Analysis and Design of Structural Sandwich Panels by Howard G. Allen

By Howard G. Allen

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FIG. 3. Conditions at a "pinned" end, showing three hinges. Six boundary conditions are needed for the determination o f the constants C\— C%. For example, in a pin-ended strut in which the ends o f the faces are also free to rotate independently ( F i g . 3), (i) χ = 0, Wi = 0; (iv) χ = L, w'x' = 0; (ii) χ = 0, w[' = 0; (iii) χ = L, wL = 0, ( ν ) χ = 0, (vi) w>2 = 0; Λ: = 0, w'2 = 0. BUCKLING OF SANDWICH 55 STRUTS O f the resulting equations, (ii) and ( v ) indicate that Ce is zero. Comparison o f (ii) and ( v i ) leads to the conclusion that C2 and C4 are zero, as a consequence o f which (i) gives a zero value for C5.

For these analyses deal only with the core-edge displacements ΑΑ', ΒΒ' and do not depend on the shape o f the 2 45 SANDWICH BEAMS distorted section A'CB'. 62)). This procedure yields the correct deflections and face stresses, but the core shear stress which results is τ ' , the value in the equivalent antiplane core. The maximum shear stress r m ax in the real core may be found as follows. 64) to provide the desired value o f the maximum shear stress in the real core. 8 therefore permit the evaluation o f stresses and deflections in sandwich beams with cores which make a substantial contribution to the flexural rigidity o f the beam.

26) and the related quantities M 2 , w 2 , q2 again obtained by integration and differentiation. 2 The quantity a represents essentially the ratio o f the core shear stiffness to the local bending stiffness of the faces. The extent to which the faces modify the shear deformation of the core depends 2 partly on a and partly on the span, the effect being smaller at large 2 values o f a and at large spans. 28) EIfW2 = ^ . In the foregoing analysis it was tacitly assumed that during the secondary deformation w2, the points d and a (Fig.

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