美国国家标准建筑钢结构规范中轴心受压柱、受弯和压弯构件的稳定设计

第9卷第3期2007年6月

建 筑 钢 结 构 进 展

Progress in Steel Building Structu res V o l.9N o.3 Jun.2007

收稿日期:2005-10-17;收到修改稿日期:2006-01-19作者简介:

陈骥(1927-),男,教授,主要从事钢结构与钢结构稳定理论的教学和科研工作。E -mail:chenji -jichen@https://www.360docs.net/doc/e54853543.html, 。

美国国家标准建筑钢结构规范中轴心受压柱、受弯和压弯构件的稳定设计

陈 骥

(西安建筑科技大学土木工程学院,陕西西安 710055)

摘 要: 本文介绍了2005年颁布的美国国家标准建筑钢结构规范A N SI/A ISC 360-05关于轴心受压柱、梁和梁柱的

稳定设计方法,包括新增加的单轴对称工形截面梁的稳定设计,阐明了这些构件的屈曲理论和稳定设计表达式。通过三个不同形式的双轴对称和单轴对称工形截面梁的算例,说明梁的稳定设计方法,并指出其中梁的弹塑性稳定计算公式还有待改进。

关键词: 弯扭屈曲;有效回转半径;抗力系数;残余应力;薄腹梁;腹板塑性系数

中图分类号:T U 311.2 文献标识码:A 文章编号:1671-9379(2007)03-0041-09

Stability Design for Axial Compression Members,Beams and Beam -Columns Based on 2005American N ational Standard

Specification for Structural Steel Buildings

CH EN J i

(College of Civil Engineering,Xi c an Universit y of Architect ure &Technology,Xi c an 710055,China)

CHEN Ji:chenji -jichen@https://www.360docs.net/doc/e54853543.html,

A bstract: T his paper intr oduces the stability design for ax ial compression members,doubly symmetric and singly symmetric -I

shaped beams,plate girders and beam -columns,and explains the theoretical buckling streng th and design expr essions employed by the 2005A merican National Standard Specification for Structural Steel Buildings AN SI/A ISC 360-05.T hr ee ex amples of doubly symmetric and singly symmetric -I shaped beams ar e giv en.T hese results show that the e -lastic -plastic stability design formulas for beams and plate girders need fur ther improvement.

Keyw ords : flexura-l torsional buckling;effective r adius of gy ration;resistance factor;residual str ess;plate gir der;w eb plastifica -tion factor

1 概述

2005年美国国家标准建筑钢结构规范AN SI/A ISC

360-05

[1]

首次合并了容许应力设计(A SD)和荷载抗力

系数设计(LRFD)两种方法。设计者可以采用其中的任何一种方法。新的国家标准包括了早先的A ISC LRFD 1999[2],AISC LRFD SA M 2002[3],AISC LRFD HSS 2000[4],ASD and PD 1989[5]中的设计内容。但新的设计规定和计算方法有许多不同。本文重点说明A NSI/

AISC 360-05L RFD 2005中关于轴心受压构件和梁的设计方法,薄腹梁是梁的延伸,梁柱则综合了前二种构件的设计方法。

2 轴心受压构件

轴心受压构件的稳定承载力计及了构件的几何缺陷和截面的残余应力分布,是根据梁柱的极限强度理论确定的[6]。

ANSI/AISC 360-05LRFD 2005对受压强度折减系

建筑钢结构进展第9卷

数U 的计算方法采用了以长细比K 为参数的新的表达式。

当K [4.17

E/f y 或f E \0.44f y 时,其中f E =P 2

E

K

2

U =0.658

f y /f E

(1) 当K >4.17

E/f y 或f E <0.44f y 时,U =0.877f E /f

y

(2)

与AISC LRFD 1999比较,K 和U 值的表达式和计算方法只是更直观方便,但并无实质差别。

轴心受压构件稳定承载力的设计公式为

P [

y

(3)

考虑到多年来钢材冶炼质量的提高和加工运输等技术条件的改进,根据Bart lett ,R.M.,Dex ter,R.J.,Greaser,M. D.,Jelinek,J.J.,Schmidt ,B.J.,和Galambos,T.V.

