《钢结构设计规范》PPT课件

1、钢结构设计规范修订 情况介绍重庆大学 魏明钟教授,1 总 则,增加提到有关规范名称，如荷载规范、冷弯薄壁型钢结构技术规范、抗震规范（包括建筑抗震设计规范、构筑物抗震设计规范、中国地震动参数区划图）等。但防火规范是在第8章8.9.4条中提到。 焊缝质量级别如何取用，放7.1.1条,2 术语和符号,按新规定增加此一章。主要列出建筑结构设计术语和符号标准（GB/T50083-97）中没有的术语（如腹板“通用高厚比”等），但符号列出较全,3 基本设计规定,新增加了 3.2节 荷载和荷载效应计算 3.2.1条 修订后的荷载规范将屋面均布活荷载标准值统一规定为0.5kN/m2（原规定分0.3、0.5、0.

2、7kN/m2三级），但注明“对不同结构可按有关设计规范作0.2kN/m2的增减”。所以本规范在本条注明了“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60m2时，取0.3kN/m2 ” ；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,3.2 荷载和荷载效应计算,3.2.1条 结构的重要性系数0，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”。本规范根据工作寿命50年时01.0，工作寿命5年时00.9，故规定工作寿命25年取00.95,3.2.2条 原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吊

3、车的摇摆力。现改为按下式计算： HK= Pkmax 式中Pkmax为吊车轮压标准值；系数0.1（一般软钩），0.15(抓斗、磁盘)和0.2（硬钩）。 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U0-U9等10级）和载荷状态（载荷谱系数Kp有轻、中、重、特重等4级）综合划分吊车工作级别为A1A8级。本规范所指轻级工作制即A1A2级；中级为A4A5级；重级为A6A8级（其中A8为特重级,3.2.8条 “对 0.1的框架结构（一般指无支撑纯框架）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

4、楼层按一阶分析的层间侧移，此处可用位移容许值u代替。 a采用二阶分析时，应在每层柱顶附加考虑假想水平力Hni,式中，Qi为第i楼层的总重力荷载设计值；ns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,b. 采用二阶分析时，框架柱的计算长度系数1.0。 c. 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 M2M1b+2i M1s 式中 2i M1b 、M1s 分别为框架无侧移或有侧移时按一阶弹性 分析求得的杆件端弯矩； 2i 考虑二阶效应第i层杆件的侧移弯矩增大系数,3.3 材料选用（原

5、规范第二章材料,3.3.1条 增加使用钢材的牌号（原规范有3号钢、16Mn、15MnV）现为： Q235 (相当于作废的旧标准的3号钢) Q345 (相当于作废的旧标准的16Mn、12MnV、14MnNb、16MnRE、18Nb) Q390 (相当于作废的旧标准的15MnV、15MnTi、16MnNb) Q420 (相当于作废的旧标准的15MnVN、14MnVTiRE) 其中，15MnVN曾用于九江长江大桥（栓焊铁路桥,3.3.5条 增加Z向钢，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。 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

6、大于40mm时应采用厚度方向性能钢材。 3.3.6条 增加耐候钢,3.4 设计指标,钢材强度设计值为fy/R。R为抗力分项系数，对Q235钢，R =1.087；对Q345、Q390和Q420钢，R1.111。这样对Q345钢来说，比原规范的16Mn（R1.087）强度设计值有所降低。原因为： Q345钢包括旧标准的5种钢材，统计资料不足； 近年来发现16Mn钢质量不理想，稍厚（当t20 mm）就容易分层,钢材厚度增加到100mm（原规范3号钢50mm，16Mn和15MnV钢36mm），这是为了与轴压d曲线相呼应。其实，厚板的统计资料尚不够充分。 普通螺栓的A、B级，根据GB5782-86，其材

7、料不是3号钢，而是8.8级，现改取ftb=400N/mm2, fvb=320N/mm2。 A、B级螺栓都是以前的“精制螺栓”，质量标准要求相同。只是A级螺栓用于d24mm和L（螺栓公称长度）10d或L150mm（按较小值）；d或L较大者称为B级螺栓。 铆钉连接在验收规范GB50205中已无条文，在设计中规范中是否保留，意见不一致，现予保留。 3.4.2条 在“强度设计值折减系数”中，增加“无垫板的单面施焊对接焊缝0.85,3.5 结构或构件变形的规定,正文为原则规定，具体数值规定在附录A。 受弯构件的挠度容许值考虑两种情况： VT恒载活荷载作用下的挠度容许值，主要 是观感要求 VQ为活荷载作用

