略偏保守但不失经济性 两受压支管在管节点处的承载力设计值N T形节点 焊缝截面的简化 -0.68 4 3-焊缝截面 ——参数 而工程实践中 2 但是在管节点数据库中仍存在冲剪破坏的记录 fo 图13.3.2-1 支管在管节点处的承载力应按下列公式验算 W 应按下列公式计算 T(Y) ＋1)倍 以及轴线弯曲曲率半径R与主管直径d之比变化范围12～110 1)受压支管在管节点处的承载力设计值N 分别为组合荷载下支管轴拉力与节点仅受轴拉力作用时的极限承载力公式计算值 当支管受拉时 平均仅2.4％ 2)受拉支管在管节点处的承载力设计值N 角焊缝的计算厚度沿支管周长取0.7h 经回归分析得到K形搭接节点承载力计算公式 支管轴力比影响系数Q 关于第4款K形搭接节点中 13.3.3 ——支管的高度与主管直径的比值 表中公式计算值所采用的钢材强度值为试验给出的钢材强度平均值 steel 由式(13.3.2-11)计算 经与日本建筑学会(AIJ)公式 σ——节点两侧主管轴心压应力中较小值的绝对值(N/mm 四支管同时受压时 1-主管 反映了荷载效应 图39 structures(Eurocode3-1-8 ＝1.0 A——与N 本标准公式计算值与四种类型搭接节点有限元数据的对比 应按下式计算 13.3.9 tK 平面KT形节点的冲剪验算 本标准公式计算值(95％保证率)与四种类型搭接节点有限元数据的对比见图36 将支管全搭接型的KK形节点的空间调整系数采用不同于原规范的形式 ≥0.4 η 据此校验了有限元模型 X形节点矩形支管-圆形主管连接节点公式计算值与试验结果的比较 X形和有间隙的K cu 除了对K形节点考虑搭接影响之外未作进一步改动(本条第1款～第3款) cX 3 为此在上述公式的基础上提出了以下未考虑强度折减的相贯节点平面内受弯承载力计算公式 2-搭接支管 且需满足β μ ) 对应一侧的主管截面积(mm ) 2 t 但当竖杆受拉力时 o ——K形支管与T形支管的平面外搭接长度(mm) 13.3.8 方差和离散度 ——受压支管轴线与主管轴线的夹角 无量纲参数β 支管为方(矩)形管的平面T TK structures认为平面内弯矩对节点组合荷载作用下承载力的影响较平面外弯矩小 隐蔽部分焊接与否等 本条为新增条文 并非只有加强板在起作用 通过研究节点几何参数对节点效率的影响 的方法 o 实际工程中T形支管一般不是主要受力构件 近年来 p1 η ——参数 表17 3 ——平面K形节点中受拉支管承载力设计值(N) 式中 1-主管 表示支管受压 ——节点两侧主管轴心压力的较小绝对值(N) ψ 支管在管节点处的平面内受弯承载力设计值M Design 4-被搭接支管 N 支管在节点处的承载力设计值不得小于其轴心力设计值 对应一侧的主管截面模量(mm fi M 在节点处 n r 表13 图38表明 当竖杆不受力 根据搭接节点的破坏模式 KT ——受压支管的截面面积(mm c ψ 抗压和抗弯强度设计值(N/mm 按式(13.3.9-7)计算(mm 因支管搭接与否有多种组合 13.3.6 空间KT形节点 在n 受压或受拉支管在空间管节点处的承载力设计值N 值均呈下降趋势 cK Design RC 建立空间坐标系x′y′z′[图43(a)] n ) n 图37 为加强板厚度与主管壁厚的比值 式中 故规定焊缝承载力不应小于节点承载力 n 1 值大体为1 β 1)受压支管在管节点处的承载力设计值N 并考虑了公式表达的合理性 Ov ) Q N t——主管壁厚(mm) ≤D—2t时 t ——X形节点中受压支管极限承载力设计值(N) 节点极限承载力相差不超过5％ N Design 本标准关于非搭接管连接焊缝在平面内与平面外弯矩作用下的强度计算公式是采用空间解析几何原理 抗压和抗弯强度设计值(N/mm TK 式中 oT p1 荷载反对称平面DK形节点 A——主管截面面积(mm 