关于局部修订《室外排水设计规范》的几个问题 - ….docx 377页

'UDC中华人民共和国国家标准PGB50017–2017钢结构设计标准Standardfordesignofsteelstructures（局部修订条文征求意见稿）20××-××-××发布20××-××-××实施联合发布中华人民共和国住房和城乡建设部国家市场监督管理总局 《钢结构设计标准》GB50017-2017局部修订条文对照表（方框部分为删除内容，下划线部分为增加内容）现行《规范》条文修订征求意见稿浙江精工结构集团有限公司浙江精工钢结构集团有限公司ApendixAAppendixAApendixBAppendixBApendixCAppendixCApendixDAppendixDApendixEAppendixEApendixFAppendixFApendixGAppendixG ApendixHAppendixHApendixJAppendixJApendixKAppendixK2术语和符号2术语和符号2.1术语2.1术语2.1.38畸变屈曲distorsionalbuckling2.1.38畸变屈曲distortionalbuckling2.2符号2.2符号2.2.2计算指标——钢材的抗拉强度最小值；2.2.2计算指标——钢材的抗拉强度；2.2.3几何参数——孔径；2.2.3几何参数——孔径；2.2.4计算系数及其他——非塑性耗能区内力调整系数；2.2.4计算系数及其他——非塑性耗能区内力调整系数；3基本设计规定3基本设计规定 3.5截面板件宽厚比等级3.5截面板件宽厚比等级3.1.4钢结构的安全等级和设计使用年限应符合现行国家标准《建筑结构可靠度设计统一标准》GB50068和《工程结构可靠性设计统一标准》GB50153的规定。一般工业与民用建筑钢结构的安全等级应取为二级，其他特殊建筑钢结构的安全等级应根据具体情况另行确定。建筑物中各类结构构件的安全等级，宜与整个结构的安全等级相同。对其中部分结构构件的安全等级可进行调整，但不得低于三级。3.1.4钢结构的安全等级和设计使用年限应符合现行国家标准《建筑结构可靠性设计统一标准》GB50068和《工程结构可靠性设计统一标准》GB50153的规定。一般工业与民用建筑钢结构的安全等级应取为二级，其他特殊建筑钢结构的安全等级应根据具体情况另行确定。建筑物中各类结构构件的安全等级，宜与整个结构的安全等级相同。对其中部分结构构件的安全等级可进行调整，但不得低于三级。3.5.1进行受弯和压弯构件计算时，截面板件宽厚比等级及限值应符合表3.5.1的规定，其中参数应按下式计算：（3.5.1）式中：——腹板计算边缘的最大压应力（N/mm2）；——腹板计算高度另一边缘相应的应力（N/mm2），压应力取正值，拉应力取负值。表3.5.1压弯和受弯构件的截面板件宽厚比等级及限值3.5.1进行受弯和压弯构件计算时，截面板件宽厚比等级及限值应符合表3.5.1的规定，其中参数应按下式计算：（3.5.1）式中：——腹板计算边缘的最大压应力（N/mm2）；——腹板计算高度另一边缘相应的应力（N/mm2），压应力取正值，拉应力取负值。表3.5.1压弯和受弯构件的截面板件宽厚比等级及限值 构件截面板件宽厚比等级S1级S2级S3级S4级S5级压弯构件(框架柱)H形截面翼缘911131520腹板250箱形截面壁板（腹板）间翼缘30354045—圆钢管截面径厚比507090100—构件截面板件宽厚比等级S1级S2级S3级S4级S5级压弯构件(框架柱)H形截面翼缘911131520腹板250箱形截面壁板（腹板）间翼缘30354045—圆钢管截面径厚比507090100— 受弯构件(梁)工字形截面翼缘911131520腹板657293124250箱形截面壁板（腹板）间翼缘25323742—注：1为钢号修正系数，其值为235与钢材牌号中屈服点数值的比值的平方根。2为工字形、H形截面的翼缘外伸宽度，分别是翼缘厚度、腹板净高和腹板厚度。对轧制型截面，腹板净高不包括翼缘腹板过渡处圆弧段；对于箱形截面，分别为壁板间的距离和壁板厚度；D为圆管截面外径。3箱形截面梁及单向受弯的箱形截面柱，其腹板限值可根据H形截面腹板采用。4腹板的宽厚比可通过设置加劲肋减小。5当按国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011-2010第9.2.14条第2款的规定设计，且S5级截面的板件宽厚比小于S4级经修正的板件宽厚比时，可视作C类截面。为应力修正因子，。受弯构件(梁)工字形截面翼缘911131520腹板657293124250箱形截面壁板（腹板）间翼缘25323742—注：1为钢号修正系数，其值为235与钢材牌号中屈服点数值的比值的平方根。2为工字形、H形截面的翼缘外伸宽度，分别是翼缘厚度、腹板净高和腹板厚度。对轧制型截面，翼缘外伸宽度及腹板净高不包括翼缘腹板过渡处圆弧段；对于箱形截面，分别为壁板间的距离和壁板厚度；D为圆管截面外径。3箱形截面梁及单向受弯的箱形截面柱，其腹板限值可根据工字形截面梁及H形截面柱腹板采用。 4腹板的宽厚比可通过设置加劲肋减小。5当S5级截面的板件宽厚比小于S4级经修正的板件宽厚比时，可视作S4级截面。为应力修正因子，。 3.5.2当按本标准第17章进行抗震性能化设计时，支撑截面板件宽厚比等级及限值应符合表3.5.2的规定。表3.5.2支撑截面板件宽厚比等级及限值截面板件宽厚比等级BS1级BS2级BS3级H形截面翼缘8910腹板303542箱形截面壁板间翼缘252832角钢角钢肢宽厚比8910圆钢管截面径厚比405672注：为角钢平直段长度。3.5.2当按本标准第17章进行抗震性能化设计时，支撑截面板件宽厚比等级及限值应符合下列规定：1H形、箱形、角钢、圆钢管截面支撑截面板件宽厚比等级及限值应符合表3.5.2-1的规定。表3.5.2-1支撑截面板件宽厚比等级及限值截面板件宽厚比等级BS1级BS2级BS3级H形截面翼缘8910腹板303542箱形截面壁板间翼缘252832角钢角钢肢宽厚比8910圆钢管截面径厚比405672注：为角钢平直段长度。2T形截面支撑截面板件宽厚比等级及限值应符合下列规定：1）翼缘及腹板截面板件宽厚比等级及限值可均按表3.5.2-1H形截面翼缘的规定取值；2）当腹板截面板件宽厚比限值不符合本款第1项规定时， 翼缘及腹板截面板件宽厚比等级及限值应符合下列规定：当时，翼缘及腹板截面板件宽厚比应符合下列公式要求：（3.5.2-1）（3.5.2-2）当时，翼缘及腹板截面板件宽厚比应符合下列公式要求：（3.5.2-3）（3.5.2-4）（3.5.2-5） 式中：——参数，应根据截面板件宽厚比等级按表3.5.2-2采用。表3.5.2-2取值截面板件宽厚比等级BS1BS2BS389105.56713.51516.53）当T形截面支撑绕对称轴失稳先于绕非对称轴失稳时，腹板板件宽厚比限值可乘以1.2。 4材料4材料4.1.1钢材宜采用Q235、Q345、Q390、Q420、Q460和Q345GJ钢，其质量应分别符合现行国家标准《碳素结构钢》GB/T700、《低合金高强度结构钢》GB/T1591和《建筑结构用钢板》GB/T19879的规定。结构用钢板、热轧工字钢、槽钢、角钢、H型钢和钢管等型材产品的规格、外形、重量及允许偏差应符合国家现行相关标准的规定。4.1.1钢材宜采用Q235、Q345、Q355、Q390、Q420、Q460、Q345GJ、Q390GJ、Q420GJ和Q460GJ钢，其质量应分别符合现行国家标准《碳素结构钢》GB/T700、《低合金高强度结构钢》GB/T1591和《建筑结构用钢板》GB/T19879的规定。结构用钢板、热轧工字钢、槽钢、角钢、H型钢和钢管等型材产品的规格、外形、重量及允许偏差应符合国家现行相关标准的规定。4.1.5当采用本标准未列出的其他牌号钢材时，宜按照现行国家标准《建筑结构可靠度设计统一标准》GB50068进行统计分析，研究确定其设计指标及适用范围。4.1.5当采用本标准未列出的其他牌号钢材时，宜按照现行国家标准《建筑结构可靠性设计统一标准》GB50068进行统计分析，研究确定其设计指标及适用范围。4.2.1钢结构用焊接材料应符合下列规定：1手工焊接所用的焊条应符合现行国家标准《非合金钢及细晶粒钢焊条》GB/T5117的规定，所选用的焊条型号应与主体金属力学性能相适应；2自动焊或半自动焊用焊丝应符合现行国家标准《熔化焊用钢4.2.1钢结构用焊接材料应符合下列规定：1手工焊接所用的焊条应符合现行国家标准《非合金钢及细晶粒钢焊条》GB/T5117的规定，所选用的焊条型号应与主体金属力学性能相适应；2自动焊或半自动焊用焊丝应符合现行国家标准《熔化焊用钢 丝》GB/T14957、《气体保护电弧焊用碳钢、低合金钢焊丝》GB/T8110，及《碳钢药芯焊丝》GB/T10045、《低合金钢药芯焊丝》GB/T17493的规定；1埋弧焊用焊丝和焊剂应符合现行国家标准《埋弧焊用碳钢焊丝和焊剂》GB/T5293、《埋弧焊用低合金钢焊丝和焊剂》GB/T12470的规定。丝》GB/T14957、《气体保护电弧焊用碳钢、低合金钢焊丝》GB/T8110，及《非合金钢及细晶粒钢药芯焊丝》GB/T10045的规定；1埋弧焊用焊丝和焊剂应符合现行国家标准《埋弧焊用非合金钢及细晶粒钢实心焊丝和焊丝—焊剂组合分类要求》GB/T5293、《埋弧焊和电渣焊用焊剂》GB/T36037的规定。4.3.3钢材质量等级的选用应符合下列规定：1A级钢仅可用于结构工作温度高于0℃的不需要验算疲劳的结构，且Q235A钢不宜用于焊接结构。2需验算疲劳的焊接结构用钢材应符合下列规定：1）当工作温度高于0℃时其质量等级不应低于B级；2）当工作温度不高于0℃但高于-20℃时，Q235、Q345钢不应低于C级，Q390、Q420及Q460钢不应低于D级；3）当工作温度不高于-20℃时，Q235钢和Q345钢不应低4.3.3钢材质量等级的选用应符合下列规定：1A级钢仅可用于结构工作温度高于0℃的不需要验算疲劳的结构，且Q235A钢不宜用于焊接结构。2需验算疲劳的焊接结构用钢材应符合下列规定：1）当工作温度高于0℃时其质量等级不应低于B级；2）当工作温度不高于0℃但高于-20℃时，Q235钢、Q345钢、Q355钢不应低于C级，Q390钢、Q420钢及Q460钢不应低于D级；3）当工作温度不高于-20℃时，Q235钢、Q345钢和 于D级，Q390钢、Q420钢、Q460钢应选用E级。1需验算疲劳的非焊接结构，其钢材质量等级要求可较上述焊接结构降低一级但不应低于B级。吊车起重量不小于50t的中级工作制吊车梁，其质量等级要求应与需要验算疲劳的构件相同。Q355钢不应低于D级，Q390钢、Q420钢、Q460钢应选用E级。1需验算疲劳的非焊接结构，其钢材质量等级要求可较上述焊接结构降低一级但不应低于B级。吊车起重量不小于50t的中级工作制吊车梁，其质量等级要求应与需要验算疲劳的构件相同。4.3.9锚栓可选用Q235、Q345、Q390或强度更高的钢材，其质量等级不宜低于B级。工作温度不高于-20℃时，锚栓尚应满足本标准第4.3.4条的要求。4.3.9锚栓可选用Q235、Q355、Q390或强度更高的钢材，其质量等级不宜低于B级。工作温度不高于-20℃时，锚栓尚应满足本标准第4.3.4条的要求。54.4.1钢材的设计用强度指标，应根据钢材牌号、厚度或直径按表4.4.1采用。表4.4.1钢材的设计用强度指标（N/mm2）钢材牌号钢材厚度或直径（mm）强度设计值屈服强度抗拉强度4.4.1钢材的设计用强度指标，应根据钢材牌号、厚度或直径按表4.4.1采用。表4.4.1钢材的设计用强度指标（N/mm2）钢材牌号钢材厚度或直径（mm）强度设计值屈服强度抗拉强度 抗拉、抗压、抗弯抗剪端面承压（刨平顶紧）碳素结构钢Q235≤16215125320235370﹥16，≤40205120225﹥40，≤100200115215低合金高强度结构钢Q345≤16305175400345470﹥16，≤40295170335﹥40，≤63290165325﹥63，≤80280160315﹥80，≤100270155305Q390≤16345200415390490﹥16，≤40330190370﹥40，≤63310180350﹥63，≤100295170330抗拉、抗压、抗弯抗剪端面承压（刨平顶紧）碳素结构钢Q235≤16215125320235370﹥16，≤40205120225﹥40，≤100200115215低合金高强度结构钢Q355、Q355N≤16305175400355470﹥16，≤40295170345﹥40，≤63290165335﹥63，≤80280160325﹥80，≤100270155315Q390、Q390N≤16345200415390490﹥16，≤40330190380﹥40，≤63310180360﹥63，≤100295170340 Q420≤16375215440420520﹥16，≤40355205400﹥40，≤63320185380﹥63，≤100305175360Q460≤16410235470460550﹥16，≤40390225440﹥40，≤63355205420﹥63，≤100340195400注：1表中直径指实芯棒材，厚度系指计算点的钢材或钢管壁厚度，对轴心受拉和轴心受压构件系指截面中较厚板件的厚度；2冷弯型材和冷弯钢管，其强度设计值应按国家现行有关标准的规定采用。Q420、Q420N≤16375215440420520﹥16，≤40355205410﹥40，≤63320185390﹥63，≤80305175370﹥80，≤100300175360Q460、Q460N≤16410235460460540﹥16，≤40390225450﹥40，≤63355205430﹥63，≤80340195410﹥63，≤100340195400Q355M﹥40，≤63290165380335450﹥63，≤100280160375325440Q390M﹥40，≤63310180410360480﹥63，≤295170400340470 80﹥80，≤100295170390340460Q420M﹥40，≤63320185425390500﹥63，≤80310180410380480﹥80，≤100305175400370470Q460M﹥40，≤63355205450430530﹥63，≤80340195435410510﹥80，≤100340195425400500注：1表中直径指实芯棒材，厚度系指计算点的钢材或钢管壁厚度，对轴心受拉和轴心受压构件系指截面中较厚板件的厚度；2表中低合金高强度结构钢的牌号不带后缀者为热轧状态交货的钢材，带后缀”N”、“M”者分别为正火状态钢材和热机械轧制状态钢材，带后缀钢材的设计用强度指标未注明时可按不带后缀钢材的设计用强度指标采用；3冷成型钢材的强度设计值应按国家现行有关标准的规 定采用。4.4.2建筑结构用钢板的设计用强度指标，可根据钢材牌号、厚度或直径按表4.4.2采用。表4.4.2建筑结构用钢板的设计用强度指标(N/mm2)建筑结构用钢板钢材厚度或直径(mm)强度设计值钢材强度抗拉、抗压、抗弯抗剪端面承压（刨平顶紧）屈服强度抗拉强度Q345GJ>16,≤50325190415345490>50，≤1003001753354.4.2建筑结构用钢板的设计用强度指标，可根据钢材牌号、厚度或直径按表4.4.2采用。表4.4.2建筑结构用钢板的设计用强度指标(N/mm2)建筑结构用钢板钢材厚度或直径(mm)强度设计值钢材强度抗拉、抗压、抗弯抗剪端面承压（刨平顶紧）屈服强度抗拉强度Q345GJ>16,≤50325190415345490>50，≤100300175335Q390GJ>16,≤50340195435390510>50，≤100330190380Q420GJ>16,355205450420530 ≤50>50，≤100350200410Q460GJ>16,≤50390225485460570>50，≤1003852204504.4.5焊缝的强度指标应按表4.4.5采用并应符合下列规定：1手工焊用焊条、自动焊和半自动焊所采用的焊丝和焊剂，应保证其熔敷金属的力学性能不低于母材的性能。2焊缝质量等级应符合现行国家标准《钢结构焊接规范》GB50661的规定，其检验方法应符合现行国家标准《钢结构工程施工质量验收规范》GB50205的规定。其中厚度小于6mm钢材的对接焊缝，不应采用超声波探伤确定焊缝质量等级。3对接焊缝在受压区的抗弯强度设计值取，在受拉区的抗弯强度设计值取。4.4.5焊缝的强度指标应按表4.4.5采用并应符合下列规定：1手工焊用焊条、自动焊和半自动焊所采用的焊丝和焊剂，应保证其熔敷金属的力学性能不低于母材的性能。2焊缝质量等级应符合现行国家标准《钢结构焊接规范》GB50661的规定，其检验方法应符合现行国家标准《钢结构工程施工质量验收规范》GB50205的规定。其中厚度小于6mm钢材的对接焊缝，不应采用超声波探伤确定焊缝质量等级。3对接焊缝在受压区的抗弯强度设计值取，在受拉区的抗弯强度设计值取。4计算下列情况的连接时，表4.4.5规定的强度设计值应乘 4计算下列情况的连接时，表4.4.5规定的强度设计值应乘以相应的折减系数；几种情况同时存在时，其折减系数应连乘。1）施工条件较差的高空安装焊缝应乘以系数0.9；2）进行无垫板的单面施焊对接焊缝的连接计算应乘折减系数0.85。表4.4.5焊缝的强度指标（N/mm2）焊接方法和焊条型号构件钢材对接焊缝强度设计值角焊缝强度设计值对接焊缝抗拉强度角焊缝抗拉、抗压和抗剪强度牌号厚度或直径（mm）抗压焊缝质量为下列等级时，抗拉抗剪抗拉、抗压和抗剪一级、二级三级自动焊、Q235≤16215215185125160415240以相应的折减系数；几种情况同时存在时，其折减系数应连乘。1）施工条件较差的高空安装焊缝应乘以系数0.9；2）进行无垫板的单面施焊对接焊缝的连接计算应乘折减系数0.85；3）按轴心受力计算的单角钢单面连接时应乘以系数0.85。表4.4.5焊缝的强度指标（N/mm2）焊接方法和焊条型号构件钢材对接焊缝强度设计值角焊缝强度设计值对接焊缝抗拉强度角焊缝抗拉、抗压和抗剪强度牌号厚度或直径（mm）抗压焊缝质量为下列等级时，抗拉抗剪抗拉、抗压和抗剪一级、二级三级自动焊、半自动焊和E43Q235≤16215215185125160415240 半自动焊和E43型焊条手工焊﹥16，205205175120≤40﹥40，≤100200200170115自动焊、半自动焊和E50、E55型焊条手工焊Q345≤16305305260175200480(E50)540(E55)280(E50)315(E55)﹥16，≤40295295250170﹥40，≤63290290245165﹥63，≤80280280240160﹥80，≤100270270230155Q390≤16345345295200200(E50)220(E55)﹥16，≤40330330280190﹥40，310310265180型焊条手工焊﹥16，≤40205205175120﹥40，≤100200200170115自动焊、半自动焊和E50、E55型焊条手工焊Q355、Q355N≤16305305260175200480(E50)540(E55)280(E50)315(E55)﹥16，≤40295295250170﹥40，≤63290290245165﹥63，≤80280280240160﹥80，≤100270270230155Q390、Q390N、Q390M≤16345345295200200(E50)220(E55)﹥16，≤40330330280190﹥40，≤63310310265180﹥63，≤100295295250170自动焊、半自动焊Q420、Q420N≤16375375320215220(E55)240(E60)540(E55)590(E60)315(E55)340(E60) ≤63﹥63，≤100295295250170自动焊、半自动焊和E55、E60型焊条手工焊Q420≤16375375320215220(E55)240(E60)540(E55)590(E60)315(E55)340(E60)﹥16，≤40355355300205﹥40，≤63320320270185﹥63，≤100305305260175自动焊、半自动焊和E55、E60Q460≤16410410350235220(E55)240(E60)540(E55)590(E60)315(E55)340(E60)和E55、E60型焊条手工焊﹥16，≤40355355300205﹥40，≤63320320270185﹥63，≤80305305260175﹥80，≤100300300255175自动焊、半自动焊和E55、E60型焊条手工焊Q460、Q460N、Q460M≤16410410350235220(E55)240(E60)540(E55)590(E60)315(E55)340(E60)﹥16，≤40390390330225﹥40，≤63355355300205﹥63，≤100340340290195自动焊、半自动焊和E50、E55型焊条手工焊Q355M﹥80，≤100280280240160200480(E50)540(E55)280(E50)315(E55) 型焊条手工焊﹥16，≤40390390330225﹥40，≤63355355300205﹥63，≤100340340290195自动焊、半自动焊和E50、E55型焊条手工焊345GJ﹥16，≤50310310265180200480(E50)540(E55)280(E50)315(E55)﹥35，≤50290290245170﹥50，≤100285285240165注：表中厚度系指计算点的钢材厚度，对轴心受拉和轴心受压构件系指截面中较厚板件的厚度。自动焊、半自动焊和E55、E60型焊条手工焊Q420M﹥63，≤80310310265180220(E55)240(E60)540(E55)590(E60)315(E55)340(E60)﹥80，≤100305305260175自动焊、半自动焊和E50、E55型焊条手工焊Q345GJ﹥16，≤50325325275190200480(E50)540(E55)280(E50)315(E55)﹥50，≤100300300255175Q390GJ>16,≤50335335285195200(E50)220(E55)>50，≤100320320270185自动焊、半自动焊和Q420GJ>16,≤50355355300205220(E55)240(E60)540(E55)590(E60)315(E55)340(E60) E55、E60型焊条手工焊>50，≤100345345295200Q460GJ>16,≤50390390330225>50，≤100375375320215注：1表中厚度系指计算点的钢材厚度，对轴心受拉和轴心受压构件系指截面中较厚板件的厚度；2表中低合金高强度结构钢的牌号不带后缀者为热轧状态交货的钢材，带后缀”N”、“M”者分别为正火状态钢材和热机械轧制状态钢材，带后缀钢材的焊缝强度指标未注明时可按不带后缀钢材的焊缝强度指标采用。4.4.6螺栓连接的强度指标应按表4.4.6采用。表4.4.6螺栓连接的强度指标(N/mm2)螺栓的性能等级、锚栓和构件钢材的牌号强度设计值高强度螺栓的抗拉强度普通螺栓锚栓承压型连接或网架用高强度螺栓C级螺栓A级、B级螺栓抗拉抗剪承压抗拉抗剪承压抗拉抗拉抗剪承压普通螺栓4.6级、4.8级170140—————————5.6级———210190——————8.8级———400320——————4.4.6螺栓连接的强度指标应按表4.4.6-1和表4.4.6-2采用。表4.4.6-1螺栓连接的抗拉强度、抗剪强度指标(N/mm2)螺栓的性能等级、锚栓钢材的牌号强度设计值高强度螺栓的抗拉强度普通螺栓锚栓网架用高强度螺栓C级螺栓A级、B级螺栓抗拉抗剪抗拉抗剪抗拉抗拉抗剪普通螺栓4.6级、4.8级170140——————5.6级——210190————8.8级——400320———— 锚栓Q235——————140————Q345——————180————Q390——————185————承压型连接高强度螺栓8.8级———————400250—83010.9级———————500310—1040螺栓球节点用高强度螺栓9.8级———————385———10.9级———————430———构件钢材牌号Q235——305——405———470—Q345——385——510———590—Q390——400——530———615—Q420——425——560———655—Q460——450——595———695—Q345GJ——400——530———615—注：1A级螺栓用于d≤24mm和L≤10d或L≤150mm（按较小值）的螺栓；B级螺栓用于d＞24mm和L＞10d或L＞150mm（按较小值）的螺栓；d为公称直径，L锚栓Q235————140———Q345————180———Q390————185———承压型连接高强度螺栓8.8级—————40025083010.9级—————5003101040螺栓球节点用高强度螺栓9.8级—————385——10.9级—————430——注：1A级螺栓用于d≤24mm和L≤10d或L≤150mm（按较小值）的螺栓；B级螺栓用于d＞24mm和L＞10d或L＞150mm（按较小值）的螺栓；d为公称直径，L为螺栓公称长度。2A、B级螺栓孔的精度和孔壁表面粗糙度，C级螺栓孔的允许偏差和孔壁表面粗糙度，均应符合现行国家标准《钢结构工程施工质量验收规范》GB50205的要求。3用于螺栓球节点网架的高强度螺栓，M12～M36为10.9级,M39～M85为9.8级。表4.4.6-2螺栓连接的承压强度设计值(N/mm2)构件钢材普通螺栓承压型高强度螺栓牌号厚度(mm)C级螺栓A级、B级螺栓Q235≥6，≤100305405470Q355、Q355N≥6，≤100385510590Q390、Q390N≥6，≤100400530615Q420、Q420N≥6，≤100425560655Q460、Q460N≥6，≤100445585680Q355M﹥40，≤63370485565 为螺栓公称长度。2A、B级螺栓孔的精度和孔壁表面粗糙度，C级螺栓孔的允许偏差和孔壁表面粗糙度，均应符合现行国家标准《钢结构工程施工质量验收规范》GB50205的要求。3用于螺栓球节点网架的高强度螺栓，M12～M36为10.9级,M39～M64为9.8级。﹥63，≤100360475555Q390M﹥40，≤63395520605﹥63，≤80385510590﹥80，≤100375495580Q420M﹥40，≤63410540630﹥63，≤80395520605﹥80，≤100385510590Q460M﹥40，≤63435570670﹥63，≤80420550645﹥80，≤100410540630Q345GJ≥16，≤100400530615Q390GJ≥16，≤100420550645Q420GJ≥16，≤100435570670Q460GJ≥16，≤100465615720注：1A级螺栓用于d≤24mm和L≤10d或L≤150mm（按较小值）的螺栓；B级螺栓用于d＞24mm和L＞10d或L＞150mm（按较小值）的螺栓；d为公称直径，L为螺栓公称长度。2A、B级螺栓孔的精度和孔壁表面粗糙度，C级螺栓孔的允许偏差和孔壁表面粗糙度，均应符合现行国家标准《钢结构工程施工质量验收规范》GB50205的要求。3用于螺栓球节点网架的高强度螺栓，M12～M36为10.9级,M39～M85为9.8级。5结构分析与稳定性设计5结构分析与稳定性设计5.1.6结构内力分析可采用一阶弹性分析、二阶P-Δ5.1.6结构内力分析可采用一阶弹性分析、二阶P-Δ 弹性分析或直接分析，应根据下列公式计算的最大二阶效应系数选用适当的结构分析方法。当时，可采用一阶弹性分析；当时，宜采用二阶P-Δ弹性分析或采用直接分析；当时，应增大结构的侧移刚度或采用直接分析。1规则框架结构的二阶效应系数可按下式计算：(5.1.6-1)式中：——所计算i楼层各柱轴心压力设计值之和（N）；——产生层间侧移的计算楼层及以上各层的水平力标准值之和（N）；——所计算i楼层的层高（mm）；——作用下按一阶弹性分析求得的计算楼层的层间侧移（mm）。2一般结构的二阶效应系数可按下式计算：弹性分析或直接分析，应根据下列公式计算的最大二阶效应系数选用适当的结构分析方法。当时，可采用一阶弹性分析；当时，宜采用二阶P-Δ弹性分析或采用直接分析；当时，应增大结构的侧移刚度或采用直接分析。1规则框架结构的二阶效应系数可按下式计算：(5.1.6-1)式中：——所计算i楼层各柱轴心压力设计值之和（N）；——产生层间侧移的计算楼层及以上各层的水平力设计值之和（N）；——所计算i楼层的层高（mm）；——作用下按一阶弹性分析求得的计算楼层的层间侧移（mm）。2一般结构的二阶效应系数可按下式计算： (5.1.6-2)式中：——整体结构最低阶弹性临界荷载与荷载设计值的比值。(5.1.6-2)式中：——整体结构最低阶弹性临界荷载与荷载设计值的比值。5.2.1结构整体初始几何缺陷模式可按最低阶整体屈曲模态采用。框架及支撑结构整体初始几何缺陷代表值的最大值（图5.2.1）可取为，H为结构总高度。框架及支撑结构整体初始几何缺陷代表值也可按式(5.2.1-1)确定（图5.2.1-1）；或可通过在每层柱顶施加假想水平力等效考虑，假想水平力可按式（5.2.1-2）计算，施加方向应考虑荷载的最不利组合（图5.2.1-2）。（5.2.1-1）（5.2.1-2）式中：——所计算i楼层的初始几何缺陷代表值（mm）；5.2.1结构整体初始几何缺陷模式可按最低阶整体屈曲模态采用。框架及支撑结构整体初始几何缺陷代表值的最大值（图5.2.1）可取为，H为结构总高度。框架及支撑结构整体初始几何缺陷代表值也可按式(5.2.1-1)确定（图5.2.1-1）；或可通过在每层柱顶施加假想水平力等效考虑，假想水平力可按式（5.2.1-2）计算，施加方向应考虑荷载的最不利组合（图5.2.1-2）。（5.2.1-1）（5.2.1-2）式中：——所计算i楼层的初始几何缺陷代表值（mm）； ——结构总层数，当时取此根号值为；当时，取此根号值为1.0；——所计算楼层的高度（mm）；——第i楼层的总重力荷载设计值（N）。h1N4h2h3N1N3N2∆4∆3∆2∆1h4∆0HN3N2N1Hn4 Hn3 Hn2 Hn1 N4——结构总层数，当时取此根号值为；当时，取此根号值为1.0；——所计算楼层的高度（mm）；——第i楼层的总重力荷载设计值（N）。h1G4h2h3G1G3G2∆4∆3∆2∆1h4∆0HG3G2G1Hn4 Hn3 Hn2 Hn1 G4（a）框架整体初始几何缺陷代表值（b）框架结构假想水平力图5.2.1-1框架结构整体初始几何缺陷代表值及假想水平力 （a）框架整体初始几何缺陷代表值（b）框架结构等效水平力图5.2.1-1框架结构整体初始几何缺陷代表值及等效水平力初始缺陷变形结构理想结构等效成NH+Hn1hNH∆0e0图5.2.1-2框架结构计算模型h-层高，H-水平力，Hn1-假想水平力，e0-构件中点处的初始变形值初始缺陷变形结构理想结构等效成GH+HnhGH∆0e0图5.2.1-2框架结构计算模型h-层高，H-水平力，Hn1-假想水平力，e0-构件中点处的初始变形值5.2.2构件的初始缺陷代表值可按式(5.2.2-1)计算确定，该缺陷值包括了残余应力的影响[图5.2.2（a）]。构件的初始缺陷也可采用假想均布荷载进行等效简化计算，假想均布荷载可按式（5.2.2-2）确定[图5.2.2（b）]。（5.2.2-1）（5.2.2-2）5.2.2构件的初始缺陷代表值可按式(5.2.2-1)计算确定，该缺陷值包括了残余应力的影响[图5.2.2（a）]。构件的初始缺陷也可采用假想均布荷载进行等效简化计算，假想均布荷载可按式（5.2.2-2）确定[图5.2.2（b）]。（5.2.2-1）（5.2.2-2） 式中：——离构件端部x处的初始变形值（mm）；——构件中点处的初始变形值（mm）；——离构件端部的距离（mm）；——构件的总长度（mm）；——假想均布荷载（N/mm）；——构件承受的轴力标准值（N）。构件初始弯曲缺陷值，当采用直接分析不考虑材料弹塑性发展时，可按表5.2.2取构件综合缺陷代表值；当按本标准第5.5节采用直接分析考虑材料弹塑性发展时，应按本标准第5.5.8条或第5.5.9条考虑构件初始缺陷。表5.2.2构件综合缺陷代表值对应于表7.2.1-1和表7.2.1-2中的柱子曲线二阶分析采用的值a类1/400b类1/350式中：——离构件端部x处的初始变形值（mm）；——构件中点处的初始变形值（mm）；——离构件端部的距离（mm）；——构件的总长度（mm）；——假想均布荷载（N/mm）；——构件承受的轴力设计值（N）。构件初始弯曲缺陷值，当采用直接分析不考虑材料弹塑性发展时，可按表5.2.2取构件综合缺陷代表值；当按本标准第5.5节采用直接分析考虑材料弹塑性发展时，应按本标准第5.5.8条或第5.5.9条考虑构件初始缺陷。表5.2.2构件综合缺陷代表值对应于表7.2.1-1和表7.2.1-2中的柱子曲线二阶分析采用的值a类1/400b类1/350c类1/300 c类1/300d类1/250图5.2.2构件的初始缺陷d类1/250图5.2.2构件的初始缺陷5.5.16受弯构件6受弯构件6.1.1在主平面内受弯的实腹构件，其受弯强度应按下式计算：（6.1.1）6.1.1在主平面内受弯的实腹构件，其受弯强度应按下式计算：（6.1.1） 式中：——同一截面处绕x轴和y轴的弯矩设计值（N·mm）；——对x轴和y轴的净截面模量，当截面板件宽厚比等级为S1、S2、S3或S4级时，应取全截面模量，当截面板件宽厚比等级为S5级时，应取有效截面模量，均匀受压翼缘有效外伸宽度可取，腹板有效截面可按本标准第8.4.2条的规定采用（mm3）；——截面塑性发展系数，应按本标准第6.1.2条的规定取值；——钢材的抗弯强度设计值（N/mm2）。式中：——同一截面处绕x轴和y轴的弯矩设计值（N·mm）；——对x轴和y轴的净截面模量，当截面板件宽厚比等级为S1、S2、S3或S4级时，应取全截面模量，当截面板件宽厚比等级为S5级时，应取有效截面模量，均匀受压翼缘有效外伸宽度可取倍翼缘厚度，腹板有效截面可按本标准第8.4.2条的规定采用（mm3）；——截面塑性发展系数，应按本标准第6.1.2条的规定取值；——钢材的抗弯强度设计值（N/mm2）。6.1.2截面塑性发展系数应按下列规定取值：1对工字形和箱形截面，当截面板件宽厚比等级为S4或S5级6.1.2当截面板件宽厚比等级为S4或S5级时，截面塑性发展系数应取为1.0，当截面板件宽厚比等级为S1、S2及S3时， 时，截面塑性发展系数应取为1.0，当截面板件宽厚比等级为S1、S2及S3时，截面塑性发展系数应按下列规定取值：1)工字形截面（x轴为强轴，y轴为弱轴）：，；2)箱形截面：。2对其他截面可按本标准表8.1.1采用。3对需要计算疲劳的梁，宜取。截面塑性发展系数宜按下列规定取值：1对工字形和箱形截面：工字形截面（x轴为强轴，y轴为弱轴）：，；箱形截面：。2对其他截面可按本标准表8.1.1采用。3对需要计算疲劳的梁，宜取。6.2.2除本标准第6.2.1条所指情况外，在最大刚度主平面内受弯的构件，其整体稳定性应按下式计算：（6.2.2）式中：——绕强轴作用的最大弯矩设计值（N·mm）；——按受压最大纤维确定的梁毛截面模量，当截面板件6.2.2除本标准第6.2.1条所指情况外，在最大刚度主平面内受弯的构件，其整体稳定性应按下式计算：（6.2.2）式中：——绕强轴作用的最大弯矩设计值（N·mm）；——按受压最大纤维确定的梁毛截面模量，当截面 宽厚比等级为S1、S2、S3或S4级时，应取全截面模量，当截面板件宽厚比等级为S5级时，应取有效截面模量，均匀受压翼缘有效外伸宽度可取，腹板有效截面可按本标准第8.4.2条的规定采用（mm3）；——梁的整体稳定性系数，应按本标准附录C确定。板件宽厚比等级为S1、S2、S3或S4级时，应取全截面模量，当截面板件宽厚比等级为S5级时，应取有效截面模量，均匀受压翼缘有效外伸宽度可取倍翼缘厚度，腹板有效截面可按本标准第8.4.2条的规定采用（mm3），单轴对称截面时，不应大于塑性截面模量的0.95倍；——梁的整体稳定性系数，应按本标准附录C确定。6.2.7支座承担负弯矩且梁顶有混凝土楼板时，框架梁下翼缘的稳定性计算应符合下列规定：1当时，可不计算框架梁下翼缘的稳定性。2当不满足本条第1款时，框架梁下翼缘的稳定性应按下列公式计算：(6.2.7-1)6.2.7支座承担负弯矩且梁顶有混凝土楼板时，框架梁下翼缘的稳定性计算应符合下列规定：1当时，可不计算框架梁下翼缘的稳定性。2当不满足本条第1款时，框架梁下翼缘的稳定性应按下列公式计算：(6.2.7-1) (6.2.7-2)(6.2.7-3)(6.2.7-4)(6.2.7-5)(6.2.7-6)式中：——受压翼缘的宽度（mm）；——受压翼缘的厚度（mm）；——弯矩作用平面内对受压最大纤维的毛截面模量（mm3）；——稳定系数，根据换算长细比按本标准附录D表(6.2.7-2)(6.2.7-3)(6.2.7-4)(6.2.7-5)式中：——受压翼缘的宽度（mm）；——受压翼缘的厚度（mm）；——弯矩作用平面内对受压最大纤维的毛截面模量（mm3）；——稳定系数，可根据正则化长细比按本标准附录式（D.0.5-1）或式（D.0.5-3）计算，式中由代替； D.0.2采用；——正则化长细比；——畸变屈曲临界应力（N/mm2）；——当框架主梁支承次梁且次梁高度不小于主梁高度一半时，取次梁到框架柱的净距；除此情况外，取梁净距的一半（mm）。