和β 以考虑σ i 板厚修正系数γ 炼钢车间为设计应力的50％左右 即保持S-N曲线的斜率不变 [σ f structures-Part1-9 [△τ] 次的容许正应力幅(N/mm 则疲劳强度满足要求 2 则可按本条将变幅疲劳转换为应力循环200万次常幅疲劳计算 国际上研究表明 按各种连接形式疲劳强度的统计参数[非焊接连接形式考虑了最大应力(应力比)实际存在的影响] ]1×10 小到一定程度就没有损伤作用了 /σ j 对焊缝进行疲劳计算 鉴于此现状 6 i i 本条在原规范第6.2.1条的基础上 范围内的剪应力幅(N/mm 6 对应力循环次数n在5×10 作用有n ) 原来的类别1和2保持不变 ]/(1.15×1.1)＝0.79[σ L 忽略这一部分欠载效益是偏于安全的 实测应力与设计应力相比 无论是正应力幅还是剪应力幅 C 因此[△σ]的取值相当于[σ ≥[△τ 国际上的研究表明 当变幅疲劳的计算不能满足本标准式(16.2.1-1) 有 β 已包含动载效应 计算疲劳累计损伤时还应涉及S-N曲线斜率的变化和截止应力问题 16.2.4 欧洲钢结构设计规范EC3构造细节的疲劳强度确定的方法与我国是一致的 将原来8个类别的S-N曲线增加到 根据多年来使用的情况和设计经验 max 应根据本标准附录K规定的构件和连接类别 ]考虑了欠载效应系数1.15和动力系数1.1 应力幅所占损伤率为n )及其频次 ) 而我国这方面所做的基础性工作十分有限 △σ … 抗剪摩擦型连接可不进行疲劳验算 并将原规范第6.2.1条一分为二 e 个别连接形式(如T形对接焊接等)适当参考了国外资料 17-74中 但是 t 在结构使用寿命期间 增加了少量针对构造细节受剪应力幅的疲劳强度计算 一是收集和汇总各种构件和连接形式的疲劳试验资料 ——斜率β ＋2的S-N曲线参数 本次标准修订时 为变幅荷载的欠载效应系数 2 t ～1×10 steel 将S-N曲线的斜率β 原规范之前的修订工作 △σ [△τ 正应力幅及剪应力幅的疲劳强度S-N曲线见图46 f 5×10 △σ 对正应力幅和剪应力幅的常幅疲劳计算 次循环 国际上的试验研究表明 提出了许多构造细节的疲劳强度数据 6 汇总后按应力幅计算式进行统计分析 每种具体连接以其所属类别给出S-N疲劳曲线和相关参数 对非焊接构件以及连接引入折算应力幅 值约为0.5 另外88版规范以高强螺栓摩擦型连接和带孔试件为代表 根据试验结果 所以亦不考虑动力系数 ) 2 本条提出适用于重级工作制吊车梁和重级 重级工作制吊车梁和重级 根据不同钢号 2 τ σ ) 88版规范在修订时 min 表22 有关A4 图46 n 对设计应力谱内所有应力幅均做类似的损伤计算 ——应力谱中在△σ ]和[△τ z 即采用本标准第16.2.1条文说明中3的方法来处理低应力幅的损伤作用 都在应力循环次数n＝1×10 之间的容许正应力幅计算 2 可不进行疲劳计算 但本条仅考虑常幅疲劳 式中 注 i 故其值较高 ——循环次数n为2×10 考虑到实测条件中的应力状态 ] [△τ]——常幅疲劳的容许剪应力幅(N/mm min 保持不变 16.2 i 针对常幅疲劳容许应力幅做了两方面的工作 △σ——构件或连接计算部位的正应力幅(N/mm 频次n f 由于板厚引起的焊趾位置的应力集中或应力梯度变化 无论是常幅疲劳还是变幅疲劳 J of 然后划分应力幅水平级别 1 4 max 即依据疲劳试验数据的线性回归值(平均值)减去2倍标准差 横向角焊缝连接和节点板连接等几种主要形式为出发点 0 8分别放入到最接近现在的类别Z4 Z 适当照顾S-N曲线族的等间距设置 /N ) 对国际上各国的研究状况和成果进行了广泛的调研和对比分析 16.2 同时针对正应力幅的疲劳问题 次的疲劳强度为基准 正应力幅的疲劳计算参数 Fatigue ／N A8工作级别的重级工作制硬钩吊车取用1.0 A7工作级别的重级工作制软钩吊车为0.8 为Z1～Z14(见正文表16.2.1-1) 横向传力焊缝 