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2022年 第37卷 第5期
2022, 37(5): 1-9.
doi: 10.13206/j.gjgS21070301
摘要
PDF (8959KB)
摘要:
工程竹结构的研究及现代竹结构体系的提出,符合我国绿色生态化可持续发展的要求。现代竹结构在不断推广应用,节点作为结构设计的核心,对结构的安全性起着至关重要的作用。
对现代竹结构中连接节点的研究现状进行了总结,分析了目前现代工程竹材的发展以及在建筑结构中的实际应用,介绍目前现代竹结构连接形式中主要的螺栓和螺钉连接,其中梁柱节点主要是螺栓连接节点,螺钉连接更多应用于家具领域或工程竹材覆面板剪力墙的连接中。总结分析了螺栓连接节点的承载性能和破坏模式以及其受不同参数的影响规律,并对螺栓连接节点的承载力计算理论进行分析。根据螺钉的受力方向,对螺钉连接的握钉力和抗剪承载力的研究进行总结分析。
基于对目前研究的分析得出:螺栓连接承载力与不同参数的影响规律研究相对丰富,但缺乏相应的现代竹结构规范,依据相关木结构设计规范得出的计算理论会存在一定的误差;对螺钉连接的研究相对较少,建议对螺钉连接及其梁柱节点进行深入研究,尽快制定工程竹材的相关规范。
工程竹结构的研究及现代竹结构体系的提出,符合我国绿色生态化可持续发展的要求。现代竹结构在不断推广应用,节点作为结构设计的核心,对结构的安全性起着至关重要的作用。
对现代竹结构中连接节点的研究现状进行了总结,分析了目前现代工程竹材的发展以及在建筑结构中的实际应用,介绍目前现代竹结构连接形式中主要的螺栓和螺钉连接,其中梁柱节点主要是螺栓连接节点,螺钉连接更多应用于家具领域或工程竹材覆面板剪力墙的连接中。总结分析了螺栓连接节点的承载性能和破坏模式以及其受不同参数的影响规律,并对螺栓连接节点的承载力计算理论进行分析。根据螺钉的受力方向,对螺钉连接的握钉力和抗剪承载力的研究进行总结分析。
基于对目前研究的分析得出:螺栓连接承载力与不同参数的影响规律研究相对丰富,但缺乏相应的现代竹结构规范,依据相关木结构设计规范得出的计算理论会存在一定的误差;对螺钉连接的研究相对较少,建议对螺钉连接及其梁柱节点进行深入研究,尽快制定工程竹材的相关规范。
2022, 37(5): 10-17.
doi: 10.13206/j.gjgS21070602
摘要:
钢木组合体系兼具了两种材料的优势,在村镇住宅、大跨度结构等建筑体系中均有一定的应用前景。销轴类节点是钢木组合体系中常见的连接形式,其力学特性显著影响结构体系的性能,其中螺栓和钉为销轴的常见形式。为准确评估薄壁钢——木的自攻螺钉连接节点的抗剪性能,从节点抗剪试验、理论推导两个方面进行了研究。同时对潜在的结构材——速生木的力学性能进行了校核。
为研究木材与薄壁型钢(2 mm)小直径自攻螺钉(直径<6 mm)连接节点的抗剪性能,设计了 11种单调荷载下的单剪连接节点并进行了相关试验。对木材种类、钉的尺寸、连接方向等参数进行分析,得到了自攻螺钉连接节点的破坏模式、承载力及刚度、延性系数、割线刚度等力学特性。在 GB 50005-2017《木结构设计标准》的基础上,对薄壁钢-木自攻螺钉连接节点典型破坏模式的承载力进行了分析。