保持与K形间隙节点公式的连续性 a 图39～图42给出了不同荷载组合下试验值与相关方程曲线的比较 TK 空间KT形节点分类 图13.3.2-2 式中 原规范修订时 KT 不便于工程应用 Q 焊缝承载力设计值N 日本建筑学会(AIJ)设计指南(1990)和欧洲钢结构设计规范EC3 对平面节点承载力计算公式进行了若干修正 13.3.5 平面KT形节点 tK 说明T形支管轴力增大导致节点极限承载力降低 分析国外有关规范和国内外有关资料的基础上 t——主管壁厚(mm) 是加强板厚度与主管壁厚的比值 1-主管 N 表14 f——主管钢材的抗拉 KT′K 考虑到实际工程中θ＜45°的情况相对少见 详见原规范条文说明第10.3.3条的条文说明表12最后2组数据 按所提出的计算公式和试验数据比较 用按本标准图13.2.4(a)加强板的节点承载力是无加强时节点承载力的1.13τ 给出搭接节点的计算公式 图13.3.3-1 图42 ——主管剪切承载力设计值(N) 空间TT形节点 ——受拉支管轴线与主管轴线的夹角 ≤0.2范围内 2-支管 ) ——主管钢材的抗剪强度设计值(N/mm 有两种主要方法 f 节点承载力设计值取相应未加强时节点承载力设计值的(0.23τ 1-主管 M KT 图13.3.2-6 在此基础上考虑可靠度后得到本次标准修订公式 Q 按式(13.3.9-6)计算(mm) 1-主管 of 通过回归分析归纳得出的承载力极限值经验公式 n 此外 2 X形节点 ——截面a-a处主管轴力设计值(N) 支管在节点处的承载力应按下列规定计算 ——角焊缝的强度设计值(N/mm Ov M 为简单计 TW 3 13.3 为防止焊缝先于节点发生破坏 ——焊缝有效截面的平面内抗弯惯性矩 可将K形搭接节点分别记为CW ≤4 主管径厚比2γ变化范围36～50 i steel 或N 的 支管沿周边与主管相焊 主管为圆钢管的节点 相关方程与试验数据的比较 M 同时承受轴力和弯矩作用 可按下列公式计算 h 0p i —M 影响K形搭接节点性能的因素除几何参数外 β 1 以θ＝60°节点的承载力数据作为基础 1-主管 以同济大学11个搭接节点的单调加载试验 ——支管的平面内高度(mm) 钢管节点关于x-o-z平面对称 ——T形支管与主管的直径比 θ 平面K形搭接节点 根据同济大学的研究成果 c 13.3.1 M 表中还列出了欧洲钢结构设计规范EC3 cK o 图13.3.3-4) 式中 贯通支管受拉相比贯通支管受压 Y si 的影响较大 的范围为[—1 空间TT形 且同支管共轴线的圆柱面相贯形成 焊缝有效截面的内边缘线即为主管与支管外表面的相贯线 W——与N 2 13.3.7 cX 0 式中 ＜—0.2或n 无论其均值还是置信区间都更加合理 可以看出 f c KT 0 是如ISO规程(草案) 节点尚应按下式进行冲剪计算 13.3.7 ——支管壁厚(mm) 而API规范和日本标准则认为两者权重相同 平面T形(或Y形)节点(图13.3.2-2和图13.3.2-3) 表18 主管采用本标准第13.2.4条第1款外贴加强板方式的节点 因此将节点效率表示为几何参数的函数 空间KT形圆管节点(图13.3.3-3 2-支管 2 有少数数据点越界 f ——焊脚尺寸(mm) i T 3 ——支管在管节点处的轴心力(N) ——平面K形节点中受压支管承载力设计值(N) 表21 相关方程与试验数据的比较 M fi 其中 仅有个别数据点越界 N 本标准将其归为圆钢管节点 n 还假定主管与支管的连接焊缝可视为全周角焊缝进行抗弯计算 Vegte公式与试验结果差别较大 是如Eurocode3规程 在隐蔽部位焊接的情况下 TN四种类型 搭接节点的破坏模式主要为支管局部屈曲破坏 参考Eurocode3-1-8的规定给出相关计算公式 搭接支管沿搭接边与被搭接支管相焊 N—不焊) 但数据离散度较小 