gb-50017讲课有关内容第9章附录2011

1、9 塑性设计9.1 一般规定9.1.1 本章规定适用于不直接承受动力荷载的固端梁、连续梁以及由实腹构件组成的单层和两层框架结构。该条明确指出本章的适用范围是超静定梁、单层框架和两层框架。用简单塑性理论进行框架分析是不考虑其二阶效应的。但是，按塑性分析的结构，变形较大， 结构刚度也有所降低，二阶效应的不利影响必然比弹性分析时稍大；如果再加上残余应力、初弯曲、初偏心等初始缺陷的影响，承载能力还得进一步降低。不过，经过大量试验证明：对一般的单层和两层框架，钢材硬化的有利作用完全可以抵消上述对承载能力降低的不利影响。对两层以上的框架，目前我国的理论研究和实践经验较少，故未包括在内。两层以上的无支撑框架

2、，必须按二阶理论进行分析或考虑P效应。两层以上的有支撑框架，则在支撑构件的设计中，必须考虑二阶(轴力) 效应。如果设计者掌握了二阶理论的分析和设计方法，并有足够的依据，也不排除在两层以上的框架设计中采用塑性设计。9.1.2 采用塑性设计的结构或构件，按承载能力极限状态设计时，应采用荷载的设计值，考虑构件截面内塑性的发展及由此引起的内力重分配，用简单塑性理论进行内力分析。按正常使用极限状态态设计时，采用荷载的标准值，并按弹性理论进行计算。简单塑性理论是指假定材料为理想弹塑性体，荷载按比例增加。计算内力时，考虑发生塑性铰而使结构转化成破坏机构体系。9.1.3 按塑性设计时，钢材的力学性能应满足强屈

3、比 fu/fy1.2，伸长率 515， 相应于抗拉强度 fu 的应变 u 不小于 20 倍屈服点应变 y。该条为强制性条文。该条系将旧规范条文说明中有关钢材力学性能的要求经修正后列为正文即：(1) 强屈比，fu/fy1.2； (2)伸长率 515；(3)相应于抗拉强度 fu 的应变 u 不小于 20 倍屈服点应变 y。这些都是为了截面充分发展塑性的必要要求。上述第 3 项要求与原规范不同， 旧规范为屈服台阶末端的应变 st6p(p 指弹性应变)，也就是要求钢材有较长的屈服台阶，但有些低台金高强度钢，如 15NnV 就达不到此项要求，而根据国外规范的有关规定，15MnV 可用于塑性设计。现根据欧

4、州规范 EC3-ENV 1993，将此项要求改为 u20y，(见陈绍菩编写的钢结构设计原理第二版)。9.1.4 塑性设计截面板件的宽厚比应符合表 9.1.4 的规定。表 9.1.4 板件宽厚比截面形式翼缘腹板塑性设计要求某些截面形成塑性铰并能产生所需的转动，使结构形成机构，故对构件中的板件宽厚比应严加控制，以避免由于板件局部失稳而降低构件的承载能力。GB 50017-2003 规范规定的容许宽厚比与世界各国或地区规定的比较，我国的规定与世界各国差别不大，实际上是参考各国规定而定的。只是当轴心力较大时的腹板高厚比取为 hotw35，比各国偏小一些，这是由于我国轴心压杆腹板按弹性分析时的最低值为

5、hotw=40 之故。9.2 构件的计算9.2.1 弯矩 Mx(对 H 形和工字形截面 x 轴为强轴)作用在一个主平面内的受弯构件， 其弯曲强度应符合下式要求：MxWpnxf式中 Wpnx对 x 轴的塑性净截面模量。(9.2.1)构件只承受弯矩 M 作用时，截面的极限状态应为：MWpnfy 考虑抗力分项系数后，即为公式(9.2.1)。Wpn 为净截面塑性模量，是按截面全部进入塑性求得的，与第 4 章采用的 W 不同，W 的取值仅是考虑部分截面进入塑性。旧规范规定，进行塑性设计时钢材和连接强度设计值应乘以折减系数 0.9。依据是二阶(P)效应没有考虑，并且假定荷载按比例增加，都使得算的结构承载能

6、力偏高。后来的分析表明，单层和二层框架的二阶效应很小，完全可以由钢材屈服后的强化特性来弥补，加载顺序只影响荷载位移曲线的中间过程，并不影响框架的极限荷载。因此，这次修订取消了 0.9 系数。9.2.2 受弯构件的剪力 V 假定由腹板承受，剪切强度应符合下式要求：b2359tf yN当0.37 时：Afh æ hh21ö0æN ö 235ç、 ÷ ç 72 - 100÷t è ttwwøwèAf øf yN当0.37 时：Afh æ hh21ö0 235&#