[7]

的现场调查分析,将钢材的强度抗力系数

0.85提高至0.9,此时相应的可靠指标B 之值在2.61和2.77的范围内,此值所代表的质量要求似偏低。

3 两端简支的双轴对称工形截面梁

对于梁受压翼缘侧向支承点间的距离l y 在塑性阶段梁侧向长度的限值l p 之内,具有厚实腹板和厚实翼缘的双轴对称工形截面简支梁不会发生弯扭屈曲,即当l y [l p 时,只需按照下式验算梁截面的强度:

M x [

y

(4)

如果梁受压翼缘侧向的无支长度l y 在l p 和弹塑性阶段弯扭屈曲侧向长度的限值l r 之间,即当l p

M c r =B b M p -(M p -M r )

l y -l p

l r -l p

[M p

(5)

在弹性阶段,即当l y >l r 时,非均匀受弯梁的临界弯矩为:

M c r =B b

P 2

EW x

(l y /r ts )

2

1+0.078

I t W x h l y

r ts

2

(6)

在塑性阶段,式(5)中梁侧向长度的限值为:

l p =1.76r y E /f

y

(7) 在弹塑性阶段,式(5)中梁侧向长度的限值为:l r =1.95r ts

I t

W x h

#1+

1+6.76

0.7f

y

E

@

W x h I t

2

(8)

在以上诸式中,W x 和I t 分别为梁的弹性截面模量和抗扭惯性矩,r y 为截面绕y 轴弯曲的回转半径,r ts 是基于均匀受弯梁的弹性弯扭屈曲临界弯矩的理论计算公式,在推导上述梁侧向长度限值l r 时引出的截面弯扭屈曲有效回转半径,与截面绕y 轴弯曲的惯性矩I y 和翘曲惯性矩I X

有关。

C ts =

I y I X

W x =I y h 2W x

(9)

因为均匀受弯梁的弹性弯扭屈曲临界弯矩的理论计算公式为:

M cr =

P

l

EI y GI t +P 2

EI y I X

l

2

(10)

引进 r ts =

I y I X W x =I y h 2W x

或I y I X =r 4ts W 2

x (11) 考虑残余应力后,对于双轴对称的轧制和焊接工形截面,统一取有效比例极限为f y -R cr =0.7f y ,且G =E/2.6,在式(10)中用M r =M cr =0.7f y W x 和l r =l y 就可得到式(8),还可由式(10)得到当l y >l r 时,非均匀受弯梁的弹性弯扭屈曲临界弯矩为:

M cr =B b

P

l y

EGI t #2W x r 2ts h +

P 2E 2r 4ts W 2

x

l 2y

=B b

P 2

EW x

(l y /r ts )

2

1+I t

1.3P 2

W x h l y

r ts 2

=B b

P 2EW x

(l y /r ts )2

1+0.078

I t W x h l y

r ts

2

(12)

图1 梁的临界弯矩相关曲线

在式(5)和(6)中的等效弯矩系数可按照图2所示侧

向梁段内平面内的弯矩分布由下式确定,式中的最大弯矩M max 和梁侧向分段点的弯矩M A ,M B ,和M C 均取其绝

对值,此式是基于Kirby,P.A.和N ethercot, D.A.

[8]

的

研究成果,但经略加修改后是更加精确的计算公式。

B b =

1.25M max

2.5M max +3M A +4M B +3M C (13) 如果在梁段内有不直接作用于梁截面形心的横向荷载,而是作用于梁截面的受拉翼缘,用由式(13)得到的B b 值计算临界弯矩将偏于安全;如果横向荷载作用于截面的受压翼缘,由式(13)得到的B b 值计算临界弯矩将偏于不安全,按照AN SI/A ISC 360-05的规定,此时式(5)中的等效弯矩系数可偏于安全地用B b =1.0,而在式(6)中只需将其中的根号项取为1.0即可。验算梁整体稳定的公式为:

