工字钢喷射混凝土

工字钢喷射混凝土（精选7篇）

工字钢喷射混凝土 第1篇

方钢管混凝土是一种具有承载能力高、重量轻、塑性和韧性好、施工方便、耐火性能优越及经济效益显著等特点的新型组合结构, 在高层建筑中被广泛应用[1]。方钢管混凝土梁柱节点荷载-位移 (P-Δ) 滞回曲线是进行方钢管混凝土组合结构弹塑性地震反应分析的基础, 建立荷载-位移滞回曲线的解析模型, 可为合理分析荷载-位移滞回性能, 以及工程应用中构件的选取提供基础理论与评价准则, 是解决方钢管混凝土工程应用的关键。

众多学者已在钢管混凝土柱、梁及节点的静力学试验[2]、性能建模[3]与有限元仿真模拟[4]等方面开展了大量研究, 并在实际工程中取得较成熟应用。方钢管混凝土梁柱节点的设计是方钢管混凝土组合结构应用于高层建筑中的关键环节, 一般遵循“强柱弱梁、强节点弱构件”的设计原则, 而在方钢管混凝士研究方面, 周天华[5]、周学军[6]等采用拟静力学实验分析了方钢管混凝土的基本特性与抗震性能;聂建国[7]、高峰[8]等采用Ansys建立方钢混凝土三维有限元分析模型, 采用试验与仿真分析相结合的方法, 分析方钢管混凝土的节点、隔板等构件的力学性能, 在方钢管混凝土柱-钢梁节点构件梁端荷载-位移滞回曲线的分析方面, 当前研究主要采用试验数值分析的方法[9], 在节点荷载-位移滞回关系的理论建模及仿真模拟方面的研究仍处于起步阶段。

本文提出一种方钢管混凝土柱-工字型钢梁节点荷载-位移滞回曲线的建模方法, 其引进钢筋混凝土梁柱节点梁端位移的建模思想, 分析悬臂梁梁端位移、柱子梁端位移和节点核心区变形梁端位移, 建立节点构件梁端荷载-位移的计算模型, 并采用基于T-L双线性模型的曲线拟合法, 建立梁端、钢柱和节点的弯矩-曲率恢复力的计算模型, 提出钢梁节点荷载-位移滞回曲线求解流程。以典型的缀板连接形式的方钢管混凝土柱-工字型钢梁进行试验, 采用提出的荷载-位移模型计算试验钢梁的荷载-位移滞回曲线, 并对比试验数据和基于Ansys的三维有限元数值模拟仿真, 对提出的模型及算法效能进行验证。

2 节点构件梁端荷载-位移的建模

2.1 模型假设

为了简化计算, 节点构件梁端荷载-位移的计算模型遵循如下3条基本假定: (1) 节点构件的截面应变在加载过程中始终符合平截面假定; (2) 钢梁不发生平面外的失稳; (3) 节点核心区的变形计算将节点的弯曲变形与剪切变形综合考虑。

2.2 节点构件梁端荷载-位移的建模

遵循钢筋混凝土梁柱节点梁端位移的计算思路[10], 方钢管混凝土柱-钢梁节点在梁端竖向荷载作用下的梁端位移分解为悬臂梁自身变形所引起的梁端位移、柱子变形所引起的梁端位移和节点核心区变形引起的梁端位移, 如图1~图3所示, 具体建模步骤详述如下。

1) 悬臂梁自身变形所引起的梁端位移δb

将悬臂梁分为n段, 任意取单元体j, 设其长度为dxj, 则在梁端竖向荷载Pi作用下, j单元所受外力矩Mj外为:

平衡条件是内外力矩相等, 即:

根据钢梁M—φ关系模型, 可计算得到Pi作用下, j单元的曲率φj, 则j单元的转角θj为:

为此, 悬臂梁变形梁端位移δb为:

2) 柱子变形所引起的梁端位移δc。

根据钢管混凝土柱在给定荷载下的Mφ关系模型, 利用压杆挠曲线法, 即可算出柱子在节点处的转角θc。柱子变形梁端位移δc为:

3) 节点核心区变形引起的梁端位移δj

核心区变形梁端位移受力分析如图4所示。

边柱节点核心区受到的实际水平剪力V为:

通过梁端竖向荷载可以计算核心区受到的剪力V, 再根据V-γ关系模型可得到节点的剪切角γ, 则节点剪切变形在梁端产生的位移δj为:

4) 节点梁端总位移

将悬臂梁、柱子和节点核心区的梁端位移相加, 节点梁端总位移如式 (8) 所示:

3 基于T-L双线性模型弯矩-曲率恢复力建模

3.1 弯矩-曲率恢复力计算模型分类

为计算各节点构件的梁端位移, 需建立弯矩-曲率的恢复力计算模型。目前, 连接节点的弯矩-曲率 (M-φ) 恢复力计算模型可归纳为以下4种[11]: (1) 试验测定法, 是目前惟一公认的获得连接节点真实M-φ恢复力计算模型的有效方法; (2) 有限单元法, 采用试验考核和修正后的有限元模型进行大量参数分析, 较为深入地认识节点的力学性能; (3) 解析法, 通过分析连接各组成部分的转动延性, 采用变形协调条件进行解析表达; (4) 曲线拟合法, 是通过试验获得有限对测试数据, 利用这些数据来拟合近似函数, 如单线性模型、双线性模型、多项式模型、B样条模型、幂函数模型以及指数函数模型等。

3.2 基于T-L的双线性M-φ恢复力的计算模型

受试验平台所限, 遵循试验测定法的基本原则和步骤, 研究采用基于T-L双线性模型的曲线拟合法建立M-φ恢复力的计算模型。T-L双线性模型的原理是节点屈服前刚度保持不变, 为节点的初始刚度;屈服后用一条更加平缓的直线来代替弯矩-曲率的初始斜率[12]。钢梁、钢管混凝土柱的弯矩-曲率恢复力模型以及节点核心区的剪力-剪切角恢复力模型分别如图5~图7所示。

