高强钢焊接箱形柱轴心受压极限承载力试验研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 3 期 2012 年 3 月 Vol. 33No. 3Mar． 2012 002 文章编号 1000-6869 2012 03-0008-07 高强钢焊接箱形柱轴心受压极限承载力试验研究 李国强 1，王彦博2，陈素文1 1． 同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092; 2． 同济大学 土木工程学院，上海 200092 摘要 为了研究高强钢中厚板焊接箱形柱的极限承载力， 以 11 mm 厚国产 Q460 高强钢中厚板制作了 7 个焊接箱形柱进行 轴心受压试验。试件共包含宽厚比 8、 12、 18 三种截面， 长细比分别为 35、 50、 70。根据试件的实测尺寸、 钢材的力学性能建 立有限元模型， 以初始缺陷的形式考虑了试件的初始挠度、 初始偏心及焊接残余应力， 分析预测了试件的极限承载力。试 验结果表明， 高强钢焊接箱形柱稳定系数采用 GB 500172003 钢结构设计规范 中的 c 类截面柱子曲线偏保守， 试验结果 平均曲线更接近 b 类截面曲线， 但仍需进一步验证。分析结果表明， 考虑了初始缺陷的有限元模型可准确预测柱的极限承 载力， 可以作为试验数据的补充。 关键词 高强钢;焊接箱形柱;轴心受压;静力试验;极限承载力;残余应力 中图分类号 TU391TU317. 1文献标志码 A Experimental study on ultimate bearing capacity of axially compressed high strength steel columns LI Guoqiang1，WANG Yanbo2，CHEN Suwen1 1． State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China; 2． College of Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China AbstractAn experimental and theoretical study was presented on ultimate bearing capacity of axially compressed high strength steel columns． The experimental program included 7 welded box columns of 3 different cross sections which were welded with 11 mm- thick Q460 high strength steel plates made in China． The FEA models were built up according to measured sizes of members and tension coupon test results． And initial geometric imperfections and residual stress were taken into account in the FEA models． The experimental result shows that the stability coefficients of welded box columns of high strength steel are higher than the values of type c column curve in GB 500172003， and even higher than the values of type b curve for most of the specimens． However，due to the limited test result， the adoption of type b curve needs further verification． The FEA result agrees well with experimental result and could be a valid supplement of test data． Keywordshigh strength steel;welded box column;axially compressed;static test;ultimate bearing capacity; residual stress 基金项目 国家自然科学基金项目 90815029 。 作者简介 李国强 1963 ， 男， 湖南株洲人， 工学博士， 教授。E- mail gqli tongji. edu. cn 收稿日期 2010 年 10 月 8 0引言 高强度钢材比一般钢材具有更高的屈服强度、 抗拉强度， 因此在相同的受力条件下， 使用高强钢构 件往往可以采用比普通钢构件更小的截面尺寸。