7、231;、 ÷ 35t è ttwwøwf y b0 30 235tf y与前项工字形截面的腹板相同Vhwtwfv式中 hw、tw腹板高度和厚度；fv钢材抗剪强度设计值。受弯构件和压弯构件计算中，剪力的存在会(9.2.2)塑性铰的形成。在塑性设计中，一般将最大剪力的界限规定为等于腹板截面的剪切屈服承载力，即VAWf (Aw 为腹板截面积)。在满足公式(9.2.2)要求的前提下，剪力的存在实际上并不降低截面的弯矩极限公式(9.2.1)计算。因为钢材实际上并非理想的弹塑性体，它值即仍可按的塑性变形发展是不均匀的，一旦出现应变硬化阶段，当弯矩和剪力值都很大时， 截面的应

8、变硬化很快出现，从而使弯矩极限值并无降低。9.2.3 弯矩作用在一个主平面内的压弯构件，其强度应符合下列公式的要求：N当0.1 3 时：An fMxWpnxf(9.2.3-1)N0.13 时：当An fæöNM 1.15 ç÷ Wpnxfø1-(9.2.3-2)xA fèn式中An净截面面积。压弯构件的N 不应大于 0.6 An f，其剪切强度应符合公式（9.2.2）的要求。00000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000009.2.4 弯矩作用在一个主

9、平面内的压弯构件，其稳定性应符合下列公式的要求：1 弯矩作用平面内：bmxMxNjx Af+1(9.2.4-1)æöNf 1 - 0.8èç÷Wpx¢NEx ø式中 Wpx对 x 轴的塑性毛截面模量。x、 NE¢x 和 mx 应按第 5.2.2 条计算弯矩作用平面内稳定的有关规定采用。2 弯矩作用平面外：btx MxjbWpx fNjy Af+h1(9.2.4-1)y、b、 和 tx 应按 5.2.2 条计算弯矩作用平面外稳定的有关规定采用。.按塑性设计的结构，其受弯构件(梁)的整体稳定由侧向支承来保证；但压弯构

10、件的整体稳定应由结构计算和侧向支承共同来保证。公式(9.2.4-1)及(9.2.4-2)是参照弹性分析而得，仅是用了全塑性的 Wpx 代替部分塑性的 xW1x 实际上塑性设计的二阶效应比弹性分析要大。为了保证压弯构件的稳定，还应对其弯矩作用平面内、外的长细比加以较为严格的控制。0000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000009.3容许长细比和构造要求9·3·1 受压构件的长细比不宜大于 130 235/fy 。.采用塑性设计的框架柱，如果长细比过大也会使二阶效应带来的影响加大，使框架柱

11、的实际承载能力将比按简单塑性理论计算降低很多，因此本条规定了比范第 5 章稍严的容许长细比值。000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000009.3.2在构件出现塑性铰的截面处，必须设置侧向支承。该支承点与其相邻支承点间构件的长细比 y 应符合下列要求：M1当10.5 时：Wpx fæöM1235y ç 60 - 40÷ （9.3.2-1）ç÷W ffèøpxyM1当 0.51.0 时：Wpx fæöM

12、1235y ç 45 -10÷ （9.3.2-1）ç÷W ffèøpxyy弯矩作用平面外的长细比，y =l1/i y，l1 为侧向支承点间距离，iy 为式中截面回转半径；M1与塑性铰相距为l1 的侧向支承点处的弯矩；当长度l1内为同向曲率时，M1M1为正；当为反向曲率时，为负。Wpx fWpx f对不出现塑性铰的构件区段，其侧向支承点间距应由有关弯矩作用平面外的整体稳定计算确定。第 4 章和第 5 章内.对于已形成塑性铰的梁截面，在结构尚未达到破坏机构前梁将继续变形，为了使塑性铰处在转动过程中能保持承受弯矩极限值的能力，不但要避免板件

13、提前局部屈曲，而且必须避免构件的侧向扭转屈曲，要使构件不发生侧向扭转屈曲，应在塑性铰处及其附近适当距离处设置侧向支承。本条文规定的侧向支承点间的构件长细比限制，是根据理论和试验研究的结果，再加以简化得出。试验结果表明：侧向支承点间的构件长细 y，主要与 M1/Mp 的数值有关，且对任一确定的 M1/MP 值加上抗力分项系数后，该比值就变规范公式(9.2.-1)中的M1/Mpxf，均可找到相应的 y，根据国内部分研究分析结果并参考国外的规定，加以简化后得到关系式(9.3.2-1)和(9.3.2-2)。000000000000000000000000000000000000000000000000