3当不满足本条第1款、第2款时，在侧向未受约束的受压翼缘区段内，应设置隅撑或沿梁长设间距不大于2倍梁高并与梁等宽的横向加劲肋。——正则化长细比；——畸变屈曲临界应力（N/mm2）；——当框架主梁支承次梁且次梁高度不小于主梁高度一半时，可取次梁到框架柱的净距；除此情况外，可取梁净距的一半（mm）。3当不满足本条第1款、第2款时，在侧向未受约束的受压翼缘区段内，应设置隅撑或沿梁长设间距不大于2倍梁高并与梁等宽的横向加劲肋。6.3.6加劲肋的设置应符合下列规定：1加劲肋宜在腹板两侧成对配置，也可单侧配置，但支承加劲肋、重级工作制吊车梁的加劲肋不应单侧配置。2横向加劲肋的最小间距应为，除无局部压应力的梁，当时，最大间距可采用外，最大间距应为。纵向加劲肋至腹板计算高度受压边缘的距离应为。6.3.6加劲肋的设置应符合下列规定：1加劲肋宜在腹板两侧成对配置，也可单侧配置，但支承加劲肋、重级工作制吊车梁的加劲肋不应单侧配置。2横向加劲肋的最小间距应为，除无局部压应力的梁，当时，最大间距可采用外，最大间距应为。纵向加劲肋至腹板计算高度受压边缘的距离应为。 1在腹板两侧成对配置的钢板横向加劲肋，其截面尺寸应符合下列公式规定：外伸宽度：（mm）（6.3.6-1）厚度：承压加劲肋，不受力加劲肋（6.3.6-2）2在腹板一侧配置的横向加劲肋，其外伸宽度应大于按式（6.3.6-1）算得的1.2倍，厚度应符合式（6.3.6-2）的规定。3在同时采用横向加劲肋和纵向加劲肋加强的腹板中，横向加劲肋的截面尺寸除符合本条第1~4款规定外，其截面惯性矩尚应符合下式要求：（6.3.6-3）纵向加劲肋的截面惯性矩，应符合下列公式要求：当时：（6.3.6-4）1在腹板两侧成对配置的钢板横向加劲肋，其截面尺寸应符合下列公式规定：外伸宽度：（mm）（6.3.6-1）厚度：承压加劲肋，不受力加劲肋（6.3.6-2）2在腹板一侧配置的横向加劲肋，其外伸宽度应大于按式（6.3.6-1）算得的1.2倍，厚度应符合式（6.3.6-2）的规定。3在同时采用横向加劲肋和纵向加劲肋加强的腹板中，横向加劲肋的截面尺寸除符合本条第1~4款规定外，其截面惯性矩尚应符合下式要求：（6.3.6-3）纵向加劲肋的截面惯性矩，应符合下列公式要求：当时：（6.3.6-4） 当时：（6.3.6-5）1短加劲肋的最小间距为。短加劲肋外伸宽度应取横向加劲肋外伸宽度的0.7~1.0倍，厚度不应小于短加劲肋外伸宽度的1/15。2用型钢（H型钢、工字钢、槽钢、肢尖焊于腹板的角钢）做成的加劲肋，其截面惯性矩不得小于相应钢板加劲肋的惯性矩。在腹板两侧成对配置的加劲肋，其截面惯性矩应按梁腹板中心线为轴线进行计算。在腹板一侧配置的加劲肋，其截面惯性矩应按加劲肋相连的腹板边缘为轴线进行计算。3焊接梁的横向加劲肋与翼缘板、腹板相接处应切角，当作为焊接工艺孔时，切角宜采用半径mm的1/4圆弧。当时：（6.3.6-5）1短加劲肋的最小间距为。短加劲肋外伸宽度应取横向加劲肋外伸宽度的0.7~1.0倍，厚度不应小于短加劲肋外伸宽度的1/15。2用型钢（H型钢、工字钢、槽钢、肢尖焊于腹板的角钢）做成的加劲肋，其截面惯性矩不得小于相应钢板加劲肋的惯性矩。在腹板两侧成对配置的加劲肋，其截面惯性矩应按梁腹板中心线为轴线进行计算。在腹板一侧配置的加劲肋，其截面惯性矩应按加劲肋相连的腹板边缘为轴线进行计算。3焊接梁的横向加劲肋与翼缘板、腹板相接处应切角，当作为焊接工艺孔时，切角宜采用半径mm的1/4圆弧。 6.3.7梁的支承加劲肋应符合下列规定：1应按承受梁支座反力或固定集中荷载的轴心受压构件计算其在腹板平面外的稳定性。此受压构件的截面应包括加劲肋和加劲肋每侧范围内的腹板面积，计算长度取。2当梁支承加劲肋的端部为刨平顶紧时，应按其所承受的支座反力或固定集中荷载计算其端面承压应力；突缘支座的突缘加劲肋的伸出长度不得大于其厚度的2倍；当端部为焊接时，应按传力情况计算其焊缝应力。3支承加劲肋与腹板的连接焊缝，应按传力需要进行计算。6.3.7梁的支承加劲肋应符合下列规定：1应按承受梁支座反力或固定集中荷载的轴心受压构件计算其在腹板平面外的稳定性。此受压构件的截面应包括加劲肋和加劲肋每侧范围内的腹板面积，计算长度取。2当梁支承加劲肋的端部为刨平顶紧时，应按其所承受的支座反力或固定集中荷载计算其端面承压应力；突缘支座的突缘加劲肋的伸出长度不得大于其厚度的2倍；当端部为焊接时，应按传力情况计算其焊缝应力。3支承加劲肋与腹板的连接焊缝，应按传力需要进行计算。6.4.2加劲肋的设计应符合下列规定：1当仅配置支座加劲肋不能满足本标准式（6.4.1-1）的要求时，应在两侧成对配置中间横向加劲肋。中间横向加劲肋和上端受有集中压力的中间支承加劲肋，其截面尺寸除应满足本标准式（6.3.6-1）和式（6.3.6-2）的要求外，尚应按轴心受压构件计算其在腹板平面外的稳定性，轴心压力应按下式计算：（6.4.2-1）6.4.2加劲肋的设计应符合下列规定：1当仅配置支座加劲肋不能满足本标准式（6.4.1-1）的要求时，应在两侧成对配置中间横向加劲肋。中间横向加劲肋和上端受有集中压力的中间支承加劲肋，其截面尺寸除应满足本标准式（6.3.6-1）和式（6.3.6-2）的要求外，尚应按轴心受压构件计算其在腹板平面外的稳定性，轴心压力应按下式计算：（6.4.2-1） 式中：——按本标准式（6.4.1-8）~式（6.4.1-10）计算（N）；——腹板高度（mm）；——按本标准式（6.3.3-8）~（6.3.3-10）计算（N/mm2）；——作用于中间支承加劲肋上端的集中压力（N）。1当腹板在支座旁的区格时，支座加劲肋除承受梁的支座反力外尚应承受拉力场的水平分力，应按压弯构件计算其强度和在腹板平面外的稳定，支座加劲肋截面和计算长度应符合本标准第6.3.6条的规定，的作用点在距腹板计算高度上边缘处，其值应按下式计算：（6.4.2-2）式中：——对设中间横向加劲肋的梁，取支座端区格的加劲肋间距；对不设中间加劲肋的腹板，取梁支座至跨内剪力为零点的距离（mm）。2当支座加劲肋采用图6.4.2的构造形式时，可按下述简化方法进行计算：加劲肋1作为承受支座反力式中：——按本标准式（6.4.1-8）~式（6.4.1-10）计算（N）；——腹板高度（mm）；——按本标准式（6.3.3-8）~（6.3.3-10）计算（N/mm2）；——作用于中间支承加劲肋上端的集中压力（N）。1当腹板在支座旁的区格时，支座加劲肋除承受梁的支座反力外尚应承受拉力场的水平分力，应按压弯构件计算其强度和在腹板平面外的稳定，支座加劲肋截面和计算长度应符合本标准第6.3.6条的规定，的作用点在距腹板计算高度上边缘处，其值应按下式计算：（6.4.2-2）式中：——对设中间横向加劲肋的梁，取支座端区格的加劲肋间距；对不设中间加劲肋的腹板，取梁支座至跨内剪力为零点的距离（mm）。2当支座加劲肋采用图6.4.2的构造形式时，可按下述简 的轴心压杆计算，封头肋板2的截面积不应小于按下式计算的数值：（6.4.2-3）1考虑腹板屈曲后强度的梁，腹板高厚比不应大于250，可按构造需要设置中间横向加劲肋。和不设中间横向加劲肋的腹板，当满足本标准式（6.3.3-1）时，可取水平分力。图6.4.2设置封头肋板的梁端构造1—加劲肋；2—封头肋板化方法进行计算：加劲肋1作为承受支座反力的轴心压杆计算，封头肋板2的截面积不应小于按下式计算的数值：（6.4.2-3）1考虑腹板屈曲后强度的梁，腹板高厚比不应大于250，可按构造需要设置中间横向加劲肋。和不设中间横向加劲肋的腹板，当满足本标准式（6.3.3-1）时，可取水平分力。5考虑腹板剪切屈曲后强度的钢梁，在使用极限状态已经发生剪切屈曲时，宜考虑剪切屈曲导致的钢梁剪切刚度的下降，腹板剪切刚度折减系数可取0.7。 图6.4.2设置封头肋板的梁端构造1—加劲肋；2—封头肋板6.5.1腹板开孔梁应满足整体稳定及局部稳定要求，并应进行下列计算：1实腹及开孔截面处的受弯承载力验算；2开孔处顶部及底部T形截面受弯剪承载力验算。6.5.1腹板开孔梁应满足整体稳定及局部稳定要求，并应进行下列计算：1实腹及开孔截面处应进行受弯承载力验算；2开孔处顶部及底部的T形截面或加劲后截面应进行压弯剪、拉弯剪承载力验算。6.5.2腹板开孔梁，当孔型为圆形或矩形时，应符合下列规定：1.6.5.2腹板开孔梁，当孔型为圆形或矩形时，应符合下列规定： 1圆孔孔口直径不宜大于梁高的0.70倍，矩形孔口高度不宜大于梁高的0.50倍，矩形孔口长度不宜大于梁高及3倍孔高。2相邻圆形孔口边缘间的距离不宜小于梁高的0.25倍，矩形孔口与相邻孔口的距离不宜小于梁高及矩形孔口长度。3开孔处梁上下T形截面高度均不宜小于梁高的0.15倍，矩形孔口上下边缘至梁翼缘外皮的距离不宜小于梁高的0.25倍。4开孔长度（或直径）与T形截面高度的比值不宜大于12。5不应在距梁端相当于梁高范围内设孔，抗震设防的结构不应在隅撑与梁柱连接区域范围内设孔。6开孔腹板补强宜符合下列规定：1）圆形孔直径小于或等于1/3梁高时，可不予补强。当大于1/3梁高时，可用环形加劲肋加强[图6.5.2（a）]，也可用套管[图6.5.2（b）]或环形补强板[图6.5.2（c）]加强；1圆孔孔口直径不宜大于梁高的0.70倍，矩形孔口高度不宜大于梁高的0.50倍，矩形孔口长度不宜大于梁高及3倍孔高。2相邻圆形孔口边缘间的距离不宜小于梁高的0.25倍，矩形孔口与相邻孔口的距离不宜小于梁高及矩形孔口长度。3开孔处梁上下T形截面高度均不宜小于梁高的0.15倍，矩形孔口上下边缘至梁翼缘外皮的距离不宜小于梁高的0.25倍。4开孔长度（或直径）与T形截面高度的比值不宜大于12。5不应在距梁端相当于梁高范围内设孔，抗震设防的结构不应在隅撑与梁柱连接区域范围内设孔。6开孔腹板补强宜符合下列规定：1）圆形孔直径小于或等于1/3梁高时，可不予补强。当大于1/3梁高时，可用环形加劲肋加强[图6.5.2（a）]，也可用套管[图6.5.2（b）]或环形补强板[图6.5.2（c）]加强； 图6.5.2钢梁圆形孔口的补强2）圆形孔口加劲肋截面不宜小于100mm×10mm，加劲肋边缘至孔口边缘的距离不宜大于12mm；圆形孔口用套管补强时，其厚度不宜小于梁腹板厚度；用环形板补强时，若在梁腹板两侧设置，环形板的厚度可稍小于腹板厚度，其宽度可取75mm～125mm；3）矩形孔口的边缘宜采用纵向和横向加劲肋加强。矩形孔口上下边缘的水平纵向加劲肋端部宜伸至孔口边缘以外单面加劲肋宽度的2倍，当矩形孔口长度大于梁高时，其横向加劲肋应沿梁全高设置；图6.5.2钢梁圆形孔口的补强2）圆形孔口加劲肋截面不宜小于100mm×10mm，加劲肋边缘至孔口边缘的距离不宜大于12mm；圆形孔口用套管补强时，其厚度不宜小于梁腹板厚度；用环形板补强时，若在梁腹板两侧设置，环形板的厚度可稍小于腹板厚度，其宽度可取75mm～125mm；3）矩形孔口上下T形截面腹板的宽厚比大于15或计算需要时，应采用纵向加劲肋加强。当矩形孔口长度大于梁高或500mm时，纵向加劲肋宜双侧设置，单侧设置时，腹板另一侧的孔边宜设置全高的横向加劲肋； 4）矩形孔口加劲肋截面总宽度不宜小于翼缘宽度的1/2，厚度不宜小于翼缘厚度。当孔口长度大于500mm时，应在梁腹板两面设置加劲肋。7腹板开孔梁材料的屈服强度不应大于420N/mm2。4）矩形孔口上下边缘的水平纵向加劲肋端部宜伸至孔口边缘以外单面加劲肋宽度的2.5倍，纵向加劲肋与腹板的焊缝尺寸应保证孔边截面处加劲肋应力能够达到屈服强度；5）当腹板高厚比大于70且孔长大于500mm时，孔边应设置单侧横向加劲肋。7矩形孔口加劲肋截面总宽度不宜小于翼缘宽度的1/2，厚度不宜小于腹板厚度且不小于6mm。7轴心受力构件7轴心受力构件7.1.3轴心受拉构件和轴心受压构件，当其组成板件在节点或拼接处并非全部直接传力时，应对危险截面的面积乘以有效截面系数，不同构件截面形式和连接方式的值应符合表7.1.3的规定。表7.1.3轴心受力构件节点或拼接处危险截面有效截面系数构件截面形式连接形式图例7.1.3轴心受拉构件和轴心受压构件，当其组成板件在节点或拼接处并非全部直接传力时，应对危险截面的面积乘以有效截面系数，不同构件截面形式和连接方式的值应符合表7.1.3的规定。表7.1.3轴心受力构件节点或拼接处危险截面有效截面系数构件连接形式图例 角钢单边连接0.85工字形、H形翼缘连接0.90腹板连接0.70截面形式角钢单边连接0.85工字形、H形翼缘连接0.90腹板连接0.707.2.1除可考虑屈服后强度的实腹式构件外，轴心受压构件的稳定性计算应符合下式要求：（7.2.1）式中：——7.2.1除可考虑屈曲后强度的实腹式构件外，轴心受压构件的稳定性计算应符合下式要求：（7.2.1）式中：—— 轴心受压构件的稳定系数（取截面两主轴稳定系数中的较小者），根据构件的长细比（或换算长细比）、钢材屈服强度和表7.2.1-1、表7.2.1-2的截面分类，按本标准附录D采用。表7.2.1-1轴心受压构件的截面分类（板厚mm）截面形式对x轴对y轴a类a类a类b类a*类b*类a*类a*类b类b类轴心受压构件的稳定系数（取截面两主轴稳定系数中的较小者），根据构件的长细比（或换算长细比）、钢材屈服强度和表7.2.1-1、表7.2.1-2的截面分类，按本标准附录D采用。表7.2.1-1轴心受压构件的截面分类（板厚mm）截面形式对x轴对y轴a类a类a类b类a*类b*类a*类a*类b类b类 b类c类b类c类 c类c类注：1a*类含义为Q235钢取b类，Q345、Q390、Q420和Q460钢取a类；b*类含义为Q235钢取c类，Q345、Q390、Q420和Q460钢取b类。2无对称轴且剪心和形心不重合的截面，其截面分类可按有对称轴的类似截面确定，如不等边角钢采用等边角钢的类别；当无类似截面时，可取c类。表7.2.1-2轴心受压构件的截面分类（板厚mm）截面形式对x轴对y轴mmb类c类mmc类d类翼缘为焰切边b类b类翼缘为轧制或剪切边c类d类板件宽厚比b类b类c类c类注：1a*类含义为Q235钢取b类，Q345、Q355、Q390、Q420和Q460钢取a类；b*类含义为Q235钢取c类，Q345、Q355、Q390、Q420和Q460钢取b类。2无对称轴且剪心和形心不重合的截面，其截面分类可按有对称轴的类似截面确定，如不等边角钢采用等边角钢的类别；当无类似截面时，可取c类。表7.2.1-2轴心受压构件的截面分类（板厚mm）截面形式对x轴对y轴mmb类c类mmc类d类翼缘为焰切边b类b类 板件宽厚比c类c类翼缘为轧制或剪切边c类d类板件宽厚比b类b类板件宽厚比c类c类7.2.2实腹式构件的长细比应根据其失稳模式，由下列公式确定：1截面形心与剪心重合的构件：1）当计算弯曲屈曲时，长细比按下列公式计算：（7.2.2-1）（7.2.2-2）式中：——分别为构件对截面主轴x和y的计算长度，根据本标准第7.4节的规定采用（mm）；——分别为构件截面对主轴x和y的回转半径（mm）。2）当计算扭转屈曲时，长细比应按下式计算，双轴对称十字形截面板件宽厚比不超过7.2.2实腹式构件的长细比应根据其失稳模式，由下列公式确定：1截面形心与剪心重合的构件：1）当计算弯曲屈曲时，长细比应按下列公式计算：（7.2.2-1）（7.2.2-2）式中：——分别为构件对截面主轴x和y的计算长度，根据本标准第7.4节的规定采用（mm）；——分别为构件截面对主轴x和y的回转半径（mm）。 者，可不计算扭转屈曲。（7.2.2-3）式中：——分别为构件毛截面对剪心的极惯性矩（mm4）、自由扭转常数（mm4）和扇性惯性矩（mm6），对十字形截面可近似取；——扭转屈曲的计算长度，两端铰支且端截面可自由翘曲者，取几何长度；两端嵌固且端部截面的翘曲完全受到约束者，取（mm）。2截面为单轴对称的构件：1）计算绕非对称主轴的弯曲屈曲时，长细比应由式（7.2.2-1）、式（7.2.2-2）计算确定。计算绕对称主轴的弯扭屈曲时，长细比应按下式计算确定：2）当计算扭转屈曲时，长细比应按下式计算，双轴对称十字形截面板件宽厚比不超过者，可不计算扭转屈曲。（7.2.2-3）式中：——分别为构件毛截面对剪心的极惯性矩（mm4）、自由扭转常数（mm4）和扇性惯性矩（mm6），对十字形截面可近似取；——扭转屈曲的计算长度，两端铰支且端截面可自由翘曲者，取几何长度；两端嵌固且端部截面的翘曲完全受到约束者，取（mm）。2截面为单轴对称的构件：1）计算绕非对称主轴的弯曲屈曲时，长细比应由式（7.2.2-1）、式（7.2.2-2 （7.2.2-4）式中：——截面形心至剪心的距离（mm）；——截面对剪心的极回转半径，单轴对称截面（mm）；——扭转屈曲换算长细比，由式（7.2.2-3）确定。2）等边单角钢轴心受压构件当绕两主轴弯曲的计算长度相等时，可不计算弯扭屈曲。塔架单角钢压杆应符合本标准第7.6节的相关规定。3）双角钢组合T形截面构件绕对称轴的换算长细比可按下列简化公式确定：等边双角钢[图7.2.2-1（a）]：当时：）计算确定。计算绕对称主轴的弯扭屈曲时，长细比应按下式计算确定：（7.2.2-4）式中：——截面形心至剪心的距离（mm）；——截面对剪心的极回转半径，单轴对称截面（mm）；——扭转屈曲换算长细比，由式（7.2.2-3）确定。2）等边单角钢轴心受压构件当绕两主轴弯曲的计算长度相等时，可不计算弯扭屈曲。塔架单角钢压杆应符合本标准第7.6节的相关规定。3）双角钢组合T形截面构件绕对称轴的换算长细比可按下列简化公式确定：等边双角钢[图7.2.2-1（a）]： （7.2.2-5）当时：（7.2.2-6）（7.2.2-7）长肢相并的不等边双角钢[图7.2.2-1（b）]：当时：（7.2.2-8）当时：（7.2.2-9）（7.2.2-10）短肢相并的不等边双角钢[图7.2.2-1（c）]：当时：（7.2.2-5）当时：（7.2.2-6）（7.2.2-7）长肢相并的不等边双角钢[图7.2.2-1（b）]：当时：（7.2.2-8）当时：（7.2.2-9）（7.2.2-10） 当时：（7.2.2-11）当时：（7.2.2-12）（7.2.2-13）图7.2.2-1双角钢组合T形截面—等边角钢肢宽度；—不等边角钢长肢宽度；—不等边角钢短肢宽度3短肢相并的不等边双角钢[图7.2.2-1（c）]：当时：（7.2.2-11）当时：（7.2.2-12）（7.2.2-13）图7.2.2-1双角钢组合T形截面—等边角钢肢宽度；—不等边角钢长肢宽度；—不等边角钢短肢宽度 截面无对称轴且剪心和形心不重合的构件，应采用下列换算长细比：（7.2.2-14）（7.2.2-15）（7.2.2-16）（7.2.2-17）（7.2.2-18）（7.2.2-19）式中：——弹性完善杆的弯扭屈曲临界力，由式（7.2.2-15）确定（N）：——截面剪心的坐标（mm）；3截面无对称轴且剪心和形心不重合的构件，应采用下列换算长细比：（7.2.2-14）（7.2.2-15）（7.2.2-16）（7.2.2-17）（7.2.2-18）（7.2.2-19）式中：——弹性完善杆的弯扭屈曲临界力，由式（7.2.2-15）确定（N）： ——截面对剪心的极回转半径（mm）；——分别为绕x轴和y轴的弯曲屈曲临界力和扭转屈曲临界力（N）：——分别为钢材弹性模量和剪变模量（N/mm2）。4不等边角钢轴心受压构件的换算长细比可按下列简化公式确定（图7.2.2-2）：当时：（7.2.2-20）当时：（7.2.2-21）（7.2.2-22）——截面剪心相对于形心的坐标（mm）；——截面对剪心的极回转半径（mm）；——分别为绕x轴和y轴的弯曲屈曲临界力和扭转屈曲临界力（N）：——分别为钢材弹性模量和剪变模量（N/mm2）。4不等边角钢轴心受压构件的换算长细比可按下列简化公式确定（图7.2.2-2）：当时：（7.2.2-20）当时：（7.2.2-21）（7.2.2-22） 图7.2.2-2不等边角钢注：轴为角钢的弱轴，为角钢长肢宽度图7.2.2-2不等边角钢注：轴为角钢的弱轴，为角钢长肢宽度7.2.3格构式轴心受压构件的稳定性应按本标准式（7.2.1）计算，对实轴的长细比应按本标准式（7.2.2-1）或式（7.2.2-2）计算，对虚轴[图7.2.3（a）]的x轴和图7.2.3（b）、图7.2.3（c）的x轴和y轴应取换算长细比。换算长细比应按下列公式计算：1双肢组合构件[图7.2.3（a）]：当缀件为缀板时：（7.2.3-1）当缀件为缀条时：7.2.3格构式轴心受压构件的稳定性应按本标准式（7.2.1）计算，对实轴的长细比应按本标准式（7.2.2-1）或式（7.2.2-2）计算，对虚轴[图7.2.3（a）的x轴和图7.2.3（b）、图7.2.3（c）的x轴和y轴]应取换算长细比。换算长细比应按下列公式计算：1双肢组合构件[图7.2.3（a）]：当缀件为缀板时：（7.2.3-1）当缀件为缀条时： （7.2.3-2）式中：——整个构件对x轴的长细比；——分肢对最小刚度轴1-1的长细比，其计算长度取为：焊接时，为相邻两缀板的净距离；螺栓连接时，为相邻两缀板边缘螺栓的距离；——构件截面中垂直于x轴的各斜缀条毛截面面积之和（mm2）。2四肢组合构件[图7.2.3（b）]：当缀件为缀板时：（7.2.3-3）（7.2.3-4）当缀件为缀条时：（7.2.3-5）（7.2.3-2）式中：——整个构件对x轴的长细比；——分肢对最小刚度轴1-1的长细比，其计算长度取为：焊接时，为相邻两缀板的净距离；螺栓连接时，为相邻两缀板边缘螺栓的距离；——构件截面中垂直于x轴的各斜缀条毛截面面积之和（mm2）。2四肢组合构件[图7.2.3（b）]：当缀件为缀板时：（7.2.3-3）（7.2.3-4）当缀件为缀条时：（7.2.3-5） （7.2.3-6）式中：——整个构件对y轴的长细比；——构件截面中垂直于y轴的各斜缀条毛截面面积之和（mm2）。3缀件为缀条的三肢组合构件[图7.2.3（c）]：（7.2.3-7）（7.2.3-8）式中：——构件截面中各斜缀条毛截面面积之和（）；——构件截面内缀条所在平面与x轴的夹角。（a）双肢组合构件（b）四肢组合构件（c）三肢组合构件（7.2.3-6）式中：——整个构件对y轴的长细比；——构件截面中垂直于y轴的各斜缀条毛截面面积之和（mm2）。3缀件为缀条的三肢组合构件[图7.2.3（c）]：（7.2.3-7）（7.2.3-8）式中：——构件截面中各斜缀条毛截面面积之和（）；——构件截面内缀条所在平面与x轴的夹角。（a）双肢组合构件（b）四肢组合构件（c）三肢组合构件 图7.2.3格构式组合构件截面图7.2.3格构式组合构件截面7.4.2确定在交叉点相互连接的桁架交叉腹杆的长细比时，在桁架平面内的计算长度应取节点中心到交叉点的距离；在桁架平面外的计算长度，当两交叉杆长度相等且在中点相交时，应按下列规定采用：1压杆。1）相交另一杆受压，两杆截面相同并在交叉点均不中断，则：（7.4.2-1）2）相交另一杆受压，此另一杆在交叉点中断但以节点板搭接，则：（7.4.2-2）3）相交另一杆受拉，两杆截面相同并在交叉点均不中断，则：7.4.2确定在交叉点相互连接的桁架交叉腹杆的长细比时，在桁架平面内的计算长度应取节点中心到交叉点的距离；在桁架平面外的计算长度，当两交叉杆长度相等且在中点相交时，应按下列规定采用：1压杆。1）相交另一杆受压，两杆截面相同并在交叉点均不中断，则：（7.4.2-1）2）相交另一杆受压，此另一杆在交叉点中断但以节点板搭接，则：（7.4.2-2）3）相交另一杆受拉，两杆截面相同并在交叉点均不中断，则： （7.4.2-3）4）相交另一杆受拉，此拉杆在交叉点中断但以节点板搭接，则：（7.4.2-4）5）当拉杆连续而压杆在交叉点中断但以节点板搭接，若或拉杆在桁架平面外的弯曲刚度时，取。式中：——桁架节点中心间距离（交叉点不作为节点考虑）（mm）；——所计算杆的内力及相交另一杆的内力，均为绝对值。两杆均受压时，取，两杆截面应相同（N）。2拉杆，应取。当确定交叉腹杆中单角钢杆件斜平面内的长细比时，计算长度应取节点中心至交叉点的距离。（7.4.2-3）4）相交另一杆受拉，此拉杆在交叉点中断但以节点板搭接，则：（7.4.2-4）5）当拉杆连续而压杆在交叉点中断但以节点板搭接，若或拉杆在桁架平面外的弯曲刚度时，取。式中：——桁架节点中心间距离（交叉点不作为节点考虑）（mm）；——所计算杆的内力及相交另一杆的内力，均为绝对值。两杆均受压时，取，两杆截面应相同（N）。2拉杆，应取。3 当交叉腹杆为单边连接的单角钢时，应按本标准第7.6.2条的规定确定杆件等效长细比。当确定交叉腹杆中单角钢杆件斜平面内的长细比时，计算长度应取节点中心至交叉点的距离。4当交叉腹杆为单边连接的单角钢时，应按本标准第7.6.2条的规定确定杆件等效长细比。7.4.7验算容许长细比时，在直接或间接承受动力荷载的结构中，计算单角钢受拉构件的长细比时，应采用角钢的最小回转半径，但计算在交叉点相互连接的交叉杆件平面外的长细比时，可采用与角钢肢边平行轴的回转半径。受拉构件的容许长细比宜符合下列规定：1除对腹杆提供平面外支点的弦杆外，承受静力荷载的结构受拉构件，可仅计算竖向平面内的长细比。2中级、重级工作制吊车桁架下弦杆的长细比不宜超过200。3在设有夹钳或刚性料耙等硬钩起重机的厂房中，支撑的长细比不宜超过300。4受拉构件在永久荷载与风荷载组合作用下受压时，其长细比不宜超过250。5跨度等于或大于60m的桁架，其受拉弦杆和腹杆的长细比，承受静力荷载或间接承受动力荷载时不宜超过300，直接承受动力荷载时，不宜超过250。7.4.7验算容许长细比时，在直接或间接承受动力荷载的结构中，计算单角钢受拉构件的长细比时，应采用角钢的最小回转半径，但计算在交叉点相互连接的交叉杆件平面外的长细比时，可采用与角钢肢边平行轴的回转半径。受拉构件的容许长细比宜符合下列规定：1除对腹杆提供平面外支点的弦杆外，承受静力荷载的结构受拉构件，可仅计算竖向平面内的长细比。2中级、重级工作制吊车桁架下弦杆的长细比不宜超过200。3在设有夹钳或刚性料耙等硬钩起重机的厂房中，支撑的长细比不宜超过300。4受拉构件在永久荷载与风荷载组合作用下受压时，其长细比不宜超过250。5跨度等于或大于60m 1受拉构件的长细比不宜超过表7.4.7规定的容许值。柱间支撑按拉杆设计时，竖向荷载作用下柱子的轴力应按无支撑时考虑。表7.4.7受拉构件的容许长细比构件名称承受静力荷载或间接承受动力荷载的结构直接承受动力荷载的结构一般建筑结构对腹杆提供平面外支点的弦杆有重级工作制起重机的厂房桁架的构件350250250250吊车梁或吊车桁架以下柱间支撑300—200除张紧的圆钢外的其他拉杆、支撑、系杆等400—350—的桁架，其受拉弦杆和腹杆的长细比，承受静力荷载或间接承受动力荷载时不宜超过300，直接承受动力荷载时，不宜超过250。1受拉构件的长细比不宜超过表7.4.7规定的容许值。表7.4.7受拉构件的容许长细比构件名称承受静力荷载或间接承受动力荷载的结构直接承受动力荷载的结构一般建筑结构对腹杆提供平面外支点的弦杆有重级工作制起重机的厂房桁架的构件350250250250吊车梁或吊车桁架以下柱间支撑300—200除张紧的圆钢外的其他拉杆、支撑、系杆等400—350—7.6.2塔架单边连接单角钢交叉斜杆中的压杆，当两杆截面相同并在交叉点均不中断，计算其平面外的稳定性时，稳定系数应由下列等效长细比查本标准附录D表格确定：7.6.2塔架单边连接单角钢交叉斜杆中的压杆，当两杆截面相同并在交叉点均不中断，计算其平面外的稳定性时，稳定系数应由下列等效长细比查本标准附录D表格确定： （7.6.2-1）当时：（7.6.2-2）当时：（7.6.2-3）当时：（7.6.2-4）（7.6.2-5）（7.6.2-6）式中：——系数，应按表7.6.2的规定取值；——计算长度系数；——交叉点至节点间的较大距离（图7.6.2）（mm）；（7.6.2-1）当时：（7.6.2-2）当时：（7.6.2-3）当时：（7.6.2-4）（7.6.2-5）（7.6.2-6）式中：——系数，应按表7.6.2的规定取值；——计算长度系数；——交叉点至节点间的较大距离（图7.6.2）（mm）； ——换算长细比；——计算长度，当相交另一杆受压，应按本标准式（7.4.2-1）计算；当相交另一杆受拉，应按本标准式（7.4.2-3）计算（mm）。图7.6.2在非中点相交的斜杆7.6.2系数取值主杆截面另杆受拉另杆受压另杆不受力单角钢0.750.900.75双轴对称截面0.900.750.90——换算长细比；——绕平行轴的回转半径；——计算长度，当相交另一杆受压，应按本标准式（7.4.2-1）计算；当相交另一杆受拉，应按本标准式（7.4.2-3）计算（mm）。图7.6.2在非中点相交的斜杆7.6.2系数取值主杆截面另杆受拉另杆受压另杆不受力单角钢0.750.900.75双轴对称截面0.900.750.90 8拉弯、压弯构件8拉弯、压弯构件8.1.1弯矩作用在两个主平面内的拉弯构件和压弯构件，其截面强度应符合下列规定：1除圆管截面外，弯矩作用在两个主平面内的拉弯构件和压弯构件，其截面强度应按下式计算：（8.1.1-1）2弯矩作用在两个主平面内的圆形截面拉弯构件和压弯构件，其截面强度应按下式计算：（8.1.1-2）式中：——同一截面处轴心压力设计值（N）；——分别为同一截面处对x轴和y轴的弯矩设计值（N·mm）；——截面塑性发展系数8.1.1弯矩作用在两个主平面内的拉弯构件和压弯构件，其截面强度应符合下列规定：1除圆管截面外，弯矩作用在两个主平面内的拉弯构件和压弯构件，其截面强度应按下式计算：（8.1.1-1）2弯矩作用在两个主平面内的圆形截面拉弯构件和压弯构件，其截面强度应按下式计算：（8.1.1-2）式中：——同一截面处轴心压力设计值（N）；——分别为同一截面处对x轴和y轴的弯矩设计值（N·mm）；——截面塑性发展系数 ，根据其受压板件的内力分布情况确定其截面板件宽厚比等级，当截面板件宽厚比等级不满足S3级要求时取1.0，满足S3级要求时，可按本标准表8.1.1采用；需要验算疲劳强度的拉弯、压弯构件，宜取1.0；——圆形构件的截面塑性发展系数，对于实腹圆形截面取1.2，当圆管截面板件宽厚比等级不满足S3级要求时取1.0，满足S3级要求时取1.15；需要验算疲劳强度的拉弯、压弯构件，宜取1.0——构件的净截面面积（mm2）；——构件的净截面模量（mm3）。，根据其受压板件的内力分布情况确定其截面板件宽厚比等级，当截面板件宽厚比等级不满足S3级要求时取1.0，满足S3级要求时，可按本标准表8.1.1采用；需要验算疲劳强度的拉弯、压弯构件，宜取1.0；——圆形构件的截面塑性发展系数，对于实腹圆形截面取1.2，当圆管截面板件宽厚比等级不满足S3级要求时取1.0，满足S3级要求时取1.15；需要验算疲劳强度的拉弯、压弯构件，宜取1.0——构件的净截面面积（mm2）；——构件的净截面模量（mm3）；——分别为同一截面处对x轴和y轴的构件净截面模量（mm3）。8.2.1除圆管截面外，弯矩作用在对称轴平面内的实腹式压弯构件，弯矩作用平面内稳定性应按式（8.2.1-1）计算，弯矩作用平面外稳定性应按式（8.2.1-3）计算；对于本标准表8.1.1第3项、第4项中的单轴对称压弯构件，当弯矩作用在对称平面内且翼缘受压时，除应按式（8.2.1-1）计算外，尚应按式（8.2.1-4）计算8.2.1除圆管截面外，弯矩作用在对称轴平面内的实腹式压弯构件，弯矩作用平面内稳定性应按式（8.2.1-1）计算，弯矩作用平面外稳定性应按式（8.2.1-3）计算；对于本标准表8.1.1第3项、第4项中的单轴对称压弯构件，当弯矩作用在对称平面内且翼缘受压时，除应按式（8.2.1-1）计算外，尚应按式（8.2.1-4）计算。 ；当框架内力采用二阶弹性分析时，柱弯矩由无侧移弯矩和放大的侧移弯矩组成，此时可对两部分弯矩分别乘以无侧移柱和有侧移柱的等效弯矩系数。平面内稳定性计算：（8.2.1-1）（8.2.1-2）平面外稳定性计算：（8.2.1-3）（8.2.1-4）式中：——所计算构件范围内轴心压力设计值（N）；——参数，按式（8.2.1-2）计算（mm）；——弯矩作用平面内轴心受压构件稳定系数；——所计算构件段范围内的最大弯矩设计值（N·mm）；平面内稳定性计算：（8.2.1-1）（8.2.1-2）平面外稳定性计算：（8.2.1-3）（8.2.1-4）式中：——所计算构件范围内轴心压力设计值（N）；——参数，按式（8.2.1-2）计算（N）；——弯矩作用平面内轴心受压构件稳定系数；——所计算构件段范围内的最大弯矩设计值（N·mm）；——在弯矩作用平面内对受压最大纤维的毛截面模量 ——在弯矩作用平面内对受压最大纤维的毛截面模量（mm3）；——弯矩作用平面外的轴心受压构件稳定系数，按本标准第7.2.1条确定；——均匀弯曲的受弯构件整体稳定系数，按本标准附录C计算，其中工字形和T形截面的非悬臂构件，可按本标准附录C第C.0.5条的规定确定；对闭口截面=1.0；——截面影响系数，闭口截面=0.7，其它截面=1.0；——无翼缘端的毛截面模量（mm3）。等效弯矩系数应按下列规定采用：1无侧移框架柱和两端支承的构件：1）无横向荷载作用时，应按下式计算：（8.2.1-5）（mm3）；——弯矩作用平面外的轴心受压构件稳定系数，按本标准第7.2.1条确定，单轴对称截面，应取本标准式（7.2.2-4）的长细比λyz对应的稳定系数；——均匀弯曲的受弯构件整体稳定系数，按本标准附录C计算，其中工字形和T形截面的非悬臂构件，可按本标准附录C第C.0.5条的规定确定；对闭口截面=1.0；——截面影响系数，闭口截面=0.7，其它截面=1.0；——无翼缘端的毛截面模量（mm3）。等效弯矩系数应按下列规定采用：1无侧移框架柱和两端支承的构件：1）无横向荷载作用时，应按下式计算：（8.2.1-5） 式中：，——端弯矩（N·mm），构件无反弯点时取同号；构件有反弯点时取异号，；2）无端弯矩但有横向荷载作用时，应按下列公式计算：跨中单个集中荷载：（8.2.1-6）全跨均布荷载：（8.2.1-7）（8.2.1-8）式中：——弹性临界力（N）；——构件的计算长度系数。3）端弯矩和横向荷载同时作用时，式（8.2.1-1）的应按下式计算：（8.2.1-9）式中：，——端弯矩（N·mm），构件无反弯点时取同号；构件有反弯点时取异号，；2）无端弯矩但有横向荷载作用时，应按下列公式计算：跨中单个集中荷载：（8.2.1-6）全跨均布荷载：（8.2.1-7）（8.2.1-8）式中：——弹性临界力（N）；——构件的计算长度系数。3）端弯矩和横向荷载同时作用时，式（8.2.1-1）的应按下式计算： 式中：——横向均布荷载产生的弯矩最大值（N·mm）；——跨中单个横向集中荷载产生的弯矩（N·mm）；——取按本条第1款第2项计算的等效弯矩系数；——取按本条第1款第1项计算的等效弯矩系数。2有侧移框架柱和悬臂构件，等效弯矩系数应按下列规定采用：1）除本款第2项规定之外的框架柱，应按下式计算：（8.2.1-10）2）有横向荷载的柱脚铰接的单层框架柱和多层框架的底层柱，；3）自由端作用有弯矩的悬臂柱，应按下式计算：（8.2.1-11）式中：m——自由端弯矩与固定端弯矩之比，当弯矩图无反弯点时取正号，有反弯点时取负号。（8.2.1-9）式中：——横向荷载产生的最大弯矩设计值（N·mm）；——取按本条第1款第2项计算的等效弯矩系数；——取按本条第1款第1项计算的等效弯矩系数。2有侧移框架柱和悬臂构件，等效弯矩系数应按下列规定采用：1）除本款第2项规定之外的框架柱，应按下式计算：（8.2.1-10）2）有横向荷载的柱脚铰接的单层框架柱和多层框架的底层柱，；3）自由端作用有弯矩的悬臂柱，应按下式计算：（8.2.1-11）式中：m——自由端弯矩与固定端弯矩之比，当弯矩图无反弯点 等效弯矩系数应按下列规定采用：1在弯矩作用平面外有支承的构件，应根据两相邻支承间构件段内的荷载和内力情况确定：1）无横向荷载作用时，应按下式计算：（8.2.1-12）2）端弯矩和横向荷载同时作用时，应按下列规定取值：使构件产生同向曲率时：使构件产生反向曲率时3）无端弯矩有横向荷载作用时，。2弯矩作用平面外为悬臂的构件，。时取正号，有反弯点时取负号。等效弯矩系数应按下列规定采用：1在弯矩作用平面外有支承的构件，应根据两相邻支承间构件段内的荷载和内力情况确定：1）无横向荷载作用时，应按下式计算：（8.2.1-12）2）端弯矩和横向荷载同时作用时，应按下列规定取值：使构件产生同向曲率时使构件产生反向曲率时3）无端弯矩有横向荷载作用时，。2弯矩作用平面外为悬臂的构件，。 8.3.1等截面柱，在框架平面内的计算长度应等于该层柱的高度乘以计算长度系数。框架应分为无支撑框架和有支撑框架。当采用二阶弹性分析方法计算内力且在每层柱顶附加考虑假想水平力时，框架柱的计算长度系数。当采用一阶弹性分析方法计算内力时，框架柱的计算长度系数应按下列规定确定：1无支撑框架：1）框架柱的计算长度系数按本标准附录E表E-2有侧移框架柱的计算长度系数确定，也可按下列简化公式计算：（8.3.1-1）式中：——分别为相交于柱上端、柱下端的横梁线刚度之和与柱线刚度之和的比值，K1、K2的修正应按本标准附录E表E-2注确定。2）设有摇摆柱时，摇摆柱自身的计算长度系数取1.0，框架柱的计算长度系数应乘以放大系数，应按下式计算：8.3.1等截面柱，在框架平面内的计算长度应等于该层柱的高度乘以计算长度系数。框架应分为无支撑框架和有支撑框架。