结果表明:速生木材的强度可满足连接需求,木材种类的变化对自攻螺钉连接节点的抗剪性能有一定的影响,但钉尺寸、类型、嵌入长度的改变显著影响节点的破坏模式、峰值承载力,国产杉木、杨木以及辐射虽低于常见建材——花旗松、樟子松,但仍有足够的连接强度;自攻螺钉-钢木组合连接节点主要有自攻螺钉钉杆剪断、钉拔出、木材破坏三种破坏模式,其中自攻螺钉剪断是最为常见的破坏情况,在螺钉的嵌入长度较小时,易发生自攻螺钉拔出的破坏情况,木材横纹钉节点时,易因横纹受拉发生脆性断裂,实际情况应避免;燕尾自攻螺钉连接节点在钢板 -木结构构件中有着较好的峰值承载力(3 kN左右),但其因螺钉的脆性断裂延性较差,平均延性系数为 2,减小嵌入长度可增加连接节点的延性;对自攻螺钉连接节点的抗剪承载力进行了理论推导和机理分析,基于 GB 50005-2017等国内规范基础上的分析和校核结果表明,现有标准因未充分考虑绳效应,承载力均小于试验实测值,且不同于纯钢或纯木的销轴类连接节点,薄壁钢-木自攻螺钉连接节点以弯剪破坏为主,由 GB 50005-2017得出的设计值约占承载力实际值的 30%~45%。
钢木组合体系兼具了两种材料的优势,在村镇住宅、大跨度结构等建筑体系中均有一定的应用前景。销轴类节点是钢木组合体系中常见的连接形式,其力学特性显著影响结构体系的性能,其中螺栓和钉为销轴的常见形式。为准确评估薄壁钢——木的自攻螺钉连接节点的抗剪性能,从节点抗剪试验、理论推导两个方面进行了研究。同时对潜在的结构材——速生木的力学性能进行了校核。
为研究木材与薄壁型钢(2 mm)小直径自攻螺钉(直径<6 mm)连接节点的抗剪性能,设计了 11种单调荷载下的单剪连接节点并进行了相关试验。对木材种类、钉的尺寸、连接方向等参数进行分析,得到了自攻螺钉连接节点的破坏模式、承载力及刚度、延性系数、割线刚度等力学特性。在 GB 50005-2017《木结构设计标准》的基础上,对薄壁钢-木自攻螺钉连接节点典型破坏模式的承载力进行了分析。
结果表明:速生木材的强度可满足连接需求,木材种类的变化对自攻螺钉连接节点的抗剪性能有一定的影响,但钉尺寸、类型、嵌入长度的改变显著影响节点的破坏模式、峰值承载力,国产杉木、杨木以及辐射虽低于常见建材——花旗松、樟子松,但仍有足够的连接强度;自攻螺钉-钢木组合连接节点主要有自攻螺钉钉杆剪断、钉拔出、木材破坏三种破坏模式,其中自攻螺钉剪断是最为常见的破坏情况,在螺钉的嵌入长度较小时,易发生自攻螺钉拔出的破坏情况,木材横纹钉节点时,易因横纹受拉发生脆性断裂,实际情况应避免;燕尾自攻螺钉连接节点在钢板 -木结构构件中有着较好的峰值承载力(3 kN左右),但其因螺钉的脆性断裂延性较差,平均延性系数为 2,减小嵌入长度可增加连接节点的延性;对自攻螺钉连接节点的抗剪承载力进行了理论推导和机理分析,基于 GB 50005-2017等国内规范基础上的分析和校核结果表明,现有标准因未充分考虑绳效应,承载力均小于试验实测值,且不同于纯钢或纯木的销轴类连接节点,薄壁钢-木自攻螺钉连接节点以弯剪破坏为主,由 GB 50005-2017得出的设计值约占承载力实际值的 30%~45%。
2022, 37(5): 18-27.