T-L双线性模型包括3个参数, 即弹性阶段的刚度Ke、屈服荷载My (或Vy) 和强化阶段的刚度Kp。采用方钢管混凝土柱-工字型钢梁连接节点的拟静力试验, 钢梁、钢管混凝土柱以及节点域的弹性阶段的刚度Ke和强化阶段的刚度Kp的取值如表1所示。

kN·m/rad

4 模型验证

4.1 试验设计

根据缀板连接形式的方钢管混凝土柱-工字型钢梁节点 (SPW) 的力学性能, 采用有限元软件ANSYS对其进行了非线性有限元数值模拟。试验概况如下[13]:在节点区域, 钢梁上下翼缘两侧各焊接两块缀板, 缀板与钢管柱壁焊接。在柱身焊接剪切板, 梁的腹板与剪切板通过螺栓连接以抵抗剪力。柱底用螺栓固定于地板, 柱顶施加轴向力。加载时, 先按照一定的轴压比施加柱顶轴向压力, 再以位移控制的方式在梁端施加反复荷载。梁柱缀板连接节点的构造如图8所示。

试验试件编号及截面尺寸如表2所示, 试验材料性能指标见表3和表4所示。

MPa

MPa

4.2 三维有限元数值模型

Hajjar的研究表明, 在有限元分析模型中, 钢管和管内混凝土的相对滑移对结构性能的影响不明显[14], 本模型假设钢管与混凝土之间完全黏结, 忽略钢管和管内混凝土的相对滑移, 建立的方钢管混凝土柱-工字型钢梁组合结构的三维有限元数值分析模型如图9所示[15], 坐标原点在节点处。模型特性如下: (1) 混凝土采用solid65单元, 本构关系选用多线性随动强化模型和William-Warnke五参数破坏准则; (2) 钢管、钢梁均采用solid45单元, 本构关系选用双线性随动强化模型和Von.Mises屈服条件, 进入塑性强化阶段时, 切线模量取为初始弹性模量的0.01倍; (3) 根据试验条件, 柱的下端, 沿X, Y, Z3个方向施加位移约束, 柱的上端, 沿X, Z方向施加位移约束, 沿柱的Y向施加轴向压力; (4) 循环荷载以位移的方式施加于梁端, 每级控制位移下, 循环加载2次。

4.3 方钢梁节点荷载-位移滞回曲线分析流程

基于节点构件梁端荷载-位计算模型和基于T-L双线性的M-φ恢复力计算模型, 根据试验对象, 初始化节点构件几何、刚度等静态参数, 以及最大位移等算法控制参数, 采用小步幅叠加试算法, 节点荷载-位移滞回曲线的分析流程如图10所示, 图中Δ表示节点位移, P表示节点荷载。

4.4 结果分析

采用Matlab2008Rb开发数值分析计算程序, 对方钢管混凝土柱-工字型钢梁节点的P-Δ滞回曲线进行理论分析, 并将理论计算结果与试验结果、有限元数值分析结果进行对比, 验证本文提出模型及计算流程的效用。

4.4.1 滞回曲线

3个节点试件的梁端P-Δ滞回曲线的理论计算结果、试验结果和有限元数值分析结果如图11~图13所示。可以看出, 试件SPW-2的理论计算得到的P-Δ滞回曲线, 与试验结果和有限元数值模拟结果相比, 在大小和形状上都基本吻合;试件SPW-1和试件SPW-3基本保持了滞回曲线的形状, 理论计算结果略大于试验结果及有限元数值分析结果。这是因为M-φ恢复力计算模型中简化了双折线恢复力计算模型的斜率 (即刚度) 的影响因素 (如截面几何尺寸、边界条件、材料特性, 以及焊缝强度与初始缺陷等) 。

4.4.2 骨架曲线

3个节点试件的梁端P-Δ骨架曲线的理论计算结果、试验结果和有限元数值分析结果如图14~图16所示。可以看出, 3个节点试件的P-Δ骨架曲线的理论计算结果与试验结果、有限元模拟分析结果相比, 钢梁屈服前基本为线性, 三者结果吻合较好;钢梁屈服后呈现明显的非线性, 整个曲线形状相似, 能够反映出节点受力的基本特性。但是, 节点的屈服荷载和极限荷载误差较大, 这是因为荷载-位移计算模型的基本假定简化了实际节点荷载分布特性 (如平截面假定等) 。

5 结语

方钢管混凝土梁柱节点荷载-位移滞回曲线的建模分析, 可为节点的滞回性能和试验中试件的设计提供基础理论与方法支撑, 本文立足方钢管混凝土柱-钢梁连接节点的拟静力试验, 采用T-L双线性模型建立了节点的弯矩-曲率的恢复力性简化计算模型, 并遵循钢筋混凝土梁柱节点梁端位移的建模思路, 提出了方钢管混凝土柱-工字型钢梁节点荷载-位移滞回曲线的计算模型和分析方法。并以典型的缀板连接形式的方钢管混凝土柱-工字型钢梁为例, 编写节点梁端荷载-位移曲线的计算模型Matlab程序, 求解荷载-位移滞回曲线, 同时, 采用Ansys对试验案例受力性能进行三维模拟分析。理论计算、仿真模拟和静态试验的分析结果表明: (1) 基于Ansys的非线性有限元三维数值模拟结果与试验数据吻合较好, 提出的三维有限元数值仿真模型合理; (2) 所提出模型计算的节点梁端荷载-位移滞回曲线与静态试验、有限元数值仿真模拟的结果吻合度高, 能反映节点受力的特性。

本文构建的计算模型在钢梁屈服点处的荷载和位移存在一定的误差, 在未来研究中, 将校正双折线恢复力计算模型刚度参数和优化计算模型假设, 以进一步提高计算模型的准度和精度。

摘要：针对钢管混凝土柱-钢梁节点的梁端荷载-位移滞回曲线多采用试验数值分析方法, 缺乏理论建模分析的不足, 提出一种方钢管混凝土柱-工字型钢梁节点荷载-位移滞回曲线的建模与分析方法。该方法分析钢筋混凝土梁柱节点梁端位移的建模方法, 提出节点构件梁端荷载-位移的计算模型, 并采用T-L双线性模型建立节点构件的弯矩-曲率恢复力的计算模型, 同时, 提出钢梁节点荷载-位移滞回曲线分析流程。以典型的方钢管混凝土柱-工字型钢梁缀板连接节点为例, 采用提出的节点荷载-位移计算模型计算节点荷载-位移滞回曲线, 并采用ANSYS建立其三维有限元数值分析模型, 对节点构件滞回性能进行非线性有限元数值仿真模拟。理论计算、仿真模拟和静态试验对比分析的结果表明:采用提出模型计算的荷载-位移滞回曲线和骨架曲线与仿真模拟及试验数据结果的吻合度高, 能够反映出节点受力的基本特性。