平面K形圆钢管搭接节点承载力设计公式计算结果与相关试验数据的比较 本次修订时 structuresEurocode3公式和日本建筑学会(AIJ)公式的相应比较结果 (c) ) i cKK I 其构件承受的弯矩在设计中是不可忽略的 t 计算也表明 CY-主管屈服 CC-主管表面焊趾裂纹) 式中 焊缝承载力与破坏模式的计算比较(如表20和表21所示 三支管间均有间隙(空间KT-Gap型) 2 τ ＝0(即T形支管轴力为0)的空间KT型节点中K形 TK ζ 以压为负(N) 非搭接支管与主管的连接焊缝可视为全周角焊缝进行计算 外弯矩和轴力组合作用下的承载力应按下式验算 同时 若承载力公式中与原规范相似地采用θ函数1／sinθ o 表18还给出了节点在轴力 按式(13.3.2-6)或式(13.3.2-7)计算 ——分别为主管和支管的外径(mm) 补充了空间TT形和KK形节点的计算规定 角焊缝的计算厚度沿支管周长取0.7h Y 工程实践中出现了主管为圆管 ＋D —M 其均值和置信区间都较之前更加合理 可能对节点受压的计算偏于不安全 0.59 x 2 ——支管壁厚(mm) 采用校验过的模型对T形连接的极限承载力进行了数值计算 其中τ 4-弦杆外壁 主支管轴线间的夹角不得小于30° 统计分析表明 目前平面DY和DK形节点已经应用于网架 ζ i θ a 乘以空间调整系数μ 在平面内受弯承载力方面 钢管相贯节点中连接主管与支管的焊缝截面实际为一空间曲面 j 和空间调整系数μ 其平面内与平面外抗弯的有效截面惯性矩分别按式(64)与式(65)计算 式中 X或K形间隙节点及其他非搭接节点中 ——参数 其他参数则可不予考虑 1-主管 根据对称性原理 节点变形达到3％ 分别为试验测得的节点平面内与平面外受弯承载力 本条第1款～第3款基本沿用原规范第10.3.1条 轴力比n 5-内隐蔽部分 即图13.3.3-1的情况 支管仅受轴力作用时 ——支管的宽度与主管直径的比值 of 不受节点几何参数变化的影响 ζ 1 —M —1≤n 关于第5款和第6款 国内大学进行了主管为向内弯曲 ——支管轴力比影响系数 大致相同 支管与主管的连接焊缝可视为全周角焊缝进行计算 ——支管的宽度(mm) ψ 近年来的搭接节点试验和有限元分析结果均表明 uo v ——参数 的取值 ——支管的横截面积(mm 为相同几何尺寸但轴力比n ——T形支管轴力与K形支管轴力比 0p 取μ 无论主管轴线向内还是向外弯曲 但数据离散度较大 根据计算结果回归分析 图13.3.2-8 支管在节点处的冲剪承载力设计值N w 2 n ) 本次标准修订时 6 平面KT形节点计算公式(13.3.2-29) 图13.3.3-4 Design ) ui N 空间KT形节点承载力计算公式与试验数据的比较 4 TK 见表19 图13.3.2-7 σ和v分别表示公式计算值与试验值之比的均值 2005 摒弃了原来环模型计算公式(ft2) fo 即n i 将焊缝有效截面的形成方式假定如下 ——参数 平面K形间隙节点（图13.3.2-4） 1 式中 γ )与T形支管轴力比n 其中N 2 使得主管连接面所承受的作用力相对减小 fi 研究表明 3 x1 2 关于第1款～第3款 节点承载力设计值取相应未加强时节点承载力设计值的1.13τ l 通过调整搭接(间隙)关系参数 ＝d/2＋0.7h 节点承载力平均高6％ 分别为组合荷载下支管轴压力与节点仅受轴压力作用时的极限承载力公式计算值 N 图36 3 当其他参数相同时 1-主管 M 从图中可看出T形支管受轴压时更为不利 圆钢管直接焊接节点和局部加劲节点的计算 Q 三支管均搭接(空间KT-Ov型) 式中 f——支管钢材的强度设计值(N/mm A 国外有若干试验数据发表 q 4 1-支管 ——空间调整系数 应按下式计算 基本可以忽略 D i 目前国外各规程中均将搭接节点的承载力计算公式特别列出 3-搭接支管 对有间隙的KT形节点 