《钢结构设计规范》修订 情况介绍

?钢结构设计标准?修订情况介绍********大学土木工程学院?钢结构设计标准?的历史解放初期：НИТУ1-461955年：НИТУ121-551974年：TJ17-741988年：GBJ17-882024年：GB50017根据建设部97建标字第108号文的要求，国家标准?钢结构设计标准?1997年开始进行全面修订。标准修订组总结了原GBJ17-88标准存在的问题与缺乏，针对近年来建筑钢结构快速开展的市场背景，吸收了国内外最新研究成果，数易其稿，完成了新的?钢结构设计标准?GB50017。新标准共11章7个附录〔增加第2章“术语和符号〞，去掉原第11章“圆钢、小角钢的轻型结构〞〕，共有条文239条，强制性条文14条。其中新增条文48条，局部修改102条。依据：各相关国家标准〔如“统一标准〞、“荷载标准〞、“抗震标准〞等〕已修订，且应用范围有所扩大。第1章总那么本章总条数不变，但其中三条作了修改。增加提到与有关标准的关系，如?建筑结构可靠度设计统一标准?、?建筑结构荷载标准?、?冷弯薄壁型钢结构技术标准?、抗震标准〔包括?建筑抗震设计标准?、?构筑物抗震设计标准?、?中国地震动参数区划图?〕等。但因防火问题是在构造要求中规定的，故防火标准在第8章8.9.4条中提到。1.0.5强制性条文“在钢结构设计文件中，应注明建筑结构的设计使用年限、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工程。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章术语和符号按?工程建设标准编写规定?的要求，新增加此一章。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〞、“腹板屈曲后强度〞等〕，但符号列出较全。标准条文中的符号一般在第一次出现时解释。第3章根本设计规定3.1设计原那么本节包括4条强制性条文，即：3.1.2条强制性条文“承重结构应按以下承载能力极限状态和正常使用极限状态进行设计：1承载能力极限状态包括：构件和连接的强度破坏、疲劳破坏和因过度变形而不适于继续承载，结构和构件丧失稳定，结构转变为机动体系和结构倾覆。2正常使用极限状态包括：影响结构、构件和非结构构件正常使用和外观的变形，影响正常使用的振动，影响正常使用和耐久性能的局部损坏〔包括混凝土裂缝〕。〞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，本标准根据现行国家标准?建筑结构可靠度设计统一标准?GB50068-2001的规定，结合钢结构的特点分别对极限状态进行了分类。3.1.3条强制性条文“设计钢结构时，应根据结构破坏可能产生的后果，采用不同的平安等级。一般工业与民用建筑钢结构的平安等级可取为二级，其它特殊建筑钢结构的平安等级应根据具体情况另行确定。〞按照现行国家标准?建筑结构可靠度设计统一标准?GB50068-2001的规定，对破坏后果很严重的重要的房屋，平安等级为一级；对破坏后果严重的一般的房屋，平安等级为二级。?建筑结构可靠度设计统一标准?是对各设计标准的统一指导，不可能针对各种结构标准给出具体建议。本标准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?建筑结构可靠度设计统一标准?的分级标准，平安等级多为二级，故规定可取为二级。对于其它特殊的建筑钢结构，其平安等级应根据具体情况另行确定。如对于跨度等于或大于60m的大跨度结构那么宜取为一级。由于本标准定位为不抗震设计，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，不再分平安等级，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。3.1.4条强制性条文“按承载能力极限状态设计钢结构时，应考虑荷载效应的根本组合，必要时尚应考虑荷载效应的偶然组合。按正常使用极限状态设计钢结构时，应考虑荷载的标准组合，对钢与混凝土组合梁，尚应考虑准永久组合。〞本条为钢结构设计时荷载效应的组合原那么，是根据?建筑结构可靠度设计统一标准?GB50068-2001的规定并结合钢结构的特点制定的。钢结构设计标准对结构或构件承载能力的计算一般采用应力表达式。根据?建筑结构荷载标准?，当按承载能力极限状态设计钢结构时，对于根本组合，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，只有当采用大型钢筋混凝土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，本标准参照统一标准只作出了原那么性的规定，具体的设计表达式及各项系数应符合专门标准的规定。3.1.5条强制性条文“计算结构或构件的强度、稳定性以及连接的强度时，应采用荷载设计值(荷载标准值乘以荷载分项系数)；计算疲劳时，应采用荷载标准值。〞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局部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。3.1.6条88标准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，新标准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与多数国外标准相一致。3.2荷载和荷载效应计算此节为新增加的内容，强调了对设计原那么的指导。突出设计原那么是目前各国标准的共同特点，早期的标准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，标准的任务不再仅限于提供计算公式和具体数据，而是应给予设计原那么的指导。因此，标准补充了有关设计原那么的有关条文。3.2.1条强制性条文“设计钢结构时，荷载的标准值、荷载分项系数、荷载组合值系数、动力荷载的动力系数等，应按现行国家标准?建筑结构荷载标准?GB50009的规定采用。结构的重要性系数０应按现行国家标准?建筑结构可靠度设计统一标准?GB50068的规定采用，其中对设计使用年限为25年的结构构件，可取０=0.95。〞〔1〕有关结构的重要性系数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，各结构标准可根据各自情况确定0值〞。钢结构设计标准根据工作寿命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。〔2〕新修订的?建筑结构荷载标准?将不上人的屋面均布活荷载标准值统一规定为0.5kN/m2〔原标准分0.3、0.5、0.7kN/m2三级〕。对不上人的屋面均布活荷载，较早的荷载标准取0.3kN/m2，后发现对重屋面偏低，74标准改为0.5kN/m2。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/m2。新修订的荷载标准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/m2。但注明“对不同结构可按有关设计标准作0.2kN/m2的增减〞。新修订的?钢结构设计标准?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60m2时，取0.3kN/m2〞。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。3.2.2条原标准参考苏联标准，对重级工作制吊车梁，将荷载标准规定的横向水平荷载乘以增大系数以考虑吊车的卡轨力〔荷载标准只规定了小车的制动力〕，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〔一般软钩吊车〕，0.15(抓斗、磁盘吊车)和0.2〔硬钩吊车〕。卡轨力不与水平力同时考虑，同时，与吊车工作制及连接无关。根据?起重机设计标准?〔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。本标准一般所指轻级工作制即A1A3级；中级为A4A5级；重级为A6A8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。3.2.8条新增，此条为有关内力分析的设计原那么，“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，当确定是否满足以上条件时可用位移容许值[u]代替。判断式为层间侧移容许值。〔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〕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。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〕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。〔3〕标准提出了采用二阶弹性分析时杆端弯矩的近似计算方法：M2＝M1b+2iM1s；式中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材料选用〔原标准第二章材料〕3.3.1条增加了钢材的牌号：