工字钢外挑架应用 第2篇

唐山市施工脚手架不允许采用防护架,本公司惯用的外挂架不能用于本工程,故本工程主体及装修工程采用双排双立杆脚手架,这样将拖延本工程竣工时间,为节约施工时间,本工程与商业接触主楼采用工字钢外挑架。本文侧重点为外挑架的计算、应用及重点部位施工。

2 工程概况

唐山市正泰里惠民园住宅小区44号～52号楼总建筑面积129 025 m2,是由高层、中高层住宅与2层商业裙房组成的一个建筑群体。住宅层数9层～10层或(18层)不等,层高分别为47号、49号、52号楼9层～10层,结构高度29.5 m,44号、48号、50号、51号楼18层,建筑高度为58 m,商业楼2层框架,建筑高度10 m。高层外沿、造型简单,适合于外挑架。

3 工字钢挑架设计与施工

6层以下为双排单立杆脚手架,6层以上为工字钢外挑双排单立杆扣件式钢管脚手架。

3.1 工字钢外挑架搭设

工字钢外挑架搭设见图1。

1)选用D48×3.5立杆,柱距1.5 m～1.8 m,排距0.95 m,大小横杆步距1.4 m,架体高度为25 m。2)每层结构楼板上预留地锚,用来作为工字钢的固定处(见图2),地锚附加钢筋必须锚入支座。3)在上层结构预留空洞,用于卸载钢丝绳基础(见图3)。

3.2 受力计算

1)悬挑梁的受力计算。

悬挑脚手架按照悬臂的单跨梁计算。

最大挠度计算公式:(悬挑梁L为悬伸长度的2倍)。

L2=775 mm,L3=1 350 mm。

水平悬挑梁的截面惯性矩I=712 cm4,截面模量(抵抗矩) W=101.7 cm3。

受脚手架作用集中强度计算荷载N=10.706 kN。

水平钢梁自重强度计算荷载q=1.2×0.168 9=0.203 kN/m。

最大弯矩M=qa2/2+F×a。其中,F=8.35 kN;q=0.203 kN/m;a=0.775 m。

经过计算得:

最大弯矩M=6.54 kN·m。

抗弯计算强度f=6.54×106/(1.05×101 700)=61.2 N/mm2。

水平支撑梁的抗弯计算强度小于205 N/mm2,满足要求。

挠度计算时,受脚手架作用集中计算荷载N=4.93+3.42=8.35 kN。

水平钢梁自重计算荷载q=0.168 9 kN/m。

最大挠度Vmax=0.055 5 mm。

按照GB 50017-2003钢结构设计规范附录A结构变形规定,受弯构件的跨度对悬臂梁为悬伸长度的2倍,即2 700 mm。

水平支撑梁的最大挠度小于2 700/400,满足要求。

2)悬挑梁的整体稳定性计算。

水平钢梁采用14号工字钢,计算公式如下:

F=M×106/(b×W)。

其中,b为均匀弯曲的受弯构件整体稳定系数,查GB 50017-2003钢结构设计规范附录B得到:b=1.51。

由于b>0.6,按照GB 50017-2003钢结构设计规范附录B其值用b′,查表得到其值为0.867。

经过计算得到强度为74.17 N/mm2;

水平钢梁的稳定性计算小于[f],满足要求。

3)锚固段与楼板连接的计算。

水平钢梁与楼板压点如果采用钢筋拉环,拉环强度计算如下:

锚固点拉力:R=4.175 kN。

Φ16圆钢As=255 mm2,50 N/mm2,4.175/255=16.38 N/mm2<50 N/mm2,满足要求。

3.3 悬挑脚手架的搭设方法

搭设的主要方法为:根据主体结构工程的进展,采用分段搭设的方法。挑排架的设计,采用型钢作挑架,分段悬挑,以8层为一段,具体层次为3层～11层、12层～顶层。

悬挑架采用14号工字钢制作悬挑梁,将工字钢直接用Ф18圆钢倒“U”形卡固定在楼面上,架体荷载对钢梁产生的弯矩在允许范围内。每根钢梁用14钢丝绳斜拉作架体保险,同时为确保悬挑脚手架整体安全,考虑在每一悬挑段的中部增设钢丝绳卸荷措施。距悬挑梁端部100 mm及1 050 mm处各焊接直径25钢筋一根,高度150 mm,作为架体立杆的固定套管。

架体采用钢管扣件搭设,立杆柱距1 500 mm,每步架体操作面铺设脚手,外侧用不小于2 000目/dm2的密目网封闭,施工作业层外侧铺设200 mm高的踢脚板,底步架体操作面与结构之间用多层板封闭,架体与结构之间每隔四步一隔离,用多层板封闭到位。施工作业层与结构层之间设置隔离网。

架体立杆插在悬挑钢管的焊接钢管上,架体内立杆中心离墙距离300 mm,架体宽度为950 mm。为便于架体搭设及增加架体的刚度,并且考虑架体外观造型,架体拐角处尽量搭设成直角,由此产生局部架体离结构较大的部位,再搭设成悬挑的形式,确保安全且便于施工。

架体共搭设16步,步高1.4 m,每隔两步两跨,将架体内外立杆与结构同时拉结,以增强架体的稳定性及防止架体外倾。

3.4搭设架体的要求

工字钢喷射混凝土 第3篇

关键词：悬挑工字钢,外脚手架,质量控制

1 工程概况

广西水利厅危旧房改住房改造项目2#、3#、4#及综合楼工程,建筑面积106 829 m2,地下2层,地上33层,地上2层及以上均采用工字钢悬挑外脚手架施工工艺。脚手架既是施工操作平台,也是安全防护的重要屏障,在施工过程中对施工安全起到举足轻重的作用。随着高层、超高层建筑的不断增长,对脚手架的安全使用提出更高的要求。工字钢悬挑脚手架不受施工场地和受限于地面条件的限制,可充分考虑施工工期、质量、安全和合同要求的需求,确保使用方便的前提下,分段设置悬挑外架。该工程地基土质较松软,通过采用工字钢悬挑脚手架施工方法,缩短了工期,取得了显著的经济效益和社会效益。

