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简介：本文档为《销轴受力性能分析与设计（可编辑）doc》，可适用于初中教育领域，主题内容包含销轴受力性能分析与设计（可编辑）销轴受力性能分析与设计第卷第期建筑结构年月销轴受力性能分析与设计王帅,赵宪忠,陈以一华东建筑设计研究院,上海同济大学符等。
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资料评价：双弧形钢与销轴接触方式对横向钢阻尼装置力学性能的影响
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双弧形钢与销轴接触方式对横向钢阻尼装置力学性能的影响
双弧形钢与销轴接触方式对横向钢阻尼装置力学性能的影响 王伟强,张银喜,陈彦北,孔令俊 (株洲时代新材料科技股份有限公司，湖南 株洲 412007) 摘 要 对首次应用于商合杭(商丘—合肥—杭州)高速铁路桥梁的横向钢阻尼装置进行了有限元分析，并结合力学性能试验验证了分析结果的准确性。研究结果表明：横向钢阻尼装置的双弧形钢与销轴之间应采用滑动摩擦接触方式，同时需采取必要措施防止滑动摩擦失效，以避免双弧形钢过早遭到破坏；双弧形钢的通孔与销轴之间应设置适当的间隙，以利于横向钢阻尼装置生产安装与后期维护，提高其在工程应用中的稳定性及可靠性。 关键词 横向钢阻尼装置；接触方式； 有限元分析；试验研究；力学性能 在众多的耗能减震装置中，金属耗能器结构简单、造价低廉且滞回耗能良好，已经得到广泛应用。金属耗能器主要利用金属材料的弹塑性变形产生滞回耗能，其滞回曲线呈纺锤形，且循环次数和加载频率对其耗能影响较小，因此其工作性能稳定且耐久性良好[1]。目前应用较多的金属耗能器有E形钢阻尼器[2-4]、ε形钢阻尼器[5]、C形钢阻尼器[6-7]，而应用较少的有X形钢阻尼器[8-9]、双K形钢阻尼器[10]、U形钢阻尼器[11]、蝶形钢阻尼器[12]、横向钢阻尼装置[13-14]。这些金属耗能器可以跟减隔震支座组合使用，也可以单独使用。其中，横向钢阻尼装置通过阻尼元件双弧形钢的滞回变形来适应梁体产生的水平位移，并具有较大的屈服力。其可靠性高，疲劳寿命长。 商合杭高速铁路颍上特大桥为矮塔斜拉桥，将某一型号横向钢阻尼装置应用于该桥以满足桥梁横向、纵向设计位移及屈服力的要求。在国内将横向钢阻尼装置应用于高速铁路桥梁尚属首次，因此须对该装置力学性能进行研究。为了实现减震功能，同时便于安装和维护，横向钢阻尼装置采用整体装配，同时需对双弧形钢端部的接触方式进行设计。由于横向钢阻尼装置中双弧形钢和销轴的实际接触方式与理论设计存在一定的误差，有必要对接触方式与装置力学性能之间的关系进行研究。 1 接触方式 横向钢阻尼装置(见图1)的双弧形钢作为阻尼元件，其顶端与导槽及顶板之间采用间隙配合，既能适应桥梁变形引起的纵向位移，又能保证正常使用时不对梁体产生附加力；其底端通孔通过销轴与耳板采用铰接方式连接[15]。当通孔与销轴之间的接触方式为滑动摩擦时，横向钢阻尼装置的滞回耗能特性良好，且水平极限位移较大(设计工况)。 1-顶板；2-导槽；3-双弧形钢；4-耳板；5-底板；6-销轴图1 横向钢阻尼装置 在制造横向钢阻尼装置时，由于机械加工存在一定的误差，可能会使销轴难以通过多块纵向叠置的双弧形钢通孔，这样导致销轴无法安装到位。在该装置安装时，若将装置分开安装，存在与装置制造同样的问题。当横向钢阻尼装置安装于桥梁后，由于外露于自然条件下，必然受到风沙和扬尘的侵扰，需要对装置进行必要的维护。当外界不利条件干扰了双弧形钢与销轴之间的滑动摩擦，导致滑动摩擦失效(破坏工况)，使双弧形钢过早地遭到破坏，则极大地缩短了装置的使用寿命。 