42

第3期美国国家标准建筑钢结构规范中轴心受压柱、受弯和压弯构件的稳定设计

M x =M ux =

。

图2 梁段内的弯矩分布

4 两端简支的单轴对称工形截面梁

对于图3所示单轴对称工形截面,其形心轴x 至受压翼缘外边缘和内边缘的距离分别为h 0/2和h c /2,其塑性中和轴p x 至受压翼缘内边缘的距离为h p /2。由图3(b)中全截面面积A 中受压区的截面面积和受拉区的截面面积相等的条件即可得到h p /2,由此可计算全截面的

塑性截面模量W px 。

h p /2=(A -2b f c t fc )/2t w (15)

W px =b f c t fc h p +t f c 2+18

t w h 2

p +

b ft t ft

h w -h p 2

+t f t 2+18t w h w -h p 22

(16)

图3 单轴对称工形截面尺寸

在后面式(18),(19)和(20)中将要用到的厚实与非厚

实受压翼缘宽厚比和腹板高厚比的限值K p 和K r 均见表1。

43

建筑钢结构进展第9卷

当l p

l y -l p

l r -l p

[C pc M yc

(17)

式中C pc 为腹板的塑性系数 当

h c

t w

[K p 时,C pc =

M p M yc

(18)

当

h c

t w >K p 时,C pc

=

M p

M yc

-M p

M yc

-1K -K p K r -K p

[M p

M yc

(19)

式中K =h c /t w ,在式(17)中W xc 为与受压翼缘对应的弹性截面模量,M yc =W xc f y ,截面的塑性弯矩应符合M p =W px f y <1.6W xc f y ,K r =5.7

E/f y 。K p =

h c

h p

E f y

0.54M p

M y

-0.092

[K r

(20)

当l y >l r 时,非均匀受弯梁的弹性临界弯矩为:

M c r =

B b P 2EW xc

(l y /r t )

2

1+0.078

I t W xc h 0l y

r t

2

(21)

式中与参数a w =h c t w

b f

c t f c

有关的截面的弯扭屈曲有效回转半径为:

r t =

b fc

12

h 0H +16a w h 2

h c H

(22)

在式(17)中

l p =1.1r t

E

f y

(23)

梁侧向长度限值的设计值与式(8)类同,为:l r =1.95r t

E

f e

I t W xc h 0

1+

1+6.76f e E @W xc h 0

I t

2

(24)

式中f e 为与受压翼缘弹性截面模量W xc 和受拉翼缘弹性截面模量W xt 有关的有效应力。当W xt

W xc

\0.7时,有效应力f e =0.7f y ;当

W xt W xc <0.7时,有效应力f e =W xt

W xc

f y

\

0.5f y 。式(20)中的M y 取M yc 和M yt 中之最小值。验算梁整体稳定的公式仍为式(14)。

5 两端简支的双轴对称和单轴对称工形截

面薄腹梁

如果工形截面的腹板高厚比h 0/t w 大于表1所示的非厚实腹板的限值K r ,该梁属于薄腹梁。如果梁的受压翼缘的宽厚比b/t 超过非厚实翼缘的限值K r ,梁的临界弯矩将由梁的弯扭屈曲和受压翼缘局部屈曲的临界弯矩中之最小值确定。对于薄腹梁,可以把受压翼缘和受压腹板的三分之一截面组成如图4所示的T 形截面构件,将其当作轴心受压构件[9]

计算其弯曲屈曲荷载,此时,截面的弯扭屈曲有效回转半径为:

r t =112

b 3

fc t f c b fc t f c +1

6

h 0t w

=b f c

121+

16h 0t w

b f

c t f c

(25)

图4 简化T 形截面尺寸

由P 2

E

(l r /r t )2

=(f y -R cr )=0.7f y ,可得l r =P r t

E

0.7f y

,取l p =1.1r t

E

f y

,M r =0.7f y W xc 非均匀受弯薄腹梁的弯扭屈曲临界弯矩需乘以受弯

强度折减系数C pg 。

C pg =1-a w 1200+300a w h c

t w

-5.7

E f y

(26)

