PKPM钢结构设计规范理解与应用

PKPM钢结构设计规范理解与应用

第 1 章 概 述 1.1《 钢结构设计规范 》 的历史 解放初期： Н ИТУ 1- 46 1955 年： Н ИТУ 121- 55 1974 年： TJ 17- 74 1988 年： GBJ 17-88 2003 年 : GB50017 1.2 设计文件中对材料质量的要求 规范规定：设计文件中应注明 “ 采用的钢材牌号，连接材料的型号 ( 或钢号 ) 和对钢材所要求的力学性能、化学成分及其它的附加保证项目。此外，还应注明所要求的焊缝形式、焊缝质量等级、端面刨平顶紧部位及对施工的其它要求。 ” 钢结构设计文件 中应注明的这些内容与保证工程质量密切相关，因此将本条确定为强制性条文。 第 2 章 材 料 2.1 钢结构对材料的要求 1. 较高的抗拉强度及屈服点； 2. 较高的塑性和韧性； 3. 良好的工艺性能（冷加工、热加工、可焊性）。 2.2 钢材的种类和牌号 1. 规范推荐的钢材牌号   普通碳素钢： Q235 ( 相当于旧标准的 3 号钢 ) 普通低合金钢： Q345 ( 相当于旧标准的 16Mn 、 12MnV 、 14MnNb 16MnRE 、 18Nb ) Q390 ( 相当于旧标准的 15MnV 、 15MnTi 、 16MnNb ) Q420 ( 旧标准的 15MnVN 、 14MnVTiRE ) 钢材的质量等级 分 A 、 B 、 C 、 D 、 E 级（ E 级仅用于 Q345 、 Q390 、 Q420 等低合金钢）。 钢材的基本保证项目： （ 1 ）抗拉强度、屈服点、伸长率； （ 2 ）化学成分：硫、磷、 锰、碳 （ Q235-A 不作交货条件）； （ 3 ）冷弯试验、冲击韧性（ +20  、 0  、 -20  ）。 第（ 3 ）项 A 级钢不保证，必要时可附加冷弯试验的要求。 规范对用于承重结构的钢材应具有的强度、塑性、韧性等力学性能和化学成分等合格保证项目作出了规定。 “ 承重结构采用的钢材应具有抗拉强度、伸长率、屈服强度和硫、磷含量的合格保证，对焊接结构尚应具有碳含量的合格保证。 焊接承重结构以及重要的非焊接承重结构采用的钢材还应具有冷弯试验的合格保证。 ” 2. 其他可选用或代用的钢材 （ 1 ） “ 高层建筑结构用钢板 ” YB4104 特点： a. 降低硫、磷含量和焊接碳当量； b. 提高屈服点、缩小其波动范围； c. 提高冲击功、增加弯曲试验； d. 保证厚度方向性能到 Z35 （数字为厚度方向截面收缩率 % ）。 （ 2 ） “ Z 向钢 ” GB/T 5313 厚板容易出现层状撕裂，这对沿厚度方向受拉的接头来说是很不利的，因而需要采用厚度方向性能钢材。 特点： a. 降低含硫量（仅为一般钢材的 1/5 或以下）； b. 提高截面收缩率（ Z15 、 Z25 、 Z35 ） 我国建筑抗震设计规范和建筑钢结构焊接技术规程中均规定厚度大于 40mm 时应采用厚度方向性能钢材。 （ 3 ） “ 优质碳素结构钢 ” GB699 （ 4 ） “ 桥梁用结构钢 ” GB/T714 （ 5 ） “ 锅炉用碳素钢和低合金钢 ” GB713 （ 6 ） ” 船体用结构钢 ” GB712 （ 7 ） “ 压力容器用钢板 ” GB6654 （ 8 ） “ 耐侯钢 ” — 〈 高耐侯性结构钢 〉GB/T4171 〈 焊接结构用耐侯钢 〉GB/T4171 （ 9 ） “ 钢铸件用钢 ” GB11352 符号： ZG-200-400 、 ZG-270-570 屈服点 抗拉强度 2.4 钢结构的连接材料 1. 手工焊焊条 E43××—— 适用于 Q235 ； E50××—— 适用于 Q345 ； E55××—— 适用于 Q390 、 Q420 。 ×× 表示焊接电源种类及药皮类型，见表 2.11 、 2.12 。 2. 自动（半自动）埋弧焊的焊丝与焊剂 焊丝： H08A Q235 H08MnA H08MnA Q345 焊剂： 431 型 H10MnSi H10MnSi Q390 、 Q420 H08Mn2Si 选用原则：焊缝金属的力学性能不低于母材。 3. 普通螺栓 精制螺栓 —— A 、 B 级 普通螺栓的 A 、 B 级，根据 现行国家标准 GB5782-86 ，其材料不是 3 号钢，而是 5.6 级、 8.8 级和 10.9 级等。 A 、 B 级螺栓都是以前的“精制螺栓”，质量标准要求相同。 A 级螺栓用于 d 24mm 和 L （螺栓公称长度） 10 d 或 L  150mm （按较小值）； d 或 L 较大者为 B 级螺栓。 粗制螺栓 —— C 级 分 4.6 级和 4.8 级。 4. 高强度螺栓 高强度螺栓的性能等级： 8.8 级、 10.9 级。 大六角头螺栓 扭剪型高强度螺栓 （ 10.9 级） 第 3 章 基本设计规定 3.1 设计原则 1. 设计方法 承载能力极限状态和正常使用极限状态是结构或构件设计及计算的依据，钢结构设计一般采用概率极限状态设计方法。但由于现阶段对疲劳计算的可靠度理论问题尚未解决，所以钢结构的疲劳强度计算只能沿用传统的按弹性状态计算的“容许应力幅”的设计方法， 容许应力幅  是根据试验结果 得到，故应采用荷载标准值进行计算。另外，疲劳计算中采用的计算数据大部分是根据实测应力或疲劳试验所得，已包含了荷载的动力影响，亦不再乘动力系数。 钢结构设计规范对结构或构件承载能力的计算一般采用应力表达式。根据 《 建筑结构荷载规范 》 ，当按承载能力极限状态设计钢结构时，对于基本组合，内力设计值应从由可变荷载效应控制的组合和由永久荷载效应控制的组合中取最不利值考虑。钢结构自重较小，一般是由可变荷载效应控制设计，只有当采用钢筋混凝土楼面（或屋面）板或有积灰的屋盖结构以及特殊情况才有可能由永久荷载控制设计。对荷载效应的偶然组合，本规范参照统一标准只作出了原则性的规定，具体的设计表达式及各项系数应符合专门规范的规定。 2. 钢结构的安全等级 按照现行国家标准 《 建筑结构可靠度设计统一标准 》 的规定，对破坏后果很严重的重要的房屋，安全等级为一级；对破坏后果严重的一般的房屋，安全等级为二级。 由于 《 统一标准 》 是对各设计规范的统一指导，不可能针对各种结构规范给出具体建议。本规范根据对我国已建成的建筑物采用概率统计方法分析的结果，一般工业与民用建筑钢结构，按照 《 统一标准 》 的分级标准，安全等级多为二级，故规定可取为二级。 对于其它特殊的建筑钢结构，其安全等级应根据具体情况另行确定。如对于跨度等于或大于 60m 的大跨度结构则宜取为一级。 由于本规范定位为不抗震设计，故所有条文均是针对不考虑抗震的情况而制定。当按抗震要求设计时，不再分安全等级，而应按现行国家标准 《 建筑抗震设防分类标准 》GB50223 的规定来确定建筑物的抗震设防类别。 3. 结构的重要性系数  0 《 建筑结构可靠度设计统一标准 》7.0.3 条注 “ 对设计工作寿命为 25 年的结构构件，各结构规范可根据各自情况确定  0 值 ” 。钢结构设计规范根据工作寿命 50 年时取  0 ＝ 1.0 ，工作寿命 5 年时取  0 ＝ 0.9 ，故规定工作寿命 25 年时取  0 ＝ 0.95 。 4. 关于吊车荷载的最不利组合 88 规范在计算吊车梁挠度时对吊车荷载取由两台吊车产生的最不利组合，新规范改为由一台吊车加自重进行计算（相应挠度容许值有所调整）。 理由是： ① 符合 “ 正常使用极限状态 ” 的要求； ② 与多数国外规范相一致。 3.2 荷载和荷载效应计算 新修订的钢结构设计规范强调了对设计原则的指导。突出设计原则是目前各国规范的共同特点，早期的规范条文以试验或实践经验为主，故条文简单具体。