Q460高强钢简支梁整体稳定极限弯矩计算式研究

李生银, 刘占科, 马张永

(1.甘肃省建设投资(控股)集团有限公司, 兰州 730030; 2.兰州大学西部灾害与环境力学教育部重点实验室, 兰州 730000; 3.兰州大学土木工程与力学学院, 兰州 730000; 4.甘肃省科工建设集团有限公司, 兰州 730415)

与其他结构类型相比,钢结构稳定问题较为突出[1],其中稳定系数是轴压构件、受弯构件承载力计算中的重要参数之一,而稳定系数与对应的正则化长细比的关系则形成了极限承载力计算的各类曲线。如轴压构件弯曲失稳的稳定系数φc与正则化长细比λn,c的φc-λn,c曲线,以及受弯构件整体稳定的稳定系数φb与正则化长细比λn,b的φb-λn,b曲线。

在轴压构件弯曲失稳的φc-λn,c曲线中,λn,c的计算式为λn,c= (Py/Pcr,x)0.5或λn,c= (Py/Pcr,y)0.5,其中,Py为全截面屈服荷载,其计算式为Py=Afy,其中A为截面面积,fy为屈服强度;而Pcr,x、Pcr,y分别为绕x轴、y轴弯曲失稳的临界荷载。显然,无论是Py还是Pcr,x或Pcr,y,在确定λn,c上均具有唯一性,这是因为对于确定的构件,对应的Py、Pcr,x(或Pcr,y)的计算式是唯一的,故计算结果也唯一确定。

与λn,c计算式中各参数的唯一性不同的是,绕强轴x轴受弯的工字形截面钢梁,其正则化长细比λn,b= (Ms/Mcr,x)0.5中的基准弯矩Ms的选择以及临界弯矩Mcr,x的计算方法均具有多样性。即对于受弯构件,特别是单轴对称工字形截面的简支受弯构件,若加强上翼缘,则可能的基准弯矩有下翼缘边缘屈服弯矩Me(弹性极限弯矩)、上翼缘边缘屈服弯矩(弹塑性弯矩Mep)以及全截面塑性弯矩Mp。而临界弯矩可按Mcr,x理论公式或设计标准中的简化公式进行计算。显然,多样的基准弯矩Ms和临界弯矩Mcr,x以及它们的组合,将形成不同的钢梁整体稳定的φb-λn,b曲线。

1976年,Lindner等[2]提出了指数形式的钢梁整体稳定极限弯矩计算式,该计算式以正则化长细比λn,b为基本参数,可通过选择不同的指数n的数值,从而计算钢梁的计算弯矩;该计算式得到了前人的试验数据[3-7]的验证。Lindner等[2]的计算式常被称作ECCS(European Convention for Constructional Steelwork)公式[8]。

此后,由于ECCS公式形式简单,且可将初始几何缺陷、残余应力等纳入考虑范围,故被各国学者广泛研究[9-14],并经修正后纳入了现行标准《高强钢结构设计标准》(JGJ/T 483—2020)[15]。在这些研究中,核心内容是基准弯矩Ms的选择、指数n的数值或计算式的研究以及正则化长细比λn,b的修正。关于临界弯矩Mcr,x对正则化长细比λn,b的影响的研究相对较少。

与φb-λn,b曲线不同的是,《钢结构设计规范》(GB 50017—2003)[16]在给出稳定系数φb的定义式φb=Mcr,x/Wxfy(Wx为按受压纤维确定的对x轴毛截面模量)的基础上,通过简化给出了弹性范围内φb的计算式,以及与弹塑性失稳对应的稳定系数计算式;《钢结构设计标准》(GB 50017—2017)[17]则完全采纳了GB 50017—2003中的φb计算式及弹塑性稳定系数计算式;这两部标准都未以正则化长细比λn,b作为建立φb计算式的基础。

对于Q460高强钢梁的设计,《钢结构设计标准》(GB 50017—2017)与《高强钢结构设计标准》(JGJ/T 483—2020)[15]中均有规定。然而,除以上两部标准在基本理论方面的差异外,当前的研究及设计标准的规定尚存在如下问题。

(1)JGJ/T 483—2020中计算正则化长细比λn,b中的临界弯矩Mcr,x需由GB 50017—2017计算,但GB 50017—2017仅提供了稳定系数的计算式,且当其大于0.6时需进行修正。因此,需依据GB 50017—2017的稳定系数确定Mcr,x的计算式。