14、00000000000000000000009.3.3用作减少构件弯矩作用平面外计算长度的侧向支撑，其轴心力应分别按本规范第 4.2.6 条或第 5.2.8 条确定。9·3·4所有节点及其连接应有足够的刚度，以保证在出现塑性铰前节点处各构件间的夹角保持不变。构件拼接和构件间的连接应能传递该处最大弯矩设计值的 1.1 倍，且不得低于0.25 Wpxf。.图 127 梁与柱的刚性节点为使结构达到塑性设计的构件预期性能，因此，横梁与柱的连接节点以及山形框架的屋脊节点等，都应具有足够的刚度，以保证在构件出现塑性铰之前各构件之间的夹角保持不变。为了运输和安装的方便，实际工程中经常采用

15、螺栓连接节点； 但螺栓连接当中受到稍大的塑性变形后即容易引起节点松动，所以应该严格控制螺栓连接处的塑性变形。一般宜采用高强度螺栓并使螺栓承受的拉力 Nt0.8P(P 为预拉力)。连接形式可采用扩大式接头(见图 127a)、加腋式接头(见图 127b)和错开式接头(见图 127c、d)等。为了使塑性变形不致集中在拼接位置，而迫使它集中在邻近的构件截面上，所以规范规定，构件的拼接和构件间的连接应能传递该处计算弯矩值的 l.1 倍，且不低于 0.25Wpxf。00000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000009

16、·3·5当板件采用手工气割或剪切机切割时，应将出现塑性铰部位的边缘刨平， 当螺栓孔位于构件塑性铰部位的受拉板件上时，应采用钻成孔或先冲后扩钻孔。1 0结构1 0.1一般规定构件与开口截面构件相比，具有较高的抗压和抗扭承载能力，且两个方向的抗弯承载能力相等或相近；采用直接焊接的管节点，除外形轻巧美观外，节点形式简单，节约钢材，还可以形成封闭空间结构，节约防腐涂料。由于上述优越性，直接焊接结构获得了较快的发展和应用。规范中规定的结构规定用于不直接承受动力荷载的直接焊接结构，包括圆管、方管和矩形管结构。由于我国尚未开展直接承受重复动力荷载的钢管焊接节点的疲劳问题的研究工作，其疲劳

17、问题暂未列入规范。可采用无缝钢成，但价格较高，一般可采用冷弯成型的高频焊接。000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000010.1.1本章规定适用于不直接承受动力荷载，在节点处直接焊接的管或矩形管)桁架结构。(圆管、方.该条明确了包括方管及矩形管截面管材，同时明确了原条文中的结构主要指桁架结构。结构一般指由圆管或方管(或矩形管)组合的平面或空间桁架结构体系。钢管结构节点连接的类型很多，本章只限于节点处直接焊接的结构。用制作的桁架结构构件，其刚度大，抗压和抗扭性能好，因而用作屋架、通廊、桥架、支架、厂房

18、柱以及其他特种结构者比较合理。与普通轧制型钢结构相比，可节约钢材 20以上。圆管可以采用冷弯成型的高频焊接，也可以采用无缝。方管和矩形管则多为冷弯成型的高频焊接，但是由于此类管材通常存在残余应力和冷作硬化现象，用于低温地区的外露结构时，应进行专门的研究。对于承受交变荷载的焊接连接节点的疲劳问题，因为远较其他型钢杆件节点受力情况复杂，且目前对动态荷载下的疲劳性能尚研究不足，使用经验也较缺乏，因此规范规定在节点处直接焊接的直接承受动态荷载的情况。(圆管、方管或矩形管)桁架结构，适用于不000000000000000000000000000000000000000000000000000000000

19、0000000000000010.1.2圆的外径与壁厚之比不应超过 100(235/fy)；方管或矩形管的最大外缘尺235/fy寸与壁厚之比不应超过 40。说明：限制的径厚比或宽厚比是为了防止发生局部屈曲。的局部屈曲与一般的平板不同，对缺陷特别敏感，只要管壁稍有局部凹凸，临界应力就会比理论值下降若干倍，何况通常在强塑性状态下屈曲，因此，世界上很多的规范以及我国钢结构设计规范和玲弯薄壁型钢结构设计规范都是根据试验确范第 5.4.5 条相同，矩形定杆件的容许径厚比。其中，圆的径厚比与管翼缘与腹板的宽厚比略偏安全地取与轴压构件的箱形截面相同。本条规定的限值与国外第 3 类截面(边缘纤维达到屈服，但局