doi: 10.13206/j.gjgS22031101
摘要:
对于钢结构的梁柱节点,弯矩-转角曲线是判断其承载力的重要依据,也是工程设计重要的参考指标。一般情况下,节点的弯矩-转角曲线具有上升段和下降段,因而极限承载力可直观得出,即为弯矩-转角曲线的峰值点。而对少数曲线,则只具有上升段,即随着转角的增大,弯矩一直增加,因而不具有峰值点。对于这类曲线,承载力的确定方法需要进一步深入研究,因而将讨论节点弯矩-转角曲线的位移限值取值方法,用于决定节点的承载力。
首先总结了现有规范及相关研究中,钢管结构梁柱节点极限位移的取值方法。主要包括两类,一是通过主管位移取值,另一是通过支管位移取值。通过主管位移取值的方法主要有:CIDECT法,即以主管变形量为其直径的3%时作为极限状态;Lu方法,对 CIDECT法进行改进,即引入了主管变形量为其直径 1%时对应的荷载,将该荷载与 3%所对应的荷载进行比较,当 3%对应荷载大于 1%对应荷载的 1. 5倍时,取 1%对应荷载的 1. 5倍作为极限荷载,反之则取 3%对应荷载作为极限荷载;二倍刚度法(TEC),即过原点作斜率为初始刚度一半的直线,其与曲线的交点即为极限点。通过支管位移取值的方法主要有 Yura法,该方法将支管看作施加均布荷载的简支梁,以梁跨中处应变达到材料屈服应变的 4倍时作为极限状态。其次,针对 Yura方法未在规范中采用的情况,通过圆钢管节点试验和有限元模拟进行该方法的验证。最后以方钢管柱-工字梁节点为例探究了以上 4种不同取值方法的应用效果,设计了 4组试验并进行了相应的有限元模拟。在比较试验和模拟结果以确定模拟的可靠性后,基于有限元模拟结果对以上不同方法的极限转角取值进行分析。
结果表明:Yura方法在钢管柱-工字梁节点中应用具有可行性;对于钢管柱 -工字梁节点,Lu方法得出的结果相对保守,且操作复杂;二倍刚度法需要节点具有完整的弯矩 -转角曲线,且同样操作复杂,并容易出现误差,因而适用性有限;CIDECT和 Yura方法相对而言操作简便,只要确定主管或支管的直径即可估算出极限位移,且这两种方法得出的极限转角差异较小。因而,建议用这两种方法计算其各自对应的极限转角,取其中较小的转角来确定极限承载力。
对于钢结构的梁柱节点,弯矩-转角曲线是判断其承载力的重要依据,也是工程设计重要的参考指标。一般情况下,节点的弯矩-转角曲线具有上升段和下降段,因而极限承载力可直观得出,即为弯矩-转角曲线的峰值点。而对少数曲线,则只具有上升段,即随着转角的增大,弯矩一直增加,因而不具有峰值点。对于这类曲线,承载力的确定方法需要进一步深入研究,因而将讨论节点弯矩-转角曲线的位移限值取值方法,用于决定节点的承载力。
首先总结了现有规范及相关研究中,钢管结构梁柱节点极限位移的取值方法。主要包括两类,一是通过主管位移取值,另一是通过支管位移取值。通过主管位移取值的方法主要有:CIDECT法,即以主管变形量为其直径的3%时作为极限状态;Lu方法,对 CIDECT法进行改进,即引入了主管变形量为其直径 1%时对应的荷载,将该荷载与 3%所对应的荷载进行比较,当 3%对应荷载大于 1%对应荷载的 1. 5倍时,取 1%对应荷载的 1. 5倍作为极限荷载,反之则取 3%对应荷载作为极限荷载;二倍刚度法(TEC),即过原点作斜率为初始刚度一半的直线,其与曲线的交点即为极限点。通过支管位移取值的方法主要有 Yura法,该方法将支管看作施加均布荷载的简支梁,以梁跨中处应变达到材料屈服应变的 4倍时作为极限状态。其次,针对 Yura方法未在规范中采用的情况,通过圆钢管节点试验和有限元模拟进行该方法的验证。最后以方钢管柱-工字梁节点为例探究了以上 4种不同取值方法的应用效果,设计了 4组试验并进行了相应的有限元模拟。在比较试验和模拟结果以确定模拟的可靠性后,基于有限元模拟结果对以上不同方法的极限转角取值进行分析。
结果表明:Yura方法在钢管柱-工字梁节点中应用具有可行性;对于钢管柱 -工字梁节点,Lu方法得出的结果相对保守,且操作复杂;二倍刚度法需要节点具有完整的弯矩 -转角曲线,且同样操作复杂,并容易出现误差,因而适用性有限;CIDECT和 Yura方法相对而言操作简便,只要确定主管或支管的直径即可估算出极限位移,且这两种方法得出的极限转角差异较小。因而,建议用这两种方法计算其各自对应的极限转角,取其中较小的转角来确定极限承载力。
2022, 37(5): 28-35.