在试验检测过程中，横向钢阻尼装置的滞回塑性变形主要集中在双弧形钢的弧形部位[12]。因此在检测不同项目时，仅需更换双弧形钢，即设计1套顶板组件(顶板和导槽组成)、1套底板组件(底板和耳板组成)、2套支撑架组件(支撑架和耐磨板组成)、2根销轴及多块双弧形钢。由于双弧形钢在横向水平位移作用下发生了弹塑性变形，因此通孔也发生了轻微变形，若通孔与销轴之间无间隙，会使通孔与销轴间的滑动摩擦接触方式遭到破坏，更换较为困难。 2 有限元分析 2.1 计算模型建立 由于现有检测设备无法测试横向钢阻尼装置的力学性能，因此采用缩比模型。本文对缩比模型进行有限元分析，再结合试验数据对分析结果的准确性进行评估。因此设计了一套横向钢阻尼装置，其计算模型见图2。由于横向钢阻尼装置主要由双弧形钢发挥滞回耗能作用，在不影响计算精度的前提下，可对计算模型进行简化，忽略耳板及底板的变形，销轴采用刚体代替。在计算过程中，横向钢阻尼装置顶板采用参考点-刚体约束，在参考点上施加横向水平位移，底端刚体采用固定约束。横向钢阻尼装置采用低合金高强度结构钢Q345B，具有良好的塑性特性，其力学参数如下：弹性模量为210 GPa、泊松比为0.3、屈服强度为345 MPa、拉伸强度为460 MPa、极限塑性应变为10%。为了较好地解决有限元分析(Finite Element Analysis，FEA)工况与试验(TEST)工况下滞回曲线存在的误差，本文采用混合硬化弹塑性模型或由石永久自编的UMAT[16]模拟Q345B的本构模型。 图2 三维有限元网格模型 横向钢阻尼装置双弧形钢接触方式的设计工况与实际工况有所差异，因此对缩比模型进行了不同工况的力学性能分析，其中横向水平位移为70 mm，竖向位移不变，而各工况下双弧形钢与销轴的接触方式如下： 工况1：双弧形钢通孔与销轴间无间隙，接触方式为固接，即滑动摩擦失效； 工况2：双弧形钢通孔与销轴间无间隙，接触方式为滑动摩擦； 工况3：双弧形钢通孔与销轴间有间隙，且间隙为2 mm，接触方式为滑动摩擦。 2.2 仿真结果及分析 在工况1和工况2下，横向钢阻尼装置的弹塑性变形主要集中在双弧形钢上，且最大塑性应变出现在最大应力相对应的位置。在工况1和工况2下，双弧形钢应力、应变分别见图3和图4，其应力最大值分别为597，435 MPa，塑性应变最大值分别为34%,7.4%。由于钢材的的拉伸强度为460 MPa，极限塑性应变为10%，因此工况2下双弧形钢未遭到破坏，而工况1已遭受严重破坏。原因是工况1滑动摩擦失效，双弧形钢通孔无法沿销轴自由转动，导致塑性应变急剧增大，且塑性应变最大值已远远超过10%，并出现在双弧形钢的底部；而工况2中的塑性应变最大值小于10%，且在横向水平位移都为70 mm时，与工况1相比，工况2塑性应变最大值约为后者的21.76%。此外，工况2下双弧形钢的塑性应变出现在其弧形部位且分布比较均匀，有利于充分发挥钢材的滞回耗能作用。 图3 双弧形钢应力分布云图(单位：MPa) 图4 双弧形钢塑性应变分布云图 在工况1和工况2下，双弧形钢不同工况下塑性应变变化曲线见图5。可知，在极限塑性应变范围内，工况1下双弧形钢的容许加载横向水平位移为23 mm，而工况2下的双弧形钢的容许加载横向水平位移为88 mm，因此在滑动摩擦接触时，横向钢阻尼装置的横桥向水平位移约为滑动摩擦接触失效时的3.83倍。在相同横向水平位移加载条件下，工况1下双弧形钢每毫米横向水平位移的塑性应变约为0.52%，而工况2下双弧形钢每毫米横向水平位移的塑性应变约为0.12%，由此表明，工况1的塑性应变增速约为工况2的4.33倍。因此，为了使双弧形钢能适应较大的横向加载水平位移，且避免其过快遭到破坏，双弧形钢与销轴之间的接触方式应为滑动摩擦，且需采取必要措施防止滑动摩擦失效，如对横向钢阻尼装置进行防尘、防锈处理等；在双弧形钢的通孔与销轴间涂润滑剂，以减小滑动摩擦系数。 