2 施工质量要求

我国建筑行业安全生产一直常抓不懈,尤其是对外脚手架、高大模板等危险性较大的分部分项工程。而外脚手架出现地基下沉体系失稳的措施重大事故屡见不鲜,事故的发生,直接危害施工人员的生命,使生命和物资遭受损失,因此,施工过程中,必须采取措施保证外脚手架支撑体系的稳定,杜绝因外脚手架支撑体系失稳而导致重大事故的发生。工字钢悬挑脚手架有效地解决因地基下沉脚手架支撑体系失稳的难题。

3 施工工艺

3.1 严格把关控制工字钢悬挑外脚手架搭设质量

工字钢悬挑脚手架是利用原有楼层,在楼层预先放置“U”形锚固螺栓预埋至混凝土梁、板底层钢筋位置,浇注完混凝土符合规定要求后在楼层上放置工字钢作为悬挑梁,混凝土强度等级符合规范规定后在工字钢悬挑梁上搭设钢管外脚手架。因此,脚手架施工前,及时编制工字钢悬挑外脚手架专项施工方案,工字钢悬挑外脚手架施工前,应严格按健筑施工扣件钢管脚手架安全技术规范》(JGJ 130—2011)要求进行有关计算,并编制专项施工方案。脚手架搭设前,向施工人员进行技术交底和安全技术交底;脚手架使用的材料经试验合格方可使用,保证整体结构的稳定和不变形。脚手架的操作面必须满铺脚手架,离墙面不得大于150mm,不得有空隙和探头板、飞跳板,外架外侧每一步设一道护身栏杆和一道挡脚栏杆。建筑物的入口处及周围的人行通道均搭设防护棚,棚顶满铺二层脚手板;严格按施工工艺流程及操作要点操作,悬挑式脚手架立杆应落在悬挑水平钢梁可靠固定点上,悬挑钢梁悬挑长度按设计确定,并且有防雷避电措施。安装后的扣件螺栓拧紧扭力矩采用扭力板手检查,抽样方法按随机分布原则进行。抽样检查数目与质量判定标准按下表的规定确定。不合格的需重新拧紧至合格;钢管上严禁打孔,脚手架的扣件在使用前应逐个挑选,有裂缝、变形、螺栓出现滑丝的严禁使用。立杆接头在搭设工程中不能随意接长,必须按规定施工。

3.2 做好搭设过程中的质量控制和技术交底工作,确保安全施工

通过对工字钢悬挑外脚手架进行设计、计算,制定针对性的方案,工程采用悬挑式双排钢管外脚手架采用Φ48.3×3.6mm钢管搭设,每次悬挑层数6层,由项目技术负责人对全体操作者进行详细的技术交底,认真做好施工技术交底工作,将设计意图、操作规程、施工工艺、技术要求、技术措施和质量标准向各级施工人员进行详细讲解和交底,使操作人员掌握好自身工作内容达到施工准备准确无误的目的。讲解技术规范,工字钢悬挑脚手架施工操作流程,脚手架构配件的质量标准:脚手架的搭设施工工序、方法及要求;脚手架搭设及使用安全技术措施,施工工艺要求和施工注意事项等,并进行现场操作指导。

3.3 做好施工中的管理和检查监督工作

确立以项目经理、项目技术负责人组成的项目指挥机构,并指定专职工程师负责技术工作业务,专职质检员全程进行监督检查,充分发挥质量保证体系的运作方式,协调质量管理工作,项目技术负责人做好人员的来往记录,分配管理职责,保证项目部的管理措施得到认真贯彻执行。并需得到业主有关监理工程部验收合格签认隐蔽后才能继续下一步的施工。以国家施工验收规范为标准,凡超过规范允许偏差者,坚决返工。确保每道工序始终处于受控状态。

施工过程中,严把质量关,认真贯彻“谁施工,谁负责”的质量原则,切实做好“自检,互检和交接检的“三检”工作;定期组织人员到现场指导,监督、检查,并进行不定期巡检,实施全过程监控;发现问题立即责令整改,下发整改通知书,将施工质量问题消除在萌芽状态。

3.4 加强工艺控制,严格执行工艺方案,工艺方案落实到人

由安全总监监督项目部实施工艺控制,操作人员严格按工艺方案施工。

工字钢悬挑脚手架施工操作流程如图1所示。

由项目经理负责监督操作人员,实施工艺控制悬挑式脚手架立杆落在悬挑水平钢梁可靠固定点上,定位点离挑梁端部不应小于100 mm;水平钢梁上用L=150 mm的Φ25钢筋为立杆固定点。固定点上搭脚手架(如图2所示)。

用于锚固的“U”形锚固螺栓采用冷弯成型的直径为Φ20的HPB235级钢筋,“U”形锚固螺栓预埋至混凝土梁、板底层钢筋位置,与混凝土梁、板底层钢筋焊接或绑扎牢固,并采用两根1.5 m长直径18 mm的HRB335钢筋作为“U”形锚固螺栓的锚固筋(如图3所示)。

工字钢喷射混凝土 第4篇

1 周边喷涂工字形截面保护层厚度分区计算方法

周边喷涂三面受火的工字形截面如图1所示。把截面分为三部分, 与楼板或墙体相接的上翼缘、腹板和下翼缘。保护层厚度计算方法与CECS 200:2006完全相同, 只是原方法采用整体截面系数, 截面各部分采用相同的保护层厚度, 分区计算方法取上翼缘、腹板和下翼缘的截面系数, 分别计算各自的防火涂料厚度。

1.1 截面系数计算

对下翼缘, 截面系数F/V见式 (1) :

undefined (1)

对腹板, 截面系数F/V见式 (2) :

undefined (2)

对上翼缘, 截面系数F/V见式 (3) :

undefined (3)

式中:F为单位长度构件防火保护层的侧面面积, m2;V为单位长度构件的体积, m3。

如果截面四面受火, 则截面系数与下翼缘相同。

1.2 防火涂料厚度计算方法

依据CECS 200:2006, 吸热防火涂料厚度计算见式 (4) 、式 (5) :

undefined (4)

undefined (5)

式中:D为防火涂料的厚度, m;α为截面-材料综合系数, 根据文献[2]附表G查得。

2 算 例

某钢梁截面为工字形的组合截面, 由三块钢板焊接而成。翼缘尺寸为 (400×20) mm2, 腹板尺寸为 (360×10) mm2。钢梁的防火保护采用喷涂防火涂料的方法, 选用厚涂型钢结构防火涂料, 密度为500 kg/m3, 导热系数为0.09 W/ (m·℃) , 比热容为1 200 J/ (kg·℃) 。Cs取600 J/ (kg·℃) , ρs取7 850 kg/m3。梁上铺钢筋混凝土楼板, 厚度75 mm。钢构件暴露在标准火, 其温度随时间的变化规律见式 (6) :

