组合节点论文

2025-01-24

组合节点论文（共6篇）

组合节点论文篇1

1 工程概况

盐城市紫金国际大厦工程,位于盐都新区开发大道南侧、神州路西侧,由江苏鼎泰置业有限公司投资建设,南京鼎昊建筑设计有限公司设计,江苏科苑项目管理有限公司监理。

本工程为框剪结构,地下1 层,地上20 层,总高度85. 35 m。外立面采用隐形组合幕墙,隐形组合幕墙由花岗岩石材幕墙与中空玻璃幕墙组成,玻璃采用6Low-E + 9A + 6 mm钢化,中空玻璃,玻璃幕墙与石材幕墙在阴角处连接。

2 隐形组合幕墙转角节点施工常见的问题

由于施工隐形组合幕墙的工程相对较少,没有一定的施工经验,针对隐形组合幕墙转角节点处的验收合格率出现的问题进行了现场分析,并收集了其他工程的隐形组合幕墙转角节点施工验收时出现的常见质量问题。在隐形组合幕墙大面积正式施工前,针对隐形组合幕墙转角节点处的施工质量问题,制定了详细的有针对性的施工技术措施,但在局部幕墙模拟施工过程中,转角节点验收的合格率仍然出现了一些问题,见表1。

根据表1,绘制出质量排列图( 见图1) 。

图1 很明显的表明了影响隐形组合幕墙转角节点验收合格率的两个主要原因是: 玻璃与石材空隙过大或过小以及美纹纸粘贴定位不准确,这两项其累计频率达75% ,成为影响隐形组合幕墙节点施工质量问题的主要原因。

3 隐形组合幕墙转角节点施工质量控制对策

3. 1 控制目标

在施工过程中严格进行过程控制,提高隐形组合幕墙转角节点的验收合格率,根据国家规范,验收合格率最终必须达到95%以上,切实解决隐形组合幕墙转角节点的施工质量通病,探索出一套有效的施工经验,为本幕墙工程的全面创优打下良好的基础。目标可行性分析见图2。

3. 2 相应的对策

根据影响隐形组合幕墙转角节点验收合格率的两个主要原因,制定了有针对性的对策,见表2。

4 隐形组合幕墙转角节点具体的对策措施

4. 1 骨架安装存在偏差

首先用经纬仪检查主体结构与预埋件的施工偏差,对存在偏差的位置进行修补,通过技术员认真仔细复核,主体结构及其预埋件达到规范要求。然后采用激光垂直定位仪对骨架进行定位并采用三维六向调节装置进行调节( 见图3) ,技术人员根据激光垂直定位仪数据,要求技术员不断调节三维六向调节装置,直到骨架安装的精度达到垂直度偏差在6 mm,平整度偏差在2 mm以内时停止调节三维六向调节装置,并固定好骨架,固定好骨架后重新用钢卷尺进行复核骨架与主体结构距离。

4. 2 石材与玻璃安装存在偏差

通过统一定制标准垫块( 见图4) ,垫块具有一定的刚性。根据图纸要求玻璃与石材之间的间隙16 mm,采用铝合金方管材料制作成标准垫块,在安装玻璃与石材前,首先进行材料检查并进行预排定位,在安装石材幕墙时,用三面靠尺检查平整度与垂直度,然后再安装玻璃,玻璃安装用三面靠尺检查平整度与垂直度,同时将标准垫块塞到玻璃与石材的缝隙中,安装好玻璃后,再用塞尺检查石材与玻璃之间的缝隙为16 mm,缝隙达到16 mm后,再固定好玻璃。然后在缝隙中注耐候性胶,保证注胶饱满。

4. 3 未进行吊垂直线与钢卷尺定位

在粘贴美纹纸时,首先在已经安装好的石材幕墙上采用吊线锤的方法( 见图5) ,距离内侧石材边缘30 mm,弹出垂直线,然后工人师傅按照弹出的垂直线粘贴美纹纸,在一边粘贴美纹纸的同时,工人师傅一边用钢卷尺量距内侧石材边30 mm与距另一侧石材边距离,直到美纹纸粘贴结束。

5 结语

通过本次对隐形组合幕墙转角节点施工质量的攻关活动,明显提高了隐形组合幕墙转角节点验收合格率,隐形组合幕墙转角节点验收合格率在整个幕墙的安装过程中,进行了全面的跟踪质量检查,随机抽检部位100 处,现场不合格仅2 处,一次性验收合格率达到98% ,远远超过预期的目标。实践证明,本工程的隐形组合幕墙转角节点验收合格率超过了95% 的预定目标,为隐形组合幕墙转角节点的施工提供了宝贵的经验。

参考文献

[1]王小珍.关于建筑施工中的幕墙施工技术分析[J].中国新技术新产品,2014(21):85-86.

[2]王小庆,金先龙,杨颜志,等.超高层建筑幕墙施工过程分析[J].防灾减灾工程学报,2014(6):725-730.

[3]龙文志.建筑信息模型(BIM)与幕墙行业应用[J].建设科技,2011(4):82-84.

组合节点论文篇2

“十一五”以来,随着油田节能资金投入的增加,第一采油厂先后采取更换节能电动机、采用节能抽油机、抽油机下偏杠铃改造等措施,使该厂的抽油机井节能设备覆盖率逐步提升,与2006年对比上升40.81个百分点,系统效率上升至29.41%。然而与注水效率(51.51%)和集输效率(46.20%)相比,还需要进一步提高抽油机井系统效率,降低能耗。

抽油机井系统效率偏低的影响因素主要包括:(1)气体影响,降低柱塞泵的充满程度;(2)结蜡增加了抽油杆和油管之间的摩擦阻力;(3)为保证抽油机顺利启动,装机功率大于实际运转功率,降低了电动机工作效率;(4)抽油机运转过程中减速箱扭矩呈不均衡波动状态,导致电动机工作效率低。

在抽油机—柱塞泵系统中,气体是影响抽油泵充满程度、泵效的主要原因之一。统计大庆长垣沉没度150~400 m范围内正常生产的抽油机井,平均泵效只有38.7%。流体在进入抽油泵之前如果能够实现气体的有效分离,将会大幅度地提高抽油机井泵效,进而提高系统效率。

抽油机井结蜡后,会增加抽油杆与油管之间的摩擦力,使抽油机载荷增大。统计1 240口抽油机井热洗前后的载荷变化,结蜡后抽油机上载荷上升增幅2.15%,交变载荷增幅4.68%,结蜡造成抽油机能耗增加幅度为4.2%。如果能实现油井免清蜡生产,将会提高抽油机泵效和系统效率。

