螺栓法兰连接SRC柱抗震性能与可拆卸性能研究

门进杰,吴 熙,张 谦,李家富,霍文武

(1. 西安建筑科技大学 西部绿色建筑国家重点实验室, 陕西 西安 710055; 2. 西安建筑科技大学 土木工程学院,陕西 西安 710055;3. 中冶京诚工程技术有限公司,北京 100176; 4. 中国电力工程顾问集团西北电力设计院有限公司,陕西 西安 710075)

0 引言

为解决装配式建筑在施工过程中存在的大量湿连接、构件服役期满拆除难度大、预制构件无法回收利用等问题[1-2],国外学者提出了可拆卸结构体系的概念[3]。所谓可拆卸结构(demountable structure),是指通过有效设计使建筑结构的构件、部件等能够实现100%的预制化率,并在服役期结束后实现可拆卸,同时实现构件的重复使用[1]。

目前,对可拆卸结构的研究主要集中在框架结构体系。在可拆卸框架结构中,柱-柱连接节点的可靠性和可拆卸性至关重要,仅有少数学者对此进行了研究。LI等对使用单边螺栓进行连接的钢管混凝土柱-柱连接[4-5]以及使用盖板连接的钢柱-柱连接[6-7]进行了试验研究和数值模拟,结果表明,柱在受压荷载达到极限承载力的50%之前均可以进行拆卸。刘学春等[8]对法兰连接方钢管柱在拉弯剪复合作用下的受力性能进行了试验研究和数值模拟,并在加载结束后对法兰板厚度较小的试件进行拆卸,结果表明,法兰厚度增加能够提高柱的侧向刚度和水平承载力,降低法兰接触面的撬力。范俊伟等[9-10]通过一种三角盒限位装置实现在方钢管柱中高强度螺栓的单边拧紧,并对该拼接柱进行轴拉和轴压试验以及部分节点加载完成后的可拆卸性能进行研究,结果表明,该连接节点在受拉和受压极限承载力状态后,仍具有良好的可拆卸性能。HONG等[11-13]对可拆卸钢筋混凝土柱-柱连接进行了试验研究和数值模拟,并在试验结束后对试件进行拆卸,分析了该连接节点的可靠性。

由上述可知,目前对可拆卸结构及其连接节点的研究非常缺乏,不仅体现在连接构造、受力性能和可拆卸性能方面,还体现在可拆卸性能指标和设计方法方面。文中提出一种螺栓法兰柱-柱连接方式,并通过ABAQUS有限元软件对可拆卸型钢混凝土柱(demountable steel reinforced concrete column,DSRC柱)在低周往复加载下的破坏模式、抗震性能和可拆卸性能进行研究,提出由螺栓损伤系数和法兰板屈服程度所控制的可拆卸性能指标,并基于2种合理的破坏模式,提出了螺栓数量和法兰板厚度的设计建议。

1 螺栓法兰连接可拆卸型钢混凝土柱

1.1 螺栓法兰柱-柱连接构造和预期受力机理

文中提出一种可应用于不同结构类型和不同截面形状柱中的螺栓法兰柱-柱连接构造,其基本连接形式如图1(a)所示。上、下柱柱身与法兰板之间通过钢筋与法兰板的焊接以及混凝土与法兰板的摩擦进行传力;上柱和下柱之间通过法兰板和螺栓来传递轴力和弯矩,柱间剪力由摩擦型高强螺栓传递。除了上述基本构造,还可以在法兰板上内置型钢、内套筒和栓钉,以增强柱身与法兰板之间的连接能力;也可以在法兰板上设置加劲肋,以增强法兰板的抗屈曲能力,上述扩展连接形式如图1(b)所示。

图1 螺栓法兰柱-柱连接Fig. 1 Bolted flange column-column connection

在实际工程中,纵筋、型钢、内套筒等焊接在法兰板上,然后支模浇筑混凝土,完成装配柱的预制。在现场施工时,将上柱和下柱端部法兰板上的螺栓孔对齐,拧紧高强螺栓即可完成拼装。

需要说明的是,将上述连接构造和装配过程进行适当调整,即可用于钢结构柱-柱连接和组合结构柱-柱连接。此外,上述连接与楼板之间有一定距离,在实际工程中,该连接的存在并不影响楼板的施工。