(2)关于Q460钢梁、Q460GJ钢梁整体稳定的试验研究[18-21]和数值分析[21-22]均较为丰富,但关于Q460钢梁的规定则差异较大。一方面,GB 50017—2017中Q460钢梁稳定系数的定义式可表示为φb=Mcr,x/Wxfy,而JGJ/T 483—2020中与稳定系数有关的正则化长细比计算式为λn,b= (γxWxfy/Mcr,x)0.5,两者在是否考虑截面塑性发展系数γx上有所不同,这不仅涉及计算结果精确与否,还关乎基本理论是否合理;此外,在JGJ/T 483—2020中,Q460钢梁、Q460GJ钢梁与其他牌号钢梁关于γx的规定也不同:当工字形截面绕强轴x轴弯曲时,对于Q460钢和Q460GJ钢,γx= 1.05;而对于其他牌号结构钢,γx= 1.00。

(3)随着研究的深入,以更为丰富的试验数据验证设计标准中设计公式的精度,是研究的重要内容之一[23-27]。然而,高强钢梁特别是Q460高强钢梁的研究多以有限元分析为主,需进行试验验证。JGJ/T 483—2020[15]采用107根不同跨度、截面尺寸的高强钢焊接工字形截面简支梁的有限元分析结果验证了指数n的合理性。文献[13]在建立有限元模型的基础上,分析了影响Q460、Q500、Q550以及Q690钢梁极限弯矩的影响因素,并建议了焊接工字钢梁整体稳定系数的公式,研究表明结构钢的强度等级越高,初始几何缺陷和残余应力的影响越小。

为解决如上Q460高强钢简支梁整体稳定极限弯矩计算的问题,在前人研究的基础上,现提出钢梁整体稳定极限弯矩的指数形式的一般计算式,GB 50017—2017中稳定系数的统一计算式及对应的φb-λn,b曲线表达式;以及理想受弯构件的φb-λn,b曲线表达式。以Wxfy为基准弯矩,提出Q460高强钢梁整体稳定极限弯矩的指数形式计算式,以解决JGJ/T 483—2020无法直接确定正则化长细比的问题,并采用14个双轴对称、单轴对称工字形截面简支梁的试验数据验证本文建议公式的精度。

1 指数形式极限弯矩的一般计算式及其分析

1.1 指数形式极限弯矩的一般计算式

指数形式的钢梁整体稳定极限弯矩的计算式由Lindner等[2]提出。根据Lindner等[2]、JGJ/T 483—2020[15]以及文献[14]的研究,本文提出的指数形式钢梁整体稳定极限弯矩的一般计算式为

Mu,x=φbMs

(1)

(2)

(3)

式中:φb为稳定系数;Ms为基准弯矩;Mcr,x为弹性临界弯矩;n为指数;λn,b0为起始正则化长细比;λn,b为正则化长细比;α0、α为系数。不同文献中Ms、Mcr,x以及α0、α的常数数值或符号如表1所示。

表1 系数α0、α的取值Table 1 Values of coefficients α0 and α

1.2 指数形式极限弯矩一般计算式的关键参数

根据式(1)～式(3)可知,除表1中的系数α0和α外,指数形式极限弯矩一般计算式的关键参数有基准弯矩Ms、弹性临界弯矩Mcr,x、起始正则化长细比λn,b0以及指数n。其中,表1已给出不同文献中Ms和Mcr,x的要求,而起始正则化长细比λn,b0,在文献[14]中也被称为最小长细比。

对于指数n,Lindner等[2]在考虑截面形式、荷载类型、荷载偏心及偏心距、结构钢牌号、荷载加载方式以及截面成型方式等综合因素后,对ECCS公式中的指数建议了唯一数值n= 2.5。

此后,文献[9]基于159个热轧H型钢梁、86个焊接工字形截面梁以及30个工字形薄腹梁的试验数据,根据均值、均值减去2倍标准差,并分热轧梁和焊接梁两种情况分别给出了n的取值(表2)。Nethercot[10]则在文献[9]的基础上,纳入了文献[28]中的75个热轧H型钢梁、文献[29]中的68个焊接工字形钢梁的试验结果,分别验证了n= 1.0、1.5、2.0、2.5时极限弯矩的计算精度。由此可见,在指数形式极限弯矩计算式中,指数n的数值是随着试验数据的不断丰富而修正的。

