弹性悬臂Litesteel梁的侧向屈曲载荷作用下横向

1、国际钢结构杂志2011 年 12 月，11 卷，4 号,395 一 407doi 10.1007 / s13296 -011 -4001 - z弹性悬臂litesteel梁的侧向屈曲载荷作用下横向cyrilus winatama kurniawan 1 和 mahen mahendran 2)*1我研究学者，2教授，建筑环境与工程学院昆士兰科技大学的,澳大利亚布里斯班文摘:litesteel梁(lsb)是一种新型空心法兰槽形截面由onesteel澳大利亚管工厂使用它 专利双电阻焊和自动连续成型技术。lsb有一个独特的几何学 组成的扭力刚性矩形空心法兰和相对纤细的网络。中间的弯曲强度 跨度是由横

2、向畸变屈曲的特点是同时横向偏转，扭曲和web失真。lsbs最近的研究主要集中在其横向畸变屈曲行为下统一的时刻条件。然而，在实践中，lsb弯曲成员受到非均匀分布和负载高度影响,因为他们往往在横向负载下应用高于或低于其剪切中心。这些加载条件是已知的 有明显的对梁的侧向屈曲强度的影响。许多钢铁设计规范采用相等的 弯矩分配和基于数据的加载高度因素传统热轧，双重对称焊接层主题 横向扭转屈曲。不均匀的时刻分布和负载高度横向载荷对悬臂的影响lsbs,当前设计的适用性修改包括影响因素不清楚。摘要介绍了基于有限元分析的数值研究弹性悬臂梁横向抗弯强度lsbs主题 横向载荷,结果。设计的适用性修改因素钢从各种设计规

3、范 了，合适的建议提出了悬臂lsbs受横向荷载。关键ihj:litesteel梁、悬臂梁、横向畸变屈曲，横向扭转屈曲，横向装载时， 非统一的力矩分配、负载高度1：介绍：litesteel梁(lsb)是一种新型高强度冷形成空心法兰部分由频道onesteel澳大利亚管工厂，使用其专利双电阻焊和自动连续的成型技 术。高强度钢材料用于lsbs duosteel名义法兰和年级web屈服应力分别为450和380 mpao虽然钢基380 mpa的屈服力,cold-forming过程改进lsb的屈服应力法兰450 mpao lsb独特的截面由两个矩形空心法兰和苗条网络如图1所示。的深度和法兰宽度lsb部分变化

4、从125 年到300毫米,45到75 mmwith厚度在1.6到3.0毫米的范围。法兰高度法兰宽度的1/3所有的部分。lsb的部分是确定的部分深度、法兰宽 度和厚度，例如300x60x2.0 lsb(oatm,2008)o表1显示了部分尺寸可 用的lsb部分。目前新lsbs常用的弯曲成员在工业，商业和住宅建筑。他们时刻为中级水平的跨越能力是由他们的侧向变形的特点是侧向屈心法兰和的存在细长的web导致这种屈曲模式相关的web失真与常见 的横向扭转屈曲(ltb)模式，图1所示(一个)。这就导致了比这更大的时刻减少基于横向扭转屈曲（anapayan和有关人员,2009）o然而，大跨度lsbs遭受lt

5、b模式为其他开放钢部分（图1（坊）。过去的研究lsbs（anapayan和有关人员，2009）在横向集中distortionbal行lsbs服从统一的条件。然而，在实践中，lsbs常常受到横向负载，介绍变截面弯 矩分布（图2）o也常常这样的横向负载应用高于或低于剪切中心（负载的 高度效果）见图2。然而，这些的影响加载条件的横向抗弯强度lsbs还不 为人知。当前钢铁设计标准使用一个等价的统一的因素（时刻包括弹性 侧向屈曲弯矩方程变截面弯矩分配的影响。的影响加载位置包含在这些 设计标准通过负载高度因素有效长度方程。然而，这些因素主要是派生 而来基于传统的热轧的数据，加倍对称焊接横向扭转屈曲。这些因