20、部屈曲阻碍全塑性发展)比较接近。000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000010.1.3热加工管材和冷成型管材不应采用屈服强度 fy 超过 345N/mm2 以及屈强比fy/fu>0.8 的钢材，且壁厚不宜大于 25mm。.该条为新增内容。结构的设计计算公式主要依赖于试验研究，由于目前国内外对直接焊接的结构所做的节点试验研究工作中，其钢材的屈服强度均未超出 345N/mm2，壁厚亦不大于 25mm(管壁太厚很难冷弯成型)，因此，规范规定管结构采用的热加工管材或冷成型管材壁厚不宜大于 25mm，

21、且不应采用屈服强度fy 超过 345N/mm2 的钢材。为保证材料具有较好的塑性性能，规范还规定采用的钢材其屈强比 fy/fu 不应大于 0.8。结构0000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000010.1.412在满足下列情况下，分析桁架杆件内力时可将节点视为铰接： 符合各类节点相应的几何参数的适用范围；在桁架平面内杆件的节间长度或杆件长度与截面高度(或直径)之比不小于12(主管)和 24(支管)时。10.1.5 若支管与主管连接节点偏心不超过式(10.1.5)限制时，在计算节点和受拉主管承载力时，

22、可忽略因偏心引起的弯矩的影响，但受压主管必须考虑此偏心弯矩M=N×e(N 为节点两侧主管轴力之差值)的影响。0.55e/h(或 e/d)0.2 5e偏心距，符号如图 10.1.5 所示；d圆主管外径；h连接平面内的矩形主管截面高度。(1 0·1·5)式中图 12-1-1 K 形和 N 形管节点的偏心及间隙10.2构造要求节点的构造应符合下列要求：10.2.11主管的外部不应小于支管的外部，主管的壁厚不应小于支管壁厚，在支管与主管连接处不得将支管主管内。234510.2.2主管与支管或两支管轴线之间的夹角不宜小于 30º；支管与主管的连接节点处，除搭接型节

23、点外，应尽可能避免偏心； 支管与主管的连接焊缝，应沿全周连续焊接并平滑过渡；支管端部宜使用自动切管机切割，支管壁厚小于 6 mm 时可不切坡口。在有间隙的 K 形或 N 形节点中(图 10.1.5 a、b)，支管间隙 a 应不小于两支管壁厚之和。10.2.3在搭接的 K 形或 N 形节点中(图 10.1.5 c、d)，其搭接率 Ov=q/p×100应满足 25Ov100，且应确保在搭接部分的支管之间的连接焊缝能可靠地传递内力。10.2.4 在搭接节点中，当支管厚度不同时，薄壁管应搭在厚壁管上；当支管钢材强度等级不同时，低强度管应搭在高强度管上。.结构的构造要求除10.23.110.2

24、.4 规定外现补充一些构造作法供设计参考。(1) 支管端部应与主管接触良好，不得有过大的局部空隙。一般来说，管结构的支管端部加工应尽量使用自动切管机。它根据输入的夹角以及支管、主管的直径和壁厚，直接切成所需的空间形状，并可按需要在支管壁厚上切成坡口，如用手工切割就很难保证切口质量。(2)构件承受较大集中荷载的部位，其工作情况较为不利，应采取适当的加强措施，例如加套管或如图 128 所示的加劲肋等。构件的主要部位应尽量避免开孔，不得已要开孔时，应采取适当的补强措施，例如在孔的周围加焊补强板等。(3)构件的接长或拼接接头宜采用对接焊缝连接(见图 129a)。当两管直径不同时，宜加锥形过渡段(见图

25、129b)。当两管壁厚不同时，应满足图 8.2.4 所示的切斜要求。大直径或重要的拼接，宜在管内加短衬管(见图 129e)。轴心受压构件或受力较小的压弯构件也可采用通过隔板传递内力的形式(见图 129d)，对工地连接的拼接，也可采用法篮盘的螺栓连接(见图 129e、f)。图 128 集中荷载作用部位的加强措施图 129的拼接0000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000010.2.5支管与主管之间的连接可沿全周用角焊缝或部分采用对接焊缝、部分采用角焊缝。支管管壁与主管管壁之间的夹角大于或等于 120&