Tf (t) =345log (8t/60+1) +20 (6)

式中:t为升温时间, s;初始温度取20 ℃。

分别取临界温度为350、400、450、500 ℃。查文献[2]附表G求相应的截面-材料综合系数。上翼缘、腹板、下翼缘的截面系数分别取53.75、200、103.75 m-1, 利用式 (4) 、式 (5) 计算各自的涂料保护层厚度, 不分区计算构件防火涂料保护层厚度时取整体截面的截面系数为101.02 m-1, 计算结果如表1所示。

根据表1构件分区和不分区计算出的保护层的厚度, 采用文献[1]分区温度计算模型, 分别计算在0～120 min构件各分区的温度, 如表2所示。在120 min时, 计算的截面各部分的温度与目标温度 (临界温度) 略有差别, 其原因是分区计算中把涂料厚度分为4层, 按非稳态考虑, 而CECS 200:2006是不分层的。

对其他所选临界温度, 按分区数值计算所得120 min时温度列于表3。

由表3可知, 不采用分区计算截面防火涂料厚度, 在各截面采用相同材料和相同厚度的防火涂料, 120 min时腹板的温度最高, 在相同的火灾条件下腹板会率先发生破坏影响整个构件的耐火性能。同时, 由于腹板和翼缘之间存在较大的温差, 易在腹板和翼缘焊缝处产生较大的温度应力, 使构件提前破坏。相反, 采用截面各部分的截面系数, 分别计算构件涂料厚度, 截面各部分的温差比较小, 温度分布较均匀, 有效避免了温度应力的产生。

3 结 论

以周边喷涂防火涂料的工字钢截面为研究对象, 采用CECS 200:2006防火涂料厚度的计算公式, 把截面分为上翼缘、腹板、下翼缘, 分别计算所需防火涂料厚度。结果表明:分区确定相应的防火涂料厚度, 可有效削减各个截面之间的温度差, 使整个截面的温度趋于均匀, 从而避免连接部位产生温度应力和腹板的率先破坏。

摘要：在CECS 200:2006防火涂料的厚度计算公式基础上, 对工字钢上下翼缘与腹板进行分区, 分别采用上下翼缘与腹板的截面系数, 计算其防火涂料厚度。并以某钢梁为例, 分别计算分区和不分区计算涂料厚度时钢梁各分区温度并进行比较。结果表明, 采用分区计算防火涂料厚度, 钢构件各部分截面温度呈较均匀分布, 从而避免连接部位产生温度应力和腹板的率先破坏。

关键词：耐火建筑构件,截面系数,分区计算,防火涂料厚度,温度应力

参考文献

[1]屈立军, 潘翀.三面受火条件下工字钢截面的温度场分区计算[J].消防科学与技术, 2009, 28 (4) :185-189.

工字钢喷射混凝土 第5篇

1 巷道施工中工字钢支护的重要性

所谓的工字钢支护主要就是利用三根工钢, 搭建成两个腿一个梁的梯形结构对巷道进行支护。一般而言, 工字钢支护用于煤矿相对力较小的回采巷道及准备巷道中, 对巷道起到一定的支护作用。就我国目前的煤矿产业形势来看, 虽然以煤炭大国著称, 但可以直接进行露天开采的煤矿却是极为有限的。目前大部分的煤矿开采工作都是在地下进行的。因此, 在进入煤矿开采前为了最大限度保证施工安全及人员安全, 必须在进矿前将煤矿周边用支护设施保护起来。另外, 煤矿经开采后内部会呈中空状态, 为了保证巷道不会坍塌, 在巷道内进行永久性的支护是必不可少的。就目前来看, 煤矿开采用于支护的防倒装置大都采用工字钢防护体系。这种防护可以使巷道两边的支撑点更加牢固。同时可以使两边支撑点所受的力度一致, 从而对巷道起到了很好的保护作用。

2 工字钢支护巷道中防倒装置的改进措施

为确保煤矿开采工作的顺利进行, 工字钢支护巷道中防倒装置的改进是必不可少的一个环节, 也是保证掘进施工顺利进行的关键。

2.1 实例说明

龙山煤业是目前我国相对比较大型的煤矿企业, 并且各项技术及工艺也相对较为完善。该煤业公司在煤矿生产中, 60%的煤矿开采及回采巷道工程都是利用工字钢支护方式。然而受地质条件及开采技术等多方面的因素制约, 工字钢支护结构在煤矿开采时经常出现倒塌、崩塌等情, 导致工字钢支护体系在煤矿开采掘进中并没能真正起到支护的作用。因此, 该煤业公司, 制定出了几点合理有效的工字钢支护巷道中防倒装置的改进措施。龙山煤业公司以往每年用于工字钢支护巷道中防倒装置的维修费用就高达几百万元。自从龙山煤业对工字钢支护巷道中的防倒装置进行改进后, 工字钢支护的使用寿命比以往平均延长了二年, 大大提高了该工程的掘进施工质量, 并为巷道维修节省出了大量的资金。

2.2 工字钢支护连接性及抗压性的改进措施

首先, 针对工字钢支护架无法连成一个整体的问题进行改进。将工字钢支护连接处用无缝连接的方式进行焊接, 并保持三根支架成直角结构搭建。另外, 在工字钢支护架施工时要根据煤矿所处地的地质条件及煤矿岩层硬度确定支护架插入的深度, 以保证工字钢支护中巷道防倒装置可以完全抵抗住掘进施工时炮崩岩石对支架造成的歪斜、崩埸事故, 从而保证施工人员的安全。

其次, 改进工字钢支护巷道中防倒装置的适应性。根据煤矿所处地质环境及岩层硬度条件, 选择最为适合的地理位置将工字钢支护防倒装置固定, 以避免工字钢支护缺点和不完善结构带来的施工安全隐患, 以最大可能发挥其优点, 使工字钢功能得到尽可能的发挥。