抽油机的电动机在配置过程中,为了克服启动瞬间载荷的突然增加,装机功率一般为实际运转功率的3倍以上。现场测试的1口机型为CYJ10-3-37HB的抽油机井,装机功率为37 k W,最大启动功率为66.44 k W,运转时平均有功功率为13.43 k W。如果能够降低抽油机电动机装机功率,解决“大马拉小车”的问题,则能提高抽油机系统效率。

目前抽油机的平衡方式是加装平衡块来消减抽油机上下冲程的负载差异,但由于平衡块产生的扭矩不能完全消除负载扭矩,抽油机存在扭矩不平衡现象(统计30口CYJ10-3-37HB型抽油机井,平均最大扭矩32.45 k N·m,平均最小扭矩9.87 k N·m),并由此造成抽油机减速箱输出轴扭矩波动大,电动机输出功率处于波动状态。如果能减少电动机输出功率的波动,使电动机大部分工作时间处于高效区,将能提高系统效率。

为此,针对抽油机井节能降耗采取了以下技术措施:应用井下高效气液分离技术提高泵效和系统效率;应用降低抽油杆运动阻力技术减小能耗;应用抽油机电动机能量补偿技术降低装机功率;应用全周期平衡抽油机技术降低举升单耗,使电动机大部分时间在高效区运转。

2 多节点节能配套技术

2.1 井下高效气液分离技术[1]

2.1.1 工作原理

在传统沉降式气锚中,若想使气锚的效果好,必须使采出液在气锚内向下流动的速度V1小于气泡在液体中的上升速度V2。

根据斯托克公式,气泡在液相中的最终上升速度可用下式表达:

式中:

V2——气泡上浮速度,m/s;

K——黏度系数;

D——气泡直径,m;

Δρ——液体与气体的密度差,kg/m3;

μ——液体的黏度,Pa·s。

从公式(1)可以看出,对1口井而言,上述各参数都是常数,因此V2也是一个常数,很难人为改变。同时,液体的黏度越高,气液分离效果越差。若想进一步提高井下油气的分离效果,只能减小液体在气锚中的下降速度V1:

式中:

Q——抽油机井上冲程过程中的产液量;

A——气锚内外管之间的环形面积。

从公式(2)可以看出,虽减少Q或增加A都可以减少液体在气锚中的下降速度V1,但减少抽油机井上冲程过程中的产液量Q会直接影响油井产量,不能被接受。同时,受井筒尺寸的限制也很难增加A,因此原来各种类型的气锚很难降低V1。多杯等流型气锚的设计关键就是要降低V1。

2.1.2 结构设计

井下高效气液分离装置由中心管、沉降杯和定压洗井凡尔组成。中心管上安装有多个沉降杯,中心管在每个靠近沉降杯内侧底部的位置钻有若干个进液孔,中心管下部接洗井阀。通过近几年应用和改型,验证皇冠型沉降杯效果更好。

2.1.3 应用效果

皇冠型井下高效气液分离技术应用近300口井,平均单井日产液增幅34.58%,日增油增幅21.98%,沉没度降幅52.98%;系统效率增幅23.95%,吨液百米耗电降幅19.33%。

2.2 降低抽油杆运动阻力技术[2]

2.2.1 原油流动改进剂有效防蜡浓度

与不加药相比,当加药浓度为150 mg/L时,凝油黏壁量平均降低幅度为93%,可以有效起到防蜡作用(图1)。

2.2.2 保持有效防蜡浓度的加药方法

为保证井下药剂浓度连续稳定,提出了纯药剂量不变,增加药剂稀释液量的点滴加药方法。通过现场试验得出,1.5 m3/d以上的药剂溶液量可以使采出液药剂浓度稳定在100~150 mg/L之间(图2)。

2.2.3 米字流程井掺水管线加药工艺

为实现米字流程井增加药剂稀释液量的目的,现场利用油井地面掺水管线将药剂和清水混合加至井下。加药流程为:中转站加药泵将纯药剂加入掺水汇管,与站内掺水混合后经掺水泵输送到计量间,药剂溶液通过过滤器后,由单井流量控制装置定量分配到井口,最终将药剂加入油套环空。

2.2.4 冬季掺水管线加药最低流量界限

通过建立掺水管线及回油管线热导数学模型和理论计算证明,当掺水管线中掺水量由以往的30m3/d降为3 m3/d井下加药量后,掺水管线、回油管线不会发生冻堵。

2.2.5 应用效果

降低抽油杆运动阻力技术累计现场试验近900口井,平均免清蜡周期已达746 d。由于原油流动改进剂改善了抽油泵的生产状况,措施井见到较好节能效果,系统效率增幅4.42%,吨液百米耗电降幅4.31%,同时中转站见到较好节电、节气效果。

2.3 抽油机电动机能量补偿技术

2.3.1 工作原理

抽油机启动时,离合器将驱动部分与抽油机断开。电动机先带动飞轮运转,当飞轮运转平稳后,其具有一定的转动惯量即动能。再闭合离合器,使驱动部分与抽油机相连,由电动机和飞轮的动能共同启动抽油机。以飞轮的动能补偿降低电动机装机功率的能量差,来达到降低装机功率、节约能源的目的。

2.3.2 结构设计

抽油机电动机能量补偿装置主要包括减速器皮带轮、离合器、飞轮、轴承座、联轴器和普通Y系列电动机。

2.3.3 应用效果

能量补偿装置累计现场应用25口井,将10-3-37型抽油机装机功率由37 k W降至18.5 k W时,通过星角转换,将18.5 k W电动机的运转功率降至10.68 k W,降低幅度为71.13%,消除了“大马拉小车”的现象。同时,由于电动机与抽油机工作趋于合理,系统效率提高幅度12.77%,吨液百米耗电下降幅度11.39%,有功节电率11.85%,无功节电率66.74%,综合节电率14.53%。

2.4 全周期平衡抽油机技术

2.4.1 工作原理

通过增加转速是原抽油机2倍,平衡重是原抽油机1/6二次平衡装置,对减速箱输出轴扭矩进行“削峰填谷”,从而降低抽油机系统扭矩波动率、电动机有功功率,提高电动机效率和系统效率。

2.4.2 结构设计

二次平衡装置包括曲柄销、随动曲柄、增速器、二次曲柄、刹车操纵装置、筒体和底座等部分。

2.4.3 应用效果

全周期平衡抽油机技术现场试验3口井,减速箱输出轴扭矩波动下降幅度28.06%,电动机效率提高幅度20.22%,有功节电率7.08%,系统效率提高幅度9.09%。

3 现场试验实施过程及效果评价

在对井下高效气液分离技术、降低抽油杆阻力技术、抽油机电动机能量补偿技术和全周期技术研究的基础上,开展了节能组合配套技术现场试验。

措施前后对比表明,系统效率由22.96%上升至37.55%,提高14.59个百分点,提高幅度达到63.55%;吨液百米耗电由1.17 k W·h下降至0.71 k W·h,下降0.46 k W·h,下降幅度38.85%,有功节电率达到38.85%,综合节电率40.19%(表1)。

通过对各项节能技术平均节能效果与组合技术分项节能效果进行对比,组合技术各节点节能效果均好于各项节能技术平均节能效果(表2)。

4 结论

节能举升配套组合技术的现场应用表明,抽油机系统效率显著提高。

(1)应用节能组合技术后,系统效率提高幅度63.55%,吨液百米耗电降低幅度38.85%,综合节电率40.19%。

(2)四项节能技术分别针对抽油泵、抽油杆、减速箱和电动机,可在1口井同时应用,且总的节能效果是各自节能效果的累加值。

参考文献

[1]朱荣杰,徐俊玲,李学敏.多杯等流型气锚研究与应用[J].石油石化节能,2009(4).

