本验证示例由 Mark D. Denavit、Rick Mulholland 和 Javad Esmaeelpour 在 田纳西大学与 IDEA StatiCa 的联合项目中编制。
说明
本研究对承压加劲板的基于组件的有限元模型（CBFEM（基于组件的有限元模型））与美国实践中传统计算方法的结果进行了比较。研究重点关注与承压加劲板相关的极限状态。第一种工况为转换梁中的承压加劲板，其中柱支承于上翼缘，产生单一集中压力。第二种工况为梁柱弯矩节点中的承压加劲板，此类加劲板通常称为连续板。梁中的弯矩在柱翼缘处产生拉力和压力（即双集中力）。研究还与试验结果进行了对比。
传统计算依据 AISC 规范（2022）中荷载与抗力系数设计（LRFD）的相关规定执行。CBFEM（基于组件的有限元模型）结果由 IDEA StatiCa 24.0 版本获得。最大允许荷载通过迭代方式确定，即调整施加荷载输入值，使程序判定为安全，但若增加少量荷载（1 kip），程序将因超过 5% 塑性应变限值、螺栓或焊缝承载比超过 100%，或屈曲比小于 3.0 而判定为不安全。DR 类型分析有助于确定最大允许荷载。然而，由于节点设计承载力的评估存在一定近似，本报告所有结果均基于 EPS 类型分析。
AISC 规范中承压加劲板的要求
AISC 规范第 J10 节描述了翼缘承受单一集中荷载的 I 形构件的五种潜在极限状态。
- 翼缘局部弯曲
- 腹板局部屈服
- 腹板局部屈曲
- 腹板侧向屈曲
- 腹板压力屈曲
若所需承载力超过上述任一极限状态的可用承载力，则需设置加劲板。这些极限状态的可用承载力也用于确定加劲板的所需承载力。
确定需要设置加劲板后，加劲板应按照 AISC 规范第 J10.8 节的要求进行设计。
承受压力的内部加劲板（即远离构件端部的加劲板）应按照 AISC 规范第 E6.2 节和第 J4.4 节的规定，作为轴心受压构件进行设计。其截面（如图 1 所示）由加劲板和宽度为 25tw 的腹板条带组成，计算长度为 Lc = 0.75h，其中 tw 为腹板厚度，h 为加劲板高度。与该等效柱截面相关的极限状态为屈服和弯曲屈曲。根据 AISC 规范第 J4.4 节，当 Lc/r ≤ 25 时适用屈服极限状态，否则适用弯曲屈曲极限状态。此外，还应按照 AISC 规范第 J7 节对加劲板与构件翼缘之间的承压极限状态进行验算。
图 1 AISC 规范第 J10.8 节中内部加劲板的有效截面。
承受集中拉力的加劲板应按照 AISC 规范第 J4.1 节进行设计，所需承载力等于施加荷载与未加劲截面控制集中荷载极限状态可用承载力之差。
AISC 规范第 J10.8 节对横向加劲板还有以下附加尺寸要求：
- 每块加劲板的宽度加上柱腹板厚度的一半，不得小于传递集中力的翼缘或弯矩连接板宽度的三分之一。
- 加劲板的厚度不得小于传递集中荷载的翼缘或弯矩连接板厚度的一半，且不得小于宽度除以 16。
- 横向加劲板的延伸长度不得小于构件深度的一半，但第 J10.3、J10.5 和 J10.7 节另有规定的除外。
AISC 规范第 J10.3 节要求，当因未加劲构件对腹板局部屈曲极限状态的承载力不足而需设置加劲板时，加劲板的延伸长度不得小于腹板深度的四分之三。第 J10.5 节要求，当因未加劲构件对腹板压力屈曲极限状态的承载力不足而需设置加劲板时，加劲板应延伸至腹板全深。第 J10.7 节涉及梁和大梁的无框端部，不适用于本研究。
转换梁中的承压加劲板
当柱由转换梁支承时，作用于大梁的集中力通常超过大梁的局部承载力，因此需要设置横向承压加劲板。本节针对以下参数的变化，对转换梁中承压加劲板的承载力进行评估：
- 加劲板厚度
- 加劲板宽度
- 沿大梁腹板的焊缝长度
- 施加弯矩