图5 不同工况下塑性应变变化曲线 3 试验研究 为了验证横向钢阻尼装置仿真分析结果的准确性，对装置缩比模型进行力学性能检测。将样品安装在试验机加载中心，保持竖向位移不变，横向水平位移加载速度为2 mm/s，振幅为±70 mm，并进行11个循环加载，其中双弧形钢通孔与销轴间无间隙，接触方式为滑动摩擦。通过试验机的测试系统得出装置的水平反力和对应的横向水平位移，即得到装置的滞回曲线。该试验在中车株洲电力机车研究所有限公司新材料检测中心1000T减隔震支座二维加载试验机上进行，见图6(a)。 横向钢阻尼装置的塑性变形主要集中在双弧形钢上,见图6(b)与图6(c)，这与仿真分析工况1和工况2的分析结果基本一致。该装置FEA工况及TEST工况下的滞回曲线见图7。 图6 试验装置及双弧形钢 图7 横向钢阻尼装置滞回曲线 由图7可知，工况2下装置的滞回耗能效果与工况3基本一致，因此在装置设计时，双弧形钢的通孔与销轴之间应设置适当的间隙。由于双弧形钢的顶端与导槽及顶板采用间隙配合，以及有限元分析计算模型与实际装置存在一定的差异，因此FEA工况横向钢阻尼装置初始刚度大于TEST工况。由于在横向水平位移加载及卸载过程中，TEST工况下的双弧形钢加载时产生弹性变形和塑性变形，而卸载时塑性变形不能消除，而弹性变形消除，当再次加载时，双弧形钢再次产生弹性变形和塑性变形。可在FEA工况中，双弧形钢的弹性变形和塑性变形都不可逆，且金属材料所使用的本构模型不能完全模拟实际试验金属材料的应力应变关系。因此再次加载时，FEA工况下的双弧形钢变形大于TEST工况，即在再次加载过程中，FEA工况大于TEST工况的水平反力，导致FEA工况的滞回曲线与TEST工况出现了一定偏差。 由于2种FEA工况与TEST工况的滞回曲线基本重合，进一步验证了仿真分析结果的准确性。因此在该装置实际生产制造时，可在双弧形钢的通孔与销轴之间可设置适当的间隙，形成间隙配合，有利于销轴的装配与安装。 4 结论 1)为了使横向钢阻尼装置适应桥梁横桥向、纵桥向位移及其屈服力的要求，双弧形钢通孔与销轴之间的接触方式应为滑动摩擦，同时需采取必要措施防止滑动摩擦失效，以避免双弧形钢过早遭到破坏。 2)在横向钢阻尼装置设计、制造时，双弧形钢通孔与销轴之间采用间隙配合，有利于该装置的安装与维护，并提高装置的稳定性和可靠性。 参考文献 [1]周云,邓雪松,汤统壁,等.中国(大陆)耗能减震技术理论研究、应用的回顾与前瞻[J].工程抗震与加固改造,):1-15. [2]郑晓龙,金怡新,吕娜.E型钢阻尼支座的设计与减震性能分析[J].铁道工程学报,):70-75. [3]李世珩,陈彦北,胡宇新,等.E型钢阻尼器及其在桥梁工程中的应用[J].铁道建筑,):1-4. [4]王彤,王炎,谢旭,等.不等高桥墩铁路减隔震桥梁钢阻尼支座地震易损性[J].浙江大学学报(工学版),):. [5]刘军,律伟,张小锋,等.ε型钢阻尼器滞回疲劳性能分析及试验[J].铁道建筑,):32-34. [6]高山,彭泽友,史春娟，等.弹塑性钢减隔震支座在桥梁抗震设计中的应用[J].世界桥梁,):44-48. [7]沈朝勇,马玉宏,黄襄云,等.C型金属阻尼器的试验研究[J].四川建筑科学研究,):207-212. [8]项乃亮,李建中.非规则梁桥横向X形弹塑性阻尼器合理参数分析[J].同济大学学报(自然科学版),):980-986. [9]TERUNA D R,MAJID T A,BUDIONO B.Experimental Study of Hysteretic Steel Damper for Energy Dissipation Capacity[J].Advances in Civil Engineering,-12. [10]王桂萱,孙晓艳,赵杰.