6、素对 冷弯的适用性mono-symmetric lsbs侧向变形的屈曲是未知的。因此kurniawan和有关人员（2008）调查了弯矩分配和负载高度lsbs横向载荷的影响，钢和当前的适用性设计代码方法。然而,他们的研究仅限于简 单lsbs支持。数值研究因此论文进行调查的影响横向的弯矩分配和负 载的高度加载悬臂梁在横向抗弯强度isbso在这个研究中，理想的悬臂 条件，提供一个完整的针对翘曲和扭转约束支持,（trahair,1993）o其他悬 臂条件不完全固定在支持等过剩形成的悬臂段连续梁没有考虑。两种常 见的横向加载被认为是均匀分布负载（udl）和点荷载（pl）在由端图2所 示。比较与当前钢设计

7、规范修改因素也在秩序为悬臂lsb提出合适的kigid supportbmdcantilever lsb with a udlbmd牛igid supportcantilever lsb with a pl建议受横向荷载。摘要介绍了这项研究结果的细节。bendingmomentdistribution(a) 1-beains (ltb) (b) litesteel beams <ldb and li b)table 1. dimensions of lsb sections2 当前钢铁设计标准oc0c0c5o5c5c沉飢0c5c5025253332222221111xaxtdepthmmm

8、mmmx75x3.0lsb25.cx75x2.5lsb25.cx60x2.0lsb20.cx75x3.0lsb25.cx75x2.5lsb25.cx60x2.0lsb20.cx60x2.5lsb20.cx60x2.0lsb20.cx45x1.6lsb15.cx45x2.0lsb15.cx45x1.6lsb15.cx45x2.0lsb15.cx45x1.6lsb15.cdmmlsb designation澳大利亚钢结构设计标准，as4100（sa），1998），或给予相等的时刻时刻修改因素）分别为1.25和2.25悬臂梁在自由端受集中荷载分别和 均匀分布载荷。as4100建议以包括一个负载高度因

9、素负载的影响应用 程序的顶部法兰。这个因素是2.0和一个完全固定的支持和悬臂梁吗 自由端，考虑在这个研究。美国钢结构设计标准、ansi/出版社360（出 版社,360），建议修改l0 b因子（c）悬臂梁自由端是放松的。不提供任何ansi/出版社360明确规定占负荷高的效果。英国钢结构设计标准,bs5950-l（bsi，2000），允许非均匀影响的时刻通过减少有效的悬臂长 度的0.8 l梁与固定支座和自由。同样，加载时加载高度的影响顶部法兰是包含在设计通过增加有效长度40%（负载高1.4倍）。冷弯型钢的设计 标准（aisi 2007）提供了一个修正方程简支梁，类似于热钢材的设计标准,但设计的目的

10、，它是应用弹性抗弯性保守的时刻。自由端悬臂或逼近放 松，建议一个c b系数l.oo的澳大利亚冷弯钢结构标准（sa）2005）不提供任何指导悬臂梁的分布或负载高度的影响。as4100,ansi /出版社360年3s5950-1热轧钢结构设计标准。冷弯钢结构设计标准一般采用等效 统一的时刻热轧钢中使用的因素结构设计标准虽然是有限的在这一领 域的研究。过去的研究是有限的热轧梁(kitipornchaietal .,1986;kitipornchai 和王,1986;helwig et al .,1997;lim et al .,2003)和一些冷弯双对称空心法兰梁、通道和z-sections(pi

11、et al .,1997. 1998、 1999），但最重要的是他们主要的简单支撑梁。他们的研究还显示，不同时刻的准确性修改因素根据部分几何热轧部分梁mono-symmetric焊接和三通等梁。3抗性。悬臂lsbs的有限元模型悬臂lsb的有限元模型使用有限元分析(2005),这是一个修改早期模 型由kurniawan和有关人员对简支lsbs(2008)o它占各种lsb屈曲变 形，即地方、横向和扭转屈曲和web失真。有限元分析s4r5壳单元被 选为lsb的有限元模型吗能够提供足够的自由度显式模型的屈曲变形。这个元素是一个薄，剪切灵活，等参四边形壳四个节点和五自由度每个节 点，利用减少集成和双线性

12、插值方案。一个元素的大小5毫米xlo毫米是 用来提供足够的准确性基于收敛性研究(无花果。3和4)。悬臂梁通常 认为是弯曲的成员，在加载的飞机是内置的支持(完全固定端)和无限制 的或免费的另一端(trahairj993)o的边界条件有限元模型对lsb修改 来实现这一状况。模拟一个完全固定端条件，支持的自由度“123456”节翻译和旋转。点被限制在所有翻译、旋转和扭曲，在他们无拘无束的自由端，因此自由 图3给出了有限元悬臂lsbs的模型。freedomnotation 度的“123”对应翻译在x,y和z轴而“456”与旋转关于x,y9z分别轴。两种类型的模拟加载条件，平等最后时刻，横向荷载。第一次