式中a w =

h c t w

b f

c t fc

当l p

M cr =C pg B b M y -(M y -M r )l y -l p l r -l p

[f y W xc (27)

当l y >l r 时,

M cr =C pg B b P 2

EW xc

(l y /r t )2

[f y W xc

(28)

梁因受压翼缘局部屈曲临界弯矩的计算公式:

对于非厚实翼缘

M cr =C pg

f y -(0.7f y )K -K p

K r -K p

W xc

(29)

对于柔薄翼缘

M c r =C pg

0.9Ek c W xc K 2

=C pg 0.9Ek c

(b f c /2t fc )2

W xc (30)

式(29)中受压翼缘宽厚比的限值K p 和K r 均取自表1。

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第3期美国国家标准建筑钢结构规范中轴心受压柱、受弯和压弯构件的稳定设计

图5 薄腹梁的临界弯矩计算流程

对于薄腹梁可以按照图5所示流程计算其临界弯矩。

验算薄腹梁整体稳定的公式为:

M x [

(31)

6 单向弯曲压弯构件

对于双轴对称工形截面的压弯构件和0.1[I yc /I y [0.9的单轴对称工形截面的压弯构件,用下列相关公式验算稳定时可以偏于安全地不区分平面内和平面外的稳定

[10]

。

当

P

9@M ax

[1.0(32)当P

[1.0(33)

式中,P u 取平面内P u x 与平面外P u y 中的最小值,P 和M a x 分别是考虑了二阶效应后压弯构件中的轴压力和弯矩,

M u x 为绕x 轴弯曲时的弯扭弯曲临界弯矩,即为式(14)中之M cr 或式(31)中之(M cr )min 。

对于双轴对称工形截面压弯构件,如主要在一个平面内受弯,允许采用区分平面内和平面外稳定的计算公式。验算压弯构件平面内的稳定时,在上两式中的P u 取平面内之值P ux 而M u x =M px ,再用下式计算平面外的稳定。

P

+M a x

2

[1.0(34)

7 举例

计算图6所示三种工形截面受弯构件的弹性弯扭屈曲临界弯矩,其长度为10m,并在梁的中点设置有一侧向支承,再计算它们的弹塑性临界弯矩值。钢材Q235,f y =23.5kN #cm -2