也就是疲劳试验数据线性回归值(平均值)减去2倍标准差 按《钢结构设计规范》TJ 6 △σ 6 对于板厚大于25mm的构件和连接 ≥[△σ] 来考虑壁厚效应对横向受力焊缝疲劳强度的影响 特别是当采用吊车桁架时 [△σ 6 考虑到非焊接与焊接构件以及连接的不同 k——系数 带孔 max 故根据以往分析资料(中级工作制欠载约为重级工作制的1.3倍)推算出相应于n＝2×10 在数值上目前还是适用于吊车梁的疲劳强度计算 ——由变幅疲劳预期使用寿命(总循环次数n＝∑n Z 疲劳计算 Z7 汇集了国内现有资料 应根据本标准附录K规定的构件和连接类别 其原理如下 Z 16.2.1 16.2.1 可据此求出任何循环次数下的容许应力幅(即疲劳强度) 时的新老容许应力幅的差别均在5％以内 有14个类别 ——欠载效应的等效系数 f 为进行统计分析工作 i Z 1 16.2.2 并按照非焊接 i 根据本标准附录K规定的构件和连接类别按表16.2.1-2采用(N/mm 则满足下式 绝大多数焊接连接的斜率在—3.0～—3.5之间 采用欧洲钢结构设计规范EC3国际上认可的做法 n——应力循环次数 把连接方式和受力特点相似 疲劳计算 Z max 将试验数据统计分析 在《钢结构设计规范》TJ 中级工作制吊车桁架的变幅疲劳可取应力循环中最大的应力幅按下列公式计算 由S-N曲线计算得△σ ——计算部位应力循环中的最大拉应力(取正值)(N/mm ——正应力幅的疲劳截止限 n 世界上一些先进国家在钢结构疲劳性能和设计方面开展了大量基础性的试验研究工作 2 因此为了疲劳强度计算统一采用应力幅的形式 可采用式(16.2.1-1)和式(16.2.1-4)快速验算疲劳强度 认为高应力幅与低应力幅具有相同的损伤效应 16.2.3 按本标准表16.2.1-1采用 ＋2(见图46) ——剪应力幅的疲劳截止限 ——循环次数n为2×10 随着疲劳裂纹的扩展 )及其频次 j 8 i ) 6 第16.2.2条两条 2 )及其频次 和j级的应力幅△σ 采用式(16.2.2-1) 应根据本标准附录K规定的构件和连接类别 原来针对角焊缝疲劳计算的类别8 5×10 其疲劳寿命不仅与应力幅有关 2 β 1×10 都将最大实测值视为吊车满负荷设计应力△σ 关于正应力幅的疲劳强度S-N曲线 [△σ] 针对剪应力幅疲劳强度计算的S-N曲线 16Mn钢取k＝0.85 有3个类别 并按雨流法或泄水法等计数方法进行应力幅的频次统计 为β 因此需要对容许应力幅针对具体的板厚进行修正 而水压机车间仅为设计应力的30％ 剪应力作用等情况将构造细节进行归类重新编排 当结构所受的应力幅较低时 本条为原规范第6.2.2条和第6.2.3条的综合补充说 为此 L 2 部分介于—2.5～—3.0之间 同时 A7 A6 j 且无论如何小的低应力幅始终有损伤作用”这一保守方法的处理结果 △τ 8 S-N曲线的斜率采用β i 构件母材和非焊接连接则按斜率小于—4 在N＝2×10 Design ) Z6 f 可将变幅疲劳问题换算成应力循环200万次的等效常幅疲劳进行计算 且无论多少小的应力幅始终存在损伤作用 2 同时构造细节的图例表示得更清楚 按雨流法进行应力幅频次统计 C 压应力取负值 从工程应用的角度 分类后 在N＝5×10 以95％置信度取2×10 j 计算部位在某应力幅水平△σ 次时的应力幅为疲劳截止限 针对剪应力幅疲劳计算的 ) 表23 按表16.2.4采用 提出本标准表16.2.4供吊车梁疲劳计算的α [δ 按照图46与图47及以上Miner损伤定律 S-N曲线确定后 随车间生产工艺的不同(吊车吊重物后 ＜[△σ] 并推导了各类车间实测吊车梁的等效应力幅α 此处△σ为设计应力谱中最大的应力幅 针对正应力幅疲劳计算的 非传力焊缝 最后确定构件和连接分类有8种 16.2.5 6 6 为J1～J3(详见正文表16.2.1-2) 疲劳强度相近的形式归成同一类 则△σ f 次疲劳强度取值略予调整 低应力幅在高周循环阶段的疲劳损伤程度有所较低 钢管截面 与1×10 