13、加载条件是作为统一的基本情况的时刻展示的非均匀分布效果，而在第二个加 载条件下，横向加载应用于上翼缘，剪切和中心底部法兰来模拟负载高的 效果。的最后时刻与线性力量应用于模拟每个节点的梁，那里的上部部 分受压缩力量而降低部分是受到拉力，如图3所示。横向剪切中心加载的模拟这是远离lsb截面复杂而难以实现。因此一个近似方法采用模拟剪切中心加载如图4所示。在这种方法中，横向负荷(p)被应用于web元 素lsb顶级和底空心法兰，横向力(p”)应用节点外的角落法兰和web=jlsb空心法兰(最高的元素和底部法兰)。横向力(p)创建了一个转矩来对抗造成的转矩加载从剪切中心。这种方法提供了一个等效荷载条件的理

14、 想剪切中心加载。横向负载分布到网络元素的lsb空心法兰来减少可 能的压力浓度。使用了相同的造型方法模拟负载高度影响，如图5所示。的lsb底部的横向加载web上的元素模拟顶部法兰凸缘只是删除加载 时的横向负载元素的lsb上翼缘模拟法兰底部加载。横向力(p)也被应 用到提供所需的反扭矩，如图5所示。发达有限元模型被用来进行一系 列的弹性屈曲分析和获取弹性侧向变形的和横向扭转悬臂梁屈曲瞬间lsbs时刻分布和负载高度横向载荷的影响。三个lsb部分,125x45x2.0lsb,300x75x3.0 lsb和250x60x2.0 lsb，被认为是在这项研究中以包括截面几何形状的影响，基于as4100规则

15、，他们被类为紧凑,non-compact 分别和纤细的部分。在分析从中间长跨度梁长度是不同的为了调查的侧 向变形的关系和横向扭转屈曲模式加载条件。图4。在剪切中心悬臂lsbs横向负载。iiiiii弹性侧向悬臂litesteel梁横向载荷作用下的屈restrained dof “123456" fbr all nodes at the beam end (tiih rigid support) /boundary condition modellingend moment simulationresisting torque due to p'o'ideal condi

16、tio npransvcrse loads applied at every node of the web elenienls of hnllnvv flangeslateral load applied at the comer node图4linear compressive forces at every node (max at the top flange)iz.blinear tensileforces at everynode (max at themomentbottom flange)p#top flange loading (tf)shear centre loading

17、 (sc)二bottom flange loading (bf)4.验证的有限元模型悬臂lsb的发达的有限元模型能够模拟的三个不同的屈曲模式部屈 曲对短跨度，横向畸变屈曲中间跨度和横向扭转屈曲长跨度kurniawan 和有关人员(2009)使用类似的有限元模型探讨侧简lsb屈曲行为。他们 验证了有限元模型的准确性比较lsbs的弹性屈曲分析结果服从统一的 时刻获得的解决方案从有限条分析基于薄壁(汉考克papangelis,1994), 弹性侧向变形的屈曲弯矩方程(eq。1)由pi和开发trahair(1997)o因为 使用的有限元模型本研究包括有限元类型和相同网格密度和造型的条件，其准确性被认为

18、是足够了。where the approximate e(ieclive torsional rigidity (gje) is given by:2gj et 1：0.91 jfd2盼斗0.9 bd(lb)el、=minor axis flexural rigidityeiw = warping rigidityjr= torsion constant for a single hollow flanged|= depth of the flat portion of the webt= thicknessl =beam length5o结果和讨论 5.1 o变截面弯矩分配的影响横向加载结果

19、悬臂弹性屈曲时刻lsbs在自由端受集中荷载(pl)和一个均匀分布载荷 (udl)总结表2和3。时刻相等的分布因素(<x)也在表2和3。的系数am是弹性 侧向屈曲的比率时刻下的悬臂梁不均匀的时刻条件(m od-non)和下简支梁统一 的时刻条件(od),即am = m od-non / m od。kurniavvan和有关人员(2008)提出了弹性横向简支的畸变屈曲的时刻1sbs。弹性侧畸变屈曲的时刻悬臂lsbs下统 一的条件简支lsbs的0.25倍。因此，有关«因子在这种情况下是0.25的钢设计 代码。进一步的结果和其他细节kurniawan(2007)o为了研究网络变形的影响

