际A_H值为6400mm²。

步骤二：根据初选截面，确定Q460高强钢立柱腹板高厚比h₀/t_w＝25、翼缘宽厚比b_f/t_f＝16.67、扭转长细比λ_z，T＝73.463以及立柱截面积与墙板厚度平方比A_H/t²＝256，所述h₀/t_w、b_f/t_f、λ_z，T、A_H/t²均为无量纲量；并根据公式(2)得到除尘器箱体Q460高强钢立柱轴压稳定系数

代入数据计算得

步骤三：根据箱体墙板壁厚t＝5mm、立柱横向支撑间距l₀＝3510mm、墙板宽度w＝3.5m、立柱截面惯性矩I_x＝0.000059323733m⁴，按照发明专利《除尘器箱体墙板-立柱结构体系中间立柱的设计方法》(ZL201910754491.1)所述计算方法，根据公式(3)计算立柱截面模量的修正系数γ，所述t、l₀单位为mm，所述w单位为m，所述I_x单位为m⁴；

代入数据计算得γ＝1.133。

步骤四：按照发明专利《除尘器箱体立柱在横向荷载作用下的抗弯强度计算方法》(ZL201711459748.8)所述方法计算M_u，max＝α[(n×a)²×P×b]，其中a即为本发明所述加劲肋间距s＝1170mm，b即为本发明所述墙板宽度w＝3500mm，查得弯矩计算系数α为0.115048，计算得M_u，max＝29765460N·mm。W_H为H形截面立柱截面模量，为529676.188mm³。继而代入数据，计算得到：

步骤五：将除尘器箱体立柱横向荷载作用下立柱前翼缘产生的最大压应力σ_M，max与轴向荷载作用下H形截面立柱的截面名义平均最大压应力σ_c，max叠加，并考虑最大压应力修正系数ξ与残余应力不利影响折减系数0.93，得到Q460高强钢立柱最大实际应力为：

当立柱受到箱体墙板的横向荷载P满足3kPa＜P≤6kPa时，修正系数ξ取0.96。

代入数据计算得：

满足要求。

步骤六：步骤一设计的立柱截面H224×200×8×12(mm)，其截面积A_H、立柱截面腹板高度h₀、腹板厚度t_w、翼缘宽度b_f和翼缘厚度t_f，满足所述步骤五中的压弯承载力验算公式，且满足0.7f≤ξ(σ_c，max/0.93+σ_M，max)≤f，则设计完成。

本发明实施例中的部分步骤，可以利用软件实现，相应的软件程序可以存储在可读取的存储介质中，如光盘或硬盘等。

以上所述仅为本发明的较佳实施例，并不用以限制本发明，凡在本发明的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。

Claims (10)

1.一种箱体结构中Q460高强钢立柱的截面设计方法，其特征在于，所述Q460高强钢立柱承受顶部的轴向压力N，箱体墙板承受均布的横向荷载P，所述方法包括如下步骤：

步骤一：根据箱体结构中Q460高强钢立柱承受的轴向压力N的设计值，按照立柱全截面屈服初步设计H形立柱截面，立柱截面积A_n按照如下公式确定，其中，f为立柱采用Q460高强钢的强度设计值：

A_H＝N/f；

步骤二：根据所述步骤一中初步设计的立柱截面积A_H，确定所述Q460高强钢立柱截面腹板高度h₀、腹板厚度t_w、翼缘宽度b_f和翼缘厚度t_f，继而确定立柱的腹板高厚比h₀/t_w、翼缘宽厚比b_f/t_f、前翼缘与腹板组成T形截面扭转长细比λ_z，T，以及立柱截面积A_H与箱体墙板厚度平方比A_H/t²；其中，h₀/t_w、b_f/t_f、λ_z，T、A_H/t²均无量纲；并由如下公式得到所述Q460高强钢立柱的轴压稳定系数

步骤三：根据箱体墙板厚度t、立柱横向支撑间距l₀、墙板宽度w、立柱截面惯性矩I_x，由如下公式计算立柱截面模量W_H的修正系数γ，其中，t、l₀单位为mm，w单位为m，I_x单位为m⁴：