表2 n的取值Table 2 n-values

2 现行标准相关规定的分析与对比

2.1 与GB 50017—2017对应的φb-λn,b曲线

对于Q460高强钢梁的整体稳定设计,《钢结构设计标准》(GB 50017—2017)[17]给出了基于等效弯矩系数βb的稳定系数计算式。其中,对于发生弹性失稳的钢梁,其弹性稳定系数φb,e的定义式由GB 50017—2003[16]给出,即

(4)

式(4)中:Mcr,x为绕强轴x轴弯曲的理想钢梁的临界弯矩;Wx为按受压纤维确定的对x轴毛截面模量;fy为屈服强度。

跨度为l的钢梁的常见工况有:满跨均布荷载qy[图1(a)]、跨中集中荷载Py[图1(b)]以及端弯矩M0与ψM0(-1≤ψ≤1)[图1(c)]。钢梁截面通常为工字形截面(图2)。

图1 GB 50017—2017中简支钢梁的荷载工况Fig.1 Loading cases of simply supported beams in GB 50017—2017

h为截面高度;b1、t1分别为上翼缘的宽度、厚度;b2、t2分别为下翼缘的宽度、厚度;h0、tw分别为腹板的高度、厚度;h1、h2分别为截面形心到上翼缘上表、下翼缘下表的垂直距离

对于常见荷载工况(图1)作用下的单轴对称工字形截面(图2)两端简支钢梁,其弹性整体稳定的临界弯矩理论计算式[16]为

Mcr,x=

(5)

式(5)中:E、G分别为弹性模量、剪切模量;Iy、It、Iω分别为截面绕y轴的惯性矩、自由扭转惯性矩、翘曲惯性矩;l为钢梁的跨度;a为集中荷载或均布荷载在截面上作用点的纵坐标与剪力中心纵坐标的差值;βy为截面不对称参数;C1、C2和C3为系数。

GB 50017—2003[16]基于式(4)和式(5),并经一系列简化,得到了基于等效弯矩系数βb的稳定系数计算式,该计算式也被GB 50017—2017所采纳。根据文献[30]关于GB 50017—2017中稳定系数的分析,并结合GB 50017—2017中关于稳定系数的规定,本文将其表示为

(6)

φb,e=βbφb0

(7)

式中:βb为等效弯矩系数;φb0为单轴对称工字形截面纯弯构件的稳定系数,其计算式[31]可表示为

(8)

式(8)中:λy为长细比;A为截面面积;h为截面高度;Wx为按受压最大纤维确定的梁毛截面模量;t1为受压翼缘厚度;ηb为参数;εk为钢号修正系数,其值为235与钢材牌号中屈服点数值的比值的平方根。

(9)

对于发生弹性整体失稳的理想钢梁,忽略式(9)中的第三项,则可得理想钢梁弹性稳定的φb-λn,b曲线表达式为

(10)

图3 与GB 50017—2017对应的φb-λn,b曲线Fig.3 The relationship between φb andλn,b corresponds to GB 50017—2017

2.2 JGJ/T 483—2020的φb-λn,b曲线

对于Q460高强钢梁的整体稳定设计,《高强钢结构设计标准》(JGJ/T 483—2020)[15]给出了基于正则化长细比λn,b的稳定系数计算式,即α0=α= 1.0时的式(1)～式(3)。其中,基准弯矩Ms=γxWxfy,弹性临界弯矩Mcr,x按GB 50017—2017的规定计算。

与冷弯成型的钢构件[32]、热轧成型的钢构件[33]相比,高强钢梁的截面成型方式主要是焊接[34],故在JGJ/T 483—2020[15]中,给出了焊接截面的指数n的计算式和λn,b0的规定。对于式(2)中的λn,b0,JGJ/T 483—2020规定:当为简支梁时λn,b0= 0.3;当为承受线性变化弯矩的悬臂梁和连续梁时,λn,b0= 0.55-0.25M2/M1,其中M1、M2为区段的端弯矩,使构件产生同向曲率(无反弯点)时取同号,使构件产生反向曲率(有反弯点)时取异号,且|M1|≥|M2|。

对于式(2)中的指数n,JGJ/T 483—2020给出的焊接截面的指数n的计算式[31]为

(11)