组合劲性钢结构节点施工技术篇3

某市体育中心体育场建筑面积为21842m2, 建筑层数为地上2层, 主体为钢筋混凝土框架结构;屋盖为空间钢管桁架结构。东、西看台无盖钢桁架沿径向布置的12榀悬挑空间钢管桁架与铸钢件连接, 一端支承在下部12个型钢混凝土框架柱上, 另一端通过拉杆与型钢混凝土框架柱拉接, 12个铸钢件再与悬挑径向桁架连接, 结构高度28.3m, 建筑高度29m。本工程体育场劲性柱区域有两个, 东西看台。钢结构主要采用工字型钢柱及十字形钢柱, 型钢柱规格SC1采用RH300×300×10×15、SC2采用RH480×300×11×18及SC3采用BH1300×700×18×30+BH700×500×16×30, 钢梁采用BH600×200×12×16;钢柱与混凝土梁采用钢牛腿连接、钢柱与钢梁采用螺栓连接、翼缘焊接处理。工字形钢骨柱及十字形钢骨柱钢板, 采用Q345B级钢材, 高强螺栓连接副采用等级为10.9级, 采用φ19×110。

体育场平面布置图如图1所示, 型钢组合结构如图2, 型钢梁柱示意图如图3。

2 本工程的结构节点形式

(1) 梁纵向钢筋贯通式 (如图4) 。

(2) 梁纵向钢筋与钢腹板处的钢筋连接器连接 (如图5) 。

(3) 梁纵向钢筋与钢牛腿 (连接板) 焊接式 (如图6) 。

(4) 钢筋加掖错开式 (如图7) 。

3 主要施工方法

3.1 梁纵向钢筋贯通式

由于本工程梁柱节点均设有钢骨, 梁上下中间两根主筋在遇框架钢骨柱时需断开, 断开的梁钢筋如果与竖向钢骨采用焊接连接, 焊接量非常大, 焊接速度跟不上, 即影响工期, 质量又难以保证。这种情况下, 在型钢柱的翼缘较窄时, 在型钢腹板上开孔, 让梁的上、下纵向钢筋全部穿过节点。这种形式能保证梁纵向钢筋的贯通锚固, 同时也方便了施工, 但是由于对型钢板腹板进行割孔, 容易削弱截面强度, 并且腹板开孔位置不易控制, 需进行二次甚至三次的钢筋穿孔位置的深化工作。

3.2 梁纵向钢筋与钢腹板处的钢筋连接器连接

同样, 型钢柱的翼缘较窄时, 梁的上、下纵向钢筋能够全部穿过翼缘, 抵达腹板。但由于腹板的阻碍, 纵筋不能贯通, 并且在柱内不能够满足锚固长度的需求。这时采用在柱内腹板上焊接钢筋连接器, 解决纵筋无法穿过的难题。这种形式既不会造成型钢腹板的截面削弱, 又能保证梁纵向钢筋的贯通锚固, 同时也方便了施工。

3.3 梁纵向钢筋与钢牛腿 (连接板) 焊接式

柱型钢的翼缘较宽时, 在型钢柱连接的梁端, 设置一段钢牛腿 (连接板) 与梁的主筋搭接, 钢牛腿 (连接板) 焊在型钢柱上。设置牛腿时, 牛腿高度不应小于0.7倍混凝土梁高, 长度应满足梁主筋的搭接长度 (双面焊5d) 的要求。混凝土梁的少量纵向钢筋贯穿节点连续配置, 其余纵筋可靠地焊接在牛腿上。

3.4 钢筋加掖错开式

柱型钢的翼缘很宽时, 采用钢筋加掖的形式绕过钢柱翼缘板宽度的范围穿过型钢柱腹板预设置的穿筋孔, 保证梁纵向钢筋的贯通锚固, 同时也方便了施工。

本工程通过采取对应的节点处理措施, 减少钢筋绑扎工作的难度, 同时也增加了梁柱节点间混凝土浇筑的空间, 能够更好地形成密实成型的混凝土, 提高混凝土浇筑质量。

4 施工质量要点

4.1 型钢和箍筋加工要点

施工中应确保现场型钢柱拼接和梁柱节点连接的焊接质量, 其焊缝质量应满足一级焊缝质量要求。对一般部位的焊缝, 应进行外观质量的检查, 并应达到二级焊缝质量等级要求。

十字形和工字形型钢柱的腹板与翼缘、水平加劲肋与翼缘的焊接应采用坡口熔透焊缝, 水平加劲肋与腹板的连接可采用角焊缝。

栓钉焊接前, 应将构件表面的油污、铁锈清除;焊接后栓钉位允许偏差在±2mm以内, 同时按有关规定抽样检查其焊缝质量。

在梁柱接头处和梁的型钢翼缘下部, 由于浇筑混凝土时有部分空气不宜排出, 或因梁的翼缘过宽不宜浇筑混凝土。为此, 要在一些部位预留排出空气的孔洞和混凝土浇筑孔。

型钢混凝土结构中的钢筋绑扎与混凝土结构中的钢筋绑扎基本相同。由于柱的纵向钢筋不能穿过梁的翼缘, 因此, 柱的纵向钢筋只能设在柱的四角以及没有梁的位置。柱箍筋采用开口箍, 用电焊焊接;在梁柱节点部位, 柱的箍筋应在型钢梁腹板上已预留好的孔中穿过, 但由于无法穿过多根钢筋, 故先将钢筋分段, 再用电焊焊接;不宜将箍筋直接焊接在梁的腹板上, 因为节点处受力较复杂。

4.2 模板安装与混凝土浇筑要点

型钢混凝土梁模板安装时, 可将梁底模板用螺栓固定在型钢梁或角钢桁架的下弦上, 而完全省去梁下的支撑。楼盖模板可用钢框木模板和快拆体系支撑, 以达到加速模板周转的目的。施工时, 型钢骨架的安装应遵守钢结构的有关规范和规程。