文中以型钢混凝土矩形柱为例,对其抗震性能和可拆卸性能进行分析。在水平地震作用下,DSRC柱的受力情况如图2所示。为了研究所提DSRC柱的预期破坏位置、破坏模式及其影响因素等,文中引入反映法兰板连接位置的一个重要参数即柱高比λ,定义为上柱高度l1与整个柱子高度l0的比值,即λ=l1/l0。通过图2可以看出,λ还可以表示连接处和柱脚所受弯矩的比值,即λ=M1/M0。通过设计上下柱及连接处的抗弯承载力,DSRC柱的预期破坏模式可以分为以下2种情况:当连接处与柱脚设计承载力的比值大于λ时,此时,连接处承载力足够,破坏主要发生在下柱,连接处保持相对完好;当连接处与柱脚设计承载力的比值小于λ时,在地震作用下,连接处较早发生破坏,接着下柱发生破坏,上柱几乎不发生破坏。

图2 DSRC柱受力简图 图3 DSRC柱受力模型及尺寸配筋

为了研究DSRC柱的合理破坏模式及其影响因素,并为其可拆卸性能和设计方法研究提供基础数据,文中进行了DSRC柱的有限元建模和参数分析。

1.2 构件参数

共设计17个DSRC柱和1个SRC柱。型钢选用Q345钢,纵筋和箍筋的强度等级分别为HRB500和HRB400,混凝土强度等级为C40,构件总高度均为1 500 mm,DSRC柱上柱和下柱高度随柱高比的变化而有所不同。DSRC柱连接处螺栓选用10.9级M24的高强螺栓,法兰板选用Q345钢。构件的受力模型、具体尺寸和配筋见图3和表1。表1中构件编号的含义:字母D表示可拆卸型钢混凝土柱,字母B、Z、A和S分别表示研究参数为螺栓数量、柱高比、轴压比和含钢率,其后的数字表示随数字的增加参数值不断增大;第1个数字代表法兰板厚度(cm),构件编号中的“—”表示该构件为多组参数变化的对照构件。

表1 构件设计参数Table 1 Component design parameters

1.3 有限元模型的建立

1)材料本构

在建立模型时,钢筋、法兰板和型钢选取理想弹塑性模型,高强螺栓采用Von Mises屈服准则和考虑包辛格效应的双折线模型,钢材的具体本构参数见表2[14-15]。混凝土的材料本构模型按照GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[14]附录C进行确定。

2)接触定义及边界条件

在建模时,钢筋骨架采用T3D2桁架单元,混凝土、型钢、法兰板及高强螺栓均采用C3D8R实体单元。法兰板与型钢、纵筋端部的接触定义为绑定,钢筋骨架“嵌入”混凝土单元。混凝土与型钢、法兰板之间法向定义为硬接触,切向定义为库伦摩擦模型,摩擦系数为0.6[16];法兰板之间以及螺栓与法兰板的摩擦系数取0.35[15]。

边界条件定义为:柱顶释放竖直方向的平动、水平方向绕型钢截面强轴的平动和转动,约束其余方向的平动和转动,柱底完全固结。

表2 材料本构参数Table 2 Material constitutive parameters类别σy/MPaσu/MPaE/(×105MPa)Est/MPaνQ3453454702.060.03E0.3高强螺栓9361 0402.060.1E0.3HRB4004005402.000.01E0.3HRB5005006302.000.01E0.3图4 加载制度Fig. 4 Loading system

3)加载制度

轴向荷载通过轴压比[15]来控制;水平方向参考JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[17]在柱端施加水平往复位移荷载,加载制度如图4所示。

1.4 有限元建模的验证

文中有限元验证模型选自NZABONIMPA等在文献[11]中研究的端板垫板连接型钢混凝土柱(C1)。利用ABAQUS软件,采用1.3节的方法进行建模和加载。

1)破坏特征对比

在试验试件作动器行程达到108 mm时,远离加载点一侧的角筋与法兰板连接的螺母开始发生滑移,此时,有限元模型中纵筋与法兰板也发生了滑移[11],其局部状态对比如图5所示。当加载至屈服位移时,试件承载力开始下降,纵筋与螺帽脱离[12];最终,由于法兰板的严重变形,试件发生破坏。试验最终破坏时的有限元应力云图和试验破坏特征对比如图6所示,从图中可以看出,有限元模型中的应力发展和试验破坏现象基本一致,因此,有限元模型能较好地反映试件的真实受力。