8、下的挠度容许值，主要是 使用要求。 将吊车梁挠度改为一台吊车加自重进行计算（相应挠度容许值有所调整）。理由： 符合“正常使用极限状态”的要求； 与多数国外规范相一致,4 受弯构件的计算,4.1.3条 在梁局部承压强度计算中，将集中力在腹板边缘的分布长度改为（与梁与柱刚性连接节点一致）： 式中，a为集中力支承长度；hy为梁外表面至腹板边缘距离；hR为轨道的高度,4.2 整体稳定,在梁整体稳定计算中，将 时采用的 改为 （与薄钢规范协调）。两者计算结果最大相差3.2,4.3 局部稳定,组合梁腹板局部稳定计算有较大变动，主要有： 对原来按无限弹性计算的腹板各项临界应力作了弹塑性修正。如剪应力作用下，

9、临界应力取值如图1所示。 原各种应力共同作用下的临界条件公式来源于完全弹性条件，新的公式（4.3.3-1）等参考了澳大利亚规范等资料，适合于弹塑性修正后的临界应力。 无局部压应力且承受静力荷载的焊接工字形载面梁，规定按新增加的4.4节利用屈曲后强度设计,4.3.3、4.3.4、4.3.5条 主要修订内容： （1）单项临界应力cr， cr，c,cr各有三个计算公式，例如计算 cr为4.3.3-3a、b、c三个公式。其中a式的临界应力等于强度设计值fv；而c式为完全弹性的临界应力，与88规范的规定相当；b式则为弹性到屈服之间的过渡。公式采用了国际通行的表达方式，采用通用高厚 作为参数（见图），即

10、当 (a) 当 (b) 当 (c,式中 为用于腹板受剪计算时的通用高厚比， 为钢材抗剪屈服强度，等于 ； 为腹板抗剪临界应力。弹性范围 ，用设计值表达 。 根据弹性稳定求得的临界应力 ，可求得 : 当a/ho1.0时, 当a/ho1.0时,其它，在弯曲正应力作用下的临界应力cr和在局部压应力作用下的临界应力c,cr情况与cr类似。只是在确定cr时，屈曲系数取=23.9，但腹板边缘的嵌固系数取为=1.66（受压翼缘扭转受到约束，如连有刚性铺板、制动板或焊有钢轨时）或1.23（受压翼缘扭转未受到约束时），代替了原规范的单一约束系数1.61。 （2）各种应力共同作用下的计算式，新旧规范有较大区别，例

11、如仅有横向加劲肋时： （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的，加劲肋的间距由构造要求控制，问题不大。但不适合于弹塑性修正后的临界应力。新规范的计算式较能适应新规定的经弹塑性修正的临界应力。 当有纵向加劲肋时或甚至还有短加劲肋的计算方法，均参考了国外标准的规定,4.4 组合梁腹板考虑屈曲后强度的计算,4.4.1条 （1）本节条款不适用于吊车梁，因有关资料不充分，多次反复屈曲可能导致腹板边缘出现疲劳裂纹。 （2）梁腹板受剪屈曲后强度计算，利用了张力场概念。使极限剪力大于屈曲剪力。精确确定张力场剪力值需要算出张力场宽度，比较复杂，为简化计算

12、，条文采用了相当于下限的近似公式。 （3）利用腹板屈曲后强度，即使h0/tw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h0/tw=200（受压翼缘扭转受到约束）或h0/tw=175（受压翼缘扭转未受约束），抗弯承载力只下降5%以内。 （5）规范提出的计算公式（4.4.1-1）与欧洲规范EC3相同，即 基本计算式： (a) 当M/Mf 1.0时, VVU (b) 当V/Vu0.5时, MMeu (c,式中 M、V所计算区格内同一

13、截面处梁的弯矩和剪 力设计值。由于这是强度计算，不能像计 算腹板稳定那样，取为区格内的平均值； Mf梁两翼缘所承担的弯矩设计值，对双轴对 称截面梁Mf=Afh1f（Af为一个翼缘截面积； h1为两翼缘轴线间距离），规范的Mf计算式 是考虑两翼缘截面不等的情况； Vu、Meu梁抗剪和抗弯承载力设计值。 腹板屈曲后的抗剪承载力Vu应为屈曲剪力与张力场剪力之和，根据理论和试验研究，抗剪承载力设计值Vu可用下列公式计算,当s0.8时 Vu=hotwfv (a) 当0.81.2时 Vu=hotwfv/s1.2 (c) 式中 s用于抗剪计算的腹板通用高厚比。 当a/ho1.0时，=4+5.34(ho/a)