在上述比较中，大梁采用 W40x149。为使控制极限状态集中于与大梁腹板和加劲板相关的极限状态，框架至上翼缘的柱选用强 I 形构件，总深度为 12 in.，翼缘宽度为 8 in.，翼缘和腹板厚度均为 2 in.。大梁和柱均符合 ASTM A992（Fy = 50 ksi，Fu = 65 ksi）。柱坐于 9 in. × 13.5 in. × 1 in. 的底板上，底板符合 ASTM A572 Gr 50（Fy = 50 ksi，Fu = 65 ksi）。底板焊接于转换梁上翼缘（在 IDEA StatiCa 中还定义了底板与上翼缘之间的接触操作）。大梁采用双侧加劲板（即大梁腹板两侧各设一块加劲板），对称布置于柱底板正下方。为避免腹板剪切屈曲模式，在距柱中心线 24 in. 处增设 3/4 in. 厚横向加劲板，并在规范设置中将标准构件的默认长度设为 0.5。图 2 为节点的三维视图。
图 2 转换梁节点三维视图
加劲板厚度的影响
为评估加劲板厚度的影响，对不同厚度加劲板的节点进行了研究。加劲板宽度为 5 in.，贯通大梁腹板全深，顶部和底部各设 1.0 in. 切角。加劲板与大梁腹板采用 1/4 in. 双侧角焊缝连接，焊缝长度 5 in.，间距 2 in.；与上下翼缘采用连续 5/8 in. 双侧角焊缝连接（在 IDEA StatiCa 中还定义了加劲板与翼缘之间的接触操作）。
在传统计算中，对等效柱的屈服和弯曲屈曲极限状态进行了评估，对加劲板与翼缘接触面的承压进行了验算，并对加劲板与大梁腹板之间焊缝的断裂进行了验算。加劲板与腹板焊缝的所需承载力取施加力与未加劲大梁腹板局部屈服和腹板局部屈曲极限状态可用承载力较小值之差。
计算了 9 种加劲板厚度，范围从 1/2 in. 到 1 in.，增量为 1/16 in.。图 3 给出了根据 IDEA StatiCa 和传统计算确定的可施加于柱的最大设计压力。IDEA StatiCa 结果分别采用默认网格设置（单元最大尺寸 = 1.969 in.）和精细网格（单元最大尺寸设为 0.75 in.）。
图 3 转换梁节点承载力与加劲板厚度的关系（承受单一集中压力的承压加劲板）
在传统计算中，对所有测试厚度，等效十字形截面的屈服均为控制极限状态。因此，承载力随加劲板厚度线性增加。IDEA StatiCa 以塑性应变限值为控制条件所得承载力高于传统计算结果。图 4 给出了 3/4 in. 厚加劲板节点的等效应力和塑性应变分布。传统计算采用等效十字形截面，仅考虑宽度为 25tw 的腹板条带（图 1）。对于本示例中采用的 W40x149 大梁，tw = 0.630 in.，25tw = 15.75 in. AISC 规范第 J10.2 节假定，对于腹板局部屈服极限状态，荷载沿腹板的分布长度等于承压长度加上翼缘外表面至腹板圆角趾部距离的 5 倍。按此假定，以底板长度（13.5 in.）作为承压长度，并采用 W40x149 的截面特性（k = 2.01 in.），腹板局部屈服极限状态所涉及的腹板长度等于 23.55 in.，即 37.4tw。图 3 给出了采用腹板宽度为 37.4tw（而非 25tw）的等效十字形截面屈服替代传统计算结果。替代传统计算所得承载力与采用精细网格的 IDEA StatiCa 结果相近。
图 4 带 3/4 in. 厚加劲板的转换梁节点等效应力和塑性应变分布。施加荷载 = 1091.0 kips（默认网格）；982.1 kips（精细网格）
加劲板宽度的影响
为评估加劲板宽度的影响，选用 3/4 in. 厚双侧加劲板，测试了 15 种不同加劲板宽度，范围从 2 in. 到 5.5 in.，增量为 1/4 in.。注意，部分较小宽度的加劲板不满足 AISC 规范第 J10.8(a) 节的尺寸要求。图 5 给出了承载力与加劲板宽度的比较。
如预期所示，对于传统计算和 IDEA StatiCa 分析，节点承载力均随加劲板宽度增大而提高。IDEA StatiCa 所得承载力高于传统计算结果。与前述情况相同，传统计算中采用仅包含 25tw 腹板宽度的等效截面是造成差异的部分原因。在 IDEA StatiCa 中采用更精细的网格也预计会缩小承载力差异。
图 5 转换梁节点承载力与加劲板宽度的关系（承受单一集中压力的承压加劲板）