Q235(相当于作废的旧标准的3号钢)

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)此材料为新增，相当于美国的A572-60级和日本的SM520钢。其中，15MnVN曾用于九江长江大桥。3.3.3条强制性条文“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。〞本条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工程作出了规定。3.3.5条增加推荐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。我国建筑抗震设计标准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。3.3.6条增加对耐腐蚀有特殊要求时推荐采用耐候钢。3.4设计指标3.4.1条强制性条文钢材强度设计值为fy/R。R为抗力分项系数，新标准对Q235钢，R=1.087；对Q345、Q390和Q420钢，R＝1.111。这样对Q345钢来说，比原标准的16Mn〔R＝1.087〕强度设计值有所降低。原因为：①Q345钢包括旧标准的5种钢材，统计资料缺乏；②近年来发现16Mn钢质量不理想，稍厚〔当t>20mm〕就容易分层。钢材厚度增加到100mm〔原标准3号钢50mm，16Mn和15MnV钢36mm〕，这是为了与轴压d曲线相照应。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。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较大者为B级螺栓。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〕。铆钉连接在验收标准GB50205-2001中已无条文，在设计中标准中是否保存意见不一致，现予保存。3.4.2条强制性条文第3.4.1条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。所以本条规定，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: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折减系数取0.85〞。3.5结构或构件变形的规定

