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