最后, 对于由某些原因而引起的巷道层压力过大现象要对工字钢支护的抗压性进行适当的改进。某些煤矿层顶板虽然所受的压力不大, 但是由于两巷道煤体受压力影响而使多处煤层出现断裂, 从而使巷道两侧的岩层所受的压力大大增加。因此, 为了确保掘进施工安全, 就必须加强工字钢支护的抗压能力, 使其能够在掘进施工中抵抗住来自煤层两侧的巨大压力, 保证施工安全。

2.3 改进后工字钢巷道中防倒装置的经济效益

传统的工字钢结构在施工中通常是每棚需要七块防倒支撑杆, 平均每块支撑杆的价格都在4元以上。经改进后的工字钢支护防倒装置在施工中只需每棚6块支撑杆, 且均按40元一套计算。虽然这样比较下来, 经改进后的工字钢支护似乎前期投入远大于传统下的工字钢支护费用。但按长期的收益来看, 传统下的工字钢支护平均两至三年就得更换一次, 而经改进后的工字钢支护平均可以延长寿命二至三年, 这样算下来两年内可节省工字钢支护防倒装置费用高达几百万元以上, 为企业长期可持续发展提供了必要的先决条件。

3 工字钢支护巷道中防倒装置的应用

工字钢支护巷道中防倒装置在煤矿开采掘进施工中主要起着基本的支撑作用, 对整体煤矿的开采工作是十分重要的。目前我国百分之七八十的煤矿开采掘进施工都是采用工字钢支护巷道中防倒装置做为基本支护结构的。尤其是对于地质条件相对较为复杂的煤矿开采区域, 改进后的工字钢支护巷道中防倒装置就更显出其优越性。经改进后的工字钢支护具有较强的防倒功能, 并且支护架的稳定性能得到大幅度的提升, 使其在掘进施工中完全可以抵抗住岩层两侧所带来压力冲击, 提高了掘进施工中的安全系数, 保证了施工人员的安全, 同时大大提高了施工效率。

4 结语

综上所述, 工字钢支护巷道中防倒装置改进对整个煤矿掘进施工都是十分重要的。因此, 要根据开采实际情况及地质条件对其进行合理的改进, 使其发挥出真正的功能, 提高生产效率。

参考文献

工字钢喷射混凝土 第6篇

关键词：钢构件,温度分区,温差,温度应力

钢材作为建筑材料使用有诸多优点, 但是钢材耐热不耐火, 在高温作用下钢材的强度和弹性模量都会降低。同时, 不均匀温度变化还会引起超静定钢构件的温度内力。目前, 计算钢构件截面温度场的模型通常采用集总热容法, 即把整个截面视为整体得到截面的平均温度。这种方法虽然简单, 但存在以下问题:一是没有考虑三面受火工字钢截面上翼缘对混凝土板的传热;二是忽略了表面热阻, 简单认为涂料表面温度等于试验炉内的平均温度;三是文献[5]中虽然考虑了上翼缘对混凝土板的热损失, 但对整个截面的温度场没有分区计算, 仍然不能估计截面各部分的实际温度。尽管钢材的导热系数较大, 但由于翼缘宽度相对于腹板厚度较大, 翼缘与腹板之间的热传导非常有限, 而截面整体温度算法可能会过低地估计腹板的温度, 如果采用相同厚度的防火涂料层就有可能导致腹板不安全;四是只给出截面的平均温度, 无法对超静定结构的温度弯矩计算提供支持。

笔者将工字钢截面划分成上翼缘、腹板、下翼缘三个分区, 分别建立截面温度场的计算模型, 用数值计算方法研究截面温度的分布。

1 三面受火的工字钢截面温度场的分区计算模型

将三面受火的工字钢截面分为三部分, 与楼板或墙体相接的上翼缘、腹板和下翼缘。构件保护层内温度采用非线性的分析方法, 在传热过程中构件内部的导热为非稳态导热, 这种方法比线性算法更符合实际。受保护钢构件暴露在标准火环境条件下, 构件表面通过热对流和热辐射的方式传导热量。为了简化计算, 假设: (1) 由于钢构件导热系数大, 构件厚度小, 表面受到的热流强度相对均匀, 假定每个区域钢构件内部温度分布均匀; (2) 翼缘宽度比腹板宽度大很多, 二者之间的传热非常有限, 故不计腹板翼缘相互之间的热传导。

1.1 下翼缘和腹板的温度计算模型

下翼缘和腹板两面受火, 厚度方向的中线为对称轴, 也是一条绝热线。取坐标系如图1所示。

涂料层的厚度为D, 腹板和下翼缘的厚度为2δ。根据能量守恒的原理, 可以得出下翼缘和腹板的非稳态导热微分方程及定解条件, 见式 (1) 。

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式中:αt为保护材料的导温系数, m2/s;Kt为保护材料的导热系数, W/ (m·℃) ;D为保护材料的厚度, m;δ为腹板或下翼缘一半的厚度, m;Tf为标准炉温, ℃;T1为保护材料表面的温度, ℃;Cs和ρs分别为钢材的比热容和密度;T0为构件的初始温度, 取20 ℃;L为对流换热系数L1和辐射换热系数L2之和, 见式 (2) 。

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将式 (1) 转化为有限差分方程式 (3) 。

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式中:Ct、ρt分别为保护材料的比热容和密度;Tundefined为第t+Δt时刻时钢构件的温度。

1.2 上翼缘的温度计算模型

上翼缘喷涂保护材料的一面受火, 另一面与楼板相接, 取上翼缘截面单元划分如图2所示。

涂料层的厚度为D, 上翼缘的厚度为2δ, 楼板的厚度为S。同理, 根据能量守恒的原理得出上翼缘非稳态导热微分方程及定解条件, 见式 (4) 。

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式中:L0为混凝土板背火面与空气的换热系数, 取9 W/ (m2·℃) ;Cc、ρc、Kc分别为混凝土板的比热容、密度以及导热系数;αc为导温系数;Tm为楼板的背火面温度。

将式 (4) 化为有限差分方程, 见式 (5) 。

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式中:Tn=Tn+1=Ts。

随着温度的升高, 混凝土导热系数Kc随温度升高而下降, 并按式 (6) 计算。

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式中:Kc为混凝土导热系数, W/ (m·℃) ;T为混凝土温度, ℃。

混凝土的比热容随温度升高呈现不规则的变化, 可按式 (7) 计算。

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混凝土的容重随着温度的升高而稍微变小, 按式 (8) 计算。

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(8)