,E =20600kN #cm -2

,G =7900kN #cm -2

。

图6 三种工形截面受弯构件

45

建筑钢结构进展第9卷

7.1三种受弯构件的弹性弯扭屈曲临界弯矩

受弯构件的等效弯矩系数

在图6(a)中,M max=Ql/4,M A=M max/4,M B=M max/ 2,M C=3M max/4,由式(13)可得B b=1.67。

对于图6(b)所示双轴对称工形截面梁,

A=136cm2,I x=125989cm4,W x=3214cm3,I y=3125cm4,I X=4656125cm6,I t=54.13cm4

M c r=B

b

P

l y

EI y GI t+

P2E2I

y I X

l2y

=

1.67P

500

20600@3125@7900@54.13+

P2@206002@3125@4656125

5002

= 1728.35@102kN#cm=1728.35kN#m

对于图6(c)所示单轴对称工形截面梁

A=136cm2,I x=124401cm4,

I yc=2700cm4,I yt=800cm4,I y=3500cm4

B

y=0.45I yc-I yt

I y

1-

I2y

I2x

=18.844cm,

I X=I yc I yt

I y

h2=3678073cm6

M cr=B b P2EI y

l2y

B

y+B2y+

I w

I y

+

GI t l2y

P2EI

y

=1.67@P2@20600@3500

5002

18.844+

18.8442+3678073

3500+

7900@54.13@5002

P2@20600@3500

=2770.95@102kN#cm=2770.95kN#m 对于如图6(d)所示单轴对称工形截面梁

A=136cm2,I yc=800cm4,

I yt=2700cm4,B y=-18.844cm

M cr=B b P2EI

y

K2

y

B

y+B2y+

I X

I y

+

GI t K2y

P2EI

y

=1.67@P2@20600@3500

5002

-18.844+

(-18.844)2+3678073

3500+

7900@54.13@5002

P2@20600@3500

=97946kN#cm=979.46kN#m

三种截面梁的弹性弯扭屈曲临界弯矩的比值为1728.35B2770.95B979.46=1B1.603B0.5677.2三种受弯构件的弹塑性临界弯矩

对于图6(b)所示双轴对称工形梁

因

b

t

=

25

2@1.2

=10.42<0.38

E

f y

=0.38

20600

23.5 =11.25和

h0

t w

=

76

1.0

=76<3.76

E

f y

=111.32属于厚实截面梁。

A=136cm2,W p=3760cm3,

r y=I y/A=3125/136=4.794cm

M p=883.6kN#m,M r=0.7f y W x=528.7kN#m r ts=

I y I X

W x

=

3125@4656125

3214

=6.126cm

l p=1.76r y E/f y=1.76@

4.79420600/23.5=249.8cm

l r=1.95r ts

E

0.7f y

I t

W x h

1+6.76

0.7f y

E

@W x h

I t

2 =1.95@6.126@

20600

0.7@23.5

54.13

3214@77.2

#

1+1+6.760.7@23.5

20600

@3214@77.2

54.13

2

=718.32cm

当l p

M cr=B b M p-(M p-M r)

l y-l p

l r-l p

=1.67883.6-(883.6-528.7)

500-249.8

718.35-249.8 =1159.11kN#m>M p,取M cr=883.6kN#m

对于图6(c)所示单轴对称截面工形梁

A=136cm2,h p/2=(A-2b f c t fc)/(2t w)=32cm

W p=b f c t fc h p+t f c

2

+

t w

2

h p

2

2

+b f t t f t h w-

h p

2

+

t f t

2

+

t w

2

h w-

h p

2

3

=3724cm3

W xc=3475.9cm3,M yc=816.84kN#m W xt=2519.5m3,M y=686.08kN#m, M p=W p f y=3724@23.5/102=875.14kN#m<1.6M yc=1306.94kN#m

a w=

h c t w

b f

c t fc

=

2@34.59@1

30@1.2

=1.9217

46

第3期美国国家标准建筑钢结构规范中轴心受压柱、受弯和压弯构件的稳定设计

r t =

b f c

12

h 0H +16a w h 2

h 0H

=

30

12

2@35.7978.4+16@1.9217@

77.2

2

2@35.79@78.4=7.736cm

l p =1.1r t

E /f y =1.1@7.736

20600/23.5=251.9cm

因W xt /W xc =2919.5/3475.9=0.84>0.7,有效应力取f e =0.7f y

M r =f e W xc =0.7@23.5@3475.9/102

=571.79kN #m l r =1.95@r t

E

f e I t W xc h 0

1+

1+6.76f e E @

W xc h 0

I t

2

=1.95@7.736@

20600

0.7@23.554.13

3475.9@2@35.791+

1+6.760.7@23.520600@

3475.9@2@35.79

54.13

2

=904.9cm

K r =5.7E/f

y

=5.7

20600/23.5=168.76

K p =

h c /h p E/f y (0.54M p /M y -0.092)=2@34.59/(2@32)20600/23.5

(0.54@875.14/686.08-0.09)2

=89.25

因K =h c /t w =(2@34.9)/1.0=69.180.38

E/f y =11.25属于非

厚实翼缘。

腹板的塑性系数C pc =M p /M yc =875.14/816.84=1.0714梁的弹塑性临界弯矩为

M cr =B b C pc M yc -(C pc M yc -M r )

l y -l p

l r -l p

=1.671.0714@816.84-(1.0714@816.84- 571.79)

500-251.9

904.9-251.9

=1269.47kN #m >C pc M yc =1.0714@816.84=875.14kN #m ,取M cr =875.14kN #m 对于图6(d)所示单轴对称截面的工形梁W xc =2919.5cm 3,M yc =686.08kN #m ,W xt =3475.9cm 3,