26、#186; 的区域宜用对接焊缝或带坡口的角焊缝。角焊缝的焊脚hf，不宜大于支管壁厚的 2 倍。10.2.6构件在承受较大横向荷载的部位应采取适当的加强措施，防止产生过大的局部变形。构件的主要受力部位应避免开孔，如必须开孔时，应采取适当的补强措施。10.3杆件和节点承载力10.3.1 直接焊接结构中支管和主管的轴心内力设计值不应超过由第 5 章确定的杆件承载力设计值。支管的轴心内力设计值亦不应超过节点承载力设计值。10.3.2在节点处，支管沿周边与主管相焊，焊缝承载力应等于或大于节点（支管） 承载力。在管结构中，支管与主管的连接焊缝可视为全周角焊缝按公式(7.1.3-1)进行计算，但取 f=1。

27、角焊缝的计算厚度沿支管周长是变化的，当支管轴心受力时， 平均计算厚度可取 0.7hf。焊缝的计算长度可按下列公式计算：1在圆管结构中，取支管与主管相交线长度：当 di/d0.65 时0.534sinqilw=(3.25di0.025d)(+0.466)(10.3.2-1 )当 di/d>0.65 时：0.534sinqilw=(3.81di0.389d)(+0.466)(10.3.2-2 )式中 d、di分别为主管和支管外径； i支管轴线与主管轴线的夹角。2 在矩形管结构中，支管与主管交线的计算长度应按卞列规定计算： 对于有间隙的 K 形和 N 形节点：当 i60º 时：2hi

28、 sinq+ blw =(10.3.2-3)ii当 i50º 时：2hi sinq+ 2blw =(10.3.2-4)ii当 50ºi60º 时，按插值法确定。对于 T、Y 和 X 形节点（见图 10.3.4）2hi sinqilw =(10.3.2-5)式中hi、bi分别为支管的截面高度和宽度。当支管为圆管、主管为矩形管时，焊缝计算长度为支管与主管的相交线长度减去 di。10.3.3 主管和支管均为圆管的直接焊接节点承载力应按下列规定计算，其适用范围为：0.2<1.0；di/ti60；d/t100，30º，60º120º (

29、为支管外径与主管外径之比；di、ti 为支管的外径和壁厚；d、t 为主管的外径和壁厚； 为支管轴线与主管轴线之夹角； 为空间管节点支管的横向夹角，即支管轴线在主管横截面所在平面投影的夹角)。为保证节点处主管的强度，支管的轴心力不得大于下列规定中的承载力设计值：1X 形节点(图 10.3.3a)：1)受压支管在管节点处的承载力设计值 N pj 应按下式计算：cX5.45y t 2 fNpj=(10.3.3-1)(1 - 0.81b )sinqcXnö2æ ssn参数，n =10.30.3 ç÷ ，当节点两侧或一侧主管受拉时，则式中ç÷f

30、 yfèøy取 n =1。f主管钢材的抗拉、抗压和抗弯强度设计值； fy主管钢材的屈服强度；节点两侧主管轴心压应力的较小绝对值。2)受拉支管在管节点处的承载力设计值 N pj 应按下式计算：tX20æ d öN pj= 0.78çN pj÷(10.3.3-2)tXcXè tø2T 形(或Y 形)节点(图 10.3.3 b 和 c)：1)受压支管在管节点处的承载力设计值 N pj 应按下式计算：cT20N pj = 11.51 æ d öyy f2ç÷(10.3.3-3)cTs

31、inq è tdnø式中 d参数；当 0.7 时，d =0.069+0.93；当 >0.7 时，=20.68。2)受拉支管在管节点处的承载力设计值 N pj 应按下式计算：tT当 <0.6 时：N pj =1.4 N pj(10.3.3-4)tTcT当 >0.6 时：N pj =(2) N pj(10.3.3-5)tTcT3K 形节点(图 10.3.3 d)：1)受压支管在管节点处的承载力设计值 N pj 应按下式计算：cK20N pj = 11.51æ d öyyyfç÷2(10.3.3-6)cTsinq 

32、2; tadnøc式中c 受压支管轴线与主管轴线之夹角；a参数，按下式计算：éù=1 + 2.19 ê - 20.1 ú(- 0.717b )7.5a ê1d ú(10.3.3-7)aêú1 +6.6 +ëûdta两支管间的间隙；当 a<0 时，取 a=0。2)受拉支管在管节点处的承载力设计值 N pj 应按下式计算：tKsinqpj tKN pjNc=(10.3.3-8)sinqcKt式中t受拉支管轴线与主管轴线之夹角。(a)(b)(e)(c)(d)图 10.3.3(f)圆管结