第4款～第8款为新增条款 平面K形搭接节点(图13.3.2-5) 1-主管 本条沿用原规范第10.3.3条的一部分 v ＝1 支管在管节点处的承载力设计值N t 2-水平面 表16 当主管曲率半径R≥5m且主管曲率半径R与主管直径D之比不小于12时 式中 ——主管钢材的屈服强度(N/mm T形(或Y形)节点的平面内受弯与平面外受弯 支管为圆管时的焊缝承载力设计值应按下列规定计算 综合考虑其变化规律以及规范的简洁性和设计的经济性 以上各种形式的圆管节点与直线状的主管节点相比 ＝f(β 本次修订规定对这类节点进行支管在节点处的冲剪承载力补充验算 2-支管 加强板和主管分担支管传递的内力 单层网壳结构中的杆件 f 1 ——主管钢材抗剪强度设计值(N/mm cKT 13.3.4 其中r 1.18 设计中应考虑节点的抗弯计算 当支管受拉时 其中M 2005)要求T ——焊缝有效截面的平面外抗弯模量 考虑了可靠度与安全系数后得出了主管和支管均为圆管的平面T 2 当D 应按下列公式计算 N 的70％ T x Design 而API-LRFD相关公式相对来说安全度稍低 d 平面内弯矩作用下 f 国际管结构研究和发展委员会(CIDECT)公式相比 -n CLD-主管塑性 8 i 支管互相搭接处 1-主管 T—贯通支管受拉)和隐蔽部位是否焊接(W—焊接 与实验数据和有限元计算数据的对比分别见表13和表14 在隐蔽部位不焊的情况下 ——参数 KT′K r 科学出版社 贯通支管受拉时平均降低13％ 13.3.4 表示T形支管受拉 本条为新增条文 Y 可按没有竖杆的K形节点计算 3 M 0 本条补充了按式(13.3.2-30)进行计算的规定 通过回归分析 根据回归分析 ＋D —M 本条公式引自欧洲钢结构设计规范EC3 将CW 受压支管承载力 TK X形节点 ＞0.2范围内 可以用加强板的厚度加上主管壁厚代入强度公式 钢结构设计规范EC3 KTT形 CN of a为受压支管与受拉支管在主管表面的间隙 2-支管 i M 平面节点的失效模式由主管管壁塑性控制 对于节点有限元分析结果 KT a β r 这类结构采用无加劲直接焊接节点时 无斜腹杆的桁架(空腹桁架) 本条在原规范的基础上增加了部分规定 ui ——节点与N c uo 支管轴向屈服破坏等三种模式 或N 2-支管 N 1 本条为新增条文 但并非如此前文献认为的那样 且不得大于1.0 提高幅度均在10％以内 平面内弯矩 圆钢管连接节点应符合下列规定 对主要计算公式和规定说明如下 T形(或Y形)受拉节点 tTT 焊缝承载力不应小于节点承载力 仅按式(13.3.2-28)计算 关于第7款 K形支管搭接 ) N 会造成承载力某种程度的降低 2-主管 TK 且需满足η c 提高幅度不等 同样显示了上述现象 当支管按仅承受轴心力的构件设计时 表20 RC ——参数 τ y1 HSE公式与试验结果最为接近 图38 为负 为空间KT型节点中K形受压支管承载力 2 考虑的节点参数包括β变化范围0.5～0.8 有限元分析表明 最大降低30％) 3 a——两支管之间的间隙(mm) 对于几何尺寸不同但轴力比n 并将平截面假定不加证明地推广至该焊缝投影平面 88版规范对平面X 图13.3.2-9 2 n μ 根据近300个各类型管节点的承载力极限值试验数据 WF-焊缝断裂 M 根据近160个管节点的受弯承载力极限值试验数据 图13.3.2-3 n 可按下列公式计算 2 13.3.2 API公式次之 T形(或Y形)受压节点 tK 因此 13.3.5 从安全和简化出发 —M 2 2-支管 3 与日本建筑学会(AIJ)公式 当T形节点焊缝截面边缘相贯线在x′oy′平面的投影近似为椭圆时 该公式能够较好地预测相贯节点的实际平面内受弯承载力 ——支管在其轴线与主管表面相交处的平面内弹性抗弯截面模量(mm TK V 对比了各国规范对于节点在弯矩与轴力共同作用下的承载力相关方程 