随着结构形式越来越复杂，规范的任务不再仅限于提供计算公式和具体数据，而是应给予设计原则的指导。因此，规范补充了有关设计原则的有关条文。 1. 屋面活荷载 新 修订的 《 建筑结构荷载规范 》 将不上人的屋面均布活荷载标准值统一规定为 0.5kN/m 2 （原规范分 0.3 、 0.5 、 0.7kN/m 2 三级）。 对不上人的屋面均布活荷载，较早的荷载规范取 0.3kN/m 2 ，后发现对重屋面偏低， 74 规范改为 0.5kN/m 2 。采用概率极限状态设计法后发现对以恒载为主的结构（混凝土结构）可靠度下降，故又提高到 0.7kN/m 2 。 新修订的荷载规范增加了以恒载为主的不利组合式，屋面活荷载中主要考虑的仅是施工荷载即偶然因素的不利影响，故又恢复到 0.5kN/m 2 。但注明“对不同结构可按有关设计规范作 0.2kN/m 2 的增减”。新修订的 《 钢结构设计规范 》 规定“对支承轻屋面的构件或结构，当仅有一个可变荷载且受荷面积超过 60m 2 时，取 0.3kN/m 2 ” 。这与原 规定有所不同，应注意檩条的计算。 对重屋面由于增加了以永久荷载为主的组合，不再提高屋面活荷载。 2. 吊车的卡轨力 原规范参考苏联规范，对重级工作制吊车梁，将荷载规范规定的横向水平荷载乘以增大系数以考虑由吊车摆动引起的横向水平力（即卡轨力，荷载规范只规定了小车的制动力），现改为按下式计算： H K =  P kmax 式中， P kmax 为吊车轮压标准值；系数  ＝ 0.1 （一般软钩吊车）， 0.15 ( 抓斗、磁盘吊车 ) 和 0.2 （硬钩吊车）。卡轨力不与横向水平力同时考虑，此外，与吊车工作制及连接无关。 根据 《 起重机设计规范 》 （ GB3811-83 ） ，按吊车利用等级（即循环次数，分为 U 0 -U 9 等 10 级）和载荷状态（载荷谱系数 K p 有轻、中、重、特重等 4 级）综合划分吊车工作级别为 A1  A8 级。本规范一般所指轻级工作制即 A1  A3 级；中级为 A4  A5 级；重级为 A6  A8 级（其中 A8 为特重级）。但对吊车工作制的界定不能死搬硬套吊车工作制与吊车工作级别的一般对应关系，而应根据吊车的具体操作情况确定。 3. 框架结构的内力分析 新增有关内力分析的设计原则。 一阶弹性分析 （几何线形） ： 按结构变位前的轴线建立结构 变形与荷载之间的平衡关系； 二阶弹性分析（几何非线形） ： 按结构变位后的轴线建立结构 变形与荷载之间的平衡关系。 规范规定 “ 对 >0.1 的框架结构（一般指无支撑纯框架结构），宜采用二阶弹性分析 ” 。此处  N 为所计算楼层各柱轴压力之和；  H 为所计算楼层及以上各层水平力之和； h 为所计算楼层的高度；  u 为所计算楼层按一阶分析的层间侧移。 判断式中 可用层间侧移容许值代替。 （ 1 ） 采用二阶分析时，应在每层柱顶附加考虑假想水平力（概念荷载） H ni ： 式中， Q i 为第 i 楼层的总重力荷载设计值； n s 为框架总层数；  y 为钢材强度影响系数； Q235 钢 ,  y =1.0 ； Q345 钢 ,  y =1.1 ； Q390 钢 ,  y =1.2 ； Q420 钢 ,  y =1.25 。 等式右端的根号为折减系数，考虑当柱子较多时初始侧移有正有负，缺陷相互抵消。 （ 2 ） 规范提出了采用二阶弹性分析时杆端弯矩的近似计算方法 ： M 2 ＝ M 1b +  2 i M 1s ； 式中 M 1b 、 M 1s ── 分别为框架无侧移或有侧移时按 一 阶弹性分析求得的杆端弯矩；  2i ── 考虑二阶效应第 i 层杆件的侧移 弯矩增大系数。 框架结构的一阶弹性分析 3.3 设计指标 1. 钢材的强度设计值 （ 1 ）钢材抗拉、压、弯时的强度设计值为 f y /  R 。  R 为抗力分项系数，新规范对 Q235 钢取  R =1.087 ；对 Q345 、 Q390 和 Q420 钢，  R ＝ 1.111 。这样对 Q345 钢来说，比原规范的 16Mn （  R ＝ 1.087 ）强度设计值有所降低。原因： ① Q345 钢包括旧标准的 5 种钢材，统计资料不足； ② 近年来发现 16Mn 钢质量不理想，稍厚（当 t >20mm ）就容易分层。 （ 2 ） 钢材的强度设计值与厚度有关，钢材越薄，辊轧的次数越多，强度越高。新规范将 钢材厚度增加到 100mm （原规范 3 号钢  50mm ， 16Mn 和 15MnV 钢 36mm ），这是因为厚板的应用越来越广。其实，厚板的统计资料尚不够充分。 （ 3 ） 钢材的抗剪强度设计值 按能量强度理论，取： （ 4 ） 端面承压强度设计值 由于端面承压强度是验算构件极小区域的压应力，其强度设计值允许超过材料的屈服点而接近其最低极限强度，因此钢材的端面承压强度远远高于一般抗压强度，但此强度设计值只有在构件之间的接触面为刨平顶紧时才能达到。 因为现行国家标准规定的钢材的最低极限强度不随钢材厚度而变，所以端面承压强度设计值与厚度无关。 2. 连接的强度设计值 连接的强度设计值主要根据过去采用容许应力法计算时的各种容许应力换算而得，其中角焊缝和承压型高强度螺栓有一定数量的试验数据，强度设计值是根据这些试验数据并参考国外规定确定的。经可靠度分析，所有连接的可靠度均大致等于或略高于构件的可靠度。 焊缝的分级与检验 焊缝的强度与质量等级有关，质量等级的划分与焊缝质量检验有关，是根据 《 钢结构工程施工质量验收规范 》GB50205 划分的，共分为一、二、三级。 三级焊缝 —— 只作外观检查； 二级焊缝 —— 除作外观检查外，加超声波探伤； 一级焊缝 —— 除作外观检查外，加超声波探伤、 X 射线或 射线。 角焊缝探伤不准，只能为三级。 （ 1 ）焊缝的强度设计值中，对接焊缝只有抗拉和抗压的取值，抗弯强度分别按抗弯中的受压部分取抗压强度设计值，受拉部分取抗拉强度设计值采用。焊缝金属为焊条熔敷金属与钢材金属的混合体，其强度一般高于钢材的强度，但焊缝质量对强度有很大影响，规范规定：焊缝质量为一、二级时，对接焊缝的抗拉强度设计值与母材相等； 焊缝的质量等级仅影响三级焊缝的抗拉强度，因此 三级时取为母材抗拉强度的 0.85 倍。 对于质量等级为一、二级的对接焊缝，按照现行国家标准 《 钢焊缝手工超声波探伤方法和探伤结果分级 》GB11345-89 的规定，仅适用于厚度不小于 8 mm 的钢材。根据钢结构施工单位的经验，亦认为厚度小于 8mm 的钢材，其对接焊缝用超声波检验的结果不大可靠，而应采用 X 射线探伤。否则，对 t 8mm 钢材的对接焊缝，其强度设计值只能按三级焊缝采用。 （ 2 ）普通螺栓中的 A 级和 B 级螺栓的强度等级分为 5.6 级和 8.8 级两种，其抗拉和抗剪强度设计值是参照前苏联 81 规范取用的，可用于一个或多个螺栓。 C 级螺栓的抗拉和抗剪强度设计值也是参照前苏联 81 规范取用的。 （ 3 ）高强度螺栓连接有承压型和摩擦型之分，由于采用的设计准则不同，其承载力计算亦不相同。 8.8 级普通螺栓与 8.8 级承压型高强度螺栓的性能等级相同，其区别在于： （ 1 ）承压型高强度螺栓要求施加预拉力； （ 2 ）承压型高强度螺栓的孔径要求低于普通螺栓，因此，其抗剪强度低于普通螺栓，但抗拉强度相同（见材料表中的强度设计值）。 3. 强度设计值的折减系数 规范所规定的强度设计值是结构处于正常工作情况下求得的，对一些工作情况处于不利的结构构件或连接，其强度设计值有所降低。所以补充规定，在某些特殊情况下钢材的强度设计值应乘以相应的折减系数。例如单面连接的单角钢等。 3.5 结构或构件变形的规定 1. 受弯构件的挠度 受弯构件的挠度容许值改为考虑两种情况： ［ v T ］ —— 恒载＋活荷载作用下的挠度容许值， 主要是观感要求； ［ v Q ］ —— 活荷载作用下的挠度容许值，主要是 使用要求。 （ 1 ）当有实践经验或有特殊要求时可作适当调整。 （ 2 ）注意变形叠加现象。 2. 框架结构在风荷载作用下的水平位移 （ 1 ）新规范增加了对单层及多层框架柱柱顶位移的限制值，但经验积累不足，主要参考国外及相近规范。注意纯框架结构水平侧移的计算应考虑二阶效应。 （ 2 ）控制厂房柱在吊车梁处的水平变形是为了保证桥式吊车的正常运行。有些单位认为 88 规范的规定偏严，因研究工作量大，新规范仅缩小为验算范围至冶金厂房和类似车间中有 A7 、 A8 级吊车的跨间。 第 4 章 受弯构件的计算 4.1 梁的强度 规范规定梁的强度设计应考虑以下几项： 1. 梁的抗弯强度计算  ＝ ≤ f 2. 抗剪强度  ＝ ≤ f v 规范取 试验证明可达到（ 1.2~1.6 ） f ，有些国家规范取至极限剪应力，如美国 AISC 取 f v = 0.667 f 。 3. 局部承压强度 固定集中荷载处无支承加劲肋或有移动集中荷载，应验算局部压应力。规范假定集中荷载从作用点处以 1:2.5 和 1:1 扩散： 承压强度  c ＝ ≤ f ， 4. 复杂应力作用下的强度： 适用范围： 组合梁 腹板的计算高度 h 0 处同时受有较大 或 时，应验算折算应力。 计算公式： —— h 0 边缘同一点处应力， 以拉为正， 压为负。 —— 计算折算应力的强度设 计值增大系数。 异号时， 同号或 ， 4.2 梁的整体稳定 1. 计算公式 梁的整体稳定性按下式计算：  b 实质为临界 应力与屈服点的比 值。 M cr 为临界弯矩： 影响 M cr 的因素： EI y — 梁的侧向抗弯刚度 GI t — 梁的自由扭转刚度 l 1 — 梁受压翼缘的自由长度，受压翼缘侧向 支承点之间的距离 β — 与荷载形式、梁端支承方式、横向荷载 作用位置等有关 其他：初始缺陷、材料性能、截面塑性发展情况。 2. 整体稳定系数的非弹性修正 当 时，梁已进入非弹性工作阶段， σ cr 明显降低， 在梁整体稳定计算中，此时应对整体稳定系数进 行弹塑性修正， 即： 焊接 H 型钢的残余应力 3. 增强梁整体稳定的措施 提高梁整体稳定承载力的关键是增强梁的抗侧移及扭转刚度，当满足一定条件时，就可以保证在梁强度破坏之前不会发生梁的整体失稳。 （ 1 ） 密铺 刚性铺板 ，并与梁受压翼缘连牢 a. 现浇钢筋混凝土板； b. 预制钢筋混凝土板，需有四角预埋件与钢梁焊接； c. 压型钢板有一定数量的抗剪件； d. 钢板应采用间断焊缝或栓钉焊于钢梁翼缘。 （ 2 ）设置梁的侧向支撑 侧向支撑作用是为梁提供侧向支点 ，减小梁受压翼缘的自由长度 l 1 ， 减小侧向计算长度，故要求侧向支撑应可靠，能有效地承受梁侧弯产生的侧向力（实际为弯曲剪力）。 （ 3 ）夹支支座 梁为侧向弯曲扭转失稳，所以支座处应采取措施限制梁的扭转。 4.3 梁的局部稳定 同轴压构件一样，为提高梁的刚度与强度及整体稳定承载力，应遵循“肢宽壁薄”的设计原则，从而引发板件的局部稳定承载力问题。 1. 受压翼缘板的局部稳定 可视为单向均匀受压板 根据弹性稳定理论，矩形弹性薄板在周边应力作用下的临界条件可用下式表达： 式中  —— 嵌固系数，其值取决于梁翼缘对腹板的 嵌固程度。当梁翼缘扭转受到约束时，翼缘对腹板的嵌固程度较强，可取  =1.66 ；当梁翼缘扭转未受约束时，翼缘对腹板的嵌固程度较弱，可取  =1.23 。 k —— 板的屈曲系数，与板边的支承条件及板的受力情况（受压、受弯或受剪）有关。 采用限制宽厚比的方法（等强原则） （ 1 ）受压翼缘板的悬伸部分： 按弹性设计时可放宽，此时 γ x =1.0 （ 2 ）箱形梁翼缘板在两腹板之间的 部分： 2. 梁腹板局部稳定的设计计算 新规范规定，对承受静力荷载和间接承受动力荷载的组合梁宜考虑腹板屈曲后强度，计算腹板的抗弯和抗剪承载力。对直接承受动力荷载的吊车梁及类似构件或其它不考虑屈曲后强度的组合梁腹板的局部稳定，则通常采用设置加劲肋的办法来保证。 88 规范以薄板弹性稳 定临界力为基础，推出了 梁加劲肋间距的近似计算 公式。 梁腹板在各种应力单独作用下发生局部失稳时的临界应力统一用下式表达： 弯曲应力 剪应力 局部承压应力 （ 1 ）上式为完全弹性的计算式，各种应力单独作用下的单项临界应力  cr 、  cr 、  c,cr 原 88 规范只有一个值，由以上弹性公式推出， 为完全弹性的临界条件，实际应用时须进行弹塑性修正。 新规范将临界应力用三段式表示， 其中 c 式为完全弹性的临界应力，与 88 规范的规定相当； a 式的临界应力等于强度设计值 f ，即塑性阶段； b 式则为弹性到屈服之间的过渡，即弹塑性阶段的临界应力计算式。 例如计算 腹板抗剪临界应力  cr 为 4.3.3-3 a 、 b 、 c 三个公式，公式采用了国际通行的表达方式，采用通用高厚比 作为参数，即 当 ( a ) 当 ( b ) 当 弹性范围 ， 为钢材抗剪屈服强度，等于 ，用设计值表达： ( c ) 根据弹性稳定求得的临界应力 ，可求得 : 当 a / h o  1.0 时 , 当 a / h o >1.0 时 , 弯曲正应力作用下的临界应力  cr 和局部压应力作用下的临界应力 c,cr 与 cr 类似。 （ 2 ）各种应力共同作用下的计算式，新旧规范有较大区别，例如仅设有横向加劲肋时： 旧规范 新规范 旧规范计算式中，分母  cr 、 c,cr 、 cr 均可超过屈服强度，假定钢材是无限弹性，加劲肋的间距由构造要求控制，不适用于弹塑性修正后的临界应力。 4.4 组合梁腹板考虑屈曲后强度的设计 腹板在弹性屈曲后，尚有较大潜力，称为“屈曲后强度”。近数十年来国内外对腹板屈曲后强度进行了大量研究，很多国家在钢结构设计规范条文中也都建议可利用腹板屈曲后强度，即使在梁腹板的高厚比达到 300 左右时，也仅仅设置横向加劲肋。 （ 1 ）条款不适用于吊车梁，因有关资料不充分。如果腹板反复屈曲，可能会促使疲劳裂纹的开展，缩短梁的疲劳寿命，而且动力作用会使薄腹板产生振动，所以不宜考虑腹板的屈曲后强度。 （ 2 ）梁腹板受剪屈曲后的强度计算利用了张力场概念，其 基本假定是： ① 腹板剪切屈曲后将因薄膜应力而形成拉力场，腹板中的剪力，一部分由小挠度理论算出的抗剪力承担，另一部分由斜张力场作用 ( 薄膜效应 ) 承担； ② 翼缘的弯曲刚度小，假定不能承担腹板斜张力场产生的垂直分力的作用。 （ 3 ） 利用腹板屈曲后强度，即使 h 0 / t w 很大，一般也不再考虑设置纵向加劲肋。而且只要腹板的抗剪承载力不低于梁的实际最大剪力，可只设支承加劲肋，而不设置中间横向加劲肋。 （ 4 ）利用腹板屈曲后强度后，梁的抗弯承载力有所降低，但降低不多，对 Q235 钢的梁来说，当 h 0 /t w =200 （ 受压翼缘扭转受到约束）或 h 0 / t w =175 （受压翼缘扭转未受到约束），抗弯承载力只下降 5% 以内。 （ 5 ） 规范提出的计算公式与欧洲规范 EC 3 相同，即基本计算式： ( a ) 当 M / M f  1.0 时 , V  V u ( b ) 当 V / V u  0.5 时 , M  M eu ( c ) 式中 M 、 V — 所计算区格内同一截面处梁的弯矩 和剪力设计值。由于是强度计算，不 能像计算腹板稳定那样，取为区格内 的平均值； M f — 梁两翼缘所承担的弯矩设计值，对双轴对称 截面梁 M f = A f· h 1· f （ A f 为一个翼缘截面积； h 1 为 两翼缘轴线间距离），规范的 M f 计算式是考 虑两翼缘截面不等的情况； V u 、 M eu — 梁腹板屈曲后的抗剪和抗弯承载力设计值。 ① 腹板屈曲后的抗剪承载力 V u ， 应为屈曲剪力与张力场剪力之和，用下列公式计算： 当 λ s  0.8 时 V u = h o t w f v ( a ) 当 0.8<λ s  1.2 时： V u = h o t w f v [ 1-0.5 ( λ s -0.8 )] ( b ) 当 λ s >1.2 时： V u = h o t w f v /λ s 1.2 ( c ) 式中 λ s —— 用于抗剪计算的腹板通用高厚比。 ② 腹板屈曲后的抗弯承载力 M eu 腹板屈曲后考虑张力场的作用，抗剪承载力有所提高。但弯矩作用下腹板受压区屈曲后，梁的抗弯承载力有所下降，我国规范采用有效截面的概念来计算梁的抗弯承载力。 梁截面惯性矩为（忽略孔洞绕自身轴的惯性矩）： 梁截面模量折减系数为： 上式按双轴对称截面塑性发展系数  x = 1.0 得出，是偏安全的近似公式，可用于 x = 1.05 和单轴对称截面。 因而，梁的抗弯承载力设计值为： 有效高度系数  ，与计算局部稳定中临界应力 一样以通用高厚比 作为参数，也分为三个阶段，分界点也与计算 相同，即 当 时， ( a ) 当 ( b ) 当 ( c ) 考虑腹板屈曲后强度的加劲肋设计 梁腹板利用屈曲后强度，当有跨间集中荷载作用时，其中间加劲肋除承受集中荷载外，还承受张力场产生的压力。其加劲肋设计应注意： （ 1 ）只设横向加劲肋（支承加劲肋和剪力较大区的中间横向加劲肋），但不允许在腹板单侧设置。 张力场对横向加劲肋的作用有竖向和水平两个分力，对中间横向加劲肋所受轴心压力规定为： Ｎ s = V u - h o t w  cr + F 式中， V u 为腹板屈曲后的抗剪承载力； cr 为临界剪应力； F 为承受的集中荷载。上式比理论值偏大，以考虑张力场张力的水平分力的不利影响。 （ 2 ）梁的支座加劲肋除承受支座反力外，还承受张力场斜拉力中的水平分力 H t ，梁端构造有两个方案可供选择： 方案一： 增加抗弯能力，在梁外端加设封头板。采用下列方法之一进行计算： ① 将封头板与支座加劲肋之间视为竖向压弯构件，简支于梁上下翼缘，计算其强度和稳定； ② 支座加劲肋按承受 支座反力 R 的轴心压杆 计算，封头板截面积则 不小于 A c =3 h 0 H t / ( 16 ef ) 。 方案二： 缩小支座加劲肋和第一道中间加劲肋的距离 a 1 ，使 a 1 范围内的 ，此种情况的支座加劲肋就不会受到 H t 的作用。这种对端节间不利用腹板屈曲后强 度的办法，为世界少 数国家（如美国）所 采用。 规范条文中只有方案一。 第５章 轴心受力构件和拉弯、压弯构件的计算 5.1 轴心受拉和轴心受压构件 1. 轴心受力构件的强度 以截面的平均应力达到钢材的屈服应力为极限 2. 轴心压杆的整体稳定 实腹式轴心受压构件的稳定性应按下式计算 : ≤f 式中 为整体稳定系数，实质是临界应力与屈服点的比值。柱的临界应力与截面形状、力作用方向等有关，原规范分为 3 条曲线，即 a 、 b 、 c ， 将 t  40mm 的轴压构件稳定归入 c 曲线，没有考虑厚度方向残余应力的影响。 （ 1 ）新规范现对 t  40mm 的轴压构件作了专门规定。同时补充了 d 类截面曲线的 值（ d 曲线）。实际上 t  40mm 的轴压构件，视截面形式和屈曲方向，分别应归入 b 、 c 、 d 三条曲线。 （ 2 ）轴心受 压构件的失稳有 三种形式：弯曲 失稳、弯扭失稳 和扭转失稳。 单轴对称截面绕对称轴的失稳是弯扭失稳。原规范视为弯曲失稳归入 b 曲线或降低为 c 曲线。新规范对截面类别的划分只考虑截面形式和残余应力的影响，按弹性方法将弯扭屈曲用换算长细比换算为弯曲屈曲。根据弹性稳定理论，换算长细比为： 式中  z —— 扭转屈曲的长细比； —— 对剪心的极回转半径； e o —— 剪心至形心距离。 为简化计算，对 钢桁架结构中常用的 单角钢和双角钢 Ｔ 形截面 ，规范 建议了  yz 的近似计算式。 例 : 等边双角钢截面 当 b/t≤ 0.58 l oy /b 时，弯曲屈曲控制  yz = y ( 1 + 当 b/t 0.58 l oy /b 时，扭转屈曲控制  yz = 3.9 (1 + 3. 格构式轴心压杆 绕虚轴 的整体稳定 由于剪力引起 的附加变形较大， 不能忽略。为简化 计，绕虚轴的稳定 计算采用换算长细 比，以考虑剪切变 形的影响。 缀条柱 缀板柱 缀条柱的剪切变形 缀板柱的剪切变形 换算长细比的推导按缀条柱与缀板柱的剪切变形分别考虑。 4. 格构式轴心压杆的缀材设计 格构式轴心压杆的缀材承受截面的剪力，此剪力近似取为沿杆长均匀分布： 5. 用填板相连的组合压杆 桁架腹杆常用双角钢或双槽 钢，两肢间用填板连接，若按实 腹式计算，填板间距离须满足一定的要求。 6. 减小受压构件自由长度的支撑力 用作减小轴心受压构件自由长度的支撑承受柱屈曲时产生的支撑力。 减小受压构件自由长度的支撑力原 88 规范取用压杆的偶然剪力，现改为： （ 1 ）单根柱 柱高中点有一道支撑 F b1 = N /60 支撑不在柱中央（距柱端 l ） 有 m 道支撑 （ 2 ）支撑多根柱时 支撑力 式中， n 为被撑柱根数。一般不宜多于 8 根。 以上公式来源于轴心受力杆件的理论推导，当支撑同时承担其他作用时，其轴力不与支撑力叠加。同时以前对支撑一般按容许长细比控制截面，不计算承载力。现在对支承多根柱的支撑应注意计算其承载力。 5.2 拉弯构件和压弯构件 1. 拉弯、压弯构件的强度计算 我国规范考虑构件截面部分进入塑性（塑性发展深度为截面高度的 1/8 ）得到上式。新规范将塑性发展系数取  x =  y =1.0 的条件由 “ 直接承受动力荷载 ” 改为 “ 需要计算疲劳 ” 的拉弯、压弯构件。 2. 压弯构件弯矩作用平面内的稳定计算 我国 《 钢结构设计规范 》 采用 CDC 法计算出压弯构件在等端弯矩作用下的极限荷载（压溃荷载），此极限荷载曲线是 P 、 M 以 及的函数，为简化 计算，借用了弹性压 弯构件相关公式的形 式，拟合出设计计算 式。其余荷载作用情 况用等效弯矩系数 m 进行修正。 （ 1 ） N Ex 为欧拉临界力， N Ex 应除以抗力分项系数  R ， 注明 N  Ex 为参数，其值为 N Ex /  R ＝ N Ex /1.1 。 （ 2 ）  mx ( 或  tx ) 为 等效弯矩系数，实质为其他荷载作用时的临界弯矩与均匀弯矩作用临界弯矩的比值。 计算式： 3. 弯矩作用平面外的稳定计算 （ 1 ） 为调整系数，箱形截面 = 0.7 ，其它截面 = 1.0 ，以避免取箱形截面 的概念不清现象。 （ 4 ）规范规定上式中的 “按 5.1.2 条确定”，即表示弯矩作用于对称轴平面的单轴对称截面， 应按考虑扭转效应的换算长细比 确定。 计算长度的概念来源于两端铰接柱的欧拉临界力公式： 的实质为杆件失稳时弯矩为零点（即曲率为零的反弯点）之间的距离。实际上相当于相邻两反弯点处切出的脱离体（相当于欧拉柱）的长度，即一个正弦曲线的半波。 5.3 构件的计算长度和容许长细比 1. 桁架杆件的计算长度 一般中间腹杆： 桁架平面外 l o = l ； 桁架平面内 l o = 0.8 l （考虑上下弦杆的约束） 上下弦杆 桁架平面内 l o = l 桁架平面外 支承点间距离 端斜杆、端竖杆 桁架平面内 l o = l 桁架平面外 l o = l 2. 框架柱的计算长度 实际工程中的压弯杆件都是框架或排架结构中的一个单元，失稳时不可避免地会受到与其两端相连的其他构件的约束，同时还受到相邻构件刚度即受力的影响，计算其整体稳定承载力，必须对框架结构进行整体分析。 