梁柱接头处混凝土质量控制:在距离等于梁高的位置, 用钢板网片与四周梁柱隔开, 当梁板混凝土浇筑到该处时, 用与柱同标号的混凝土, 浇筑梁、柱处混凝土, 振捣密实后, 再浇筑梁柱处接壤的梁板混凝土。在梁柱接头处和梁型钢翼缘下部等混凝土未充实和填满处, 应仔细进行浇筑和捣实, 以确保其密实度和开裂。

5 结语

(1) 通过上述对型钢混凝土组合结构节点施工的优化处理, 使得施工的难度大大降低, 加快了施工进度, 为确保施工工期目标实现提供了技术上的保证。

(2) 通过采用上述梁柱节点连接的方法, 便于施工质量的检验与复查, 有效地保证了工程质量。

(3) 上述梁柱节点连接方法通过在实际工程中的运用, 证明是确实可行的, 在类似工程中可以借鉴使用。

摘要：介绍了型钢混凝土组合结构与钢筋混凝土连接节点常用的施工方法, 并结合工程实例, 详细分析了梁柱节点优化的施工过程, 具有较强的指导性和可操作性, 为型钢混凝土组合结构的顺利实施提供了技术保证。

关键词：型钢混凝土,组合结构,节点,连接形式,钢筋

参考文献

[1]陈绍蕃.钢结构[M].北京:建筑工业出版社, 2000.

[2]顾正维.钢结构半刚性连接的非线性分析[D].杭州:浙江大学, 2003.

[3]Nkishi, WFChela.Database.ofsteelbeamcoltitanconnections[D].Structure Engineer Report, Purdue University, 1986.

[4]周学军, 张祥龙.半刚性连接钢框架稳定极限承载力试验研究[J].济南大学学报, 2005 (3) :20-21.

[5]陈宏, 施龙杰, 王元清.钢结构半刚性节点的数值模拟与实验分析[J].中围矿业大学学报, 2005 (1) :30-31.

[6]郭兵, 郭彦林, 柳峰.焊接及螺栓连接钢框架的循环加载实验研究[J].建筑结构学报, 2006 (4) :20-21.

组合节点论文篇4

1 工程概况

某工程总建筑面积36 193 m2,地下3层(局部夹层)、地上8层。地下部分梁板结构标高有-13.550、-12.550、-8.600、-7.550、-5.600、-3.950、-3.600、-0.100 mm。其平面中心部分自-8.600～11.450 m为1 300多人的半地下式剧场,剧场上空转换桁架承托3～8层结构,该建筑可谓“空中楼阁”。主体结构采用四角钢筋混凝土筒体(平面尺寸7 100 mm×9 400 mm)+劲性钢骨结构柱(H型钢十字钢骨)+现浇钢筋混凝土梁,结构抗震等级为特一级。劲性钢骨结构柱[3]如图1所示。

2 典型节点形式

本工程钢结构构件截面种类及连接节点类型多,节点构造复杂。组合节点[4,5,6]类型主要有:埋入式型钢混凝土柱柱墩柱脚节点、十字劲性柱与钢筋混凝土梁连接节点、十字劲性柱与转换桁架箱梁连接节点、一层看台十字劲性柱及钢筋混凝土柱与双向斜箱梁连接节点、钢箱梁、H型钢梁与钢筋混凝土墙、悬挑梁连接节点、十字劲性柱、箱形柱与H型钢梁连接节点、十字劲性柱钢骨变截面节点及与箱形柱连接节点、屈曲支撑与框架梁柱连接节点等。本工程十字钢骨断面分为A、B、C、D四种类型,如图2所示。

2.1 柱墩节点

设计文件要求十字钢骨生根于基础底板上,采用型钢混凝土柱埋入式柱脚。钢骨植入底板的深度不一,钢骨柱柱坑几何尺寸多种,为保证埋入式柱脚空间定位准确,在考虑型钢混凝土柱纵筋、基础底板3～4层配筋网片与柱墩和柱脚相交的基础上,合理确定第一节柱柱脚高度,从而确定下部柱墩构造做法,满足承载要求,以A型钢骨为例,柱墩做法如图3所

第一步将柱墩放在柱坑防水保护层上,用全站仪准确控制其平面定位及标高,并在柱墩四周采用固定措施,防止浇筑混凝土时柱墩位移,以致造成地脚螺栓空间定位不准确,安装允许偏差±2 mm。柱墩安装完成后,进行第一次混凝土浇筑。浇筑完成情况如图4所示。

2.2 十字劲性柱柱脚节点

柱脚截面形式为十字形,1 000 mm×1 000 mm钢骨和40 mm(厚)×600 mm(宽)柱翼缘板自下而上按照竖向@200布置栓钉3列,通过柱底板与柱墩上预埋地脚螺栓相连,见图5所示。用全站仪、经纬仪、钢尺等测量仪器将柱身校正后,将钢垫板与柱底板焊牢,完成地脚螺栓拧紧,用C40高强灌浆料灌注密实。

原设计钢骨四周密布HRB400级Φ32钢筋,并将钢筋底部做成300长90°弯钩,锚入第一次浇筑混凝土的柱墩四周,因柱底板平面尺寸为1 300 mm×1 300 mm,而柱断面为1 400 mm×1 400 mm,考虑劲性钢骨柱钢筋保护层、箍筋、纵筋尺寸,柱纵筋与柱底板平面定位相冲突,又因基础底板1 500 mm厚大于钢筋在基础底板的锚固长度,故将柱纵筋改为不穿柱底板,只穿柱脚上用于与基础底板上、下层铁相连的连接板,而直接做成直条下插至柱底板上,如图6所示。

2.3 十字劲性柱与钢筋混凝土梁连接节点

根据结构设计施工图、参照钢结构设计规范[3]、高层民用建筑钢结构技术规程[2]、型钢混凝土组合结构构造[5]、钢结构焊接规范[7]、型钢混凝土钢筋排布及构造详图[8]等相关技术资料,提出了柱钢骨与钢筋混凝土梁钢筋连接节点做法有:部分梁钢筋穿钢骨腹板、梁钢筋同穿翼缘板与腹板、钢筋在翼缘板外侧绕过、在钢骨翼缘板上焊接钢筋连接器或钢筋连接板、梁钢筋直接锚入钢骨柱等,通过建设单位、总包单位与原设计单位、钢结构分包单位等相关单位协商,确定十字劲性柱与钢筋混凝土梁连接节点钢结构深化设计的原则如下:

1)如图7所示,当钢筋混凝土梁宽度大于劲性柱钢骨宽度时,以钢筋直接从柱钢骨两侧通过为主,其次选择梁钢筋与钢筋连接板焊接,再次,布置梁钢筋穿十字柱腹板。

2)当钢筋混凝土梁宽度不大于劲性柱钢骨宽度时,梁钢筋通过柱钢骨困难,采取下列做法:

①如图8所示,因钢骨A、B、C、D均为十字形,正腹板位置可以布柱纵筋,但不能布梁纵筋,所以,钢骨柱腹板两侧布筋对称,不能出现奇数。当梁钢筋上铁根数≤4时,中间两根采取在钢骨上加焊钢筋连接板,采用钢筋与连接板双面焊≥5d(d为被焊接梁纵筋直径),另外两根采取穿过腹板或腹板与翼缘板同穿,梁下铁钢筋全部焊接在钢筋连接板上;梁两侧抗扭钢筋和d≥14 mm的构造钢筋与焊接在柱钢骨上的连接板单面焊10d,d<14 mm的构造钢筋直锚入柱。

②当梁钢筋上铁根数>4,且上铁布置为一排时。中间两根钢筋焊接在连接板上,外侧两根穿过钢骨翼缘板,根据钢筋抗震锚固长度计算结果决定是否穿腹板,依次向外的钢筋采取与连接板焊接、做90°弯钩或在翼缘板两侧直锚入柱等。

③当梁钢筋上铁根数>4,且上铁布置为二排时,第一排铁2根穿过翼缘板、腹板,其余与连接板焊接或从翼缘板两侧过,直锚入柱;第二排铁两侧钢筋外皮尺寸+70 mm≤翼缘板宽度时,在翼缘板上开两侧钢筋穿筋孔,其余二排铁需与连接板下皮仰焊;第二排铁两侧钢筋外皮尺寸+70 mm>翼缘板宽度时,在翼缘板两侧钢筋绕过,其余二排铁需与连接板下皮焊接。

2.4 十字劲性柱与转换桁架箱梁连接节点

为实现跨度39.6 m、高20 m的大空间,设计采用了劲性钢骨柱(十字钢骨外包钢筋混凝土)支撑5m高连续梁式转换桁架结构,每榀桁架设有两个主支座,在每个主支座外侧均设有副支座,如图9和图10所示。

相邻主支座两两一组,每组主支座间用600 mm厚设有3层钢筋网片的剪力墙连接,以确保结构安全。为此,十字劲性柱与转换桁架结点处,既要考虑钢骨柱纵向钢筋、柱箍筋布置、剪力墙水平筋入柱锚固长度,又要考虑主桁架箱梁与钢骨柱可靠连接,还要考虑混凝土浇筑密实问题。在钢构件设计方面,我们根据原设计节点要求、构件加工工艺及现场500 t·m塔吊工作性能,使用Tekla软件将节点建模深化,为实现1 000mm×1 000 mm(A型)钢骨柱与主桁架下弦800 mm×800 mm×36 mm及斜支撑杆的可靠连接,准确确定十字劲性柱钢骨翼缘板与桁架下弦、斜支撑杆件相交线,在十字柱内对正水平相交线的位置增设36 mm厚加强肋板,十字柱外侧增加水平、竖向连接板,在水平及竖向连接板上焊接40 mm厚钢板,形成十字柱外钢板抱箍,在抱箍上焊接桁架下弦及斜撑杆的牛腿。其次,在钢筋深化设计方面,根据钢构件深化思路,充分考虑钢筋加工、安装空间及先后顺序,我们准确绘制竖向钢筋平面定位图、水平钢筋竖向定位图,根据空间关系,在钢钢构件上开相应位置、孔径的穿筋孔,在钢板抱箍高度范围内,取消柱箍筋,十字柱腹板上不设八边箍筋穿筋孔,抱箍内断面与劲性钢骨柱断面同。在混凝土浇筑方面,除采用自密实混凝土外,在十字柱内肋板上分4个区分别开1个Φ150 mm通气兼浇筑孔,见图11所示。抱箍靠剪力墙一侧采取开矩形方孔为主,以方便混凝土浇筑,确保墙柱混凝土形成整体。

2.5 一层看台十字劲性柱及钢筋混凝土柱与双向斜箱梁连接节点

一层钢筋混凝土看台板由斜向及水平钢箱梁承托。斜向钢箱梁生根于十字劲性柱、钢筋混凝土柱和剪力墙上。为减小柱的偏心受力,设计采用柱墙两侧设双向斜箱梁做法,如图12所示。斜箱梁与十字劲性柱节点采用柱钢骨翼缘板上直接做钢牛腿,并在十字柱钢骨内补强,在影响柱纵筋及箍筋位置预留穿筋孔。斜箱梁与钢筋混凝土柱连接节点则通过在钢筋混凝土柱上预留异型埋件实现。

2.6 钢箱梁、H型钢梁与钢筋混凝土墙、悬挑梁连接节点

主要是通过在钢筋混凝土构件上设置预埋件实现,如图13所示。

2.7 十字劲性柱、箱形柱与H型钢梁连接节点

对十字劲性柱主要是通过在柱内与H型钢梁上下翼缘板对正位置设加劲肋板,柱外侧焊接牛腿,并在柱牛腿上预留柱穿筋孔实现。对箱形柱与H型钢梁节点主要采用柱内设加劲肋,外侧设钢牛腿,当柱两侧H型钢梁高度不一致时,在柱外侧靠近翼缘板部位设置斜向牛腿翼缘板。如图14所示为箱形柱与H型钢梁连接节点图。

2.8 十字劲性钢骨变截面节点及与箱形柱连接节点

本工程在3层顶部位竖向钢骨发生变化,由A型钢骨变为C形钢骨,劲性柱断面由1 400 mm×1 400 mm变为1 000 mm×1 000 mm,相应柱纵筋位置发生变化,须将4层柱钢筋下插至设计要求深度,在柱牛腿上下翼缘板上需重新预留穿筋孔,并进行焊接钢板补强;柱牛腿腹板上箍筋穿筋孔须相应变为2列,以满足两种断面类型需要,如图15所示。

本工程在3、5层顶部位竖向构件发生变化,由钢骨混凝土柱变为箱形钢柱,在变截面处采用楼层标高以下将十字柱翼缘板厚度不变,宽度加大至箱形柱宽,箱形柱内对正梁翼缘板位置设加劲肋做法,如图16所示。