14、2；当a/ho1.0时，5.34+4(ho/a)2。如果只设置支承加劲肋而使a/ho甚大时，则可取5.34,腹板屈曲后的抗弯承载力Meu 腹板屈曲后考虑张力场的作用，抗剪承载力有所提高，但由于弯矩作用下腹板受压区屈曲后，使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。 假定腹板受压区有效高度为hc，等分在hc的两端，中部则扣去（1-）hc的高度，梁的中和轴也有下降。现假定腹板受拉区与受压区同样扣去此高度，这样中和轴可不变动，计算较为简便。hc为腹板受压区的高度,梁截面惯性矩为（忽略孔洞绕本身轴惯性矩）： 梁截面模量折减系数为： 上式是按双轴对称截面塑性发展系数x=1.0

15、得出的偏安全的近似公式，也可用于x=1.05和单轴对称截面。 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) 通用高厚比b仍按局部稳定计算中公式计算，即 （受压翼缘扭转受到约束） 或 （梁受压翼缘未受到约束） 任何情况，以上公式中的截面数据Wx、Ix以及hc均按截面全部有效计算,4.4.2条 考虑腹板屈曲后强度的加劲肋 （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

16、肋所受轴心压力规定为： s=Vu-hotwcr+F 式中，Vu即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）梁的支座加劲肋还承受张力场斜拉力水平分力Ht（参见规范公式4.4.2-2）。这样梁端构造有两个方案可供选择,方案一：为了增加抗弯能力，在梁外端加设封头板（图a）。可采用下列方法之一进行计算：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；将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Ac=3h0Ht/(16ef)，式中e为支座加劲肋与封头板的距离；f为钢材强

17、度设计值,方案二：缩小支座加劲肋和第一道中间加劲肋的距离a1(图b)，使a1范围内的 ，此种情况的支座加劲肋就不会受到Ht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。 实际应用发现方案二比方案一优点多，可惜规范条文中只有方案一。方案二可参见陈绍藩钢结构设计原理（第二版）（1998年，科学出版社）一书中的7.4.5段,第章 轴心受力构件和拉弯、压弯构件的计算,5.1 轴心受力构件 5.1.2条 轴心压杆的整体稳定 （1）原规范将t40mm的轴压构件稳定归入c曲线，不确切。现作了专门规定，参见规范表5.1.2-2。还增加了d类截面的值（d曲线）。实际上t40mm

18、的轴压构件，视截面形式和屈曲方向，有b、c、d三类,2）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。西建科大建议，截面类别的划分只考虑截面形式和残余应力的影响，将弯扭屈曲按弹性方法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扭转屈曲换算长细比,对剪心的极回转半径； eo剪心至形心距离。 为简化计算，对单角钢和双角钢形截面建议了yz的近似计算式,5.1.7条 减小受压构件自由长度的支撑力原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 Fb1=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

19、力 各柱压力相同时 式中，n为被撑柱根数。 （3）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，对支持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,本节作了一些局部修改，如： （1）将取塑性发展系数x=y=1.0的条件由“直接承受动力荷载”缩小范围为“需要计算疲劳”的拉弯、压弯构件。 （2）原规范中N/NEx，N为设计值，NEx为弹性极限值，按理应将NEx除以抗力分项系数R，故将N/NEx改为N/NEx，注明NEx为参数，其值为NEx/RNEx/1.1。 （3）等效弯矩系数，无横向荷载时mx(或tx) =0.65+ 0.35M2/M1，取消“不得小于0.4”的规定,4）

20、弯矩作用平面外稳定计算式改为 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。 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，这必然增加不少计算工作量,5.3 构件的计算长度和容许长细比,5.3.2条 有关交叉腹杆在桁架平面外的计算长度，参考德国规范对压杆列出4种情况（所计算杆内力为N，另一杆内力为N0）： 当 时（条文中为 不一定等于 的计算式）： No为压力，不中断，lo=l （与原规范相同） No为压力，中断，lo=1.35 l （原规范不允许） No为拉力，不中断， lo=