图5 C1破坏状态局部对照 图6 C1有限元模型和试验试件最终破坏状态对比

2)滞回曲线、骨架曲线和刚度退化曲线对比

试件C1有限元模拟和试验的荷载-位移滞回曲线、骨架曲线以及刚度退化曲线如图7所示,各特征点参数如表3所示。其有限元和试验的滞回曲线均呈捏拢型,但在刚度退化曲线中,有限元模拟曲线的初始刚度高于试验试件的初始刚度。分析原因可能是试验中个别螺栓没有达到预紧力,使试验试件初始刚度偏低。试验试件的滞回曲线出现明显的下降段,且试验试件的屈服位移和峰值位移较大。分析原因是试验试件在加载过程中,有螺母脱离导致其正向抗弯承载力出现下降,其屈服位移和峰值位移变大,滞回曲线出现下降段[12],而在有限元模拟中,螺栓按照理想预紧力进行施加,且加载过程中预紧力不会减小。综上所述,可以采用上述建模分析方法对螺栓法兰连接可拆卸型钢混凝土柱进行受力分析。

表3 试件C1各特征点参数对比Table 3 Comparison of parameters of each characteristic point of specimen C1

图7 试验与有限元分析结果对比Fig. 7 Comparison of experiments and finite element analysis results

2 抗震性能分析

根据1.3节的建模方法和加载制度,对1.2节所设计的构件进行有限元建模,分析DSRC柱的破坏模式与预期是否一致,对比DSRC柱和SRC柱的抗震性能。

2.1 破坏过程及破坏模式

上述构件的破坏模式可以分为4种,其破坏时的典型应力云图如图8所示。

当λ≥1/2且法兰板厚度介于20～30 mm,或λ≤1/3时;此时连接处刚度足够,DSRC柱的破坏主要发生在下柱(称为下柱破坏)。以D3-A3为例,从图8(a)、(b)可以看出,其破坏特征与SRC柱基本一致。在加载初期,构件D3-A3的下柱和SRC的柱脚混凝土发生受压破坏,纵筋受压屈服;接着2个构件的型钢翼缘和腹板相继发生屈服,承载力逐渐下降,构件破坏。此时,D3-A3的上柱和法兰板仍处于弹性状态,极少数螺栓由于受拉而进入弹塑性阶段,连接性能良好,与预期破坏基本一致。

从图8(c)～(e)可以看出,随着DSRC柱连接处与柱脚设计承载力比值的减小,连接处在加载过程中也发生破坏,不同构件连接处的破坏特征相似,均为法兰板受拉屈服,该侧螺栓进入弹塑性或塑性阶段。

图8 构件最终破坏形态下的应力云图Fig. 8 Stress cloud image of component in final failure state

当λ为1/2、法兰板厚度为10 mm、螺栓数量为16时,以构件D1Z2为例,其前期的破坏过程与构件D3-A3基本一致,当下柱型钢腹板屈服后,连接处发生破坏,随后构件承载力下降,构件破坏。该种破坏模式与预期破坏基本一致。当连接处与柱脚的设计承载力比值继续减小,即其他条件不变下,λ增加至2/3时,以构件D1-Z3为例,连接处在下柱纵筋受压屈服后发生破坏,且破坏逐渐向上柱延伸,最终上柱的型钢翼缘屈服、混凝土发生严重破坏。当λ为2/3,螺栓数量为12或8时,此时由于螺栓数量的减少,连接处传递力矩的作用减弱,以构件D1B1为例,连接处的破坏依然发生在下柱纵筋屈服后,但在该破坏模式下上柱混凝土先于下柱混凝土发生破坏,且最终由于上柱混凝土破坏严重,构件承载力逐渐下降,构件破坏。根据破坏位置的不同,将上述3种破坏模式分别称为下柱及其连接破坏,上柱、下柱及其连接破坏和上柱及其连接破坏。

2.2 滞回曲线

典型构件的滞回曲线如图9所示。结合DSRC柱的破坏模式来看,发生下柱破坏、下柱及其连接破坏的DSRC柱以及SRC柱的滞回曲线均呈饱满梭形,耗能能力较强,分析原因是连接处刚度和承载力足够,荷载能够有效地向下柱传递,从而使整个构件均能有效地参与耗能。发生上柱、下柱及其连接破坏和上柱及其连接破坏的DSRC柱滞回曲线出现捏缩现象,分析原因是由于加载过程中上柱和连接处较早发生破坏,导致荷载不能够有效地传递至下柱,因此,下柱的耗能能力得不到完全发挥,构件整体耗能能力降低。