高 强钢构件的使用不仅能减少结构空间的占用， 还能 减少运输、 焊接等工作量， 并可缩短工期， 从而带来 可观的经济效益。高强度钢材的推广使用能减少对 钢材、 能源的消耗， 减少污染， 对建设节约能源型经 济与产业升级具有重大意义。 1967 年至 1995 年 期 间， Nishino［1 ］、 Usami［2- 3 ］、 Rasmussen［4- 5 ］等分别针对板厚为 4. 5 ～ 6. 6 mm 的高 强钢焊接箱形柱的局部稳定、 整体稳定问题进行了 系列试验研究。研究结果表明， 考虑残余应力影响 的板的屈曲理论分析结果与试验结果吻合较好， 普 通钢构件的板件宽厚比限制规则同样适用于高强钢 焊接截面。Rasmussen 等 ［6- 7 ］指出由于高强钢焊接柱 的残余应力与材料屈服应力的比值小于普通钢材， 因此高强钢焊接截面柱的稳定系数高于普通钢焊接 截面柱。焊接残余应力是钢压杆极限承载力的重要 影响因素， 然而焊接残余应力除了受材料屈服强度 影响外， 还与板厚、 截面宽度、 高度和宽厚比等密切 相关。以上试验研究中试件板厚较薄， 宽厚比较大， 因此其关于考虑残余应力影响的结论是否适用于板 件较厚、 宽厚比较小的高强钢焊接柱还有待进一步 研究。较厚板件的高强钢焊接箱形柱的残余应力及 极限承载力的研究在国内外文献中尚未见报道。 表 1实测试件几何尺寸及极限承载力 Table 1Measured dimensions and ultimate bearing capacities of specimens 试件编号 B / mm t / mm L / mm Le/ mm A / mm2 I / cm4 r / mm λ λnPcr/kNPcr/Afy B- 8- 70- 1110. 311. 403 0003 3204 50574440. 681. 71. 2831 122. 50. 493 B- 8- 70- 2112. 011. 492 9403 2604 61878841. 378. 91. 2401 473. 50. 631 B- 8- 70- 3112. 011. 413 0003 3204 59178441. 380. 31. 2621 109. 00. 478 B- 12- 50- 1156. 511. 432 9403 2606 6332 34159. 454. 90. 8622 591. 00. 772 B- 12- 50- 2156. 311. 422 9403 2606 6172 32859. 355. 00. 8632 436. 50. 728 B- 18- 35- 1220. 211. 462 9403 2609 5656 97085. 438. 20. 6003 774. 00. 780 B- 18- 35- 2220. 811. 462 9403 2609 5947 02685. 638. 10. 5984 010. 00. 826 注 为便于识别， 将试件以宽厚比、 长细比冠以截面类型 B 命名， 如试件 B- 8- 70- 1， 代表宽厚比为 8， 长细比为 70 的 1 号箱形试件。 为了进一步研究高强钢轴心受压构件的力学性 能， 考察 GB 500172003钢结构设计规范 ［8 ］对高 强钢的适用性， 本文对国产 Q460 高强钢 11 mm 中厚 板焊接箱形柱进行轴压试验， 将试验结果与规范进 行比较， 并建立了考虑实测残余应力、 初始弯曲的有 限元模型， 以试验结果进行验证。 1试验概况 1. 1试件设计与制造 试验共制作了 7 根不同长细比的 Q460 高强钢 焊接箱形柱试件， 其名义板厚均为 11 mm， 名义长度 均为3 m。柱长细比分别为35、 50、 70， 除长细比为70 类型的试件为 3 根， 其余类型各 2 根。不同的长细比 以不同的截面尺寸来实现。为了排除局部屈曲对试 件极限承载力的影响， 试件截面宽厚比均满足 GB 500172003钢结构设计规范 ［8 ］对构件局部稳定 的要求， 3 种截面的宽厚比分别为 8、 12、 18。试件所 用 Q460 钢板采用火焰切割， 并采用匹配的高强焊丝 ER55- D2 焊接而成。焊接采用气体保护焊手工焊 接， 试件两端 500 mm 为全熔透焊接， 其余部位为部 分熔透焊接， 焊接电流 190 ～ 195A， 焊接电压 28 ～ 30V， 平均焊接速度 2. 3 mm/s。试件的制作过程中采 用了优化的焊接工艺及焊接顺序以减小试件的焊接 变形。加工完毕后又对柱两端各 500 mm 范围及端 板焊接部位进行了火焰矫正， 以减小初始挠度并调 整两端端板至相互平行。试件截面尺寸见图 1， 制作 完毕后实际测量尺寸列于表 1。表 1 中 B、 t 分别为 板宽和板厚 图 1 ; L 为试件柱的净长度; Le为有效 长度， 代表试件两端铰接转动接触面间的距离;A 为 箱形截面面积; I 为截面惯性矩; r 为回转半径; λ Le/r ; λn为正则化长细比; Pcr为试件极限承载力。 