21、0.5l （与原规范相同） No为拉力，中断，lo=0.5l （原规范为0.7 l,5.3.3条 确定框架柱在框架平面内的计算长度时分为 （1）无支撑纯框架 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： 采用二阶弹性分析方法计算内力时，取 。 （2）有支撑框架 强支撑框架支撑结构（支撑桁架、剪力墙等）的侧移刚度满足 式中 Sb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,弱支撑框架Sb不满足上式时，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。 经规范管理组组织试算证明：只要框架中有支撑，即使用不

22、粗的钢筋作交叉支撑也能满足强支撑框架的要求,5.3.6条 为新增条文 （1）考虑有摇摆柱时，框架柱值的增大系数。 （2）提出“考虑同层或其它层柱承载力有富裕时对所计算柱的支持作用”和“梁与柱半刚性连接时，确定 值应考虑连接特征”的原则性条文。 （3）梁与柱半刚性连接，确定柱的计算长度 时，应考虑节点特性。 5.3.8条、5.3.9条 增加对跨度等于和大于60m桁架杆件的容许长细比的规定，这是根据近年大跨度桁架的实践经验作的补充规定,4 受压构件的局部稳定,5.4.4条 轴心受压T形截面腹板原规定宽厚比 ，对剖分T型钢来说太严，经西建科大试验研究，对T型钢腹板的宽厚比限制改为： 轴心受压构件和弯

23、矩使自由边受拉的压弯构件 热轧T型钢， 焊接T型钢,弯矩使腹板自由边受压的压弯构件 当 当 后者（腹板自由边受压），由于未作新的研究工作，仍保留原规范的规定,第6章 疲劳计算,1对附录F（原附录五）的疲劳分类表中项次5“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，都是150，疲劳强度相同，显然不合理。 （2）螺栓受拉时螺纹处的应力集中很大，疲劳强度很低，

24、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 7.1.1条 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，不过它只提到一、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，而原设计规范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,焊缝质量等级的规定，大部份在设计规范有关条文或表格中已有反映，但不全面不集中，现集中为一条较为直观明确。 （1）在需要计算疲劳结构中的对接焊缝（包括T形对接与角接组合焊缝），受拉的

25、横向焊缝应为一级，纵向对接焊缝应为二级，新规范附表E-1，项次2、3、4已有反映。 （2）在不需要计算疲劳的构件中，凡要求与母材等强的对接焊缝，受拉时不应低于二级。因一级或二级对接焊缝的抗拉强度正好与母材的相等，而三级焊缝只有母材强度的85,3） 重级工作制和Q50t的中级工作制吊车梁腹板与上翼缘之间以及吊车桁架上弦杆与节点板之间的T形接头应予焊透，质量等级不低于二级。本来上述焊缝处于构件的弯曲受压区，主要承受剪应力和轮压产生的局部压应力，没有受到明确的拉应力作用，按理不会产生疲劳破坏，但由于承担轨道偏心等带来的不利影响，国内外均发现连接及附近经常开裂。所以我国74规（TJ17-74）规定此种

26、焊缝“应予焊透”即不允许采用角焊缝；而88年规范（GBJ17-88）又补充规定“不低于二级质量标准”。对新规范来说，此内容已放在7.1.1条，故将“构造要求”一章的这部份规定取消。 （4）对角焊缝以及不焊透的对接与角接组合焊缝，由于内部探伤困难，不能要求其质量等级为一级或二级。因此对需要验算疲劳结构的此种焊缝只能规定其外观质量标准应符合二级，此内容在设计规范GB50017疲劳计算分类表（表E-1）项次5中已有反映,5）关于本条提到的“需要验算疲劳结构中的横向对接焊缝受压时应为二级”、“不需要计算疲劳结构中与母材等强的受压对接焊缝宜为二级”。在设计规范的其它条文中没有提到，这是根据过去工程实践和

27、参考国外标准规定的，例如美国钢结构焊接规范AWS中，对要求熔透的与母材等强的对接焊缝，不论承受动力荷载或静力载，亦不论受拉或受压，均要求无损探伤，而我国的三级焊缝是不进行无损探伤的。由于对接焊缝中存在很大残余拉应力，外压力往往不能完全抵消此拉应力，在某些情况（例如吊车梁上翼缘中的对接焊缝）常有偶然偏心力作用（例如吊车轨道的偏移），使名义上为受压的焊缝受力复杂，常难免有拉应力存在,7.1.3、7.1.3条 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。经讨论，此种不分焊缝大小取为定值的办法不合理，现参考国外标准改为：对接焊缝减去2t；角焊缝减

