工字梁的抗剪极限承载力
第39卷第8期
土木工程学报V01.39No.8200
6年8月
CⅢNACIⅥL
ENGINEERINGJOURNAL
Aug.
2006
工字梁的抗剪极限承载力
童根树任涛
(浙江大学,浙江杭州310027)
摘要:对工字梁腹板抗剪极限承载力的研究进行总结,对各种公式与文献中的试验结果进行对比,将拉力场理论和转向应力场理论的假定与ANSYS分析揭示的腹板应力发展变化规律进行对比,指出了假定和数值分析结果的不一致。提出了翼缘对腹板转动约束的合理参数,得到精度良好的考虑翼缘约束的腹板剪切屈曲系数。利用得到的屈曲系数,考虑翼缘抗弯承载力的贡献,提出新的工字梁抗剪极限承载力的计算公式。与现有试验数据和ANSYS非线性有限元分析结果的对比,证实建议方法离散性较小,适用范围广,尤其是对于通用高厚比较大的梁,较以往方法有了较大改进。
关键词:剪切屈曲;极限承载力;腹板;工字梁中图分类号:TU392.4
文献标识码:A
文章编号:1000—131X(2006)08.0057—08
ShearresistanceofslenderwebsinI-girders
%昭Genshu
RenTao
(Zhejiang
University,Hangzhou310027,China)
Abstract:Thispaperpresentsa
briefreview
on
thecurrentmethodsfordesign
ofwebsin
I-girdersundershear.
Variousformulaeare
comparedwithavailabletestresults.Theassumptionsusedinthetensionfieldtheoryandthe
rotated
stress
theory
were
comparedwiththephenomenarevealedin
a
nonlinearanalysisbyusingANSYS,andthe
discrepanciesbetweenthe
theoriesandthenumericManalysisweredemonstrated.Arationalparameterisproposed
to
describetherestraintprovidedtothewebbytheflanges,and
SO
is
a
formulafortheshearbucklingcoefficient
incorporatingthis
restraintwithexcellentaccuracy.The
proposedformula
isthenemployedto
construct
a
new
formula
to
predict
the
ultimatestrengthofthinwebsinshear,including
the
contributionfrom
theflange.Good
correlationisfoundbetweentheproposedformulaandtests.Theproposedmethodmaybeemployedforbothstiffenedwebsandnon—stiffenedwebs.Forwebswithlargeruniversalslenderness,theproposedmethoddemonstratesa
great
improvementwhencomparedwithcurrentmethods.
Keywords:shearbuckling,ultimatestrength,web,I-girder
E-mail:tonggs@zju.edu.CB
工字梁抗剪极限承载力的设计存在两种方法[1],
一是不允许剪切屈曲,它以线性化的弹性或弹塑性屈
1各国规范的相关规定及比较
曲分析为基础;二是利用屈曲后强度的极限状态设计
方法。BaslerEzl是最早提出工字梁抗剪极限承载力计
1.1各国规范关于抗剪极限承载力的计算规定
算方法的学者,此后Fujii…,Chern&Ostapenko引,
目前,有关工字梁抗剪极限承载力计算的几种方Rockey&Skaloud
E
5|,Calladine[6],Porter&Rockey‘7蚓,