doi: 10.13206/j.gjgS22011402
摘要:
U形外包钢-混凝土组合梁是在传统组合梁的基础上发展起来的,具有承载力高、刚度大、稳定性好等特点。此类组合结构在主梁与次梁节点连接位置受力状况相对复杂,因此,研究合理的节点构造形式,充分发挥钢材与混凝土的力学性能具有重要意义。参照钢结构节点连接方式,给出了主次梁节点端板连接与短梁连接两种连接方式示意:外包钢次梁通过端板与主梁连接,或在主梁钢腹板上预先焊制短梁,次梁搭接在短梁上通过螺栓与主梁连接,能够减少现场焊接,便于施工吊装,简化施工流程。应用ANSYS有限元软件建立主次梁节点的有限元模型,分析了节点的受力机理和破坏模式。对节点构造形式进行优化,研究设置加劲肋、连接盖板以及工字钢次梁等不同构造措施对节点承载力、连接刚度、稳定性和变形能力的影响。并对主次梁节点进行参数化分析,研究不同配筋率、混凝土强度等级以及加劲肋厚度等结构参数对节点力学性能的影响。
研究表明:节点核心区截面抗弯刚度明显低于其他位置,核心区混凝土首先发生压碎;受到次梁方向传递较大侧向力作用,主梁钢腹板发生横向变形,在节点连接处增设加劲肋后,变形明显减小,且节点的承载力提升了 7%,转动能力控制在较低水平,延性也有一定提升;为增强节点上侧受拉能力所设置的盖板对受拉区产生的效果低于配置钢筋所带来的作用;次梁采用工字钢形式时,节点的承载力相对较低,施工操作简单,当次梁跨度较小时可采用此类形式设计,减少材料使用。通过对节点的参数化分析,得知节点受负弯矩作用影响较大,上侧钢筋配置对节点的承载力、转动能力以及变形能力影响显著,截面转角过大容易导致翼缘板开裂,故需要控制节点转动能力。此外,混凝土翼缘板内钢筋对节点受力性能也发挥了重要作用,2 m范围内的板内钢筋应力水平较高,节点极限承载力计算时建议考虑有效翼缘宽度范围内的钢筋在内。混凝土强度等级与加劲肋板厚对节点力学性能也有着一定影响。主次梁节点按照刚性连接设计时,宜采用设置有加劲肋的短梁或端板连接形式。
U形外包钢-混凝土组合梁是在传统组合梁的基础上发展起来的,具有承载力高、刚度大、稳定性好等特点。此类组合结构在主梁与次梁节点连接位置受力状况相对复杂,因此,研究合理的节点构造形式,充分发挥钢材与混凝土的力学性能具有重要意义。参照钢结构节点连接方式,给出了主次梁节点端板连接与短梁连接两种连接方式示意:外包钢次梁通过端板与主梁连接,或在主梁钢腹板上预先焊制短梁,次梁搭接在短梁上通过螺栓与主梁连接,能够减少现场焊接,便于施工吊装,简化施工流程。应用ANSYS有限元软件建立主次梁节点的有限元模型,分析了节点的受力机理和破坏模式。对节点构造形式进行优化,研究设置加劲肋、连接盖板以及工字钢次梁等不同构造措施对节点承载力、连接刚度、稳定性和变形能力的影响。并对主次梁节点进行参数化分析,研究不同配筋率、混凝土强度等级以及加劲肋厚度等结构参数对节点力学性能的影响。