当采用二阶弹性分析方法计算内力且在每层柱顶附加考虑假想水平力时，框架柱的计算长度系数。当采用一阶弹性分析方法计算内力时，框架柱的计算长度系数应按下列规定确定：1无支撑框架：1）框架柱的计算长度系数按本标准附录E表E-2有侧移框架柱的计算长度系数确定，也可按下列简化公式计算：（8.3.1-1）式中：——分别为相交于柱上端、柱下端的横梁线刚度之和与柱线刚度之和的比值，K1、K2的修正应按本标准附录E表E-2注确定。2）设有摇摆柱时，摇摆柱自身的计算长度系数取1.0，框架柱的计算长度系数应乘以放大系数， （8.3.1-2）式中：——本层各框架柱轴心压力设计值与柱子高度比值之和；——本层各摇摆柱轴心压力设计值与柱子高度比值之和。3）当有侧移框架同层各柱的不相同时，柱计算长度系数宜按式（8.3.1-3）计算；当框架附有摇摆柱时，框架柱的计算长度系数宜按式（8.3.1-5）确定；当根据式（8.3.1-3）或式（8.3.1-5）计算而得的小于1.0时，应取=1。（8.3.1-3）（8.3.1-4）应按下式计算：（8.3.1-2）式中：——本层各框架柱轴心压力设计值与柱子高度比值之和；——本层各摇摆柱轴心压力设计值与柱子高度比值之和。3）当有侧移框架同层各柱的不相同时，柱计算长度系数宜按式（8.3.1-3）计算；当框架附有摇摆柱时，框架柱的计算长度系数宜按式（8.3.1-5）确定；当根据式（8.3.1-3）或式（8.3.1-5）计算而得的小于1.0时，应取=1。（8.3.1-3）（8.3.1-4） （8.3.1-5）式中：——第i根柱轴心压力设计值（N）；——第i根柱的欧拉临界力（N）；——第i根柱高度（mm）；——框架层侧移刚度，即产生层间单位侧移所需的力（N/mm）；——第j根摇摆柱轴心压力设计值（N）；——第j根摇摆柱的高度（mm）。4）计算单层框架和多层框架底层的计算长度系数时，K值宜按柱脚的实际约束情况进行计算，也可按理想情况（铰接或刚接）确定K值，并对算得的系数进行修正。5）当多层单跨框架的顶层采用轻型屋面，或多跨多层框架（8.3.1-5）式中：——第i根柱轴心压力设计值（N）；——第i根柱的欧拉临界力（N）；——第i根柱高度（mm）；——框架层侧移刚度，即产生层间单位侧移所需的力（N/mm）；——第j根摇摆柱轴心压力设计值（N）；——第j根摇摆柱的高度（mm）。4）计算单层框架和多层框架底层的计算长度系数时，K值宜按柱脚的实际约束情况进行计算，也可按理想情况（铰接或刚接）确定K值，并对算得的系数进行修正。2有支撑框架：当支撑结构（支撑桁架、剪力墙等）满足式（8.3.1-6 的顶层抽柱形成较大跨度时，顶层框架柱的计算长度系数应忽略屋面梁对柱子的转动约束。2有支撑框架：当支撑结构（支撑桁架、剪力墙等）满足式（8.3.1-6）要求时，为强支撑框架，框架柱的计算长度系数可按本标准附录E表E-1无侧移框架柱的计算长度系数确定，也可按式（8.3.1-7）计算。（8.3.1-6）（8.3.1-7）式中：——分别是第i层层间所有框架柱用无侧移框架和有侧移框架柱计算长度系数算得的轴压杆稳定承载力之和（N）；——支撑系统的层侧移刚度（产生单位倾斜角的水平力）（N）；——）要求时，为强支撑框架，框架柱的计算长度系数可按本标准附录E表E-1无侧移框架柱的计算长度系数确定，也可按式（8.3.1-7）计算。（8.3.1-6）（8.3.1-7）式中：——分别是第i层层间所有框架柱用无侧移框架和有侧移框架柱计算长度系数算得的轴压杆稳定承载力之和（N）；——支撑系统的层侧移刚度（产生单位倾斜角的水平力）（N）；——分别为相交于柱上端、柱下端的横梁线刚度之和与柱线刚度之和的比值。K1、K2的修正见本标准附录E表E-1注。 分别为相交于柱上端、柱下端的横梁线刚度之和与柱线刚度之和的比值。K1、K2的修正见本标准附录E表E-1注。8.3.2单层厂房框架下端刚性固定的带牛腿等截面柱在框架平面内的计算长度应按下列公式确定：（8.3.2-1）（8.3.2-2）当时：（8.3.2-3）当时：（8.3.2-4）（8.3.2-5）当时：8.3.2单层厂房框架下端刚性固定的带牛腿等截面柱在框架平面内的计算长度应按下列公式确定：（8.3.2-1）（8.3.2-2）当时：（8.3.2-3）当时：（8.3.2-4）（8.3.2-5）当时： （8.3.2-6）当时：（8.3.2-7）式中：——分别为柱在牛腿表面以上的高度和柱总高度（图8.3.2）（m）；——与柱连接的横梁线刚度之和与柱线刚度之比；——和比值有关的系数；——考虑压力变化的系数；——柱上、下段压力比；N1、N2——分别为上、下段柱的轴心压力设计值（N）；——分别为第i根梁的截面惯性矩（mm4）和跨度（mm）；——为柱截面惯性矩（mm4）。（8.3.2-6）当时：（8.3.2-7）式中：——分别为柱在牛腿表面以上的高度和柱总高度（图8.3.2）（m）；——与柱连接的横梁线刚度之和与柱线刚度之比；——和比值有关的系数；——考虑压力变化的系数；——柱上、下段压力比；N1、N2——分别为上、下段柱的轴心压力设计值（N）；——分别为第i根梁的截面惯性矩（mm4）和跨度（mm）；——为柱截面惯性矩（mm4）。 图8.3.2单层厂房框架示意图8.3.2单层厂房框架示意1）8.4.1实腹压弯构件要求不出现局部失稳者,其腹板高厚比、翼缘宽厚比应符合本标准表3.5.1规定的压弯构件S4级截面要求。8.4.1实腹压弯构件要求不出现局部失稳者，对H形、箱形和圆管截面，其腹板高厚比、翼缘宽厚比应符合本标准表3.5.1规定的压弯构件S4级截面要求，对T形截面，其腹板高厚比、翼缘宽厚比应符合下列规定：1翼缘宽厚比应符合H形截面翼缘宽厚比的要求；2腹板高厚比宜满足下列规定：1）弯矩使腹板自由边受拉的压弯构件，宜满足本标准式（7.3.1-4）或式（7.3.1-5）的要求； 2）弯矩使腹板自由边受压的压弯构件，腹板高厚比不宜超过下列限值：当a0≤1.0时15ek当a0>1.0时18ekl和a0分别按本标准第7.3.1条和第3.5.1条的规定采用。3当腹板高厚比限值不符合本条第2款规定时，翼缘及腹板截面板件宽厚比等级及限值应符合下列规定：当时，翼缘及腹板截面板件宽厚比应符合下列公式要求：（8.4.1-1）（8.4.1-2）当时，翼缘及腹板截面板件宽厚比应符合下列公式要求： （8.4.1-3）（8.4.1-4）（8.4.1-5）均按本标准第3.5.1条的规定采用。8.4.2工字形和箱形截面压弯构件的腹板高厚比超过本标准表3.5.1规定的S4级截面要求时，其构件设计应符合下列规定：1应以有效截面代替实际截面按本条第2款计算杆件的承载力。1）工字形截面腹板受压区的有效宽度应取为：（8.4.2-1）当时：（8.4.2-2a）8.3.1工字形和箱形截面压弯构件的腹板高厚比超过本标准表3.5.1规定的S4级截面要求时，其构件设计应符合下列规定：1应以有效截面代替实际截面按本条第2款计算杆件的承载力。1）工字形截面腹板受压区的有效宽度应取为：（8.4.2-1）当时：（8.4.2-2a）当时：（8.4.2-2b） 当时：（8.4.2-2b）（8.4.2-3）（8.4.2-4）式中：——分别为腹板受压区宽度和有效宽度，当腹板全部受压时，；——有效宽度系数，按式（8.4.2-2）计算；——参数，应按式（3.5.1）计算。2）工字形截面腹板有效宽度应按下列公式计算：当截面全部受压，即时[图8.4.2（a）]：（8.4.2-5）（8.4.2-6）（8.4.2-3）（8.4.2-4）式中：——分别为腹板受压区宽度和有效宽度，当腹板全部受压时，；——有效宽度系数，按式（8.4.2-2）计算；——参数，应按式（3.5.1）计算。2）工字形截面腹板有效宽度应按下列公式计算：当截面全部受压，即时[图8.4.2（a）]：（8.4.2-5）（8.4.2-6）当截面部分受拉，即时（图8.4.2（b））：（8.4.2-7） 当截面部分受拉，即时（图8.4.2（b））：（8.4.2-7）（8.4.2-8）（a）截面全部受压（b）截面部分受拉图8.4.2有效宽度的分布i.箱形截面压弯构件翼缘宽厚比超限时也应按式（8.4.2-1）计算其有效宽度，计算时取。有效宽度分布在两侧均等。1）应采用下列公式计算其承载力：强度计算：（8.4.2-8）（a）截面全部受压（b）截面部分受拉图8.4.2有效宽度的分布1)箱形截面压弯构件翼缘宽厚比超限时也应按式（8.4.2-1）计算其有效宽度，计算时取。有效宽度分布在两侧均等。1应采用下列公式计算其承载力：强度计算：（8.4.2-9） （8.4.2-9）平面内稳定计算：（8.4.2-10）平面外稳定计算：（8.4.2-11）式中：——分别为有效净截面面积和有效毛截面面积（mm2）；——有效截面的净截面模量（mm3）；——有效截面对较大受压纤维的毛截面模量（mm3）；——有效截面形心至原截面形心的距离（mm）。平面内稳定计算：（8.4.2-10）平面外稳定计算：（8.4.2-11）式中：——分别为有效净截面面积和有效毛截面面积（mm2）；——有效截面的净截面模量（mm3）；——有效截面对较大受压纤维的毛截面模量（mm3）；——有效截面形心至原截面形心的距离（mm）。10塑性及弯矩调幅设计10塑性及弯矩调幅设计 10.2.2当采用一阶弹性分析时，对于连续梁和框架梁，钢梁及钢-混凝土组合梁的调幅幅度限值及挠度和侧移增大系数应按表10.2.2的规定采用。表10.2.2-1钢梁调幅幅度限值及侧移增大系数调幅幅度限值梁截面板件宽厚比等级侧移增大系数15%S1级1.0020%S1级1.05表10.2.2-2钢－混凝土组合梁调幅幅度限值及挠度和侧移增大系数梁分析模型调幅幅度限值梁截面板件宽厚比等级挠度增大系数侧移增大系数变截面模型5%S1级1.001.0010%S1级1.051.05等截面模型15%S1级1.001.0020%S1级1.001.0510.2.2当采用一阶弹性分析时，对于连续梁和框架梁，钢梁及钢-混凝土组合梁的调幅幅度限值及挠度和侧移增大系数应按表10.2.2的规定采用。表10.2.2-1钢梁调幅幅度限值及侧移增大系数调幅幅度限值梁截面板件宽厚比等级侧移增大系数10%S2级1.0015%S1级1.0020%S1级1.05表10.2.2-2钢－混凝土组合梁调幅幅度限值及挠度和侧移增大系数梁分析模型调幅幅度限值梁截面板件宽厚比等级挠度增大系数侧移增大系数变截面模型5%S2级1.001.0010%S1级1.051.05等截面模型15%S2级1.001.0020%S1级1.001.0510.3.4塑性铰部位的强度计算应符合下列规定：1采用塑性设计和弯矩调幅设计时，塑性铰部位的强度计算应符合下列公式的规定：(10.3.4-1)10.3.4塑性铰部位的强度计算应符合下列规定：1采用塑性设计和弯矩调幅设计时，塑性铰部位的强度计算应符合下列公式的规定：(10.3.4-1) 当时：塑性设计：(10.3.4-2)弯矩调幅设计：(10.3.4-3)当时：塑性设计：(10.3.4-4)弯矩调幅设计：(10.3.4-5)2当时，验算受弯承载力所用的腹板强度设计值f可折减为，折减系数应按下式计算：(10.3.4-6)当时：塑性设计：(10.3.4-2)弯矩调幅设计：(10.3.4-3)当时：塑性设计：(10.3.4-4)弯矩调幅设计：(10.3.4-5)2当时，验算受弯承载力所用的腹板强度设计值f可折减为，折减系数应按下式计算：(10.3.4-6) 式中：——构件的压力设计值（N）；——构件的弯矩设计值（N·mm）；——净截面面积（mm2）；——对x轴的塑性净截面模量（mm3）；——钢材的抗弯强度设计值（N/mm2）。式中：——构件的压力设计值（N）；——构件的弯矩设计值（N·mm）；——净截面面积（mm2）；——对x轴的塑性净截面模量（mm3）；——对x轴的净截面模量（mm3）；——钢材的抗弯强度设计值（N/mm2）。10.4.6当构件采用手工气割或剪切机割时，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。10.4.6当构件采用手工气割或剪切机割时，应将出现塑性铰部位的边缘刨平，等离子切割时应清除毛边。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。11连接11连接11.1.2同一连接部位中不得采用普通螺栓或承压型高强度螺栓与焊接共用的连接；在改、扩建工程中作为加固补强措施，可采用摩擦型高强度螺栓与焊接承受同一作用力的栓焊并用连接，其计算与构造宜符合行业标准《钢结构高强度螺栓连接技术规程》JGJ82-201111.1.2同一连接部位中不得采用普通螺栓或承压型高强度螺栓与焊接并用的连接；在改、扩建工程中作为加固补强措施，可采用摩擦型高强度螺栓与焊接承受同一作用力的栓焊并用连接，其计算与构造宜符合行业标准《钢结构高强度螺栓连接技 第5.5节的规定。术规程》JGJ82-2011第5.5节的规定。1）11.2.3两焊脚边夹角T形连接的斜角角焊缝(图11.2.3-1)，其强度应按本标准式（11.2.2-1）至式（11.2.2-3）计算，但取，其计算厚度（图11.2.3-2）的计算应符合下列规定：1当根部间隙b、b1或b2≤15mm时，；2当根部间隙b、b1或b2>15mm但≤5mm时，；3当或时，斜角焊缝计算厚度he应按现行国家标准《钢结构焊接规范》GB50661的有关规定计算取值。(a)凹形锐角焊缝截面(b)钝角焊缝截面(c)凹形钝角焊缝截面图11.2.3-1T形连接的斜角角焊缝截面1）11.2.3两焊脚边夹角T形连接的斜角角焊缝(图11.2.3-1)，其强度应按本标准式（11.2.2-1）至式（11.2.2-3）计算，但取，其计算厚度（图11.2.3-2）的计算应符合下列规定：1当根部间隙b、b1或b2≤1.5mm时，；2当根部间隙b、b1或b2>1.5mm但≤5mm时，。(a)凹形锐角焊缝截面(b)钝角焊缝截面(c)凹形钝角焊缝截面图11.2.3-1T形连接的斜角角焊缝截面 图11.2.3-2T形连接的根部间隙和焊缝截面图11.2.3-2T形连接的根部间隙和焊缝截面11.2.4部分熔透的对接焊缝（图11.2.4）和T形对接与角接组合焊缝（图11.2.4c）的强度，应按式（11.2.2-1）至式（11.2.2-3）计算，当熔合线处焊缝截面边长等于或接近于最短距离s时，抗剪强度设计值应按角焊缝的强度设计值乘以0.9。在垂直于焊缝长度方向的压力作用下，取，其他情况取，其计算厚度（mm）宜按下列规定取值，其中s为坡口深度，即根部至焊缝表面（不考虑余高)的最短距离（mm）；为V形、单边V形或K形坡口角度：1V形坡口[图11.2.4（a）]：当a时，；当时，；1.11.2.4部分熔透的对接焊缝（图11.2.4）和T形对接与角接组合焊缝（图11.2.4c）的强度，应按式（11.2.2-1）至式（11.2.2-3）计算，当熔合线处焊缝截面边长等于或接近于最短距离s时，抗剪强度设计值应按角焊缝的强度设计值乘以0.9。在垂直于焊缝长度方向的压力作用下，取，其他情况取，其计算厚度（mm）宜按下列规定取值，其中s为坡口深度，即根部至焊缝表面（不考虑余高)的最短距离（mm）；为V形、单边V形或K形坡口角度：1V形坡口[图11.2.4（a）]：当a时，；当 2单边V形和K形坡口[图11.2.4（b）,图11.2.4（c）]：当a时，；3U形和J形坡口[图11.2.4（d）,（e）]：当时，。（a）V形坡口（c）单边K形坡口（b）单边V形坡口（e）J形坡口（d）U形坡口图11.2.4部分熔透的对接焊缝和T形对接与角接组合焊缝截面时，；2单边V形和K形坡口[图11.2.4（b）,图11.2.4（c）]：当a时，；3U形和J形坡口[图11.2.4（d）,（e）]：。（c）单边K形坡口（b）单边V形坡口（a）V形坡口（e）J形坡口（d）U形坡口图11.2.4部分熔透的对接焊缝和T形对接与角接组合焊缝截面 11.2.8圆管与矩形管T、Y、K形相贯节点焊缝的构造与计算厚度取值应符合现行国家标准《钢结构焊接规范》GB50661的相关规定。11.2.8两焊脚边夹角的斜角焊缝计算厚度，以及圆管与矩形管T、Y、K形相贯节点焊缝的构造与计算厚度取值应符合现行国家标准《钢结构焊接规范》GB50661的有关规定。11.3.3不同厚度和宽度的材料对接时，应作平缓过渡，其连接处坡度值不宜大于1：25（图11.3.3-1和图11.3.3-2）。图11.3.3-1不同宽度或厚度钢板的拼接(a)不同宽度对接(b)不同厚度对接图11.3.3-2不同宽度或厚度铸钢件的拼接11.3.3不同厚度和宽度的材料对接时，应作平缓过渡，其连接处坡度值不宜大于1：2.5（图11.3.3-1和图11.3.3-2）。图11.3.3-1不同宽度或厚度钢板的拼接(a)不同宽度对接(b)不同厚度对接图11.3.3-2不同宽度或厚度铸钢件的拼接 11.3.5角焊缝的尺寸应符合下列规定：1角焊缝的最小计算长度应为其焊脚尺寸hf的8倍，且不应小于40mm；焊缝计算长度应为扣除引弧、收弧长度后的焊缝长度；2断续角焊缝焊段的最小长度不应小于最小计算长度；3角焊缝最小焊脚尺寸宜按表11.3.5取值，承受动荷载时角焊缝焊脚尺寸不宜小于5mm；4被焊构件中较薄板厚度不小于25mm时，宜采用开局部坡口的角焊缝；5采用角焊缝焊接连接，不宜将厚板焊接到较薄板上。表11.3.5角焊缝最小焊脚尺寸（mm）母材厚度t角焊缝最小焊脚尺寸hft≤636﹤t≤12512﹤t≤206t﹥208注：1采用不预热的非低氢焊接方法进行焊接时，t等于焊接连接部位中较厚件厚度，宜采用单道焊缝；11.3.5角焊缝的尺寸应符合下列规定：1角焊缝的最小计算长度应为其焊脚尺寸hf的8倍，且不应小于40mm；焊缝计算长度应为扣除引弧、收弧长度后的焊缝长度；2断续角焊缝焊段的最小长度不应小于最小计算长度；3角焊缝最小焊脚尺寸宜按表11.3.5取值，承受动荷载时角焊缝焊脚尺寸不宜小于5mm；4被焊构件中较薄板厚度不小于25mm时，宜采用开局部坡口的角焊缝；5采用角焊缝焊接连接，不宜将厚板焊接到较薄板上；6除钢管结构外，角焊缝的焊脚尺寸不宜大于较薄焊件厚度的1.2倍。表11.3.5角焊缝最小焊脚尺寸（mm）母材厚度t角焊缝最小焊脚尺寸hft≤636﹤t≤12512﹤t≤206 采用预热的非低氢焊接方法或低氢焊接方法进行焊接时，t等于焊接连接部位中较薄件厚度；2焊缝尺寸hf不要求超过焊接连接部位中较薄件厚度的情况除外。t﹥208注：1采用不预热的非低氢焊接方法进行焊接时，t等于焊接连接部位中较厚件厚度，宜采用单道焊缝；采用预热的非低氢焊接方法或低氢焊接方法进行焊接时，t等于焊接连接部位中较薄件厚度；2焊缝尺寸hf不要求超过焊接连接部位中较薄件厚度的情况除外。11.4.2高强度螺栓摩擦型连接应按下列规定计算：1在受剪连接中，每个高强度螺栓的承载力设计值按下式计算：（11.4.2-1）式中：——一个高强度螺栓的受剪承载力设计值（N）；——孔型系数，标准孔取1.0；大圆孔取0.85；内力与槽孔长向垂直时取0.7；内力与槽孔长向平行时取0.6；——传力摩擦面数目；——摩擦面的抗滑移系数，可按表11.4.2-1取值；——一个高强度螺栓的预拉力设计值（N），按表11.4.2-2取值。11.4.2高强度螺栓摩擦型连接应按下列规定计算：1在受剪连接中，每个高强度螺栓的承载力设计值按下式计算：（11.4.2-1）式中：——一个高强度螺栓的受剪承载力设计值（N）；——孔型系数，标准孔取1.0；大圆孔取0.85；内力与槽孔长向垂直时取0.7；内力与槽孔长向平行时取0.6；——传力摩擦面数目；——摩擦面的抗滑移系数，可按表11.4.2-1取值； 1在螺栓杆轴方向受拉的连接中，每个高强度螺栓的承载力应按下式计算：（11.4.2-2）2当高强度螺栓摩擦型连接同时承受摩擦面间的剪力和螺栓杆轴方向的外拉力时，承载力应符合下式要求：（11.4.2-3）式中：——分别为某个高强度螺栓所承受的剪力和拉力（N）；——一个高强度螺栓的抗剪、抗拉承载力设计值（N）。表11.4.2-1钢材摩擦面的抗滑移系数μ连接处构件接触面的处理方法构件的钢材牌号Q235钢Q345钢或Q390钢Q420钢或Q460钢喷硬质石英砂或铸钢棱角砂0.450.450.45抛丸（喷砂）0.400.400.40钢丝刷清除浮锈或未经处理的干净轧制面0.300.35———一个高强度螺栓的预拉力设计值（N），按表11.4.2-2取值。1在螺栓杆轴方向受拉的连接中，每个高强度螺栓的承载力应按下式计算：（11.4.2-2）2当高强度螺栓摩擦型连接同时承受摩擦面间的剪力和螺栓杆轴方向的外拉力时，承载力应符合下式要求：（11.4.2-3）式中：——分别为某个高强度螺栓所承受的剪力和拉力（N）；——一个高强度螺栓的抗剪、抗拉承载力设计值（N）。表11.4.2-1钢材摩擦面的抗滑移系数μ连接处构件接触面的处理方法构件的钢材牌号Q235钢Q345钢、Q355钢或Q390钢Q420钢或Q460钢喷硬质石英砂或铸钢棱角砂0.450.450.45 注：1钢丝刷除锈方向应与受力方向垂直；2当连接构件采用不同钢材牌号时，按相应较低强度者取值；3采用其他方法处理时，其处理工艺及抗滑移系数值均需经试验确定。表11.4.2-2一个高强度螺栓的预拉力设计值P(kN)螺栓的承载性能等级螺栓公称直径（mm）M16M20M22M24M27M308.8级8012515017523028010.9级100155190225290355抛丸（喷砂）0.400.400.40钢丝刷清除浮锈或未经处理的干净轧制面0.300.35—注：1钢丝刷除锈方向应与受力方向垂直；2当连接构件采用不同钢材牌号时，按相应较低强度者取值；3采用其他方法处理时，其处理工艺及抗滑移系数值均需经试验确定。表11.4.2-2一个高强度螺栓的预拉力设计值P(kN)螺栓的承载性能等级螺栓公称直径（mm）M16M20M22M24M27M308.8级8012515017523028010.9级10015519022529035511.6.1销轴连接适用于铰接柱脚或拱脚以及拉索、拉杆端部的连接，销轴与耳板宜采用Q345、Q390与Q420，也可采用45号钢、35CrMo或40Cr等钢材。当销孔和销轴表面要求机加工时，其质量要求应符合相应的机械零件加工标准的规定。当销轴直径大于120mm时，宜采用锻造加工工艺制作。11.6.1销轴连接适用于铰接柱脚或拱脚以及拉索、拉杆端部的连接，销轴与耳板宜采用Q345、Q355、Q390、Q420与Q460，也可采用45号钢、35CrMo或40Cr等钢材。当销孔和销轴表面要求机加工时，其质量要求应符合相应的机械零件加工标准的规定。当销轴直径大于120mm时，宜采用锻造加工工艺制作。11.6.2销轴连接的构造应符合下列规定（图11.6.2）：1销轴孔中心应位于耳板的中心线上，其孔径与直径相差不应11.6.2销轴连接的构造应符合下列规定（图11.6.2）：2销轴孔中心应位于耳板的中心线上，其孔径与直径相差 大于1mm。1耳板两侧宽厚比不宜大于4，几何尺寸应符合下列公式规定：(11.6.2-1)(11.6.2-2)式中：——连接耳板两侧边缘与销轴孔边缘净距（mm）；——耳板厚度（mm）；——顺受力方向，销轴孔边距板边缘最小距离（mm）。2销轴表面与耳板孔周表面宜进行机加工。不应大于1mm。3耳板两侧宽厚比不宜大于4，几何尺寸应符合下列公式规定：(11.6.2-1)(11.6.2-2)式中：——连接耳板两侧边缘与销轴孔边缘净距（mm）；——耳板厚度（mm）；——顺受力方向，销轴孔边距板边缘最小距离（mm）。4销轴表面与耳板孔周表面宜进行机加工。 图11.6.2销轴连接耳板图11.6.2销轴连接耳板11.6.4销轴应按下列公式进行承压、抗剪与抗弯强度的计算：1销轴承压强度：(11.6.4-1)2销轴抗剪强度：(11.6.4-2)3销轴的抗弯强度：(11.6.4-3)(11.6.4-4)4计算截面同时受弯受剪时组合强度应按下式验算：(11.6.4-5)式中：——销轴直径（mm）；11.6.4销轴应按下列公式进行承压、抗剪与抗弯强度的计算：1销轴承压强度：(11.6.4-1)2销轴抗剪强度：(11.6.4-2)3销轴的抗弯强度：(11.6.4-3)(11.6.4-4)4计算截面同时受弯受剪时组合强度应按下式验算：(11.6.4-5)式中：——销轴直径（mm）； ——销轴连接中耳板的承压强度设计值（N/mm2）；——受剪面数目；——销轴的抗剪强度设计值（N/mm2）；——销轴计算截面弯矩设计值（N·mm）；——销轴的抗弯强度设计值（N/mm2）；——两端耳板厚度（mm）；——中间耳板厚度（mm）；——端耳板和中间耳板间间距（mm）。——销轴连接中耳板的承压强度设计值，可按本标准表4.4.6B级螺栓取值（N/mm2)；——受剪面数目；——销轴的抗剪强度设计值，可按本标准表4.4.1取值（N/mm2）；——销轴计算截面弯矩设计值（N·mm）；——销轴的抗弯强度设计值，可按本标准表4.4.1取值（N/mm2）；——两端耳板厚度（mm）；——中间耳板厚度（mm）；——端耳板和中间耳板间间距（mm）。12节点12节点12.2.5垂直于杆件轴向设置的连接板或梁的翼缘采用焊接方式与工字形、H形或其他截面的未设水平加劲肋的杆件翼缘相连，形成T形接合时，其母材和焊缝均应根据有效宽度进行强度计算。12.2.5垂直于杆件轴向设置的连接板或梁的翼缘采用焊接方式与工字形、H形或其他截面的未设水平加劲肋的杆件翼缘相连，形成T形接合时，其母材和焊缝均应根据有效宽度进行强度计 （a）被连接截面为T形或H形（b）被连接截面为箱形或槽形图12.2.5未加劲T形连接节点的有效宽度1工字形或H形截面杆件的有效宽度应按下列公式计算[图12.2.5（a）]：（12.2.5-1）；当时取1（12.2.5-2）式中：——T形结合的有效宽度（mm）；——被连接杆件翼缘的钢材屈服强度（N/mm2）；算。（a）被连接截面为T形或H形（b）被连接截面为箱形或槽形图12.2.5未加劲T形连接节点的有效宽度1工字形或H形截面杆件的有效宽度应按下列公式计算[图12.2.5（a）]：（12.2.5-1）；当时取1（12.2.5-2）式中：——T形结合的有效宽度（mm）； ——连接板的钢材屈服强度（N/mm2）；——被连接杆件的腹板厚度（mm）；——被连接杆件的翼缘厚度（mm）；——连接板厚度（mm）；——对于被连接杆件，轧制工字形或H形截面杆件取为圆角半径r；焊接工字形或H形截面杆件取为焊脚尺寸（mm）。1当被连接杆件截面为箱形或槽形，且其翼缘宽度与连接板件宽度相近时，有效宽度应按下式计算[图12.2.5（b）]：（12.2.5-3）2有效宽度尚应满足下式要求：（12.2.5-4）式中：——连接板的极限强度（N/mm2）；——连接板宽度（mm）。——被连接杆件翼缘的钢材屈服强度（N/mm2）；——连接板的钢材屈服强度（N/mm2）；——被连接杆件的腹板厚度（mm）；——被连接杆件的翼缘厚度（mm）；——连接板厚度（mm）；——对于被连接杆件，轧制工字形或H形截面杆件取为圆角半径r；焊接工字形或H形截面杆件取为焊脚尺寸（mm）。1当被连接杆件截面为箱形或槽形，且其翼缘宽度与连接板件宽度相近时，有效宽度应按下式计算[图12.2.5（b）]：（12.2.5-3）2有效宽度尚应满足下式要求：（12.2.5-4）式中：——连接板的极限强度（N/mm2）； 1当节点板不满足式（12.2.5-4）要求时，被连接杆件的翼缘应设置加劲。2连接板与翼缘的焊缝应按能传递连接板的抗力(假定为均布应力)进行设计。——连接板宽度（mm）。1当节点板不满足式（12.2.5-4）要求时，被连接杆件的翼缘应设置加劲。2连接板与翼缘的焊缝应按能传递连接板的抗力进行设计，焊缝应力可假定为均布应力。12.3.3当梁柱采用刚性连接，对应于梁翼缘的柱腹板部位设置横向加劲肋时，节点域应符合下列规定：1当横向加劲肋厚度不小于梁的翼缘板厚度时，节点域的受剪正则化宽厚比不应大于0.8；对单层和低层轻型建筑，不得大于1.2。节点域的受剪正则化宽厚比应按下式计算：当时：(12.3.3-1)当时：1)12.3.3当梁柱采用刚性连接，对应于梁翼缘的柱腹板部位设置横向加劲肋时，节点域应符合下列规定：1当横向加劲肋厚度不小于梁的翼缘板厚度时，节点域的受剪正则化宽厚比不应大于0.8；对单层和低层轻型建筑，不得大于1.2。节点域的受剪正则化宽厚比应按下式计算：当时：(12.3.3-1)当时： (12.3.3-2)式中：hc、hb——分别为节点域腹板的宽度和高度。1节点域的承载力应满足下式要求：(12.3.3-3)H形截面柱：(12.3.3-4)箱形截面柱：(12.3.3-5)圆管截面柱：(12.3.3-6)式中：——分别为节点域两侧梁端弯矩设计值（N）；——节点域的体积（mm3）；(12.3.3-2)式中：hc、hb——分别为节点域腹板的宽度和高度。1节点域的承载力应满足下式要求：(12.3.3-3)H形截面柱：(12.3.3-4)箱形截面柱：(12.3.3-5)圆管截面柱：(12.3.3-6)式中：——分别为节点域两侧梁端弯矩设计值（N）；——节点域的体积（mm3）； ——柱翼缘中心线之间的宽度和梁腹板高度（mm）；——梁翼缘中心线之间的高度（mm）；——柱腹板节点域的厚度（mm）；——钢管直径线上管壁中心线之间的距离（mm）；——节点域钢管壁厚（mm）；——节点域的抗剪强度（N/mm2）。1节点域的抗剪强度应据节点域受剪正则化宽厚比按下列规定取值：1）当时，；2）当时，；3）当时，；4）当轴压比时，受剪承载力应乘以修正系数，——柱翼缘中心线之间的宽度（mm）；——梁翼缘中心线之间的高度（mm）；——柱腹板节点域的厚度（mm）；——钢管直径线上管壁中心线之间的距离（mm）；——节点域钢管壁厚（mm）；——节点域的抗剪强度（N/mm2）。1节点域的抗剪强度应据节点域受剪正则化宽厚比按下列规定取值：1）当时，；2）当时，；3）当时，；4）当轴压比时，受剪承载力应乘以 当时，修正系数可取为。1当节点域厚度不满足式（12.3.3-3）的要求时，对H形截面柱节点域可采用下列补强措施：1）加厚节点域的柱腹板。腹板加厚的范围应伸出梁的上下翼缘外不小于150mm。2）节点域处焊贴补强板加强。补强板与柱加劲肋和翼缘可采用角焊缝连接，与柱腹板采用塞焊连成整体，塞焊点之间的距离不应大于较薄焊件厚度的倍。3）设置节点域斜向加劲肋加强。修正系数，当时，修正系数可取为。1当节点域厚度不满足式（12.3.3-3）的要求时，对H形截面柱节点域可采用下列补强措施：1）加厚节点域的柱腹板。腹板加厚的范围应伸出梁的上下翼缘外不小于150mm。2）节点域处焊贴补强板加强。补强板与柱加劲肋和翼缘可采用角焊缝连接，与柱腹板采用塞焊连成整体，塞焊点之间的距离不应大于较薄焊件厚度的倍。3）设置节点域斜向加劲肋加强。12.4.1铸钢节点应满足结构受力、铸造工艺、连接构造与施工安装的要求，适用于几何形式复杂、杆件汇交密集、受力集中的部位。铸钢节点与相邻构件可采取焊接、螺纹或销轴等连接方式。12.4.1铸钢节点应满足结构受力、铸造工艺、连接构造与施工安装的要求，适用于几何形式复杂、杆件汇交密集、受力集中的部位。铸钢节点与相邻构件可采取焊接、螺栓或销轴等连接方式。1)12.6.5受力复杂或大跨度结构宜采用球形支座。球形支座应根据12.6.5受力复杂或大跨度结构宜采用球形支座。球形支座应根据 使用条件采用固定、单向滑动或双向滑动等形式。球形支座上盖板、球芯、底座和箱体均应采用铸钢加工制作，滑动面应采取相应的润滑措施、支座整体应采取防尘及防锈措施。使用条件采用固定、单向滑动或双向滑动等形式。球形支座上盖板、球芯、底座和箱体均应采用铸钢加工制作，滑动面应采取相应的润滑措施，支座整体应采取防尘及防锈措施。112.7.7外包式柱脚（图12.7.7）的计算与构造应符合下列规定：1外包式柱脚底板应位于基础梁或筏板的混凝土保护层内；外包混凝土厚度，对H形截面柱不宜小于160mm，对矩形管或圆管柱不宜小于180mm，同时不宜小于钢柱截面高度的30%；混凝土强度等级不宜低于C30；柱脚混凝土外包高度，H形截面柱不宜小于柱截面高度的2倍，矩形管柱或圆管柱宜为矩形管截面长边尺寸或圆管直径的2.5倍；当没有地下室时，外包宽度和高度宜增大20%；当仅有一层地下室时，外包宽度宜增大10%；2柱脚底板尺寸和厚度应按结构安装阶段荷载作用下轴心力、底板的支承条件计算确定，其厚度不宜小于16mm；3柱脚锚栓应按构造要求设置，直径不宜小于16mm，锚固长度不宜小于其直径的20倍；212.7.7外包式柱脚（图12.7.7）的计算与构造应符合下列规定：1外包混凝土厚度，对H形截面柱不宜小于160mm，对矩形管或圆管柱不宜小于180mm，同时不宜小于钢柱截面高度的30%；混凝土强度等级不宜低于C30；柱脚混凝土外包高度，H形截面柱不宜小于柱截面高度的2倍，矩形管柱或圆管柱宜为矩形管截面长边尺寸或圆管直径的2.5倍，外包混凝土顶部箍筋到柱底板的距离Lr与受拉钢筋合力点至混凝土受压区边缘的距离hr0之比不应小于1.0；当没有地下室时，外包宽度和高度宜增大20%；当仅有一层地下室时，外包宽度宜增大10%；2柱脚底板尺寸和厚度应按结构安装阶段荷载作用下轴心力、底板的支承条件计算确定，其厚度不宜小于16mm；3柱脚锚栓应按构造要求设置，直径不宜小于16mm，锚固长度不宜小于其直径的20倍； 1柱在外包混凝土的顶部箍筋处应设置水平加劲肋或横隔板，其宽厚比应符合本标准第6.4节的相关规定；2当框架柱为圆管或矩形管时，应在管内浇灌混凝土，强度等级不应小于基础混凝土。浇灌高度应高于外包混凝土，且不宜小于圆管直径或矩形管的长边；3外包钢筋混凝土的受弯和受剪承载力验算及受拉钢筋和箍筋的构造要求应符合现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010的有关规定，主筋伸入基础内的长度不应小于25倍直径，四角主筋两端应加弯钩，下弯长度不应小于150mm，下弯段宜与钢柱焊接，顶部箍筋应加强加密，并不应小于3根直径12mm的HRB335级热轧钢筋。1柱在外包混凝土的顶部箍筋处宜设置水平加劲肋或横隔板，其宽厚比应符合本标准第6.4节的相关规定；2当框架柱为圆管或矩形管时，应在管内浇灌混凝土，强度等级不应小于基础混凝土。浇灌高度应高于外包混凝土，且不宜小于圆管直径或矩形管的长边；3外包钢筋混凝土的受弯和受剪承载力验算及受拉钢筋和箍筋的构造要求应符合现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010的有关规定，主筋伸入基础内的长度不应小于25倍直径，四角主筋顶端宜加弯钩与水平加劲板或钢柱外侧水平环形板焊接，未设置水平环形板时，四角主筋顶端宜设置下弯钢筋，下弯长度不应小于150mm，下弯段宜与钢柱焊接，顶部箍筋应加强加密，并不应小于3根直径12mm的HRB400级热轧钢筋外包混凝土的顶部应至少设置3道箍筋，间距可取30~50mm。 图12.7.7外包式柱脚1－钢柱；2－水平加劲肋；3－柱底板；4－栓钉（可选）；5－锚栓6－外包混凝土；7－基础梁；Lr－外包混凝土顶部箍筋至柱底板的距离图12.7.7外包式柱脚1－钢柱；2－水平加劲肋；3－柱底板；4－栓钉（可选）；5－锚栓6－外包混凝土；7－基础梁；Lr－外包混凝土顶部箍筋至柱底板的距离12.7.8埋入式柱脚应符合下列规定：1柱埋入部分四周设置的主筋、箍筋应根据柱脚底部弯矩和剪力按现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010计算确定，并应符合相关的构造要求。柱翼缘或管柱外边缘混凝土保护层厚度（图12.7.8）、12.7.8埋入式柱脚应符合下列规定：1柱埋入部分四周设置的主筋、箍筋应根据柱脚底部弯矩和剪力按现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010计算确定，并应符合相关的构造要求。柱翼缘或管柱外边缘混凝土保护层厚度（图12.7.8），边列柱的翼缘或管柱外边缘至基础梁 边列柱的翼缘或管柱外边缘至基础梁端部的距离不应小于400mm，中间柱翼缘或管柱外边缘至基础梁梁边相交线的距离不应小于250mm；基础梁梁边相交线的夹角应做成钝角，其坡度不应大于1:4的斜角；在基础护筏板的边部，应配置水平U形箍筋抵抗柱的水平冲切；1柱脚端部及底板、锚栓、水平加劲肋或横隔板的构造要求应符合本标准第12.7.7条的有关规定；2圆管柱和矩形管柱应在管内浇灌混凝土；3对于有拔力的柱，宜在柱埋入混凝土部分设置栓钉。（a）工字形柱边柱（b）工字形柱角柱（c）圆钢管角柱端部的距离不应小于400mm，中间柱翼缘或管柱外边缘至基础梁梁边相交线的距离不应小于250mm；基础梁梁边相交线的夹角应做成钝角，其坡度不应大于1:4的斜角；在基础护筏板的边部，应配置水平U形箍筋抵抗柱的水平冲切；1柱脚端部及底板、锚栓、水平加劲肋或横隔板的构造要求宜符合本标准第12.7.7条的有关规定；2圆管柱和矩形管柱应在管内浇灌混凝土；3对于有拔力的柱，宜在柱埋入混凝土部分设置栓钉。（a）工字形柱边柱（b）工字形柱角柱（c）圆钢管角柱 （d）方钢管中柱（e）圆钢管中柱图12.7.8柱翼缘或管柱外边缘混凝土保护层厚度（d）方钢管中柱（e）圆钢管中柱图12.7.8柱翼缘或管柱外边缘混凝土保护层厚度13钢管连接节点13钢管连接节点13.3.2无加劲直接焊接的平面节点，当支管按仅承受轴心力的构件设计时，支管在节点处的承载力设计值不得小于其轴心力设计值。1平面X形节点（图13.3.2-1）：13.3.2无加劲直接焊接的平面节点，当支管按仅承受轴心力的构件设计时，支管在节点处的承载力设计值不得小于其轴心力设计值。