焊缝长度的影响
在传统计算中，加劲板与大梁腹板之间的焊缝按所需承载力进行设计，所需承载力等于施加荷载与腹板局部屈服和腹板局部屈曲极限状态可用承载力较小值之差（假定不设加劲板时计算）。
为评估沿大梁腹板焊缝长度的影响，采用 5-1/2 in. 宽、3/4 in. 厚的加劲板，与上下翼缘采用 1/4 in. 双侧角焊缝连接。加劲板与腹板采用 1/4 in. 断续双侧角焊缝连接。总焊缝长度为每块加劲板每侧腹板与加劲板之间焊缝长度之和（即单块加劲板一侧焊缝长度的 4 倍）。连续焊缝的总长度为 138 in.。前述用于评估加劲板厚度和宽度影响的节点总焊缝长度为 100 in.。
共测试了 11 种总焊缝长度，范围从 20 in. 到 100 in.，增量为 8 in.。采用断续焊缝，每块加劲板每侧均匀布置 4 段焊缝。焊缝从加劲板倒角角点起始和终止处各留 2 in.。图 6 给出了承载力与焊缝长度的比较。
如图 3 和图 5 所示，IDEA StatiCa 所得承载力高于传统计算结果。随着总焊缝长度减小，当焊缝承载力成为 IDEA StatiCa 和传统计算的控制因素时，两者承载力结果趋于接近。由于传统计算中焊缝所需承载力等于施加力与腹板局部屈服和腹板局部屈曲极限状态可用承载力较小值之差，因此承载力存在一定差异。以往研究表明，IDEA StatiCa 对腹板局部屈服和腹板局部屈曲所得承载力可能高于传统计算结果，但总体上与高级有限元模拟结果一致。
图 6 转换梁节点承载力与焊缝长度的关系（承受单一集中压力的承压加劲板）
施加弯矩的影响
前述所有分析中，IDEA StatiCa 的加载方式使大梁在柱中心线处无弯矩。转换梁中集中荷载作用位置的弯矩大小取决于大梁跨度和端部条件等因素。大梁中弯矩的大小不影响传统计算结果，但可能影响 IDEA StatiCa 结果。为研究施加弯矩对承载力的影响，进行了施加弯矩的分析。弯矩大小以 M/ϕMp 归一化（其中 ϕ = 0.9，Mp 为塑性弯矩，W40x149 大梁的 ϕMp = 2,242 kip-ft），在 0.0 至 1.0 之间以 0.1 为增量变化。仅施加正弯矩（即在上翼缘产生纵向压力的弯矩）。对宽度为 5 in.、厚度分别为 0.5 in. 和 0.75 in. 的全深加劲板节点进行了研究，结果如图 7 所示。
当施加弯矩不超过约 70% ϕMp 时，IDEA StatiCa 所得承载力基本保持不变，超过该值后承载力逐渐下降。虽然施加弯矩对本工况承载力影响较小，但其他节点和荷载组合可能表现不同。一般而言，施加于节点的所有荷载均应在 IDEA StatiCa 模型中加以考虑。
图 7 转换梁节点承载力与施加弯矩的关系（承受单一集中压力的承压加劲板， ϕMp = 2,242 kip-ft）
梁柱弯矩节点中的承压加劲板
在梁柱节点处，梁中弯矩对柱翼缘施加力偶，从而产生双集中力。承受双集中力的柱通常需要设置加劲板，此类加劲板也称为连续板。本研究针对单侧梁柱弯矩节点，重点研究承载力随加劲板厚度的变化规律。
本比较中节点的构造与 AISC 设计指南 13 示例 6-1 至 6-3（Carter 1999）一致。梁为 W18x50，柱为 W14x53，均符合 ASTM A992（Fy = 50 ksi，Fu = 65 ksi）。弯矩节点中通常需要腹板加厚板以满足腹板节点域剪切承载力要求。然而，本示例为消除对加厚板的需求并将研究重点集中于加劲（连续）板，将 W14x53 柱腹板厚度修改为 9/16 in.。此外，采用简化的梁柱连接方式，即梁翼缘与柱翼缘采用全熔透焊缝连接，梁腹板通过单侧板（ASTM A572 Gr 50）与柱翼缘连接，单侧板与梁腹板及柱翼缘均采用 1/2 in. 角焊缝连接。
加劲板为 3 in. × 10.5 in. 板件，设 3/4 in. 切角，符合 ASTM A36（Fy = 36 ksi，Fu = 58 ksi）。加劲板与柱腹板及梁侧翼缘分别采用 1/4 in. 和 1/2 in. 双侧角焊缝连接。图 8 为节点的三维视图。