33、构的节点形式(a)X 形节点；(b)T 形和Y 形受拉节点； (c)T 形和Y 形受压节点；(d)K 形节点；(e)TT 形节点；(f)KK 形节点4TT 形节点(图 10.3.3 e)：1)受压支管在管节点处的承载力设计值 N pj应按下式计算：cTTN pj =g N pj(10.3.3-9)cTTcTg式中g =1.280.64詈1.1，g 为两支管的横向间距。d2)受拉支管在管节点处的承载力设计值 N pj应按下式计算：tTTN pj = N pj(10.3.3-10)tTTtT5K K 形节点(图 10.3.3 f)：受压或受拉支管在管节点处的承载力设计值 N pj或 N pj应等于

34、K 形节点相应cKKtKK支管承载力设计值 N pj 或 N pj 的 0.9 倍。cKtK10.3.4矩形管直接焊接节点(图 10.3.4)的承载力应按下列规定计算，其适用范围如表 10.3.4 所示。(a)T、Y 形节点(b)X 形节点(c)有间隙的 K、N 形节点(d)搭接的K、N 形节点图 10.3.4 矩形管直接焊接平面管节点表 10.3.4 矩形管节点几何参数的适用范围管截面 形式节点形式节点几何参数，i=1 或 2，表示支管；j表示被搭接的支管b h 或diii)(、b bbbi hi 或 di )(、tititihi bib h、 )t ta 或Ovbi/bj、ti/tj受压受

35、拉主管为矩形管支管为矩形管T、Y、X形0 2537 235f yi3535 hi 05bi235有间隙的K 形和N 形0.1+ 0.01bt0.3505(1) a/b1.5(1)*搭接K形和N形0 2523533f yi4025%Ov100%ti/tj1.0 1.0bi/bj0.75注：1 标注*处当 ab>1.5(1)，则按T 形或Y 形节点计算。2bi、hi、ti 分别为第 i 个矩形支管的截面宽度、高度和壁厚；di、ti 分别为第 i 个圆支管的外径和壁厚；b、h、t 分别为矩形主管的截面宽度、高度和壁厚；a 为支管间的间隙，见图 10.3.4；Ov 为搭接率，见第 10.2.3

36、条； 为参数；T、Y、X 形节点，= bi / b 或 di / b；对K、N 形节点，b = b1 + b2 + h1 + h2 或b = d1 + d24b2bfy1 为第 i 个支管钢材的屈服强度。为保证节点处矩形主管的强度，支管的轴心力 Ni 和主管的轴心力 N 不得大于下列规定的节点承载力设计值：1支管为矩形管的 T、Y 和 X 形节点(图 10.3.4 a、b)：pj1)当 0.85 时，支管在节点处的承载力设计值 Ni 应按下式计算：æö2 fthNi =1.8 ç+ 2÷pj iy n(10.3.4-1)è bcsinqi

37、48; csinqic=(1)0 50.25 s式中n参数；当主管受压时，n =1.0×；当主管受拉时，n =1.0；bf节点两侧主管轴心压应力的较大绝对值。pj2)当 =1.0 时，支管在节点处的承载力设计值 Ni 应按下式计算：æöhitfkNi =2.0 ç+ 5t ÷y nsinpj(10.3.4-2)qqisinèøi当为 X 形节点，i<90º 且 hcosi 时，尚应按下式验算：2htfvpjN=(10.3.4-3)sinqii式中fk主管强度设计值；当支管受拉时，fk = f；当支管受压时，对

38、 T、Y 形节支管为圆管di0.40.8b44 235f yi50用 di 取代 bi 之后，仍应满足上述相应条件5öæöæ h1- 2÷çtsinq÷ç点，fk =0.8f；对 X 形节点，f =(0.65 sin ) f； 为按长细比=1.73kièøèi ø确定的轴心受压构件的稳定系数；fv主管钢材的抗剪强度设计值。3)当 0.85<<1.0 时，支管在节点处承载力的设计值应按公式(10.3.4-1)与(10.3.4-2)或公式(10.3.4-3)所得的值，

39、根据 进行线性插值。此外，还不应超过下列二式的计算值：pjNi =2.0(hi2ifi(10.3.4-4)f yt10/ tb××bb =beietfyi i2t当 0.8 51时：bæöhitfvç+ b÷Nipj=2.0(10.3.4-5)sinqepsinqèiøi10bep=× b biib / t式中hi、ti、fi分别为支管的截面高度、壁厚以及抗拉(抗压和抗弯)强度设计值。2支管为矩形管的有间隙的 K 形和 N 形节点(图 10.3.4 c)： 1)节点处任一支管的承载力设计值应取下列各式的较