式(11)中:b1为工字形截面受压翼缘的宽度;hm为上下翼缘中面的距离;ε′k为Q460与钢材牌号中屈服点数值比值的平方根。

取焊接工字形截面的几何尺寸h、b1、b2、t1、t2以及tw与热轧H型钢[35]一致,则式(11)中b1/hm的范围为0.320～1.207,对应的Q460结构钢的指数n的范围为1.368～2.129(图4)。显然,与ECCS公式对于焊接截面取n= 2.0不同,JGJ/T 483—2020中指数n的数值并非定值。

图4 JGJ/T 483—2020中指数n与b1/hm的关系Fig.4 The relationship between n andb1/hm in JGJ/T 483—2020

2.3 钢梁φb-λn,b曲线的对比及分析

根据式(2)、式(9)以及式(10),图5对比了理想钢梁,GB 50017—2017、JGJ/T 483—2020中的公式以及ECCS公式的φb-λn,b曲线。其中,JGJ/T 483—2020公式中的指数n分别取1.0、1.5、2.0和2.5,包含了图4确定的1.368～2.129的范围。

图5 GB 50017—2017、JGJ/T 483—2020以及ECCS公式的Q460钢梁φb -λn,b曲线对比Fig.5 Comparison on the relationship betweenφb and λn,b in GB 50017—2017, JGJ/T 483—2020 and ECCS for Q460 beams

由图5可知,对于焊接截面钢梁,GB 50017—5017和ECCS的φb-λn,b曲线均为单一曲线;而JGJ/T483—2020的φb-λn,b曲线则随指数n的取值不同而不同,即JGJ/T 483—2020中的指数n是与b1/hm以及ε′k有关的计算式,只有在截面几何尺寸和钢材牌号都确定的情况下,n的数值才是确定的。由此可知,JGJ/T 483—2020的φb-λn,b曲线是由无数条曲线组成的曲线簇。

由图5也可看出,n= 2.0时JGJ/T 483—2020的φb-λn,b曲线与n= 2.0时ECCS公式的φb-λn,b曲线几乎重合。然而,由于JGJ/T 483—2020公式、ECCS公式的基准弯矩分别为γxWxfy、Mp,而临界弯矩分别按GB 50017—2017确定以及按Mcr,x的理论计算式确定(表1),则对于同一钢梁,可能由于λn,b不同而φb的数值也相同。因此,对比φb-λn,b曲线时,需以相同的基准弯矩和相同的临界弯矩的计算方法为基础。

3 基于Wx fy的Q460/Q460GJ高强钢梁整体稳定极限弯矩的计算式

3.1 基准弯矩的分析与选择

基准弯矩的选择关乎其逻辑是否合理[36]。式(3)和表1表明,钢梁整体稳定极限弯矩计算的基准弯矩有Mp、Wxfy和γxWxfy。而在GB 50017—2017中,由于不同板厚分组的钢材具有不同的屈服强度,因此Wxfy和γxWxfy中的fy为与受压最大纤维对应的屈服强度。

当钢梁采用加强受压翼缘的单轴对称工字形截面(图2中b1>b2)时,在弯矩作用下受拉翼缘边缘首先屈服,与其对应的弯矩为弹性极限弯矩Me,继而受拉翼缘开始发展塑性;此后,受压翼缘的边缘屈服,受压翼缘发展塑性,直至达到全截面塑性弯矩Mp。

记受压翼缘、受拉翼缘的屈服强度分别为fy、fy,f2,腹板的屈服强度为fy,w,则对于弹性极限弯矩Me,根据图2所示的截面几何尺寸确定的表达式为

(12)

式(12)中:Ix为绕x轴的惯性矩;h2为钢梁受拉区高度,即截面形心到下翼缘下表的垂直距离(图2)。

当全截面受弯屈服时,采用图2中几何尺寸及屈服强度的符号可将塑性弯矩Mp表示为

(13)

而对于按受压最大纤维确定的梁毛截面模量Wx,根据图2可知其计算式为

(14)

为揭示Wxfy和γxWxfy与Mp的差异,图6对比了文献[19]中的双轴对称工字形截面,文献[20]中的单轴对称工字形截面的Mp、Wxfy和γxWxfy。由图6可知,对于双轴对称工字形截面,均有Mp>Wxfy。这是因为对于双轴对称工字形截面有h1=h2,故而Wx=Ix/h1=Ix/h2,则Wxfy即为弹性极限弯矩Me,亦即边缘屈服弯矩。

图6 基准弯矩Wx fy、γxWx fy与Mp的对比Fig.6 Comparisons between benchmark momentWx fy and γxWx fy with Mp