基于不同本构模型的新型软钢阻尼器的滞回性能研究[J].防灾减灾工程学报,):298-301. [11]苏宇坤,潘鹏,邓开来,等.双向地震作用下U形钢阻尼器力学性能研究[J].建筑结构学报,):44-49. [12]杨明飞,徐赵东.金属阻尼器的试验研究与应用[J].安徽理工大学学报(自然科学版),):1-5. [13]张银喜,孔令俊,陈彦北,等.横向减隔震装置设计与试验研究[J].铁道建筑,):35-37. [14]王雷,徐艳.钢阻尼装置应用于斜拉桥横向减震的试验研究[J].世界地震工程,):43-49. [15]张银喜,郝红肖,曹志峰.间隙对横向钢阻尼装置性能的影响[J].铁道建筑,):30-32. [16]石永久,王萌,王元清.结构钢材循环荷载下的本构模型研究[J].工程力学,):92-98. Inf luence of Contact Way Between Double Arc Steel and Pin Roll onMechanical Performance of Transverse Steel Damping Device WANG Weiqiang,ZHANG Yinxi,CHEN Yanbei,KONG Lingjun (Zhuzhou Times New Material Technology Co.,Ltd.,Zhuzhou Hunan 412007,China) Abstract For the f irst time applied to Shanghehang (Shangqiu-Hefei-Hangzhou) transverse steel damping device of high speed railway bridge was analyzed by FEM,the accuracy of the analysis results were verif ied by mechanical test.The result shows that double arc steel and pin roll of the device should adopt sliding friction contact way.It is necessary to take measures to prevent the failure of contact way and avoid premature destruction of the double arc steel.The appropriate gap between the through hole and the pin roll of the double arc steel should be provided,which is benef icial to the production,installation and maintenance of the transverse steel damping device,so as to improve the stability and reliability in the engineering application. Key words Transverse CFinEMechanical performance 文章编号：17)10-0018-04 中图分类号 U443.36
文献标识码：A DOI：10.3969/j.issn.17.10.05 收稿日期：； 修回日期： 作者简介：王伟强 (1986— )，男，工程师，硕士。 E-mail: (责任审编 郑 冰)