3 结语

由于组合结构涉及钢结构、钢筋混凝土结构、水电分包等多单位施工,为突破钢骨穿筋问题,在钢结构深化设计阶段,土建专业须对钢结构深化设计时进行钢筋加工、安装工序详细交底,以便深化设计时预留穿筋孔、钢筋连接板,并充分考虑混凝土浇筑,提前在钢结构构件上预留混凝土浇筑孔,避免漏孔和错孔现象发生。本工程在深化设计阶段,通过对设计施工图认真分析,并结合标准学习,建设单位组织原设计单位、施工单位、钢构分包单位设计师深入现场,集体办公,有效地保证了深化设计图纸准确、高效,使施工按照约定的顺序得以进行,满足现场需要,减少施工难度,提高作业效率,增长自身知识,丰富施工管理经验。

参考文献

[1]中冶集团建筑研究总院.YB9082-2006钢骨混凝土结构技术规程[S].北京:冶金工业出版社,2007

[2]中国建筑技术研究院.JGJ99-98高层民用建筑钢结构技术规程[S].北京:北京出版社,1998

[3]北京钢铁设计研究总院.GB50017-2003钢结构设计规范[S].北京:中国建筑工业出版礼,2003

[4]中国建筑标准设计研究院.01SG519多、高层民用建筑钢结构节点构造详图[S].北京:中国计划出版社,2009

[5]中国电子工程设计院.04SG523型钢混凝土组合结构构造[S].北京:中国建筑工业出版社,2012

[6]中国建筑科学研究院.JGJ138-2001型钢混凝土组合结构技术规程[S].北京:中国建筑工业出版社,2002

[7]中冶建筑研究总院有限公司.CB 50661-2011钢结构焊接规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2012

组合节点论文篇5

钢梁上翼缘通常是铺压型钢板再浇捣混凝土, 故翼缘削弱型节点的研究应考虑楼板的参与组合作用。本文采用着重研究楼板参数的改变对其性能的影响。利用大型有限元分析软件ANSYS[1,2]对其进行数值模拟。

为了能更好的表述考虑组合楼板组合作用的翼缘削弱型节点的受力性能, 节点中其它参数保持不变, 仅改变楼板参数。本文对四种节点模型进行对比分析, 这四种模型分别是:普通纯钢节点A、带翼缘削弱的纯钢节点B、普通组合型节点C、带组合板的翼缘削弱型节点D。其中带组合板的翼缘削弱型节点D的有限元模型如图1-1所示:

2 组合楼板参数对节点性能的影响

翼缘削弱型组合节点与翼缘削弱型纯钢节点受力性能的差异, 主要因为上部楼板的参与, 而使得整个组合板中和轴的位置上移。影响其性能的参数包括混凝土板的有效宽度、厚度、配筋率, 压型钢板的厚度等, 而对中和轴的位置影响较大的是混凝土板的厚度和配筋率, 本文分别就其对节点性能的影响进行分析。

2.1 混凝土板配筋率对翼缘削弱型组合节点性能的影响

2.1.1 配筋率对翼缘削弱型组合节点弯矩-转角曲线的影响

在混凝土板板宽、板厚和压型钢板的厚度一定的情况下, 选取板配筋率分别为0.5%、1%、1.5%、2%和2.5%五种情况进行分析。图1-2给出了正弯矩区和负弯矩区的相应弯矩-转角曲线。

从图1-2可以看出, 随着配筋率的增大, 节点的承载力也在提高, 但是提高的幅度很小, 尤其在配筋率较低时。梁端弯矩值的比较如表1-1所示。正负弯矩区随着配筋率的提高, 承载力提高的幅度差别不大。这种变化规律与普通组合节点的变化规律是一致的[3]。而承载力提高的原因有所差别, 正弯矩区承载力的提高主要是混凝土受压所造成的, 而负弯矩区主要是所配钢筋的影响。

从延性角度来说, 不同配筋率下的翼缘削弱型节点表现出良好的延性, 节点塑性转角均在0.03以上。但是节点的延性却随着配筋率的提高而降低, 在配筋率较小时, 降低较少, 但配筋率超过2%时, 忽然降低很多。因此, 综合考虑延性和承载力的要求, 配筋率最好不要超过2%。

总的来说, 配筋率虽然对节点的承载力有一定的影响, 但是影响不大。因此综合考虑延性和正弯矩区混凝土的受压作用, 在进行翼缘削弱组合节点设计时, 应该恰当地选择配筋率。

2.1.2 配筋率对节点沿梁长度方向Von Mises应力的影响

配筋率对节点沿梁长度方向Von Mises应力的影响如图1-3所示。4个图中的5条曲线接近重合, 说明配筋率对翼缘削弱型节点应力分布的影响不大。

2.2 混凝土板厚的影响

2.2.1 板厚对弯矩-转角曲线的影响

在其它条件不变的情况下, 混凝土板的厚度将决定板中配筋的高度, 从而影响负弯矩区整个组合截面中和轴的位置, 同时正弯矩区的承载力也会随混凝土的受压区高度不同而变化。混凝土板的配筋率值固定为1.08%, 板厚分别取80mm, 100mm, 125mm和150mm, 得到的弯矩-转角曲线如图1-4。

在正负弯矩区, 考虑混凝土板的组合作用之后, 节点的承载力均大大提高, 具体数值见表1-2。从表中可以看出, 随着板厚的增加, 承载力在逐渐的提高, 但增加的幅度在板厚较小时较大, 板厚较大时相对较小。对于负弯矩区而言, 此时, 节点的初始线刚度和屈服后的刚度随着板厚的增加也有一定程度的提高。但节点的延性却随着板厚的增加而降低, 当混凝土板厚增加到一定数值时, 节点的转动能力受到很大的限制, 从而影响翼缘削弱性能的发挥。这对翼缘削弱型节点来说是不利的, 故板厚的选取应综合考虑多种因素。当然, 还要考虑到建筑净空和混凝土楼板自重的影响, 设计中应采用适当的混凝土楼板厚度。文中楼板选取100mm左右延性和承载力效果最好。

2.2.2 不同板厚时梁翼缘沿梁长度方向的Von Mises应力分布

为了考察在塑性阶段, 板厚对翼缘削弱组合应力分布的影响, 统一取负弯矩区节点塑性转角达到0.03rad时的应力值, 见图1-5。

在负弯矩区的下翼缘, 如图1-5 c) 所示, 不同板厚的几条曲线几乎重合, 并且都在翼缘削弱处的应力呈现一条水平线, 说明各种板厚条件下, 翼缘削弱处已经完全屈服, 形成塑性较。而各种板厚的梁端应力差别不大, 均为210左右, 尚未达到屈服强度, 说明翼缘削弱处首先屈服使得梁端应力集中得到有效转移, 板厚对其影响不大。无论板厚如何, 在负弯矩区下翼缘, 翼缘削弱处都能够充分发挥其作用。

而在正弯矩区的下翼缘以及负弯矩区的上翼缘, 如图1-5 d) 和a) 所示, 在翼缘削弱处也已经有一个很长的屈服段, 但是还没有在削弱位置完全屈服;越过屈服段, 应力降低较快, 有明显的下降平台;在沿梁长方向越过削弱处, 板厚越小应力值越大, 材料越能发挥其作用。