88 规范在确定框架柱在框架平面内的计算长度时将框架结构分为两种情况： （ 1 ）无侧移失稳 — 对称失稳； （ 2 ） 有侧移失稳 — 反对称失稳。 新规范分为两大类 ：（ 1 ） 无支撑纯框架；（ 2 ）有支撑框架。其中有支撑框架根据支撑结构（支撑桁架、剪力墙等）的侧移刚度又分为强支撑框架和弱支撑框架。 （ 1 ）无支撑纯框架 ① 当 按一阶弹性分析计算内力时，计算长度系数 ，用有侧移框架柱的表查得； ② 因为框架有侧移失稳是二阶效应中的竖向荷载 效应造成的， 采用二阶弹性分析时， 此效应已在内力分析中计入，故 框架柱的计算长度系数取 μ =1.0 。 （ 2 ）有支撑框架 ① 强支撑框架 —— 支撑结构的侧移刚度满足 式中 S b —— 产生单位侧倾角的水平力； —— 层间所有柱用无侧移框架柱 和有侧移框架柱计算长度算 得的轴压杆稳定承载力之和。 ② 弱支撑框架（当 S b 不满足上式时），此时柱的稳定系数为 式中 、 —— 按无侧移和有侧移框架柱算得的 稳定系数。 3. 附有摇摆柱的框架 考虑有摇摆柱时，框架柱 值应乘以增大系数。  = 式中 —— 各框架柱轴心压力设计值与 柱子高度比值之和； —— 各摇摆柱轴心压力设计值与 柱子高度比值之和。 摇摆柱的计算长度取为其几何长度。 4. 有关框架柱计算长度的其他原则性条文 （ 1 ）关于“同层或其它层柱承载力有富裕时，可考虑对所计算柱的支持作用，对其计算长度系数 进行折减，同时，提供支持作用的柱的计算长度系数则应相应增大” 的原则性条文。 （ 2 ）关于“梁与柱半刚性连接，确定柱的计算长度时，应考虑节点连接特性”的原则性条文。 轴心受压构件发生局部失稳 腹板失稳时的情况 翼缘失稳时的情况 ５ .4 受压构件的局部稳定 规范采用限制翼缘及腹板宽厚比（高厚比）的方法以保证组成板件不会丧失局部稳定。 轴心受压 T 形截面腹板的局部稳定原 88 规范规定同工字形截面翼缘的宽厚比 ，对剖分 T 型钢来说太严，经试验研究，对 T 型钢腹板的宽厚比限制改为： ① 轴心受压构件和弯矩使自由边受拉的压弯构件 热轧 T 型钢， 焊接 T 型钢， ② 弯矩使腹板自由边受压的压弯构件 当 当 弯矩使腹板自由边受压的压弯构件，由于未作新的研究工作，仍保留原 88 规范的规定。 第 6 章 疲劳计算 6.1 最大应力法 最大应力法认为影响疲劳寿命的主要因素有最大最小应力、 应力比 =  min /  max 及应力循环次数等 。 疲劳设计采用容许应力法：  max  p   p  根据试验得出， 一般定两点，得到 max 与 min 的关系曲线。 TJ17-74 规范 采用。  max + min - min  -1  0 f y  = – 1 疲劳容许应力 常幅疲劳 — 所有应力循环中，应力幅保持常量（不随时间变化）。焊接结构采用后发现疲劳强度与名义应力比无关，而是与应力 幅  =  max -  min 有关，现规范根据试验作出 -N 关系的回归曲线： 6.2 常幅疲劳的应力幅法 任意循环下的容许应力 幅 [ ] ： （ 1 ） C 、 β —— 参数，按构件及连接的类型分 8 类，可查表得。 对焊接结构焊接部位的常幅疲劳：  =  max -  min  [] 对非焊接结构或部位：  =  max - 0.7  min  [] 容许应力幅 试验值 6.3 变幅疲劳的等效应力幅 实际结构重复作用的荷载是变幅循环，如吊车梁的荷载即是随机荷载。 常用方法 —— 预测结构使用期间的设计变幅应力谱。 设另一等效的常幅疲劳应力幅为 e ，循环 n i 次后也产生破坏，并近似认为变幅疲劳与同类常幅疲劳在对数坐标中有相同的直线关系，则变幅疲劳每一级应力幅水平均有： 可得变幅疲劳容许应力幅： 6.4 吊车梁和吊车桁架的疲劳计算 规范规定吊车梁按下式计算疲劳： 欠载效应系数 6.5 有关疲劳计算的讨论 1 ．附录 F （原附录五）的疲劳分类表中“梁翼缘焊缝”原规定为二级，但根据“施工验收规范”，角焊缝因内部探伤不准确，不能达到二级。吊车梁受拉翼缘常用角焊缝，这就产生了矛盾。现增加规定了“三级焊缝，但外观检查符合二级”的疲劳类别。 2. 直接承受动力荷载重复作用的钢结构构件及其连接，原规定应力循环次数 n 等于或大于 2  10 5 次时应进行疲劳计算，现修改为“当 应力循环次数 n 等于或大于 5  10 4 次时，应进行疲劳计算”。 3 ．问题 （ 1 ）不出现拉应力的部位可不计算疲劳。但对出现拉应力的部位，例如 、 和 、 两种应力循环，其应力幅  都是 150 ，疲劳强度相同，显然不合理。 （ 2 ）螺栓受拉时螺纹处有大的应力集中，疲劳强度很低，常有疲劳破坏的实例，但规范没有规定，应予补充。 第 7 章 连接计算 7.1 焊缝连接 1. 焊缝的质量等级 有关焊缝质量等级的选用，是设计规范的新增条文。焊缝质量等级是原 《 钢结构工程施工及验收规范 》GBJ205-83 首先提到的，但它只提到一、二、三级焊缝的质量标准，并未提到何种情况需要采用何级焊缝。原设计规范 GBJ17-88 也没有明确规定，导致一些设计人员对焊缝质量等级提出不恰当要求，影响工程质量或者给施工单位造成不必要的困难。 2. 对接焊缝的计算 对接焊缝分焊透的和部分焊透的两种。 轴心受力的对接焊缝按下式 l w —— 焊缝的计算长度， GBJ17-88 规范规定角焊缝和不加引弧板的对接焊缝，每条焊缝的计算长度均采用实际长度减去 10mm ，此种不分焊缝大小取为定值的办法不合理，新规范参考国外标准改为：对接焊缝减去 2 t ；角焊缝减去 2 h f 。 3. 直角角焊缝的计算 按受力方向不同，角焊缝分为两种： 侧面角焊缝 正面角焊缝 正面角焊缝 N N N N 侧面角焊缝主要受剪， 正面角焊缝受力复杂，同时受拉、剪和弯曲正应力，强度高于侧面角焊缝约 35% 。 角焊缝的破坏形式 均假定在 45 º 面上破坏，即取焊缝的有效高度为： h f h e 基本计算公式： 正面角焊缝的强度增大系数 斜角角焊缝计算时不考虑应力方向，任何情况都取  f =1.0 。这是因为以前对角焊缝的试验研究一般都是针对直角角焊缝进行的，对斜角角焊缝研究很少。我国采用的计算公式也是根据直角角焊缝简化而得。 新规范规定锐角角焊缝两焊脚边夹角   60 0 ，而钝角角焊缝 两焊脚边夹角   135 0 。这表示焊脚边夹角小于 60 0 或大于 135 0 的焊缝不推荐用作受力焊缝。 4. 斜角角焊缝的计算 两焊脚边夹角  不等于 90 0 的角焊缝称为斜角角焊缝，这种焊缝一般用于 T 形接头中。 普通螺栓受剪时的破坏形式： 仅须计算板件承压和螺杆抗剪。 板件的承压承载力设计值： N = d ·  t · f 螺杆的受剪承载力设计值： 7.2 普通螺栓连接 7.3 高强度螺栓连接 高强度螺栓连接按破坏准则的不同分为摩擦型连接和承压型连接。 1. 摩擦型连接高强度螺栓的计算 抗剪承载力 ： N v b = 0.9n f μ P （ 1 ）抗滑移系数  值新规范作了一些修正，原规范喷砂（丸）和喷砂后生赤锈时 Q345 、 Q390 和 Q420 钢的  =0.55 ，实际上达不到此要求，降为 0.50 。 （ 2 ） 高强度螺栓的预拉力 P ，原规范取为 式中考虑螺栓材质的不定性系数 0.9 ；施工时的超张拉 0.9 ；拧紧螺帽时螺杆所受扭转剪应力影响系数 1.2 。此式得出的 8.8 级螺栓的抗剪承载力有时（当   0.4 时）比同直径的普通螺栓还低，不合理，且与薄钢规范的规定不协调，现改为 由于高强度螺栓材料无明显的屈服点，用抗拉强度 f u 代替 f y 再补充一个系数 0.9 是适宜的。 同时受剪和受拉的摩擦型连接高强度螺栓 新规范将其计算改用相关公式表达， 实质与原规范相同，由抗剪承载力 N v b = 0.9n f μ P 和抗拉承载力 N t b =0.8 P ，代入后即得原规范计算式 N v =0.9 n f μ ( P -1.25 N t ) 。 