20、lsbs弹性抗弯强度，弹性侧情商畸变屈曲的时刻。1为：(2a)where;(2b)k e是一个表示不修改扭转参数只有扭转组件的侧向屈曲，但也web失真。低ke值意味着远光灯细长，反之亦然。表2和图3中的结果也在密谋反对扭参数进行修改(k e)在无花果。6和7,分别。图6和图 7显示，存在于一个变体结果，即a悬臂lsbs m因素使用增加k e值显著增加。这因为现在是重要的好处是预期局限于一个简短的支持和附近的 地区刚性的支持。梁高的情况细长(低k e值)，(x系数很小因为由端条件不稳定影响是显著的。一项由nethercot(1973)报道，传统热轧的悬臂的am因素我梁剪切中心载荷作用下也增加束细

21、长的函数。400 cyrilus winatama kurniawan and mahen mahendran / international journal of steel structures. 11(4), 395-407, 2011lable 2. elastic lateral buckling moments of cantilever lsbs subjected to a point load at the tree end (pl)lsb dxbf xt (mm)span (mm)fea buckling momentam factorcurrent iactorj：as4

22、i00table 562ajscbs5950l(knm)mode7505735nlb*1.251.00l39100048,72ldb1.961.251.001.27125x45x2.0 lsb150031.10ldb*1.741.251.001.19250018.01ldb*1.501.251.001.21400011.18ltb1.401.251.001.24150054.65nlb1.251.001.42200056.69nlb1.251.00131250x60x2.0 lsb250050,23ldb1.951.251.001.23300041.14ldb*1.841.25lool1940

23、0030.12ldb*1.661.251.001.17600019,87ltb1.491.251.001.201500158.58nlb*1.25loo1.462500149.46ldb1.941.251.00l27300x75x3.0 lsb3000123.29ldb*1.881.251.001.2240<m>xs.k3ldb*1.701.251.19600057.31ltb1.521.251.001.20ldb* lateral distortional buckling mode with negligible web distortionnl.b non*lateral b

24、uckling mode (local buckling near the support) that precedes ldb nlb* non-laleral buckling mode (web local buckling at the load position) that precetles ldbtable 3. elastic lateral buckling moments of cantilever lsbs subjected to a uniiomily distributed load (udl)lsb dxbfxt (mm)span (mm)hha buckling

25、 momenta価 factor(urrent factorsas4i00table 5.6.2a iscbs5950lc 0.8 l(knm)mode75058.90nlb-2.251.001.3910006432nlb-2.25l.(k>1.27125x45x2.0 lsb150051.96ldb*2.912.251.0019250029.53ldb2.462.251.0040(x)17.92ltb2242.251.0()1.24250054.50nlb2.251.001.23250x60x2.0 lsb300055.85nlb-2.251.0040(x)50.16ldb*2.762

26、.251 00li7600032.58ltb2.442.251.00120250017531nlb-2.251.001.27300x75x3.0 lsb3()(x)1x3.01nlb2.25l.(x)1.224000150.05ldb*2.882.251.001.19600095.90ltb1542.251.001.20ldbe lateral distortional buckling mode with negligible web distortion nlb non-latcral buckling mode (local buckling near the support) that

27、 precedes ldb然而，图6表明am的增加的因素后将减少一定的k e值，即大于约0.6o（i米因素可能会进一步降低高ke值。在这些地区，屈曲分析结果表明,它们与横向关联屈曲（ldb）模式，如图8所示（b），这可能表明，限制 的好处是什么由于web失真效应。这是不同的比简支梁的受力性能横 向荷载的不利的web失真效果一般起价低k值约为03（kuniiawaii和 有关人员,2008）。不利的web悬臂lsbs失真影响高k e值的结果。这bebecause web失真低k的lsbs e值支持或附近发生时刻高地区（图。8（讥而自由端（临界区）仍在ltb模式（指出ldb *在表2和图3）。因此