如图9(a)、(b)和图9(a)、(h)所示,在其他因素不变的情况下,法兰板厚度由10 mm增加到20 mm或当法兰板厚度为10 mm、柱高比由2/3减小至1/2时,DSRC柱滞回曲线逐渐由弓形变为梭形。分析原因是连接处的承载能力逐渐大于所受外荷载,上柱所受荷载不断向下柱传递,下柱所承担的荷载和耗散的能量逐渐增加。当连接处承载力足够时,此时整个构件均已参与耗能,继续增加法兰板厚度或减小柱高比,对构件耗能能力和承载能力的提升较小。另外,在保持其他因素不变的条件下,增加螺栓数量、含钢率或轴压比,也会在一定程度上提高DSRC柱滞回曲线的饱和程度。

图9 构件柱滞回曲线对比Fig. 9 Comparison of hysteresis curve of components

2.3 骨架曲线

不同参数对DSRC柱骨架曲线的影响以及SRC柱与DSRC柱的对比如图10所示。采用通用弯矩法[18]计算得到构件主要特征点参数如表4所示。其中,极限点为承载力下降到峰值荷载的85%时对应的点。

由图10和表4可知,变化参数对DSRC柱初始刚度基本没有影响。

表4 各构件的主要模拟结果Table 4 Main simulation results of each component

续表

图10 构件骨架曲线对比Fig. 10 Comparison of skeleton curve of components

当法兰板厚度由10 mm增加到20 mm或柱高比由2/3减小到1/2时,其峰值位移的下降最为显著,分别为33.22%、33.33%。分析原因是由于连接处承载力增加或所受荷载减小,使上下柱之间的力矩能有效地进行传递,下柱内力增加,上柱和法兰的变形减小,峰值位移下降,构件整体承载能力提高。

当法兰板厚度为10 mm、螺栓数量由8X增加至12X时,构件极限位移增幅最大,为18.64%。分析原因是螺栓数量的增加使连接处刚度和承载力增加,在荷载传递过程中,下柱所分担的荷载增大,构件整体承载力提高,构件的极限位移也随着荷载的增加而进一步增大。

轴压比的增加能够抑制混凝土内部微裂缝的发展以及螺栓应力的增加,使构件峰值荷载后承载力的下降更为缓慢。含钢率的增加使内部型钢及所包围的混凝土变形能力增加,承载能力也有所提高。构件SRC与构件D3-A3的骨架曲线基本一致,表明在连接处承载力设计合理的情况下,DSRC柱与SRC柱具有相似的承载能力和变形能力。

L-C为下柱及其连接破坏; UL-C为上柱、下柱及其连接破坏; U-C为上柱及其连接破坏。

2.4 耗能能力

采用等效黏滞阻尼系数ζeq来评价构件的耗能能力[17],各构件在峰值荷载下降至85%时的等效粘滞阻尼系数如图11所示。发生上柱及其连接破坏和上柱、下柱及其连接破坏的构件的耗能能力低于发生下柱破坏和下柱及其连接破坏的构件。分析原因是上柱和连接处的破坏影响了上下柱之间力矩的传递,使下柱不能有效参与耗能,构件耗能能力较低。构件SRC与构件D3-A3的耗能能力基本一致,表明在连接处设计合理的情况下,DSRC柱能够有效地耗散地震能量。

法兰板厚度、螺栓数量、轴压比、含钢率的增加或柱高比的减小也能够在一定程度上提高DSRC柱的耗能能力,其中,法兰板厚度的增加和柱高比的减小对DSRC柱耗能能力的提升最明显,即根据受力情况对法兰进行合理设计是提高DSRC柱在地震中耗散能量的关键。

图11 等效黏滞阻尼系数Fig. 11 Equivalent viscous damping coefficient表5 位移延性系数Table 5 Displacement ductility coefficient构件μD1-Z316.16D2-Z3-S314.91D3-A314.74D1B115.13D1B216.34D1B314.65构件μD2B114.94D2B214.87D2B314.71D1Z113.93D1Z215.20D2Z114.05构件μD2Z214.50D2S115.71D2S215.76D3A19.96D3A213.32SRC13.89