研究表明:节点核心区截面抗弯刚度明显低于其他位置,核心区混凝土首先发生压碎;受到次梁方向传递较大侧向力作用,主梁钢腹板发生横向变形,在节点连接处增设加劲肋后,变形明显减小,且节点的承载力提升了 7%,转动能力控制在较低水平,延性也有一定提升;为增强节点上侧受拉能力所设置的盖板对受拉区产生的效果低于配置钢筋所带来的作用;次梁采用工字钢形式时,节点的承载力相对较低,施工操作简单,当次梁跨度较小时可采用此类形式设计,减少材料使用。通过对节点的参数化分析,得知节点受负弯矩作用影响较大,上侧钢筋配置对节点的承载力、转动能力以及变形能力影响显著,截面转角过大容易导致翼缘板开裂,故需要控制节点转动能力。此外,混凝土翼缘板内钢筋对节点受力性能也发挥了重要作用,2 m范围内的板内钢筋应力水平较高,节点极限承载力计算时建议考虑有效翼缘宽度范围内的钢筋在内。混凝土强度等级与加劲肋板厚对节点力学性能也有着一定影响。主次梁节点按照刚性连接设计时,宜采用设置有加劲肋的短梁或端板连接形式。
2022, 37(5): 36-43.
doi: 10.13206/j.gjgS2112301
摘要:
输电塔钢管构件的连接形式应是介于铰接与刚接之间的半刚性连接,故研究半刚性连接钢管构件的承载能力更贴合实际的受力情况。为此,研究了输电钢管塔K型节点的半刚性特性,并对考虑节点半刚性的轴心受压钢管构件承载能力进行了有限元分析。首先,以实际工程中的输电塔为原型建立K型节点的有限元模型,分析了主材规格、主材轴压比、主斜材夹角、节点板厚度、螺栓数量、插板厚度、插板宽度、斜材长度、斜材规格和钢材强度对节点半刚性特性的影响,总结了K型节点的大致初始转动刚度范围;然后,在节点半刚性特性的研究基础上,对考虑节点半刚性约束的轴心受压钢管构件承载能力进行了有限元分析,探究了转动刚度、端部连接形式和钢材强度在长细比变化时对轴心受压钢管构件承载能力的影响,并将分析结果与规范中的稳定系数-长细比关系曲线进行了对比。
结果表明:K型节点的节点板受压区和受压斜材的插板首先达到屈服强度,随即发生破坏; K型节点中受压构件的弯矩 -转角关系呈现非线性,节点板厚度、连接螺栓数量、插板厚度和宽度、斜材长度和规格以及钢材强度都对节点的半刚性特性有较大影响,主材规格、主材轴压比、主斜材夹角对节点的半刚性特性影响较小;K型节点的初始转动刚度范围为 247. 89~983. 67 kN·m/rad;考虑节点半刚性的钢管构件的稳定承载力比铰接构件的稳定承载力要高,且两者间的差距随着长细比的增大而增大,当长细比大于 80时,半刚接构件与铰接构件的差距均大于 10%,当长细比大于 140时,半刚接构件与铰接构件的差距均大于 20%,这表明长细比越大,端部的约束作用越大;考虑节点半刚性的钢管构件的跨中位移均小于铰接构件的跨中位移,这表明半刚性约束可以降低钢管构件的变形;转动刚度、端部连接形式和钢材强度均会不同程度地影响半刚性节点钢管构件的稳定承载力。
输电塔钢管构件的连接形式应是介于铰接与刚接之间的半刚性连接,故研究半刚性连接钢管构件的承载能力更贴合实际的受力情况。为此,研究了输电钢管塔K型节点的半刚性特性,并对考虑节点半刚性的轴心受压钢管构件承载能力进行了有限元分析。首先,以实际工程中的输电塔为原型建立K型节点的有限元模型,分析了主材规格、主材轴压比、主斜材夹角、节点板厚度、螺栓数量、插板厚度、插板宽度、斜材长度、斜材规格和钢材强度对节点半刚性特性的影响,总结了K型节点的大致初始转动刚度范围;然后,在节点半刚性特性的研究基础上,对考虑节点半刚性约束的轴心受压钢管构件承载能力进行了有限元分析,探究了转动刚度、端部连接形式和钢材强度在长细比变化时对轴心受压钢管构件承载能力的影响,并将分析结果与规范中的稳定系数-长细比关系曲线进行了对比。