1平面X形节点（图13.3.2-1）： 图13.3.2-1X形节点1—主管；2—支管1）受压支管在管节点处的承载力设计值应按下列公式计算：(13.3.2-1)(13.3.2-2)图13.3.2-1X形节点1—主管；2—支管1）受压支管在管节点处的承载力设计值应按下列公式计算：(13.3.2-1)(13.3.2-2) (13.3.2-3)式中：——参数，当节点两侧或者一侧主管受拉时，取，其余情况按式(13.3.2-3)计算；——主管壁厚（mm）；——主管钢材的抗拉、抗压和抗弯强度设计值（N/mm2）；——主支管轴线间小于直角的夹角；——分别为主管和支管的外径（mm）；——主管钢材的屈服强度（N/mm2）；——节点两侧主管轴心压应力的较小值的绝对值（N/mm2）。2）受拉支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：(13.3.2-4)1平面T形（或Y形）节点（图13.3.2-2和图13.3.2-3）：(13.3.2-3)式中：——参数，当节点两侧或者一侧主管受拉时，取，其余情况按式(13.3.2-3)计算；——主管壁厚（mm）；——主管钢材的抗拉、抗压和抗弯强度设计值（N/mm2）；——主支管轴线间小于直角的夹角；——分别为主管和支管的外径（mm）；——主管钢材的屈服强度（N/mm2）；——节点两侧主管轴心压应力的较小值的绝对值（N/mm2）。2）受拉支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：(13.3.2-4)1平面T形（或Y形）节点（图13.3.2-2和图13.3.2-3）： 图13.3.2-2T形（或Y形）受拉节点图1—主管；2—支管13.3.2-3T形（或Y形）受压节点1—主管；2—支管1）受压支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：图13.3.2-2T形（或Y形）受拉节点图1—主管；2—支管13.3.2-3T形（或Y形）受压节点1—主管；2—支管1）受压支管在管节点处的承载力设计值应按下式 (13.3.2-5)当时：(13.3.2-6)当时：(13.3.2-7)2）受拉支管在管节点处的承载力设计值应按下列公式计算：当时：(13.3.2-8)当时：(13.3.2-9)1平面K形间隙节点（图13.3.2-4）：计算：(13.3.2-5)当时：(13.3.2-6)当时：(13.3.2-7)2）受拉支管在管节点处的承载力设计值应按下列公式计算：当时：(13.3.2-8)当时：(13.3.2-9)1平面K形间隙节点（图13.3.2-4）： 图13.3.2-4平面K形间隙节点1—主管；2—支管1）受压支管在管节点处的承载力设计值应按下列公式计算：(13.3.2-10)(13.3.2-11)式中：——受压支管轴线与主管轴线的夹角；图13.3.2-4平面K形间隙节点1—主管；2—支管1）受压支管在管节点处的承载力设计值应按下列公式计算：(13.3.2-10)(13.3.2-11)式中：——受压支管轴线与主管轴线的夹角； ——参数，按式(13.3.2-11)计算；——参数，按式(13.3.2-6)或(13.3.2-7)计算；——两支管之间的间隙（mm）。2）受拉支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：(13.3.2-12)式中：——受拉支管轴线与主管轴线的夹角。1平面K形搭接节点（图13.3.2-5）：——参数，按式(13.3.2-11)计算；——参数，按式(13.3.2-6)或(13.3.2-7)计算；——两支管之间的间隙（mm）。2）受拉支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：(13.3.2-12)式中：——受拉支管轴线与主管轴线的夹角。1平面K形搭接节点（图13.3.2-5）： 图13.3.2-5平面K形搭接节点1—主管；2—搭接支管；3—被搭接支管；4—被搭接支管内隐藏部分支管在管节点处的承载力设计值NcK、NtK应按下列公式计算：受压支管图13.3.2-5平面K形搭接节点1—主管；2—搭接支管；3—被搭接支管；4—被搭接支管内隐藏部分支管在管节点处的承载力设计值NcK、NtK应按下列公式计算：受压支管 （13.3.2-13）受拉支管（13.3.2-14）（13.3.2-15）（13.3.2-16）（13.3.2-17）式中：——参数；——受压支管的截面面积（mm2）；——受拉支管的截面面积（mm2）；——支管钢材的强度设计值（N/mm2）；——支管壁厚（mm）。1平面DY形节点（图13.3.2-6）：（13.3.2-13）受拉支管（13.3.2-14）（13.3.2-15）（13.3.2-16）（13.3.2-17）式中：——参数；——受压支管的截面面积（mm2）；——受拉支管的截面面积（mm2）；——支管钢材的强度设计值（N/mm2）；——支管壁厚（mm）。1平面DY形节点（图13.3.2-6）： 图13.3.2-6平面DY形节点1—主管；2—支管两受压支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：(13.3.2-18)式中：——X形节点中受压支管极限承载力设计值（N）。1平面DK形节点：1）荷载正对称节点（图13.3.2-7）：四支管同时受压时，支管在管节点处的承载力应按下图13.3.2-6平面DY形节点1—主管；2—支管两受压支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：(13.3.2-18)式中：——X形节点中受压支管极限承载力设计值（N）。1平面DK形节点：1）荷载正对称节点（图13.3.2-7）：四支管同时受压时，支管在管节点处的承载力应 列公式验算：(13.3.2-19)(13.3.2-20)四支管同时受拉时，支管在管节点处的承载力应按下列公式验算：(13.3.2-21)(13.3.2-22)式中：——X形节点中支管受压时节点承载力设计值（N）；——X形节点中支管受拉时节点承载力设计值（N）。2）荷载反对称节点（图13.3.2-8）：(13.3.2-23)(13.3.2-24)对于荷载反对称作用的间隙节点（图13.3.2-8），还需补充验算截面a-a的塑性剪切承载力：(13.3.2-25)按下列公式验算：(13.3.2-19)(13.3.2-20)四支管同时受拉时，支管在管节点处的承载力应按下列公式验算：(13.3.2-21)(13.3.2-22)式中：——X形节点中支管受压时节点承载力设计值（N）；——X形节点中支管受拉时节点承载力设计值（N）。2）荷载反对称节点（图13.3.2-8）：(13.3.2-23)(13.3.2-24)对于荷载反对称作用的间隙节点（图13.3.2-8），还需补充验算截面a-a的塑性剪切承载力： (13.3.2-26)(13.3.2-27)式中：——平面K形节点中受压支管承载力设计值（N）；——平面K形节点中受拉支管承载力设计值（N）；——主管剪切承载力（N）；——主管截面面积（mm2）；——主管钢材抗剪强度设计值（N/mm2）；——主管轴向承载力（N）；——截面a-a处主管轴力设计值（N）。(13.3.2-25)(13.3.2-26)(13.3.2-27)式中：——平面K形节点中受压支管承载力设计值（N）；——平面K形节点中受拉支管承载力设计值（N）；——主管剪切承载力（N）；——主管截面面积（mm2）；——主管钢材抗剪强度设计值（N/mm2）；——主管轴向承载力（N）；——截面a-a处主管轴力设计值（N）。 图13.3.2-7荷载正对称平面DK形节点图13.3.2-8荷载反对称平面DK形节点1—主管；2—支管1—主管；2—支管图13.3.2-7荷载正对称平面DK形节点图13.3.2-8荷载反对称平面DK形节点1—主管；2—支管1—主管；2—支管 1平面KT形（图13.3.2-9）：(a)N1、N3受压(b)N2、N3受拉图13.3.2-9平面KT形节点1—主管；2—支管对有间隙的KT形节点，当竖杆不受力，可按没有竖杆的K形节点计算，其间隙值a取为两斜杆的趾间距；当竖杆受压力时，可按下列公式计算：(13.3.2-28)(13.3.2-29)当竖杆受拉力时，尚应按下式计算：(13.3.2-30)式中：——K形节点支管承载力设计值，由式(13.3.2-11)计算，1平面KT形（图13.3.2-9）：(a)N1、N3受压(b)N2、N3受拉图13.3.2-9平面KT形节点1—主管；2—支管对有间隙的KT形节点，当竖杆不受力，可按没有竖杆的K形节点计算，其间隙值a取为两斜杆的趾间距；当竖杆受压力时，可按下列公式计算：(13.3.2-28)(13.3.2-29)当竖杆受拉力时，尚应按下式计算：(13.3.2-30)式中：——K形节点支管承载力设计值，由式(13.3.2-10)计 式(13.3.2-11)中，a为受压支管与受拉支管在主管表面的间隙。1T、Y、X形和有间隙的K、N形、平面KT形节点的冲剪验算，支管在节点处的冲剪承载力设计值应按下式进行补充验算：(13.3.2-31)算，式(13.3.2-11)中，a为受压支管与受拉支管在主管表面的间隙。1T、Y、X形和有间隙的K、N形、平面KT形节点的冲剪验算，支管在节点处的冲剪承载力设计值应按下式进行补充验算：(13.3.2-31)13.3.3无加劲直接焊接的空间节点，当支管按仅承受轴力的构件设计时，支管在节点处的承载力设计值不得小于其轴心力设计值。1空间TT形节点（图13.3.3-1）：1）受压支管在管节点处的承载力设计值应按下列公式计算：(13.3.3-1)(13.3.3-2)式中：ao——两支管的横向间隙。2）受拉支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：13.3.3无加劲直接焊接的空间节点，当支管按仅承受轴力的构件设计时，支管在节点处的承载力设计值不得小于其轴心力设计值。1空间TT形节点（图13.3.3-1）：1）受压支管在管节点处的承载力设计值应按下列公式计算：(13.3.3-1)(13.3.3-2)式中：ao——两支管的横向间隙。 (13.3.3-3)图13.3.3-1空间TT形节点1—主管；2—支管1空间KK形节点（图13.3.3-2）：受压或受拉支管在空间管节点处的承载力设计值或应分别按平面K形节点相应支管承载力设计值或乘以空间调整系数计算。2）受拉支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：(13.3.3-3)图13.3.3-1空间TT形节点1—主管；2—支管1空间KK形节点（图13.3.3-2）：受压或受拉支管在空间管节点处的承载力设计值或应分别按平面K形节点相应支管承载力设计值或乘 图13.3.3-2空间KK形节点1—主管；2—支管支管为非全搭接型=0.9(13.3.3-4)支管为全搭接型(13.3.3-5)(13.3.3-6)式中：——参数；——平面外两支管的搭接长度（mm）。以空间调整系数计算。图13.3.3-2空间KK形节点1—主管；2—支管支管为非全搭接型=0.9(13.3.3-4)支管为全搭接型(13.3.3-5)(13.3.3-6)式中：——参数； 1空间KT形圆管节点(图13.3.3-3、(图13.3.3-4)：图13.3.3-3空间KT形节点1—主管；2—支管1）K形受压支管在管节点处的承载力设计值应按下列公式计算：(13.3.3-7)(13.3.3-8)——平面外两支管的搭接长度（mm）。1空间KT形圆管节点(图13.3.3-3、(图13.3.3-4)：图13.3.3-3空间KT形节点1—主管；2—支管1）K形受压支管在管节点处的承载力设计值应按下列公式计算：(13.3.3-7) (13.3.3-9)(13.3.3-10)(13.3.3-11)2）K形受拉支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：(13.3.3-12)3）T形支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：(13.3.3-13)式中：——支管轴力比影响系数；——T形支管轴力与K形支管轴力比，。——分别为T形支管和K形受压支管的轴力设计值，以拉为正，以压为负（N）；——空间调整系数，根据图13.3.3-4的支管搭接方式分别(13.3.3-8)(13.3.3-9)(13.3.3-10)(13.3.3-11)2）K形受拉支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：(13.3.3-12)3）T形支管在管节点处的承载力设计值应按下式计算：(13.3.3-13)式中：——支管轴力比影响系数； 取值；——T形支管与主管的直径比；——参数；——K形支管与T形支管的平面外间隙（mm）；——K形支管与T形支管的平面外搭接长度（mm）。（a）空间KT形间隙节点（b）空间KT形平面内搭接节点（c）空间KT形全搭接节点图13.3.3-4空间KT形节点分类1—主管；2—支管；3—贯通支管；4—搭接支管；5—内隐蔽部分——T形支管轴力与K形支管轴力比，。——分别为T形支管和K形受压支管的轴力设计值，以拉为正，以压为负（N）；——空间调整系数，根据图13.3.3-4的支管搭接方式分别取值；——T形支管与主管的直径比；——参数；——K形支管与T形支管的平面外间隙（mm）；——K形支管与T形支管的平面外搭接长度（mm）。（a）空间KT形间隙节点（b）空间KT形平面内搭接节点（c）空间KT形全搭接节点图13.3.3-4空间KT形节点分类 1—主管；2—支管；3—贯通支管；4—搭接支管；5—内隐蔽部分13.3.4无加劲直接焊接的平面T、Y、X形节点，当支管承受弯矩作用时（图13.3.4-1和图13.3.4-2），节点承载力应按下列规定计算：图13.3.4-1T形（或Y形）节点的平面内受弯与平面外受弯1—主管；2—支管13.3.4无加劲直接焊接的平面T、Y、X形节点，当支管承受弯矩作用时（图13.3.4-1和图13.3.4-2），节点承载力应按下列规定计算：图13.3.4-1T形（或Y形）节点的平面内受弯与平面外受弯1—主管；2—支管 图13.3.4-2X形节点的平面内受弯与平面外受弯1—主管；2—支管1支管在管节点处的平面内受弯承载力设计值应按下列公式计算（图13.3.4-2）：(13.3.4-1)图13.3.4-2X形节点的平面内受弯与平面外受弯1—主管；2—支管1支管在管节点处的平面内受弯承载力设计值应按下列公式计算（图13.3.4-2）：(13.3.4-1) (13.3.4-2)当节点两侧或一侧主管受拉时：(13.3.4-3)当节点两侧主管受压时：(13.3.4-4)(13.3.4-5)当时，平面内弯矩不应大于下式规定的抗冲剪承载力设计值：(13.3.4-6)式中：——参数；——参数；Nop——节点两侧主管轴心压力的较小绝对值（N）；Mop——节点与Nop对应一侧的主管平面内弯矩绝对值(13.3.4-2)当节点两侧或一侧主管受拉时：(13.3.4-3)当节点两侧主管受压时：(13.3.4-4)(13.3.4-5)当时，平面内弯矩不应大于下式规定的抗冲剪承载力设计值：(13.3.4-6)式中：——参数；——参数；Nop——节点两侧主管轴心压力的较小绝对值（N）；Mop——节点与Nop对应一侧的主管平面内弯矩绝对值 （N·mm）；A——与Nop对应一侧的主管截面积（mm2）；W——与Nop对应一侧的主管截面模量（mm3）。1支管在管节点处的平面外受弯承载力设计值应按下列公式计算：(13.3.4-7)(13.3.4-8)当时，平面外弯矩不应大于下式规定的抗冲剪承载力设计值：(13.3.4-9)2支管在平面内、外弯矩和轴力组合作用下的承载力应按下式验算：(13.3.4-10)（N·mm）；A——与Nop对应一侧的主管截面积（mm2）；W——与Nop对应一侧的主管截面模量（mm3）。1支管在管节点处的平面外受弯承载力设计值应按下列公式计算：(13.3.4-7)(13.3.4-8)当时，平面外弯矩不应大于下式规定的抗冲剪承载力设计值：(13.3.4-9)2支管在平面内、外弯矩和轴力组合作用下的承载力应按下式验算：(13.3.4-10) 式中：N、Mi、Mo——支管在管节点处的轴心力（N）、平面内弯矩、平面外弯矩设计值（）；——支管在管节点处的承载力设计值，根据节点形式按本标准第13.3.2条的规定计算（N）。式中：N、Mi、Mo——支管在管节点处的轴心力（N）、平面内弯矩、平面外弯矩设计值（）；——支管在管节点处的承载力设计值，根据节点形式按本标准第13.3.2条的规定计算（N）。13.3.9T（Y）、X或K形间隙节点及其他非搭接节点中，支管为圆管时的焊缝承载力设计值应按下列规定计算：1支管仅受轴力作用时：非搭接支管与主管的连接焊缝可视为全周角焊缝进行计算。角焊缝的计算厚度沿支管周长取0.7hf，焊缝承载力设计值Nf可按下列公式计算：(13.3.9-1)当时：(13.3.9-2)13.3.9T（Y）、X或K形间隙节点及其他非搭接节点中，支管为圆管时的焊缝承载力设计值应按下列规定计算：1支管仅受轴力作用时：非搭接支管与主管的连接焊缝可视为全周角焊缝进行计算。角焊缝的计算厚度沿支管周长取0.7hf，焊缝承载力设计值Nf可按下列公式计算：(13.3.9-1)当时：(13.3.9-2) 当时：(13.3.9-3)式中：hf——焊脚尺寸（mm）；ffw——角焊缝的强度设计值（N/mm2）；lw——焊缝的计算长度（mm）。1平面内弯矩作用下：支管与主管的连接焊缝可视为全周角焊缝进行计算。角焊缝的计算厚度沿支管周长取0.7hf，焊缝承载力设计值Mfi可按下列公式计算：(13.3.9-4)(13.3.9-5)(13.3.9-6)当时：(13.3.9-3)式中：hf——焊脚尺寸（mm）；ffw——角焊缝的强度设计值（N/mm2）；lw——焊缝的计算长度（mm）。1平面内弯矩作用下：支管与主管的连接焊缝可视为全周角焊缝进行计算。角焊缝的计算厚度沿支管周长取0.7hf，焊缝承载力设计值Mfi可按下列公式计算：(13.3.9-4)(13.3.9-5)(13.3.9-6)(13.3.9-7) (13.3.9-7)(13.3.9-8)式中：Wfi——焊缝有效截面的平面内抗弯模量，按式(13.3.9-5)计算（mm3）；xc——参数，按式(13.3.9-6)计算（mm）：Ifi——焊缝有效截面的平面内抗弯惯性矩，按式(13.3.9-7)计算（mm4）。1平面外弯矩作用下：支管与主管的连接焊缝可视为全周角焊缝进行计算。角焊缝的计算厚度沿支管周长取0.7hf，焊缝承载力设计值Mf0可按下列公式计算：(13.3.9-9)(13.3.9-10)(13.3.9-11)(13.3.9-8)式中：Wfi——焊缝有效截面的平面内抗弯模量，按式(13.3.9-5)计算（mm3）；xc——参数，按式(13.3.9-6)计算（mm）：Ifi——焊缝有效截面的平面内抗弯惯性矩，按式(13.3.9-7)计算（mm4）。1平面外弯矩作用下：支管与主管的连接焊缝可视为全周角焊缝进行计算。角焊缝的计算厚度沿支管周长取0.7hf，焊缝承载力设计值Mf0可按下列公式计算：式中：Wfo——焊缝有效截面的平面外抗弯模量，按式(13.3.9-10)计算（mm3）；Ifo——焊缝有效截面的平面外抗弯惯性矩，按式(13.3.9-12)计算（mm4）。 (13.3.9-12)式中：Wfo——焊缝有效截面的平面外抗弯模量，按式(13.3.9-10)计算（mm3）；Ifo——焊缝有效截面的平面外抗弯惯性矩，按式(13.3.9-12)计算（mm4）。14钢与混凝土组合梁14钢与混凝土组合梁14.1.4组合梁施工时，混凝土硬结前的材料重量和施工荷载应由钢梁承受，钢梁应根据实际临时支撑的情况按本标准第3章和第7章的规定验算其强度、稳定性和变形。计算组合梁挠度和负弯矩区裂缝宽度时应考虑施工方法及工序的影响。计算组合梁挠度时，应将施工阶段的挠度和使用阶段续加荷载产生的挠度相叠加，当钢梁下有临时支撑时，应考虑拆除临时支撑时引起的附加变形。计算组合梁负弯矩区裂缝宽度时，可仅考虑形成组合截面后引入的支座负弯矩值。14.1.4组合梁施工时，混凝土硬结前的材料重量和施工荷载应由钢梁承受，钢梁应根据实际临时支撑的情况按本标准第3章和第6章的规定验算其强度、稳定性和变形。计算组合梁挠度和负弯矩区裂缝宽度时应考虑施工方法及工序的影响。计算组合梁挠度时，应将施工阶段的挠度和使用阶段续加荷载产生的挠度相叠加，当钢梁下有临时支撑时，应考虑拆除临时支撑时引起的附加变形。计算组合梁负弯矩区裂缝宽度时，可仅考虑形成组合截面后引入的支座负弯矩值。 14.2.1完全抗剪连接组合梁的受弯承载力应符合下列规定：1正弯矩作用区段：1）塑性中和轴在混凝土翼板内（图14.2.1-1），即时：(14.2.1-1)(14.2.1-2)式中：M——正弯矩设计值（N·mm）；A——钢梁的截面面积（mm2）；x——混凝土翼板受压区高度（mm）；y——钢梁截面应力的合力至混凝土受压区截面应力的合力间的距离（mm）；fc——混凝土抗压强度设计值（N/mm2）。14.2.1完全抗剪连接组合梁的受弯承载力应符合下列规定：1正弯矩作用区段：1）塑性中和轴在混凝土翼板内（图14.2.1-1），即时：(14.2.1-1)(14.2.1-2)式中：M——正弯矩设计值（N·mm）；A——钢梁的截面面积（mm2）；x——混凝土翼板受压区高度（mm）；y——钢梁截面应力的合力至混凝土受压区截面应力的合力间的距离（mm）；fc——混凝土抗压强度设计值（N/mm2）。 图14.2.1-1塑性中和轴在混凝土翼板内时的组合梁截面及应力图形2）塑性中和轴在钢梁截面内（图14.2.1-2），即时：(14.2.1-3)(14.2.1-4)式中：Ac——钢梁受压区截面面积（mm2）；y1——钢梁受拉区截面形心至混凝土翼板受压区截面形心的距离（mm）；y2——钢梁受拉区截面形心至钢梁受压区截面形心的距离（mm）。图14.2.1-2塑性中和轴在钢梁内时的组合梁截面及应力图形图14.2.1-1塑性中和轴在混凝土翼板内时的组合梁截面及应力图形2）塑性中和轴在钢梁截面内（图14.2.1-2），即时：(14.2.1-3)(14.2.1-4)式中：Ac——钢梁受压区截面面积（mm2）；y1——钢梁受拉区截面形心至混凝土翼板受压区截面形心的距离（mm）；y2——钢梁受拉区截面形心至钢梁受压区截面形心的距离（mm）。图14.2.1-2塑性中和轴在钢梁内时的组合梁截面及应力图形1负弯矩作用区段（图14.2.1-3）： 1负弯矩作用区段（图14.2.1-3）：(14.2.1-5)(14.2.1-6)(14.2.1-7)式中：M"——负弯矩设计值（N·mm）；S1、S2——钢梁塑性中和轴（平分钢梁截面积的轴线）以上和以下截面对该轴的面积矩（mm3）；Ast——负弯矩区混凝土翼板有效宽度范围内的纵向钢筋截面面积（mm2）；fst——钢筋抗拉强度设计值（N/mm2）：y3——纵向钢筋截面形心至组合梁塑性中和轴的距离，根据截面轴力平衡式（14.2.1-7）求出钢梁受压区面积Ac，取钢梁拉压区交界处位置为组合梁塑性中和轴位置（mm）；y4——组合梁塑性中和轴至钢梁塑性中和轴的距离。当组合梁塑性中和轴在钢梁腹板内时，取(14.2.1-5)(14.2.1-6)(14.2.1-7)式中：M"——负弯矩设计值（N·mm）；S1、S2——钢梁塑性中和轴（平分钢梁截面积的轴线）以上和以下截面对该轴的面积矩（mm3）；Ast——负弯矩区混凝土翼板有效宽度范围内的纵向钢筋截面面积（mm2）；fst——钢筋抗拉强度设计值（N/mm2）：y3——纵向钢筋截面形心至组合梁塑性中和轴的距离，根据截面轴力平衡式（14.2.1-7）求出钢梁受压区面积Ac，取钢梁拉压区交界处位置为组合梁塑性中和轴位置（mm）；y4——组合梁塑性中和轴至钢梁塑性中和轴的距离。当组合梁塑性中和轴在钢梁腹板内时，取 ，当该中和轴在钢梁翼缘内时，可取y4等于钢梁塑性中和轴至腹板上边缘的距离（mm）。图14.2.1-3负弯矩作用时组合梁截面及应力图形1—组合截面塑性中和轴；2—钢梁截面塑性中和轴，当该中和轴在钢梁翼缘内时，可取y4等于钢梁塑性中和轴至腹板上边缘的距离（mm）。图14.2.1-3负弯矩作用时组合梁截面及应力图形1—组合截面塑性中和轴；2—钢梁截面塑性中和轴14.2.2部分抗剪连接组合梁在正弯矩区段的受弯承载力宜符合下列公式规定（图14.2.2）：(14.2.2-1)(14.2.2-2)(14.2.2-3)式中：Mu,r——部分抗剪连接时组合梁截面正弯矩受弯承载力14.2.2部分抗剪连接组合梁在正弯矩区段的受弯承载力宜符合下列公式规定（图14.2.2）：(14.2.2-1)(14.2.2-2)(14.2.2-3)式中：Mu,r——部分抗剪连接时组合梁截面正弯矩受弯承载力 （N·mm）；nr——部分抗剪连接时最大正弯矩验算截面到最近零弯矩点之间的抗剪连接件数目；——每个抗剪连接件的纵向受剪承载力，按本标准第14.3节的有关公式计算（N）。y1、y2——如图14.2.2所示，可按式（14.2.2-2）所示的轴力平衡关系式确定受压钢梁的面积Ac，进而确定组合梁塑性中和轴的位置（mm）。计算部分抗剪连接组合梁在负弯矩作用区段的受弯承载力时，仍按本标准式（14.2.1-5）计算，但应取和两者中的较小值，nr取为最大负弯矩验算截面到最近零弯矩点之间的抗剪连接件数目。（N·mm）；nr——部分抗剪连接时最大正弯矩验算截面到最近零弯矩点之间的抗剪连接件数目；——每个抗剪连接件的纵向受剪承载力，按本标准第14.3节的有关公式计算（N）。y1、y2——如图14.2.2所示，可按式（14.2.2-2）所示的轴力平衡关系式确定受压钢梁的面积Ac，进而确定组合梁塑性中和轴的位置（mm）。计算部分抗剪连接组合梁在负弯矩作用区段的受弯承载力时，仍按本标准式（14.2.1-5）计算，但应取和两者中的较小值，nr取为最大负弯矩验算截面到最近零弯矩点之间的抗剪连接件数目。 图14.2.2部分抗剪连接组合梁计算简图1—组合梁塑性中和轴图14.2.2部分抗剪连接组合梁计算简图1—组合梁塑性中和轴14.6.4横向钢筋的最小配筋率应满足下式要求：(14.6.4)14.6.4横向钢筋的最小配筋率应满足下式要求：(14.6.4)15钢管混凝土柱及节点15钢管混凝土柱及节点15.2.1矩形钢管可采用冷成型的直缝钢管或螺旋缝焊接管及热轧管，也可采用冷弯型钢或热轧钢板、型钢焊接成型的矩形管。连接可采用高频焊、自动或半自动焊和手工对接焊缝。当矩形钢管混凝土构件采用钢板或型钢组合时，其壁板间的连接焊缝应采用全熔透焊缝。15.2.1矩形钢管可采用冷成型的直缝钢管或热轧管，也可采用冷弯型钢或热轧钢板、型钢焊接成型的矩形管。连接可采用高频焊、自动或半自动焊和手工对接焊缝。当矩形钢管混凝土构件采用钢板或型钢组合时，其壁板间的连接焊缝应采用全熔透焊缝。 15.3.1圆钢管可采用焊接圆钢管或热轧无缝钢管等。15.3.1圆钢管可采用直缝或螺旋缝焊接圆钢管及热轧无缝钢管等。15.4.2圆形钢管混凝土柱与钢梁连接节点可采用外加强环节点、内加强环节点、钢梁穿心式节点、牛腿式节点和承重销式节点。15.4.2圆形钢管混凝土柱与钢梁连接节点可采用外加强环节点、内加强环节点和钢梁穿心式节点。16疲劳计算及防脆断设计16疲劳计算及防脆断设计16.2.1在结构使用寿命期间，当常幅疲劳或变幅疲劳的最大应力幅符合下列公式时，则疲劳强度满足要求。1正应力幅的疲劳计算：(16.2.1-1)对焊接部位：(16.2.1-2)对非焊接部位：(16.2.1-3)2剪应力幅的疲劳计算：16.2.1在结构使用寿命期间，当常幅疲劳的应力幅符合下列公式时，则疲劳强度满足要求。1正应力幅的疲劳计算：∆σ≤γt∆σ(16.2.1-1)对焊接部位：(16.2.1-2)对非焊接部位：(16.2.1-3)当N<5×106时： (16.2.1-4)对焊接部位：(16.2.1-5)对非焊接部位：(16.2.1-6)1板厚或直径修正系数应按下列规定采用：1）对于横向角焊缝连接和对接焊缝连接，当连接板厚t（mm）超过25mm时，应按下式计算：(16.2.1-7)2）对于螺栓轴向受拉连接，当螺栓的公称直径d（mm）大于30mm时，应按下式计算；(16.2.1-8)3）其余情况取。[∆σ]=CzN1βz(16.2.1-4)当N≥5×106时：∆σ=[∆σc]5×106(16.2.1-5)1剪应力幅的疲劳计算：∆τ≤[∆τ](16.2.1-6)对焊接部位：(16.2.1-7)对非焊接部位：(16.2.1-8)当N<1×108时：[∆τ]=CJN1βJ(16.2.1-9)当N≥1×108时：∆τ=[∆τL]1×108(16.2.1-10)2板厚或直径修正系数应按下列规定采用：1）对于横向角焊缝连接和对接焊缝连接，当连接板厚t 式中：——构件或连接计算部位的正应力幅（N/mm2）；——计算部位应力循环中的最大拉应力(取正值)（N/mm2）；——计算部位应力循环中的最小拉应力或压应力（N/mm2），拉应力取正值，压应力取负值；——构件或连接计算部位的剪应力幅（N/mm2）；——计算部位应力循环中的最大剪应力（N/mm2）；——计算部位应力循环中的最小剪应力（N/mm2）；——正应力幅的疲劳截止限（N/mm2），根据本标准附录K规定的构件和连接类别按表16.2.1-1采用；——剪应力幅的疲劳截止限（N/mm2），根据本标准附录K规定的构件和连接类别按表16.2.1-2采用。表16.2.1-1正应力幅的疲劳计算参数超过25mm时，应按下式计算：γt=25t0.25(16.2.1-11)2）对于螺栓轴向受拉连接，当螺栓的公称直径d大于30mm时，应按下式计算；γt=30d0.25(16.2.1-12)3）其余情况取=1.0。式中：——构件或连接计算部位的正应力幅（N/mm2）；——计算部位应力循环中的最大拉应力（N/mm2），取正值；——计算部位应力循环中的最小拉应力或压应力（N/mm2），拉应力取正值，压应力取负值；——构件或连接计算部位的剪应力幅（N/mm2）；——计算部位应力循环中的最大剪应力（N/mm2）；——计算部位应力循环中的最小剪应力（N/mm2）；[∆σ]——常幅疲劳的容许正应力幅（N/mm2）； 构件与连接类别构件与连接相关系数循环次数n为2×106次的容许正应力幅（）循环次数n为5×106次的容许正应力幅（）疲劳截止限（）CZβZZ1417614085Z2414411570Z331259251Z431128346Z531007441Z63906636Z73805932Z83715229Z93634625Z103564123Z113503720Z123453318Z1334029163362614N——疲劳寿命（应力循环次数）；CZ、βZ——构件和连接的相关参数，应根据本标准附录K规定的构件和连接类别，按本标准表16.2.1-1采用；[∆σc]5×106——以疲劳寿命达到N=5×106次为基准的正应力幅的常幅疲劳极限（N/mm2），应根据本标准附录K规定的构件和连接类别，按本标准表16.2.1-1采用；[∆τ]——常幅疲劳的容许剪应力幅（N/mm2）；CJ、βJ——构件和连接的相关参数，应根据本标准附录K规定的构件和连接类别，按本标准表16.2.1-2采用；[∆τL]1×108——以疲劳寿命达到N=1×108次为基准的剪应力幅的疲劳截止限（N/mm2），应根据本标准附录K规定的构件和连接类别，按表16.2.1-2采用。表16.2.1-1正应力幅的疲劳计算参数 Z14注：构件与连接的分类应符合本标准附录K的规定。表16.2.1-2剪应力幅的疲劳计算参数构件与连接类别构件与连接的相关系数循环次数n为2×106次的容许剪应力幅疲劳截止限CJβJ（）（）J135916J2510046J389055注：构件与连接的类别应符合本标准附录K的规定。构件与连接类别构件与连接的相关系数应力循环2×106次的容许正应力幅[∆σ]2×106（）应力循环5×106次的正应力幅的常幅疲劳极限[∆σc]5×106（）应力循环1×108次的正应力幅的疲劳截止限[∆σL]1×108（）CZβZZ1417614085Z2414411570Z331259251Z431128346Z531007441Z63906636Z73805932Z83715229Z93634625Z103564123Z113503720Z123453318Z133402916Z143362614注：构件与连接的分类应符合本标准附录K的规定。表16.2.1-2剪应力幅的疲劳计算参数构件与构件与连接应力循环2×应力循环1× 连接类别的相关系数106次的容许剪应力幅[∆τ]2×106（）108次的剪应力幅的疲劳截止限[∆τL]1×108（）CJΒJJ135916J2510046J389055注：构件与连接的分类应符合本标准附录K的规定。16.2.2当常幅疲劳计算不能满足本标准式（16.2.1-1）或式（16.2.1-4）要求时，应按下列规定进行计算：1正应力幅的疲劳计算应符合下列公式规定：(16.2.2-1)当时：(16.2.2-2)当时：16.2.2在结构使用寿命期间，当变幅疲劳的应力幅谱中最大的正应力幅或最大的剪应力幅符合下列公式时，则疲劳强度满足要求。1正应力幅的疲劳计算：∆σ≤γt[∆σL]1×108(16.2.2-1)2剪应力幅的疲劳计算：∆τ≤[∆τL]1×108(16.2.2-2)式中：[∆σL]1×108——以疲劳寿命达到N=1×108次为基准的正应力幅的疲劳截止限（N/mm2），应根据本 (16.2.2-3)当时：(16.2.2-4)(16.2.2-5)2剪应力幅的疲劳计算应符合下列公式规定：当时：(16.2.2-6)当时：(16.2.2-7)式中：——常幅疲劳的容许正应力幅(N/mm2)：——应力循环次数；——构件和连接的相关参数，应根据本标准附录K标准附录K规定的构件和连接类别，按表16.2.1-1采用； 规定的构件和连接类别，按本标准表16.2.1-1采用；——循环次数n为5×106次的容许正应力幅（N/mm2），应根据本标准附录K规定的构件和连接类别，按本标准表16.2.1-1采用；——常幅疲劳的容许剪应力幅（N/mm2）；——构件和连接的相关系数，应根据本标准附录K规定的构件和连接类别，按本标准表16.2.1-2采用。16.2.3当变幅疲劳的计算不能满足本标准式（16.2.1-1）、式（16.2.1-4）要求，可按下列公式规定计算：1正应力幅的疲劳计算应符合下列公式规定：(16.2.3-1)(16.2.3-2)2剪应力幅的疲劳计算应符合下列公式规定：16.2.3当变幅疲劳的计算不能满足本标准式（16.2.2-1）、式（16.2.2-2）要求，可按下列公式计算：1正应力幅的疲劳计算应符合下列公式规定：∆σe≤γt∆σ2×106(16.2.3-1)∆σe=ni∆σiβZ+[∆σc]5×106-2nj∆σjβZ+22×1061βZ(16.2.3-2)2剪应力幅的疲劳计算应符合下列公式规定： (16.2.3-3)(16.2.3-4)式中：——由变幅疲劳预期使用寿命（总循环次数n=）折算成循环次数n为2×106次的等效正应力幅（N/mm2）；——循环次数n为次的容许正应力幅（N/mm2），应根据本标准附录K规定的构件和连接类别，按本标准表16.2.1-1采用；——应力谱中在范围内的正应力幅（N/mm2）及其频次；——应力谱中在范围内的正应力幅（N/mm2）及其频次；——由变幅疲劳预期使用寿命（总循环次数）折算成循环次数n为次常幅疲劳的等效剪应力幅∆τe≤∆τ2×106(16.2.3-3)∆τe=ni∆τiβJ2×1061βJ(16.2.3-4)式中：∆σe——由预期使用期内应力循环总次数=ni+nj的变幅疲劳损伤与应力循环2×106次常幅疲劳损伤相等而换算得到的等效正应力幅（N/mm2）；[∆σ]2×106——疲劳寿命N=2×106次的容许正应力幅（N/mm2），应根据本标准附录K规定的构件和连接类别，按本标准表16.2.1-1采用；∆σi、ni——正应力幅谱中在∆σi≥[∆σc]5×106范围内的各个正应力幅（N/mm2）及其频次；∆σj、nj——正应力幅谱中在[∆σL]1×108≤∆σj<[∆σc]5×106范围内的各个正应力幅（N/mm2）及其频次。∆τe——由预期使用期内应力循环总次数=ni （N/mm2）；——循环次数n为2×106次的容许剪应力幅（N/mm2），应根据本标准附录K规定的构件和连接类别，按本标准表16.2.1-2采用；——应力谱中在范围内的剪应力幅（N/mm2）及其频次。的变幅疲劳损伤与应力循环2×106次常幅疲劳损伤相等而换算得到的等效剪应力幅（N/mm2）；[∆τ]2×106——疲劳寿命N=2×106次的容许剪应力幅（N/mm2），应根据本标准附录K规定的构件和连接类别，按本标准表16.2.1-2采用；∆τi、ni——剪应力幅谱中在∆τi≥[∆τL]1×108范围内的各个剪应力幅（N/mm2）及其频次。16.2.4重级工作制吊车梁和重级、中级工作制吊车桁架的变幅疲劳可取应力循环中最大的应力幅按下列公式计算：1正应力幅的疲劳计算应符合下式要求：(16.2.4-1)2剪应力幅的疲劳计算应符合下式要求：(16.2.4-2)式中：——欠载效应的等效系数，按表16.2.4采用。16.2.4重级工作制吊车梁和重级、中级工作制吊车桁架的变幅疲劳可取应力幅谱中最大的应力幅按下列公式计算：1正应力幅的疲劳计算应符合下式要求：(16.2.4-1)2剪应力幅的疲劳计算应符合下式要求：(16.2.4-2)式中：——欠载效应的等效系数，按表16.2.4采用。 