图 1截面尺寸 Fig． 1Definition of symbols for box cross- section 9 1. 2材性试验 试件加工前先对所使用的 Q460 高强钢钢板按 照 GB/T 29751998国家标准钢及钢产品力学性能 试验取样位置及试样制备 ［9 ］与 GB/T 2282002金 属材料室温拉伸试验方法 ［10 ］取样进行拉伸试验。 所得钢材力学性能平均值见表 2， 其数值将用于计算 分析。表2 中 E 为弹性模量; fy为屈服强度， 试验中 采用 0. 2非比例延伸强度;fu为抗拉强度;δ 为断 后伸长率。 表 2钢材力学性能 Table 2Material properties E /GPafy/MPafu/MPafy/fuδ 207. 8505. 8597. 50. 84623. 7 1. 3加载制度 试验采用同济大学建筑结构实验室10000 kN 大 型多功能结构试验机系统进行加载， 如图2 所示。该 系统竖向加载器最大推力 10 000 kN， 作动器行程 300 mm。试件两端均安装了单轴铰接支座， 在支 座转动平面内可视为理想铰接。试件 B- 8- 70- 1 与 B- 8- 70- 3设置为绕 y 轴转动， 其余试件设置为绕 x 轴 转动。试件安装时将上下支座调平对中， 并使试件 的上下端板投影重合。试件安装完毕后先实施预加 载， 检查应变仪、 位移计等监测设备的运行状况， 判 定位移计方向。初始偏心在加载前已经测量完毕， 预加载阶段不再进行物理对中， 只判断截面应力应 变情况是否与初始缺陷情况相符合。各项准备工作 检查无误后进行正式加载。 图 2 10 000 kN 大型多功能结构试验机系统 Fig． 2Multi- function testing machine with 10 000 kN loading capacity 试件加载采用等速试验力与等速位移切换控 制。预加载与正式加载小于 80 的极限承载力预测 值阶段采用等速荷载增量控制。为防止试件的突然 压曲， 确保试验安全稳定的进行， 当试验荷载达到 80承载力预测值后切换为等速位移增量控制。试 件达到极限承载力后， 荷载开始下降。当荷载小于 试件实测极限承载力的 60 时， 认为试件已经破坏， 停止加载并卸载。 1. 4测点布置 在试件长度 1/2 处布置了 12 片应变片， 用于监 测预加载、 正式加载时中间截面的应力、 应变状态; 在试件及支座上共布置了 14 个位移计， 分别用于监 测柱的轴向变形、 弯曲方向的挠度、 非弯曲方向的挠 度及支座的转动位移， 如图 3 所示。 图 3测点布置 Fig． 3Instrumentation arrangement 1. 5初始缺陷 1. 5. 1几何初始缺陷 试验安装前对每根试件的初始偏心、 初始挠度 都进行了测量， 测量结果作为初始缺陷用于随后的 有限元分析。初始偏心由试件与端板的相对位置决 定， 如图4 所示。由于加工过程中不能保证柱中心线 与转动轴完全重合， 两轴线的距离 e0即为初始偏心， 测量结果见表 3。焊接变形使加工完毕的试件产生 了初始弯曲， 其挠度 v0实测值见表 3。试件的初始几 何缺陷为初始偏心与初始挠度之和， 为便于计算将 其写成与 Le的比值， 见表 3。 表 3几何初始缺陷 Table 3Geometric imperfection 试件编号 e0/mmv0/mm e0 v0 /Le B- 8- 70- 10. 5－3. 50. 90 10 －3 B- 8- 70- 2－0. 91. 50. 19 10 －3 B- 8- 70- 3－2. 53. 50. 30 10 －3 B- 12- 50- 11. 93. 01. 50 10 －3 B- 12- 50- 2－1. 8－2. 01. 15 10 －3 B- 18- 35- 1－0. 63. 00. 73 10 －3 B- 18- 35- 21. 42. 01. 04 10 －3 01 图 4初始偏心 Fig． 4Initial eccentricity 1. 5. 2初始残余应力 高强钢具有不同于普通钢材的残余应力- 屈服强 度比 残余应力比 ， 残余应力比对试件极限承载力 的影响是本次试验主要考察的内容之一。试验中， 采用与制作轴压试件相同的工艺加工了 3 个相应截 面的残余应力试件 R- B- 8、 R- B- 12 和 R- B- 18， 试件编 号中， R 代表残余应力试件， B 代表箱形截面， 最后的 数字为名义宽厚比。试件长度为测试部分长度加两 端各2 倍截面宽度的缓冲长度， 以消除边缘效应。残 余应力的测试采用了盲孔法与分割法。盲孔法参照 我国船舶行业标准 CB 33951992［11 ］与美国规范 E 837- 08e1［12 ］， 标定了释放系数， 测定了 3 个试件的 残余应力。随后又用分割法测定了 3 个焊接箱形截 面的残余应力分布， 测试方法遵循 Tebedge 等 ［13 ］及 王国周等 ［14 ］研究文献所述。由于施焊顺序不同， 箱 形截面每个边的残余应力 σr分布及大小也有所区 别， 如图5 所示。