40、小值：æ b ö0 5b + b + h + ht 2 fypj 1212ç ÷N=1.42(10.3.4-6)bsinqniè t øiAv fvN pj =(10.3.4-7)sinqii+ bbæö2th+-çei÷t fpjN=2.0(10.3.4-8)iiiiiè2ø2t当 1时，尚应小于：bæi + bebp öhitfvNi =2.0 ç÷sin2qsi+pj(10.3.4-9)qèiøi式中A v弦杆

41、的受剪面积，按下列公式计算：Av =(2 h+b)t(10.3.4-10)3t 2+ 43at22=(10.3.4-11)2)节点间隙处的弦杆轴心受力承载力设计值为：N pj=(Av Av)f(10.3.4-12)式中v考虑剪力对弦杆轴心承载力的影响系数，按下式计算：ö2æ Vv =1 1 - çV÷(10.3.4-13)è P øVp=Av fvV节点间隙处弦杆所受的剪力，可按任一支管的竖向分力计算。3支管为矩形管的搭接的 K 形和 N 形节点(图 10.3.4 d)：搭接支管的承载力设计值应根据不同的搭接率 Ov 按下列公式计算(

42、下标 j 表示被搭接的支管)：1)当 25Ov<50时：éO +- e + bebj ùt()2thvfpjN=2.0ê25.0ú(10.3.4-14)iiiiiëûft10×j yjb bb =ejii/ tb t fjji yi2)当 50Ov<80时：be + bej öæç h - 2t +÷ti fiN=2.0pj(10.3.4-15)iii2èø3)当 80v100时：bi + bej öæçh - 2t +&#

43、247;t fpjN=2.0(10.3.4-16)ç÷iii ii2èø被搭接支管的承载力应满足下式要求：N pjN pjji(10.3.4-17)Aj f yjAi f yi4支管为圆管的各种形式的节点：当支管为圆管时，上述各节点承载力的计算公式仍可使用，但需用 di 取代和 hi，并将各式右侧乘以系数 4，同时应将式(10.3.4-10)中的 a 值取为零。bi11钢与混凝土组合梁.组合梁有哪些优点？组合梁结构除了能充分利用钢材和混凝土两种材料的受力性能外，与非组合梁比较，具有下列一系列的优点：1节约钢材(1)某工程冶炼车间的标高 16.9m 平台，

44、原设计是钢梁上浇灌混凝土板，钢筋混凝土板不参与钢梁的共同工作，后在施工现场将其修改成钢筋混凝土板与钢梁共同工作的组合梁，节约钢材 1725，如表 13.1 所示。该车间的平台组合梁已使用 20 多年，效果良好。表 13.1某工程组合梁与非组合梁重量比较表梁编号跨度(m)组合梁(kg)非组合梁(kg)组合梁/非组合梁E163094100.75E263394100.83E363394100.83E462312920.79E59144017710.81(2)如果按现行钢结构设计规范GB50017-2003 进行试设计，作出非组合梁与组合梁两种设计方案对比，这两种类型的梁的设计条件是：均采用 9

45、15;1 2m 平台的一个单元面积进行对比，钢梁采用 Q235 钢，钢筋混凝土强度等级采用 C20，找平层为 40mm，施工荷载为 1 kNm2，可变荷载为 13kNm2 非组合梁的钢梁考虑截面部分塑性发展进行计算，而组合梁截面计算则采用塑性理论。计算结果如表13.2 所示，从该表可以看出组合梁较非组合梁的主、次梁，分别节约钢材 35.6及30，非组合梁及组合梁分别折算成 l m2 平台面积钢材消耗量为 38.5 kg 及 25.5 kg， 1 m2 节约钢材为 1 3 kg(即 1 m2 节约钢材 33.8)，如每年推广 10 万 m2 平台面积采用组合梁结构，即节约钢材 1 300t。表

46、13.2非组合粱与组合梁技术经济比较表(3)(Iohnson，RP)等人设计一幢单跨间五层楼的框架结构及一幢三跨间六层楼的框架结构，并进行了组合梁与非组合梁的比较，按弹性理论计算，钢材可节约 1415.5，如表 13.3 所示。表 13.3组合梁与非组合梁经济效果比较(4)谢丝(Siess，CP)对梁距 1.52.2m、跨度 925m 的简支桥梁进行组合梁与非组合梁的设计对比，如采用三块板焊接工字形的组合梁(无临时支撑)较轧制型钢截面的非组合梁，可节约钢材 31，其他截面形式的组合梁与非组合梁的比较，详见表 13.4。表 13.4组合梁与非组合梁重量比较表梁的型式截面形式有无临时支撑比例()非