r 支管在节点处的承载力设计值不得小于其轴心力设计值 在分析管节点数据库相关数据和对照同济大学实施的试验基础上 非搭接管节点焊缝在平面内与平面外的抗弯截面模量分别为式(13.3.9-5)与式(13.3.9-10)的形式 表13 tK a 可取对称面一侧结构施加总荷载的一半进行研究 式中 空间KK形节点分类 ) of 可按下列公式计算 2005) 1 平 ——参数 即 式中 ) fo uo 由于主管对加强板有约束 KT 0 y1 在分析国外有关规范和国内外有关资料的基础上 可以保证静力荷载下焊缝验算公式的适用性 Eurocode 其所受轴力往往小于K形支管轴力 从表17中的对比可以看出 540个节点有限元计算结果以及国际管节点数据库的资料为基础 外边缘线则由主管外表面与半径为r 对节点极限承载力的影响是独立的 仅有少数几例试验 除全间隙节点外 对于空间KT-Ov节点 f——主管钢材的抗拉 j 平均提高约20％ A t TW 而前3种情况称为支管非全搭接型 c 当支管按仅承受轴力的构件设计时 KT′K of 根据搭接顺序的不同(C—贯通支管受压 2 两支管中垂直于主管的内力分量可相互平衡一部分 f 当竖杆受压力时 Q 还可能遇到图37所示另3种典型情况 焊缝承载力设计值M D 2 主管轴线弯曲曲率半径R变化范围5m～35m 1 γ 2005) 2-支管 非搭接管连接焊缝在轴力作用下的强度计算公式(13.3.9-1)～式(13.3.9-3)沿用原规范的有关规定 X形节点 2-支管 0 ) ——支管在其轴线与主管表面相交处的平面外弹性抗弯截面模量(mm 其余情况按式(13.3.2-3)计算 无加劲直接焊接的平面节点 Eurocode的计算方公式是依据各支管垂直于主管轴线的竖向分力合力为零的假定 ——支管的轴向力(N) f 空间KK形节点承载力计算公式与试验数据的比较 详见原规范条文说明第10.3.3条 式(13.3.2-11)中β＝(D 平面DK形节点 支管与主管的厚度比τ变化范围0.5～1.0 n W 1-主管 杆件承载力 der 可按下列公式计算 平面外弯矩作用下 o ——分别为T形支管和K形受压支管的轴力设计值 1 图13.3.4-2 ——参数 节点承载力平均高出4％ ＋1)倍 7 ) q T形和K形节点处主管强度的支管轴心承载力设计值的公式是比较 与平面圆钢管连接节点的主管壁塑性破坏模式相比有很大差别 所以计算值均低于节点实际承载力 本条为新增条文 然后采用校准法换算得到的 T Y形节点平面外受弯实测承载力与公式计算值的比较 1] 按式(13.3.9-12)计算(mm 图13.3.3-3 θ——主支管轴线间小于直角的夹角 tKK n TK θ f 支管与主管的连接焊缝可视为全周角焊缝进行计算 对于空间KK-IPOv节点 steel 因而可以不计算主管管壁冲剪破坏 N 规范修订时 按式(13.3.2-11)计算 则难以准确反映θ的影响 同时搭接部位的存在也增大了约束主管管壁局部变形的刚度 3相关公式在大多数情况下是安全的 应按下式进行补充验算 RC Q ) N形 -0.68 TK 3-被搭接支管 所修正的计算公式与试验数据对比 各无量纲几何参数对μ 3-1-8 但制订原规范时所依据的管节点数据库和国内大学试验研究的空间KK形节点都是间隙节点 相关方程与试验数据的比较 将焊缝曲面投影至x’oy’平面 N 取ψ 本条补充了关于间隙a的取值规定 1 表中破坏模式符号含义如下 ) M T 根据图13.3.3-4的支管搭接方式分别取值 y 应按下式计算 反映了空间几何效应 支管在管节点处的平面外受弯承载力设计值M TK 2)受拉支管在管节点处的承载力设计值N θ＝45°与θ＝60°的节点承载力相比 分别为根据公式计算得到的节点平面内与平面外受弯承载力 n 且不得大于120° 2-支管 cK1 5 图13.3.4-1 r o 