2. 承压型连接高强度螺栓的计算 受力同普通螺栓， 88 规范规定 “ 承压型连接高强度螺栓的抗剪承载力不得大于按摩擦型连接计算的 1.3 倍 ” 。是鉴于当时使用经验不足，控制一下，使承压型在正常情况下（即荷载标准值作用下）不滑移。新规范已取消此规定，因承压型不一定施加与摩擦型相同的预拉力，因此矛盾较多，况且现在已有使用经验。 此外，取消原规范承压型连接高强度螺栓的传力接触面要求与摩擦型连接相同的规定，只提出需清除浮锈及油污。 7.4 梁与柱的刚性连接 原规范没有本节内容，现参考国外标准和我国实践经验，增加了本节。 1. 不设置横向加劲肋时，对柱腹板和柱翼缘厚度的要求 （ 1 ）在梁的受压翼缘处，柱腹板受有梁翼缘经过柱翼缘传给柱腹板的压力，柱腹板应满足强度要求和局部稳定要求。 柱腹板的强度应与梁受压翼缘等强，即 b e t w f c  A fc f b 式中 b e — 柱腹板计算宽度边缘处压应力的假定分布 长度。同梁的局部压应力计算式，取 b e = a +5 h y ； 按此公式计算腹板强度时，忽 略了柱腹板所受竖向压力的影 响。这是因为在框架内竖向压 力主要由柱翼缘传递，腹板内 所受竖向压应力一般较小。 为保证柱腹板在梁受压翼缘压力作用下的局部稳定，应控制柱腹板的宽厚比，规范参考国外规定，偏安全地规定柱腹板的宽厚比应满足下式规定： 式中 h c —— 柱腹板的计算宽度； f yc —— 柱腹板钢材屈服点。 （ 2 ） 在梁的受拉翼缘处，计算柱的翼缘和腹板仍用等强度准则，柱翼缘板所受拉力为： T = A ft f b 式中 A ft —— 梁受拉翼缘 截面积； f b —— 梁钢材抗拉 强度设计值。 拉力 T 由柱翼缘板三个部份共同承担，中间部份（分布长度 m ）直接传给柱腹板的力为 f c t b m （ t b 为梁翼缘厚度），余下部份由两侧各 ABCD 的板件承担。 根据试验研究，拉力在柱翼缘板的影响长度 p ≈ 12 t c ，可将此受力部份视为三边固定一边自由的板件，而在固定边将因受弯形成塑性铰。 可用屈服线理论导出两侧翼缘板的承载力设计值分别为 P = c 1 f c t c 2 式中 c 1 为系数，与几何尺寸 p 、 h 、 q 等有关。对实际工程中常用的 H 型钢或宽翼缘工字钢梁和柱， c 1 =3.5  5.0 ，可偏安全地取 c 1 =3.5 。 柱翼缘板受拉时的总承载力为 2 3.5 f c t c 2 + f c t b m 。考虑到柱翼缘板中间和两侧部份刚度不同，难以充分发挥共同工作，可乘以 0.8 的折减系数后再与拉力 T 相平衡，即 即 按统计分析， 的最小值为 0.15 ，以此代入， 即得 当梁柱刚性连接处不满足上述公式的要求时，应设置柱腹板的横向加劲肋。 《 高钢规程 》 JGJ99-98 规定： “ 框架梁与柱刚性连接时，应在梁翼缘的对应位置设置柱的水平加劲肋或隔板 ” 。这是因为高层钢结构的梁、柱一般受力较大，设计经验认为，没有不需要设置柱横向加劲肋的情况。 2. 设置柱的横向加劲肋时柱腹板节点域的计算 （ 1 ）节点域的抗剪强度计算 柱翼缘和横向加劲肋为边界的节点腹板区域所受的剪力 : 剪应力应满足下式要求： 规范规定的计算式（ 7.4.2-1 ） 在上式的基础上加以了调整和简化。 a ．节点域的周边有柱翼缘和加劲肋提供的约束，使抗剪承载力大大提高，故将节点域抗剪强度提高到 。 b . 节点域中弯矩的影响较大，剪力的影响较小。略去剪力项使算得的结果偏于安全 20%  30% ，但公式没有包括柱腹板轴压力设计值 N 对抗剪强度的不利影响，一般 N 与其屈服承载力 N y 之比 <0.5 ，则轴压力对抗剪强度不利影响系数为 ，与略去剪应力有利影响相互抵消而略偏安全。 由此，上式即成为 （ a ) 式中的 h b h c t w = V p 称为节点域的体积，对箱形截面柱，考虑两腹板受力不均的影响，取 V p =1.8 h b h c t w 。 公式仅适用于非抗震地区的结构。对地震区的结构，节点域的计算公式参见 《 建筑抗震设计规范 》 的规定。 （ 2 ）节点域腹板的稳定：新规范规定为保证节点域的稳定，应满足下式要求： （ h c + h b ） / t w  90 ( b ) 上式与抗震规范 GB50011 的规定相同，也是美国规范的建议，为在强震情况下不产生弹塑性剪切失稳的条件。 3. 节点域的加强 当柱腹板节点域不满足公式（ a ）的要求时，需要采取加强措施。对由板件焊成的组合柱宜将腹板在节点域加厚，加厚的范围应伸出梁上、下翼缘外不小于 150mm 处。 对轧制 H 型钢或工字钢 柱，宜用补强板加强， 补强板可伸出加劲肋各 150mm ，亦可不伸过加 劲肋而与加劲肋焊接。 补强板侧边应用角焊缝与柱翼缘相连，其板面尚应采用塞焊缝与柱腹板连成整体，塞焊点之间的距离不应大于较薄焊件厚度的 ，以防止补强板向外拱曲。 采用斜加劲肋的补强办法， 对抗震耗能不利，而且与纵 向梁连接有时在构造上亦有 困难，一般仅用于轻型结构。 7.5 连接节点处板件的计算 本节为新增内容。连接节点处板件（主要是桁架节点板）的计算方法，多年来一直未解决， 90 年代，重庆钢铁设计研究院会同云南省建筑设计院作了一系列双角钢杆件桁架节点板的试验和理论研究，拟合出连接节点处板件在拉力作用下的强度计算式和在压力作用下的稳定计算式。新修订的规范将上述研究成果加以整理并与国外有关规定对比，提出了简化计算式。 1. 连接节点处板件的强度计算 抗拉试验采用了不同形式的 16 个试件，所有试件的破坏特征均为沿最危险的 线段撕裂破坏，即图 a 中的三折线撕裂， 和 均与节点板边缘线基本垂直 。 （ 1 ）桁架节点板强度的撕裂面法 沿 BACD 撕裂线割取自由体，沿 BACD 撕裂线割取自由体，由于板内塑性发展引起应力重分布，可假定破坏时在撕裂面各段上平行于腹杆轴线的应力 均匀分布且折算应力达到抗拉强度 f u 时试件破坏。根据平衡条件并忽略 M 和 V ，则第 i 段撕裂面的平均正应力  i 和平均剪应力  i 为 : 折算应力为 即 令 第 i 段的拉剪折算系数 则 由 写成计算式则为 ( b ) 公式符合破坏机理，其计算结果与试验值之比平均为 87.5% ，略偏安全且离散性小。 公式还适用于下图两种板件的撕裂面的计算。 （ 2 ） 桁架节点板强度的有效宽度计算法。 由于桁架节点板的外形往往不规则，同时，一些受动力荷载的桁架还需要计算节点板的疲劳，用撕裂面法推导出来的公式计算比较麻烦。故参照国外多数国家的经验，规范建议对桁架节点板也可采用有效宽度法进行承载力计算。 有效宽度法假定腹杆轴力 Ｎ 通过连接件在节点板内按照应力扩散角度传至连接件端部与 N 相垂直的一定宽度范围内，称为有效宽度 b e 。 假定 b e 范围内的节点板应力达到 f u ，并令 b e · t · f u = N u ( 节点板破坏时的腹杆轴力 ) ，按此法拟合的结果，当应力扩散角  =27 0 时精度最高，计算值与试验值的比 值平均为 98.9% ；当  =30 0 时，比值为 106.8% ，考虑到国外多数国家对应力扩散角均取为 30 0 ，取为  =30 0 。 有效宽度法适用于腹杆与节点板采用侧焊、围焊、铆钉、螺栓等多种连接情况，（采用铆钉或螺栓连接时， b e 应取为有效净宽度）。 当桁架弦杆或腹杆为 T 型钢或双板焊接 T 形截面时，节点构造方式有所不同，节点内的应力状态更加复杂，故规范公式（ 7.5.1 ）和（ 7.5.2 ）均不适用。 2. 桁架节点板的稳定计算 与受压杆件相连的节点板区域在压力作用下除强度破坏外，还有可能丧失稳定。