表16.2.4 次后发生疲劳破坏 3 △τ 8 4 并且一直往下延伸 6 ) ) 图47 按本标准表16.2.1-2采用 2 频次n i 原来的类别3 进一步折算出相对的欠载效应等效系数α 式中 1 …及对应的循环次数n 构成共计38个项次 Z5 难以包括长期使用时各种错综复杂的状况 e 以免在低循环次数出现疲劳强度过高的现象 增补了许多内容和说明 6 则按照S-N曲线的方程 6 次常幅疲劳的等效剪应力幅(N/mm 范围内的正应力幅(N/mm 得到几种主要车间吊车梁的设计应力谱以及用应力循环次数表示的结构设计寿命 表22以200万次的疲劳强度为例 △σ 预测或估算得到结构的设计应力谱 7 当常幅疲劳或变幅疲劳的最大应力幅符合下列公式时 应取消欠载效应系数 j i 式中 5×10 栓焊并用连接应力应按全部剪力由焊缝承担的原则 借鉴和吸收了欧洲钢结构设计规范EC3钢结构疲劳设计的概念和做法 j Z 6 的影响 根据吊车梁应力测定资料 取得了许多成果 有补充疲劳验算的必要 式中 为此 τ 6 在保持原规范19个项次的构造细节的基础上 且存在一个不会疲劳损伤的截止限 次的等效正应力幅(N/mm 二是以几种主要的形式为出发点 式(16.2.4-2) 且[△σ]是试验值 在N＝5×10 实际结构中重复作用的荷载 ——计算部位应力循环中的最小拉应力或压应力(N/mm 原规范第6.2.1条对常幅疲劳的计算 需要确定S-N曲线斜率值 应根据本标准附录K规定的构件和连接类别 实际上应该有所减小 对应力循环次数n在5×10 )＝0时疲劳容许拉应力 n 2×10 低应力幅比高应力幅的疲劳损伤作用要弱 为简化计算取用3和4两种斜率 当常幅疲劳计算不能满足本标准式(16.2.1-1)或式(16.2.1-4)要求时 1×10 之内的容许正应力幅计算 以变幅疲劳的等效正应力幅为例(图47) 实际运行位置与设计采用的最不利位置不完全相符)而有悬殊差异 关于剪应力幅的疲劳强度S-N曲线 故自88版规范修订以来提出的欠载效应等效系数α 折算应力幅的表达方式为 式(16.2.1-4)要求 剪应力幅的疲劳计算参数 z S-N曲线的斜率采用β 低于疲劳截止限的应力幅一般不会导致疲劳破坏 图47 f 分析测定数据时 j p 并且也不是任何小的低应力幅都有疲劳损伤作用 无论正应力幅大小如何 C i 常幅疲劳所谓的疲劳极限并不适用 次之前的斜率为β 采用与88版规范相同的分析方法 Z 2 )和(△σ 以构件母材 ) 1×10 min 具体如下 拉应力取正值 均取N＝1×10 Z i △τ——构件或连接计算部位的剪应力幅(N/mm ＋2 斜率保持仍不变 j 为便于比较 Z 次疲劳应力幅下限值 ——构件和连接的相关系数 ] 并指明了新增加的构造细节 i 8 ) 6 构件与连接的类别应符合本标准附录K的规定 中级工作制吊车桁架的简化的疲劳计算公式(16.2.4-1) 6 … 各构造细节200万次的类别及其疲劳强度(针对附录K-1～K-6) p 然而近30年来工业厂房吊车梁的应用状况发生了很大的变化 由于此消彼长的因素 ]——应力比ρ(ρ＝σ 放入到现在的类别J1 i 2 直接承受动力荷载重复作用的高强度螺栓连接 L 因此△σ＝σ i 为掌握吊车梁的实际应力情况 i 2 疲劳强度随着板厚的增加有一定程度的降低 [△σ]——常幅疲劳的容许正应力幅(N/mm 式(16.2.2-5)进行疲劳强度计算 i △σ 8 0 —0.7σ 16Mn钢取k＝0.6 ＋2的两条S-N曲线在N＝5×10 应按照结构预期使用寿命 原规范采用最简单的损伤处理方式 [△σ] 次的容许剪应力幅(N/mm 16.2.2 其值与[△σ]相当 高强度螺栓连接 1 因不同车间实测的应力循环次数不同 i ) J 形成第16.2.1条 本条文正应力幅的常幅疲劳计算为了与第16.2.3条的变幅疲劳计算相协调和合理衔接 对主体金属 发展了钢结构疲劳设计水平 Z8 i 应按下列规定进行计算 引入板厚修正系数γ j 得到的欠载效应等效系数α C′ 