表16.2.4吊车梁和吊车桁架欠载效应的等效系数吊车类别A6、A7、A8工作级别（重级）的硬钩吊车1.0A6、A7工作级别（重级）的软钩吊车0.8A4、A5工作级别（中级）的吊车0.5表16.2.4吊车梁和吊车桁架欠载效应的等效系数吊车类别A6、A7、A8工作级别（重级）的硬钩吊车1.0A6、A7工作级别（重级）的软钩吊车0.8A4、A5工作级别（中级）的吊车0.517钢结构抗震性能化设计17钢结构抗震性能化设计17.2计算要点17.2计算要点17.1.3钢结构构件的抗震性能化设计应根据建筑的抗震设防类别、设防烈度、场地条件、结构类型和不规则性，结构构件在整个结构中的作用，使用功能和附属设施功能的要求、投资大小、震后损失和修复难易程度等，经综合分析比较选定其抗震性能目标。构件塑性耗能区的抗震承载性能等级及其在不同地震动水准下的性能目标可按表17.1.3划分。表17.1.3构件塑性耗能区的抗震承载性能等级和目标承载性能等级地震动水准多遇地震设防地震罕遇地震性能1完好完好基本完好17.1.3钢结构构件的抗震性能化设计应根据建筑的抗震设防类别、设防烈度、场地条件、结构类型和不规则性，结构构件在整个结构中的作用，使用功能和附属设施功能的要求、投资大小、震后损失和修复难易程度等，经综合分析比较选定其抗震性能目标。构件塑性耗能区的抗震承载性能等级及其在不同地震动水准下的性能目标可按表17.1.3-1划分。抗震设防类别为标准设防类（丙类）的多高层房屋，抗震等级应按表17.1.3-2确定。表17.1.3-1构件塑性耗能区的抗震承载性能等级和目标地震动水准 性能2完好基本完好基本完好~轻微变形性能3完好实际承载力满足高性能系数的要求轻微变形性能4完好实际承载力满足较高性能系数的要求轻微变形~中等变形性能5完好实际承载力满足中性能系数的要求中等变形性能6基本完好实际承载力满足低性能系数的要求中等变形~显著变形性能7基本完好实际承载力满足最低性能系数的要求显著变形注：性能1至性能7性能目标依次降低,性能系数的高、低取值见本标准第17.2节。承载性能等级多遇地震设防地震罕遇地震性能1完好完好基本完好性能2完好基本完好基本完好~轻微变形性能3完好实际承载力满足高性能系数的要求轻微变形性能4完好实际承载力满足较高性能系数的要求轻微变形~中等变形性能5完好实际承载力满足中性能系数的要求中等变形性能6基本完好实际承载力满足低性能系数的要求中等变形~显著变形性能7基本完好实际承载力满足最低性能系数的要求显著变形注：性能1至性能7性能目标依次降低,性能系数的高、低取值见本标准第17.2节。表17.1.3-2抗震等级结构类型设防烈度678H≤50m四三50m0-20＜T≤0-40＜T≤-20不需验算疲劳非焊接结构B（允许用A）BB受拉构件及承重结构的受拉板件：1.板厚或直径小于40mm：C2.板厚或直径不小于40mm：D3.重要承重结构的受拉板材宜选建筑结构用钢板焊接结构B（允许用Q345A~Q420A）需验算疲劳非焊接结构BQ235BQ390CQ345GJCQ420CQ345BQ460CQ235CQ390DQ345GJCQ420DQ345CQ460D焊接结构BQ235CQ390DQ345GJCQ420DQ345CQ460DQ235DQ390EQ345GJDQ420EQ345DQ460E由于钢板厚度增大，硫、磷含量过高会对钢材的冲击韧性和抗脆断性能造成不利影响，因此承重结构在低于-20℃环境下工作时，钢材的硫、磷含量不宜大于0.030%；焊接构件宜采用较薄的板件；重要承重结构的受拉厚板宜选用细化晶粒的钢板。严格来说，结构工作温度的取值与可靠度相关。为便于使用，在室外工作的构件，本标准的结构工作温度可按国家标准《采暖通风与空气调节设计规范》GBJ19-87（2001年版）的最低日平均气温采用，见表4。表4最低日平均气温（℃）省市名北京天津河北山西内蒙古辽宁吉林黑龙江上海城市名北京天津唐山石家庄太原呼和浩特沈阳吉林长春齐齐哈尔哈尔滨上海最低日气温-15.9-13.1-15.0-17.1-17.8-25.1-24.9-33.8-29.8-32.0-33.0-6.9省市名江苏浙江安徽福建江西山东城市名连云港南京杭州宁波温州蚌埠合肥福州厦门九江南昌烟台最低日气温-11.4-9.0-6.0-4.3-1.8-12.3-12.51.64.9-6.8-5.6-11.9省市名山东河南湖湖广东海广西62 北南南城市名济南青岛洛阳郑州武汉长沙汕头广州湛江海口桂林南宁最低日气温-13.7-12.5-11.6-11.4-11.3-6.95.12.94.26.9-2.92.4省市名广西四川贵州云南西藏陕西甘肃青海宁夏新疆城市名北海成都重庆贵阳昆明拉萨西安兰州西宁银川乌鲁木齐吐鲁番最低日气温2.6-1.10.9-5.93.5-10.3-12.3-15.8-20.3-23.4-33.3-23.7省市名台湾香港城市名台北花莲香港最低日气温7.09.86.0对于室内工作的构件，如能确保始终在某一温度以上，可将其作为工作温度，如采暖房间的工作温度可视为0℃以上；否则可按表4数值增加5℃采用。4.3.5由于当焊接熔融面平行于材料表面时，层状撕裂较易发生，因此T形、十字形、角形焊接连接节点宜满足下列要求：1当翼缘板厚度等于或大于40mm且连接焊缝熔透高度等于或大于25mm或连接角焊缝单面高度大于35mm时，设计宜采用对厚度方向性能有要求的抗层状撕裂钢板，其Z向承载性能等级不宜低于Z15（限制钢板的含硫量不大于0.01%）；当翼缘板厚度等于或大于40mm且连接焊缝熔透高度大于40mm或连接角焊缝单面高度大于60mm时，Z向承载性能等级宜为Z25（限制钢板的含硫量不大于0.007%）；2翼缘板厚度大于或等于25mm，且连接焊缝熔透高度等于或大于16mm时，宜限制钢板的含硫量不大于0.01%。4.3.6根据工程调研和独立试验实测数据，国产建筑钢材Q235~Q460钢的屈强比标准值都小于0.83，伸长率都大于20%，故均可采用。塑性区不宜采用屈服强度过高的钢材。4.3.7本条对无加劲的直接焊接的相贯节点部位钢管提出材料使用上的注意点。无加劲钢管的主要破坏模式之一是贯通钢管管壁局部弯曲导致的塑性破坏，若无62 一定的塑性性能保证，相关的计算方法并不适用。因目前国内外在钢管节点的试验研究中，其钢材的屈服强度仅限于355N/mm2及其以下，屈强比均不大于0.8。对于Q420和Q460级钢材，在钢管节点中试验研究和工程中应用尚少，参照欧洲钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures（EN1993-1-8）第7章的规定，可按本标准给出的公式计算节点静力承载力，然后乘以0.9的折减系数。对我国的Q390级钢，难以找到国外强度级别与其对应的钢材，其静力承载力折减系数可按相关工程设计经验确定（或近似取0.95）。根据欧洲钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures的规定，主管管壁厚度不应超过25mm，除非采取措施能充分保证钢板厚度方向的性能。当主管壁厚超过25mm时，管节点施焊时应采取焊前预热等措施降低焊接残余应力，防止出现层状撕裂，或采用具有厚度方向性能要求的Z向钢。此外，由于兼顾外观尺寸和承载强度两者的需求，将遇到不得不采用径厚比为10左右的钢管的情况。如果采用非轧制厚壁钢管，则必须确认有可行、可靠的加工工艺，不会因之造成成型钢管的材质劣化。钢管结构中对钢材性能的要求是基于最终成品（钢管及方矩管），而不是基于母材的性能，对冷成型的钢管（如方矩管的弯角处），其性能的变化设计者应予以重视，特别是用于抗震或者直接承受疲劳荷载的管节点，对钢管成品的材料性能应作出规定。钢管结构中的钢管主要承受轴力，因此成品钢管材料的轴向性能必须得到保证。钢板的性能与轧制方向有关，一般塑性和冲击韧性沿轧制方向的性能指标较高，平行于轧制方向的冲击韧性要比横向高5％～10％，因此在卷制或压制钢管时，应优先选取卷曲方向与轧制方向垂直，以保证成品钢管轴向的强度、塑性和冲击韧性均能满足设计要求。当卷曲方向与轧制方向相同时，宜附加要求钢板横向冲击韧性的合格保证。钢管按照成型方法不同可分为热轧无缝钢管和冷弯焊接钢管，热轧钢管又分为热挤压和热扩两种；冷弯圆管则分为冷卷制与冷压制两种；而冷弯矩形管也有圆变方与直接成方两种。不同的成型方法会对管材产品的性能有不同的影响，热轧无缝钢管和最终热成型钢管残余应力小，在轴心受压构件的截面分类中属于a类；冷弯焊接钢管品种规格范围广，但是其残余应力大，在轴心受压构件的截面分类中属于b类。62 对冷成型钢管的径厚比及成型工艺的限制，是要避免冷成型后钢材塑性及韧性过度降低，保证冷成型后圆管、方矩管的材料质量等级（塑性和冲击韧性）。在条件许可时，设计可要求冷成型后再进行热处理。冷成型钢管选材宜采用同强度级GJ钢或高一质量等级的碳素结构钢、低合金结构钢作为原材。4.3.5与常用结构钢材相匹配的焊接材料可按表5的规定选用。62 表5常用钢材的焊接材料选用匹配推荐表母材焊接材料GB/T700和GB/T1591标准钢材GB/T19879标准钢材GB/T4171标准钢材GB/T7659标准钢材焊条电弧焊SMAW实心焊丝气体保护焊GMAW药芯焊丝气体保护焊FCAW埋弧焊SAWQ235Q235GJQ235NHQ295NHQ295GNHZG270—480HGB/T5117：E43XXE50XXE50XX-XGB/T8110：ER49-XER50-XGB/T10045E43XTX-XE50XTX-XE49XTX-XGB/T5293：F4XX-H08AF48XX-H08MnAQ345Q355Q390Q345GJQ390GJQ355NHQ345GNHQ345GNHLQ390GNH—GB/T5117：E50XXE5015、16-XGB/T8110：ER50-XER55-XGB/T10045：E50XTX-XGB/T5293：F5XX-H08MnAF5XX-H10Mn2F48XX-H08MnAF48XX-H10Mn2F48XX-H10Mn2AQ420Q420GJQ415NH—GB/T5117：E5515、16-XGB/T8110：ER55-XGB/T10045：E55XTX-XGB/T5293：F55XX-H10Mn2AF55XX-H08MnMoAQ460Q460GJQ460NH—GB/T5117：E5515、16-XGB/T8110：ER55-XGB/T10045：E55XTX-XE60XTX-XGB/T5293：F55XX-H08MnMoAF55XX-H08Mn2MoVA注：1表中X为对应焊材标准中的焊材类别；2当所焊接头的板厚大于或等于25mm时，宜采用低氢型焊接材料；62 3被焊母材有冲击要求时，熔敷金属的冲击功不应低于母材的规定。62 4.4设计指标和设计参数4.4.1对于钢材强度的设计取值，GB50017-2017在大量调研和试验的基础上，新增了Q460钢材；钢材强度设计值按板厚或直径的分组，遵照现行钢材标准进行修改；对抗力分项系数作了较大的调整和补充。局部修订在GB50017-2017的钢材设计用强度指标表4.4.1中，以Q355代替Q345，表中钢材的强度设计值基本保持不变，屈服强度值按照GB/T1591-2018作相应修改。1调研工作的内容为配合《钢结构设计标准》修编，确定各类钢材抗力分项系数和强度设计值，调研和试验工作包括以下五个方面：1）收集整理大型工程如中央电视台新址工程、国贸三期、国家游泳馆、深圳证券大楼、石家庄开元环球中心、锦州国际会展中心、新加坡圣淘沙名胜世界等所用钢材的质检报告和钢材的复检报告，其中包括Q235、Q345、Q390、Q420和Q460钢。钢材生产年限从2004年到2009年，厚度范围为5mm~100mm（少量为100mm~135mm），数据既包括力学性能，还包括化学元素含量等。总计为14608组。2）从钢材生产厂舞钢、湘钢、首钢、武钢、太钢、鞍钢、安阳、新余、济钢、宝钢征集指定钢材牌号、规定钢板厚度的拉伸试件，板厚范围为16mm~100mm，牌号为Q345、Q390、Q420和Q460钢。集中后统一由独立的第三方进行试验，在人员、设备和方法一致的条件下，获得公正客观的数据，力学和化学分析数据合计为557组。3）对影响材性不定性的试验因素（如加载速度和试验机柔度）进行系统的测试分析，以3种牌号钢材，3种板厚，3种加载速度，2种刚度的试验机为试验参数，共进行245件试验。4）通过十一家钢结构制造厂（安徽鸿路、安徽富煌、江苏沪宁、上海宝冶、宝钢钢构、浙江恒达、东南网架、杭萧钢构、二十二冶、鞍钢建设、中建阳光），测定钢厂生产的钢板、型钢和钢结构厂制作构件的厚度和几何尺寸偏差，共计25578组，进行截面几何参数不定性统计分析。5）其他试验及统计分析，如延伸率、屈强比、裂纹敏感性指数和碳当量、62 硫含量及厚度方向断面收缩率等。独立的第三方试验数据和工程调研数据相互印证，反映我国钢材生产的真实水平，在各钢材牌号，厚度组别一致时，二者的屈服强度平均值、标准差、统计标准值接近，可以以工程调研和独立试验的组合数据作为钢结构设计标准确定抗力分项系数和强度设计指标的基础。1钢材力学性能统计分析结果本次钢材力学性能数据和此前各次相比，其统计分布情况有新的变化，且更为复杂。各牌号钢材质量情况如下：1）Q235钢的屈服强度平均值比1988年统计有明显增加，但其标准差却成倍增加，屈服强度波动范围加大，统计标准值变化不大，整体质量水平比以前稍有下降；2）Q345钢在板厚小于或等于16mm时，屈服强度平均值比旧统计稍有增加，波动区间增大，统计标准差略增，计算标准值反而有些下降；当板厚大于16mm且不超过35mm时，屈服强度平均值、标准差、标准值与原统计值十分接近，基本符合《低合金高强度结构钢》GB/T1591-1994标准要求，也接近《低合金高强度结构钢》GB/T1591-2008标准要求；板厚在大于35mm且不超过50mm时,屈服强度平均值、标准值已超过《低合金高强度结构钢》GB/T1591-1994标准，接近《低合金高强度结构钢》GB/T1591-2008标准要求；当板厚大于50mm且不超过100mm时，屈服强度平均值和标准值均较高，超过《低合金高强度结构钢》GB/T1591-1994标准，并达到《低合金高强度结构钢》GB/T1591-2008标准要求。由2004~2009年生产的Q345钢厚板统计数据表明，Q345的实际质量水平已接近或达到《低合金高强度结构钢》GB/T1591-2008材料标准。3）Q390钢各厚度组，屈服强度平均值普遍较高，强度波动较小，变异系数也普遍较低，屈服强度统计标准值都高于钢材标准规定值，各项指标全都符合要求。4）Q420钢板厚分为35mm～50mm（不包括35mm）、50mm～100mm（不包括50mm）两组，钢厂质检数据和工程复检数据中存在一定数量屈服强度低于标准较多的数据，不仅屈服强度平均值低，标准差大，并62 且统计标准值普遍低于材料标准的规定值，是各牌号钢材中最差的一组，因而使抗力分项系数增大，强度设计值仅略大于Q390钢相应厚度组。1）Q460钢板厚分为35mm～50mm（不包括35mm）、50mm～100mm（不包括50mm）两组，也存在少量屈服强度略低于标准规定的数据，屈服强度平均值稍低，个别统计标准值低于材料标准的规定，就整体而言，已接近合格标准。国产Q420、Q460钢在建筑中应用仅几年时间，基本上满足了国内重大钢结构工程关键部位的需要，统计结果表明，产品还不能全面达到现行国家标准《低合金高强度结构钢》GB/T1591-2008的要求。钢厂质检和工地复检也出现了不合格的事例，总体水平还有待提高，在工程使用中应加强复检。1抗力分项系数取值。《低合金高强度结构钢》GB/T1591-1994编制时，用户曾要求提高16Mn钢的强度，并减小厚度组别的强度级差，当时因炼钢、轧制技术和管理方面的差距，没有仿照国外同类标准缩小级差。《低合金高强度结构钢》GB/T1591-2008修改了厚度组距，并明确了屈服强度为下屈服强度。Q345钢的屈服强度普遍提高，各厚度组的屈服强度级差降为10N/mm2，其中63mm～80mm（不包括63mm）厚度组的屈服强度由275N/mm2提高至315N/mm2；80mm～100mm（不包括80mm）厚度组的屈服强度由275N/mm2提高到300N/mm2，分别提高了14.5%和10.9%。由于Q390、Q420和Q460钢与《低合金高强度结构钢》GB/T1591-1994相比，除厚度组距变化外，屈服强度值并未变化，因此原统计分析结果仍可适用。本统计钢材都是2009年前生产的，独立试验取样的钢板也是2009年-2010年按《低合金高强度结构钢》GB/T1591-1994标准生产的。从统计结果看，在厚度40mm～100mm（不包括40mm）范围内，工程调研、独立试验的屈服强度都较高，与《低合金高强度结构钢》GB/T1591-1994标准相比有一定余量，且已达到《低合金高强度结构钢》GB/T1591-2008标准要求。基于各牌号钢材和各厚度组别调研和试验数据，按照国家标准《建筑结构可靠性设计统一标准》GB50068-2001的要求进行数理统计和可靠度分析，并考虑设计使用方便，最终确定钢材的抗力分项系数值（见表6）。表6Q235、Q345、Q390、Q420、Q460钢材抗力分项系数γR62 厚度分组（mm）6～40＞40，≤10003规范值钢牌号Q235钢1.0901.087Q345钢1.1251.111Q390钢Q420钢1.1251.180Q460钢—1抗力分项系数变化原因分析。根据国家标准《建筑结构可靠度设计统一标准》GB50068-2001规定，本标准采用的最低可靠指标β值应为3.2，而03规范最低可靠指标β值可为。通过编程运算得出的抗力分项系数，一般以国家标准《建筑结构荷载规范》GB50009-2001新增加的荷载组合在应力比为最大。近年来，钢材屈服强度分布规律发生变化，突出表现在Q235、Q345钢屈服强度平均值提高的同时，离散性明显增大，变异系数成倍加大。而Q420、Q460钢厚板强度整体偏低，迫使增大抗力分项系数，还导致低合金钢及不同厚度组之间抗力分项系数有一定的差异。但为了方便设计使用，需要将其适当归并，为了保证安全度，归并后的抗力分项系数对于某些厚度组会偏大。钢板、型钢厚度负偏差情况较以往严重，在公称厚度较小时更为严重，存在超过现行国家标准《热轧钢板和钢带的尺寸、外形、重量及允许偏差》GB/T709规定的现象。以上诸因素导致本次采用的抗力分项系数比《钢结构设计规范》GBJ17-88（以下简称88版规范）和03规范普遍有所增大。本标准表4.4.1～4.4.5的各项强度设计值是根据表7的换算关系并取5的修约成整倍数而得。表7强度设计值的换算关系材料和连接种类应力种类换算关系62 钢材抗拉、抗压和抗弯Q235钢Q345钢、Q390钢Q420钢、Q460钢抗剪端面承压（刨平顶紧）Q235钢Q345钢、Q390钢、Q420钢、Q460钢焊缝对接焊缝抗压抗拉焊缝质量为一级、二级焊缝质量为三级抗剪角焊缝抗拉、抗压和抗剪Q235钢Q345、Q390、Q420、Q460钢螺栓连接普通螺栓C级螺栓抗拉抗剪承压A级B级螺栓抗拉（5.6级）（8.8级）抗剪（5.6级）（8.8级）承压承压型高强度螺栓抗拉抗剪承压锚栓抗拉铸钢件抗拉、抗压和抗弯抗剪端面承压（刨平顶紧）4.4.2本条为GB50017-2017新增条文，Q345GJ钢计算模式不定性KP的均值和变异系数仍采用88版规范16Mn的数据，故指标偏于保守。表4.4.2Q345GJ钢抗力分项系数见表8。表8Q345GJ钢材料抗力分项系数62 厚度分组（mm）6～16＞16，≤40＞40，≤60＞60，≤100抗力分项系数γR1.0591.0591.0951.120根据国内Q345GJ钢强度设计值研究，提出了Q345GJ钢材的强度设计建议值（表9），简要情况如下：2011年完成轴心受压构件足尺试验（试件12件），计算模式不定性KP的均值和变异系数分别可取1.100和0.071；其抗力不定性的均值和变异系数经计算分别为1.15和0.09。2012年进行受弯构件足尺试验（试件32件），试验数据稳定且优于预期。其计算模式不定性KP抗力不定性优于上述轴心受压构件。按照《结构可靠性总原则》（《GeneralPrinciplesonReliabilityforStructures》）ISO2394和国家标准《建筑结构可靠度设计统一标准》GB50068-2001的相关规定，材料性能、几何特征、计算模式三主要影响因素的统计代表值均通过Q345GJ试验获得。综合可靠性分析以后，出于慎重再将其分析结果适当降低，抗力分项系数取1.05，从而求得表9的数值，复核结果可靠度水平全部符合现行国家标准《工程结构可靠性设计统一标准》GB50153和国家标准《建筑结构可靠度设计统一标准》GB50068-2001的强制规定。表9Q345GJ钢材的强度设计建议值（N/mm2）牌号钢材标准号厚度或直径（mm）钢材屈服强度标准值抗拉、抗压、和抗弯抗剪端面承压（刨平顶紧）Q345GJGB/T19879≤16345330190450﹥16，≤35345330190﹥35，≤50335320185﹥50，≤100325310180符合现行国家标准《建筑结构用钢板》GB/T19879的GJ类钢材为高性能优质钢材，其性能明显好于符合现行国家标准《碳素结构钢》GB/T700或现行国家标准《低合金高强度结构钢》GB/T1591的普通钢材，同等级GJ类钢材强度62 设计值理应高于普通钢材，戴国欣教授的研究结果也证明了这一点，但由于Q345GJ钢试件来源单一，数据量有限，因此GB50017-2017暂不采用表9，当有可靠依据时，Q345GJ钢设计强度值可参考表9适当提高。根据国内的研究，本次局部修订新增了Q390GJ、Q420GJ和Q460GJ的强度设计指标。研究基于调研数据和独立试验，进行了可靠度分析。调研内容包括钢材屈服强度、抗拉强度、断后伸长率、冲击功、冷弯性能，数据来自国内8家钢铁企业和钢结构加工企业，包括武汉钢铁、鞍山钢铁、莱芜钢铁、舞阳钢铁、沪宁钢机、东南网架、宝钢钢构和中信建筑设计研究总院。调研共收集到有效数据2912组。此外还开展了Q390GJ和Q420GJ共33组试件的材性试验，与调研数据进行混合统计，得到了三种GJ钢材的材料性能不定性参数。在进行数据调研时，GJ钢材生产是按照当时的国家标准《建筑结构用钢板》GB/T19879-2005进行的，产品标准采用上屈服强度；而我国钢结构工程均按照下屈服强度作为设计指标，现行的《建筑结构用钢板》GB/T19879-2015中也以下屈服强度作为屈服强度标准值，因此，在分析抗力分项系数和可靠度时，根据研究结果，采用折减系数4.10%将上屈服强度换算成下屈服强度。在此基础上，采用已有研究中对结构钢材的几何参数不定性、计算模式不定性的统计结果及荷载不定性统计结果，按照《建筑结构可靠度设计统一标准》GB50068-2001的要求进行数理统计和可靠度分析，并考虑设计使用方便，最终确定Q390GJ、Q420GJ和Q460GJ钢材的抗力分项系数γR，见表1。表1Q390GJ、Q420GJ和Q460GJ钢材的抗力分项系数γR钢材牌号厚度分组/mm6~16>16~35>35~50>50~100Q390GJ1.0791.155Q420GJ1.1251.176Q460GJ表1中的钢材的厚度分组基于当时的国家标准《建筑结构用钢板》GB/T19879-2005。新版国家标准《建筑结构用钢板》GB/T19879-2015颁布后，改为采用下屈服强度，且厚度分组有所变化，部分组别的钢材强度标准值有所提高。本标准则保持表1中GJ钢材的γR不变，参照新版《建筑结构用钢板》GB/T62 19879-2015中的钢材分组及其对应的钢材强度值计算得到相应的钢材强度设计指标：抗拉、抗压、拉弯强度设计值按换算，钢材抗剪强度设计值按换算，端面承压强度按换算。基于目标可靠度βf=3.2、考虑不同荷载组合，对所提出的强度设计值进行了校核，证明其可以满足《工程结构可靠性设计统一标准》GB/T50153-2008和《建筑结构可靠度设计统一标准》GB50068-2001对建筑结构可靠性的一般要求。新版的国家标准《建筑结构可靠性设计统一标准》GB50068-2018颁布后，修改了分项系数设计方法中作用分项系数的要求，在作用效应对承载力不利时，将永久荷载和可变荷载的分项系数分别提高为1.3和1.5；这一提高的目的是，顺应经济发展的水平，为降低风险水平而提高相应的结构可靠度设置水平。表1中的γR是基于目标可靠度βf=3.2、按原《建筑结构可靠度设计统一标准》GB50068-2001中的荷载分项系数分析得到的；如果基于提高后的荷载分项系数重新计算γR，得到的γR会相应减小、钢材强度设计值会相应提高并保持βf=3.2不变，这与新版《建筑结构可靠性设计统一标准》GB50068-2018中通过提高荷载分项系数来提高结构可靠度设置水平的目的不符。因此，本条仍然沿用基于永久荷载分项系数1.2、可变荷载分项系数1.4分析得到的γR及相应的强度设计指标。62 4.4.2本条为GB50017-2017新增条文，由于现行国家标准《结构用无缝钢管》GB/T8162中，钢管壁厚的分组、材料的屈服强度、抗拉强度均与现行国家标准《低合金高强度结构钢》GB/T1591有所不同，表4.4.3的强度设计值是由钢管材料标准中的屈服强度除以相应的抗力分项系数得出的。4.4.6本条表中各项强度设计值的换算关系与03规范相同。增加了网架用高强度螺栓，螺栓球节点网架用的高强度螺栓的外形、连接副、受力机理、施工安装方法及强度设计值均与普钢钢结构用的高强度螺栓不同。增加了Q390钢作为锚栓，柱脚锚栓一般不能用于承受水平剪力（本标准第12.7.4条）；表中还增加了螺栓与Q460钢、Q345GJ钢构件连接的承压强度设计值，为适应钢结构抗震性能化设计要求增加了高强度螺栓的抗拉强度。由于螺栓球网架一般采用根据内力选择螺栓的设计思路，因此螺栓球节点用高强螺栓未给出抗拉强度。高强度螺栓连接进入极限状态产生的破坏模式有两种：摩擦面滑移后螺栓螺杆和螺纹部分进入承压状态后出现螺栓或连接板剪切破坏。摩擦型连接和承压型连接在极限状态下破坏模式一致，因此，本标准给出的承压型高强度螺栓的抗拉强度同样适用于摩擦型高强度螺栓连接。62 结构分析与稳定性设计5.1一般规定5.1.1本条规定结构分析时可根据分析方法相应地对材料采用弹性或弹塑性假定。在进行弹性分析时，延性好的S1、S2、S3级截面允许采用截面塑性发展系数γx、γy来考虑塑性变形发展。当允许多个塑性铰形成、结构产生内力重分布时，一般应采用二阶弹塑性分析。5.1.2二阶效应是稳定性的根源，一阶分析采用计算长度法时这些效应在设计阶段考虑；而二阶P-D弹性分析法在结构分析中仅考虑了P-D效应，应在设计阶段附加考虑P-d效应；直接分析则将这些效应直接在结构分析中进行考虑，故设计阶段不再考虑二阶效应。5.1.5本条为03规范第8.4.5条、第10.1.4条的修改和补充。把结构分析时可以当成铰接点的情况在本条进行了集中说明。5.1.6本条为GB50017-2017新增条文。本条对结构分析方法的选择进行了原则性的规定。对于二阶效应明显的有侧移框架结构，应采用二阶弹性分析方法。当二阶效应系数大于0.25时，二阶效应影响显著，设计时需要更高的分析，不能把握时，宜增加结构刚度。直接分析法可适用于任意的二阶效应系数、任意的结构类型。钢结构根据抗侧力构件在水平力作用下的变形形态，可分为剪切型（框架结构）、弯曲型（如高跨比为6以上的支撑架）和弯剪型。式（5.1.6-1）只适用剪切型结构，对于弯曲型和弯剪型结构，采用式（5.1.6-2）计算二阶效应系数，强调整体屈曲模态，是要排除可能出现的一些最薄弱构件的屈曲模态。二阶效应系数也可以采用下式计算：（4）式中——按二阶弹性分析求得的计算i楼层的层间侧移；——按一阶弹性分析求得的计算i楼层的层间侧移。5.1.7初始几何缺陷是结构或者构件失稳的诱因，残余应力则会降低构件的刚度，故采用二阶P-D弹性分析时考虑结构整体的初始几何缺陷，采用直接分析时考虑初始几何缺陷和残余应力的影响。5.1.8本条规定在连续倒塌、抗火分析、极端荷载（作用）等涉及严重的材料62 非线性、内力需要重分布的情况下，应采用直接分析法以反映结构的真实响应。上述情况，若采用一阶弹性分析，则不满足安全设计的原则。考虑到经济性，一般应采用考虑材料弹塑性发展的直接分析法。当结构因材料非线性产生若干个塑性铰时，系统刚度可能发生较大变化，此时基于未变形结构而获得计算长度系数已不再适用，因此无法用于稳定性设计。5.1.9以整体受拉或受压为主的结构如张拉体系、各种单层网壳等，其二阶效应通常难以用传统的计算长度法进行考虑，尤其是一些大跨度结构，其失稳模态具有整体性或者局部整体性，甚至可能产生跃越屈曲，基于构件稳定的计算长度法已不能解决此类结构的稳定性问题，故增加本条。1.2初始缺陷结构的初始缺陷包含结构整体的初始几何缺陷和构件的初始几何缺陷、残余应力及初偏心。结构的初始几何缺陷包括节点位置的安装偏差、杆件的初弯曲、杆件对节点的偏心等。一般来说，结构的整体初始几何缺陷的最大值可根据施工验收规范所规定的最大允许安装偏差取值，按最低阶屈曲模态分布，但由于不同的结构形式对缺陷的敏感程度不同，所以各规范可根据各自结构体系的特点规定其初始缺陷值，如现行行业标准《空间网格结构技术规程》JGJ7-2010规定：网壳缺陷最大计算值可按网壳跨度的1/300取值。5.2.1本条对框架结构整体初始几何缺陷值给出了具体取值，经国内外规范对比分析，显示框架结构的初始几何缺陷值不仅跟结构层间高度有关，而且也与结构层数的多少有关，式（5.2.1-1）是从式（5.2.1-2）推导而来，即：（5）按照现行国家标准《钢结构工程施工质量验收规范》GB50205的有关要求，结构的最大水平安装误差不大于hi/1000。综合各种因素，框架结构的初始几何缺陷代表值取为Δi和hi/1000中的较大值。根据规定，不小于，可知，因此规定框架结构的初始几何缺陷代表值取为Δi。当采用二阶P-D弹性分析时，因初始几何缺陷不可避免地存在，且有可能对62 结构的整体稳定性起很大作用，故应在此类分析中充分考虑其对结构变形和内力的影响。对于框架结构也可通过在框架每层柱的柱顶作用附加的假想水平力Hni来替代整体初始几何缺陷。研究表明，框架的层数越多，构件的缺陷影响越小，且每层柱数的影响亦不大。采用假想水平力的方法来替代初始侧移时，假想水平力取值大小即是使得结构侧向变形为初始侧移值时所对应的水平力，与钢材强度没有直接关系，因此GB50017-2017取消了03规范式（3.2.8-1）中钢材强度影响系数。本标准假想水平力计算公式的形式与欧洲钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures类似，并考虑了框架总层数的影响；通过对典型工况的计算对比得到，GB50017-2017后公式的计算结果与欧洲钢结构设计规范EC3较为接近。需要注意的是，采用假想水平力法时，应施加在最不利的方向，即假想力不能起到抵消外荷载（作用）的效果。5.2.1表5.2.2构件综合缺陷代表值同时考虑了初始几何缺陷和残余应力的等效缺陷。构件的初始几何缺陷形状用正弦波来模拟，构件初始几何缺陷代表值由柱子失稳曲线拟合而来，故本标准针对不同的截面和主轴，给出了4个值，分别对应a、b、c、d四条柱子失稳曲线。为了便于计算，构件的初始几何缺陷可以用均布荷载和支座反力代替，均布荷载数值可由结构力学求解方法得到，支座反力值为，如图4所示。图4均布荷载计算简图推导过程如下：根据，得（6）（7）62 1.2一阶弹性分析与设计本节所有条文均为新增条文。本节着重对一阶弹性分析设计方法的适用条件和设计过程进行了说明，基本延续了03规范对无侧移框架和有侧移框架的设计方法。1.3二阶P-Δ弹性分析与设计5.4.1二阶P-Δ弹性分析设计方法考虑了结构在荷载作用下产生的变形（P-Δ）、结构整体初始几何缺陷（P-Δ0）、节点刚度对结构和构件变形和内力产生的影响。进行计算分析时，可直接建立带有初始整体几何缺陷的结构，也可把此类缺陷的影响用假想水平力来代替，并应考虑假想力与设计荷载的最不利组合。采用仅考虑P-Δ效应的二阶弹性分析与设计方法只考虑了结构层面上的二阶效应的影响，并未涉及构件的P-δ和P-δ0对结构整体变形和内力的影响，因此这部分的影响还应通过稳定系数来进行考虑，此时的构件计算长度系数应取1.0或其他认可的值。当结构无侧移影响时，如近似一端固接、一端铰接的柱子，其计算长度系数小于1.0。采用本方法进行设计时，不能采用荷载效应的组合，而应采用荷载组合进行非线性求解。本方法作为一种全过程的非线性分析方法，不允许进行荷载效应的迭加。5.4.2本条基本沿用03规范第3.2.8条，用假想力来代替初始几何缺陷的影响。与03规范的式（3.2.8-2）相比,式（5.4.2-1）将二阶效应仅与框架受水平荷载相关联,不需要在楼层和屋顶标高设置虚拟水平支座和计算其反力,只需分别计算框架在竖向荷载和水平荷载下的一阶弹性内力，即可求得近似的二阶弹性弯矩。该式概念清楚,计算简便，研究表明适用于范围。1.4直接分析设计法5.5.1当采用直接分析设计法时，可以直接建立带有初始几何缺陷的结构和构件单元模型，也可以用等效荷载来替代。在直接分析设计法中，应能充分考虑各种对结构刚度有贡献的因素，如初始缺陷、二阶效应、材料弹塑性、节点半刚性等，以便能准确预测结构行为。采用直接分析设计法时，分析和设计阶段是不可分割的。两者既有同时进行的部分（如初始缺陷应在分析的时候引入），也有分开的部分（如分析得到应力62 状态，再采用设计准则判断是否塑性）。两者在非线性迭代中不断进行修正、相互影响，直至达到设计荷载水平下的平衡为止。这也是直接分析法区别于一般非线性分析方法之处，传统的非线性强调了分析却忽略了设计上的很多要求，因而其结果是不可以“直接”作为设计依据的。由于直接分析设计法已经在分析过程中考虑了一阶弹性设计中计算长度所要考虑的因素，故不再需要进行基于计算长度的稳定性验算了。对于一些特殊荷载下的结构分析，比如连续倒塌分析、抗火分析等，因涉及几何非线性、材料非线性、全过程弹塑性分析，采用一阶弹性分析或者二阶P-Δ弹性分析并不能得到正确的内力结果，应采用直接分析设计法进行结构分析和设计。直接分析设计法作为一种全过程的非线性分析方法，不允许进行荷载效应的迭加，而应采用荷载组合进行非线性求解。5.5.1二阶P-D-d弹性分析是直接分析法的一种特例，也是常用的一种分析手段。该方法不考虑材料非线性，只考虑几何非线性，以第一塑性铰为准则，不允许进行内力重分布。5.5.2二阶弹塑性分析作为一种设计工具，虽然在学术界和工程界仍有争议，但世界各主流规范均将其纳入规范，以便适应各种需要考虑材料弹塑性发展的情况。工程界常采用一维梁柱单元来进行弹塑性分析，二维的板壳元和三维的实体元因涉及大量计算一般仅在学术界中采用，塑性铰法和塑性区法是基于梁柱单元的两种常用的考虑材料非线性的方法。本条规定针对给定的设计目标，二阶弹塑性分析可生成多个塑性铰，直至达到设计荷载水平为止。对结构进行二阶弹塑性分析，由材料和截面确定的弯矩-曲率关系、节点的半刚性直接影响计算结果，同时分析结果的可靠性有时依赖于结构的破坏模式，不同破坏模式适用的非线性分析增量-迭代策略可能不一样。另外，由于可靠度不同，正常荷载工况下的设计和非正常荷载工况下的设计（如抗倒塌分析或罕遇地震作用下的设计等）对构件极限状态的要求不同。一般来说，进行弹塑性分析应符合下列规定：1除非有充分依据证明一根构件能可靠地由一个单元所模拟（如只受拉支62 撑），一般构件划分单元数不宜小于4。构件的几何缺陷和残余应力应能在所划分的单元里考虑到。1钢材的应力-应变曲线为理想弹塑性，混凝土的应力-应变曲线可按现行国家规范《混凝土结构设计规范》GB50010的要求采用。2工字形（H形）截面柱与钢梁刚接时，应有足够的措施防止节点域的变形，否则应在结构整体分析时予以考虑。3当工字形（H形）截面构件缺少翘曲扭转约束时，应在结构整体分析时予以考虑。4可按现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB50009的规定考虑活荷载折减。抗震设计的结构，采用重力荷载代表值后，不得进行活荷载折减。5应输出下列计算结果以验证是否符合设计要求：1)荷载标准组合的效应设计值作用下的挠度和侧移；2)各塑性铰的曲率；3)没有出现塑性变形的部位，应输出应力比。5.5.7直接分析设计法是一种全过程二阶非线性弹塑性分析设计方法，可以全面考虑结构和构件的初始缺陷、几何非线性、材料非线性等对结构和构件内力的影响，其分析设计过程可用式（8）来表达。用直接分析设计法求得的构件的内力可以直接作为校核构件的依据，进行如下的截面验算即可。（8）直接分析法不考虑材料弹塑性发展、或按弹塑性分析截面板件宽厚比等级不符合S2级要求时，，；按弹塑性分析，截面板件宽厚比等级符合S2级要求时，，。式中：N——构件的轴力设计值（N）；A——构件的毛截面面积（mm2）；Mx、My——绕着构件x、y轴的一阶弯矩承载力设计值（）；Wx、Wy——绕着构件x、y轴的毛截面模量（mm3）；Wpx、Wpy——绕着构件x、y轴的毛截面塑性模量（mm3）；62 ——截面塑性发展系数；Δx、Δy——由于结构在荷载作用下的变形所产生的构件两端相对位移值（mm）；Δxi、Δyi——由于结构的整体初始几何缺陷所产生的构件两端相对位移值（mm）；δx、δy——荷载作用下构件在轴方向的变形值（mm）；δxo、δyo——构件在轴方向的初始缺陷值（mm）。