47、组合梁轧制型钢无100组合梁轧制型钢无92轧制型钢有77计算理论节约钢材()降低造价()例 1例 2例 1例 2弹性理论15.514.07.59.0塑性理论20.034.09.08.9设计方案结构型式设计理论梁的编号钢梁重量(kg)挠度(mm)造价(元)I非组合梁考虑钢梁截面部分发展 塑性变形A1416(100%)14.9(100%)602(100%)A21662(100%)11.6(100%)2403(100%)组合梁塑性理论B1268(64.4%)5.16(35%)388(64.4%)B21161(70%)9.83(84.7%)1679(70%)2降低梁高组合梁较非组合梁不仅节约钢材、降低

48、造价，而且同时降低了梁的高度，这在建筑要求限制梁高的情况下，采用组合梁特别有利。表 13.5 是三跨六层框架按弹性理论与塑性理论设计的组合梁与非组合梁，进行重量与高度对比。从表 13.5 可以看出，如按塑性理论进行设计的组合梁，不仅节约钢材 34，而且梁高降低了 10。表 13.5组合梁同非组合梁重量及高度比3. 增强刚度组合梁较非组合梁不仅节约钢材，而且增加了梁的刚度。从表 1 3.2 可以看出， 组合梁较非组合梁的次、主梁，分别减少挠度 65及 15.6。挠度减小，说明了组合梁的刚度有较大的增强。4. 增强梁的承载力从梁的一些试验资料表明，组合梁的实际承载力与设计承载力之比，较非组合梁大

49、1030。5. 降低冲击系数例如我国某地的桥梁进行实测，用 YH 型机车以 64.4km 时速通过时，对梁桥产生的冲击系数为 1.403，而在同样情况下的组合梁桥，实测的冲击系数为1.121，后者较前者的冲击系数低达 20。6. 抗震性能好徒河电厂的一期工程采用组合平台梁结构，经历了 1976 年唐山这充分说明组合梁结构抗震性能良好。11.1一般规定的考验，11.1.1本章规定一般用于不直接承受动力荷载由混凝土翼板与钢梁通过抗剪连接件组成的组合梁。组合梁的翼板可用现浇混凝土板，亦可用混凝土叠合板或压型钢板混凝土组合板，其中混凝土板应按现行行设计。标准混凝土结构设计规范GB 50010 的规定进

50、梁的型式设计理论重量（%）高度比（%）非组合梁弹性理论100100塑性理论95102组合梁弹性理论8691塑性理论6690轧制型钢且其下翼缘焊一块板无76不对称轧制型钢无82对T 形无82钢板焊接的工字形无69有4060.组合梁使用范围中将仅适用于简支梁的规定取消后就说明组合梁也可以用于连续梁，同时将混凝土翼板与钢梁之间的连接件改称为抗剪连接件。考虑目前国内对组合梁在动力荷载作用下的试验资料有限，所以本章的条文是针对不直接承受动力荷载的一般简支组合梁及连续组合梁而确定的。其承载能力可采用塑性分析方法进行计算。对于处于高温或露天条件下的组合粱，除应满足本章的规定外，尚应符合有关专门规范的要求。组

51、合梁混凝土翼板可用现浇混凝土板或混凝土叠台板，或压型钢板混凝土组合板。混凝土叠合板翼板由预制板和现浇混凝土层组成，按 GB 50010混凝土结构设计规范进行设计，在混凝土预制板表面采取拉毛及设置抗剪钢筋等措施，以保证预制板和现挠混凝土层形成整体。钢与混凝土组合梁通常由三部分组成，即：混凝土翼板、抗剪连接件和钢梁。混凝土翼板是组合梁的受压翼缘，同时还可以用来保证梁的整体稳定性。抗剪连接件是混凝土翼板与钢梁实现共同工作的基础，主要用以承受翼板与钢梁接触面之间的纵向剪力，防止二者相对滑动，同时亦可承受翼板与钢梁之间的掀起力，防止二者分离。钢梁在组合梁中主要承受拉力和剪力，在施工阶段，钢梁同时还可作为施工时各种荷载的支承结构。钢梁的上翼缘用作混凝土翼板的支座并用作固定抗剪连接件，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