按照上述模型编程, 取Δx=Δx2=7.5 mm, Δt=1 s, 可以计算出钢构件的截面各部分的温度。

2 算 例

某钢梁截面为工字型的组合截面, 由三块钢板焊接而成。翼缘尺寸为400 mm×20 mm, 腹板尺寸为360 mm×10 mm。钢梁的防火保护采用喷涂防火涂料的方法, 选用厚涂型钢结构防火涂料, 其保护层厚度为30 mm, 密度为500 kg/m3, 导热系数为0.09 W/ (m·℃) , 比热容为1 200 J/ (kg·℃) , Cs取600 J/ (kg·℃) , ρs取7 850 kg/m3。梁上铺钢筋混凝土楼板, 厚度为75 mm。钢构件暴露于标准火中, 其温度随时间的变化规律曲线按式 (9) 计算。

Tf (t) =345lg (8t/60+1) +20 (9)

式中:t为升温时间, s;初始温度取为20 ℃。

构件截面各部分温度和平均温度随时间的计算结果, 见表1所示。其变化趋势见图3所示。

图3表明, 截面腹板温度最高, 下翼缘次之, 上翼缘最低, 三个分区的温度差值很大。当受标准火燃烧加温到60 min和120 min时, 上翼缘比截面平均温度低约57%和64%, 下翼缘比截面平均温度高约13%和20%, 而腹板比截面平均温度高约88%。腹板比较薄且两面受火, 这是造成腹板温度最高的原因。上翼缘一面受火, 还要向上方的楼板传热, 所以温度最低。工字钢截面三个分区的受火边界条件不同 (各自的截面系数不同) 是导致分区温度存在差异的根本原因。因此, 计算三面受火工字钢截面的温度分布有必要采用分区计算模型。

表1中计算的平均温度采用的是面积加权方法。由于腹板温度远高于平均温度和其他分区的温度, 亦即在相同的火灾条件下, 腹板会提前达到临界温度, 更早地发生屈服。因此, 在对钢构件截面进行防火保护时, 要单独对腹板采用特殊保护, 增加防火涂料的厚度。对于超静定和静定结构, 截面各部分温度分布不均匀会产生温度应力, 可能导致翼缘和腹板之间的焊缝破坏;对于超静定结构, 上下翼缘较大的温度差会产生温度弯矩。采用分区计算温度场的方法可以为计算温度弯矩提供基础, 在钢构件耐火设计中对上、下翼缘和腹板采用等温设计原则, 分别确定其防火涂料厚度, 可避免截面温度应力的产生。

表1列出的文献值是根据文献[2]计算得到的。从图3中可以看到文献温度值要略高于平均温度。这是因为该方法假设保护层外表面的温度等于标准耐火试验给出的温度, 不考虑涂料的表面热阻, 不计上翼缘对楼板的散热。而笔者不仅考虑了防火涂料的表面热阻, 也考虑到上翼缘对楼板的热损失。

3 结 论

笔者以三面受火工字钢截面为研究对象, 采用非稳态的热传导计算理论和分区计算截面温度场的方法, 得到以下结论:

(1) 由于三面受火工字钢构件截面上下翼缘和腹板的受火边界条件差异较大, 而导致截面内温度不均匀分布:腹板厚度小, 两面受火, 截面系数大, 腹板温度比平均温度和其他分区的温度更高;上翼缘受火面积小, 与之接触的楼板产生热损失, 其温度最低;下翼缘两面受火, 厚度较大, 温度居中。

(2) 如果按照截面平均温度对工字钢截面进行保护, 腹板可能率先失效, 建议加大腹板防火涂料厚度。

(3) 对超静定钢结构, 上下翼缘较大的温度差会产生温度弯矩, 在静定和超静定结构中, 截面各部温差较大也会引发温度应力。

笔者建议, 在钢构件耐火设计中对上、下翼缘和腹板采用等温设计原则, 分别确定其防火涂料厚度。

参考文献

[1]张耀春.钢结构设计原理[M].北京:高等教育出版社, 2004.

[2]ECCS (200) :2006, 建筑钢结构防火技术规范[S].

[3]Eurocode3, Design of steel structures Part1.2:General rules structural fire design[S].

[4]BS5950, Structural use of steel work in building, Part8:1990:Code of practice for fire resistant design[S].

[5]刘红雅, 屈立军.三面受火钢构件的温度数值计算[J].火灾科学, 2007, 15 (4) :185-189.

[6]Holman J.Heat Transfer[M].China Machine Press, 2005:71-204.

[7]Eurocode1, Actions on structures, Part1.2:General actions, Actions on structures exposed to fire[S].

[8]公安部天津消防研究所.钢筋混凝土构件耐火性能试验研究[R], 1992-1993.

工字钢喷射混凝土 第7篇

1 热轧工字钢焊缝对接

施工当中最为常见的焊接方法是手工电弧焊，手工电弧焊优点是操作简便、焊接方便，但是焊缝带的质量有一定的缺陷，在焊接过程中产生于焊缝金属或附近热影响区钢材表面或者内部。常见的缺陷有裂纹、焊瘤、烧穿、电弧坑、气孔、夹渣、咬边、未熔合等。焊缝缺陷的存在势必削弱焊缝的受力面积，在缺陷处引起应力集中，故对连接的强度、冲击韧性及冷弯性能等均有不利影响。

GB 50205—2001钢结构工程施工质量验收规范规定，焊缝质量等级分为一级、二级和三级;三级焊缝只要求对全部焊缝做外观检查，在平时的施工中由于焊接技术和检测手段的影响，可以把日常施工中所遇到的焊缝质量规定为三级[1]。

2 热轧工字钢加强钢板选取计算

2.1 Ⅰ45a工字钢截面达到设计强度的弯矩计算

由已知资料，可以查出Ⅰ45b工字钢截面特性参数分别为：对x轴的截面惯性矩Ix为32 240 cm4,x轴的截面模量Wx为1 430 cm3，工字钢翼缘板厚度tw为11.5 mm，工字钢腹板厚度d为18 mm，可得Ix/Sx=38.6 cm。并由设计强度Mmax/Wx=215 N/mm2(其中，1 N/mm2=1 MPa)，可以计算德出使截面达到材料设计强度的计算截面弯矩(即荷载乘以分项系数)为Mmax=215 N/mm2×1 430×103mm3=307.45 kN·m。