结果表明:K型节点的节点板受压区和受压斜材的插板首先达到屈服强度,随即发生破坏; K型节点中受压构件的弯矩 -转角关系呈现非线性,节点板厚度、连接螺栓数量、插板厚度和宽度、斜材长度和规格以及钢材强度都对节点的半刚性特性有较大影响,主材规格、主材轴压比、主斜材夹角对节点的半刚性特性影响较小;K型节点的初始转动刚度范围为 247. 89~983. 67 kN·m/rad;考虑节点半刚性的钢管构件的稳定承载力比铰接构件的稳定承载力要高,且两者间的差距随着长细比的增大而增大,当长细比大于 80时,半刚接构件与铰接构件的差距均大于 10%,当长细比大于 140时,半刚接构件与铰接构件的差距均大于 20%,这表明长细比越大,端部的约束作用越大;考虑节点半刚性的钢管构件的跨中位移均小于铰接构件的跨中位移,这表明半刚性约束可以降低钢管构件的变形;转动刚度、端部连接形式和钢材强度均会不同程度地影响半刚性节点钢管构件的稳定承载力。
2022, 37(5): 44-50.
doi: 10.13206/j.gjgS21011201
摘要:
弯矩作用下的高强度螺栓端板连接中,端板在拉力作用下会发生弯曲变形并产生撬力,相对刚度较弱的连接节点设计中,撬力作用不可忽视。按国内标准设计的端板连接节点普遍存在螺栓数量多、端板厚度大的问题,因而有必要分析撬力Q、节点承载力Nt、螺栓拉力Nb以及螺栓抗拉承载力Ntb之间的关系,并通过对现行标准算式及其参数进行对比研究,找出导致我国标准偏于保守的原因。受拉T型件模型可用于模拟高强度螺栓端板连接节点,国内外的受拉T型件节点试验和理论分析均表明:撬力效应明显的受拉T型件节点,其第一个塑性铰均首先出现在T型件翼板根部附近。随着外拉力Nt逐步增加,T型件翼板由弹性状态逐步进入弹塑性状态,撬力也从无到有,逐步增大,直至螺栓被拉断或T型件翼板完全破坏(在螺栓孔附近出现第二个塑性铰)。外拉力Nt分为Nt1和Nt2两部分,其中Nt1对应T型件翼板根部出现塑性铰时的外拉力,Nt2则与撬力Q在螺栓附近形成弯矩平衡,外拉力Nt的力臂为T型件根部至螺栓孔的距离,撬力Q的力臂为螺栓孔至T型件边缘的距离。根据节点破坏模式和破坏状态下螺栓孔处的弯矩平衡条件,得到节点抗拉承载力Nt、撬力Q、螺栓拉力Nb及破坏模式临界板厚的计算式,根据节点抗拉承载力算式可以绘制节点承载力曲线,并得到三种破坏模式的控制条件及三种破坏模式之间的关系。