规范所列的稳定计算公式是根据 8 个试件的试验结果拟合出来的，其中有和无竖腹杆的试件各 4 个。试验结果有以下特点： ① 当节点板的自由边长度 l f 与厚度 t 之比 时（一般出现在无竖腹杆的节点板），节点板稳定性很差，此时应沿自由边加劲。加劲后，稳定承载力有较大提高。 ② 在斜腹杆压力作用下，失稳形式一般为在 AB — B C — CD 线附近或前方呈三折线屈折破坏。屈折线的位置和方向与受拉时的撕裂线类似，而且一般在 区的前方首先失稳，其它各区相继失稳。 ③ 节点板的抗压性能取决于 c / t 的大小（ c 为受压斜腹杆连接肢端面中点沿腹杆轴线方向至弦杆的净距），在一般情况下， c / t 愈大稳定承载力愈低，对有竖腹杆的节点板，当 时，可不验算节点板的稳定。 ④ 对无竖腹杆的节点板，当 时，节点板的稳定承载力约为强度承载力的 80% ，故可将受压腹杆的内力乘以增大系数 1.25 后再按受拉节点板的强度计算进行计算，当 时应按规范附录 F 进行稳定计算。但当 时，规范规定的计算值将大于试验值，不安全，故规定 c / t 不能超过 。对自由边加劲的无竖腹杆节点板，要求与有竖腹杆的相同。 3. 桁架节点板厚度选用表 一般的钢结构教科书和手册均列有 “ 桁架节点板厚度选用表 ” ，但都系互相参考，缺乏科学依据。这次该研究组制作了反映侧焊缝焊脚尺寸 h f1 、 h f2 的影响及各种参数最不利组合情况下的 N — t 表。相对来说它比以往的 N — t 表更符合实际。 第 8 章 构造要求 1. 焊接结构的裂纹敏感和层状撕裂 焊接用钢材应严格控制含碳量（ C≤0.20 ％），并保证其塑性性能和冷弯试验合格。 钢材的可焊性可用碳当量 C eq 和焊接裂纹感性指数 P cm 进行评价。当 C eq ＜ 0.4 ％时，钢材的淬硬倾向不明显，可焊性优良。当 C eq ＝ 0.4 ～ 0.6 ％时，淬硬倾向明显，冷裂纹的敏感将增大，需要采取预热措施。 8.1 一般规定 新规范删去了原规范对焊件厚度的建议（原建议低碳钢  50mm ，低合金钢 36mm ） ，是因为： （ 1 ）“正常情况”的概念比较模糊； （ 2 ）从防止脆断的角度出发，焊件的厚度限值与结构形式、应力特征、工作温度以及焊接构造等多种因素有关，很难提出某个具体数值。 但提出 “ 避免材料三向受拉 ” ，是希望通过采取构造上的措施，以防止可能引发的脆断。 2. 关于温度区段长度的规定 柱间支撑的纵向水平刚度较单独柱大得多（约 10 ～ 20 倍），故厂房纵向温度变形的不动点接近于柱间支撑的中点（有两道柱间支撑时，为两支撑距离的中点）。表 8.1.5 规定的数值是基于温度区段长度等于 2 倍不动点到温度区段端头的距离确定的。故规定：“当柱间支撑不对称布置时，柱间支撑的中点（两道柱间支撑时为两支撑距离的中点）至温度区段端部的距离不宜大于表中纵向温度区段长度的 60 ％。” 表 8.1.5 增加注③，“当有可靠依据和措施时，表中数值可予以增减”，是考虑到影响温度区段长度限值的因素较多，在规范中无法逐一反映，让设计人员根据具体情况考虑增减（在实际工程中已有突破者）。 当不超过表中数值时，在一般情况下，可不考虑温度应力和温度变形的影响。 8.2 焊缝连接 焊缝收缩使附近金属产生应力集中，所以焊接接头容易产生层状撕裂。层状撕裂多发生于厚度较大的部件中。厚钢板的辊轧次数少，冶金缺陷较多；化学成分的偏析较严重，焊接后层状撕裂的危险性就较大。此外，厚板的焊接残余应力复杂，往往存在较大的三向同号应力场。所以，当结构受力时，厚板焊件容易脆性破坏。尤其是强度较高的钢材，其破坏时的应变和延性下降，层状撕裂也就更为严重。 1. 减小焊缝层状撕裂的构造措施 参照 ISO 国际标准，补充规定对焊件厚度 t>20mm （ ISO 为 t≥16mm ，前苏联为 25mm ）的角焊缝应采用收缩时不易引起层状撕裂的构造。 2. 不等宽（不等厚）板件的拼接 根据美国 AWS 的多年经验，凡不等厚（宽）焊件对焊连接时，均在较厚（宽）焊件上做成坡度不大于 1/2.5 （ ISO 为不大于 1/1 ）的斜角。为减少加工工作量，对承受静态荷载的结构，将原规范规定的斜角坡度不大于 1 ／ 4 改为不大于 1 ／ 2.5 ，而对承受动态荷载的结构仍为不大于 1 ／ 4 。因根据我国的试验研究，坡度用 1:8  1:4 接头的疲 劳强度与等宽、等厚 的情况相差不大。 4. 角焊缝的尺寸要求 （ 1 ）参照 AWS ，当采用低氢型焊条时，角焊缝的最小焊脚尺寸可由较薄焊件的厚度经计算确定，因低氢型焊条焊渣层厚、保温条件较好。 （ 2 ） 侧面角焊缝的最大长度，原来对动力荷载作用下控制较严（≤ 40 h f ），该规定原根据前苏联的经验，经过我国的试验研究证明，对静载或动载可以不加区别，统一取某个规定值。现在国外亦都不考虑荷载状态的影响，故将原动力荷载作用下的角焊缝最大长度放宽为≤ 60 h f 。 8.3 螺栓连接和铆钉连接 1. 为保证抗剪性能，高强度螺栓应采用钻成孔。 2. 因撬力很难精确计算，增加了对沿杆轴方向受拉的螺栓（铆钉）连接中的端板（法篮板）应适当增强刚度的构造 要求（如设置加 劲肋等），以免 有时撬力过大影 响安全。 8.4 结构构件 1. 腹杆与弦杆直接对焊的连接 增加了腹杆与弦杆直接对焊的连接情况，并作了在此种情况下“相邻腹杆连接角焊缝焊趾间净距不小于 5mm （钢管结构除外）”的规定，以利施焊且改善抗脆断性能。 钢管结构相贯连接节点处的焊缝连接另有详细规定，故不受此限。 2. 有关柱脚抗剪键 按我国习惯，柱脚锚栓不考虑承受剪力，特别是有靴梁的锚栓更不能承受剪力。但对于没有靴梁的锚栓，国外有两种意见，一种认为可以承受剪力，另一种则不考虑。另外，在我国亦有资料建议在抗震设计中可用半经验半理论的方法适当考 虑外露式钢柱脚（不管有无靴梁） 受压侧锚栓的抗剪作用。为此将原 规范的 “ 不得 ” 改为 “ 不宜 ” 。 底板 与混凝土基础间 摩擦系数的取值， 现在国内外已普遍采用 0.4 ，故列入。 3. 插入式 柱脚 规范新增“插入式柱脚”的构造规定。近年来，北京钢铁设计研究总院和重庆钢铁设计研究院等单位均曾对插入式钢柱脚进行过试验研究，并曾在多项单层工业厂房工程中使用。本条规定是参照北钢院编写的“钢柱杯口式柱脚设计规定”提出来的，同时还参考了钢管混凝土结构设计规程。 钢柱插入杯口的最小深度与我国电力行业标准“钢 — 混凝土组合结构设计规程”的插入深度比较接近。 对双肢柱的插入深度，北钢院原取为（ 1/3  1 /2 ） h c 。而混凝土双肢柱为（ 1 ／ 3~2 ／ 3 ） h c ，并说明当柱安装采用缆绳固定时才用 1 ／ 3 h c 。为安全计，本条将最小插入深度改为 0.5 h c 4 . 埋入式 柱脚和外包式柱脚 规范新增“埋入式柱脚” 和“外包式柱脚”的有关构造规定。 将钢柱直接埋入混凝土构件中的埋入式柱脚和将钢柱置于混凝土构件上在钢柱四周外包一段钢筋混凝土的外包式柱脚，常用于多、高层钢结构建筑物。本条规定参照了“高层民用建筑钢结构技术规程”（ JGJ99 － 98 ）以及冶金部 《 钢骨混凝土结构设计规程 》 （ YB9082 － 97 ）中相类似的构造要求。 对埋入深度或外包高度的要求，高钢规程中规定为柱截面高度的 2~3 倍（大于插入式柱脚的插入深度），是引用日本的经验，对抗震有利。而在钢骨混凝土规程中对此没有提出要求。因此，本条没有对埋深或外包高度提出具体要求。 8.5 大跨度屋盖结构 本节是新增加的内容，是我国大跨度房屋结构建设经验的总结，并明确定义跨度 L ≥ 60m 的屋盖为大跨度屋盖结构。 