28、去2hf。 7.1.4条 斜角角焊缝的计算 两焊脚边夹角不等于900的角焊缝称为斜角角焊缝，这种焊缝一般用于T形接头中,与原规范一样，斜角角焊缝计算时不考虑应力方向，任何情况都取f或（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。而且，我国采用的计算公式也是根据直角角焊缝简化而得，不能用于斜角角焊缝,新规范参考美国钢结构焊接规范（AWS）并与我国建筑钢结构焊接技术规程进行协调，作了下列修改： （1）规定锐角角焊缝两焊脚边夹角600，而钝角角焊缝1350。这表示焊脚边夹角小于600或大于1350的焊缝不推荐用作受力焊缝。 （2）原规范规定的锐角角

29、焊缝计算厚度取he=0.7hf，比实际的喉部尺寸小，这是考虑到当角较小时，焊缝根部不易焊满以及在熔合线的强度较低这两个因素。现规定600已无此问题。因此，不论锐角和钝角的计算厚度均统一取为喉部尺寸he=hfcos/2。但当根部间隙（b、b1或b2）1.5mm，则应考虑间隙影响，取,上式可根据前页图中的几何关系推导得出，图中垂直于斜边的虚线即计算厚度。 （3）新规范规定任何情况根部间隙（b、b1或b2）不得大于5mm，主要是图a中的b1可能大于5mm。如果是这样，可将板端切成图b的形状并使b5mm。 对于斜T形接头的角焊缝，在设计图中应绘制大样，详细标明两侧斜角角焊缝的焊脚尺寸,7.2 紧固件（

30、螺栓、铆钉等）连接,7.2.2条 （1）表7.2.2-1中的抗滑移系数值作了一些修正，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,由此得出的8.8级螺栓的P，使抗剪承载力有时（当0.4时）比同直径的粗制螺栓还低，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fu代替fy再补充一个系数0.9是适宜的。 （3）将同时受剪和拉力的摩擦型高强度螺栓的计算改

31、用相 关公式 表达，实质与原规范未变，由Nvb=0.9nfP和Ntb=0.8P，代入后即得原规范计算式Nv=0.9nf(P-1.25Nt,7.2.3条 取消原规范“承压型高强度螺栓连接的抗剪承载力不得大于按磨擦型连接计算的1.3倍”的规定。理由为，原规范的此规定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。但国外标准并没有此规定，而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,7.3 组合工字梁翼缘连接,7.3.1条 组合梁翼缘焊缝连接。规范规定的计算式（7.3.1）与旧规范相同，式中根号内第二项指垂直于焊缝长度方向的应力。引入

32、系数f,对直接承受动力荷载的梁f=1.0;对承受静力载或间接承受动力载的梁f =1.22。其实对后者来说，受有固定集中力处规定应设置支承加劲肋，此时取F=0。对前者又取f =1.0。所以公式中的f基本上无实际价值,7.3.2条 原规范规定的计算式（7.3.2）在右侧漏掉了在计算截面处紧固件数目n1，新规范已加上。另外，规范条文提出计算“翼缘与腹板连接铆钉或摩擦型连接高强度螺栓”，表示普通粗制螺栓和承压型连接高强度螺栓不得用于此种连接，至于A、B级螺栓，由于制造费工、装配困难，也不推荐采用。 实际上，公式（7.3.2）还应包括翼缘板与翼缘角钢之间的承载力计算，此时取F=0，S1为翼缘板截面对梁中

33、和轴的面积矩,7.4 梁与柱的刚性连接,在框架结构中，梁与柱的刚性连接是很重要的节点。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。 7.4.1条 规定了不设置横向加劲肋时，对柱腹板和柱翼缘厚度的要求。 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 betwfcAfcfb 式中 be柱腹板计算宽度边缘处压应力的假定分布长度。参照梁的局部压应力计算式，取be=a+5hy，a为集中压力在柱外边缘分布长度，等于梁翼缘板厚度；hy为自柱外边缘至柱腹板计算宽度边缘的距离； tw柱腹板厚度； fc柱腹板

34、钢材抗拉、抗压强度设计值； Afc梁受压翼缘的截面积； fb梁翼缘钢材抗拉、抗压强度设计值。 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 hc柱腹板的计算宽度； fyc柱腹板钢材屈服点。 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=Aftfb 式中 Aft梁受拉翼缘截面积； fb梁钢材抗拉强度设计值,此拉力T由柱翼缘板三个部份共同承担，中间部份