由图6也可看出,对于加强受压翼缘的单轴对称工字形截面钢梁,均有Mp

然而,鉴于GB 50017—2017中稳定系数的计算以Wxfy为基准弯矩,而JGJ/T 483—2020要求按GB 50017—2017确定临界弯矩。同时考虑到在JGJ/T 483—2020中当以Wxfy为基准弯矩计算正则化长细比和极限弯矩时,各牌号高强结构钢均可保持统一。因此,本文研究以Wxfy为基准弯矩提出建议计算式。后文的算例分析与对比表明,尽管对于单轴对称工字形截面有Mp

3.2 Q460/Q460GJ高强钢梁极限弯矩的建议计算式

根据JGJ/T 483—2020的规定,在式(2)中令α0= 1.0和α= 1.0, 并将式(4)、式(7)以及Ms=Wxfy代入式(1)～(3),同时考虑到ε′k与GB 50017—2017中钢号修正系数εk的关系,可得Q460/Q460GJ高强钢梁整体稳定极限弯矩的指数形式的建议计算式为

Mu,x=φbWxfy

(15)

(16)

(17)

(18)

式中:βb为等效弯矩系数,按GB 50017—2017确定;φb0为GB 50017—2017中纯弯构件的稳定系数,可按式(8)计算。

与式(15)对应的设计公式则可表示为

(19)

与JGJ/T 483—2020中Q460/Q460GJ高强钢梁整体稳定极限弯矩的指数形式计算式相比,式(15)～式(18)具有如下特点。

(1)以Wxfy为基准弯矩,统一了临界弯矩与极限弯矩的理论基础。在JGJ/T 483—2020中,正则化长细比以γxWxfy为基准弯矩,临界弯矩Mcr,x要求按现行国标GB 50017计算。其中对于绕x轴受弯的Q460、Q460GJ工字形截面钢梁,γx= 1.05;对于其他牌号高强钢梁,γx= 1.00;而由式(4)可知,GB 50017—2017中的稳定系数以Wxfy为基准弯矩。由此可见,将JGJ/T 483—2020中的基准弯矩由γxWxfy修改为Wxfy,不但与GB 50017—2017中稳定系数的基准弯矩保持统一,而且与JGJ/T 483—2020中其他牌号钢梁的极限弯矩计算式实现了统一。

(2)提出了可直接用于计算λn,b的表达式。前已述及,JGJ/T 483—2020中的临界弯矩Mcr,x按GB 50017—2017采用,但GB 50017—2017中仅提供了稳定系数。因此,JGJ/T 483—2020中的λn,b无法计算。而式(17)中的等效弯矩系数βb由GB 50017—2017确定,纯弯构件的弹性稳定系数φb0源自GB 50017—2017。因此,由式(17)即可确定λn,b。

4 数值算例及对比分析

4.1 现行标准的计算结果

文献[19-20]分别完成了8根双轴对称工字形截面简支梁、7根单轴对称工字形截面简支梁的试验研究。其中,文献[19-20]的钢梁试件的钢材牌号均为Q460GJ,荷载工况均为跨中集中荷载作用于上翼缘。此外,文献[19]中的fy=fy,f2= 525 N/mm2,E= 204 740 N/mm2;文献[20]中的fy=fy,f2= 481 N/mm2,E= 203 900 N/mm2。文献[19-20]中的fy,w= 541 N/mm2。

采用GB 50017—2017、JGJ/T 483—2020的方法分别计算文献[19]中的7个试件和文献[20]中7个试件的λn,b与Mu,Exp/Ms,并与对应的φb-λn,b曲线对比如图7所示。其中,图7(a)中的Ms=Wxfy,图7(b)中的Ms=γxWxfy。需要说明的是,当Mu,Exp/Ms位于φb-λn,b曲线之下时,表示计算结果偏不安全;反之偏安全。

图7 按现行设计标准计算Q460GJ高强钢梁的对比Fig.7 Comparison on results for Q460GJ beams on the basis of the current design standards

由图7可以看出,对于两端简支钢梁,基于GB 50017—2017计算的Mu,Exp/(Wxfy)均因小于由φb-λn,b曲线确定的φb值而偏不安全;而基于JGJ/T 483—2020计算的Mu,Exp/(γxWxfy)与φb-λn,b曲线簇符合略好,但偏不安全的结果仍然较多。