28、，web失真效应是 不利的可以忽略不计的情况下ke值06约。此外，悬臂的弹性屈曲分lsbs高k e值也有限临界屈曲模式，先于侧向变形的屈曲。不均匀的时刻福利高k e增加屈曲荷载值的地区附近的局部屈曲（支持）是关键的模式，或本地网络（web轴承）的失稳载荷位置这也可能是管理模式特 别是吗在自由端pl的情况。图9显示了这些non-lateral屈曲模式。此外，屈曲抗性的悬臂lsbs udl显著增加（非常高a因子），导致悬臂lsbs受限于non-lateral屈曲模式与k值大于0.45o注意，在无花果。6和7结果与这些non-lateral相关屈曲模式不包括。其他屈曲分析方法 等能量方法可以用于未来

29、的研究获得解决方案专门为横向畸变屈曲。比 较了目前所用的a因子在无花果。6和7表明他们对悬臂是保守的lsbs 尽管预测他们不好也没有反映观察am变化。ansi /出版社360 -05提 供a=1.0是非常保守的。bs5950-l（bsi,2000）建议使用减少有效长度（le =0.8 1）允许目前分布的影响悬臂梁。作为比较，它提出了等效a因素无花果。6和7和表2和图3。方程1（町是用来计算m od-non基于l e= 0.8l和m od基于l e = l，然后使用确定等效a因子（m od-non / m od）。对 于thepl情况，bs5950l只提供了一个预测接近结果低k e值。这与as4

30、100是相同的表562除了 udl情况下也是有效的。这表明的力矩分配利益悬臂梁受到剪切中心加载以极大的保守主义在当前设计代码 没有考虑到有利的a的变化因素。这可能是提供保守主义在加载的情况 下在剪切中心，即上翼缘加载。这将在下一节中进一步讨论。忽略了有利变异的因素尤其是udla米情况非常合理，因为使用一个高a因子可能不是非常重要的由于其他力量限制吗节能力和其他屈曲模式等的影响稍后讨论。非常低的光束细长，它可能略unconservative弹性屈曲分析所结果;然而 其实际应用很少存在。然而，实证a为悬臂m方程lsbs也可以开发基于弹性屈曲分析结果（平均误差v 2%）下面的方程。然而，应该指出的是

31、，这些方程可能并不适合lsbs高k e值由于有限的数据特别是udl案例。这个方程可能被认为不太方便用于设计办公室与表562相比as4100o然而，它被认为是简单的使用所有必需的参数计算k e现成的设计容量表lsbs (oatm,2008)opl:am = 1.2-1.065 k e 2 + 1.78 k e(3)悬臂 udl:am = 2.0-0.7 ke2 + 2.85 ke(3 b)elastic lateral buckljng of cantilever litesteel beams under transverse loadingfigure 6.factors for【he pl

32、 case of cantilever beams.3.53.025am equation based on elastic buckling analysts (see eq, 3b)as4100 1998 table 5.6.22.0lateral budclmg (ltb to ldb)nlbi151.00.5x lsb250x60x2.0 (stender) lsb300x75x3.0 (noocompact) lsb 125x45x2.0 (compact)ansi/aisc 360-05k.-%u：eu/gjel/|0.0 4-0.00.10.2030.405modified to

33、rsion parameter (k.)0.6figure 7. crfll taclors ibr the udl case of canlilever beams.ldb occurs near the supportlalcnil torsional buckling (lbi) at the tree end(a) 13m 125x45x2.0 lsb with a pllateral dislorticmal buckling (ldb) at the ircc end(b) 2.5m 250x60x2.0 lsb with a plfigure 8< typical late

34、ral buckling modes of cantilevernegligible lutcralvics is exaggerated for claritylocal buckling near lhe support<a) 1.5m 300x75x3.0 lsb with a pl(b) 0.75m 125x45x2.0 lsb with a udlfigure 9. other critical buckling modes of cantilever lsbs.5.2o负载高度横向载荷的影响悬臂梁弹性屈曲分析lsbs和底部法兰加载进行使用前面部分中描述的有限元模型。表4总结了

35、弹性侧腹的时刻悬臂lsbs顶部法兰(tf)和底部法兰(bf)加载两个横向负载情况下在自由端(udl和pl)认为在早期部分。non-dimesionalised弹性屈曲荷载的结果提出了在图10中，修改后的扭转在哪里参数e(k)和无量纲屈曲载荷(双)udl和pl情况下得到使用方程式。2(b)、4(a)和4(b)，分别为。ha)(4b)for udl: dbl =0必阿心for pl: dbl =q臼阿阿table 4. elastic lateral buckling moments of cantilever lsbs subjected to top flange (tf) and botto

