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