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钢结构销轴节点的设计
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钢结构销轴节点的设计 第5期 许强等：钢结构销轴节点的设计 19 置受力很复杂，因此销轴抗弯计算时我们推荐采用 。，以对销轴的抗弯承载力保留一定的富余度。另 外参考国外规范，对于后期考虑更换或者有转动能 力要求的销轴节点，建议抗弯计算公式中分母部分 的系数取1．0～1．5之间，以策安全。 5构造要求 销轴孔中心应位于耳板的中心线上，其孔径与 直径相差应不大于1 mm。 耳板两侧宽厚比b／t不宜大于4，几何尺寸应 符合下列规定： A n≥÷6。 (14) J ’ b Ⅱ=2t+l6≤b (15) 式中：6一连接耳板两侧边缘与销轴孑L边缘净距 (mm)； f一耳板厚度(mm)； n一顺受力方向，销轴孔边距板边缘最小距离 (mm)。 此外，销轴表面与耳板孔周表面宜进行机械 加工。 6 结 语 本文通过对销轴节点形式、破坏模式以及新 《钢结构设计规范(GB 5X)》中连接计算 和构造的相关规定进行了介绍，并对其中一些需要 注意的设计要点进行了简要讨论。 (1)销轴节点有自身的适用范围，对于设计荷 载较小或者很大的情况应作区别对待。 (2)耳板除根据强度计算公式确定外，还应满 足相应的构造要求。由于销轴节点受力很复杂，在 确定耳板销轴孔边两侧净距b时应留有一定余量， 因为该点实际应力会明显大于计算值。另外，还应 对耳板的最小厚度作出限制。 (3)销轴抗弯计算中，因为新规范公式对截面 抵抗力有所放大，建议弯矩计算采用集中力的形 式。另外对于需要考虑更换或者有转动能力要求 的销轴节点，宜参照欧洲标准适当减小销轴的抗 弯模量。 (4)对于大型销轴节点，建议除满足上述计算 和构造要求外，应对其实际受力状况进行有限元分 析，深入了解耳板应力分布情况；或者通过节点足尺 模型试验，考察其安全储备情况，综合确定销轴节点 的设计承载力。 参考文献 [1] 丁大益，潘斌．钢结构工程中销轴连接的应用与研究[J]．工业 建筑，2011(增1)：680—685． [2] 中国机械工业联合会．GB／T 882--2008销轴[s]．北京：中国 标准出版社，2008． [3] 交通部公路规划设计院．JTJ025—86公路桥涵钢结构及木结 构设计规范[S]．北京：人民交通出版社，1988． [4]交通部水运司．港口起重运输机械设计手册[M]．北京：人民 交通出版社．2001． [5] American Institure of Steel ANSI／AISC 360—05 Specification for Structural Steel Building[S】．American Institute of Steel Con- struetion，Inc．Chicago，2005． [6] 应天益．国内、外桥梁销接节点设计方法[J]．世界桥梁，2011 (2)：22—2 5． [7]s·铁摩辛柯，J·盖尔．材料力学[M]．北京：科学出版社， 1978． [8] European Committee for Spandardzapion．Euroeode 3：Design of Steel strIlctures——Design of Joints[S]．BS EN： 2005． [9] 王帅，赵宪忠，陈以一，等．销轴受力性能分析与设计[J]．建筑 结构，)：77—81． 18 浙江建筑 2014年第31卷 计算结果表明：新钢结构规范给出的应力结 果为有效截面上的平均应力，实际B—B截面上的 最大应力要远大于平均应力，最大比值达到2．0 以上。