3.5.1条对结构或构件变形的规定，正文中仅为原那么性规定，并强调当有实践经验或有特殊要求时可作适当调整。有关变形的具体数值规定改放在附录A，同时，增加了对框架柱顶位移的限制值。受弯构件的挠度容许值改为考虑两种情况：［VT］——恒载＋活荷载作用下的挠度容许值，主要是观感要求；［VQ］——活荷载作用下的挠度容许值，主要是使用要求。第4章受弯构件的计算4.1强度标准规定梁的强度设计应考虑以下几项：＝≤f＝≤fvc＝≤f≤1f4.1.1条梁抗弯强度计算不考虑塑性开展的范围由“直接承受动力荷载〞缩小为“需要计算疲劳〞的梁。4.1.3条在梁局部承压强度计算中，原标准假定集中荷载从作用点处以1:1扩散，新标准将集中力在腹板边缘的分布长度改为〔与梁和柱刚性连接节点一致，以1:2.5和1:1扩散〕：

4.2整体稳定4.2.2条在梁整体稳定计算中，将时采用的改为简化式〔与冷弯薄壁型钢结构设计标准协调，便于使用〕。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：①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。②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，新的公式参考了澳大利亚标准等资料，适合于弹塑性修正后的临界应力。③无局部压应力且承受静力荷载的焊接工字形载面梁，可按新增的4.4节利用屈曲后强度设计。

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。将钢材的弹性模量E=206000N/mm2，泊松比n=0.3，代入公式，为使公式方便计算，引入国际上通行的采用通用高厚比的表示方法，取通用高厚比，即可得：上式由弹性公式推出，为完全弹性的临界应力，88标准以此为根底，推出了梁加劲肋间距的近似计算公式。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原88标准只有一个值，由弹性公式推出，新标准参照澳大利亚标准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标准的规定相当；a式的临界应力等于强度设计值fv，即塑性阶段；b式那么为弹性到屈服之间的过渡，即弹塑性阶段的临界应力。

例如计算腹板抗剪临界应力

cr为4.3.3-3a、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/ho

1.0时,当a/ho>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。只是在确定cr时，屈曲系数取=23.9，腹板边缘的嵌固系数取为=1.66〔受压翼缘扭转受到约束〕或1.23〔受压翼缘扭转未受到约束〕，代替了原标准的单一约束系数1.61。〔2〕各种应力共同作用下的计算式，新旧标准有较大区别，例如仅设有横向加劲肋时：旧标准新标准旧标准计算式中，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。新标准的相关公式较能适应经弹塑性修正后的临界应力。当有纵向加劲肋时或甚至还有短加劲肋时的计算方法，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设计本节为新增加的条文4.4.1条组合梁腹板考虑屈曲后强度的承载力〔1〕条款不适用于吊车梁，因有关资料不充分，屡次反复屈曲可能导致腹板边缘出现疲劳裂纹。〔2〕梁腹板受剪屈曲后的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，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〔受压翼缘扭转未受到约束〕，抗弯承载力只下降5%以内。〔5〕标准提出的计算公式与欧洲标准EC3相同，即根本计算式：(a)当M/Mf1.0时,VVu(b)当V/Vu0.5时,MMeu(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；Mf—梁两翼缘所承担的弯矩设计值，对双轴对称截面梁Mf=Af·h1·f〔Af为一个翼缘截面积；h1为两翼缘轴线间距离〕，标准的Mf计算式是考虑两翼缘截面不等的情况；Vu、Meu—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Vu，应为屈曲剪力与张力场剪力之和，用以下公式计算：当λs0.8时Vu=hotwfv(a)当0.8<λs1.2时：Vu=hotw­fv[1-0.5(λs-0.8)](b)当λs>1.2时：Vu=hotwfv/λs1.2(c)式中λs——用于抗剪计算的腹板通用高厚比。当a/ho­1.0时，=4+5.34(ho/a)2；当a/ho>1.0时，＝5.34+4(ho/a)2。如果只设置支承加劲肋而使a/ho甚大时，那么可取＝5.34。②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，我国标准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开展系数x=1.0得出，是偏平安的近似公式，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)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：Ｎs=Vu-hotwcr+F式中，Vu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Ht，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。采用以下方法之一进行计算：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，封头板截面积那么不小于Ac=3h0Ht/(16ef)。方案二：缩小支座加劲肋和第一道中间加劲肋的距离a1，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方法，为世界少数国家〔如美国〕所采用。标准条文中只有方案一。第５章轴心受力构件和拉弯、压弯构件的计算5.1轴心受力构件5.1.2条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，与截面形状、力作用方向等有关，原标准分为3条曲线，即a、b、c，将t40mm的轴压构件稳定归入c曲线，没有考虑厚度方向剩余应力的影响。