给出与间隙节点完全不同的计算公式 3 13.3.3 HSE与Eurocode X形节点的平面内受弯与平面外受弯 j 当支管受压时 3-贯通支管 图40 空间TT形节点(图13.3.3-1) 采用本节进行计算时 t 对空间KT-Gap节点的空间调整系数μ 1 5-内隐蔽部分 ——K形节点支管承载力设计值 2 表17给出了对各国受弯承载力规范公式拟合试验数据的统计分析结果 最大降低11％ 1 对应于主管塑性破坏模式的受弯承载力公式拟合试验数据的统计分析 根据节点形式按本标准第13.3.2条的规定计算(N) 向外弯曲和无弯曲(直线状)的圆管焊接节点静力加载对比试验共15件 关于第8款 即采用N 式中 荷载正对称平面DK形节点 表19 3 支管轴线在主管横截面所在平面投影的夹角不得小于60° CW 2 单层网壳等结构 τ 分三种情况规定了μ 13.3 b f 是无加强时节点承载力的(0.23τ 平面外弯矩设计值(N·mm) 1 1-主管 J.A.Packer在《空心管结构连接设计指南》(曹俊杰译 的公式形式 与国内大学的试验资料相比较 cTT KT 受压支管轴力-节点变形曲线达到峰值 平面K形间隙节点 steel 节点承载力应按下列规定计算 平面内弯矩 标准修订公式拟合试验数据的统计分析结果列于表17中 13.3.8 N 1.18 按式(13.3.9-5)计算(mm 计算 考虑到这类破坏发生的可能性 N 本标准采用方法二 cDY 对应于主管冲剪破坏模式的相贯节点受弯承载力计算公式的主要来源为CIDECT设计指南 ψ /N M 其一 h 当支管承受弯矩作用时(图13.3.4-1和图13.3.4-2) ——焊缝有效截面的平面内抗弯模量 BY-支管屈服 本标准平面DY和DK形节点承载力设计值公式引自钢结构设计规范EC3 本条第3款的计算公式采用在平面K形节点强度计算公式基础上乘以支管轴力比影响系数Q 节点受力性能没有大的差别 N T f q ui steel 图13.3.2-4 2 式中 相同的节点 3 t 在—0.2≤n 平面KT形(图13.3.2-9) t A CN 关系曲线 1)荷载正对称节点(图13.3.2-7) 当节点两侧或者一侧主管受拉时 1)K形受压支管在管节点处的承载力设计值N 2)受拉支管在管节点处的承载力设计值N n 平面DY形节点 应按下列公式计算(图13.3.4-2) 圆管加强板的几何尺寸 变化较小 假设焊缝截面符合平截面假定 修正时主要对照了新建立的国际管节点数据库中的试验结果 ——K形支管与T形支管的平面外间隙(mm) 2-支管 应用有限元分析方法对节点进行了弹塑性分析 图13.3.3-2 对图37中(b) 无斜腹杆的桁架(空腹桁架) θ＝30°与θ＝60°的节点承载力相比 以下述两个准则中最先达到的一个准则决定节点的极限承载力 N cK 其二 1997)中认为 支管与主管外径及壁厚之比均不得小于0.2 式中 支管为方矩形管的情况 ≤1 13.3.1 Y 相关方程与试验数据的比较 倍 Q ——主管轴向承载力设计值(N) 但离散度较大 N 13.3.6 平面外弯矩不应大于下式规定的抗冲剪承载力设计值 0p 13.3.2 1)受压支管在管节点处的承载力设计值N (d)三种形式节点的极限承载力进行分析 标准修订时直接采用了AIJ公式的形式 图38显示了空间KT形节点极限承载力比值N —M 分别为组合荷载下支管平面外弯矩与节点仅受平面外弯矩作用时的极限承载力公式计算值 ) 按式(13.3.9-10)计算(mm )×A TK structures(Eurocode η 空间KK形节点(图13.3.3-2) 其中图37(d)的情况为支管全搭接型 其间隙值a取为两斜杆的趾间距 式中 θ β e X形相贯节点受弯承载力设计值公式 平面X形节点(图13.3.2-1) 无加劲直接焊接的空间节点 f )/3D 支管在平面内 1-焊缝 选定f(β N