显然在这个算例中，主、副耳板分别取30、 20 mm要比25、20 mm更合理，按公式(1 1)计算得 到的B—B截面最大应力也小于强度设计值。 A—A截面上最大拉应力约为新规范计算值的0．65— 0．69，但该截面其实还承受110 MPa左右的剪应力， 组合应力强度与新规范计算值基本相当。 这个算例的计算结果有一定的普遍意义。在根 据抗拉强度选用耳板厚度t及边距b时，要留有一 定的富余度，以免截面最大应力明显超过设计强度 而出现破坏。同时，即便计算需要的主耳板厚度很 小，主耳板厚度宜按t≥1．4t 要求取值。 对于带切角的矩形耳板(图1中b)，美国规范 AISC 360—05[5 3也要求其到切角边净距不小于耳板 顶部的边缘净距。 4．3耳板最小厚度 应天益 指出：过薄的节点板不仅不利于销轴 抗弯，而且会减弱节点板承压应力在板厚方向的重 分布，这对节点板抗压能力也极为不利，因此有必要 对节点板的最小板厚进行控制。文中同时给出美国 AASHTO、欧洲Eurocode3和英国BS 5400规范对节 点板最小厚度的控制条件。 新的钢结构设计规范未对销轴耳板的最小板厚 作出明确规定，但要求耳板厚度不得小于耳板两侧 净宽的1／4，与英国规范BS 5950一l：2000的规定相 同。考虑销轴节点应力十分复杂，同时节点板厚影 响着销轴抗弯和自身的承压承载能力，建议在设计 过程中应注意控制节点板的最小厚度，一般不小 于20 mm。 4．4 销轴抗弯 销轴抗弯一般都是将销轴简化为简支梁进行 计算，相应的耳板看成简支梁的支座…。计算销 轴弯矩有两种不同方法：其一，按集中荷载考虑， 并假定集中力作用在耳板厚度中线上；其二，设销 轴和耳板接触部位上应力均匀分布，按均布荷载 考虑。以图6为例，两种情况下的计算弯矩分 别为： ^， Ml= (t+2c+t2) (12) - 7、， 2= (t+4c+2t2) (13) [ f f 口一V--I口 []] 0．5N 0．5N =---~(t+4c+2f ) 图6销轴弯矩计算简图 对于通常主耳板厚t不大于100 mm的情况，两 者计算结果相差较大，见表2。表中主副耳板间隙c 取1 mm，副耳板厚度t，=0．5～0．75 t，最终计算弯 矩 ，是 的1．38～1．45倍，由此确定的销轴直 径相差约1．1倍。相对于Eurocode3 规定以 作 为销轴计算弯矩而言，新规范未指明计算公式，这是 规定不够明确之处。王帅等 提到：当销的计算跨 径大于直径的2倍时，承受弯曲的销子可按简支梁 近似计算，即计算弯矩取 。 实际工程设计表明，销轴抗弯计算常常控制销 轴的截面尺寸。与行业规范作比较，新规范销轴抗 弯计算公式(8)分母部分多了一个1．5的系数，似 乎对截面抗弯模量有所放大。这点与Eurocode3 做法相同，但两者均未给出放大原因。如果抗弯计 算再采用弯矩 ，得到的销轴直径会更小。 销轴属于销轴节点的关键部件，破坏后节点即 破坏，其重要性不言而喻。加上销轴和耳板接触位 量 靴一一 一M 勰 ∞ ：合加 一 ～一 。 一一～一加∞∞∞∞ ∞∞啪 第5期 许强等：钢结构销轴节点的设计 l7 4设计要点讨论 4．1 使用范围 简单受拉、压连接一般优先考虑采用高强螺栓， 因为这样更经济。以M24高强螺栓(10．9级)为 例，考虑摩擦系数0．45，双面抗剪连接，单个摩擦型 高强螺栓承载力为182．2 kN，又规范要求每个节点 连接不少于2颗螺栓，所以通常当设计轴力小于 350 kN时，可考虑采用高强螺栓连接。大于这个数 值，考虑采用销轴。 销轴节点通常用于下列情况：(1)有建筑外观要 求，采用销轴更简洁和美观；(2)单个节点传递荷载较 大，且有时有转动能力要求；(3)节点连接部件需要定 期做更换的。另外，国标 给出了公称直径3～ 100 mm销轴的规格尺寸和技术条件。