而在正弯矩区的上翼缘, 如图1-5 b) 所示, 板厚为50mm时, 在翼缘削弱处开始有一段梁端进入了屈服阶段, 板厚80mm时, 在翼缘削弱最大处刚刚开始屈服, 而其它板厚还没有进入屈服阶段。而且板厚越大, 应力最大值越小, 说明当板厚较大时, 在正弯矩区上翼缘, 翼缘削弱完全不能发挥其应有的作用。

总之, 无论板厚多大, 翼缘削弱都能在负弯矩区下翼缘充分发挥其屈服耗能的作用。但是在其它梁段, 尤其是在正弯矩区上翼缘, 混凝土板厚度越大, 越难在翼缘削弱处屈服, 不能发挥翼缘削弱的作用。并且在其它梁段已经进入塑性耗能阶段时, 还处于弹性阶段, 材料性能得不到充分下发挥。所以在翼缘削弱型组合节点中, 虽然混凝土板厚增加, 可以增大节点的承载力, 但是如果增加的板厚过大, 易造成翼缘削弱型节点的削弱性能得不到充分发挥, 造成材料不必要的浪费, 故板厚取值要适中。

结论。随着配筋率和混凝土板厚的的增大, 节点的承载力都在逐渐的提高, 板厚与配筋率相比影响相对较大。而节点的延性却随板厚和配筋率的增大而逐渐降低, 尤其是当混凝土的板厚增大到一定程度时, 严重限制了节点的转动, 进而影响了翼缘削弱功能的发挥。故对混凝土板厚和配筋率的选取应综合考虑多种因素。

摘要：参数改变对带楼板的翼缘削弱型梁柱节点的性能影响。研究了组合楼板配筋率、混凝土板厚度的改变对其承载力、翼缘削弱功能发挥的影响状况。

关键词：翼缘削弱,配筋率,板厚,承载力

参考文献

[1]祝效华, 余志华.ANSYS高级工程有限元分析范例精选[M].电子工业出版社:2004:72～75

[2]刘涛, 杨凤鹏.精通ANSYS.北京:清华大学出版社:2002:249～255

组合节点论文篇6

关键词：节点,约束PEC柱,组合梁,螺栓,温度场,抗火性能

0 引言

PEC柱-组合梁节点沿弱轴方向的构造方式多为高强度对拉螺栓连接方式。高强度螺栓与钢端板的共同作用不仅解决了PEC柱组合梁节点绕弱轴方向的连接刚度不足的问题, 而且提高了节点的极限承载力。火灾下, 高强螺栓端板连接的PEC柱—组合梁节点的变形相对复杂, 柱, 梁所受约束, 高温下各构件的强度刚度退化都对节点的整体性能有着不可忽视的影响。

目前, 国内外学者对各类节点的抗火性能进行了一系列的研究。Lawson, Leston-Jones, Al-Jabri[1,2,3]等人先后进行了一系列钢节点的抗火试验, 试验最终测出了理想的节点弯矩转角关系并分析了节点形式, 端板厚度, 构件尺寸对钢节点变形的影响。J.Ding和Y.C.Wang[4]报道了10个钢梁和钢管混凝土节点的试验研究过程和结果, 试验结果表明, 通过合理的节点抗火设计可以产生悬链效应提高节点的抗火性能。郑永乾[5]和韩林海[6]分别对型钢混凝土节点和钢管混凝土节点的抗火性能进行了研究, 分析了不同参数影响下的节点的力学性能差异。对PEC柱-组合梁节点的抗火性能研究还未见报告。

因此, 本文通过对节点温度场的分析和不同因素影响下的节点火灾下的转角-时间曲线对比分析, 考察了此类高强螺栓连接下的节点的高温性能。

1 高强螺栓连接PEC柱-组合梁节点有限元模型

本文采用ABAQUS非线性有限元软件来模拟和分析高强螺栓连接节点在火灾中的变形过程。分析过程采用ABAQUS中的顺序耦合热应力分析, 即将事先分析所得的温度场视为温度荷载与模型所受荷载进行耦合最终求得分析结果。

分析时采用如下基本假定:忽略型钢和混凝土之间的滑移, 忽略型钢和混凝土之间的接触热阻 (近似认为温度在不同材料交界面上连续) , 忽略混凝土在高温下的爆裂现象, 忽略高强螺栓和型钢接触面的摩擦系数在高温下的变化。

1.1 节点选取

选取图1所示的约束PEC柱-组合梁节点为研究对象。节点的受火方式为组合梁和混凝土楼板下受火, 钢梁上采用20mm厚的防火涂料保护。火灾升温曲线为ISO-834标准升温曲线。

1.2 材料本构

混凝土的热工性能采用Lie和Denham[7]研究的出的计算公式。混凝土的混凝土抗压抗拉强度采用欧洲规范[8]所给出的强度折减系数计算求得。高温下的混凝土弹性模量计算采用陆洲导[9]建议的公式。混凝土的应力-应变关系采用欧洲规范EC4所建议的模型。混凝土的密度取定值2300kg/m3, 泊松比取0.2。

钢材的热工性能采用Lie和M.Chabot[10]给出的建议公式计算。钢材在高温下的力学性能参数选用欧洲规范所建议的公式及模型。钢材的密度取常数7850 kg/m3, 泊松比取0.3。

高强度螺栓采用10.9级高强度螺栓, 材料为20Mn Ti B钢。高强度螺栓的热工性能与普通结构钢的热工性能相差无几, 本文采用与普通结构钢一致的公式取值。高强螺栓在高温下的强度折减系数参照楼国彪[11]博士给出的公式。弹性模量折减系数参照各国学者[12,13,14]经试验得出的公式计算求得。

本文选用防火涂料为厚型防火涂料, 其热工参数如下:导热系数λ=0.1w/ (m.k) , 比热c=1040J/ (kg.k) , 密度ρ=400kg/m3。

1.3 网格类型

在温度场的计算中, 型钢, 端板, 混凝土, 螺栓, 防火涂料的单元采用ABAQUS中的DC3D8热传递单元, 钢筋采用DC1D2两节点传热单元。

力学分析时型钢, 端板, 混凝土的单元类型为C3D8R单元, 钢筋采用T3D2桁架单元, 高强螺栓的单元类型为C3D8I非协调单元。防火涂料的受力性能在本文中不是重点, 所以力学模型中忽略防火涂料的作用。