,不同之处集中在拉力带的形式、拉应力的倾角以
H斟und阴们,Lee[11-121针对这一问题进行了大量的理论法及是否考虑翼缘的约束和贡献等方面。
和试验研究,提出了拉力场理论和转向应力场理论。
美国AISCl997标准[131采用了BaslerE2]的模型,认
各国规范对工字梁腹板抗剪极限承载力的计算的规为拉力场只存在于横向加劲肋之间
按照式
定,是依托于不同理论制定的。
(1a,1b)计算工字梁的抗剪极限承载力V。:
当hJt。≤1.10u颐时
(1a)
作者简介:童根树,博士,教授,博士生导师收稿日期:2005.07一11
当hJt。>1.10、/而时:
:V。=0.酝^o。万
方数据
・58・
土木工程学报
2006定
峙。.附。w(钳石器)(1b)
式中:.厶是腹板的屈服强度;L是腹板区格的长度;
h。、t。分别是腹板的高度和厚度;E是钢材的弹性模
量;七v=5+讧惫F是腹板的剪切屈曲系数;
凯,o、/等≤t}<1.37、/等时:
鼯卫孥哑
(2a),l书w
当争"7、/等时:倨橛簪
(2b)
EC3
EH]规定,腹板的宽高比在1.0~3.0之间的工
字梁,可以用拉力场理论计算。拉力场如图1所示。
抗剪极限承载力按下式计算:
ybb=‰^≯w+0.9∥wor商n日
(3)
‰
卜
图1
EC3的钢梁腹板拉力场
Fig.1
TensionfieldinthewebaccordingtoEC3
式中饥为剪切屈曲应力,计算式为:
I舻如
当枷、/叫%≤o.8时
(4a){饥=‰(1.64—0.8¨当o.8<儿<1.25时(4b)【钆=‰,砖
当k≥1.25时
(4c)‰为拉力场薄膜拉应力:
D’bb=一1.5%bsin2p+、侈k/f甜(1.5sin2国2—3]
(5)
‰是剪切屈服强度;k为四边简支板屈曲临界应力;
g是拉力场的宽度:
g=hweosO一∞一s。-s,)sin0
(6)
s。Gt)为受压(拉)翼缘塑性铰到加劲肋的距离:
。∞t)=矗、/鲁
(7)
%。为考虑翼缘轴力影响时翼缘的塑性铰弯矩:
‰=0.2瓢埘㈦彘)j
(8)
以上各式中,拉力场倾角0可以取腹板对角线倾角的
2/3,或通过试算得到使承载力最大的倾角。
EC3
1.1还给出了称之为“简单屈曲后”的方
法,考虑屈曲后强度的的平均抗剪强度‰为:
l"‰当九W=、/叫k≤o.8时
(9a)1钆=‰(1.5—0.625L.)
当0.8<九<1.2时
(9b)l‰=0.9‰/九当九≥1.2时
-(9c)
万
方数据计算岛时,屈曲系数按照四边简支板计算。上式可
以应用于无加劲肋的梁。
HSglund
E¨03提出了转向应力场理论,适合于无加
劲肋的梁腹板抗剪强度计算:
吾=半\/、/卜击一志
当端部有刚性的构造来锚固腹板中发展的水平拉力场时,上式与试验结果符合良好,否则偏不安全。
我国规范GB50017[153在组合梁腹板考虑屈曲后确
定的抗剪极限承载力的计算中,参考了简单屈曲后方法,但是计算腹板的通用高厚比儿(规范中记为砧
时,考虑了翼缘对腹板的约束,引入嵌固系数1.23。
同时考虑到拉力场临近限值时还有弯曲变形使极限拉
力下降,引进了折减系数O.8。极限状态下的平均抗剪强度龟为:
、
l强=如
当坫、/“%≤0.8时
(10a)1昏=如(1.4-0.5¨当o.8<九≤1.2时
(10b)【%=如/砖2
当九>1.2时
(10c)
DaviesI,62提出了在EC3简单屈曲后方法的基础上
考虑翼缘影响的修正方法,按下式计算:
y。=yw+yf
(11)
式中yw=础o。,其中‰按照式(9a,9b,9e)计算,而
翼缘部分V,则由下式得到:
I,F塑k
f12)
S
础・0.25+糍磐)
(13)
文献[17]介绍了EC3
Part
1.5的一种计算方法,与上
述Davies的方法基本相同。1.2各种规定与试验结果的对比
文献[16]收集的抗剪承载力试验结果与我国规范
的对比如图2所示。可以看出,GB50017结果的离散
性很大,比值y唧,%的平均值为2.19。结果保守的原
因之一,是未将翼缘对极限抗剪承载力的贡献考虑在内,对翼缘对腹板约束的考虑也过于简单。但是也可
以看出,简单屈曲后方法对宽高比大的腹板精度良好。
qGB50017—2003
.
●I
L:一
▲;
^
6
▲
毒i媾}l
上乏
・
1
童;
!