重点介绍了大跨度桁架结构的构造要求，其它结构形式（如空间结构，拱形结构等）见专门的设计规程或有关资料。 8.6 提高寒冷地区结构抗脆断能力的要求 本节是新增加的内容，是为了使设计人员重视钢结构可能发生脆断（特别是寒冷地区）而提出来的。由于对国产建筑钢材在不同工作条件下的脆断问题还缺乏深入研究，内容主要来自前苏联的资料，同时亦参考了其它国内外的有关资料。这些资料在定量的规定上差别较大，很难直接引用，但在定性方面即概念设计中却有一些共同规律可供今后设计中参照。 寒冷地区的结构设计应考虑以下问题： （ 1 ）钢结构的抗脆断性能与环境温度、结构型式、钢材厚度、应力特征、钢材性能、加荷速率以及重要性（破坏后果）等多种因素有关。工作温度愈低、钢材愈厚、名义拉应力愈大、应力集中及焊残余应力愈高（特别是有多向拉应力存在时）、钢材韧性愈差、加荷速率愈快的结构愈容易发生脆断。 （ 2 ）钢材在相应试验温度下的冲击韧性指标目前仍被视作钢材抗脆断性能的主要指标。 （ 3 ）对低合金高强度结构钢的要求比碳素结构钢严，如最大使用厚度更小，冲击试验温度更低等，而且钢材强度愈高，要求愈严。 （ 4 ）钢材厚度与结构抗脆断性能在定量上的关系，国内外均有研究，有的已在规范中根据结构的不同工作条件对不同牌号的钢材规定了最大使用厚度。但由于我们对国产建筑钢材在不同工作条件下的脆断问题还缺乏深入研究，故这次修订时尚无法对我国钢材的最大使用厚度作出具体规定，只能参照国外资料在构造上作出一些规定以提高结构的抗脆断能力。 （ 5 ）根据前苏联对脆断事故调查的结果，格构式桁架结构占事故总数的 48 ％，而梁结构仅占 18 ％，板结构占 34 ％，可见桁架结构容易发生脆断。但从我国的调研结果看，脆断情况并不严重，故规定在工作温度 T ≤ － 30 ° 地区的焊接结构宜采用较薄的组成板件。 （ 6 ）虽然在我国的寒冷地区过去很少发生脆断问题，但当时的建筑物都不大，钢材亦不太厚。根据我国低温地区钢结构使用情况调查，构件的钢材厚度为：吊车梁不大于 25mm ，柱子不大于 20mm ，屋架下弦不大于 10mm 。随着今后大型建（构）筑物的兴建，钢材厚度的增加，钢结构的防脆断问题理应在设计中加以考虑。为了缩小应用范围以节约投资，仅在 T ≤ － 20 ℃ 的地区采用。在 T ＞－ 20 ℃ 的地区，对重要结构宜在受拉区采用一些减少应力集中和焊接残余应力的构造措施。 第 11 章 钢与混凝土组合梁 本章新增加了下列主要内容： （１）连续组合梁负弯矩处的计算方法。 （２）楼板为压型钢板组合板时组合梁的设计。 （３）部份抗剪连接组合梁的设计。部份抗剪连接对梁的强度影响很小，只挠度增大，可节约连接件和施工费用。 （４）组合梁的挠度计算（主要是考虑滑移效应的折减刚度的计算方法）。 压型钢板上现浇混凝土翼板并通过抗剪连接件与钢梁连接组合成整体后，钢梁与楼板成为共同受力的组合梁结构。 1 组合梁的组成及其工作原理 压型钢板组合梁通常由三部分组成，即： 钢筋混凝土翼板、抗剪连接件、钢梁。 11.1 一般规定 （ 1 ）钢筋混凝土翼板 —— 组合梁的受压翼缘； （ 2 ）抗剪连接件 —— 混凝土翼板与钢梁共同工作的基础，主要用来承受翼板与钢梁接触面之间的纵向剪力；同时可承受翼板与钢梁之间的掀起力。 （ 3 ）钢梁 —— 在组合梁中主要承受拉力和剪力，钢梁的上翼缘用作混凝土翼板的支座并用来固定抗剪连接件，在组合梁受弯时，抵抗弯曲应力的作用远不及下翼缘，故钢梁宜设计成上翼缘截面小于下翼缘截面的不对称截面。 组合梁的工作原理 1. 组合梁截面的基本假定 （ 1 ）组合梁截面变形符合平面假定； （ 2 ）钢梁与混凝土翼板之间的相互连接可靠，虽然有微小的相对位移，但可忽略不计； （ 3 ）钢材与混凝土均为理想的弹塑性体。 （ 4 ）忽略钢筋混凝土翼板受压区中钢筋的作用； （ 5 ）假定剪力全部由钢梁承受，同时不考虑剪力对组合梁抗弯承载力的影响。 11.2 组合梁设计 2. 混凝土翼板的有效宽度 取下式中的最小值： 式中 b c 1 、 b c 2 —— 相邻钢梁间净距 s 0 的 1/2 。 3. 组合梁的截面设计 组合梁的截面高度一般为跨度的 1/15~1/16 ，为使钢梁的抗剪强度与组合梁的抗弯强度相协调，钢梁截面高度不宜小于组合梁截面总高度 h 的 1/2.5 。 组合梁的截面计算有弹性分析法和塑性分析法两种，组合梁的承载能力一般用塑性分析法计算。 由于在荷载标准值作用下的截面弯矩 M 往往小于组合梁在弹性阶段的极限弯矩 M e ，因此组合梁在正常使用极限状态下的挠度一律按弹性分析法计算。 组合梁的计算分两阶段 —— 施工阶段和使用阶段。 （ 1 ）施工阶段：钢梁承受混凝土和钢梁的自重以及施工活荷载，钢梁应计算强度、稳定性和刚度。 （ 2 ）使用阶段：钢梁上的混凝土翼板已终凝形成组合梁承受在使用期间的荷载。应按钢与混凝土组合梁进行截面的强度、刚度及裂缝宽度计算。 组合梁在正弯矩作用下的抗弯强度计算 正弯矩作用下，组合梁的塑性中和轴可能位于钢筋混凝土翼板内，也可能位于钢梁截面内，计算时分两种情况考虑。 （ 1 ）当塑性中和轴位于混凝土受压翼板内，即 Af  b ce h c f c 时： （ 2 ）当塑性中和轴位于钢梁截面内即 Af>b ce h c f c 时， 组合梁在负弯矩作用下的抗弯强度计算 负弯矩作用区段，受力类似钢筋混凝土梁，混凝土开裂退出工作，拉力由翼板内配置的纵向钢筋承受： 11.3 部分抗剪连接的组合梁设计 新增。 当剪力连接件的设置受构造等原因影响不能全部配置，因而不足以承受组合梁上最大弯矩点和邻近零弯矩点之间的剪跨区段内总的纵向水平剪力时，可采用部分抗剪连接设计法。 由于梁的跨度愈大对连接件柔性性能要求愈高，所以用这种方法设计的组合梁其跨度不宜超过 20m 。 对于单跨简支梁， 部分抗剪连接的抗弯强度计算方法是根据简化塑性理论按下列假定确定的： （ 1 ） 在所计算截面左右两个剪跨内， 取连接件承载力设计值之和 n r 的较小者作为混凝土翼板中的剪力； （ 2 ） 梁与混凝土翼板间产生相对滑移，以至混凝土翼板与钢梁 有各自的中 和轴。 为了保证部分抗剪连接的组合梁能有较好的工作性能，在任一剪跨区内，部分抗剪连接时连接件的数量不得少于按完全抗剪连接设计时该剪跨区内所需抗剪连接件总数的 50% ，否则将按单根钢梁计算，不考虑组合作用。 抗剪连接件必须具有一定的柔性，即理想的塑性状态，如栓钉直径 d  22mm ，杆长 l  4d 。此外，混凝土强度等级不能高于 C40 ，以保证栓钉工作时全截面进入塑性状态。 11.4 抗剪连接件的计算 （ 1) 关于圆柱头焊钉 ( 栓钉 ) 的抗剪承载力，根据欧洲钢结构协会 1981 年组合结构规范等资料，其承载力的限制条件为 0.7 A s f u 。但在修订 TJ17-74 规范时，认为我国使用经验不足，将 f u 改为 f ，即 GBJ17-88 规范发行以来，设计者在使用中发现， N v c 均由“ ≤ 0.7 A s f ” 控制，“ ”不起作用，使栓钉数偏多，现将此限制条件改为：“ 0.7 A s rf ” ， r 为栓钉材料的强屈比，按规定，栓钉材料为 4.6 级，即 f =215N/mm 2 ， r =1/0.6=1.67 。 （ 2 ）用压型钢板作混凝土翼板的底模时，其抗剪连接件一般用栓钉，栓钉根部无混凝土约束，当压型钢板垂直于钢梁时，混凝土肋是不连续的，故栓钉的抗剪承载力应予折减，规范规定的折减系数是根据试验分析而得的。 11.4 挠度计算 组合梁采用的柔性连接件在传递钢梁与混凝土翼板交界面的剪力时本身会发生变形，周围的混凝土也会产生压缩，导致钢梁与混凝土翼板的交界面产生滑移应变，从而引起附加挠度，因此，组合梁的挠度计算，其截面刚度应采用考虑滑移效应的折减刚度。 谢 谢 大 家