2 结果如表23所示 A5工作级别的中级工作制吊车桁架需要进行疲劳验算的规定 注 本次修订参考欧洲钢结构设计规范EC3 6 对应的疲劳寿命为N i n 主要是横向角焊缝和对接焊缝等横向传力焊缝 提供了按照结构预期使用寿命的等效常幅疲劳强度的计算方法 3号钢取k＝0.5 ≤△σ ] 本次标准修订时 A6 )两部分组成 6 ) 0 吊车使用的频繁程度大幅度提高 使我国可进行钢结构疲劳计算的构造细节更加丰富 范围内的正应力幅(N/mm 值 则得 对不满足本标准第16.2.1条中式(16.2.1-1)(正应力幅疲劳) 而在N＝2×10 6 ＋∑n 近20多年来 把众多的构件和连接形式归纳分类 总应力循环∑n 表16.2.1-2 2 即前者一般不存在很高的残余应力 构件与连接的分类应符合本标准附录K的规定 6 式(16.2.1-4)(剪应力幅疲劳)的常幅疲劳问题 是由于实际工程中确有使用尚属频繁而满负荷率较低的一些吊车(如机械工厂的金工 新增加了23个细节 ) 表23的计算结果都是基于当时有关“低应力幅与高应力幅有着相同损伤作用(即斜率保持不变) 式中 依据近10年来的测试数据 ——构件和连接的相关参数 相比过去已有所提高 其应力谱由(△σ f ——应力谱中在△τ 一些低于疲劳极限的低应力幅将成为裂纹扩展的应力幅而加速疲劳累积损伤 表16.2.1-1 ＋∑n 设有一变幅疲劳 处分别设置疲劳截止限[△σ …n 应根据本标准附录K规定的构件和连接类别 )＝1时发生疲劳破坏 得出欠载效应等效系数α 一般并不是固定值 α 锻工车间) ——应力谱中在[△σ 按本标准表16.2.1-1采用 对变幅疲劳问题 见附录表K-1～K-6 i 2 Z 然后按目前国际上通用的Miner线性累计损伤定律进行计算 与β J 按本标准表16.2.1-2采用 ——计算部位应力循环中的最小剪应力(N/mm 其疲劳计算应符合下列原则 假设设计应力谱包括应力幅水平△σ 在工程上可以接受 17-74规定 (见图47) 由于斜率β 5 max 次之间的斜率为β 不同车间的欠载效应等效系数 处交汇 n 若能根据结构实际的应力状况(应力的测定资料) min 根据本标准附录K规定的构件和连接类别按表16.2.1-1采用(N/mm 如日本标准JSSC p 6 吊车梁和吊车桁架欠载效应的等效系数α ——计算部位应力循环中的最大剪应力(N/mm 给出了原有构造细节在修订前后的比较 3号钢取k＝0.8 国内外大量的疲劳试验采用的试件钢板厚度一般都小于25mm 本条为原规范第6.2.3条的补充说明 统一以n＝2×10 事实上 推导过程如下 会偏高 i 增加了许多新的内容 针对正应力幅疲劳强度计算的S-N曲线 2 L 6 根据实测结果 Z10中 如均热炉车间正常的最大实测应力为设计应力的80％以上 8 这是过于保守的做法 i 2 式中 16.2.3 ] 但其连接处开孔主体金属应进行疲劳计算 实测了20世纪70年代一些有代表性的车间吊车梁 f 2 需要说明的是 对变幅疲劳问题 分别对每i级的应力幅△σ 欧洲钢结构设计规范EC3 不同尺寸的同一连接形式的所有试验资料 本次标准修订时 ] )折算成循环次数n为2×10 试验和理论分析表明 n 翼缘焊缝 2 2 16.2.4 L 取k＝0.7 f 的计算公式(16.2.1-7)参考了国际上钢结构疲劳设计规范 对不满足第16.2.1条中式(16.2.1-1)(正应力幅疲劳) 至于轻级工作制吊车梁和吊车桁架以及大多数中级工作制吊车梁 横向加劲肋 ——循环次数n为5×10 ——由变幅疲劳预期使用寿命(总循环次数n＝∑n 可按下列公式规定计算 Z 次的容许正应力幅(N/mm 也与名义最大应力有关 2×10 粗略地可认为当∑(n α 并不切合实际 式(16.2.1-4)(剪应力幅疲劳)的变幅疲劳问题 p 纵向传力焊缝 即为现在的类别Z1和Z2 6 )折算成循环次数n为2×10 明 L σ 0 对角焊缝 按本标准表16.2.1-1采用 的α 在保持原规范疲劳设计已有特点的基础上