2.5 延性分析

采用位移延性系数μ来评价构件的延性,通过构件极限位移和构件屈服位移的比值[17]计算得到的构件位移延性系数如表5所示。

构件D3-A3和SRC的位移延性系数十分接近,均具有良好的延性。随着法兰板厚度的增加,DSRC柱的变形能力有所降低,其延性也逐渐降低。当法兰板厚度较小时,随着螺栓数量的增加,位移延性系数先增加后减小,但变化不大。随着柱高比和轴压比的增加,构件位移延性系数不断增加,其中,轴压比由0.1增加至0.15时,构件延性提高较为显著。

3 可拆卸性能

通过对18个构件抗震性能的分析可知,发生下柱及其连接破坏和下柱破坏的构件抗震性能较好,将这2种破坏模式统称为第1类破坏,将上柱、下柱及其连接破坏和上柱及其连接破坏统称为第2类破坏。针对第1类破坏模式下的构件,文中提出以下可拆卸性能指标来进一步分析DSRC柱在服役期结束后的可拆卸性能。

3.1 可拆卸性能指标

结合对DSRC柱破坏模式的分析可知,当连接处发生破坏时,法兰板表现为受拉屈服,该侧螺栓逐渐进入弹塑性或塑性阶段。因此,文中提出螺栓损伤系数η和法兰板屈服程度w这2个指标作为衡量DSRC柱在弹塑性层间位移角限值下(1/50)[17]的可拆卸性能指标,分别采用式(1)和式(2)进行定义:

(1)

式中:σ0为螺栓损伤强度;σy为螺栓屈服强度;σu为螺栓的极限强度。

(2)

式中:Sy为法兰板发生屈服后的屈服面积;S为法兰板的面积。

3.2 可拆卸性能分析

根据可拆卸性能指标,对发生下柱破坏和下柱及其连接破坏的13个构件进行计算分析,得到结果如表6所示。

表6 螺栓损伤系数和法兰板屈服程度Table 6 Damage coefficient of bolt and yield degree of flange plate

从表6中可以看出,在所分析的构件中,w≤0.2。构件D2B1和D2B2由于连接处螺栓数量较少,单个螺栓所承受的拉力较大,部分螺栓较早进入弹塑性阶段,以至于η较大,除此之外,其余构件均为η≤0.20。因此,在满足相应的承载力条件下,适量增加螺栓数量能够更好的提升构件的可拆卸性能。综上,文中将w≤0.2且η≤0.20时,定义为DSRC柱的可拆卸阶段,即当连接处的受力满足该条件时,均可进行拆卸。

4 螺栓法兰连接设计建议

根据分析可知,柱高比、法兰板厚度和螺栓数量是影响DSRC柱的抗震性能和可拆卸性能的主要因素。现提出螺栓数量和法兰板厚度的设计建议,并根据柱高比的不同对螺栓数量计算公式做出相应的调整。

4.1 螺栓数量设计

根据有限元模拟结果可知,在水平荷载作用下整个螺栓法兰连接绕中性轴发生旋转,因此,文中提出确定螺栓数量的受力简图如图12所示。

图12 螺栓法兰连接受力简图Fig. 12 Bolt flange connection stress diagram

由图12分析可知,当连接处受到外荷载产生的弯矩M1作用时,法兰板边缘所受的应力最大;为安全起见,取法兰板边缘处所受应力作为整个法兰板的应力。在有限元模拟中,连接处的破坏多为螺栓受拉破坏,因此,将法兰板上所受的最大拉力值NM按式(3)进行计算:

(3)

参考GB 50936—2014《钢管混凝土结构技术规范》[19]和DL/T 5154—2002《架空送电线路杆塔结构设计技术规定》[20]中内力均分的螺栓数量计算思路。将法兰板划分若干块等分面积的法兰板,如图12所示。每块法兰板上所受拉力由螺栓承担,得到连接处在同时承受轴力和弯矩下的螺栓数量的计算公式为:

(4)

为进一步分析柱高比和轴压力对螺栓数量取值的影响,采用式(4)对抗震性能和可拆卸性能较好的构件进行计算。得到计算值、模型中实际取值以及计算值与实际值的比值,如表7所示。