Aw
L/h。
(a)以通用长细比为横坐标(b)以腹板宽高比为横坐标
图2
GB50017方法与试验结果的比较
Fig.2
ComparisonbetweenGB50017andtests
第39卷第8期童根树等・工字梁的抗剪极限承载力
将美国AISCl997方法、EC3拉力场方法和Davies大的倾角,这在理论上和从保证设计安全的角度看,修正方法与试验结果进行对比,如图3~5所示。可似乎有些不通。HiAglund[引提出的应力场转向法假定见,美国AISC的方法与试验数据相比较离散性也很屈曲后主压应力盯,方向转动,但是保持盯3_一k不变。
大,尤其是当腹板的宽高比较大时。EC3的拉力场方
DewolfEl83对图6共同承担水平力的交叉斜杆体系
法的适用范围为宽高比在1.0~3.0范围内的工字梁,
进行过研究。结果是,随着荷载的增大,压杆发生屈在这个范围内,公式与试验结果吻合较好。比较而言,曲,此后压杆承担的力Ⅳc会下降,拉杆承担的力Ⅳt修正的简单屈曲后方法离散性最小,但k>5时误差相则继续增大,而且增大的速度更快,因而施加在体系
对较大。试验结果与以上三种方法比值的平均值分别为上的外荷载仍然可以增加。剪力作用下腹板拉力场的1.36、1.32和1.38,均方差分别为0.57、0.53和0.20。
情况与交叉斜杆体系非常相似,因而可以推断:腹板l美国AISC规范l
3.5
屈曲后,随着外剪力的增大,主拉应力继续增加,主
’
●
’
3.0
I美国A1SC规范『
.‘
●
:’
尘2.5
●
压应力则会减小,不会像拉力场理论所假设的那样,
・・
..
l・
.
在450方向上的压应力保持不变。
o,盛:-
‘・:.
警;‘
芷1.0
五鼻
0.5
篡
/。
,
A,L/h。
压阡,Ⅳc
尹\
(a)以通用长细比为横坐标(b)以腹板宽高比为横坐标
莪
./?图3美国AISCl997规范与试验数据的比较
O.2
/
/.桓弄,ⅣT
Fig.3ComparisonofAISCl997andtests
彦4.03.5
瓯诵翮
par'm“
3.5
JEc3拉力场方法卜——_一
(a)交叉支撑模型(b)内力和荷载的关系曲线
3.O
2.5●
▲t
1
.
图6交叉斜杆试验
2.OFig.6
Testof
cross
1.51.O簟▲±▲.・
毯
J;蠹
越±i
bracing
O.50.5
矩形截面进入全塑性时弯矩和轴力存在关系:
0.0
nn
O
1
Xw
L,h。
(a)以通用长细比为横坐标(b)以腹板宽高比为横坐标
(筹)+(瓦N)-・
图4
EC3拉力场方法与试验数据的比较
如果弯矩增大,为使内力保持在屈服面上,轴力
Fig.4
ComparisonofEC3tensionfieldmethodandtests
必然降低。类似地,随荷载增大和屈曲变形发展,拉3.O力场区域的腹板在屈曲前的主压应力方向的弯曲曲率
2.51Davies修]FEC3方法卜一
争2.5
_Davies修正Ec3方法卜-一
不断增加,这个方向的板弯矩也逐渐增大,部分首先2.O§2.0
i
’
1.51..・
:.・
・
进入塑性流动状态的腹板区域的压力也要下降。因此
1.O^二一!j・
善1.5肮
喜!::
l・
k君1・O
:
在原来450方向的压应力也不可能保持不变。
0.5。0.5
O.0
拉力带内腹板中面的应力状态位于图7所示
Aw
L/h。
Mises屈服条件的第四象限,首先进入塑性流动状态(a)以通用长细比为横坐标(b)以腹板宽高比为横坐标
的部位,如果主拉应力(应变)增加(拉力场发展),
图5
Davies修正EC3方法与试验结果的比较
则按照图7所示的方向流动,主压应力必然减小。
Fig.5
ComparisonofmodifiedEC3methodandtests
吻
1.3各种理论采用的假定的分析
7一、
目前各规范关于工字梁抗剪极限承载力的计算大/
|ml
多是以文献[7]的拉力场理论以及HiAglund[引的应力场《
o
/d、
\
一一
/\
拉力带内f塑性流动
图7拉力带内的塑性流动
Fig.7
Theplasticflowof
tensionfield
1.0,在L/h。较大时,拉力场理论非常保守。
本文2.2节中采用有限元方法分析了腹板中面主
文献[7]的机构方法,推导过程中看上去是塑性
压应力随外荷载的变化,得到拉力带中主压应力随主
力学中上限法,但是该文作者认为它也满足下限法的拉应力增大而减小的结论,因而证实了上述几点分析。