图 8 单侧弯矩节点三维视图
本示例共研究了 14 种加劲板厚度，范围从 3/16 in. 到 1 in.。厚度为 3/16 in. 和 1/4 in. 的加劲板不满足 AISC 规范第 J10.8 节的尺寸要求，具体为加劲板厚度不得小于梁翼缘厚度的一半，但仍将其纳入研究以供比较。对柱施加 300 kips 的轴向压力（P/AgFy = 0.48），并确定最大允许施加弯矩。图 9 给出了最大允许施加弯矩（即承载力）与加劲板厚度的关系曲线。图 9 中的注释标识了每种工况的控制极限状态。在传统计算中，采用"当分析中未考虑非弹性节点域变形对框架稳定性的影响时"的节点域剪切承载力公式。
当节点域剪切承载力为控制因素时，传统计算与 IDEA StatiCa 所得承载力相近。对于较薄的加劲板，当加劲板屈服为控制因素时，IDEA StatiCa 所得承载力高于传统计算结果，IDEA StatiCa 显示承载力仅有轻微下降，而传统计算随加劲板厚度减小显示出更大的承载力下降。
图 9 单侧弯矩节点承载力与加劲板厚度的关系
与试验结果的比较
本研究中的比较表明，根据 IDEA StatiCa 计算的带承压加劲板节点承载力通常超过传统计算结果。差异的部分原因在于 AISC 规范条文的保守性（例如，仅采用包含 25tw 腹板宽度的等效截面）。为进一步深入研究，本节将与已发表的试验结果进行比较。
在上述比较中，尺寸和材料屈服应力均采用试验人员实测并报告的数值，不施加抗力系数。在 IDEA StatiCa 中，规范设置中材料和焊缝的抗力系数均设为 1.0。
受压加劲板——Bougoffa 等，2021 年和 2022 年
Bougoffa 等（2021）研究了梁柱节点压缩区加劲板的承载力。共测试了 8 个无加劲板试件和 16 个带横向加劲板试件，荷载通过跨越翼缘全宽两侧板件施加的局部荷载施加。图 10 给出了试验装置示意图。
图 10 承受对称局部荷载的腹板板件（Bougoffa 等，2021）
在 16 个加劲试件中，4 个为无加劲板（记为 US 组），4 个为双侧全深（DFS），2 个为单侧全深（SFS），2 个为局部深度单侧（PTSE），2 个为腹板中部单侧局部加劲（PTSC），2 个为每侧翼缘处设置不足半深加劲板的单侧局部加劲。选取 DFS、SFS 和 PTSE 类型试件与 IDEA StatiCa 分析进行比较，因为这些布置方式的承压加劲板具有工程实践中常用的代表性。比较结果见表 1 和图 11。
表 1 与 Bougoffa 等（2021）试验研究的比较
图 11 与 Bougoffa 等（2021）试验研究的比较
与试验结果相比，IDEA StatiCa 分析结果偏于保守。大多数试件以梁腹板塑性应变为控制因素。试件 DFS.2 和 DFS.4 以屈曲比限值为控制因素。试验研究中观察到 DFS 类型试件加劲板发生屈曲。图 12 给出了 IDEA StatiCa 对 DFS.1 的屈曲形态与实体试件的比较。
图 12 试件 DFS.1 的屈曲形态（Bougoffa 等，2021）
Bougoffa 等（2022）对双向受压的无加劲和加劲 I 形截面进行了补充试验。试验在焊接 I 形截面板件上进行，共设 3 种加劲构造：无加劲板件（P0S 508 和 P0S 370）、带中间加劲板的板件（PMS 508 和 PMS 370）和带边缘加劲板的板件（PES 508 和 PES 370）。名称中含 508 的试件腹板高度为 488 mm，名称中含 370 的试件腹板高度为 349 mm。所有试件腹板厚度均为 6 mm，翼缘宽度为 200 mm，翼缘厚度为 10 mm。各试件的附加尺寸和加载构造见图 13。
图 13 加载构造，尺寸单位 mm（Bougoffa 等，2022）