2.2 三级焊缝达到设计强度的弯矩计算

对接焊缝(三级)对截面的轴向受压和受剪力削弱可以忽略不计，主要是削弱了截面弯矩的抵抗力(受拉)。按照焊缝的最大弯曲应力，计算当焊缝承受最大的弯曲应力时所受的弯矩M，由于三级焊缝允许存在的缺陷较多，故其抗拉强度为母材强度的85%，即通过对接焊透焊缝作业后，焊缝截面焊材抗拉强度的85%，根据钢结构工程施工质量验收规范，以及型号为Q235的钢材抗拉强度设计值f=215 N/mm2，可以得出对接焊缝的抗拉设计强度ftw=0.85 f=182.75 N/mm2，对接焊缝的抗剪设计强度fvw=125 N/mm2。并由σ=M/Wx=182.75 N/mm2，可以计算得出截面弯矩M=182.75 N/mm2×1 430×103 mm3=261.33 k N·m。

2.3 加强钢板截面尺寸的计算

由于施工中对翼缘处平整的要求，一般不在翼缘处加强，焊缝对截面抵抗矩的削弱在腹板处和翼缘处，因此在腹板两边添加加强钢板来弥补焊缝对截面的削弱。架设焊缝长度满足要求，由于焊缝质量不足降低的强度由加强钢板增加的截面尺寸来弥补，从而初步确定加强钢板的截面面积。

以Ⅰ45a工字钢截面焊接加强钢板后承受极限应力的弯矩(轴力、剪力忽略不计)，由于截面的弯矩抵抗力主要是由截面的尺寸来提供，所以初步计算选取在腹板处焊接两片厚×宽为10 mm×350 mm的钢板来加强。

经过计算，截面几何性质分别为

σ=M/Wx=182.75 N/mm2(焊缝达到设计强度).

当焊接加强钢板后，抵抗弯矩为

由焊缝质量不足以抵抗弯矩减小值，可得

加强钢板焊接后，抵抗弯矩值增加值为

所以，当腹板增加加强钢板后，截面的抵抗弯矩增大了58.57 k N·m，大于由焊缝质量不足引起的抵抗弯矩减小值46.12 kN·m。此次计算旨在找出临界的截面积，因此材料采用型号为Q235的钢材，焊缝强度均采用设计值，实际施工当中按照容许应立法，统一折减以保证有一定的安全储备。

由计算得出宽度为33 cm的钢板对于加强焊接截面的弯矩，大于所需要提空的弯矩，这样造成当焊接截面最危险点的弯曲应力达到最大应力值时，其他截面(未焊接截面)早已断裂，造成了加强钢板的浪费，应选择宽度小的钢板，所以厚度不变，经过试算后得出最经济、最安全的钢板规格为10 mm×330 mm，而且满足截面最大应力的要求并与母材截面强度相同。

2.4 焊缝长度和宽度的计算

Ⅰ截面位于弯矩和剪力(轴力忽略不计)最不利的组合作用下，计算各最危险点处应力值小于焊缝强度设计值，来保证焊缝的长度满足要求;当临近未断开截面Ⅱ处应力达到设计强度时，焊缝刚好破坏的临界状态，以确定焊缝最小长度和最小有效截面面积。通过试算选取10 mm×330 mm×270 mm的加强钢板。

2.4.1 截面最不利的荷载组合值计算

Ⅰ截面最大剪力值和弯矩值按照使截面达到设计强度来确定，已计算得出的使截面达到强度设计值的最大弯矩为Mmax为307.45 kN·m，剪切应力设计值τmax=vmaxS/Itw=125 N/mm2，剪力处中性轴的面积矩smax为836.4 cm3，截面惯性矩I为3 2240 cm4，工字钢腹板厚度tw为11.5 mm，可以计算得出使截面达到设计强度的剪力最大值

所以，一块加强板承受的剪力值为554.1 kN/2=277.05 kN，实际承受的剪力值要小于此值，应保留一定的安全储备。一块加强钢板承受的弯矩值为

2.4.2 焊缝强度计算

选取四面围焊，板厚t为10 mm，型号为Q235的钢材，当临近截面达到设计强度时在焊缝重心处承受的弯矩为153.725 kN·m，所以在截面重心处作用弯矩值为153.725 kN·m。手工焊，焊条采用E42型，焊脚尺寸为10 mm，经过计算，有效截面的几何特征分别为：

焊缝有效截面面积(计算宽度按照焊缝宽度的0.7倍)

形心位置x=135 mm，可得x轴惯性矩为

因为是对称截面，所以可得y轴惯性矩为

焊缝有效截面对形心轴的极惯性矩为

下面验算其中1个危险点———焊缝角点的应力。

剪力作用下角点引起的应力为

弯矩作用下角点引起的应力为

弯矩作用下角点应力为

于是可得

式中，x1,y1分别为该危险点(焊缝角点)到截面形心轴的横坐标距离和纵坐标距离;βf为端焊缝的强度设计值增大系数，对承受静力荷载和间接承受动力荷载结构，该系数取1.22[2,3,4,5,6]。

3 计算结果分析

经过试算得出达到临界状态(即临近截面达到设计强度时焊缝破坏)下焊缝的长度和有效面积，Ⅰ45对接焊接截面腹板处的加强钢板的设计尺寸为1 cm×33 cm×27 cm，具有一定的安全储备，满足使焊接截面处的强度和母材(型号为Q235的钢材)强度相同及临近未断开截面强度达到设计强度破坏时，焊接截面处最危险点应力达到焊缝设计强度而破坏，实际施工当中要不小于加强钢板规格的理论值，保证施工安全和材料的合理利用。

参考文献

[1]国家建设部,国家质量监督检验检疫总局.GB50017—2003钢结构设计规范[S].北京:中国计划出版社,2003.

[2]国家质量监督检验检疫总局,国家建设部.GB50205—2001钢结构工程施工质量验收规范[S].北京:中国计划出版社,2002.

[3]国家建设部,国家质量监督检验检疫总局.GB50068—2001建筑结构可靠度设计统一标准[S].北京:中国建筑工业出版社,2002.

[4]国家建设部,国家质量监督检验检疫总局.GB50009—2001建筑结构荷载规范(2006局部修订版)[S].北京:中国建筑工业出版社,2002.

[5]国家质量监督检验检疫总局.GB/T700—2006碳素结构钢[S].北京:中国标准出版社,2007.