35、（分布长度为m）直接传给柱腹板的力为fctbm（tb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p12tc，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=c1fctc2 式中c1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，c1=3.55.0，可偏安全地取c1=3.5。这样柱翼缘板受拉时的总承载力为23.5fctc2+fctbm。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

36、即,在上式中，括号内第二项 ， 按统计分析，此项的最小值为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。在高层民用建筑钢结构技术规程JGJ99-98中规定：“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（即横向加劲肋）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,7.4.2条 设置柱的横向加劲肋时，柱腹板节点域的计算 节点域的抗剪强度计算 在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）是在上式的基础上加以调整和简化而

37、得,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。试验证明，可将节点域抗剪强度提高到 。 b.在节点域中弯矩的影响较大，剪力的影响较小。如果略去剪力项使算得的结果偏于安全20%30%，但上式中没有包括柱腹板所受轴压力对抗剪强度的不利影响，一般柱腹板轴压力设计值N与其屈服承载力Ny之比N/Ny0.5，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hbhctw=Vp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Vp=1.8hbhctw。 公式（a）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

38、参见建筑抗震设计规范的规定。 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： （hc+hb）/tw90 (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。但在抗震规范中，根据我国初步研究，在轴力和剪力共同作用下，保证不失稳的条件应为（hc+hb）/tw70。将此列为“注”。本规范不包括抗震，取消此“注”，只将公式（b）列入作为最低限值,3第7.4.3条，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

39、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。此两种加贴补强板的办法，均有应用实例。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体厚度的 ，以防止补强板向外拱曲。 至于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，多年来一直是我国悬而未决的问题，直到1983年前后，重庆钢铁设计研究院会同云南省建筑设计院在昆明作了一系列双角钢杆件桁架节点板的试验和理论分析

40、研究，拟合出连接节点处板件在拉力作用下的强度计算公式和在杆件压力作用下的稳定计算式。这次修订规范时，将上述研究成果加以整理并与国外有关规定对比，主要在杆件压力作用下的计算和构造加以简化，以方便使用,7.5.1条 连接节点处板件的强度计算。 当时的抗拉试验共有6种不同形式的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,沿BACD撕裂线割取自由体（图b），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，当各撕裂线段的折算应力达到抗拉强度fu时试件破坏。根据平衡条件并略去影响很小的M和V，则

41、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,即 令 (a) 则 由 写成计算式则为 (b) 式中 N作用于板件的拉力； Ai第i段撕裂面的净截面积,I 第i段的拉剪折算系数，由公式（a）计算； 第i段撕裂面与拉力作用线的夹角。 公式（b）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。 此公式还适用于规范正文图7.5.1中其它两种板件的撕裂面的计算，它与美国规范的计算相同,7.5.2条 桁架节点板强度的有效宽度计算法。 考虑到桁架节点板的外形往往不规则，用规范公式（7.5.1）计算比较麻烦，加以一些受动力荷载的桁架需要计算节点板的疲劳时，该公式更不适

42、用，故参照国外多数国家的经验，建议对桁架节点板可采用有效宽度法进行承载力计算。所谓有效宽度即认为腹杆轴力将通过连接件在节点板内按照某一个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，该一定宽度即称为有效宽度be。 在试验研究中，假定be范围内的节点板应力达到fu，并令betfu=Nu(Nu为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=270时精确度最高，计算值与试验值的比,值平均为98.9%，当=300时此比值为106.8%，考虑到国外多数国家对应力扩散角均取为300，为与国际接轨且误差较小，故亦建议取=300。 有效宽度法计算简单，概念清楚，适用于腹杆与节点板的多种连接

43、情况，如侧焊、围焊、和铆钉、螺栓连接等（当采用铆钉或螺栓连接时，be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,7.5.4条 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可能失稳。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。 在斜腹杆压力作用下，失稳形式一般为在BAACCD线附近或前方呈三折线屈折破坏（图c）。失稳时屈折线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。 当节点板的自由边长度lf与厚度t之比 时

44、，（一般出现在无竖腹杆的节点板，如图c所示）在 区稳定性很差，此时应沿自由边加劲。加劲后，稳定承载力有较大提高，则仅需验算 区和 区的稳定,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，可不验算节点板稳定。 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