国内外对于考虑撬力效应的高强度螺栓连接设计方法存在差异,与国外标准的对比结果表明:1)中美标准均是已知外力Nt计算板厚;欧洲标准是已知板厚计算节点抗拉承载力Nt。三者虽然形式上有差别,但计算式原理相同,可以相互转换。2) GB 50017-2017《钢结构设计标准》中高强螺栓抗拉承载力Ntb已计入撬力效应;其他相关钢结构标准中有关节点承载力计算式仍以Ntb作为高强螺栓抗拉承载力上限值,将造成撬力效应的重复计算。3)同条件下,欧美标准计算结果与试验结果较为接近,中国标准计算结果则较保守。后者未对塑性铰位置进行修正是造成其偏于保守的重要因素。4)美国最新标准中进一步对受拉T型件翼板计算宽度进行了限制,欧洲标准中等效T型件的翼板有效计算长度lef是取各种可能破坏形式中的最小屈服线长度作为节点承载力计算依据。中国标准中对计算T型件翼板宽度的规定较为笼统,建议对其进行限制。
弯矩作用下的高强度螺栓端板连接中,端板在拉力作用下会发生弯曲变形并产生撬力,相对刚度较弱的连接节点设计中,撬力作用不可忽视。按国内标准设计的端板连接节点普遍存在螺栓数量多、端板厚度大的问题,因而有必要分析撬力Q、节点承载力Nt、螺栓拉力Nb以及螺栓抗拉承载力Ntb之间的关系,并通过对现行标准算式及其参数进行对比研究,找出导致我国标准偏于保守的原因。受拉T型件模型可用于模拟高强度螺栓端板连接节点,国内外的受拉T型件节点试验和理论分析均表明:撬力效应明显的受拉T型件节点,其第一个塑性铰均首先出现在T型件翼板根部附近。随着外拉力Nt逐步增加,T型件翼板由弹性状态逐步进入弹塑性状态,撬力也从无到有,逐步增大,直至螺栓被拉断或T型件翼板完全破坏(在螺栓孔附近出现第二个塑性铰)。外拉力Nt分为Nt1和Nt2两部分,其中Nt1对应T型件翼板根部出现塑性铰时的外拉力,Nt2则与撬力Q在螺栓附近形成弯矩平衡,外拉力Nt的力臂为T型件根部至螺栓孔的距离,撬力Q的力臂为螺栓孔至T型件边缘的距离。根据节点破坏模式和破坏状态下螺栓孔处的弯矩平衡条件,得到节点抗拉承载力Nt、撬力Q、螺栓拉力Nb及破坏模式临界板厚的计算式,根据节点抗拉承载力算式可以绘制节点承载力曲线,并得到三种破坏模式的控制条件及三种破坏模式之间的关系。
国内外对于考虑撬力效应的高强度螺栓连接设计方法存在差异,与国外标准的对比结果表明:1)中美标准均是已知外力Nt计算板厚;欧洲标准是已知板厚计算节点抗拉承载力Nt。三者虽然形式上有差别,但计算式原理相同,可以相互转换。2) GB 50017-2017《钢结构设计标准》中高强螺栓抗拉承载力Ntb已计入撬力效应;其他相关钢结构标准中有关节点承载力计算式仍以Ntb作为高强螺栓抗拉承载力上限值,将造成撬力效应的重复计算。3)同条件下,欧美标准计算结果与试验结果较为接近,中国标准计算结果则较保守。后者未对塑性铰位置进行修正是造成其偏于保守的重要因素。4)美国最新标准中进一步对受拉T型件翼板计算宽度进行了限制,欧洲标准中等效T型件的翼板有效计算长度lef是取各种可能破坏形式中的最小屈服线长度作为节点承载力计算依据。中国标准中对计算T型件翼板宽度的规定较为笼统,建议对其进行限制。
2022, 37(5): 51-54.
摘要:
防腐蚀设计不当,不会在短期内影响结构安全,但经常在造价方面引起争议,或者影响工程验收,本次讨论钢结构防腐设计流程。
防腐蚀设计不当,不会在短期内影响结构安全,但经常在造价方面引起争议,或者影响工程验收,本次讨论钢结构防腐设计流程。