表7 DSRC柱螺栓数量对比Table 7 Comparison of the bolts number of DSRC column

从表7可以看出,在连接处受力较小时,即λ≤1/3时,如构件D1Z1和D2Z1所示,此时通过式(4)计算得到的螺栓数量较少,螺栓数量应考虑满足规范的构造要求[15]。当连接处受力增加,如构件D1Z2和D2Z2所示,此时所施加的轴压力对构件连接处抗弯承载力提高不明显,因此,偏于安全考虑,当1/3<λ<2/3时,不考虑轴压力对螺栓数量的影响。当λ≥2/3时,此时通过上述公式所计算的螺栓数量满足受力要求,但在地震作用下可能会由于一些螺栓所受拉力过大,导致螺栓损伤系数过大,不满足相应的可拆卸性能,因此,文中通过对相应构件的实际值和计算值进行线性拟合,得到修正系数μf为1.193,为方便计算,取μf为1.20。

综上,文中对连接处受弯矩和轴压力共同作用下的螺栓数量计算公式修正如下:

当λ≤1/3时,螺栓数量按规范构造要求取值;

当1/3<λ<2/3时:

(5)

当λ≥2/3时:

(6)

从式(5)、式(6)可以看出,文中构件轴压比虽不大,但在分析过程中考虑轴压比的影响规律后对公式进行了一些修正,有一定的安全储备,因此,修正后的螺栓数量计算公式也可适用于中等或高等轴压比构件。

4.2 法兰板厚度设计

在螺栓数量的计算中,连接处所承受的弯矩和轴力都由螺栓来承担,并根据不同柱高比对螺栓数量进行了修正,得到了相对准确且偏于安全的螺栓数量取值。因此,在计算法兰板厚度时,参考相关规范[19-20]中的内力均分的设计思路,将外圈法兰板按照所计算的螺栓数量划分为若干等分区域,并假定螺栓在所属法兰板区域均匀传力,如图13所示。

图13 法兰板受力计算简图Fig. 13 Calculation diagram of flange plate force

由图13可知,法兰板所受均布荷载为:

(7)

单位宽度法兰板(即l=1)所受最大弯矩为:

Mmax=βqy2

(8)

式中:β为弯矩系数,按GB 50936—2014《钢管混凝土结构技术规范》[19]表7.3.7取值。

法兰板以对称轴为中性轴,则单位宽度法兰板弯矩抵抗矩为:

(9)

式中:tf为法兰板厚度。

法兰板截面正应力应满足:

(10)

式中:f为法兰板抗弯承载力设计值。

最终得到法兰板厚度的计算公式为:

(11)

利用式(11)分别计算螺栓数量为12和16时的法兰板厚度,得到结果为19.8、21.89 mm,最终取值为20、22 mm。与有限元分析中构件的取值吻合较好,利用式(11)进行计算的结果相对准确。

上述螺栓数量和法兰板厚度的计算公式中,综合考虑了柱高比和轴压力的影响,能够得出相对准确的计算结果。因此,在文中DSRC柱的受力状况下,可采用上述公式对螺栓法兰连接进行设计计算。

5 结论

本研究利用ABAQUS对17个螺栓法兰连接可拆卸型钢混凝土柱和1个型钢混凝土柱进行了数值模拟,通过低周往复加载的方法分析了各构件的抗震性能和可拆卸性能,结论如下:

1)DSRC柱的破坏模式主要与法兰板厚度和柱高比λ有关。共有2类破坏模式,第1类破坏发生在λ≤1/2、或λ≥2/3且法兰板厚度较大时。第2类破坏发生在λ较大且法兰板厚度较小时。

2)第1类破坏模式下DSRC柱的滞回曲线饱满,耗能能力较强,延性较好,表现出与SRC柱相似的抗震性能。第2类破坏模式下构件的滞回曲线出现捏缩现象且耗能能力较差。

3)提出法兰板屈服程度w和螺栓损伤系数η作为DSRC柱的可拆卸指标。通过对第1类破坏模式下的构件分析,得出2个指标均须满足小于等于0.20的限值,以实现DSRC柱的可拆卸。

4)提出关于螺栓数量和法兰板厚度的相关设计建议。综合考虑轴压力和可拆卸指标等因素,对不同柱高比λ下的螺栓数量计算公式做出修正:当λ≤1/3时,螺栓数量按照规范中构造要求取值;当1/3<λ<2/3时,不考虑公式中轴压力对螺栓数量的影响;当λ≥2/3时,计算公式乘以修正系数1.20。