步骤四：根据所述Q460高强钢立柱的轴向压力N、立柱截面积A_H及步骤二中得到的轴压稳定系数

求得轴向压力N作用下立柱截面名义平均最大压应力σ_c，max；并根据横向荷载P作用下立柱截面的最大弯矩值M_u，max、立柱截面模量W_H及步骤三中得到的修正系数γ求得立柱由于墙板承受横向荷载P而在立柱前翼缘产生的最大压应力σ_M，max，公式如下：

步骤五：将所述轴向压力引起最大压应力σ_e，max与所述横向荷载引起最大压应力σ_M，max叠加，并引入最大压应力修正系数ξ以及考虑残余应力对承载力的不利影响，得到所述Q460高强钢立柱的最大实际压应力不超过Q460高强钢的强度设计值f的压弯承载力验算公式如下：

当横向荷载P满足0≤P≤3kPa时，修正系数ξ取1.00；当横向荷载P满足3kPa＜P≤6kPa时，修正系数ξ取0.96；当横向荷载P满足6kPa＜P≤9kPa时，修正系数ξ取0.93；

步骤六：当所述步骤一设计的立柱截面积A_H、立柱截面腹板高度h₀、腹板厚度t_w、翼缘宽度b_f和翼缘厚度t_f，满足所述步骤五中的压弯承载力验算公式，且满足0.7f≤ξ(σ_c，max/0.93+σ_M，max)≤f，则设计完成。

2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述方法经过所述步骤一至所述步骤六的设计验算后，当

则所述步骤一中设计的立柱截面A_H过大，将所述立柱截面A_H减小后重新按照所述步骤一至所述步骤六进行设计验算，直至设计完成。

3.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述方法经过步骤一至步骤六的设计验算后，当

则所述步骤一中的设计立柱承载力过小，承载不安全，将所述立柱截面A_H增大后重新按照步骤一至步骤六进行设计验算，直至设计完成。

4.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，经过计算分析证明，残余应力对所述Q460高强钢立柱的压弯承载力有较小的不利影响，因此取0.93为考虑残余应力的承载力折减系数。

5.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述箱体墙板为带有加劲肋的平直钢板，采用普通钢材制作，所述Q460高强立柱为采用Q460高强钢焊接而成的H形截面立柱，设置在箱体的非边缘位置，墙板与立柱一侧翼缘通过连续焊接连接，箱体内部布置等间距的垂直墙板方向的支撑，用于支撑立柱，立柱受到顶部轴向压力，墙板承受横向均布荷载作用。

6.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述箱体墙板的厚度t为3.5-8mm；所述Q460高强钢立柱的前翼缘与腹板组成T形截面扭转长细比λ_z，T为49-164，翼缘宽厚比b_f/t_f为6-30，腹板高厚比h₀/t_w为15-68，墙板壁厚与翼缘厚度比t/t_f为0.36-0.56。

7.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，对不同构造的箱体结构中Q460高强钢立柱的压弯承载力的计算分析通过有限元软件ANSYS进行数值模拟。

8.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述方法在考虑箱体结构中的墙板-立柱结构体系的初始几何缺陷以及墙板与立柱焊接过程中产生的残余应力影响的情况下，对焊接残余应力与残余变形、墙板壁厚t、加劲墙板宽度w、加劲肋截面尺寸、加劲肋间距s、横向支撑间距l₀、立柱前翼缘与腹板组成T形截面扭转长细比λ_z，T、截面腹板高厚比h₀/t_w、截面翼缘宽厚比b_f/t_f、立柱-墙板相对尺寸比A_H/t²对箱体立柱的压弯承载力的影响规律进行定量研究。

9.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述方法利用最小二乘法拟合得出轴压稳定系数

并结合多项结构几何参数表征的立柱轴压承载力的验算公式，以及横向荷载P作用下的立柱承载力的计算方法，考虑受墙板蒙皮支撑作用立柱承载性能特殊性，提出立柱中的最大压应力修正系数ξ，得到计算箱体结构中Q460高强钢立柱的压弯承载力的验算方法。

10.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述箱体结构中的立柱轴压稳定系数按照计算公式的计算值与有限元计算得到的稳定系数的相对误差平均值为1.42％，最大相对误差为7.53％。

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