M p =875.14kN #m <1.6M yc = 1.6@686.08=1097.73kN #m a w =h c t w b fc t f c =2@41.41@1

20@1.2

=3.451r t =

20

122@42.6178.4+16@3.451

77.22

2@42.61@78.4

=

4.564cm l p =1.1@4.564

20600/23.5=148.64cm

因W xt /W xc =3475.9/2919.5=1.1906>0.7,取f e =

0.7f y ,

M r =0.7@13.5@2919.5/102

=480.26kN #cm l r =1.95@4.564206000.7@23.5

54.13

2919.5@2@42.61

#

535.1cm >l y K r =5.7E/f y =168.76

K p =

2@41.41/(2@44)20600/23.5

(0.54@875.14/686.08-0.09)2

=

77.7

因

K =h c /t w =2@41.41/1=82.82>K p

腹板的塑性系数C pc =M p

M yc

-M p

M yc

-1K -K p K r -K p

=

875.14

686.08

-875.14

686.08

-1

82.82-77.7

168.76-77.7

=1.2601

M cr =1.67[1.2601@686.08-(1.2601@ 686.08-480.26)(500-148.64)/ (535.1-148.64)]=860.32kN #m < C pc M yc =1.2601@686.08=864.53kN #m 三种截面梁的弹塑性弯扭屈曲临界弯矩为

883.6B 875.14B 860.32=1B 0.990B 0.974 与梁的弹性弯扭屈曲临界弯矩的计算结果比较,可见梁的弹塑性弯扭屈曲临界弯矩的计算方法存在计算值偏高且不能反映单轴对称截面梁中窄的受压翼缘梁临界弯矩的明显降低。所存在的问题是与A ISC LRFD 1999的计算方法相同的,所不同的是在AN SI/A ISC 360-05LRFD 2005中,验算梁的整体稳定公式引入了弯扭屈曲有效回转半径r ts 或r t ,且截面的残余压应力峰值不再区分轧制和焊接截面,统一采用了R rc =0.3f y 。在AISC LRFD 1999[2]

中,验算梁的整体稳定的计算公式引入了两个物理概念不甚清楚的参数X 1=P W x EGI t A

2

和X 2=1957年,文

47

建筑钢结构进展第9卷

献[11]表明如图7所示,图中的纵坐标为Pl 8

[E y /M y ]103

=M

R y EM y

103

=1.24M M y ,故当M =M p 时,1.24@1.14

=1.414,见图7。梁的弯扭屈曲曲线与参数D T =I t

A H 2有

关,试验点中有相当一部分在理论曲线之下,对于非均匀受弯构件,对照文献[12]并无理由扩大屈服区,相反需缩小屈服区。在弹塑性之间,最好用另一条曲线过渡。为了适当弥补这种缺陷,可以将受弯构件临界弯矩的相关曲线修改如图8,图中当等效弯矩系数B b 之值大于1.0时,在l p 和l

r 之间M c r

之值虽仍按直线变化但不再扩大屈服区。

图7 宽翼缘梁弯扭屈曲试验与理论曲线比较

图8 修正后梁的临界弯矩相关曲线

修改后对于双轴对称截面工形梁在弹塑性阶段非均匀受弯时的临界弯矩为

M c r =

M p -(M p -B b M r )

l y -l p

l r -l p

[M p

(35)

对于单轴对称截面工形梁M cr =

C pc M yc -(C pc M yc -B b M r )l y -l p

l r -l p

(36)

这样对于图6(b)所示双轴对称截面工形梁当l p

M cr =

883.6-(883.6-1.67@528.7)

500-249.8

718.32-249.8

=

883.96kN #m >M p ,取M c r =883.6kN #m 对于图6(c)所示单轴对称截面工形梁 当l p

M cr =

1.0714@816.84-(1.0714@816.84- 1.67@571.79)