值得注意的是，上式截面的N-M相关公式是相对保守的，当有足够资料证明时可采用更为精确的N-M相关公式进行验算。5.5.7本条对采用塑性铰法进行直接分析设计做了补充要求，因塑性铰法一般只将塑性集中在构件两端，而假定构件的中段保持弹性，当轴力较大时通常高估其刚度，为考虑该效应，故需折减其刚度。5.5.8本条对采用塑性区法进行直接分析设计给出了一种开放性的方案，一方面可以精确计算出结构响应，另一方面也为新材料、新截面类型的应用创造了条件。62 受弯构件6.1受弯构件的强度6.1.1计算梁的受弯强度时，考虑截面部分发展塑性变形，因此在计算公式（6.1.1）中引进了截面塑性发展系数和。和的取值原则是：使截面的塑性发展深度不致过大；与第8章压弯构件的计算规定表8.1.1相衔接。当考虑截面部分发展塑性时，为了保证翼缘不丧失局部稳定，受压翼缘自由外伸宽度与其厚度之比应不大于。直接承受动力荷载的梁也可以考虑塑性发展，但为了可靠，对需要计算疲劳的梁还是以不考虑截面塑性发展为宜。考虑腹板屈曲后强度时，腹板弯曲受压区已部分退出工作，本条采用有效截面模量考虑其影响，本标准第6.4节采用另外的方法计算其抗弯强度。6.1.2本条为GB50017-2017新增条文。截面板件宽厚比等级可按本标准表3.5.1根据各板件受压区域应力状态确定。条文中箱形截面的塑性开展系数偏低，箱形截面的塑性开展系数应该介于1.05～1.2之间，参见表10。表10箱形截面的塑性开展系数截面号BHtftwFxγxFyγyJ1－140040010101.1531.051.1531.05J1－240040015101.1311.051.1971.05J1－340040020101.1251.051.2331.05J1.5－140060015151.1971.0661.1311.05J1.5－240060020151.1751.0661.1561.05J1.5－340060025151.1621.0661.1791.05J2－140080020201.2331.0811.1251.05J2－240080030201.1991.0811.1551.05J2－340080040201.1821.0811.1821.05J3－1400120030301.2881.1081.1291.05J3－2400120035301.2731.1081.1371.05J3－3400120040301.2601.1081.1451.056.1.3考虑腹板屈曲后强度的梁，其受剪承载力有较大的提高，不必受公式（6.1.3）的抗剪强度计算控制。6.1.4计算腹板计算高度边缘的局部承压强度时，集中荷载的分布长度lz，早62 在20世纪40年代中期，前苏联的科学家已经利用半无限空间上的弹性地基梁上模型的级数解，获得了地基梁下反力分布的近似解析解，并被英国、欧洲、美国和前苏联钢结构设计规范用于轨道下的等效分布长度计算。最新的数值分析表明，基于弹性地基梁的模型得到的承压长度[式（6.1.4-2）中的系数改为3.25就是前苏联、英国，欧洲、日本、ISO等采用的公式]偏大，应改为2.83；随后进行的理论上更加严密的解析分析表明，弹性地基梁的变形集中在荷载作用点附近很短的一段，应考虑轨道梁的剪切变形，因此改用半无限空间上的Timoshenko梁的模型，这样得到的承压长度的解析解，公式的系数从3.25下降到2.17，在梁模型中承压应力的计算应计入荷载作用高度的影响，考虑到轮压作用在轨道上表面，承压应力的扩散更宽，系数可增加到2.83，经综合考虑条文式（6.1.4-2）中系数取3.25，相当于利用塑性发展系数是1.1484。集中荷载的分布长度lz的简化计算方法，为03规范计算公式，也与式（6.1.4-2）直接计算的结果颇为接近。因此该式中的50mm应该被理解为为了拟合式（6.1.4.-2）而引进的，不宜被理解为轮子和轨道的接触面的长度。真正的接触面长度应在20mm~30mm之间。表11式（6.1.4-2）和（6.1.4-3）计算的承压长度对比（mm）腹板厚度（mm）轨道规格及其惯性矩24kg33kg38kg43kg50kgQU70QU80QU100QU120486821.91204.41489203710821547.42864.734923.795322.2383.7435.7467.7519.26303.4361.3410.3440.3488.6395.98276.0328.5372.9400.2444.1359.9405.310257.9306.2347.1372.2412.9335.1377.0462.312244.0289.0327.4350.9389.0316.1355.4435.5520.114277.4313.2335.3371.2302.7339.5414.9495.816302.4323.2357.1292.5327.2398.5475.418313.6345.6284.7317.3385.0458.520336.4278.7309.5373.9444.22hR2142402682803042402603003402hR+502642903183303542903103503905x30+2hR+505044404605005405x7.5+2hR+50301.5327.5355.5367.5391.562 轨道上作用轮压，压力穿过具有抗弯刚度的轨道向梁腹板内扩散，可以判断：轨道的抗弯刚度越大，扩散的范围越大，下部腹板越薄（即下部越软弱），则扩散的范围越大，因此式（6.1.4-2）正确地反映了这个规律。而为了简化计算，本条给出了式（6.1.4-3），但是考虑到腹板越厚翼缘也越厚的规律，式（6.1.4-3）实际上反映的是与式（6.1.4-2）不同的规律，应用时应注意。6.1.1同时受有较大的正应力和剪应力处，指连续梁中部支座处或梁的翼缘截面改变处等。折算应力公式（6.1.5-1）是根据能量强度理论保证钢材在复杂受力状态下处于弹性状态的条件。考虑到需验算折算应力的部位只是梁的局部区域，故公式中取大于1。当和同号时，其塑性变形能力低于和异号时的数值，因此对前者取，而对后者取。复合应力作用下允许应力少量放大，不应理解为钢材的屈服强度增大，而应理解为允许塑性开展。这是因为最大应力出现在局部个别部位，基本不影响整体性能。6.2受弯构件的整体稳定6.2.1钢梁整体失去稳定性时，梁将发生较大的侧向弯曲和扭转变形，因此为了提高梁的稳定承载能力，任何钢梁在其端部支承处都应采取构造措施，以防止其端部截面的扭转。当有铺板密铺在梁的受压翼缘上并与其牢固相连，能阻止受压翼缘的侧向位移时，梁就不会丧失整体稳定，因此也不必计算梁的整体稳定性。6.2.3在两个主平面内受弯的构件，其整体稳定性计算很复杂，本条所列公式（6.2.3）是一个经验公式。1978年国内曾进行过少数几根双向受弯梁的荷载试验，分三组共7根，包括热轧工字钢I18和I24a与一组单轴对称加强上翼缘的焊接工字梁。每组梁中1根为单向受弯，其余1根或2根为双向受弯（最大刚度平面内受纯弯和跨度中点上翼缘处受一水平集中力）以资对比。试验结果表明，双向受弯梁的破坏荷载都比单向低，三组梁破坏荷载的比值各为0.91、0.90和0.88。双向受弯梁跨度中点上翼缘的水平位移和跨度中点截面扭转角也都远大于单向受弯梁。用上述少数试验结果验证本条公式（6.2.3），证明是可行的。公式左边第二项分母中引进绕弱轴的截面塑性发展系数，并不意味绕弱轴弯曲出现塑性，而62 是适当降低第二项的影响，并使公式与本章式（6.1.1）和式（6.2.2）形式上相协调。6.2.3对箱形截面简支梁，本条直接给出了其应满足的最大和比值。满足了这些比值，梁的整体稳定性就得到保证。由于箱形截面的抗侧向弯曲刚度和抗扭转刚度远远大于工字形截面，整体稳定性很强，本条规定的和值很容易得到满足。6.2.4梁端支座，弯曲铰支容易理解也容易达成，扭转铰支却往往被疏忽，因此本条特别规定。对仅腹板连接的钢梁，因为钢梁腹板容易变形，抗扭刚度小，并不能保证梁端截面不发生扭转，因此在稳定性计算时，计算长度应放大。6.2.5减小梁侧向计算长度的支撑，应设置在受压翼缘，此时对支撑的设计可以参照本标准第7.5.1条用于减小压杆计算长度的侧向支撑。6.2.6本条针对框架主梁的负弯矩区的稳定性计算提出，负弯矩区下翼缘受压，上翼缘受拉，且上翼缘有楼板起侧向支撑和提供扭转约束，因此负弯矩区的失稳是畸变失稳。将下翼缘作为压杆，腹板作为对下翼缘提供侧向弹性支撑的部件，上翼缘看成固定，则可以求出纯弯简支梁下翼缘发生畸变屈曲的临界应力，考虑到支座条件接近嵌固，弯矩快速下降变成正弯矩等有利因素，以及实际结构腹板高厚比的限值，腹板对翼缘能够提供强大的侧向约束，因此框架梁负弯矩区的畸变屈曲并不是一个需要特别加以精确计算的问题，因此本条提出了很简单的畸变屈曲的临界应力公式（6.2.7-4）。正则化长细比小于或等于0.45时，弹塑性畸变屈曲应力基本达到钢材的屈服强度，此时截面尺寸刚好满足式（6.2.7-1）。对于抗震设计，要求应更加严格。不满足式（6.2.7-1），则设置加劲肋能够为下翼缘提供更加刚强的约束，并带动楼板对框架梁提供扭转约束。设置加劲肋后，刚度很大，一般不再需要计算整体稳定和畸变屈曲。6.3局部稳定6.3.1对无局部压应力且承受静力荷载的工字形截面梁推荐按本标准第6.4节利用腹板屈曲后强度。保留了03规范对轻、中级吊车轮压允许乘以0.9系数的规定，是为了保持与03规范在一定程度上的连续性。62 6.3.1需要配置纵向加劲肋的腹板高厚比，不是按硬性规定的界限值来确定而是根据计算需要配置。但仍然给出高厚比的限值，并按梁受压翼缘扭转受到约束与否分为两档，即和；在任何情况下高厚比不应超过250，以免高厚比过大时产生焊接翘曲。6.3.2本条基本保留了03规范的规定。由于腹板应力最大处翼缘应力也很大，后者对前者并不提供约束，将03规范式（4.3.3-2e）分母的153改为138。式（6.3.3-1）代表弯曲应力、承压应力和剪应力共同作用下腹板发生屈曲的近似的相关公式。在设计简支吊车梁时，需要计算部位是弯矩最大部位和靠近支座的区格，弯矩最大截面，剪应力的影响比较小，支座区格弯曲应力较小。在相关公式各项的分母，在各自的正则化长细比较小的时候，弹塑性局部屈曲的承载力都能够达到各自对应的屈服强度，在最不利的均匀受压的情况下，局部屈曲的稳定系数取1.0对应的正则化长细比大约在0.7（美国AISI规范是0.673）。钢梁腹板稳定性计算的三种应力的稳定性应好于均匀受压的，稳定系数取1.0的正则化长细比应大于0.7，本条对弯曲、剪切和局部承压三种情况，分别取0.85，0.8和0.9；弹性失稳的起点位置的正则化长细比分别取1.25，1.2和1.2，弹性失稳阶段，式（6.3.3-5）、（6.3.3-10）、（6.3.3-15）的分子均有1.1，这同样是为了与03规范保持一定程度上的连续性。弹塑性阶段，承载力和正则化长细比的关系是直线。6.3.3有纵向加劲肋时，多种应力作用下的临界条件也有改变。受拉翼缘和纵向加劲肋之间的区格，相关公式和仅设横向加劲肋者形式上相同，而受压翼缘和纵向加劲肋之间的区格则在原公式的基础上对局部压应力项加上平方。这一区格的特点是高度比宽度小很多，和（或）的相关曲线上凸得比较显著。单项临界应力的计算公式都和仅设横向加劲肋时一样，只是由于屈曲系数不同，正则化宽厚比的计算公式有些变化。对局部横向压应力作用下，由于纵横加劲肋及上翼缘围合而成的区格宽高比常在4以上，宜作为上下两边支承的均匀受压板看待，取腹板有效宽度为的2倍。当受压翼缘扭转未受到约束时，上下两端均视为铰支，计算长度为；扭转受到完全约束时，则计算长度取0.7。规范式（6.3.4-4）、式（6.3.4-5）就是这样得出的。62 6.3.1在受压翼缘与纵向加劲肋之间设置短加劲肋使腹板上部区格宽度减小，对弯曲压应力的临界值并无影响。对剪应力的临界值虽有影响，仍可用仅设横向加劲肋的临界应力公式计算，计算时以区格高度和宽度代替和。影响最大的是横向局部压应力的临界值，需要用式（6.3.5-1）、式（6.3.5-2）代替式（6.3.4-2）、式（6.3.4-3）来计算。6.3.2为使梁的整体受力不致产生人为的侧向偏心，加劲肋最好两侧成对配置。但考虑到有些构件不得不在腹板一侧配置横向加劲肋的情况（见图5），故本条增加了一侧配置横向加劲肋的规定。其外伸宽度应大于按公式（6.3.6-1）算得值的1.2倍，厚度应大于其外伸宽度的1/15。其理由如下：sssss图5横向加劲肋的配置方式钢板横向加劲肋成对配置时，其对腹板水平轴（z—z轴）的惯性矩为：（9）一侧配置时，其惯性矩为：（10）两者的线刚度相等，才能使加劲效果相同。即：（11）（12）取：（13）（14）则：（15）（16）纵向加劲肋截面对腹板竖直轴线的惯性矩，本标准规定了分界线。62 当时，用公式（6.3.6-4）计算；当时，用公式（6.3.6-5）计算。对于不受力加劲肋的厚度可以适当放宽，借鉴欧洲相关规范的规定，故取。对短加劲肋外伸宽度及其厚度均提出规定，其根据是要求短加劲肋的线刚度等于横向加劲肋的线刚度。即：（17）（18）取（19）得：（20）故规定短加劲肋外伸宽度为横向加劲肋外伸宽度的0.7~1.0倍。本条还规定了短加劲肋最小间距为，这是根据、、等常用边长之比的情况导出的。为了避免三向焊缝交叉，加劲肋与翼缘板相接处应切角，但直接受动力荷载的梁（如吊车梁）的中间加劲肋下端不宜与受拉翼缘焊接，一般在距受拉翼缘不少于50mm处断开，故对此类梁的中间加劲肋，本条第8款关于切角尺寸的规定仅适用于与受压翼缘相连接处。6.4焊接截面梁腹板考虑屈曲后强度的计算本节条款暂不适用于吊车梁，原因是多次反复屈曲可能导致腹板边缘出现疲劳裂纹。有关资料还不充分。利用腹板屈曲后强度，一般不再考虑纵向加劲肋。对Q235钢，受压翼缘扭转受到约束的梁，当腹板高厚比达到200时（或受压翼缘扭转不受约束的梁，当腹板高厚比达到175时），受弯承载力与按全截面有效的梁相比，仅下降5%以内。6.4.1工字形截面梁考虑腹板屈曲后强度，包括单纯受弯、单纯受剪和弯剪共同作用三种情况。就腹板强度而言，当边缘正应力达到屈服点时，还可承受剪力0.6Vu。弯剪联合作用下的屈曲后强度与此有些类似，剪力不超过0.5Vu时，腹板62 受弯屈曲后强度不下降。相关公式和欧洲钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures相同。梁腹板受弯屈曲后强度的计算是利用有效截面的概念。腹板受压区有效高度系数ρ和局部稳定计算一样以正则化宽厚比作为参数。ρ值也分为三个区段，分界点和局部稳定计算相同。梁截面模量的折减系数的计算公式是按截面塑性发展系数得出的偏安全的近似公式，也可用于的情况。如图6所示，忽略腹板受压屈曲后梁中和轴的变动，并把受压区的有效高度ρ、hc等分在两边，同时在受拉区也和受压区一样扣去，在计算腹板有效截面的惯性矩时不计扣除截面绕自身形心轴的惯性矩。算得梁的有效截面惯性矩为：（21）（22）此式虽由双轴对称工字形截面得出，也可用于单轴对称工字形截面。图6梁截面模量折减系数简化计算简图梁腹板受剪屈曲后强度计算是利用拉力场概念。腹板的极限剪力大于屈曲剪力。精确确定拉力场剪力值需要算出拉力场宽度，比较复杂。为简化计算，条文采用相当于下限的近似公式。极限剪力计算也以相应的正则化宽厚比为参数。计算时保留了原来采用的嵌固系数1.23。拉力场剪力值参考了欧盟规范的“简单屈曲后方法”。但是，由于拉力带还有弯曲应力，把欧盟规范的拉力场乘以0.8。欧盟规范不计嵌固系数，极限剪应力并不比我们采用的高。6.4.1当利用腹板受剪屈曲后强度时，拉力场对横向加劲肋的作用可以分成竖向和水平两个分力。对中间加劲肋来说，可以认为两相邻区格的水平力由翼缘承受。因此这类加劲肋只按轴心压力计算其在腹板平面外的稳定。62 对于支座加劲肋，当和它相邻的区格利用屈曲后强度时，则必须考虑拉力场水平分力的影响，按压弯构件计算其在腹板平面外的稳定。本条除给出此力的计算公式和作用部位外，还给出多加一块封头板时的近似计算公式。6.5腹板开孔要求6.5.1本条只给出了原则性的规定。实际腹板开孔梁多用于布设设备管线，避免管线从梁下穿过使建筑物层高增加的问题，尤其对高层建筑非常有利。6.5.2本条提出的梁腹板开洞时孔口及其位置的尺寸规定，主要参考美国钢结构标准节点构造大样。用套管补强有孔梁的承载力时，可根据以下三点考虑：1可分别验算受弯和受剪时的承载力；2弯矩仅由翼缘承受；3剪力由套管和梁腹板共同承担，即：（23）式中：——套管的受剪承载力；——梁腹板的受剪承载力。补强管的长度一般等于梁翼缘宽度或稍短，管壁厚度宜比梁腹板厚度大一级。角焊缝的焊脚长度可取0.7t，t为梁腹板厚度。研究表明，腹板开孔梁的受力特性与焊接截面梁类似。当需要进行补强时，采用孔上下纵向加劲肋的方法明显优于横向或沿孔外围加劲效果。钢梁矩形孔被补强以后，弯矩可以仅由翼缘承担，剪力由腹板和补强板共同承担。对于矩形开孔，美国SteelDesignGuideSeries2中给出了下面一些计算公式。1不带补强的腹板开孔梁最大受弯承载力Mm按下列公式进行计算：（40）式中MP——塑性极限弯矩，MP=fyZ（）；ΔAs——腹板开孔削弱面积，ΔAs=h0tw（mm2）；h0——腹板开孔高度（mm）；tw——腹板厚度（mm）；e——开孔偏心量，取正值（mm）；Z——未开孔截面塑性截面模量（mm3）；62 fy——钢材的屈服强度（N/mm2）。开孔带补强开孔不带补强图7腹板开孔梁计算几何图形2带补强的腹板开孔梁最大受弯承载力Mm按下列公式进行计算[见图7（b）]：当twe1.2的数据360.8260.0740.0890.9500.631关于第5款和第6款。目前平面DY和DK形节点已经应用于网架、网壳结构中。本标准平面DY和DK形节点承载力设计值公式引自钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures（Eurocode3-1-8：2005）。关于第7款。平面KT形节点计算公式（13.3.2-29）、式（13.3.2-30）来源于Eurocode3-1-8：2005，本条补充了关于间隙a的取值规定。Eurocode的计算方公式是依据各支管垂直于主管轴线的竖向分力合力为零的假定，但当竖杆受拉力时，仅按式（13.3.2-28）计算，可能对节点受压的计算偏于不安全，本条补充了按式（13.3.2-30）进行计算的规定。关于第8款。J.A.Packer在《空心管结构连接设计指南》（曹俊杰译，科学出版社，1997）中认为，平面节点的失效模式由主管管壁塑性控制，因而可以不计算主管管壁冲剪破坏。但是在管节点数据库中仍存在冲剪破坏的记录。日本建筑学会（AIJ）设计指南（1990）和欧洲钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures（Eurocode3-1-8：2005）要求T、Y、X形节点和有间隙的K、N形节点进行冲剪承载力计算。考虑到这类破坏发生的可能性，GB50017-2017规定对这类节点进行支管在节点处的冲剪承载力补充验算。本条公式引自欧洲钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures（Eurocode3-1-8：2005）。13.3.1本条在03规范的基础上增加了部分规定。03规范修订时，在分析管节点数据库相关数据和对照同济大学实施的试验基础上，补充了空间TT形和KK形节点的计算规定。与日本建筑学会（AIJ）公式、国际管结构研究和发展委员会（CIDECT）公式相比，按所提出的计算公式和试验数据比较，无论其均值还是置信区间都更加合理。详见03规范条文说明第10.3.3条的条文说明表12最后2组数据。62 但制订03规范时所依据的管节点数据库和国内大学试验研究的空间KK形节点都是间隙节点，即图13.3.3-1的情况，而工程实践中，因支管搭接与否有多种组合，除全间隙节点外，还可能遇到图38所示另3种典型情况，其中图38（d）的情况为支管全搭接型，而前3种情况称为支管非全搭接型。（a）空间KK-Gap（b）空间KK-OPOv（c）空间KK-IPOv（d）空间KK-Ov形节点形节点形节点形节点图38空间KK形节点分类1-支管；2-主管；3-搭接支管；4-被搭接支管；5-内隐蔽部分对图38中（b）、（c）、（d）三种形式节点的极限承载力进行分析，将支管全搭接型的KK形节点的空间调整系数采用不同于03规范的形式，其余情况则仍采用0.9，与实验数据和有限元计算数据的对比分别见表13和表14。表中还列出了欧洲钢结构设计规范EC3：DesignofsteelstructuresEurocode3公式和日本建筑学会（AIJ）公式的相应比较结果。表13空间KK形节点承载力计算公式与试验数据的比较试件编号节点类型试验值（kN）（1）本标准公式Eurocode3AIJ计算值（kN）（2）（2）/（1）计算值（kN）（3）（3）/（1）计算值（kN）（4）（4）/（1）DKS-55KK-OPOv279.1242.70.87225.90.81266.90.96DKS-63KK-OPOv110.0109.10.9989.00.81106.60.97KK-M6KK-OPOv923.0696.30.75648.80.70811.20.88SJ17KK-OPOv1197.0818.10.68727.10.61906.80.76SJ18KK-OPOv1023.0818.10.80727.10.71906.80.89SJ16KK-IPOv916.0716.20.78681.90.74874.60.95W1KK-Ov442.0300.60.68279.70.63363.10.82W2KK-Ov425.0295.90.70274.10.64357.00.84DKS-59KK-Ov285.0227.40.80230.10.81300.81.0662 03规范没有空间KT形圆管节点强度计算公式，而近年的工程实践表明这类形式的节点在空间桁架和空间网壳中并不少见。本条第3款的计算公式采用在平面K形节点强度计算公式基础上乘以支管轴力比影响系数和空间调整系数的方法。其中，反映了空间几何效应，反映了荷载效应。分三种情况规定了的取值，即：三支管间均有间隙（空间KT-Gap型）；K形支管搭接，但与T形支管间有间隙（空间KT-IPOv型）；三支管均搭接（空间KT-Ov型）。表14空间KK形节点承载力计算公式与有限元计算结果的比较节点型式算例数统计量本标准公式EC3AIJ空间KK-OPOv型216最大值1.15260.98381.2404最小值0.73860.54050.6729平均值0.91180.75890.9353标准差0.07870.10740.1351离散度0.08630.14160.1444空间KK-IPOv型174最大值0.94421.10121.2765最小值0.52420.55960.6646平均值0.71620.77790.9177标准差0.11020.12940.1486离散度0.15380.16640.1620空间KK-Ov型230最大值1.11831.57552.0439最小值0.58130.50260.6627平均值0.82070.90831.1972标准差0.12830.28360.3732离散度0.15630.31220.3117图39显示了空间KT形节点极限承载力比值（即）与T形支管轴力比的关系曲线。其中为空间KT型节点中K形受压支管承载力，为相同几何尺寸但轴力比=0（即T形支管轴力为0）的空间KT型节点中K形受压支管承载力。轴力比是反映T形支管所受轴力相对大小的一个参数，为正，表示T形支管受拉，为负，表示支管受压，实际工程中T形支管一般不是主要受力构件，其所受轴力往往小于K形支管轴力，即的范围为[-1,1]。62 (a)-nTK曲线Ⅰ(βK=0.6,τK=0.7,γ=20,βT=0.6,τT=0.7,ζd=0.2)(b)-nTK曲线Ⅱ(βK=0.6,τK=0.7,βT=0.6,τT=0.7,ζd=0.2,Φ=100)Qn=NKT’K/N0KT’K(b)空间KT-IPOv型节点图39支管轴力比影响系数-关系曲线图39表明：1对于几何尺寸不同但轴力比相同的节点，大致相同，说明轴力比对节点极限承载力的影响是独立的，不受节点几何参数变化的影响；2在-0.2≤≤0.2范围内，值大体为1，变化较小；3在＜-0.2或＞0.2范围内，值均呈下降趋势，说明T形支管轴力增大导致节点极限承载力降低，从图中可看出T形支管受轴压时更为不利。有限元分析表明，对空间KT-Gap节点的空间调整系数无量纲参数βT、ζt的影响较大，其他参数则可不予考虑；对于空间KT-Ov节点，γ、ζt有较大影响；对于空间KK-IPOv节点，各无量纲几何参数对均无显著影响，为简单计，取=1.0。拟合的空间KT形节点强度计算公式与试验数据和有限元数据的比较分别见表15和表16。表15空间KT形节点承载力计算公式与试验数据的比较试件编号节点类型试验值（kN）建议公式计算值计算值（kN）计算值/试验值TK4E0KT-Gap1622.30.0910.9951.061537.00.95TK3E1KT-Gap1584.50.0161.0001.081209.70.76J-2KT-IPOv121501.01.001184.60.97W3KT-Ov518-0.1430.9851.04316.00.6162 表16空间KT形节点承载力计算公式与有限元数据的比较节点型式算例数统计量本标准公式空间KT-Gap型233最大值1.1787最小值0.6214平均值0.8438标准差0.0676离散度0.0801空间KT-IPOv型237最大值1.2383最小值0.6297平均值0.8467标准差0.0705离散度0.0833空间KT-Ov型235最大值1.1507最小值0.3986平均值0.7905标准差0.0832离散度0.105313.3.1本条为GB50017-2017新增条文。无斜腹杆的桁架（空腹桁架）、单层网壳等结构，其构件承受的弯矩在设计中是不可忽略的。这类结构采用无加劲直接焊接节点时，设计中应考虑节点的抗弯计算。本次标准修订时，在分析国外有关规范和国内外有关资料的基础上，根据近160个管节点的受弯承载力极限值试验数据，通过回归分析，考虑了可靠度与安全系数后得出了主管和支管均为圆管的平面T、Y、X形相贯节点受弯承载力设计值公式。表17对应于主管塑性破坏模式的受弯承载力公式拟合试验数据的统计分析试件数EC3AIJISOHSEAPIVanderVegte标准公式36/mσυ0.8490.0870.1030.7020.0680.0960.7880.0810.1030.8750.0900.1030.9050.1690.1870.8150.0750.0920.8520.0820.09624/mσυ0.7950.1420.1790.4820.0940.1960.8030.1140.1420.9550.1840.1921.0440.2480.2371.9351.5050.7780.8030.1140.14262 表17给出了对各国受弯承载力规范公式拟合试验数据的统计分析结果，m、和分别表示公式计算值与试验值之比的均值、方差和离散度。其中、分别为根据公式计算得到的节点平面内与平面外受弯承载力，计算时已将各规范中的强度设计值置换为钢材屈服值，、分别为试验测得的节点平面内与平面外受弯承载力。从表17中的对比可以看出，在平面内受弯承载力方面，API公式与试验结果最为接近，但离散度较大，HSE与Eurocode3公式比试验结果低，但数据离散度较小。在平面外受弯承载力方面，HSE公式与试验结果最为接近，API公式次之，但数据离散度较大。VanderVegte公式与试验结果差别较大，且计算异常繁琐，不便于工程应用。由于各规范公式考虑了一定的承载力安全储备，所以计算值均低于节点实际承载力。为此在上述公式的基础上提出了以下未考虑强度折减的相贯节点平面内受弯承载力计算公式：（60）统计分析表明，该公式能够较好地预测相贯节点的实际平面内受弯承载力。在此基础上考虑可靠度后得到本次标准修订公式。标准修订公式拟合试验数据的统计分析结果列于表18中。对应于主管冲剪破坏模式的相贯节点受弯承载力计算公式的主要来源为CIDECT设计指南。无斜腹杆的桁架（空腹桁架）、单层网壳结构中的杆件，同时承受轴力和弯矩作用。本条第3款适用于这种条件下的节点计算。规范修订时，对比了各国规范对于节点在弯矩与轴力共同作用下的承载力相关方程，其中、分别为组合荷载下支管轴压力与节点仅受轴压力作用时的极限承载力公式计算值，、分别为组合荷载下支管轴拉力与节点仅受轴拉力作用时的极限承载力公式计算值，、分别为组合荷载下支管平面内弯矩与节点仅受平面内弯矩作用时的极限承载力公式计算值，、分别为组合荷载下支管平面外弯矩与节点仅受平面外弯矩作用时的极限承载力公式计算值。1API-LRFD相关方程：（61）62 1AIJ相关方程：（62）2Eurocode3、HSE、ISO、NORSOK相关方程：（63）上述公式的比较表明，钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures认为平面内弯矩对节点组合荷载作用下承载力的影响较平面外弯矩小，而API规范和日本标准则认为两者权重相同。图40～图43给出了不同荷载组合下试验值与相关方程曲线的比较。可以看出，AIJ相关公式在所有情况下都是偏于安全的，Eurocode3相关公式在大多数情况下是安全的，仅有个别数据点越界，而API-LRFD相关公式相对来说安全度稍低，有少数数据点越界。表18还给出了节点在轴力、平面内弯矩、平面外弯矩共同作用下试验值代入各相关公式中的计算结果，同样显示了上述现象。从安全和简化出发，标准修订时直接采用了AIJ公式的形式。图40-相关方程与试验数据v图41-相关方程与试验数据的比较的比较62 图42-相关方程与试验数据图43-相关方程与试验数据的比较的比较表18--相关方程与试验数据的比较试件号（kN）（kN.m）（kN.m）AIJ相关公式Eurocode3相关公式API-LRFD相关公式本标准相关公式TCM-40TCM-41TCM-42TCM-43TCM-44TCM-45TCM-46TCM-47TCM-48TCM-49TCM-50TCM-51-34.5-56.5-42.0-17.9-140.0-32.5-50.0-81.0-113.0-66.0-145.0-194.02.02.23.21.27.12.92.37.45.38.319.817.01.31.41.30.85.32.21.54.02.96.413.512.42.352.952.883.414.052.822.772.172.132.772.272.861.261.601.741.872.691.481.411.141.081.461.231.670.700.960.971.181.221.221.350.840.861.551.101.071.451.751.832.022.591.661.601.391.301.641.541.9913.3.1本条为GB50017-2017新增条文。国内大学进行了主管为向内弯曲、向外弯曲和无弯曲（直线状）的圆管焊接节点静力加载对比试验共15件，节点形式有平面K形、空间TT形、KK形、KTT形。同时，应用有限元分析方法对节点进行了弹塑性分析，考虑的节点参数包括β变化范围0.5～0.8，主管径厚比2变化范围36～50，支管与主管的厚度比变化范围0.5～1.0，主管轴线弯曲曲率半径R变化范围5m～35m，以及轴线弯曲曲率半径R与主管直径d之比变化范围12～110。研究表明，无论主管轴线向内还是向外弯曲，以上各种形式的圆管节点与直线状的主管节点相比，节点受力性能没有大的差别，节点极限承载力相差不超过5%。62 13.3.1本条为GB50017-2017新增条文。圆管加强板的几何尺寸，国外有若干试验数据发表，国内大学补充实施了新的试验，据此校验了有限元模型。采用校验过的模型对T形连接的极限承载力进行了数值计算。计算表明，当支管受压时，加强板和主管分担支管传递的内力，但并非如此前文献认为的那样，可以用加强板的厚度加上主管壁厚代入强度公式；根据计算结果回归分析，采用本标准图13.2.4（a）加强板的节点承载力,是无加强时节点承载力的倍，其中τr是加强板厚度与主管壁厚的比值。计算也表明，当支管受拉时，由于主管对加强板有约束，并非只有加强板在起作用，根据回归分析，用按本标准图13.2.4（a）加强板的节点承载力是无加强时节点承载力的倍。13.3.2本条为GB50017-2017新增条文。近年来，工程实践中出现了主管为圆管、支管为方矩形管的情况。但国内对此研究不多，仅有少数几例试验。参考Eurocode3-1-8的规定给出相关计算公式，与国内大学的试验资料相比较，见表19。62 表19X形节点矩形支管-圆形主管连接节点公式计算值与试验结果的比较试件dtbRhRt1MoXRC（试验）（kN.m）MoXRC（公式）（kN.m）破坏模式GGJD-X161012.73002007165.683.75主管塑性GGJD-X261012.73002007175.983.75主管塑性、焊缝断裂13.3.1为防止焊缝先于节点发生破坏，故规定焊缝承载力不应小于节点承载力。13.3.9本条为03规范第10.3.2条的修改和补充。非搭接管连接焊缝在轴力作用下的强度计算公式（13.3.9-1）～式（13.3.9-3）沿用03规范的有关规定。本标准关于非搭接管连接焊缝在平面内与平面外弯矩作用下的强度计算公式是采用空间解析几何原理，经数值计算与回归分析后提出的。钢管节点关于x-o-z平面对称。根据对称性原理，可取对称面一侧结构施加总荷载的一半进行研究，如图44（a）所示。（a）（b）（c）图44焊缝截面的简化1-焊缝；2水平面；3-焊缝截面；4-弦杆外壁假设焊缝截面符合平截面假定。钢管相贯节点中连接主管与支管的焊缝截面实际为一空间曲面，建立空间坐标系x’y’z’[图44（a）]，将焊缝曲面投影至x’oy’平面，并将平截面假定不加证明地推广至该焊缝投影平面。此外，还假定主管与支管的连接焊缝可视为全周角焊缝进行抗弯计算，角焊缝有效截面的计算厚度he为焊脚尺寸hf的70%。62 为计算钢管相贯节点焊缝截面的几何特性，将焊缝有效截面的形成方式假定如下：焊缝有效截面的内边缘线即为主管与支管外表面的相贯线，外边缘线则由主管外表面与半径为r1且同支管共轴线的圆柱面相贯形成，其中r1＝d/2＋0.7hfsinθ。当T形节点焊缝截面边缘相贯线在x’oy’平面的投影近似为椭圆时，其平面内与平面外抗弯的有效截面惯性矩分别按式（64）与式（65）计算：（64）（65）本标准将Y形节点焊缝有效截面在x’oy’平面投影的惯性矩表示为T形节点焊缝惯性矩乘以相应的调整系数：（66）（67）经过数值积分与回归分析，得到了调整系数的表达式。Y形节点焊缝截面投影的形心至冠点边缘的最大距离经数值积分与回归分析后表达为：（68）其中，。Y形节点焊缝截面投影的形心至鞍点边缘的距离可表达为：（69）因此，非搭接管节点焊缝在平面内与平面外的抗弯截面模量分别为式（13.3.9-5）与式（13.3.9-10）的形式。经对所收集的近70个管节点的极限承载力、杆件承载力、焊缝承载力与破坏模式的计算比较（如表20和表21所示，表中破坏模式符号含义如下：CLD-主管塑性；CPS-主管冲剪；BY-支管屈服；CY-主管屈服；WF-焊缝断裂；CC-主管表面焊趾裂纹），可以保证静力荷载下焊缝验算公式的适用性。62 表20T、Y形节点平面外抗弯实测承载力与公式计算值的比较(kN·m)(kN·m)(kN·m)(kN·m)(kN·m)62 表21T、Y形节点平面内受弯实测承载力与公式计算值的比较(kN·m)(kN·m)(kN·m)(kN·m)(kN·m)13.4矩形钢管直接焊接节点和局部加劲节点的计算在03规范的基础上，根据国内大学研究成果并结合国外资料，增加了KT形矩形管节点的承载力设计公式，弯矩及弯矩轴力组合作用下T形矩形管节点承载力设计公式。62 13.4.1本条基本沿用03规范第10.3.4条的相关规定。规定了直接焊接且主管为矩形管，支管为矩形管或圆管的平面节点承载力计算公式适用的节点几何参数范围。对于间隙K、N形节点，如果间隙尺寸过大，满足，则两支管间产生错动变形时，两支管间的主管表面不形成或形成较弱的张拉场作用，可以不考虑其对节点承载力的影响，节点分解成单独的T形或Y形节点计算。13.4.2本条为03规范第10.3.4条的修改和补充。本条第1款第1项针对主管与支管相连一面发生弯曲塑性破坏的模式，第2项针对主管侧壁破坏的模式。T形节点是Y形节点的特殊情况。b£0.85的节点承载力主要取决于主管平壁形成的塑性铰线状况。公式（13.4.2-1）来源于塑性铰线模型，但其中考虑轴压力影响的系数yn则为经验公式。与国外相关公式比较，yn没有突变，符合有限元分析和试验结果，并可用于b=1.0的节点。b=1.0的节点主要发生主管侧壁失稳破坏，承载力计算中l取为，与国外规范取值相比，相当于将计算长度增大了一倍。这与主管侧壁的实际约束情况及试验结果吻合的更好。经与收集到的国外27个试验结果和国内大学5个主管截面高宽比h/b³2的等宽T形节点的有限元分析结果相比，精度远高于国外公式。以屈服应力fy代入修订后的公式所得结果与试验结果的比值作为统计值，27个试验的平均值为0.830，其方差为0.111，而按国外的公式计算，这两个值分别为0.531和0.195。此外，式（13.4.2-5）比国外相关公式多考虑了主管轴向应力影响的系数yn，在fk的取值上考虑了一个1.25的安全系数（受压情况）。