要求,因此似乎是问题的一个真解。但是将拉力场的从以上简单的分析可以看出,目前计算薄腹板梁抗剪极限承载力的各种理论所采用的假定都可能存在
万
方数据转向理论为基础的。文献[7]的拉力场理论与试验结果的对比与图4非常相似:有相当一部分比值小于倾角作为参数,在无数个真解中,求使承载力达到最
土木工程学报
2006正
与实际工作性能不符合的现象。2.1初始弯曲对极限承载力的影响及ANSYS分析结果与试验结果的对比
2有限元分析
下面采用ANSYS对工字梁的抗剪极限承载力进行分析。模型的荷载、约束及网格划分见图8。在支座和跨中的腹板两侧成对设置加劲肋,荷载作用在上翼缘跨中。跨中加劲肋的设置参考了试验资料,有些采用一对,有些则采用了两对,施加的荷载为2V。工字梁两端简支,支座及中间加劲肋的侧向位移也被
首先通过比较初始弯曲最大值分别为hJl00、
九以oo和hJl000的工字梁的抗剪极限承载力来考虑
初始缺陷的影响。模型分别取TG3[73和s一3[161,其腹板高厚比分别为222和150,宽高比分别为1.0和1.2。计算得到的荷载一凸曲最大点的位移曲线如图9(a)、(b)所示。由图可知,对于腹板高厚比较大的情况
(模型TG3),初始弯曲对荷载一位移曲线影响较大,但是极限承载力差别很小;对于模型s一3,当腹板高厚比较小,初始弯曲分别为hJl00和hJl000时,极限承载力分别为201.1kN和206.5kN,也仅有少量
约束。选用4节点壳元SHELLl81,材料为理想弹塑性,翼缘和腹板的屈服强度取试验资料给出的实测值。
}
的下降。下面分析中,当试验资料中未给出初弯曲的
大小时,按照我国钢结构工程施工质量验收规范
№
w
GB50205.2001[191,取hJ200计算。
.
Z一、
(a)几何模型
铺挺
1
11^l
‘1I
!l
l】l
3
】一
位移/mm
】^
位移/mm(b)模型S-3
一一碓斗十
’Io,l’u11I
I’ln
J.J-一
(a)模型TG3
图9
Fig.9
++卜++『、ul妊
lhl』Ⅵul』ku
初始缺陷对工字梁抗剪极限承载力的影响
Theinfluenceofinitialdeficiencytoshear
resistanceofI-girders
舛r奄粥。
j。T
LJ
一,C
ulb,
对汇总在文献[16]现有试验资料中的一些典型截
面的工字梁模型,按照上面介绍的方法在ANSYS中
——一--——————————J
1
2
3
进行非线性有限元分析,得到其抗剪极限承载力,并
一
与试验结果进行对比,如表1所示。由于分析时采用
f
f
了理想弹塑l生模型,得到的极限承载力与试验结果相
比总体上偏小,但是误差不大,证实了有限元模型以
及分析方法的可行性。
(b)有限单元的划分
图8工字梁抗剪极限承载力有限元分析示意图
Fig.8
TheFEA
modelofI-girders
表1
Table1
ANSYS有限元分析与试验数据的对比
ComparisonofexperimentsandANSYS
b/mm
tr,JN/mm2
o'_/N/mm2
E/kN/mm2
模型名称L/mm
hJmmt./mm
tCmm
y√kN
l,。√kN
l,∞/yq
2.2腹板屈曲后应力随外荷载的变化规律力为307
kN。
为考察腹板应力随荷载的变化规律,对L=hw=
800,£w=4,bf---200,tf=12
mm的工字梁进行有限元分
将图8(b)中所示节点1~9的主压应力随外荷载的变化绘于图11中。可以看出,当外荷载大于弹性屈曲荷载后,各点的主压应力会发生改变。对于处在拉力带中的节点8、9,外荷载大于弹性屈曲荷载后,
析。工字梁达到极限承载力时腹板的变形如图10所
示。该模型的弹性屈曲荷载为190kN,极限承载
万方数据
第39卷第8期童根树等・工字梁的抗剪极限承载力
Fig.10
三一
图lO工字梁腹板凸曲变形图
DeformedshapeofwebplatesinI-girders
ll1
——凶
b-
O
50
100
150200250300
PlkN
(a)135。方向应力
180180150150120
。120
皆90
皆90
60603030O
0
0
50
100150200250300
P/kN
。
(b)45。方向应力
图12
135。及45。方向应力随外荷载的变化
Fig.12
Thechangeof仃l簧and盯帮duetotheapplied10ad
万