c 当支管受压时 的关系曲线 TK 空间KT形节点承载力计算公式与有限元数据的比较 RC f ——支管在管节点处的承载力设计值 本标准将其归为方钢管节点 ——支管轴线与主管表面相交处的平面外弯矩(N·mm) 这种降低要显著得多(贯通支管受压时平均降低4％ 网壳结构中 说明轴力比n 原规范修订时 ——焊缝的计算长度(mm) 2 本条第3款适用于这种条件下的节点计算 ) 因此 空间KK形节点 γ 表13给出了本标准公式计算值与相关试验数据的对比 1-主管 2-支管 应按下式计算 在建立K形搭接节点承载力公式时 f M 0p Y W 原规范没有空间KT形圆管节点强度计算公式 无加劲直接焊接的平面T i ) 研究发现 tu ) 应按下列公式计算 还包括搭接支管和贯通支管的搭接顺序 应按下列公式计算 KK形 其余情况则仍采用0.9 为计算钢管相贯节点焊缝截面的几何特性 相关方程与试验数据的比较 但与T形支管间有间隙(空间KT-IPOv型) 支管局部屈曲与主管管壁塑性的联合破坏 TN四种类型的搭接节点承载力计算公式统一 KT′K t 国内大学补充实施了新的试验 计算表明 ) 倍 图43 X形节点和有间隙的K 3 W tX 均无显著影响 4-被搭接支管内隐藏部分 N 4-搭接支管 Van m 面外弯矩共同作用下试验值代入各相关公式中的计算结果 r ——支管轴线与主管表面相交处的平面内弯矩(N·mm) 角焊缝有效截面的计算厚度h 但国内对此研究不多 N 有限元参数分析结果表明 2 以拉为正 1 TK T 为正 API公式与试验结果最为接近 ζ 本条为原规范第10.3.2条的修改和补充 CPS-主管冲剪 且在贯通支管受拉的情况下 op 式(13.3.2-30)来源于Eurocode3-1-8 如图43(a)所示 空间KK形节点承载力计算公式与有限元计算结果的比较 cT 经数值计算与回归分析后提出的 计算时已将各规范中的强度设计值置换为钢材屈服值 X形节点 0.59 图13.3.2-5 Y形节点平面内受弯实测承载力与公式计算值的比较 贯通支管受压相比贯通支管受拉 为焊脚尺寸h (即Q CN 表15 ——焊缝有效截面的平面外抗弯惯性矩 上述公式的比较表明 cK 圆钢管直接焊接节点和局部加劲节点的计算 隐蔽部位不焊 焊缝承载力设计值M 国际管结构研究和发展委员会(CIDECT)公式的比较 ——平面外两支管的搭接长度(mm) ——两支管的横向间隙 由于各规范公式考虑了一定的承载力安全储备 分别为组合荷载下支管平面内弯矩与节点仅受平面内弯矩作用时的极限承载力公式计算值 应按下列公式计算 sinθ 1-主管 可采用本标准第13.3.2条和第13.3.4条所规定的计算公式进行承载力计算 3公式比试验结果低 拟合的空间KT形节点强度计算公式与试验数据和有限元数据的比较分别见表15和表16 应按下式计算 w 在平面外受弯承载力方面 1 平面DY形节点(图13.3.2-6) 13.3.9 N形节点需进行冲剪承载力计算 )的函数形式 KK 主管呈弯曲状的平面或空间圆管焊接节点 节点形式有平面K形 I 有较大影响 1 其中N N 角焊缝的计算厚度沿支管周长取0.7h i iT 由于搭接节点的破坏主要发生在支管而非主管上 第10.3.3条 TW structures(Eurocode3-1-8 且计算异常繁琐 2-支管 2-支管 而近年的工程实践表明这类形式的节点在空间桁架和空间网壳中并不少见 是反映T形支管所受轴力相对大小的一个参数 主管为方矩形钢管时 采用本标准图13.2.4(a)加强板的节点承载力 图41 1-主管 f AIJ相关公式在所有情况下都是偏于安全 x1 应分别按平面K形节点相应支管承载力设计值N 经对所收集的近70个管节点的极限承载力 2-支管 TN四种类型的搭接节点承载力的变化如图36所示 对应一侧的主管平面内弯矩绝对值(N·mm) ——受拉支管的截面面积(mm