采用ECCS公式计算文献[19-20]中的14个试件的λn,b与Mu,Exp/Ms,并与对应的φb-λn,b曲线对比如图8所示。对比图8和图7可以发现,无论是对于双轴对称工字形截面简支梁,还是单轴对称工字形截面简支梁,基于ECCS公式计算的Mu,Exp/Mp均与对应的φb-λn,b曲线均符合得更好。

图8 按ECCS公式计算Q460GJ高强钢梁的对比Fig.8 Comparison on results for Q460GJ beams on the basis of the ECCS formula

4.2 本文建议公式的计算结果及对比分析

采用本文的建议计算式,即式(15)～式(18),计算文献[19-20]中的14个试件的λn,b、Mu,x如表3所示,计算14个试件的λn,b与Mu,Exp/(Wxfy),并与对应的φb-λn,b曲线对比如图9所示。

图9 采用建议公式计算的结果与φb-λn,b曲线的对比Fig.9 Comparsion on the determined results by the proposed formula with the relationship between φb and λn,b

表3 基于建议公式的Q460钢焊接工字形截面试件的极限弯矩计算及对比Table 3 Calculation and comparison on ultimate moment of Q460 welded I-section specimens on the basis of the proposed formula

由图9和表3可以看出,无论钢梁截面为双轴对称工字形截面还是单轴对称工字形截面,基于本文建议公式计算的简支钢梁、支承钢梁的Mu,Exp/(Wxfy)基本均在对应的φb-λn,b曲线之上,表明本文建议公式的计算结果偏安全程度更好。

表4给出了基于GB 50017—2017、JGJ/T 483—2020、ECCS公式以及本文建议公式的Mu,x/Mu,Exp的对比。由表4可以看出,由GB 50017—2017计算的Mu,x/Mu,Exp的均值最大(1.142),次之的是由JGJ/T 483—2020计算的Mu,x/Mu,Exp的均值(1.053),且两者的标准差分别为0.051和0.066。而由ECCS公式计算的Mu,x/Mu,Exp的均值最小(0.972),但标准差最大(0.106)。

表4 基于现行标准、ECCS公式以及本文公式的Mu,x/Mu,Exp对比Table 4 Comparison on Mu,x/Mu,Expdetermined by the current design standard, ECCS formula and the proposed formula

与由JGJ/T 483—2020计算的Mu,x/Mu,Exp相比,由本文建议公式计算的Mu,x/Mu,Exp的均值(1.024)和标准差(0.061)均较小,表明本文建议的公式具有更高的精度。

5 结论

在中国现行标准《钢结构设计标准》(GB 50017—2017)和《高强钢结构设计标准》(JGJ/T 483—2020)中,均提供了Q460高强钢简支梁整体稳定的设计规定,且JGJ/T 483—2020中计算正则化长细比λn,b中的临界弯矩Mcr,x需由GB 50017—2017计算。然而,GB 50017—2017中并未提供Mcr,x的计算式,两部标准在基准弯矩的选取上不同,以及JGJ/T 483—2020中的计算式需进一步采用试验数据验证。本文研究采用理论分析等方法解决了如上问题,得出如下结论。

(1)与GB 50017—2017对应的φb-λn,b曲线为单一曲线,其中根据正则化长细比λn,b的范围可将其破坏模式划分为3个:①强度破坏:λn,b≤ 0.498;②弹塑性失稳:0.498 <λn,b<1.291;③弹性失稳:λn,b≥ 1.291。而JGJ/T 483—2020中的φb-λn,b曲线随截面几何参数和钢材牌号的不同而不同,是无穷多条曲线组成的曲线簇。

(2)对于加强受压翼缘的单轴对称工字形截面,Wxfy无明确的物理意义,其数值大于全截面塑性弯矩Mp,但仍可采用Wxfy为基准弯矩建立高强钢梁整体稳定极限弯矩的计算式,其一方面可与GB 50017—2017中稳定系数的基准弯矩保持一致,另一方面也可与JGJ/T 483—2020中其他牌号高强钢梁的极限弯矩计算保持一致。

(3)对于Q460/Q460GJ高强钢简支梁整体稳定的极限弯矩,本文研究以Wxfy为基准弯矩、以λn,b= [1/(βbφb0)]0.5为正则化长细比建议的指数形式计算式,较现行标准GB 50017—2017、JGJ/T 483—2020中的计算式具有更高的精度。