箱形截面每边中间部分平均残余压 应力 σr如表 4 所示。由残余应力测试结果可以看 出， 在相同的材料强度、 板厚、 焊接工艺条件下， 板件 宽度越大， 残余压应力绝对值越小。 表 4残余应力平均值 Table 4Mean value of measured residual stress by sectioning 试件 编号 σr/MPa I 边 II 边III 边 IV 边 σr平均值 /MPa σr平均值 fy R- B- 8－127. 5 －159. 1 －104. 7 －125. 3－129. 1－0. 255 R- B- 12 －106. 1 －120. 3－91. 0－76. 8－98. 5－0. 195 R- B- 18－94. 9－54. 4 －106. 0－32. 2－71. 9－0. 142 2试验结果及分析 7 根试件均为整体失稳破坏， 弯曲方向与几何初 始缺陷情况吻合， 试验测得的极限承载力列于表 1， 荷载- 挠度曲线见图 6。以试件 B- 12- 50- 1 为例， 由于 初始缺陷的存在， 试件从加载初期即有微小的弯曲， 图 5试件 R- B- 8 中的残余应力分布 Fig． 5Residual stress distribution of R- B- 8 by sectioning 并随荷载的增加线性增长， 试件两端支座随之自由 转动， 见图 7。当加载力接近极限荷载时， 挠度曲线 的斜率逐渐减小， 荷载- 挠度曲线如图 6b 所示。试件 受压达到极限承载力后即发生整体失稳， 荷载逐渐 下降而挠度显著增长。这时试件的弯曲已经非常明 显， 如图 7b 所示。当荷载下降到极限承载力的 60 时， 认为试件已经破坏， 卸去荷载， 试验结束。 初始缺陷的存在将降低试件荷载- 挠度曲线的初 始斜率， 并减小试件的极限承载力。如图 6a 所示， 试 件 B- 8- 70- 2 几何初始缺陷较小， 其挠度曲线初始斜 率接近无穷大， 破坏模式接近理想弹性失稳， 其极限 承载力接近欧拉临界力， 比试件 B- 8- 70- 1 的极限承 载力大 31。同样， 试件 B- 12- 50- 1 的初始缺陷较试 件 B- 12- 50- 2 小， 其极限承载力比试件 B- 12- 50- 2 大 6. 3， 如图 6b 所示。 试验中发现， 名义宽厚比为 18 的试件 B- 18- 35- 1 与 B- 18- 35- 2， 荷载下降到约 80承载力时， 在 1/2 柱 高处发生了局部屈曲， 如图8 所示。柱受压翼缘板向 内凹陷， 与转动轴垂直的两块腹板向外凸起。图 6c 为试件 B- 18- 35- 1 的荷载- 挠度曲线， H01与 H03 为受 压翼缘角部位移， H02 为受压翼缘中部位移。从图中 可以看出， 荷载下降到 80 极限承载力后， H02 位移 增长加速， 最高比角部位移大 8. 65 mm; 试件发生局 部失稳后下降段斜率发生变化， 承载能力退化变快。 3试验结果对比 3. 1试验结果与规范的比较 将试验结果转化为无量纲数值， 以正则化长细 比 λn为横轴， 以稳定系数 Pcr/Afy为纵轴， 绘于图 9， 与我国现行 GB 500172003钢结构设计规范 ［8 ］中 11 a试件 B- 8- 70 系列 b试件 B- 12- 50 系列 c试件 B- 18- 35- 1 图 6荷载- 挠度曲线 Fig． 6Load- deflection curves a加载前 b加载中 图 7试件 B- 12- 50- 1 轴压试验 Fig． 7Deation of specimen B- 12- 50- 1 图 8试件 B- 18- 35- 2 的局部屈曲 Fig． 8Local buckling of specimen series B- 18- 35- 2 a 类、 b 类、 c 类柱子曲线及欧拉曲线进行比较。规范 规定对宽厚比不大于20 的焊接箱形柱稳定系数适用 于 c 类截面柱子曲线， 宽厚比大于 20 的焊接箱形柱 适用于 b 类截面柱子曲线。B- 8- 70，B- 12- 50，B- 18- 35 系列试件三种截面的板件宽厚比均小于 20， 按照 规范截面类型划分属于 c 类。从图 9 可以看出， 所有 试件的稳定系数均高于 c 类柱子曲线， 而且除 B- 18- 35 系列 2 个试件外， 其余 5 个试件稳定系数均高于 b 类曲线。因此， 可以看出该规定对 Q460 高强钢焊接 箱形柱偏保守。若以该试验结果的平均值曲线为代 表， b 类截面柱曲线更为接近， 因此建议规范中 b 类 截面可包含宽厚比小于 20 的高强钢焊接箱形截面。 但是限于试验数量较少， 该结论需要更多的数值分 析以进一步验证。 图 9试验结果与钢结构规范比较 Fig． 9Comparison between test and code predicted results 3. 2有限元计算值与试验结果的比较 试件极限承载力的有限元分析使用通用有限元 软件 ANSYS。