36、m flange (bf) loadinglsb dxbrxt (mm)span (mm)pltor tf case (knm)modeplfor bf case (knm)modeudlmodeudlmode75021.81ldb443.75ldbnlbnlbi(x)024.29ldb47.59ldb53.47ldbnlb125x45x2.0 lsb150024.85ldb40.47ldb32.81ldb*60.92ldb*250016.58ldfp25.96ldb*18.84ldb*32.66ldfi*400010.61ltb16.61ltb11.53ltb1920ltb1500nlb*n

37、lbnlbnlb2(x)025.99ldb*nljinlfinlb250x60x2.0 lsb250028.70ldb53.69ldb54.10ldbnlb300029.73ldb51.03ldb43.45ldb*nlb400026.26ldb*41.40ldb*31.52ldb*57.28ldb*600018.42ltb28.89ltb20.65ltb35.55ltb1500nlb*123.69ldb，nlbnlb250074.07ldb144.23ldb167.60ldbnlb300x75x3.0 lsb300077.36ldb139.70ldb132.84ldb*nlb400072.55

38、ldba117.12ldb*94.18ldb*175.97ldb*600052.14utb82.40ltb60.22ltb106.70ltbldbe lateral distortional buckling mode with negligible web distortionnlb non-latcral buckling mode (local buckling near the support) that precedes ldb nlb* noivlateral buckling mode (local web buckling at the load position) tliat

39、 precedes ldb ldb lateral distortional buckling mode with interaction (nlb or nlbe)上翼缘（tf）加载大幅减少了阻力，尤其是对悬臂梁高k e值。它已经被早期的弹性屈曲分析剪切中心加载情况下仅限于部分高ke值,因为屈曲载荷增加在该地区的当地屈曲模式是至关重要的。然而与上翼缘悬臂lsbs加载，横向畸变屈曲的重要模式更长的k e区域（比sc和男朋友例）如图所示在图10o悬臂梁的自由端条件提供不稳定，可能会造成更大的扭曲效应（由于tf加载）与简支的情况下采取行动束，从而导致重大的抗弯强度减少。图h演示了顶级的意义法兰加载

40、增大截面的扭转悬臂lsbs在自由端受集中荷载。然而，交互与non-lateral屈曲屈曲模式也观察到弹性屈曲分析tf加载情况下高k值图10所示。对于非常高的k e值（短悬臂梁），给出了弹性屈曲分析non-lateral屈曲模式的重要模式。这非侧向屈曲模式是附近的局部屈曲的支持udl案，而对于pl的情况更多倾向于本地web屈曲载荷（web轴承）的位置。图12显示了些其他重要模式先于横向畸变屈曲。这些屈曲模式与本研究无关，这是唯一的关心侧向屈曲。由于上翼缘加载的显著影响悬臂，英国(bs5950-1)和澳大利 亚钢铁设计代码(as4100)使用更高的负载高度因子(kl)增加梁的有效 长度(le =

41、lxkl)比简支的情况下。增加有效长度是用来计算弹性屈曲时刻用情商(mod-non tf加载)。1(a)。这是然后乘以一个适当的a允许人口因素力矩分配的影响。相应的屈曲负载(q)然后从最后一个弹性 计算弯曲力矩和用于方程式。4(a)和4(b)确定无因次屈曲载荷(双)。为 加载剪切中心(例如bf)以下设计代码 保守忽略它的有利影响。图13(a)比较了无因次屈曲加载的弹性屈曲分析结果预测使用 bs5950-l(bsl,2000)和 as4100(sa)，1998)。在计算 m od-non tf加载使用这些代码的有效长度的方法，a米因素来自该方程式。3(a)和3(b)被用来包括弯矩分配效果。比较表

42、明他们是保守的低k e值(高束细长)但不安全的相反的情况下，特别是bs5950-1预测。表as4100 5.6.2表明一个a为1.25倍悬臂与pl(自由端)，而bs5950-1出现将目前的分布影响有效长度的方 法，即a系数为l.oo这些因素被用于计算od-non tf加载而不是使用eq。3(a)和与弹性屈曲分析结果如图13所示(b)。这两个当as4100bs5950-1显示更好的预测使用各自的am因素。他们是非常保守的低k e值。对于非常高的k e值(短悬臂梁)，他们的预测可能不合适使用,然而,在这种情况下很可能不是重要，因为可能会先于其他重要屈曲模式横向 畸变屈曲和接近地区的部分能力。比较与