报告了每种构造 4 次试验的平均峰值荷载，并与 IDEA StatiCa 分析结果进行比较。原文未报告实测材料性能，由通讯作者（Bouchair 2023）提供。梁翼缘和加劲板的屈服应力为 51.9 ksi，腹板的屈服应力为 52.2 ksi。在 IDEA StatiCa 模型中，I 形截面的腹板和翼缘均采用 52.2 ksi 的腹板屈服应力。比较结果见表 2 和图 14。
试件 PMS 370 以 5% 塑性应变限值为控制因素，其余所有试件以 3.0 屈曲比限值为控制因素。在 6 个试件中，IDEA StatiCa 所得承载力有 4 个高于 AISC 规范结果，但 6 个试件均低于试验结果。
表 2 与 Bougoffa 等（2022）试验研究的比较
图 14 与 Bougoffa 等（2022）试验研究的比较
局部深度加劲板——Salkar 等，2015 年
Salkar 等（2015）对 27 个试件进行了试验，分为 3 组，但仅报告了第 3 组 17 个试件的实测材料性能（如屈服应力）。第 3 组试件中，5 个采用局部板加载，11 个采用滚轴加载，1 个采用 I 形截面支承于上翼缘加载。试验亦由 Salkar（1992）描述。
所有试件的梁均为 W16x26，采用三点弯曲加载。在 IDEA StatiCa 中对梁施加剪力和弯矩，以复现试验中的弯矩图。滚轴在 IDEA StatiCa 中模拟为 1/2 in. 宽矩形板。跨中加劲板延伸至梁深的二分之一或四分之三，与梁腹板和上翼缘采用 1/4 in. 焊缝连接。在 IDEA StatiCa 中，除焊缝外，还定义了加劲板与梁上翼缘之间的接触操作。图 15 和表 3 分别复现了 Salkar 等（2015）给出的局部板试验构造和第 3 组试验详情。支座处加劲板以假定厚度 1/4 in. 建模。
图 15 滚轴和局部板加载构造，Salkar 等（2015）
表 3 第 3 组试验详情，Salkar 等（2015）
在 IDEA StatiCa 中对表 3 所示试件构造和相应屈服应力进行建模。比较结果见表 4 和图 16。采用局部板或 I 形截面加载的试件以屈曲比限值为控制因素（图 17 给出了试件 9 屈曲形态的比较），而采用滚轴加载的试件中除一个外均以梁腹板塑性应变为控制因素。平均而言，IDEA StatiCa 所得承载力比试验承载力低 5%。
表 4 与 Salkar 等（2015）试验研究的比较
图 16 与 Salkar 等（2015）试验研究的比较
图 17 试件 9 的屈曲形态（Salkar 等，2015）
偏心加劲板——Graham 等，1959 年
Graham 等（1959）研究了加劲板偏心距的影响。试验在 12WF40 和 14WF61 柱树根段上进行，试件在横向于纵轴方向受压直至破坏。评估了偏心距为 0、2、4 和 6 in. 的加劲板的影响。研究表明，偏心距大于 2 in. 时加劲板有效性下降，并得出结论："出于设计目的，建议忽略偏心距大于 2 in. 的加劲板的抗力。"该建议已纳入 AISC 设计指南 13（Carter 1999）。
表 5 所示研究中的试件在 IDEA StatiCa 中进行建模，并将结果与研究结果进行比较。IDEA StatiCa 模型与试验构造一致，宽翼缘构件在两根 3/4 in. × 7/16 in. × 7 in. 压条之间受压。宽翼缘构件符合 ASTM A36，但未报告实测材料性能，分析中采用标准值 Fy = 36 ksi 和 Fu = 58 ksi。压条采用 Fy = 100 ksi 和 Fu = 110 ksi 建模，以使控制极限状态集中于试件本身。加劲板贯通腹板全深，尺寸为 1/4 in. × 3-3/4 in.，符合 ASTM A36。在 IDEA StatiCa 中，加劲板与翼缘和腹板采用全熔透焊缝连接，以消除与焊缝相关的破坏模式。图 18 给出了加劲板偏心距为 2 in. 的 12WF40 试件三维视图。
表 5 偏心加劲板试验方案，Graham 等，1959 年
图 18 在 IDEA StatiCa 中建模的 12WF40 试件三维视图（加劲板偏心距 = 2 in.）