1.4 模型接触界面处理及边界条件

温度场计算中, 模型与外界的热量交换主要通过外部的热对流与热辐射和构件内部的热传导进行。热对流系数取25w/ (m2.k) , 热辐射系数取0.5。Stefan-Boltzmann常数取5.67×10-9w/ (m2.k) 4, 初始温度为20℃, 绝对零度-273.15℃。所有的温度场下的界面接触都使用Tie绑定约束。力场计算中, 模型的边界条件如图2所示:

力学模型中的界面接触关系比较复杂, 具体如下: (1) 型钢柱与混凝土, 钢梁与端板, 钢梁与混凝土楼板采用Tie约束。 (2) 柱内拉结筋和纵筋与混凝土, 楼板受力筋与楼板混凝土采用Embeded嵌入约束。 (3) 高强螺栓栓杆与柱和端板的空洞, 螺母与端板, 端板与柱定义了接触面的切向作用和法向作用的接触属性。其中切向定义摩擦模型为库伦摩擦, 摩擦系数钢与钢取0.3, 钢与混凝土取0.33。法向作用定义为“硬接触”, 表示接触面之间传递的接触压力大小不受限制, 当接触压力变为零或者负值时接触面分离, 并且去掉相应节点上的约束。

模型承受荷载情况如下:高强螺栓上预先通过多个分析步, 平缓的施加预紧力;柱顶受集中荷载;梁上受均布荷载。

1.5 节点模型概况

本文共建立三个不同尺寸的梁柱节点来进行参数分析, 各节点尺寸见表1

详细介绍JD1的参数如下:PEC内布置拉结筋HPBΦ8@150;HRBΦ16通长纵筋4根, 保护层厚度为40mm。组合梁采用钢梁上布混凝土楼板形式。钢梁采用I-32a, 混凝土楼板截面1200mm×100mm, 楼板内置受力筋HRBΦ8@150, 节点区开孔。钢梁通过焊接连接在钢端板上。钢端板通过八根对穿高强螺栓固定在PEC柱之上, 高强螺栓为强度等级10.9s级的M20螺栓, 每根螺栓的预紧力为155KN。PEC柱内混凝土, 型钢腹板, 端板相应处开螺栓孔, 孔径21.5mm。详细尺寸见图3。

2 高温下PEC柱-组合梁节点的温度场分析

取JD1为算例, 图4~6分别为节点区域不同位置测点受火两小时的温度时间曲线。

由温度-时间曲线可以看出:PEC柱-组合梁节点的温度分布比较复杂, 其温度分布特点如下 (1) PEC柱整体温度分布呈外高内低, 下高上低的状态。 (2) 由于混凝土板的吸热作用, 组合梁温度分布呈下高上低的分布状态, 高温区主要集中在钢梁的受压区 (3) 高强螺栓的温度分布由于PEC柱内混凝土的吸热作用以及受火方式影响, 总体上呈由螺帽向栓杆中部温度逐步下降, 由下排螺栓向上排螺栓温度逐渐下降。

3 高温下PEC柱-组合梁节点的变形分析及受力分析

3.1 节点变形分析

在JD1模型上施加荷载情况为柱上荷载比为0.3;梁上荷载比为0.4;上层楼层数为10层的荷载。节点区的时间-转角曲线, 梁柱变形曲线见图7, 约束PEC柱-组合梁节点的变形大致分为以下四个阶段: (1) 常温加载段:常温下, 将梁柱上的荷载值加载到设计值。在该阶段梁柱之间会出现一个较小的初始转角; (2) 材料硬化段:保持梁柱荷载不变, 按ISO-834升温曲线升温, 梁柱内力随着受火时间变化, 柱身膨胀, 梁变形较小, 梁柱相对转角缓慢上升; (3) 材料软化段:保持梁柱荷载不变, 继续升温, 但是柱身材料强度和刚度开始劣化导致柱开始由膨胀转向压缩, 梁也开始软化。梁柱转角有微小下降段; (4) 突变段:保持梁柱荷载不变, 温度持续上升, 柱的压缩受到轴向弹簧的约束发展缓慢, 而梁材料劣化严重, 梁端挠度变形迅速, 出现转角快速增长的突变段。

由于在设计模型时把PEC柱视为理想模型, 并未引入柱身的初始几何缺陷, 所以柱身未发生转动变形, 梁变形成为了主要控制因素, 最终导致该算例节点丧失继续承载能力的原因是组合梁下翼缘屈服。

3.2 螺栓受力分析

螺栓的轴力变化情况如图8所示, 可以看出随着温度的不断上升, 由于钢材的弹性模量下降, 螺栓预应力开始下降。其下降的幅度主要取决于温度的变化情况, 温度越高的受压区螺栓的预应力松弛越严重, 而受拉区的螺栓由于受火方式的影响温度远低于下排受压螺栓, 所以其应力松弛并不明显。对比螺栓平均温度对应下的螺栓轴力与高温下的螺栓屈服应力可见, 螺栓的轴力并未超过螺栓的屈服应力, 所有螺栓还处于正常工作阶段, 且螺栓变形并不明显。

4 节点转角-时间曲线的影响因素分析

由于节点结构的复杂性, 所以有必要对不同参数影响下的节点的转角-时间曲线进行深入研究。参数分析时选取的重要参数及其变化范围如下:

(1) 柱上荷载比 (n) , n按n=NF/Nu计算, 其中NF为实际柱上施加的荷载, NU为常温下PEC柱的极限承载力, NF通过有限元模拟求得。n取0.3、0.5、0.7。

(2) 梁上荷载比 (q) , q按q=qF/qu计算, 通过改变梁上均布荷载qF的数值实现节点区弯矩比变化。q取0.2、0.4、0.6.

(3) 梁柱线刚度比 (k) , k按k=ib/ic计算, 梁线刚度ib和柱线刚度ic分别按照规范[15]给出的公式计算。本文通过改变柱的截面尺寸实现。

参数影响趋势见图9。

4.1 柱上荷载比影响

图9 (a) 为不同柱上火灾荷载比作用下的转角变化曲线。不同柱上火灾比对节点转角出现陡增的时间几乎无影响, 这主要是由于节点的破坏形式主要是梁屈服失去承载力造成的。

4.2 梁上荷载比影响

图9 (b) 为不同梁上火灾荷载比作用下的转角变化曲线。由图可知, 随着梁上荷载的增大, 转角陡增的时间出现的越早, 转角增长速率越快。这是由于较大的梁上荷载比会加快火灾下梁的塑性发展。

4.3 梁柱线刚度比影响

图9 (c) 为不同梁柱线刚度比影响下的转角变化曲线。由图可知梁柱线刚度比k越大, 转角突变时间越早。随着k的增加, 梁对柱的约束作用变大, 同时在相同的梁上荷载比情况下, k越大, 梁上荷载传递给柱上的轴力越大, 变相加快了梁柱相对转角的变大。