43、当前设计代码的方法udl案 例在图14给出a因子获得相应的设计规范。它类似于在自由端与pl除了 bs5950 -1预测显得非常保守。这可能是因为bs5950-1方法主要是基于pl情况下，这通常被认为是最糟糕的横向 加载悬臂。trahair(1993)还提供了一个近似解预测弹性悬臂梁的侧向屈:ii强度梁受到加载剪切的上面和下面中心由方程式。5(町和5(b)udl和pl情况下，分别。0.00.204060.8101.21.4cantilever lsbs.modifed torsion parameter (iq)figure 10. load height eftects fortop flan

44、ge loading (i f )shear emtre loading (sc)figure 11. load hcigh effects on the lateral distortional buckling mode (i m cantilever 125x45x2.0 lsb subjected to a pl at the free end).holtom flange loading (hf)(a) 2m lsb250x60x2.0 widi a pl (tf)(b) 2m lsb250x60x2.0 uith a udl (tf)peoj ssj>u.2tf>uau

45、qax lsb250x60x2 0 (sterxjer)o lsb300x75x3.0 (noocompact) lsb 125x45x2 0 (compact)prediction by trahans equation (eq.5a)modifed torsion parameter (心)(a) with am factor based on the equation 3(a) developed using feaineerictionbs5950-12000as4100-1998 (k». 2) with 1 25x lsb250x60x2 0 (sleajec) lsb3

46、oox75x3 0 (non<x)mpact) a lsb125x45x2 0 (compact)prediction by trahas equation (!sq.5albf4 sc0.00204060.8101-2modifed torsion parameter (k«)12 11 10(b) with dm factor based on the respective design codesfigure 13. comparison with current design rules in predicting the lateral buck i i ng str

47、ength of cantilever lsbs subject to load height effect (pl case).注意，这些方程独立于a因素与方程给出了简单的情况支持梁。从ldb web畸变的影响模式在这些方程可以合并使用修改扭转参数e(k) 和有效的扭转刚度(gj e)与原方程使用扭力参数(k)和扭转刚度(gj)。预测使用这些方程也相比与弹性屈曲分析结果，无花果所示。13 13(a)和(b)和14(non-dimensionalised格式)。的比较udl顶部法兰(tf)加载的情况显示了这个方程的充足，但不是pl案例是unconservative即使在中间k e地区(05到0

48、.8)。这意味着as4100和比方程式bs5950-1方法更合 适。5(a)和5(b)o因此目前as4100的设计方法并推荐bs5950-1允许负载高度的影响悬臂lsbs tf加载。作为as4100更保守，更倾向于后者代码。在修改弹性腹的时刻负载高度效应(m od-non负载高度)，am的因素建议按照规定的吗设计代码。也因为这个原因，目前分布影响在51节 讨论建议的使用基于as4100常数因子a米。对底部法兰(bf)加载的情 况下，比较在无花果。13 13(a)和(b)和14可能表明方程式。5(a)和5(b)是足够使用，提供其他的屈曲模式被认为是至关重要的高ke值。然 而,as4100和bs5

49、950-1忽略加载的好处的方法以下剪切中心可以保守=j地使用悬臂lsbso它可能不是非常重要的好处重要，因为很有可能是它 的最终力量的部分能力有限，尤其是中间和短跨度。本文5.1节也中间跨 悬臂的极限强度lsb与剪切中心加载通常是由其控制部分能力。应用a 的因素来确定与任何负载和设计能力的时刻lsbs边界条件，建议设计 冷弯钢方法在许多代码中使用弹性侧向失稳时刻m od的制服时刻是通过使用适当的a成员中使用的因素和计算能力。6 结论本文描述了一个调查横向弯矩分配和负载高度的影响在弹性侧向变形的和侧向加载扭转屈曲强度悬臂lsbs使用有限元素分析。强度由于非受益统一的力矩分配达到上限lsbs高束细长，但可以减少低束细长的含量 增加网络侧畸变屈曲的变形以及剪切应力增加，直到其他屈曲模式侧向 屈曲之前执政。这是发现横向