对于X形节点，主管侧壁变形较T形节点大很多，因此fk的取值减少到T形节点的0.81sinqi倍；当qi<90o且h³h/cosqi时，尚应验算主管侧壁的受剪承载力。对于所有b³0.85的节点，支管荷载主要由平行主管的支管侧壁承担，另外两个侧壁承担的荷载较少，需按公式（13.4.2-11）计算“有效宽度”失效模式控制的承载力。此时，主管表面也存在冲剪破坏的可能，需按公式（13.4.2-13）验算节点抗冲剪的承载能力。由于主管表面冲剪破坏面应在支管外侧与主管壁内侧，因此进行冲剪承载力验算的上限为b=1-2t/b。对于间隙K、N形节点，公式（13.4.2-15）计算主管壁面塑性失效承载力；公式（13.4.2-16）和（13.4.2-21）计算主管在节点间隙处的受剪承载力；公式（13.4.2-17）依据有效宽度计算支管承载力；公式（13.4.2-1862 ）计算主管抗冲剪承载力。采用有效宽度概念计算搭接节点的承载力。搭接节点最小搭接率为25%，搭接率从25%增至50%的过程中，承载力线性增长；从50%至80%，承载力为常数；80%以上，承载力为另一较高常数。KT形节点的计算是本标准新增条文，采用了CIDECT建议的设计方法。13.4.1本条为GB50017-2017新增条文。根据压弯组合作用下T形矩形管节点有限元分析结果，针对的T形方管节点,当时，按公式（13.4.3-1）验算其承载力；当n>0.6或b>0.85时，按公式（13.4.3-2）验算承载力，与有限元分析结果吻合的更好。式（13.4.3-3）、（13.4.3-4）源于考虑轴压力影响的塑性铰线模型的推导结果。在塑性铰线模型中，考虑轴向压应力的影响，得到倾斜塑性铰线承载力为，式中。进而根据虚功原理得到考虑轴向压力影响的在支管轴力或弯矩作用下的节点承载力公式。13.4.2本条为GB50017-2017新增条文。当桁架中个别节点承载力不能满足要求时，进行节点加强是一个可行的方法。如果主管连接面塑性破坏模式起控制作用，可以采用主管与支管相连一侧采用加强板的方式加强节点，这通常发生在b<0.85的节点中。对于主管侧壁失稳起控制作用的节点，可采用侧板加强方式。主管连接面使用加强板加强的节点，当存在受拉的支管时，只考虑加强板的作用，而不考虑主管壁面。13.4.3本条部分沿用03规范第10.3.2条第2款，其余为新增条文。根据已有K形间隙节点的研究成果，当支管与主管夹角大于60o时，支管跟部的焊缝可以认为是无效的。在50o～60o间跟部焊缝从全部有效过渡到全部无效。尽管有些区域焊缝可能不是全部有效的，但从结构连续性以及产生较少其他影响角度考虑，建议沿支管四周采用同样强度的焊缝。62 7钢与混凝土组合梁14.1一般规定14.1.1本章规定适用于将钢梁和混凝土翼缘板通过抗剪连接件连成整体的钢-混凝土简支及连续组合梁。所谓“适用于不直接承受动力荷载”主要考虑本章给出的组合梁设计方法为塑性设计法，不适用于直接承受动力荷载的组合梁。在已有研究成果和工程实践经验的基础上，本条给出了直接承受动力荷载组合梁的设计原则，与不直接承受动力荷载的组合梁相比在设计方法上有两点不同：一是需要进行疲劳验算，在本标准附录J中给出了具体的验算方法，主要参考国内试验结果和欧洲组合结构设计规范EC4：Designofcompositesteelandconcretestructures的相关条文；二是不能采用塑性方法进行承载能力计算，应按照弹性理论进行计算，即采用换算截面法验算荷载效应设计值在组合梁截面产生的应力（包括正应力和剪应力等）小于材料的设计强度。此外，弹性设计方法还适用于板件宽厚比不符合塑性设计法要求的组合梁。组合梁的翼缘板可用现浇混凝土板，亦可用混凝土叠合板。清华大学对钢-混凝土叠合板组合梁进行了大量的试验研究，证明叠合板组合梁具有与现浇混凝土翼缘的组合梁一样的受力性能，并且钢-混凝土叠合板组合梁在实际工程中也获得了大量的成功应用，取得了显著的技术经济效益和社会效益。混凝土叠合板翼缘是由预制板和现浇层混凝土所构成，预制板既作为模板，又作为楼板的一部分参与楼板和组合梁翼缘的受力。混凝土叠合板的设计按照现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010的规定进行，在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浇层形成整体。14.1.2钢-混凝土组合梁的混凝土翼缘板既可带板托，也可不带板托。由于板托构造复杂，施工不便，在没有必要采用板托的前提下优先采用不带板托的组合梁。与混凝土结构类似，组合梁混凝土板同样存在剪力滞后效应。目前各国规范均采用有效宽度的方法考虑混凝土板剪力滞后效应的影响，但有效宽度计算方法不尽相同：1美国钢结构协会《钢结构建筑荷载及抗力系数设计规范》（AISC-LRFD，1999）规定，混凝土翼缘板的有效宽度be取为钢梁轴线两侧有效宽度之和，其中一侧的混62 凝土有效宽度为以下三者中的较小值：组合梁跨度的1/8，其中梁跨度取为支座中线之间的距离；相邻组合梁间距的1/2；钢梁至混凝土翼板边缘的距离。1欧洲组合结构设计规范EC4规定，当采用弹性方法对组合梁进行整体分析时，每一跨的有效宽度可以采用定值：对于中间跨和简支边跨可采用如下规定的中间跨有效宽度beff,1，对于悬臂跨则采用如下规定的支座有效宽度beff,2，如图45所示。图45混凝土翼板的等效跨径及有效宽度（欧洲组合结构设计规范EC4）1)中间跨和中间支座的有效宽度按下式计算：（70）式中：b0——同一截面最外侧抗剪连接件间的横向间距；bei——钢梁腹板一侧的混凝土翼缘板有效宽度，取Le/8，但不超过板的实际宽度bi。bi应取为最外侧的抗剪连接件至两根钢梁间中线的距离，对于自由端则取混凝土悬臂板的长度。Le为反弯点间的近似长度。对于一根典型的连续组合梁，应根据控制设计的弯矩包络图来确定Le（如图45所示）。2)边支座的有效宽度按下式计算：（71）（72）组合梁各区段的混凝土板有效宽度取值见图45。根据欧洲组合结构设计规范EC4，简支组合梁的有效跨径Le取为梁的实际跨度。对于连续组合梁，其正弯矩区有效宽度与正弯矩区的长度有关，负弯矩区有效宽度则与负弯矩区（中支座区）的长度有关。图4562 中相邻的正负弯矩区存在长度重叠的部分，这与设计时应考虑结构的弯矩包络图的要求是一致的。需要指出的是，当忽略混凝土的抗拉作用后，负弯矩区的有效宽度主要用于定义混凝土翼板内纵向受拉钢筋的有效截面积。1美国各州公路及运输工作者协会（AASHTO）制定的公路桥梁设计规范规定，混凝土翼板有效宽度be应等于或小于1/4的跨度以及12倍的最小板厚。对于边梁，外侧部分的有效宽度不应超过其实际悬挑长度。如果边梁仅一侧有混凝土板时，则有效宽度应等于或小于跨度的1/12以及6倍的最小板厚。2英国桥梁规范（BS5400）第5部分根据有限元分析及试验研究的成果，以表格的形式给出了对应于不同宽跨比的组合梁混凝土翼缘板有效宽度。相比较而言，欧洲组合结构设计规范EC4对组合梁混凝土板有效宽度的计算方法概念明确，并将简支组合梁和连续组合梁的计算方法统一起来，摒弃了混凝土板有效宽度与混凝土板厚相关的规定，适用性更强。本标准给出的组合梁混凝土翼板的有效宽度，基于近年来国内大量组合梁板结构试验，并系参考现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010的相关规定，同时根据已有的研究成果并借鉴欧洲组合结构设计规范EC4的相关条文，考虑到组合梁混凝土板的有效宽度主要和梁跨度有关，和混凝土板的厚度关系不大，故取消了混凝土板有效宽度与厚度相关的规定。此外，借鉴欧洲组合结构设计规范EC4的方法引入连续组合梁等效跨径的概念，将混凝土板有效宽度的规定推广至连续组合梁。严格而言，组合梁采用极限状态设计法，应使用与之相匹配的塑性有效翼缘宽度，近年来，组合梁的塑性阶段有效宽度试验研究已开展较多，也积累了较多的数据，形成了较为可靠的设计公式（详见清华大学的相关研究）。本条计算组合梁混凝土翼板有效宽度的方法是基于组合梁在弹性阶段的受力性能所建立起来的，且比实际值略偏小，而当组合梁达到极限承载力时，混凝土翼板已进入塑性状态，此时翼板中的应力分布趋向均匀，塑性阶段混凝土翼板的有效宽度远大于弹性阶段，因此本条规定低估了极限状态时楼板对承载力的实际贡献，与组合梁的极限状态设计法并不完全匹配。因此将根据弹性分析得到的翼板有效宽度应用于塑性计算，计算结果偏于安全。本条主要针对组合梁截面的承载能力验算，在进行结构整体内力和变形计算时，当组合梁和柱铰接或组合梁作为次梁时，仅承受竖向荷载，不参与结构整体抗侧，62 试验结果表明，混凝土翼板的有效宽度可统一取为跨中截面的有效宽度取值。14.1.1组合梁的正常使用极限状态验算包括挠度和负弯矩区裂缝宽度验算，应采用弹性分析方法，并考虑混凝土板剪力滞后、混凝土开裂、混凝土收缩徐变、温度效应等因素的影响。03规范仅具体给出了组合梁的挠度计算方法，并提出要验算连续组合梁负弯矩区段裂缝宽度的要求。GB50017-2017明确了正常使用极限状态组合梁的验算内容以及需要考虑的因素，同时还对计算模型和各因素的考虑方法进行了具体说明，方便设计人员操作。组合梁的正常使用极限状态验算可按弹性理论进行，原因是在荷载的标准组合作用下产生的截面弯矩小于组合梁在弹性阶段的极限弯矩，即此时的组合梁在正常使用阶段仍处于弹性工作状态。温度荷载以及混凝土收缩徐变效应可能会影响组合梁正常使用阶段的内力、变形以及负弯矩区裂缝宽度，应在正常使用极限状态验算中予以充分的考虑。在计算组合梁的挠度时，可假定钢和混凝土都是理想的弹塑性体，从而将混凝土翼板的有效截面除以钢与混凝土弹性模量的比值αE，换算为钢截面（为使混凝土翼板的形心位置不变，将翼板的有效宽度除以αE即可），再求出整个梁截面的换算截面刚度EIeq。此外，国内外的试验研究结果表明，由混凝土翼板和钢梁间相对滑移引起的附加挠度在10%~15%，采用焊钉等柔性连接件时（特别是部分抗剪连接时），该滑移效应对挠度的影响不能忽略，否则将偏于不安全，因此在计算挠度时需要对换算截面刚度进行折减。对连续组合梁，因负弯矩区混凝土翼板开裂后退出工作，所以实际上是变截面梁。故欧洲组合结构设计规范EC4规定：在中间支座两侧各0.15l（l为一个跨间的跨度）的范围内确定梁的截面刚度时，不考虑混凝土翼板而只计入在翼板有效宽度be范围内负弯矩钢筋截面对截面刚度的影响，在其余区段不应取组合梁的换算截面刚度而应取其折减刚度，按变截面梁来计算其变形，计算值与试验结果吻合良好。连续组合梁除需验算变形外，还应验算负弯矩区混凝土翼板的裂缝宽度。验算裂缝宽度首先需要进行内力分析，得到支座负弯矩截面的内力值，由于支座负弯矩区混凝土板的开裂，连续组合梁在正常使用阶段会出现明显的内力重分布现象，为方便设计，可以采用弯矩调幅法来计算连续组合梁的支座负弯矩值，即先按未开裂弹性分析得到支座负弯矩，然后对该支座负弯矩进行折减，折减幅度即为调幅系数，调幅系数的取值建议根据已有的试验数据确定，具体可见本标准第10.2.2条。钢材与混凝土材料的温度线膨胀系数几乎相等（约为1.0×10-5～1.2×10-5）。当62 二者温度同时提高或降低时，其温度变形基本协调，可以忽略由此引起的温度应力。但是，由于钢材的导热系数是混凝土的50倍左右，当外界环境温度剧烈变化时，钢材的温度很快就接近环境温度，而混凝土的温度则变化较慢，两种材料间的温度差将会在组合梁内产生自平衡应力，即为温度应力。对于简支组合梁，温度差会引起梁的挠曲变形和截面应力重分布；对于连续组合梁或者其他超静定结构，温度差还会引起进一步的约束弯矩，从而对组合梁的变形和负弯矩抗裂造成影响。对于一般情况下在室内使用的组合梁，温度应力可以忽略。对于露天环境下使用的组合梁以及直接受热源辐射作用的组合梁，则需要计算温度应力。露天使用的组合梁，截面温度场的分布非常复杂。为简化分析，计算时通常可以假定：忽略同一截面内混凝土翼板和钢梁内部各自的温度梯度，整个截面内只存在混凝土与钢梁两个温度，温度差由两个温度决定；沿梁长度方向各截面的温度分布相同。一般情况下，钢梁和混凝土翼板间的计算温度差可采用10℃~15℃，在有可能发生更显著温差的情况下则另作考虑。混凝土在空气中凝固和硬化的过程中会发生水分散发和体积收缩。影响混凝土收缩变形的主要因素有组成成分、养护条件、使用环境以及构件的形状和尺寸等。对于素混凝土，其长期收缩变形在几十年后可达（300~600）×10-6，在不利条件下甚至可达到1000×10-6。混凝土收缩也会在组合梁内引起自平衡的内力，效果类似于组合梁的温度应力。由于翼板内配置的钢筋可以阻止混凝土的收缩变形，钢筋混凝土翼板的收缩可取为（150~200）×10-6，相当于混凝土的温度比钢梁降低15℃~20℃，本标准的建议值为15℃。混凝土徐变会影响组合梁的长期性能，可采用有效弹性模量法进行计算。当计算考虑混凝土徐变影响的组合梁长期挠度时，应采用荷载准永久值组合，混凝土弹性模型折减为原来的50%，即钢与混凝土弹性模量的比值取为原来的2倍。而在荷载标准组合下计算裂缝的公式中已经考虑了荷载长期作用的影响，因此无需在组合梁负弯矩区裂缝宽度验算中另行考虑混凝土徐变的影响因素。14.1.1组合梁的受力状态与施工条件有关，主要体现在两个方面：第一，混凝土未达到强度前，需要对钢梁进行施工阶段验算；第二，正常使用极限状态验算需要考虑施工方法和顺序的影响，包括变形和裂缝宽度验算。对于不直接承受动力荷载以及板件宽厚比满足塑性调幅设计法要求的组合梁，由于采用塑性调幅设计法，组合梁的承载力极限状态验算不必考虑施工方法和顺序的影响。而对于其他采用弹性设62 计方法的组合梁，其承载力极限状态验算也需考虑施工方法和顺序的影响。具体而言，可按施工时钢梁下有无临时支撑分别考虑：对于施工时钢梁下无临时支撑的组合梁，应分两个阶段进行计算：第一阶段在混凝土翼板强度达到75%以前，组合梁的自重以及作用在其上的全部施工荷载由钢梁单独承受，此时按一般钢梁计算其强度、挠度和稳定性，但按弹性计算的钢梁强度和梁的挠度均应留有余地，梁的跨中挠度除满足本标准附录A的要求外，尚不应超过25mm，以防止梁下凹段增加混凝土的用量和自重；第二阶段当混凝土翼板的强度达到75%以后，所增加的荷载全部由组合梁承受，在验算组合梁的挠度以及按弹性分析方法计算组合梁的强度时，应将第一阶段和第二阶段计算所得的挠度或应力相叠加，在验算组合梁的裂缝宽度时，支座负弯矩值仅考虑第二阶段形成组合截面之后产生的弯矩值，在第二阶段计算中，可不考虑钢梁的整体稳定性，而组合梁按塑性分析法计算强度时，则不必考虑应力叠加，可不分阶段按照组合梁一次承受全部荷载进行计算。对于施工时钢梁下设临时支撑的组合梁，则应按实际支承情况验算钢梁的强度、稳定及变形，并且在计算使用阶段组合梁承受的续加荷载产生的变形和弹性应力时，应把临时支承点的反力反向作为续加荷载。如果组合梁的设计是变形控制时，可考虑将钢梁起拱等措施。对于塑性分析，有无临时支承对组合梁的极限抗弯承载力均无影响，故在计算极限抗弯承载力时，可以不分施工阶段，按组合梁一次承受全部荷载进行计算。同样，验算连续组合梁的裂缝宽度时，支座负弯矩值仅考虑形成组合截面之后施工阶段荷载及正常使用续加荷载产生的弯矩值，因此为了有效控制连续组合梁的负弯矩区裂缝宽度，可以先浇注正弯矩区混凝土，待混凝土强度达到75%后，拆除临时支承，然后再浇注负弯矩区混凝土，此时临时支承点的反力产生的反向续加荷载就无需计入用于验算裂缝宽度的支座负弯矩值。在连续组合梁中，栓钉用于组合梁正弯矩区时，能充分保证钢梁与混凝土板的组合作用，提高结构刚度和承载力，但用于负弯矩区时，组合作用会使混凝土板受拉而易于开裂，可能会影响结构的使用性能和耐久性。针对该问题，可以采用优化混凝土板浇筑顺序、合理确定支撑拆除时机等施工措施，降低负弯矩区混凝土板的拉应力，达到理想的抗裂效果。14.1.1部分抗剪连接组合梁是指配置的抗剪连接件数量少于完全抗剪连接所需要的抗剪连接件数量，如压型钢板混凝土组合梁等，此时应按照部分抗剪连接计算其62 受弯承载力。国内外研究成果表明，在承载力和变形都能满足要求时，采用部分抗剪连接组合梁是可行的。14.1.6、14.1.7尽管连续组合梁负弯矩区是混凝土受拉而钢梁受压，但组合梁具有良好的内力重分布性能，故仍然具有很好的经济效益。负弯矩区可以利用混凝土板钢筋和钢梁共同抵抗弯矩，通过弯矩调幅后可使连续组合梁的结构高度进一步减小。欧洲组合结构设计规范EC4建议，当采用非开裂分析时，对于第一类截面，调幅系数可取40%，第二类截面30%，第三类截面20%，第四类截面10%，而03规范给出的符合塑性调幅设计法要求的截面基本满足第一类截面要求，且全部满足第二类截面要求。因此03规范规定的不超过15%的调幅系数比欧洲钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures保守得多，根据连续组合梁的试验结果，15%也低估了连续组合梁良好的内力重分布性能，影响了连续组合梁经济效益的发挥。由于发展组合梁塑性不仅需要钢结构的特殊规定，同时混凝土楼板也应满足相应的要求，GB50017-2017将连续组合梁承载能力验算时的弯矩调幅系数上限定为20%。板件宽厚比不符合本标准第10.1.5条规定的截面要求时，组合梁应采用弹性设计方法。此外，焊钉能为钢板提供有效的面外约束，因此具有提高板件受压局部稳定性的作用，若焊钉的间距足够小，则即使板件不符合塑性调幅设计法要求的宽厚比限值，同样能够在达到塑性极限承载力之前不发生局部屈曲，此时也可采用塑性方法进行设计而不受板件宽厚比限制，GB50017-2017参考了欧洲组合结构设计规范EC4的相关条文，给出了不满足板件宽厚比限值仍可采用塑性调幅设计法的焊钉最大间距要求。14.1.8组合梁的纵向抗剪验算作为组合梁设计最为特殊的一部分，应引起足够的重视。GB50017-2017增加了第14.6节，专门就组合梁的纵向抗剪验算进行详细说明。因为板托对组合梁的强度、变形和裂缝宽度的影响很小，故可不考虑其作用。14.2组合梁设计14.2.1完全抗剪连接组合梁是指混凝土翼板与钢梁之间抗剪连接件的数量足以充分发挥组合梁截面的抗弯能力。组合梁设计可按简单塑性理论形成塑性铰的假定来计算组合梁的抗弯承载能力。即：1位于塑性中和轴一侧的受拉混凝土因为开裂而不参加工作，板托部分亦不予考虑，混凝土受压区假定为均匀受压，并达到轴心抗压强度设计值；62 1根据塑性中和轴的位置，钢梁可能全部受拉或部分受压部分受拉，但都假定为均匀受力，并达到钢材的抗拉或抗压强度设计值。此外，忽略钢筋混凝土翼板受压区中钢筋的作用。用塑性设计法计算组合梁最终承载力时，可不考虑施工过程中有无支承及混凝土的徐变、收缩与温度作用的影响。14.2.1当抗剪连接件的布置受构造等原因影响不足以承受组合梁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。对于单跨简支梁，是采用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，取连接件受剪承载力设计值之和中的较小值，作为混凝土翼板中的剪力；2抗剪连接件必须具有一定的柔性，即理想的塑性状态，连接件工作时全截面进入塑性状态；3钢梁与混凝土翼板间产生相对滑移，以致在截面的应变图中混凝土翼板与钢梁有各自的中和轴。部分抗剪连接组合梁的受弯承载力计算公式，实际上是考虑最大弯矩截面到零弯矩截面之间混凝土翼板的平衡条件。混凝土翼板等效矩形应力块合力的大小，取决于最大弯矩截面到零弯矩截面之间抗剪连接件能够提供的总剪力。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nf的50%，否则，将按单根钢梁计算，不考虑组合作用。14.2.2试验研究表明，按照公式（10.3.2）计算组合梁的受剪承载力是偏于安全的，国内外的试验表明，混凝土翼板的抗剪作用亦较大。14.2.3连续组合梁的中间支座截面的弯矩和剪力都较大。钢梁由于同时受弯、剪作用，截面的极限抗弯承载能力会有所降低。03规范只给出了不考虑弯矩和剪力相互影响的条件，对于不满足此条件的情况如何考虑弯矩和剪力的相互影响没有给出相应设计方法。GB50017-2017采用了欧洲组合结构设计规范EC4建议的相关设计方法，对于正弯矩区组合梁截面不用考虑弯矩和剪力的相互影响，对于负弯矩区组合梁截面，通过对钢梁腹板强度的折减来考虑剪力和弯矩的相互作用，其代表的组合梁负弯矩弯剪承载力相关关系为：1如果竖向剪力设计值V不大于竖向塑性受剪承载力Vp的一半，即V≤0.5Vp62 时，竖向剪力对受弯承载力的不利影响可以忽略，抗弯计算时可以利用整个组合截面；1如果竖向剪力设计值V等于竖向塑性受剪承载力Vp，即V=Vp，则钢梁腹板只用于抗剪，不能再承担外荷载引起的弯矩，此时的设计弯矩由混凝土翼板有效宽度内的纵向钢筋和钢梁上下翼缘共同承担；2如果0.5Vp-20℃的地区，对重要结构亦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。16.4.4本条为此次修订新增的内容，对于特别重要或特殊的结构构件和连接节点，如板厚大于50mm的厚板或超厚板构件和节点、承受较大冲击荷载的构件和节点、低温和疲劳共同作用的构件和节点、强腐蚀或强辐射环境中的构件和节点等，可采用断裂力学的方法对结构构件和连接节点进行抗脆断验算。采用断裂力学方法进行构件和连接的抗脆断验算，包括含初始缺陷构件、连接节点的断裂力学参量的计算和材料断裂韧性的选取等两方面。断裂力学参量的计算首先是需要确定初始缺陷模型，可参考构件和连接的疲劳类别、施工条件、工程质量验收规范、当前的施工水平、探伤水平等因素，假定初始缺陷的位置、形状和尺寸；断裂力学参量的计算当受力状态和几何条件较为简单时可采用简化裂纹模型，当受力状态和几何条件复杂时可采用数值模型。材料断裂韧性的确定可利用已有的相应材料的断裂韧性值，当缺乏数据时需要通过试验对材料的断裂韧性进行测定，可按现行国家标准《金属材料准静态断裂韧度的统一试验方法》GB/T21143进行。具体步骤如下：1根据构件和连接的疲劳类别，以及结构构件的受力特征和应力状态，确定存在脆性断裂危险的构件和连接节点；根据疲劳类别的细节、质量验收要求等，假定构件和连接中可能存在的初始缺陷的位置、形状和尺寸；2选取断裂力学参数和断裂判据，如线弹性条件下的应力强度因子K判据，弹塑性条件下的围道积分J判据、裂纹尖端张开位移CTOD判据等；对含初始缺陷的结构构件或连接节点进行断裂力学计算，得到设计应力水平下的裂纹尖端断裂参量KI、JI或CTOD；62 1确定相应设计条件（温度、板厚、焊接等）下，构件和连接节点材料的断裂韧性，如平面应变断裂韧度KIC、延性断裂韧度JIC和裂纹尖端张开位移CTOD特征值等；2选取合理的断裂判据，对断裂力学计算得到的设计应力水平下的断裂参量和相应设计条件下的材料断裂韧性进行比较，从而完成抗脆断验算。62 17钢结构抗震性能化设计17.1一般规定近年来，随着国家经济形势的变化，钢结构的应用急剧增加，结构形式日益丰富。不同结构体系和截面特性的钢结构，彼此间结构延性差异较大，为贯彻国家提出的“鼓励用钢、合理用钢”的经济政策，根据现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011及《构筑物抗震规范》GB50191规定的抗震设计原则，针对钢结构特点，增加了钢结构构件和节点的抗震性能化设计内容。根据性能化设计的钢结构，其抗震设计准则如下：验算本地区抗震设防烈度的多遇地震作用的构件承载力和结构弹性变形（小震不坏）、根据其延性验算设防地震作用的承载力（中震可修）、验算其罕遇地震作用的弹塑性变形（大震不倒）。本章所有规定均针对结构体系中承受地震作用的结构部分。虽然结构真正的设防目标为设防地震，但由于结构具有一定的延性，因此无需采用中震弹性的设计。在满足一定强度要求的前提下，让结构在设防地震强度最强的时段到来之前，结构部分构件先行屈服，削减刚度，增大结构的周期，使结构的周期与地震波强度最大时段的特征周期避开，从而使结构对地震具有一定程度的免疫功能。这种利用某些构件的塑性变形削减地震输入的抗震设计方法可降低假想弹性结构的受震承载力要求。基于这样的观点，结构的抗震设计均允许结构在地震过程中发生一定程度的塑性变形，但塑性变形必须控制在对结构整体危害较小的部位。如梁端形成塑性铰是可以接受的，因为轴力较小，塑性转动能力很强，能够适应较大的塑性变形，因此结构的延性较好；而当柱子截面内出现塑性变形时，其后果就不易预料，因为柱子内出现塑性铰后，需要抵抗随后伴随侧移增加而出现的新增弯矩，而柱子内的轴力由竖向重力荷载产生的部分无法卸载，这样结构整体内将会发生较难把握的内力重分配。因此抗震设防的钢结构除应满足基本性能目标的承载力要求外，尚应采用能力设计法进行塑性机构控制，无法达成预想的破坏机构时，应采取补偿措施。另外，对于很多结构，地震作用并不是结构设计的主要控制因素，其构件实际具有的受震承载力很高，因此抗震构造可适当降低，从而降低能耗，节省造价。众所周知，抗震设计的本质是控制地震施加给建筑物的能量，弹性变形与塑性变形（延性）均可消耗能量。在能量输入相同的条件下，结构延性越好，弹性62 承载力要求越低，反之，结构延性差，则弹性承载力要求高，本标准简称为“高延性-低承载力”和“低延性-高承载力”两种抗震设计思路，均可达成大致相同的设防目标。结构根据预先设定的延性等级确定对应的地震作用的设计方法，本标准称为“性能化设计方法”。采用低延性-高承载力思路设计的钢结构，在本标准中特指在规定的设防类别下延性要求最低的钢结构。17.1.1我国是一个多地震国家，性能化设计的适用面广，只要提出合适的性能目标，基本可适用于所有的结构，由于目前相关设计经验不多，本章的适用范围暂时压缩在较小的范围内，在有可靠的设计经验和理论依据后，适用范围可放宽。由于现行国家标准《构筑物抗震设计规范》GB50191的抗震设计原则与现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011一致，因此本章既适用于建筑物，又适用于构筑物。结构遵循现有抗震规范的规定，采用的也是某种性能化设计的手段，不同点仅在于地震作用按小震设计意味着延性仅有一种选择，由于设计条件及要求的多样化，实际工程按照某类特定延性的要求实施，有时将导致设计不合理，甚至难以实现。大部分钢结构构件由薄壁板件构成，因此针对结构体系的多样性及其不同的设防要求，采用合理的抗震设计思路才能在保证抗震设防目标的前提下减少结构的用钢量。如虽然大部分多高层钢结构适合采用高延性-低承载力设计思路，但对于多层钢框架结构，在低烈度区，采用低延性-高承载力的抗震思路可能更为合理，单层工业厂房也更适合采用低延性-高承载力的抗震思路，本章可为工程师的选择提供依据。满足本章规定的钢结构无需满足现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011及《构筑物抗震设计规范》GB50191中针对特定结构的构造要求和规定。应用本章规定时尚应根据各类建筑的实际情况选择合适的抗震策略，如高烈度区民用高层建筑不应采用低延性结构。17.1.2本章条文主要针对标准设防类钢结构。本标准采用延性等级反映构件延性，承载性能等级反映构件承载力，延性等级和承载性能等级的合理匹配实现“高延性-低承载力、低延性-高承载力”的设计思路。对于不同设防类别的设防标准，本标准按现行国家标准《建筑工程抗震设防分类标准》GB5022362 规定的原则，在其他要求一致的情况下，相对于标准设防类钢结构，重点设防类钢结构拟采用承载性能等级保持不变、延性等级提高一级或延性等级保持不变、承载性能等级提高一级的设计手法，特殊设防类钢结构采用承载性能等级保持不变、延性等级提高两级或延性等级保持不变、承载性能等级提高两级的设计手法，在延性等级保持不变的情况下，重点设防类钢结构承载力约提高25%，特殊设防类钢结构承载力约提高55%。17.1.1本条为现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011性能化设计指标要求的具体化。本章钢结构抗震设计思路是进行塑性机构控制，由于非塑性耗能区构件和节点的承载力设计要求取决于结构体系及构件塑性耗能区的性能，因此本条仅规定了构件塑性耗能区的抗震性能目标。对于框架结构，除单层和顶层框架外，塑性耗能区宜为框架梁端；对于支撑结构，塑性耗能区宜为成对设置的支撑；对于框架-中心支撑结构，塑性耗能区宜为成对设置的支撑、框架梁端；对于框架-偏心支撑结构，塑性耗能区宜为耗能梁段、框架梁端。完好指承载力设计值满足弹性计算内力设计值的要求，基本完好指承载力设计值满足刚度适当折减后的内力设计值要求或承载力标准值满足要求，轻微变形指层间侧移约1/200时塑性耗能区的变形，显著变形指层间侧移为1/50~1/40时塑性耗能区的变形。“多遇地震不坏”，即允许耗能构件的损坏处于日常维修范围内，此时可采用耗能构件刚度适当折减的计算模型进行弹性分析并满足承载力设计值的要求，故称之为“基本完好”。本次局部修订增加了抗震等级的要求，以便设计人员应用。17.1.2为引导合理设计，避免不必要的抗震构造，本条对标准设防类的建筑根据抗震等级提出了构件塑性耗能区不同的抗震性能要求。抗震设计仅是利用有限的财力，使地震造成的损失控制在合理的范围内，设计者应根据国家制定的安全度标准，权衡承载力和延性，采用合理的延性等级和承载性能等级。需要特别指出的是本条第1款，结构满足多遇地震下承载力要求，并不是要求结构所有构件满足小震承载力设计要求，比如偏心支撑的耗能梁段在多遇地震作用下即可进入塑性状态。实际上按照本章通过能力设计后，满足设防地震作用下考虑性能系数的承载力要求后，在多遇地震作用下，除塑性耗能区外，通常其余构件与节点可处于弹性状态并满足设计承载力要求。因此侧移限值要求和现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011一致即能保证当遭受低于本地区抗震62 设防烈度的多遇地震影响时，主体结构不受损坏或不需修理可继续使用。钢结构的性能化抗震设计可通过以下四个方面实现：1根据结构要求的不同，选用不同的延性等级，见表17.1.4-1。一般来说，由于地震作用的不确定性，对于结构来说，延性比承载力更为重要，因此，对于多高层民用钢结构，首先必须保证必要的延性，一般应采用高延性-低承载力的设计思路；而对于工业建筑，为降低造价，宜采用低延性-高承载力的设计思路。2按高延性-低承载力思路进行的设计，采用下列措施进行延性开展机构的控制：1)采用能力设计法，进行塑性开展机构的控制；2)引入非塑性耗能区内力调整系数，引导构件相对强弱符合延性开展的要求；3)引入相邻构件材料相对强弱系数，尽量保证延性开展机构的实现。3根据不同的性能要求，采用不同的抗震构造。4通过对承载力和延性间权衡，使得结构在相同的安全度下，更具经济性。为避免结构在罕遇地震下倒塌，除单层钢结构外，当结构延性较差时，宜提高侧移要求，即层间位移角限值要求适当加严。本条表17.1.4-2为实现高延性-低承载力、低延性-高承载力设计思路的具体规定。不同结构对不同楼层的延性需求均不相同，在大多数情况下，结构底层是所有楼层延性需求最高的部分，为简化设计，整个结构可采用相同的结构构件延性等级来保证满足延性需求，当不同楼层的实际性能系数明显不同时，各楼层也可采用不同的结构构件延性等级。当按本标准进行性能化设计，采用低延性-高承载力设计思路时，无须进行机构控制验算，本标准第17.2.4条至第17.2.12条为机构控制验算的具体规定，但当性能系数小于1时，支撑系统构件尚应考虑压杆屈曲和卸载的影响。17.1.1本条为性能化设计的基本原则，本标准第17.2节及第17.3节为这些原则的具体化，塑性耗能区性能系数取值最低，关键构件和节点取值较高，关键构件和节点可按下列原则确定：1通过增加其承载力保证结构预定传力途径的构件和节点。2关键传力部位。3薄弱部位。62 柱脚、多高层钢结构中低于1/3总高度的框架柱、伸臂结构竖向桁架的立柱、水平伸臂与竖向桁架交汇区杆件、直接传递转换构件内力的抗震构件等都应按关键构件处理。关键构件和节点的性能系数不宜小于0.55。采用低延性-高承载力设计思路时，本条要求可适当放宽。17.1.6本条是对有抗震设防要求的钢结构的材料要求。1良好的可焊性和合格的冲击韧性是抗震结构的基本要求，本款规定了弹性区钢材在不同的工作温度下相应的质量等级要求，基本与需验算疲劳的非焊接结构的性能相当；弹性区在强烈地震作用下仍处于弹性设计阶段，因此可适当降低对材料屈强比要求，一般来说，屈强比不应高于0.9，但此时应采取可靠措施保证其处于弹性状态。2本款要求与现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011及《构筑物抗震设计规范》GB50191类似，但增加了对结构屈服强度上限的规定。根据材料调研结果显示，我国钢材平均屈服强度是名义屈服强度的1.2倍，离散性很大，尤其是Q235钢，由于实际工程中经常发生高钢号钢材由于各种原因降级使用的情况，因此，为了避免塑性铰发生在非预期部位，补充规定了塑性耗能区钢材应满足屈服强度实测值不高于上一级钢材屈服强度的条件。值得特别注意的是本标准规定的材料要求，是对加工后的构件的要求，我国目前很多型材的材质报告，给出的是型材加工前的钢材特性。设计人员应避免选择在加工过程中已损失部分塑性的钢材作为塑性耗能区的钢材。当超强系数按计算确定时，塑性耗能区钢材可不满足屈服强度实测值不高于上一级钢材屈服强度的条件。fy,act为塑性耗能区钢材屈服强度实测值；fy为塑性耗能区钢材设计用屈服强度。塑性耗能区要求钢材在地震时的工作温度下夏比冲击韧性不低于27J。考虑到地震和最低温度同时发生的概率较低及经济方面的原因，局部修订放宽了要求。3按照钢结构房屋连接焊缝的重要性，并参照AISC341-05规范，首次提出了关键性焊缝的概念，4条关键性焊缝分别为：1)框架结构的梁翼缘与柱的连接焊缝；2)框架结构的抗剪连接板与柱的连接焊缝；3)框架结构的梁腹板与柱的连接焊缝；62 1)节点域及其上下各600mm范围内的柱翼缘与柱腹板间或箱形柱壁板间的连接焊缝。本款主要是为了保证焊缝和构件具有足够的塑性变形能力，真正做到“强连接弱构件”和实现设计确定的屈服机制。17.1.6由于地震作用的不确定性，抗震设计最重要的是概念设计，当结构均匀对称并具有清晰直接的地震力传递路径时，则对地震性能的预测更为可靠。比如，当竖向不均匀则可能出现应力集中或产生延性要求较高的区域而导致结构过早破坏，如首层为薄弱层时，屈服将限制在第一层，我们在汶川地震见到了许多此类破坏案例，当然隔震设计也是利用此原理进行。因此，按本章进行性能化设计时，除采用低延性-高承载力设计思路且采用地震危害较小的结构外，应符合现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011第1章至第5章的规定。17.2计算要点为保证结构按设计预定的破坏路径进行，应满足本节各条文的规定。在进行各构件承载力计算时，抗弯强度标准值应按屈服强度采用，抗剪强度标准值应按0.58采用，可根据截面宽厚比等级按表17.2.2-2中采用。计算重力荷载代表值产生的效应时，可采用本标准第10章塑性及弯矩调幅设计。17.2.1本条第5款的规定原因如下：构成支撑系统的支撑实际会承担竖向荷载，但地震作用下这些抗侧力构件将首先达到极限状态，随着地震的往复作用，这些构件承载力将出现退化，导致原先承受的竖向力重新转移到相邻柱子。采用弹性计算模型进行弹塑性设计时，需要选用合适的计算模型，采用合理的计算假定。另外，由于允许结构进入塑性，因此阻尼比可采用0.05。17.2.2所有构件性能系数均根据本条要求采用。1本款采用非塑性耗能区内力调整系数区分结构中不同构件的差异化要求，对于关键构件和节点，非塑性耗能区内力调整系数需要适当增大。2由于塑性耗能区即为设计预定的屈服部位，其性能系数依据塑性耗能区的实际承载力确定，即结构在设防地震作用下，按弹性设计所需屈服强度的折减系数，由此可知，当性能系数符合表17.2.2-1的规定时，塑性耗能区无需进行承载力验算。62 在国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011-2010第3.4节中，对建筑的规则性作了具体的规定，当结构布置不符合抗震规范规定的要求时，结构延性将受到不利影响，承载力要求必须提高。在欧洲抗震设计规范EC8：Designofstructuresforearthquackresistance中，不规则系数一般取为1.25。由于机构控制即控制结构的破坏路径，所以非塑性耗能区的性能系数必须高于塑性耗能区，本标准非塑性耗能区内力调整系数采用1.1，1.1是考虑材料硬化，是考虑实际屈服强度超出设计屈服强度，当超强系数取值太高，将增加结构的用钢量；太低，则现有钢材合格率太低，综合权衡，本标准采用了结合钢号考虑的系数。由于普通支撑结构延性较差，因此计算支撑结构的性能系数时除以1.5的系数。框架-中心支撑结构中，为了接近框架结构的能量吸收能力，支撑系统的承载力根据其剪力分担率的不同乘以相应的增大系数。结构的抗震设计具有循环论证、自我实现的性质，即塑性耗能区构件承载力越高，则结构的地震作用越大。当取某一性能系数乘以设防地震作用作为地震作用，进行内力分析并据此验证塑性耗能区构件满足承载力要求时，则塑性耗能区构件的性能系数将不低于事先设定的性能系数，这种性质可极大地简化性能化设计方法。17.2.4框架-中心支撑结构中非支撑系统的框架梁计算与框架结构的框架梁相同，此时可采用支撑屈曲后的计算模型。