45、点板要求与有竖腹杆的相同,5）桁架节点板厚度选用表 到目前为止，一般的钢结构教科书和手册均列有“桁节点厚度选用表”，但都为互相参考，缺乏科学依据。这次该研究组先制作了Nt/b关系表（N为腹杆最大拉力；t为节点板厚度；b为连接肢宽度），反映了侧焊缝焊脚尺寸hf1、hf2的影响，因此比以往的Nt表更符合实际。这次，规范修订组在上述参数组合的最不利情况，重新整理出偏于安全的Nt表。相对来说它比以往的Nt表更合理,6）为保证节点板受压时的稳定，桁架杆件间间隙不能太大，例如有竖腹杆的节点板（或自由边有加劲的节点板），受压斜腹杆连接肢中点沿轴线方向至弦杆边的斜向距离 ，不能理解为c值愈小愈好。规范第8.4

46、.6条又规定“弦杆与腹杆、腹杆与腹杆之间的间隙，不应小于20mm”，这是由于间隙过小，焊接残余应力影响过大。而对吊车桁架，为避免疲劳破坏规范第8.5.3条又规定此间隙“不宜小于50mm”；在第8.7.2条又规定在工作温度-20C地区的桁架，为防冷脆”，规定“腹杆与弦杆相邻焊缝焊趾间净距不宜小于2.5t”。同样这些规定不能理解为杆件间间隙愈大愈好，在某些情况如出现矛盾，工程技术人员应妥善处理,7.6 支座,7.6.1条 为新增加的条文，因为平板支座为跨度不大的梁和桁架支于混凝土柱或混凝土垫块上最常用的支座。 弧形支座和辊轴支座中，圆柱形表面与平板的接触表面的承压应力，原规范是按下式计算： （原规

47、范7.4.2和7.4.3） 式中，R为支座反力设计值；L为弧形表面或辊轴与平板接触长度；d为辊轴直径（对辊轴支座）或弧形表面半径的两倍；n为辊轴数目，对弧形支座n1,新规范参考国内外规范的规定，认为从发展的趋势来看，此种支座接触面的承载力宜与fy2成正比较为合适，故建议采用下式表达： R40ndlf2/E (新规范7.6.2) 上式可写成为 对Q235钢，E206103N/mm2,f=215N/mm2，则可写成为 这与原规范的计算式基本一致。但对高强度钢则新规范的承载力有提高，这也与国内外的研究成果相吻合。 7.6.4、7.6.5条 增加 “球形支座”和“橡胶支座”，但未提出具体计算公式,第8

48、章 构造要求,8.1 一般规定 8.1.1条 着重提出“避免材料三向受拉”，是在构造上防止可能引发脆断的措施。 8.1.2条 钢板的最小厚度由5mm减小为4mm。 8.1.3条 删去了原规范对焊件厚度的建议，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,8.2 焊缝连接,8.2.2条 参照ISO国际标准，补充规定当焊件厚度t20mm（ISO为t16mm，前苏联为25mm，建议取t20mm）的角焊缝应采用收缩时不易引起层状撕裂的构造。 层状撕裂是垂直于轧制钢材厚度方向的一种开

49、裂现象。因为焊缝收缩使附近金属产生很大应变和应力集中，所以焊接接头中很容易产生层状撕裂,8.2.4条 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14改为不大于12.5，而对承受动态荷载的结构仍为不大于14，不作改变。因为根据我国的试验研究，不论改变宽度或厚度，坡度用1:81:4接头的疲劳强度与等宽、等厚的情况相差不大,8.2.6条 两焊脚边夹角135（原规范为120）时，焊缝表面较难成型，受力状况不良；而60的焊缝施焊条件差，根部将留有空

50、隙和焊渣；已不能用7.1.4条的规定来计算这类斜角角焊缝的承载力，故规定这种情况只能用于不受力的构造焊缝。但钢管结构有其特殊性，不在此限,8.2.7条 侧面角焊缝所受的剪应力，在弹性阶段沿长度的分布很不均匀，两端大中间小。侧焊缝愈长，应力集中系数（最大剪应力f max与平均剪应力f m与之比）愈大。由于侧面角焊缝有良好的塑性，在荷载作用下，只要焊缝不是过长，其两端点达到屈服极限以后继续加载，应力会逐渐拉平，直使全焊缝长度同时达到强度极限而破坏。但是，若焊缝长度很大时，也有可能端部首先破坏，中部焊缝起不到应有的传力作用。因此各国和地区的规范均对侧面角焊缝的长度提出了限制,侧面角焊缝的最大长度，原