先以实际测量的试件尺寸建立几何模 型， 焊接箱形截面采用 PLANE 82 单元划分网格， 存 为自定义截面信息文件供后续梁单元读入。PLANE 82 为三次插值函数的 8 结点高阶四边形单元， 可使 用相对较少的单元数划分截面， 有限元法截面单元 划分见图 10。柱采用 BEAM 188 单元， 沿长度方向 划分为 40 个等长单元。采用 von Mises 屈服准则和 双线性随动强化BKIN模型模拟理想弹塑性钢材本 21 表 5极限承载力计算结果与试验结果比较 Table 5Comparison between test result and FE prediction of ultimate bearing capacity 试件编号 极限承载力/kN 试验值计算结果 1计算结果 2 计算结果 1/ 试验值 计算结果 2/ 试验值 B- 8- 70- 11 122. 51 162. 31 120. 01. 041. 00 B- 8- 70- 21 473. 51 451. 81 451. 80. 990. 99 B- 8- 70- 31 109. 01 315. 21 183. 21. 191. 07 B- 12- 50- 12 591. 02 434. 62 357. 60. 940. 91 B- 12- 50- 22 436. 52 494. 23 279. 51. 021. 35 B- 18- 35- 13 774. 04 160. 84 243. 91. 101. 12 B- 18- 35- 24 010. 04 131. 24 208. 21. 031. 05 平均值1. 041. 07 标准差0. 080. 14 构关系， 材料模型参数见表 2。几何初 始缺陷按照 1. 5 节实测初始偏心与初 始弯曲之和， 以对应的失稳模态形式写 入初始模型。初始应力采用实测残余 应力分布模型生成初始残余应力文件， 在分析时截面每个单元上 4 个积分点 从初始文件中读取相同的残余应力值。 由于实测箱形柱截面 4 条边的残 余应力值都不相同， 分析时考虑了几何 初始缺陷方向与残余应力分布的不同 组合。以试件 B- 8- 70- 1 为例， 柱向 II 边 图 5 凸曲为计算结果 1; 柱向 IV 边凸 曲为计算结果 2， 具体计算结果见表 5。 将极限承载力计算结果除以试验结果， 其比值均较 接近于 1， 表明计算结果较为准确。但其中试件 B- 12- 50- 2 的计算结果 2 与试验结果比值较大， 且与计 算结果 1 相差较大， 这是因为当初始几何缺陷与残 余应力以相反的方向影响试件的弯曲时， 两者影响 效应相互抵消， 当影响程度几乎相当时， 延缓了弯曲 的开展， 使得试件中截面接近于均匀受压， 提高了试 件的极限承载力。 图 10有限元法截面单元划分 Fig． 10Cross section meshing for FEM analysis 通过计算结果与试验结果的比较可以看出， 考 虑了几何初始缺陷与残余应力的有限元分析可以较 为准确地预测高强钢轴心受压构件的极限承载力， 因此可以考虑用已测截面的残余应力分布和规定大 小的初始几何缺陷作为参数进行数值分析， 以获得 更多的压杆稳定系数作为试验数据的补充。作者根 据 Q460 焊接箱形截面的残余应力测试结果提出了 简化残余应力分布模型， 采用经过本文试验验证的 数值模型对 Q460 钢焊接箱形柱进行了参数分析， 提 出了设计建议， 详见文献［ 15］ 。 4结论与展望 1由试验结果可以看出， 现行规范对宽厚比 不大于 20 的焊接箱形柱稳定系数采用 c 类截面柱子 曲线的规定， 对 Q460 高强钢焊接箱形柱偏保守; 但 能否采用 b 类截面柱子曲线， 或者取消对焊接箱形 截面宽厚比是否大于 20 的分类， 仍有待更多数值分 析的进一步验证。 2考虑了几何初始缺陷与残余应力的有限元 分析可以较为准确地预测试件的极限承载力， 因此 可以考虑用已测截面的残余应力和规定大小的初始 几何缺陷来计算更多的柱的稳定系数， 以此作为试 验数据相对不足的补充。 3组成板件 t ≥40 mm 的构件， 其残余应力分 布沿板厚方向的变化不可忽视。由于板件的厚度对 残余应力的影响较大， 对 20 mm 以上的厚板与 40 mm 以上的特厚板的焊接残余应力分布及其对高强钢轴 心受压构件极限承载力的影响有待进一步研究。 参考文献 ［ 1］ Nishino F，Ueda Y，Tall L． Experimental investigation of the buckling of plates with residual stresses［C］/ / Proceedings oftheTestsforCompression Members． Philadelphia，PAASTM Special Technical Publication， 1967． ［ 2］ Usami T，Fukumoto Y． Local and overall buckling of welded box columns［J］ ．