〔1〕新标准现对t40mm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t40mm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。原标准视为弯曲失稳归入b曲线或降低为c曲线。新标准对截面类别的划分只考虑截面形式和剩余应力的影响，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，对钢桁架结构中常用的单角钢和双角钢Ｔ形截面，标准建议了yz的近似计算式。1〕等边单角钢截面当b/t≤0.54loy/b时，弯曲屈曲控制

yz=y(1＋当b/t>0.54loy/b时，弯扭屈曲控制

yz=4.782〕等边双角钢截面当b/t≤0.58loy/b时，弯曲屈曲控制yz=y(1+当b/t0.58loy/b时，弯扭屈曲控制yz=3.9(1+

5.1.7条有关支撑力的计算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〕支撑多根柱时支撑力各柱压力相同时式中，n为被撑柱根数。一般不宜多于8根。注意：以上公式来源于轴心受力杆件的理论推导，当用于压弯构件时应酌情考虑；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本节作了一些局部修改：〔1〕将塑性开展系数取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〕原标准中，N为设计值，NEx为弹性极限值，NEx应除以抗力分项系数R，故将N/NEx改为N/NEx，注明NEx为参数，其值为NEx/R＝NEx/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〕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，以防止取箱形截面的概念不清现象。标准规定上式中的“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。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，参考德国标准对压杆分为4种情况〔所计算杆内力为N，另一杆内力为N0〕：当时〔不一定等于〕：假设No为压力，不中断，lo=l〔与原标准相同〕假设No为压力，中断，lo=1.35l〔原标准不允许〕假设No为拉力，不中断，lo=0.5l〔与原标准相同〕假设No为拉力，中断，lo=0.5l〔原标准为0.7l〕5.3.3条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：即无支撑纯框架和有支撑框架。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采用二阶弹性分析计算内力时，取。〔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。②弱支撑框架〔当Sb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。

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〞的原那么性条文。〔3〕提出“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〞的原那么性条文。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。５.4受压构件的局部稳定

5.4.4条轴心受压T形截面腹板的局部稳定原规定宽厚比，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，仍保存原标准的规定。第6章疲劳计算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“施工验收标准〞，角焊缝因内部探伤不准确，不能到达二级。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2105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5104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，但标准没有规定，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，是设计标准的新增条文。焊缝质量等级是原?钢结构工程施工及验收标准?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。原设计标准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，大部份在设计标准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〕，受拉的横向焊缝应为一级，纵向对接焊缝应为二级，新标准附表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〕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。〔4〕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标准规定此种焊缝“应予焊透〞，即不允许采用角焊缝；88年标准又补充规定“不低于二级质量标准〞。新标准规定“应予焊透，质量等级不低于二级〞。〔5〕“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〞，是根据工程实践和参考国外标准规定的。美国?钢结构焊接标准?AWS中，对要求熔透的与母材等强的对接焊缝，不管承受动力荷载或静力载，亦不分受拉或受压，均要求无损探伤，而我国的三级焊缝不要求探伤。由于对接焊缝中存在很大剩余拉应力，且在某些情况常有偶然偏心力作用〔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标准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方法不合理，现参考国外标准改为：对接焊缝减去2t；角焊缝减去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。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。新标准参考美国?钢结构焊接标准?〔AWS〕并与我国?建筑钢结构焊接技术规程?进行协调，作了以下修改：〔1〕规定锐角角焊缝两焊脚边夹角600，而钝角角焊缝两焊脚边夹角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〕原标准规定的锐角角焊缝计算厚度取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，不管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，那么应考虑间隙影响，取