图 19 和图 20 分别给出了 12WF40 和 14WF61 试件承载力与加劲板偏心距的关系。由于未报告实测材料性能，无法直接比较试验结果与 IDEA StatiCa 结果的数值。然而，IDEA StatiCa 分析的趋势与试验结果相似。如预期所示，同心加劲板时节点承载力最高，随偏心距增大承载力下降。
图 19 承载力与加劲板偏心距的关系（12WF40）
图 20 承载力与加劲板偏心距的关系（14WF61）
偏心加劲板——Alvarez Rodilla 和 Kowalkowski，2021 年
Alvarez Rodilla 和 Kowalkowski（2021）也研究了加劲板偏心距的影响。他们对柱段进行了翼缘受力试验。试验在三种加载条件下进行：单向受压（采用 W16x31、W12x26、W10x39 和 W10x19 柱）、双向受压（采用 W16x31、W12x26 和 W10x19 柱）和单向受拉。对于每种加载条件和柱截面尺寸，共测试四个试件：1）无加劲板；2）同心加劲板（无偏心）；3）较小偏心距加劲板（2 in. 或 3 in.）；4）较大偏心距加劲板（4 in. 或 6 in.）。由于本研究重点关注压力，且许多单向受拉试件因试验设备限制未能达到承载力，故单向受拉试件不在本研究范围内。试件 W12×26 DC-E0 也因试验设备限制未能达到试验承载力而被排除在本研究之外。
柱试件长 6 ft，由 ASTM A992 钢材制作（实测屈服应力见表 6）。
表 6 宽翼缘型钢实测屈服应力，Alvarez Rodilla 和 Kowalkowski（2021）
对于 W10×39、W12×26 和 W16×31 柱试件，加劲板厚度为 3/8 in.，采用 1/4 in. 角焊缝连接。对于 W10×19 柱试件，加劲板厚度为 1/4 in.，采用 3/16 in. 角焊缝连接。大多数试件的加劲板安装于腹板两侧；但对于采用 W16X31 柱的双向受压试验，加劲板仅安装于腹板一侧。加劲板由 A36 钢或双认证 A36 和 A572 Gr. 50 钢制作。未报告板材的具体实测材料性能，本研究计算和分析中采用 Fy = 50 ksi。加劲板为全深，延伸至翼缘边缘，设 1/2 in. 切角。
单向受压试件为简支梁，跨度为 5 ft。在 IDEA StatiCa 中对梁施加剪力和弯矩，以复现试验中的弯矩图。图 18 给出了试件 W12×26 SC-E4 的三维视图。
图 21 在 IDEA StatiCa 中建模的 W12×26 SC-E4 试件三维视图。
双向受压试件在与单向受压试件相同的加载框架中进行试验，但在底部增设反力板以产生双向压力。然而，试件端部支座仍保留并承担了一部分未量化的施加荷载。本研究假定端部支座不存在。
表 7 和表 8 分别给出了单向受压和双向受压试件的试验、AISC 规范和 IDEA StatiCa 承载力比较。AISC 规范未提供偏心加劲板的承载力计算公式，因此带偏心加劲板试件的 AISC 规范承载力列为"N/A"。承载力结果亦见图 22 和图 23。
总体而言，同心加劲板时节点承载力最高，随偏心距增大而降低。这一趋势在试验和 IDEA StatiCa 结果中均有体现。所有试件的 IDEA StatiCa 承载力均低于试验承载力。上述结果表明，虽然偏心加劲板相对于同心加劲板的承载力提升较小，但 IDEA StatiCa 提供了一种在设计中安全考虑偏心加劲板贡献的方法。
表 7 单向受压理论承载力和试验结果，Alvarez Rodilla 和 Kowalkowski，2021 年。
表 8 双向受压理论承载力和试验结果，Alvarez Rodilla 和 Kowalkowski，2021 年。
图 22 与 Alvarez Rodilla 和 Kowalkowski（2021）单向受压试验研究的比较
图 23 与 Alvarez Rodilla 和 Kowalkowski（2021）双向受压试验研究的比较
总结