Journal of the Structural Division，ASCE， 1982， 108 ST3 525- 542． ［ 3］ Usami T， Fukumoto Y．Weldedboxcompression members［ J］ ． Journal of Structural Engineering，1984， 110 10 2457- 2470． ［ 4］ Rasmussen K J R，Hancock G J．Plate slenderness limits for high strength steel sections［J］ ． Journal of Constructional Steel Research， 1992，23 1/2/3 73- 96． ［ 5］ Rasmussen K J R，Hancock G J． Tests of high strength steel columns ［J］ ．Journal of Constructional Steel Research， 1995， 34 1 27- 52． ［ 6］ 班慧勇，施刚，石永久，等． 超高强度钢材焊接截面 残余应力分布研究［J］ ． 工程力学，2008，25 增刊 2 57- 61， 98． Ban Hui- yong，Shi Gang，Shi Yong- 31 Jiu，et al． Study on the residual stress distribution of ultra- high- strength- steelweldedsections［ J ］ ． Engineering Mechanics，2008，25 Suppl． 2 57- 61， 98． in Chinese ［ 7］ 王彦博． 焊接截面纵向残余应力变化规律［ J］ ． 建筑 结构， 2010，40 增刊 1 204- 208． Wang Yanbo． Regularities of longitudinal residual stress in welded section members［J］ ．Building Structure，2010，40 Suppl． 1 204- 208． in Chinese ［ 8］ GB 500172003钢结构设计规范［ S］ ． 北京 中国 计划出版社，2003． GB 500172003Coed for design of steel structures［ J］ ． BeijingChina Planning Press， 2003． in Chinese ［ 9］ GB/T 29751998钢及钢产品力学性能试验取样 位置及试样制备［S］ ． 北京中国标准出版社， 1998． GB/T 29751998Steel and steel products location and preparation of test pieces for mechanical testing［S］ ． BeijingChina Standard Press，1998． in Chinese ［ 10］ GB/T 2282002金属材料 室温拉伸试验方法 ［ S］ ． 北京中国标准出版社，2002． GB/T 228 2002Metallic materialtensile testing at ambient temperature［ S］ ． Beijing China Standard Press， 2002． in Chinese ［ 11］ CB 33951992残余应力测试方法 钻孔应变释放 法［ S］ ． 1992． ［ 12］ E837- 08e1Standard test for determining residual stresses by the hole- drilling strain- gage ［ S］ ． PA，United StatesASTM International， 2009． ［ 13］ TebedgeN， AlpstenG， TallL．Residual- stress measurementbythesectioning ［J ］ ． Experimental Mechanics， 1973， 13 2 88- 96． ［ 14］ 王国周，赵文蔚． 焊接与热轧工字钢残余应力的测 定［ J］ ． 工业建筑， 1986， 7 32- 37． ［ 15］ 李国强，王彦博，陈素文，等． Q460 高强钢焊接箱 形柱轴心受压极限承载力参数分析［ J］ ． 建筑结构 学报，2011，32 11 149- 155． LI Guoqiang， WANG Yanbo， CHENSuwen， etal．Parametric analysis of ultimate bearing capacity of Q460 high strengthsteelweldedboxcolumnsunderaxial compression［ J］ ． Journal of Building Structures， 2011， 32 11 149- 155． in Chinese 41