上式可根据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〕新标准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。此时，可将板端切成图b的形状并使b<5mm。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〔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，原标准喷砂〔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，原标准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，且与薄钢标准的规定不协调，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〕将同时受剪和受拉的摩擦型高强度螺栓的计算改用相关公式表达，实质与原标准相同，由Nvb=0.9nfμP和Ntb=0.8P，代入后即得原标准计算式Nv=0.9nfμ(P-1.25Nt)。7.2.3条取消原标准“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〞的规定。理由为，原标准的此规定是鉴于当时使用经验缺乏，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。此外，取消原标准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，只提出需去除浮锈及油污。7.3组合工字梁翼缘连接7.3.2条原标准计算式在右侧漏掉了计算截面处的紧固件数目n1，新标准已加上。另外，标准条文指出公式用于计算“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。7.4梁与柱的刚性连接原标准没有本节内容，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。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betwfc

Afcfb式中be—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

be=a+5hy；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，标准参考国外规定，偏平安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。②在梁的受拉翼缘处，计算柱的翼缘和腹板仍用等强度准那么，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。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p≈12tc，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，可偏平安地取c1=3.5。

柱翼缘板受拉时的总承载力为3.5fctc2+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

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。7.4.2条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：标准规定的计算式〔7.4.2-1〕在上式的根底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平安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Ny之比<0.5，那么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平安。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?建筑抗震设计标准?的规定。②节点域腹板的稳定：新标准规定为保证节点域的稳定，应满足下式要求：〔hc+hb〕/tw90(b)上式与抗震标准GB50011的规定相同，也是美国标准的建议，为在强震情况下不产生弹塑性剪切失稳的条件。但在抗震标准中，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〞。本标准不包括抗震，取消此“注〞，只将公式〔b〕列入作为最低限值。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体厚度的，以防止补强板向外拱曲。采用斜加劲肋的补强方法，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。新修订的标准将上述研究成果加以整理并与国外有关规定比照，提出了简化计算式。7.5.1条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根本垂直。标准建议强度计算可用撕裂面法，沿BACD撕裂线割取自由体，沿BACD撕裂线割取自由体，由于板内塑性开展引起应力重分布，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到达抗拉强度fu时试件破坏。根据平衡条件并忽略M和V，那么第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段的拉剪折算系数那么由写成计算式那么为(b)——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%，略偏平安且离散性小。公式还适用于以下图两种板件的撕裂面的计算。7.5.2条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那么，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，标准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be。假定be范围内的节点板应力到达fu，并令be·t·fu=Nu(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时精度最高，计算值与试验值的比值平均为98.9%；当=300时，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，建议取=300。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，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，故标准公式〔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除强度破坏外，还有可能丧失稳定。标准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lf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—BC—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，当时应按标准附录F进行稳定计算。但当时，标准规定的计算值将大于试验值，不平安，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。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。这次该研究组先制作了N-t/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。标准修订组又在上述参数组合的最不利情况下，重新整理出偏于平安的N—t表。相对来说它比以往的N—t表更符合实际。讨论：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〕，不能理解为c值愈小愈好。标准第8.4.6条规定“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，焊接剩余应力影响过大。