实际工程中，若 荷载较大需要用到直径大于100 mm的销轴时，建议 在咨询生产厂家后确定相应的材质和规格尺寸。 4．2耳板尺寸 耳板尺寸应根据前面给出的强度计算公式确 定，还应满足一定的构造要求 。计算结果表明： 在计算确定耳板厚度后，再按照构造确定出耳板尺 寸，其板件抗拉和抗剪强度一般均可满足设计要求。 这里需要注意的是，尽管规范要求验算控制截 面的设计应力，小于相应的设计强度即可。实际上， 耳板各个控制截面上的应力分布很不均匀，见图5。 文献[4]给出了计算控制截面上最大应力的计算公 式，见公式(10)和(11)，其中A—A截面外侧最大 拉应力按式(10)计算，B—B截面内侧最大拉应力 按式(11)计算。该手册要求主要控制截面上最大 应力不超过容许设计强度。 图5销轴连接耳板 一 4N ,tr2而"rr 。) 一 x 4N V6 2 2 …… 下面通过一个算例来比较一下两者的差别。算 例：设一销轴节点包括一个主耳板和两个副耳板，材 质均为Q345。设计轴力为500 kN；取耳板边距0= 6，主副耳板间隙C为5 mm。副耳板厚统一取 20 mm。表1给出按公式(1)、(2)和公式(1O)、(11) 的计算结果。 表1 耳板设计应力和最大应力的对比 浙江建筑，第31卷，第5期，2014年5月 Zhejiang Construction，Vo1．3 1，No．5，May．2014 钢结构销轴节点的设计 Pin Joint Design in Steel Structure 许强，朱俞江 XU Qiang，ZHU Yufiang (浙江省建筑设计研究院，浙江杭州310006) 摘要：销轴节点常常用于铰接柱脚、拉杆、拉索端部的连接。即将出版的《钢结构设计规范(GB 5X)》中加入了销 轴连接的设计内容，填补了这方面的设计空白。在此对销轴节点设计的重点内容作一些简要的讨论，以帮助大家更好地理解和正 确设计此类节点。 关键词：销轴连接；工程应用；破坏模式；设计要点 + 中图分类号：TU391 文献标志码：A 文章编号：(15—05 1概述 2销轴节点的形式 销轴节点以往在港口、桥梁、起重机械等行业中 有着广泛应用。近年来，随着建筑形式的不断拓展， 销轴节点在现代钢结构工程中得到了越来越多的应 用。销轴节点具有传力明确、构造简单、施工方便等 优点，同时在建筑中又比较美观，常常作为理想铰接 节点应用于柱脚、拉杆以及拉索端部的连接。 丁大益等¨ 指出：由于我国《钢结构设计规范 (GB 5)》还没有涉及该类连接节点的设 计公式，设计人员通常是借鉴其他的行业规范或国 外设计标准，常造成设计的节点存在一定的浪费或 不安全因素。即将出版的《钢结构设计规范 (GB 5X)》中加入了销轴节点的设计内 容，填补了这方面的设计空白。 本文对销轴节点形式、破坏模式以及新《钢结 构设计规范(GB 5 X)》中连接计算和构 造的相关规定进行介绍，并对其中一些需要注意 的设计要点进行讨论，供大家在设计此类节点时 参考。 销轴连接即是用一根钢销轴将分别与两相邻 构件连接的多块耳板联系起来的节点形式，其中 径向荷载通过各相关部件间的接触来传递。对于 承受简单拉、压荷载的连接，均可以考虑采用销轴 节点。 常见的销轴连接耳板形式有：矩形、带切角矩 形、圆形以及环形等，见图1。连接销孔的结构形式 可以是单板式，也可以是套筒式(常见于起重机 械)。钢销轴的一般规格和技术条件见相关 国标 。 a)矩形 b)带切角矩形 c)圆形 d)环形 图1 常见销轴连接耳板形式 收稿日期： 作者简介：许强(1975一)，男，江苏南通人，高级工程师，从事建筑结构设计工作。
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