支撑斜杆应在支撑与梁柱连接节点失效、支撑系统梁柱屈服或屈曲前发生屈服。根据研究，受压支撑的卸载系数与长细比有关，如图49所示。62 η图49受压支撑卸载系数与支撑正则化长细比的关系为了保证屈曲约束支撑在预期的楼层侧移下，拉压支撑均达到屈服，梁应有足够的刚度。梁在恒载和支撑最大拉压力组合下的变形要求参考了美国抗震规范FEMA450（2003）8.6.3.4.1.2款的规定。本条第4款是考虑支撑杆件屈曲后压杆卸载情况的影响，与国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011-2010第9.2.10条的规定基本一致。17.2.4强柱弱梁免除验算条款的说明如下：1多层框架的顶层柱顶不会随着侧移的增加而出现二阶弯矩，弯矩不会增大，而按照塑性屈服面的规则，弯矩不增大，轴力就无需减小，因此在顶层的柱顶形成塑性铰，没有不利影响；单层框架柱顶形成塑性铰，只是演变为所谓的排架，结构不丧失稳定性。2当规则框架层受剪承载力比相邻上一层的受剪承载力高出25%时，表明本层非薄弱层，因此层间侧移发展有限，无需满足强柱弱梁的要求。3当柱子提供的受剪承载力之和不超过总受剪承载力的20%时，此类柱子承担的剪力有限，因此无需满足强柱弱梁的要求。4非耗能梁端、柱子和斜撑形成了一个几何不变的三角形，梁柱节点不会发生相对的塑性转动，因此无需满足强柱弱梁的要求。17.2.5本条为钢构件的延性要求，目的是避免构件在净截面处断裂。17.2.9本条与国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011-2010第8.2.8条2~5款的规定基本一致，但未包括梁的拼接。塑性耗能区最好不设拼接区，当无法避免时，应考虑剪应力集中于腹板中央区。62 栓焊混合节点，因为腹板采用螺栓连接，螺栓孔孔径比栓径大1.5mm~2.5ｍｍ，在罕遇地震作用下，螺栓克服摩擦力滑动，滑动过程也是剪应力重分布过程，滑移后，上、下翼缘的焊缝承担了不该承担的剪应力，导致上、下翼缘，特别是下翼缘焊缝的开裂，因此应优先采用能够把塑性变形分布在更长长度上的延性较好的改进型工艺孔。另外，考虑到极限状态时高强螺栓一般已滑移，因此计算高强螺栓的极限承载力应按螺杆剪断或连接板拉断作为其极限破坏的判别，可按现行行业标准《高层民用建筑钢结构技术规程》JGJ99计算。17.2.9参考日本相关规定，一般要求节点域不先于梁柱进入塑性；如果节点域先于梁柱屈服，则在框架二次设计的保有承载力（水平受剪承载力）验算时必须考虑节点域屈服带来的影响。考虑到我国规范体系尚未引入这类计算，因此当框架梁采用S1、S2级截面时，仍要求节点域不先于框架梁端屈服。公式表达为梁端全截面塑性弯矩的形式，中柱采用0.85的系数系考虑了H形截面梁全截面塑性弯矩一般为边缘屈服弯矩的1.15倍左右。柱轴压比较小时一般无需考虑轴力对节点域承载力的影响。参考日本的相关规定，在轴压比超过0.4时，需进行节点域受剪承载力的修正。本条节点域验算是基于节点验算满足强柱弱梁要求。当不满足强柱弱梁验算时，梁端的受弯承载力替换为柱端的受弯承载力即可。17.2.10交叉支撑的节点竖向不平衡剪力示意见图50。图50　交叉支撑节点不平衡力示意17.2.11外露式柱脚是钢结构的关键节点，也是震害多发部位，其表现形式是锚栓剪断、拉断或拔出，原因就是锚栓的承载力不足。条文根据一般钢结构的连续性要求，结合抗震钢结构考虑结构延性采用折减的地震作用（或者小震）分析得62 到结构内力进行锚栓设计的特征，规定了柱脚锚栓群的最小截面积（最小抗拉承载力）。另外，虽然本条第2款规定柱脚进行受剪承载力验算性能系数不宜小于1，但进行基础设计时，无需采用此剪力。17.3基本抗震措施本节各条文的目的是保证节点破坏不先于构件破坏，同时根据不同的结构延性要求相应的构造来保证设计的经济性。Ⅰ一般规定17.3.1由于地震作用为强烈的动力作用，因此节点连接应满足承受动力荷载的构造要求。另外，由于地震作用的不确定性，而截面板件宽厚比为S5级的构件延性较差，因此对其使用范围作了一定的限制。17.3.2本条是为保证塑性耗能区性能所作的规定。17.3.3在支撑系统之间直接与支撑系统构件相连的刚接钢梁可视为连梁。连梁可设计为塑性耗能区，此时连梁类似偏心支撑的消能梁段，当构造满足消能梁段的规定时，可按消能梁段确定承载力，否则按框架梁要求设计。Ⅱ框架结构17.3.4本条为保证框架结构抗震性能的重要规定，通过控制梁内轴力和剪力来保证潜在耗能区的塑性耗能能力。本条第2款与欧洲抗震设计规范EC8第6.6.2条的规定类似但不相同。宝钢在本标准课题《腹板加肋框架梁柱刚性节点抗震性能研究》中，根据5个框架H形截面子结构试件的反复加载试验，并通过有限元分析发现，无加劲的平腹板梁，塑性机构转动点会偏离截面中心轴，而腹板中央的屈服和屈曲由剪应力控制，而且剪应力集中于腹板中央区；而设置纵向加劲肋可均化塑性铰区腹板中央集中的剪应力，使整个加劲区域的腹板应力场均匀分布。因此当塑性耗能区位于梁端时，梁端无纵向加劲肋的腹板剪力不大于截面受剪承载力50%的规定是恰当的，而只要纵向加劲肋设置合理，剪力可由腹板全截面承受。17.3.5一般情况下，柱长细比越大、轴压比越大，则结构承载能力和塑性变形能力越小，侧向刚度降低，易引起整体失稳。遭遇强烈地震时，框架柱有可能进入塑性，因此有抗震设防要求的钢结构需要控制的框架柱长细比与轴压比相关。考虑压弯柱的结构整体弹塑性稳定性和柱塑性铰形成时的变形能力，控制长62 细比和轴压比的结构弹塑性失稳限界，可由弹塑性稳定分析求得。日本AIJ《钢结构塑性设计指针》采用解析并少量试验，提出满足N/NE≤0.25（NE——结构弹性屈曲对应的轴压力）即可避免结构整体屈曲引起的承载力显著降低。为方便结构设计，引入轴压比N/Ny和长细比表示的控制条件，得：（84）进一步简化为直线方程，则为：SN400、SS400：（85）SN490、SS490：（86）式中：——钢材的弹性模量；——钢材的屈服强度。轴压比N/Ny≤0.15时，轴压力较小，对结构失稳的影响也较小，最大长细比取150，可不考虑轴压比和长细比耦合。表17.3.5与上述AIJ的要求基本等价。17.3.1比较美国、日本及钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures关于H形和箱形截面柱的节点域计算和宽厚比限值的规定，并总结试验数据提出本条要求。本条为低弹性承载力－高延性构造，高弹性承载力－低延性构造的具体体现。17.3.2本条改进型过焊孔及常规型过焊孔具体规定见现行行业标准《高层民用建筑钢结构技术规程》JGJ99。17.3.9在采用梁端加腋、梁端换厚板、梁翼缘楔形加宽和上下翼缘加盖板等方法，如果能够做到加强后的柱表面处的梁截面的塑性铰弯矩等于（Vpb——梁内塑性铰截面的剪力；s——塑性铰至柱面的距离，也即梁开始变截面或开始加强的位置到柱表面的距离）可以预计梁加强段及其等截面部分长度内均能够产生一定的塑性变形，能够将对梁端塑性铰的转动需求分散在更长的长度上，从而改善结构的延性，或减小对节点的转动需求。17.3.10抗弯框架上覆混凝土楼板时，在地震作用下，梁端的塑性铰区受拉，因此钢柱周边的楼板钢筋应可靠锚固，钢筋可按图51设置。62 图51钢柱周边钢筋锚固示意图Ⅲ支撑结构及框架-支撑结构17.3.12中心支撑在各类结构中应用非常广泛，在地震往复荷载作用下，支撑必然经历失稳－拉直的过程，滞回曲线随长细比的不同变化很大。当长细比小时滞回曲线丰满而对称，当长细比大时，滞回曲线形状复杂、不对称，受压承载力不断退化，存在一个拉直的不受力的滑移阶段。因此支撑的长细比与结构构件延性等级相关。在美国，中心支撑体系分为特殊中心支撑体系（SCB）和普通中心支撑体系（OCB），前者的抗震性能更好，地震力可以取得更小。但是在对支撑杆的长细比的限值上，前者放得更宽。欧洲抗震设计规范EC8则规定，中心交叉支撑的长细比，对Q235，应该在120～196。日本也将长细比大于130的支撑杆与长细比为32～59之间的划为同一类，反而比长细比为59～130的更好，这是由于延性决定了结构的抗震能力。因此支撑设计时，长细比不是最关键的，关键的是防止局部屈曲部位过大的、集中的塑性变形而导致的开裂。长细比较大的支撑杆，因为传递的力较小，在节点部位更加容易设计成延性好的节点。长细比大的构件，结构的刚度小，更容易处在长周期范围，地震力更小。虽然欧美同行认为长细比大的支撑，抗震性能更好，但配套的设计规定使得其应用是有条件的：美国AISC的SPSSB指出，每一列支撑，由受拉的支撑提供的抗力不得大于70％，也不得小于30％。如果水平力全由支撑承担，这意味着支撑杆的长细比对Q235不超过120。如果是框架－中心支撑体系，支撑长细比很大，受压承载力很小，则框架部分应能够承担30％～70％的水平地震作用。本标准参照日本的规定，除普通钢结构外，将支撑分为3个等级，长细比大的放在第2个等级，并且规定了使用条件。同样的支撑，框架-中心支撑结构和62 支撑结构相比较具有更好的延性，延性等级更高。17.3.12本条第1款的规定使得结构在任意方向荷载作用下表现出相似的荷载变形特征，从而具有更好的延性。17.3.13本条第1款的规定是为了尽量减小应力集中，使节点板在支撑杆平面外屈曲时不至于产生过大的计算中未能考虑的应力而导致焊缝的过早破坏。17.3.14偏心支撑的设计基本上与现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011的规定一致。62 18钢结构防护18.1抗火设计18.1.1钢结构的抗火性能较差，其原因主要有两个方面：一是钢材热传导系数很大，火灾下钢构件升温快；二是钢材强度随温度升高而迅速降低，致使钢结构不能承受外部荷载、作用而失效破坏。无防火保护的钢结构的耐火时间通常仅为15min~20min，故极易在火灾下破坏。因此，为了防止和减小建筑钢结构的火灾危害，必须对钢结构进行科学的抗火设计，采取安全可靠、经济合理的防火保护措施。钢结构工程中常用的防火保护措施有：外包混凝土或砌筑砌体、涂覆防火涂料、包覆防火板、包覆柔性毡状隔热材料等。这些保护措施各有其特点及适用条件。钢结构抗火设计时应立足于保护有效的条件下，针对现场的具体条件，考虑构件的具体承载形式、空间位置及环境因素等，选择施工简便、易于保证施工质量的方法。18.1.3本条规定了钢结构抗火设计方法以及钢构件的抗火能力不符合规定的要求时的处理方法。无防火保护的钢结构的耐火时间通常仅为15min~20min，达不到规定的设计耐火极限要求，因此需要进行防火保护。防火保护的具体措施，如防火涂料类型、涂层厚度等，应根据相应规范进行抗火设计确定，保证构件的耐火时间达到规定的设计耐火极限要求，并做到经济合理。18.1.4本条为GB50017-2017新增条文。本条规定了钢结构抗火设计技术文件编制的要求。其中，防火保护材料的性能要求具体包括：防火保护材料的等效热传导系数或防火保护层的等效热阻、防火保护层的厚度、防火保护的构造、防火保护材料的使用年限等。当工程实际使用的防火保护方法有更改时，应由设计单位出具设计修改文件。当工程实际使用的防火保护材料的等效热传导系数与设计文件不一致时，应按“防火保护层的等效热阻相等”原则调整防火保护层的厚度，并由设计单位确认。18.1.5本条为GB50017-2017新增条文。18.2防腐蚀设计18.2.1本条及第18.2.5条、第18.2.6条为03规范第8.9.1条、第8.9.2条的修改和补充。本条规定了钢结构防腐蚀设计应遵循的原则。62 1钢结构腐蚀是一个电化学过程，腐蚀速度与环境腐蚀条件、钢材质量、钢结构构造等有关，其所处的环境中水气含量和电解质含量越高，腐蚀速度越快。防腐蚀方案的实施与施工条件有关，因此选择防腐蚀方案的时候应考虑施工条件，避免选择可能会造成施工困难的防腐蚀方案。一般钢结构防腐蚀设计年限不宜低于5年；重要结构不宜低于15年，应权衡设计使用年限中一次投入和维护费用的高低选择合理的防腐蚀设计年限。由于钢结构防腐蚀设计年限通常低于建筑物设计年限，建筑物寿命期内通常需要对钢结构防腐蚀措施进行维修，因此选择防腐蚀方案的时候，应考虑维修条件，维修困难的钢结构应加强防腐蚀方案。同一结构不同部位的钢结构可采用不同的防腐蚀设计年限。2防腐蚀设计与环保节能相关的内容主要有：防腐蚀材料的挥发性有机物含量，重金属、有毒溶剂等危害健康的物质含量，防腐蚀材料生产和运输的能耗，防腐蚀施工过程的能耗等。防腐蚀设计方案本身的设计寿命越长，建筑物生命周期内大修的次数越少，消耗的材料和能源越少，这本身也是环保节能的有效措施。3本款将03规范第8.9.1条中的“防锈措施（除锈后涂以油漆或金属镀层等）”改为“防腐蚀措施”，随着对钢结构腐蚀的进一步深入研究，钢结构腐蚀已经不能仅用“防锈”概括。删除了03规范第8.9.1条中关于防腐蚀方案和除锈等级等内容的简单规定，作另行规定。加速腐蚀的不良设计是指容易导致水积聚，或者不能使水正常干燥的凹槽、死角、焊缝缝隙等。水的存在会加速钢铁腐蚀。这些不良设计的表现形式包括但不限于03规范的这些描述，因此将那些简要的描述删除。4如前所述，由于钢结构防腐蚀设计年限通常低于建筑物设计年限，为延长钢结构`防腐蚀方案的实际使用年限，应对钢结构防腐蚀方案进行定期检查，并根据检查结果进行合适的维修。钢结构防腐蚀方案在正确定期维护下，可有效延长大修间隔期，建筑物生命周期内大修的次数越少，消耗的人力和物力就越少。因此设计中应考虑全寿命期内的检查、维护和大修，宜建议工程业主、防腐蚀施工单位、防腐蚀材料供应商等制订维护计划。18.2.1本条为GB50017-2017新增条文。本条列出了常用的防腐蚀方案，其中防腐蚀涂料是最常用的防腐蚀方案，各种工艺形成的锌、铝等金属保护层包括热62 喷锌、热喷铝、热喷锌铝合金、热浸锌、电镀锌、冷喷铝、冷喷锌等。对于其他内容的解释，请参考本标准第18.2.1条第1款的条文说明。18.2.1本条为GB50017-2017新增条文。本条重点强调了重要构件和难以维护的构件要加强防护。由于在不清楚介质和环境的情况下，任何材料都不能说是耐腐的，因此本标准给出的釆用耐侯钢或外包混凝土的建议并不能涵盖所有情况，设计者应根据工程实际情况采用合适的防腐措施。18.2.2防腐蚀涂料施工方法有喷涂、辊涂、刷涂等，通常刷涂对空隙宽度的要求最小。防护层质量检查和维护检查采用的反光镜一般配有伸缩杆，能够刷涂到的部位都能检查到。对于维修情况，这里要求的型钢间的空隙宽度是指安装之后的宽度。不同金属材料之间存在电位差，直接接触时会发生电偶腐蚀，电位低的金属会被腐蚀。如铁与铜直接接触时，由于铁的电位低于铜，铁会发生电偶腐蚀。弹簧垫圈由于存在缝隙，水气和电解质易积留，易产生缝隙腐蚀。本款将03规范第8.9.2条中的“对使用期间不能重新油漆的结构部位应采取特殊的防锈措施”更改成“对不易维修的结构应加强防护”。另将03规范第8.9.1条关于构造的要求和第8.9.3条编写在此。本条第6款仅适用于可能接触水或腐蚀性介质的柱脚，对无水的办公楼、宾馆不适用。18.2.3本条为GB50017-2017新增条文。一般来说，钢材表面处理状态是影响防腐性能最重要的因素，本条规定了钢材表面原始锈蚀等级、钢材除锈等级标准。1表面原始锈蚀等级为D级的钢材由于存在一些深入钢板内部的点蚀，这些点蚀还会进一步锈蚀，影响钢结构强度，因此不宜用作结构钢。2喷砂和抛丸是钢结构表面处理的常用方法，所采用的磨料特性对表面处理的效果影响很大，某些磨料难以达到某些防腐蚀产品要求的粗糙度和清洁度，有些磨料会嵌在钢材内部，这些情况都不能符合防腐蚀产品的特性。若表面处理材料的含水量、含盐量较高，会导致钢材表面处理后又快速返锈。河沙、海沙除了含水量、含盐量通常超标之外，还含有游离硅，喷砂过程产生的大量粉尘中也会含有游离硅，人体吸入一定量的游离硅之后，会导致严重的肺部疾病，因此磨料产品还应符合环保要求。18.2.4涂料作为防腐蚀方案，通常由几种涂料产品组成配套方案。底漆通常具有化学防腐蚀或者电化学防腐蚀的功能，中间漆通常具有隔离水气的功能，面漆62 通常具有保光保色等耐候性能，因此需要结合工程实际，根据环境腐蚀条件、防腐蚀设计年限、施工和维修条件等要求进行配套设计。面漆、中间漆和底漆应相容匹配，当配套方案未经工程实践，应进行相容性试验。18.2.1维护计划通常由工程业主和防腐蚀施工单位、防腐蚀材料供应商在工程建造时制定。投入使用后按照该维护计划进行定期检查，并根据检查结果进行维护，这些工作通常由工程业主邀请防腐蚀施工单位、防腐蚀材料供应商等专业人员进行。何时需要进行大修的标准通常依据ISO4628Paintsandvarnishes－Evaluationofdegradationofcoatings－Designationofquantityandsizeofdefects,andofintensityofuniformchangesinappearance规定的等级划分，由业主方的专业防腐蚀工程师或其他专业工程师协商确定。一种通行的做法是当检查中发现锈蚀比例高于1%（ISO4628－3Assessmentofdegreeofrusting）时，有必要进行大修。18.3隔热18.3.1本条为GB50017-2017新增条文。高温工作环境对钢结构的影响主要是温度效应，包括结构的热膨胀效应和高温对钢结构材料的力学性能的影响。在进行结构设计时，应通过传热分析确定处于高温环境下的钢结构温度分布及温度值，在结构分析中应考虑热膨胀效应的影响及高温对钢材的力学性能参数的影响。18.3.2高温工作环境下的温度作用是一种持续作用，与火灾这类短期高温作用有所不同。在这种持续高温下的结构钢的力学性能与火灾高温下结构钢的力学性能也不完全相同，主要体现在蠕变和松弛上。对于长时间高温环境下的钢结构，分析高温对其影响时，钢材的强度和弹性模量可按下列方法确定：当钢结构的温度不大于100℃时，钢材的设计强度和弹性模量与常温下相同；当钢结构的温度超过100℃时，高温下钢材的强度设计值与常温下强度设计值的比值ηT、高温下的弹性模量与常温下弹性模量的比值χT可按表24确定，表中Ts为温度。钢材的热膨胀系数可采用αs=1.2×10-6m/（m·℃）。当高温环境下的钢结构温度超过100℃时，对于依靠预应力工作的构件或连接应专门评估蠕变或松弛对其承载能力或正常使用性能的影响。表24高温环境下钢材的强度设计值、弹性模量Ts（℃）ηTχTTs（℃）ηTχT62 1001.0001.0004100.6320.8121200.9420.9864200.6160.7971400.9280.9804400.5840.7631600.9130.9744600.5510.7221800.8970.9684800.5160.6732000.8800.9615000.4800.6172100.8710.9575100.4610.5852200.8620.9535200.4410.5512400.8420.9455400.4010.4752600.8220.9375600.3590.3882800.8010.9275800.3150.2883000.7780.9166000.2690.1733100.7660.9103200.7540.9043400.7290.8893600.7030.8723800.6760.8514000.6470.82618.3.1本条为强制性条文，为03规范第8.9.5条的修改和补充。对于处于高温环境下的钢结构，当承载力或变形不能满足要求时，可通过采取措施降低构件内的应力水平、提高构件材料在高温下的强度、提高构件的截面刚度或降低构件在高温环境下的温度来使其满足要求。对于处于长时间高温环境工作的钢结构，不应采用膨胀型防火涂料作为隔热保护措施。本条第1、2款均指钢结构处于特定工作状态时应该采取的防护措施，其中第2款中的钢结构包括高强度螺栓连接；第3款为高温环境下钢构件承载力不足时可采取的措施，第4款为针对高强度螺栓连接的隔热要求。处于高温环境的钢构件，一般可分为两类，一类为本身处于热环境的钢构件，另一类为受热辐射影响的钢构件。对于本身处于热环境的钢构件，当钢构件散热不佳即吸收热量大于散发热量时，除非采用降温措施，否则钢构件温度最终将等于环境温度，所以必须满足高温环境下的承载力设计要求，如高温下烟道的设计；对于受热辐射影响的钢构件，一般采用有效的隔热降温措施，如加耐热隔热层、62 热辐射屏蔽或水套等，当采取隔热降温措施后钢结构温度仍然超过100℃时，仍然需要进行高温环境下的承载力验算，不够时还可采取增大构件截面、采用耐火钢提高承载力或增加隔热降温措施等，当然也可不采用隔热降温措施，直接采取增大构件截面、采用耐火钢等措施。因此有多种设计途径均能满足本条第3款要求，应根据工程实际情况综合考虑采取合适的措施。由于超过150℃时，高强度螺栓承载力设计缺乏依据，因此采取隔热防护措施后高强度螺栓温度不应超过150℃。18.3.1本条为GB50017-2017新增条文。62 附录A常用建筑结构体系A.1单层钢结构A.1.1对于厂房结构，排架和门式刚架是常用的横向抗侧力体系，对应的纵向抗侧力体系一般采用柱间支撑结构，当条件受限时纵向抗侧力体系也可采用框架结构。当采用框架作为横向抗侧力体系时，纵向抗侧力体系通常采用框架结构（包括有支撑和无支撑情况）。因此为简便起见，将单层钢结构归纳为由横向抗侧力体系和纵向抗侧力体系组成的结构体系。轻型钢结构建筑和普通钢结构建筑没有严格的定义，一般来说，轻型钢结构建筑指采用薄壁构件、轻型屋盖和轻型围护结构的钢结构建筑。薄壁构件包括：冷弯薄壁型钢、热轧轻型型钢（工字钢、槽钢、H钢、L钢、T钢等）、焊接和高频焊接轻型型钢、圆管、方管、矩形管、由薄钢板焊成的构件等；轻型屋盖指压型钢板、瓦楞铁等有檩屋盖；轻型围护结构包括：彩色镀锌压型钢板、夹芯压型复合板、玻璃纤维增强水泥（GRC）外墙板等。一般轻型钢结构的截面类别为E级，因此构件延性较差，但由于质量较小的原因，很多结构都能满足大震弹性的要求，所以本标准专门把轻型钢结构的归类从普通钢结构中分离，使设计人员概念清晰，既能避免一些不必要的抗震构造，达到节约造价的目的；又能避免一些错误的应用，防止工程事故的发生。除了轻型钢结构以外的钢结构建筑，统称为普通钢结构建筑。混合形式是指排架、框架和门式刚架的组合形式，常见的混合形式见图50所示。（a）门式刚架和框架（b）排架和框架（c）门式刚架和排架图50混合形式A.2多高层钢结构A.2.1本节所列结构类型仅限于纯钢结构。本标准将10层以下、总高度小于24m的民用建筑和6层以下、总高度小于62 40m的工业建筑定义为多层钢结构；超过上述高度的定义为高层钢结构。其中民用建筑层数和高度的界限与我国建筑防火规范相协调，工业建筑一般层高较高，根据实际工程经验确定。组成结构体系的单元中，除框架的形式比较明确，支撑、剪力墙、筒体的形式都比较丰富，结构体系分类表中专门列出了常用的形式。其中消能支撑一般用于中心支撑的框架-支撑结构中，也可用于组成筒体结构的普通桁架筒或斜交网格筒中，在偏心支撑的结构中由于与耗能梁端的功能重叠，一般不同时采用；斜交网格筒是全部由交叉斜杆编织成，可以提供很大的刚度，在广州电视塔和广州西塔等400米以上结构中已有应用；剪力墙板筒国内已有的实例是以钢板填充框架而形成筒体，在300米以上的天津津塔中应用。筒体结构的细分以筒体与框架间或筒体间的位置关系为依据：筒与筒间为内外位置关系的为筒中筒，筒与筒间为相邻组合位置关系的为束筒，筒体与框架组合的为框筒；又可进一步分为传统意义上抗侧效率最高的外周为筒体、内部为主要承受竖向荷载的框架的外筒内框结构，与传统钢筋混凝土框筒结构相似的核心为筒体、周边为框架的外框内筒结构，以及多个筒体在框架中自由布置的框架多筒结构。巨型结构是一个比较宽泛的概念，当竖向荷载或水平荷载在结构中以多个楼层作为其基本尺度而不是传统意义上的一个楼层进行传递时，即可视为巨型结构，如将框架或桁架的一部分当作单个组合式构件，以层或跨的尺度作为“截面”高度构成巨型梁或柱，进而形成巨大的框架体系，即为巨型框架结构，巨型梁间的次结构的竖向荷载通过巨型梁分段传递至巨型柱；在巨型框架的“巨型梁”、“巨型柱”节点间设置支撑，即形成巨型框架-支撑结构；当框架为普通尺度，而支撑的布置以建筑的面宽度为尺度时，可以称为巨型支撑结构，如香港的中国银行。不同的结构体系由于受力和变形特点的不同，延性上也有较大差异，具有多道抗侧力防线和以非屈曲方式破坏的结构体系延性更高；同时，结构的延性还取决于节点区是否会发生脆性破坏以及构件塑性区是否有足够的延性。所列的体系分类中，框架-偏心支撑结构、采用消能支撑的框架-中心支撑结构，采用钢板墙的框架-抗震墙结构，不采用斜交网格筒的筒中筒和束筒结构，一般具有较高延性；支撑结构和全部采用斜交网格筒的筒体结构一般延性较低。具有较高延性的结构在塑性阶段可以承受更大的变形而不发生构件屈曲和62 整体倒塌，因而具有更好的耗能能力，如果以设防烈度下结构应具有等量吸收地震能量的能力作为抗震设计准则，则较高延性的结构应该可以允许比较低延性结构更早进入塑性。屈曲约束支撑可以提高结构的延性，且相比较框架-偏心支撑结构，其延性的提高更为可控。伸臂桁架和周边桁架都可以提高周边框架的抗侧贡献度，当二者同时设置时，效果更为明显，一般用于框筒结构，也可用于需要提高周边构件抗侧贡献度的各种结构体系中。伸臂桁架的上下弦杆必须在筒体范围内拉通，同时在弦杆间的筒体内设置充分的斜撑或抗剪墙以利于上下弦杆轴力在筒体内的自平衡。设置伸臂桁架的数量和位置既要考虑其总体抗侧效率，同时也要兼顾与其相连构件及节点的承受能力。A.2.1本条阐述了多高层建筑钢结构概念设计时在结构平面、竖向设计时应遵循的原则。对于超高层钢结构，风荷载经常起控制作用，选择风压小的形状有重要的意义；在一定条件下，涡流脱落引起的结构横风向振动效应非常显著，结构平、立面的选择及角部处理会对横风向振动产生明显影响，应通过气弹模型风洞试验或数值模拟对风敏感结构的横风向振动效应进行研究。多高层钢结构设置地下室时，钢框架柱宜延伸至地下一层。框架-支撑结构中沿竖向连续布置的支撑，为避免在地震反应最大的底层形成刚度突变，对抗震不利，支撑需延伸到地下室，或采取其他有效措施提高地下室抗侧移刚度。A.3大跨度钢结构A.3.1大跨度结构的形式和种类繁多，也存在不同的分类方法，可以按照大跨度钢结构的受力特点分类；也可以按照传力途径，将大跨度钢结构可分为平面结构和空间结构，平面结构又可细分为桁架、拱及钢索、钢拉杆形成的各种预应力结构，空间结构也可细分为薄壳结构、网架结构、网壳结构及各种预应力结构；浙江大学董石麟教授提出采用组成结构的基本构件或基本单元即板壳单元、梁单元、杆单元、索单元和膜单元对空间结构分类。按照大跨度结构的受力特点进行分类，简单、明确，能够体现结构的受力特性，设计人员比较熟悉，因此本标准根据结构受力特点对大跨度钢结构进行分类。A.3.2本条对大跨度钢结构的设计原则作了规定。62 1设计人员应根据工程的具体情况选择合适的大跨结构体系。结构的支承形式要和结构的受力特点匹配，支承应对以整体受弯为主的结构提供竖向约束和必要的水平约束，对整体受压为主的结构提供可靠的水平约束，对整体受拉为主的结构提供可靠的锚固，对平面结构设置可靠的平面外支撑体系。2分析网架、双层网壳时可假定节点为铰接，杆件只承受轴向力，采用杆单元模型；分析单层网壳时节点应假定为刚接，杆件除承受轴向力外，还承受弯矩、剪力，采用梁单元模型；分析桁架时，应根据节点的构造形式和杆件的节间长度或杆件长度与截面高度（或直径）的比例，按照现行国家标准《钢管混凝土结构技术规范》GB50936中的相关规定确定。模型中的钢索和钢拉杆等模拟为柔性构件时，各种杆件的计算模型应能够反应结构的受力状态。设计大跨钢结构时，应考虑下部支承结构的影响，特别是在温度和地震荷载作用下，应考虑下部支承结构刚度的影响。考虑结构影响时，可以采用简化方法模拟下部结构刚度，如必要时需采用上部大跨钢结构和下部支承结构组成的整体模型进行分析。3在大跨钢结构分析、设计时，应重视以下因素：1）当大跨钢结构的跨度较大或者平面尺寸较大且支座水平约束作用较强时，大跨钢结构的温度作用不可忽视，对结构构件和支座设计都有较大影响；除考虑正常使用阶段的温度荷载外，建议根据工程的具体情况，必要时考虑施工过程的温度荷载，与相应的荷载进行组合；2）当大跨钢结构的屋面恒荷载较小时，风荷载影响较大，可能成为结构的控制荷载，应重视结构抗风分析；3）应重视支座变形对结构承载力影响的分析，支座沉降会引起受弯为主的大跨钢结构的附加弯矩，会释放受压为主的大跨钢结构的水平推力、增大结构应力，支座变形也会使预应力结构、张拉结构的预应力状态和结构形态发生改变。预应力结构的计算应包括初始预应力状态的确定及荷载状态的计算，初始预应力状态确定和荷载状态分析应考虑几何非线性影响。4单层网壳或者跨度较大的双层网壳、拱桁架的受力特征以受压为主，存在整体失稳的可能性。结构的稳定性甚至有可能成为结构设计的控制因素，因此应该对这类结构进行几何非线性稳定分析，重要的结构还应当考虑几何和材料双62 非线性对结构进行承载力分析。1大跨度钢结构的地震作用效应和其他荷载效应组合时，同时计算竖向地震和水平地震作用，应包括竖向地震为主的组合。大跨钢结构的关键杆件和关键节点的地震组合内力设计值应按照现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011的规定调整。2大跨钢结构用于楼盖时，除应满足承载力、刚度和稳定性要求外，还应根据使用功能的不同，满足相应舒适度的要求。可以采用提高结构刚度或采取耗能减振技术满足结构舒适度要求。3结构形态和结构状态随施工过程发生改变，施工过程不同阶段的结构内力同最终状态的数值不同，应通过施工过程分析，对结构的承载力、稳定性进行验算。62 附录H无加劲钢管直接焊接节点刚度判别H.0.1本条为GB50017-2017新增条文。近年来的研究表明，在工程常见的几何尺寸范围内，无加劲钢管直接焊接节点受荷载作用后，其相邻杆件的连接面发生局部变形，从而引起相对位移或转动，表现出不同于铰接或完全刚接的非刚性性能。因此，相比03规范，GB50017-2017增加了平面T形、Y形和平面或微曲面X形节点的刚度计算公式，与节点的刚度判别原则配套使用，可以确定结构计算时节点的合理约束模型。GB50017-2017列入的平面T形、Y形和平面或微曲面X形节点的刚度计算公式是在比较、分析国外有关规范和国内外有关资料的基础上，根据国内大学近十年来进行的试验、有限元分析和数值计算结果，通过回归分析归纳得出的。同时，将这些刚度公式的计算结果与23个管节点刚度试验数据进行了对比验证（表25～表29），吻合良好。表25T、Y形节点轴向刚度公式计算值与试验结果的比较试件βγτθKNT（试验）（kN/mm）KNTj（公式）（kN/mm）KNT/KNTjTC-12TC-13TC-14TC-17TC-1150.440.200.360.361.0035.446.746.746.923.80.980.610.960.971.0090°90°90°90°90°24.512.719.616.786.123.011.416.216.0101.01.071.111.211.040.85表26T、Y形节点平面内弯曲刚度公式计算值与试验结果的比较试件βγτθKMiT（试验）（kN·m）KMiTj（公式）（kN·m）KMiT/KMiTjTM-33TM-35TM-36TM-38SXNJB-10.361.000.361.000.760.8014.614.824.423.87.014.40.97.1.01.01.00.670.8690°90°90°90°90°90°27926801151430500327000284285211212345910252340.980.941.021.160.851.07表27X形节点轴向刚度公式计算值和试验结果的比较试件D（βγτθφKNXj（公式）KNX（试验）KNX/KNXj62 mm）（kN/m）（kN/m）XC-67318.500.5236.191.0790°0°16.0116.181.01XC-74140.050.367.781.0390°0°210.95152.000.72XC-77165.231.0019.351.0590°0°712.21774.731.09XC-78114.411.0013.401.0590°0°913.69637.430.70表28X形节点平面内抗弯刚度公式计算值和试验结果的比较试件D（mm）βγτθφKMiXj（kN·m）KMiX（kN·m）KMiX/KMiXjXM-18408.50.6020.431.0490°0°654275191.15SXN31680.767.000.6790°0°52365288.461.01表29X形节点平面外弯曲刚度公式计算值与试验结果的比较试件βγθφKMoX（kN·m）KMoX/KMoXj日本AIJ公式本标准公式B1-10.98.5391°6.5°675077.052.08B1-20.98.5388°6.5°852168.902.63B2-10.98.5378°0°768958.032.21B2-20.98.5378°0°955789.982.74B3-10.710.9786°12°189263.191.00B3-20.710.9794°12°220323.711.16H.0.1本条为GB50017-2017新增条文。H.0.2本条为GB50017-2017新增条文。空腹桁架的主管与支管以90°夹角相互连接，因此支管与主管连接节点不能作为铰接处理，需承担弯矩，否则体系几何可变。采用若干子结构模型来近似表达图53中的多跨空腹“桁架”的不同节点位置。这些子结构的选取原则是能够反映空腹“桁架”不同节点部位如图54所示的变形模式。所采用的子结构模型见图55。62 （a）偶数跨（b）奇数跨图53多跨空腹桁架（a）偶数跨（b）奇数跨图54空腹格构梁的变形模式ABC图55子结构模型节点刚度对格构梁在正常使用极限状态的行为有较大的影响。因此采用以下通过位移定义的标准来区分节点的刚性与半刚性：（96）其中，δs为具有半刚性连接的格构梁的位移；δr为具有刚性连接的格构梁的位移。用于计算位移的荷载条件如图55所示。下文基于格构梁的变形行为推导节点刚度介于刚性与半刚性之间的分界线。在位移δs和δr的计算中由于基于格构梁正常使用极限状态，所以采用小位移理论，且半刚性连接的刚度假定为线弹性。对于具有半刚性连接的子结构A，竖向位移δs经理论推导得：62 （88）（89）（90）同理，对于具有刚性连接的子结构A，竖向位移δs经理论推导得：（91）（92）（93）对于子结构B，格构梁的竖向位移与节点弯曲刚度无关，所以无需进行分界值的推导。对于具有半刚性连接的子结构C，竖向位移δs经理论推导得：（94）同理，于具有刚性连接的子结构C，竖向位移δs经理论推导得：（95）（96）若取Δ=0.05，则得到本标准条文中所述的节点弯曲刚度分界值。62 附录J钢与混凝土组合梁的疲劳验算J.0.1对于直接承受动力荷载的组合梁，除按照第16章的相关要求同纯钢结构一样进行疲劳验算外，还需特别注意以下两个问题：1需专门对承受剪力的焊钉连接件进行疲劳验算；2若焊钉连接件焊于承受拉应力的钢梁翼缘时，应对焊有焊钉的受拉钢板进行疲劳验算，同时应考虑焊钉受剪和钢板受拉两者共同作用对组合梁疲劳寿命的不利影响。本附录的相关规定主要针对上述两个问题。J.0.2焊钉连接件的疲劳寿命问题是组合梁疲劳设计的关键问题，各国规范给出的焊钉连接件疲劳寿命和剪应力幅的关系不尽相同：日本《钢-混凝土组合梁设计规范草案》规定焊钉的容许剪应力幅由下式计算：（97）式中：N——失效的循环次数，即疲劳寿命；Δτ——焊钉连接件焊接处平均剪应力幅（N/mm2）。英国规范BS5400对67个焊钉的疲劳试验数据进行回归分析，得到了单个焊钉设计疲劳寿命的计算公式：（98）式中：r——单个焊钉的剪力幅（kN）和名义静力极限受剪承载力（kN）的比值；N——失效的循环次数，即疲劳寿命。美国《公路桥梁设计规范》AASHTO中所采用的焊钉疲劳寿命计算公式为1966年Slutter和Fisher等人拟合的公式：（99）式中：σr——焊钉焊接处的平均剪应力幅（N/mm2）。在上式的基础上，AASHTO规范发展了单个焊钉的疲劳受剪承载力计算公式。规范规定，单个焊钉的疲劳受剪承载力按下式计算：（100）（101）式中：Zr——单个焊钉能够承受的最大剪力幅（N）；62 d——焊钉钉杆直径（mm）；N——失效的循环次数，即疲劳寿命。欧洲组合结构设计规范EC4：Designofcompositesteelandconcretestructures规定，对于埋于普通混凝土的圆柱头焊钉，其疲劳寿命计算公式如下：（102）式中：Δτ——焊钉焊接处的平均剪应力幅（N/mm2）；N——疲劳循环次数；m——常数，取m=8；Δτc——循环次数为2×106对应的允许剪应力幅，其值为90N/mm2。GB50017-2017增加“承受剪力的圆柱头焊钉”作为一种新的构件和连接类别，定为J3类别，其疲劳计算的参数取值采用欧洲组合结构设计规范EC4给出的相关建议。J.0.1对于焊有焊钉的受拉钢板，其疲劳裂纹会发生在焊趾和钢板的交界处，和焊钉本身的剪切疲劳破坏不同，要进行单独的疲劳验算。参考欧洲钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures，定为Z7类构造。参考欧洲组合结构设计规范EC4的建议，除按Z7类构件和连接进行疲劳验算外，焊有焊钉的受拉钢板还应同时满足公式（J.0.3-1）或公式（J.0.3-2）的要求，以充分考虑焊钉受剪和钢板受拉两者共同作用对组合梁疲劳寿命的不利影响。62'