而对吊车桁架，为防止疲劳破坏第8.5.3条规定此间隙“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，“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，因为平板支座为小跨度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，圆柱形外表与平板的接触外表的承压应力，原标准是按下式计算：〔原标准7.4.2和7.4.3〕式中，L为弧形外表或辊轴与平板接触长度；d为辊轴直径〔对辊轴支座〕或弧形外表半径的两倍；n为辊轴数目，对弧形支座n＝1。新标准参考国内外标准的规定，认为从开展的趋势来看，此种支座接触面的承载力宜与fy2成正比较为适宜，建议采用下式表达：R≤40ndlf2/E(新标准7.6.2)上式可写成为对Q235钢，E＝206103N/mm2,f=215N/mm2，那么可写成为与原标准的计算式根本一致。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章构造要求8.1一般规定8.1.1条增加提出“防止材料三向受拉〞，是希望通过采取构造上的措施，以防止可能引发的脆断。8.1.2条钢板的最小厚度由原88标准规定的5mm减小为4mm。8.1.3条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Ceq和焊接裂纹感性指数Pcm进行评价。当Ceq＜0.4％时，钢材的淬硬倾向不明显，可焊性优良。当Ceq＝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。本条删去了原标准对焊件厚度的建议〔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。8.1.4条强制性条文“结构应根据其形式、组成及荷载的不同情况设置可靠的支撑系统。在建筑物每一个温度区段或分期建设的区段中，应分别设置独立的空间稳定的支撑系统。〞本条是对支撑系统设置的原那么性规定。一般组成钢结构的承重构件都是平面结构体系，如工业与民用建筑中的屋架、桥架、框架等，因而必须设置一定的支撑系统。支撑系统的作用是保证结构的空间工作，提高结构的整体刚度，承担和传递水平力，防止杆件产生过大的振动，防止压杆的侧向失稳，同时保证结构安装时的稳定。本条仅是对支撑系统设置的原那么性规定，由于具体工程情况十分复杂，设计时应根据结构及其荷载的不同情况分别考虑。8.1.5条关于温度区段长度的规定。88标准在TJ17-74标准的根底上，已对温度区段的长度作了新的规定：〔1〕纵向温度区段长度有所增加：对“采暖房屋和非采暖地区的房屋〞。由180m增大至220m；对“热车间和采暖地区的非采暖房屋〞由150m增大至180m。〔2〕在横向框架中，相同温度变形的情况下，横梁与柱铰接时的温度应力比横梁与柱刚接时的温度应力要小得多。因此根据理论分析，已将铰接时的横向温度区段长度加大25％。〔3〕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％。〞〔4〕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，在标准中无法逐一反映，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。2对温度应力和温度区段长度的讨论〔1〕标准规定值由一般典型情况确定，具体工程千差万别，对温度缝的设置及温度应力的计算应从实际情况出发区别对待。温度作用的性质与一般的荷载不同，不能硬“抗〞，只能适当采取“放〞的方法，只要让结构构件和连接具有适当伸缩变形能力，温度作用就可大量减少。〔2〕过去只计算柱及柱间支撑的温度内力。但在温度作用下，吊车梁、托架、屋架等水平构件的轴向伸缩受到柱和柱间支撑的弹性抵抗，会产生反作用力。过去没有发现问题，是由于吊车梁与柱常采用粗制螺栓的搭接连接，滑移量较大；托架支于上部柱，上部柱在厂房的纵向刚度较小，温度内力有限；厂房横向那么一般跨数不多，也没有对屋架产生过大的温度内力。今后随着温度区段长度的增加，当温度差较大而连接方式又不利于吸收温度变形时，那么需要加以注意。〔3〕横向伸缩缝处，我国过去习惯采用双柱。西欧用单柱的伸缩缝较多，我国近来也逐渐采用。单柱伸缩缝能节约钢材，但构造较复杂，且屋盖系统较难处理。当有托架时最好不用单柱缝，在地震区亦不宜采用单柱缝。厂房横向宽度较大时，宜采用柔性柱〔上部柱的截面宽度减小，屋架与柱铰接〕，即用“放〞的方法解决，尽量防止设置纵向伸缩缝。〔4〕温度应力的计算当温度区段长度超过表8.1.5规定的数值，应进行温度应力的计算。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，厚板的焊接剩余应力复杂，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。8.2.2条参照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。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，将原标准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1:81:4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°〔原标准为120°〕时，焊缝外表较难成型，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〔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〔≤40hf〕，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≤60hf。8.3螺栓连接和铆钉连接8.3.4条表8.3.4的修改参考了我国?铁路桥梁钢结构设计标准?及美国钢结构设计标准〔AISC1989〕，修改的主要内容有：〔1〕原标准表中“任意方向〞涵义不清，参照桥规明确为“沿对角线方向〞。〔2〕原标准中间排的中心间距没有明确“垂直内力方向〞的情况，参照桥规补充这一项。〔3〕原标准对边距区分为切割边和轧制边两类，这和前苏联及我国桥规的规定相同。但美国AISC却始终区分为剪切边〔shearcut〕和轧制边或气割〔gascut〕与锯割〔sawcut〕两类。意即气割及锯割和轧制是属于同一类。从切割方法对钢材边缘质量的影响来看，美国标准是比较合理的，现从我国国情出发，将手工气割归于剪切这一类。8.3.6条强制性条文“对直接承受动力荷载的普通螺栓受拉连接应采用双螺帽或其它能防止螺帽松动的有效措施。〞本条文是为防止构件间连接螺栓的松动而规定的措施，具体构造可以任意选择。在目前钢结构工程的施工中，除用双螺帽外，也可用加弹簧垫圈或将螺帽和螺杆直接焊死的方法。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平安。8.4结构构件8.4.6条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。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，另一种那么不考虑。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。为此将原标准的“不得〞改为“不宜〞。底板与混凝土根底间摩擦系数的取值，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，效果较好，并不影响安装调正。这种柱脚构造简单、节约钢材、平安可靠。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。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。国家建材局“钢管混凝土结构设计与施工规程〞中对插入深度的取值过大，未予采用。本条规定的数值大于预制混凝土柱插入杯口的深度。对双肢柱的插入深度，北钢院原取为〔1/31/2〕hc。而混凝土双肢柱为〔1／3~2／3〕hc，并说明当柱安装采用缆绳固定时才用1／3hc。为平安计，本条将最小插入深度改为0.5hc8.4.16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对吊车梁和吊车桁架