500-251.9

904.9-251.9

=

905.44kN #m >C pc M yc =875.14kN #m 取M c r =875.14kN #m

对于图6(d)所示单轴对称截面工形梁

当l p

1.2601@686.08-(1.2601@686.08- 1.67@480.26)

500-148.64

535.1-148.64

=

807.71kN #m >C pc M yc =875.14kN #m 三种截面梁的弹塑性弯扭屈曲临界弯矩的比值是

883.6B 875.14B 807.71=1B 0.990B 0.914按照GB50017-2003

[13]

和A NSI/A ISC 360-05L RFD

2005的规定,关于轴心受压构件,薄腹梁,压弯构件,双向弯曲梁和双向弯曲压弯构件稳定设计的诸例题,因限于篇幅,未予详述,读者可参考研究生教学用书[14]。

8 结论

AN SI/AISC 360-05LRFD 2005关于受弯构件的稳定计算统一了弯扭屈曲临界弯矩的计算方法,简化了截面中残余应力的影响,并补充了单轴对称截面梁的计算。通过几个计算实例可以发现,对于单轴对称和双轴对称截面梁的稳定计算都有待改进,压弯构件的计算与梁的临界弯矩值有关,故也需作进一步研究。

参考文献:

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[2] A ISC L RFD 1999,Specification for Structural Steel Buildings

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[3] A ISC L RFD SA M 2000,Specification for Single A ng le M em -bers[S],Chicago,N ovember,2000.

[4] A ISC L RFD HSS 2000,Specification fo r Steel Hallow Struc -tur al Sections[S],Chicago,IL,2001.

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tice Hall,1968,136.

[12]Basler,K.,Streng th of Plate G irders under Combined Ben-

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87(ST7),Proc.Paper2968,O ctober,1961,181-197.

[13]中华人民共和国国家标准,钢结构设计规范GB50017-2003

[S],中国计划出版社,2003.

[14]陈骥.钢结构稳定-理论与设计[M],北京:科学出版社(第三

版),2006.

第八届太平洋地震工程大会(8PCEE)

2007年12月5~7日,新加坡

主办单位:南洋理工大学新西兰地震工程协会

太平洋地震工程大会是举办了多年的盛会,第一至第三次会议分别于1975年、1979年及1983年在位于新西兰北岛惠灵顿的维多利亚大学召开。第四次会议于1987年在新西兰的怀拉开召开。第五次会议于1991年在新西兰的奥克兰大学召开。第六次会议于1995年在澳大利亚的墨尔本大学召开,第七次会议于2003年在新西兰基督城的坎特伯利大学召开。

大会旨在为地震工程的专家和研究人员提供一个有价值的平台,使他们能够就地震工程学科的最新进展互相交流探讨。

大会欢迎就以下方面内容投稿:

高密度都市环境下的地震反应;地震对商业的影响,包括对保险和金融服务的影响;小震和中震地区的抗震规范;地震工程实践:现有的工程、设计及施工;工程地震学:震级、地面及场地效应、地震灾害及风险分析;岩土工程:基础、地面破坏及液化;结构工程:材料、结构体系和单元、结构反应、主动及被动控制、灾后建筑的评估及修复;桥梁、工业建筑及特种结构;生命线系统:设计和分析、风险评估及减灾;设计原则和方法:抗震规范和标准;社会问题:人类行为、准备状态、重建、损失模拟、土地使用、城市规划以及风险分析;最近发生地震带来的教训;其它问题:建筑、工业设备、建筑设施、海啸、火灾以及争议性工程;紧急抗震设计及修复技术

会议重要日期如下:

2007年2月1日前论文摘要截止;2007年3月25日前发出摘要接受通知;

2007年6月中旬前论文全文截止;2007年10月1日前发出论文接受通知

注册费用:

大会的注册费用为每人880新元(约580美元),学生的注册费用为每人600新元(约395美元),包括大会宴会、茶休、午餐、会议、论文摘要以及光盘的费用。大会晚餐优惠价为每人30新元。

欲获得更多信息可访问大会网址:htt p://https://www.360docs.net/doc/e54853543.html,.sg/cee/8PCEE/

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