51、来对动力荷载作用下控制较严（40hf），后来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,8.3 螺栓连接和铆钉连接,8.3.4条 表8.3.4的修改是参考我国铁路桥梁钢结构设计规范（1997年征求意见稿）及美国钢结构设计规范（AISC 1989）进行的，修改的主要内容及理由是： （1）原规范表中“任意方向”涵义不清，今参照桥规明确为“沿对角线方向”。 （2）原规范表中对中间排的中心间距没有明确“垂直内力方向”的情况，今参照桥规补充了这一项,3）原规范表中的边距区分为切割边和轧制边两类，这和前苏联的规定相同（我国桥规亦如此）。但美国AIS

52、C却始终区分为剪切边（shear cut）和轧制边或气割（gas cut）与锯割（saw cut）两类。意即气割及锯割和轧制是属于同一类的，从切割方法对钢材边缘质量的影响来看，美国规范是比较合理的，现从我国国情出发，将手工气割归于剪切这一类。 8.3.9条 因撬力很难精确计算，故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,8.4.6条 增加了腹杆与弦杆直接对焊情况下“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

53、详细规定，故不受此限。 8.4.13条 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” 考虑。至于摩擦系数的取值，现在国内外已普遍采用0.4，故列入,8.4.15条 新增“插入式柱脚”的有关构造规定。 当钢柱直接插入混凝土杯口基础内用二次浇灌层固定时，即为插入式柱脚。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

54、验研究，并曾在多项单层工业厂房工程中使用，效果较好，并不影响安装调正。这种柱脚构造简单、节约钢材、安全可靠。本条规定是参照北京钢铁设计研究总院编写的“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；其中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（DLT50851999）”的插入深度比较接近。而国家建材局“钢管混凝土结构设计与施工规程”（JCJ0189）中对插入深度的取值过大，故未予采用。另外，本条规定的数值大于预制混凝土柱插入杯口的深度，这是合适的。 对双肢柱的插入深度，北钢院原取为（1312）hc。而混凝土双肢柱为（1323）hc，并说明当柱安装

55、采用缆绳固定时才用13 hc。为安全计，本条将最小插入深度改为0.5 hc,8.4.16条 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（如地下室墙、基础梁等）中的柱脚称为埋入式柱脚，而将钢柱置于混凝土构件上又伸出钢筋在钢柱四周外包一段钢筋混凝土者为外包式柱脚，亦称为非埋入式柱脚。这两种柱脚常用于多、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”（JGJ9998）以及冶金部钢骨混凝土结构设计规程（YB908297）中相类似的构造要求。 关于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23倍（大于插入式柱脚的插入深度），是引用日本的经

56、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 对吊车梁和吊车桁架（或类似结构）的要求,8.5.6条 对原条文进行补充和修改的内容为： （1）将原来适用于简支吊车梁的条文扩大到可用于连续吊车梁； （2）明确规定了支座加劲肋和中间横向加劲肋的配置方式和构造要求； （3）参照前苏联的经验，规定了横向加劲肋的宽度不宜小于90mm。 8.5.12条 焊接长轨要保证轨道在温度作有下能沿纵向伸缩，同时不损伤固定件，日本在钢轨固定件与轨道间留有约1mm空隙，西德经验约为2mm，我国使用的经验应留有一定空隙（1mm,8.6 大跨度屋盖结构,本节是新增加

57、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L60m的屋盖为大跨度屋盖结构。 本节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,8.7 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。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： （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

58、）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。重要性愈大的结构对抗脆断性能的要求亦愈高,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。 至于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

59、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,8.7.1条 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T30的地区的焊接结构建议采用较薄的组成板件。 8.7.2、8.7.3条 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

60、的兴建，钢材厚度的增加以及对结构安全重视程度的提高，钢结构的防脆断问题理应在设计中加以考虑。同时，为了缩小应用范围以节约投资，建议在T20的地区采用。在T20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,8.9 防护和隔热,因为补充考虑了防火问题，故将原标题“防锈和隔热”改为“防护和隔热”。同时增加了对除锈等级、防腐蚀设计和防火设计的条文。除锈等级与涂料品种有关，详见工业建筑防腐蚀设计规范（GB50046,第章 塑性设计,9.1.3条 取消原规定的强度设计值折减系数0.9，将原放在说明有关对钢材的要求列入正文，即“fu/fy1.2，515%，u20y(原规定为y6p