本研究对美国实践中传统计算方法与 IDEA StatiCa 在钢结构节点承压加劲板设计和评估方面进行了比较。研究的主要结论包括：
- 在多种工况下，IDEA StatiCa 所得带承压加劲板节点的承载力高于传统计算结果。
- 差异的部分原因在于 AISC 规范条文的保守性，尤其是等效十字形截面的尺寸规定。
- 与一系列物理试验相比，IDEA StatiCa 所得承载力总体上相对于实测承载力偏于保守，在所研究的 58 个试件中，仅有 5 个试件的 IDEA StatiCa 承载力超过试验承载力，最大超出幅度为 13%。
- IDEA StatiCa 结果对网格细化敏感，网格越精细所得承载力越低。
- IDEA StatiCa 允许对局部深度加劲板和偏心加劲板等工况进行显式考虑，而 AISC 规范对此类情况几乎未提供指导。
参考文献
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Alvarez Rodilla, J., and Kowalkowski, K. (2021). "Determination of Capacities of Eccentric Stiffeners Part 1: Experimental Studies." Engineering Journal, AISC, Second Quarter, 58, 79–98.
Bougoffa et al. (2021), "Experimental and Numerical Study of Compression Zone in Steel Connections", ce/papers 4, Nos. 2-4, 850-856
Bougoffa et al. (2022), "Full Length Transverse Stiffener Under Compression", ce/papers 5, No. 4, 967-973
Bouchair, AbdelHamid (2023), personal communication, May 26
Carter, C. J. (1999). Stiffening of Wide-Flange Columns at Moment Connections: Wind and Seismic Applications. Design Guide 13, American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.
Graham, J. D.; Sherbourne, A. N.; Khabbaz, R. N.; and Jensen, C. D., (1959). "Welded interior beam-column connections", AISC Publication, 1959, Reprint No. 146 (59-7, 60-3) (1959). Fritz Laboratory Reports. Paper 1568.
Salkar, R. (1992), "Strength and Behavior of Webs, With and Without Stiffeners, Under Local Compressive In-plane and Eccentric Loads", University of Maine at Orno, Maine, Vol. 2, Chapter 5, 424-522.
Salkar et al. (2015), "Crippling of Webs with Partial-Depth Stiffeners under Patch Loading", Engineering Journal, AISC, Fourth Quarter, 52, 221-232.
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