方数据图13示出了腹板区格两边和中央截面的剪应力
分布。在加载后期中央截面2-2上剪应力呈波浪形分
布,在腹板中部,剪应力下降到屈曲应力59
N/ram2
以下;在1一l和3—3截面上,在拉力场锚固的部位剪应力较大。图13d示出了极限荷载下腹板中面的主应力方向图,箭头的大小表示了应力的相对大小。可见
拉力场最大的地方不是对角线上,而是屈曲波形中的节线部位。
㈡
:;;i;善J磨1-1
荷载步
一1—2—-1
—n
一』;
+5
d
+6+7—p硼
聪—98—10十11十12+13
j}≯j双
f
(a)截面1-1剪应力
f
(b)截面2-2剪应力
f
(C)截面3-3剪应力
p‘‘~
档k\、~~~~ ̄-、、、、、****X*、
防彭
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g
x
M
x≮≮Ⅵ
l抖;
一越go
P,∞g**}……k、、f≠,-
(d)主应力方向及其相对大小
图13各截面上的剪应力以及主应力方向及其大小
Fig.13
Theshearstressesofdifferentsectionsandthedirectionsoftheprincipal
stresses
土木工程学报
2006焦
通过上述观察,表明目前的理论并不能很好地把
握腹板抗剪屈曲后呈现的复杂性质,因此对腹板剪切
研究工字梁腹板在纯剪状态下的弹性屈曲,翼缘
的宽度分别取100mm、200
inm、300
mm和400
mm,
屈曲后的强度进行进一步研究是必要的。
2.3考虑翼缘约束作用时腹板的剪切屈曲系数
腹板的宽高比分别取0.5、1.0、1.5、2.0、3.0和4.0,
通过改变翼缘的厚度改变口值,翼缘厚度的变化范围
为1—20mm。分析了24个系列,690个工字梁模型,
目前计算工字梁抗剪极限承载力的方法中,通常认为腹板四边简支,没有合理考虑翼缘对腹板的约束
作用,文献[20]采用有限元程序ANSYS对此进行了
将具有代表性的系列用散点绘于图15。屈曲系数从/3=0(简支板)的值开始,随卢值的增大而迅速增大,然后渐近于口=∞的值。各曲线可以用下式来近似表达:
分析。四边简支板的屈曲系数,文献上都有介绍。当翼缘刚度很大时,腹板上下固支,左右两边简支,在腹板四周各个节点施加平行于边界的力模拟纯剪应力状态。文献[20]给出了这种板的剪切屈曲系数计算公
式为:
ksf=2・82H4
07(L/hw)2q’南爷当若d・0时(14a)
踊.98+而5.61一器当告孔。时(14b)
式(14)与ANSYS分析结果之间的误差均小于
1.5%。
工字梁翼缘对腹板主要提供转动约束。衡量约束
程度的量,文献[12]采用翼缘厚度与腹板厚度的比值,
但是在整理数据时,数据的归一性并不好。BleichE213将翼缘对腹板提供的约束看成是转动约束,也不确
切,因为转动约束的力矩和转角发生关系,但是翼缘对腹板的约束实际上是和扭率(转角沿长度方向的变化率)发生关系。本文将衡量约束程度的量取为:
卢=器
(15)
它是翼缘自由扭转参数和腹板弯曲刚度的比值。对不同宽高比的腹板,通过改变翼缘的宽度和厚度,使口值保持不变,计算腹板的剪切屈曲系数。腹板的宽高比L/h。分别取1.0和2.0,JB值分别为1.0、2.0、3.0和4.0,计算得到的腹板剪切屈曲系数如图14所示。图14中,相同口值下腹板的屈曲系数基本为一水平线,说明当腹板宽高比一定时,尽管翼缘的宽度、厚度以及腹板的高度不同,但只要口值相同,屈曲系数
基本不变。.因此,』B是一个衡量翼缘对腹板剪切屈曲
影响程度的合理参数。
14
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1.5
2.0
2.5
3.0
tt}tw、图14卢值相同时工字梁腹板的剪切屈曲系数
Fig.14
Theelasticshearbucklingcoefficientsofwebplatesin
I-girders啊tIl
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(d)br--400mm',bf/h,FO.8
图15式(16)与ANSYS分析结果的比较
Fig.15
ComparisonofEq.(16)andANSYS
第39卷第8期童根树等・工字梁的抗剪极限承载力
・63・
庇庐锵
∞,篙≮髫嚣裟雾譬嚣枷‘97“66之
式中:k。是简支矩形板的屈曲系数;