〔或类似结构〕的要求8.5.4条“吊车梁翼缘板或腹板的焊接拼接应采用加引弧板和引出板的焊透对接焊缝，引弧板和引出板割去处应予打磨平整。焊接吊车梁和焊接吊车桁架的工地整段拼接应采用焊接或高强度螺栓的摩擦型连接。〞系根据我国和日本的工程实践经验修订。8.5.6条补充和修改的主要内容：〔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。8.5.7条直接铺设轨道的吊车桁架上弦，其工作性质与连续吊车梁相近，而原标准写为“与吊车梁相同〞不够确切，今改正为“其构造要求应与连续吊车梁相同〞。8.5.8条关于重级工作制吊车梁上翼缘与制动梁是否可用侧焊缝连接，重庆钢铁设计研究院和重庆建筑大学从1988年到1992年曾对此进行了专门的研究。通过静力、疲劳试验和理论分析，论证了只要能保证焊接质量和控制焊接变形仅用单面角焊缝连接的可行性，并在攀钢，成都无缝钢管厂和宝钢等工程中应用。设计中，制动板与吊车梁上翼缘之间还增加了按构造布置的C级普通螺栓连接，以改善安装条件和焊缝受力情况。用焊缝连接不仅可节约投资而且可以提高工效1~2倍。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。根据航空设计院的设计实践经验，在大跨度桁架屋盖结构设计中应该考虑以下问题：〔1〕在桁架主要承重杆件及其连接的承载能力计算中，结构重要性系数取1.1；当有悬挂吊车时，动力系数取1.1；桁架的受压弦杆及端斜杆在承载能力计算中，杆件内力宜乘1.05的增大系数。〔2〕屋面宜采用轻屋面，屋面均布活荷载标准值宜取为0.5kN/m2，并应验算屋盖半边受活荷载〔雪荷载等〕的工况。对于桁架杆件和围护构件应考虑风荷载负压的不利影响。〔3〕大跨度屋盖结构的节点可采用焊接连接和高强度螺栓连接；当杆件内力较大或动力荷载较大时宜采用高强度螺栓的摩擦型连接〔管结构除外〕，其数目应按杆件等强连接确定；当腹杆为构造截面选用时，螺栓数目可按1.1倍杆件内力或75％杆件净面积强度计算确定并取其中较大者。〔4〕大跨度桁架杆件的容许长细比，对受压弦杆和端压杆的容许长细比宜取为100，其它受压腹杆可取为150〔承受静力荷载或间接承受动力荷载〕或120〔直接承受动力荷载〕。对受拉弦杆和腹杆的长细比不宜超过300〔承受静力荷载或间接承受动力荷载〕或250〔直接承受动力荷载〕。〔5〕大跨度屋盖结构为减少结构变形、支承结构位移、边界约束条件和温度变化对内力产生的影响，支座应根据结构具体情况可采用橡胶支座和万向球形支座或双曲形支座，以适应桁架支座水平位移和不同方向角位移的需要。〔6〕大跨度屋架的挠度容许值根据近些年来的实践经验并参照国外资料，对有悬挂吊车的屋架，按全部荷载标准值计算取跨度的1/500，按可变荷载标准值计算时取1/600；对无悬挂吊车的屋架，按全部荷载标准值计算取跨度的1/250，当有吊天棚时，按可变荷载标准值计算取跨度的1/500。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。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异较大，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、应力集中及焊剩余应力愈高〔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