£=0.4+0.08L/h。q-丢昔乓F
tL/n,o
由式(16)计算得到的剪切屈曲系数以实线画在图15中,由图可见,式(16)有良好的精度,且偏安全,
在口=o.5~3之间偏安全略大。式(16)也适用于腹板宽
高比L/h。=o.5—1.0的腹板,误差在2%左右。
2.4综合考虑翼缘影响的抗剪极限承载力公式
由前面的介绍可知,目前各种方法均没有全面地
考虑翼缘对抗剪极限承载力的影响。这种影响有三方面:一是翼缘的自由扭转刚度对腹板提供的约束使得
腹板剪切屈曲临界应力得到提高;二是翼缘本身的抗
弯刚度阻止上下翼缘相对靠近,为拉力场提供锚固使得拉力场宽度增大;三是翼缘本身的抗弯承载力对梁
总的抗剪承载力的贡献。
计算工字梁的抗剪极限承载力时,在儿=
、/云:7i计算中采用考虑翼缘转动约束时腹板的弹性
屈曲系数,并且按照Davies修正简单屈曲后方法的
思路,将翼缘自身刚度对工字梁抗剪极限承载力的贡
献也考虑在内,那么就可以将翼缘的影响全部反映出来。经过对文献[16]汇总的试验数据的分析,本文提
出下式计算工字梁的抗剪极限承载力:
yu=吼啪甜型k+型虹
(17)
Sc
St
式中9。为腹板剪切失稳稳定系数,按下式计算:
妒Fo.25+粤轧0
%
(18)
计算k采用的砧由式(16)的屈曲系数k。计算。
式(17)中%s。为受拉及受压翼缘上内外塑性铰的间距,参照式(13)计算。%。为考虑压力影响的翼缘折减塑性弯矩,由式(8)计算。计算翼缘中轴力ⅣF时,
取受压翼缘形心的应力为截面的平均应力。
采用式(17)计算文献[16]中汇总的96个工字梁数据,得到的结果与试验数据的对比如图16所示。对
比前面的图2一图5可知,式(17)计算得到的各种工字梁的抗剪极限承载力与试验结果相比,离散性较小,绝大部分都位于1.0。1.5之间。与Davies的模型相比,对通用长细比大于3.0的试验结果,式(17)有明显的改善。对所有模型,比值y。/y。的平均值为1.31,均方差为0.16。设计要求采用平均值减去两倍均方差得到的系数为o.99,因此抗力分项系数无需
调整。
文献[20]还根据国内的设计习惯设计了55根短梁。对它们的极限承载力进行计算,并与式(16)进行
万
方数据『本文式(17)I
▲.厶‘
祥翼吁::o■・.±l‘
一:.
‘‘
k
(a)以通用高厚比为横坐标
3・O2・5
一本文式(17)f
。2・O
≥¨凳.±
●
.
i二
3结论
本文对工字梁的抗剪极限承载力研究进行了总结,介绍了Basler的拉力场方法、Porter&Rockey的
改进拉力场方法、H69lund的应力场转向理论以及近期Lee在有限元分析基础上提出的方法。通过和以往
试验结果的比较发现,现有的方法离散性大,原因是
这些方法或者是没有考虑翼缘对腹板的转动约束,或者没有考虑翼缘自身刚度对极限承载力的贡献。
本文提出了描述工字钢翼缘对腹板提供的扭转约
束的合理参数,通过大量计算,得到精度良好的考虑翼缘约束的腹板剪切屈曲系数。在腹板极限承载力的
计算公式中引入新的屈曲系数,并参考Davies修正简单屈曲后方法的思路,提出了新的工字梁抗剪极限承载力的计算公式。通过ANSYS非线性有限元分析以及与已有试验数据的对比,证实建议方法离散性较
小,适用范围广,尤其是对于通用高厚比较大或者宽高比较大的梁,该方法较以往方法有了较大的改进。
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我刊被美国《工程索引》(EiCompendex)收录
《土木工程学报》于2006年8月再次人选美国《工程索引》核心期刊(EiCompendex)。至此,我刊已被列为中
文核心期刊、中国科技核心期刊和Ei核心期刊。
在此,对关心学报成长的领导、编委、专家、作者、读者等各界人士,表示衷心的感谢!
《土木工程学报》编辑部
2006年8月2313
万方数据
工字梁的抗剪极限承载力
作者:作者单位:刊名:英文刊名:年,卷(期):被引用次数:
童根树, 任涛, Tong Genshu, Ren Tao浙江大学,浙江,杭州,310027土木工程学报
CHINA CIVIL ENGINEERING JOURNAL2006,39(8)2次
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本文链接:http://d.g.wanfangdata.com.cn/Periodical_tmgcxb200608010.aspx