《钢结构设计规范》修订7-11_文档资料库
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《钢结构设计规范》修订7-11
第7章连接计算7.17.1.1条焊缝连接有关焊缝质量等级的选用，是设计规范的新增条文。焊缝质量等级是原《钢结构工程施工及 验收规范》GBJ205-83首先提到的，但它只提到一、二、三级焊缝的质量标准，并未提到何种情况需要采用
何级焊缝。原设计规范GBJ17-88也没有明确 规定，导致一些设计人员对焊缝质量等级提出不恰 当要求，影响工程质量或者给施工单位造成不必要 的困难。焊缝质量等级的规定，大部份在设计规范有关条 文或表格中已有反映，但不全面不集中，现集中为 一条较为直观明确。 （1）在需要计算疲劳结构中的对接焊缝（包括T 形对接与角接组合焊缝），受拉的横向焊缝应为一 级，纵向对接焊缝应为二级，新规范附表E-1，项次 2、3、4已有反映。（2）在不需要计算疲劳的构件中，凡要求与母材 等强的对接焊缝，受拉时不应低于二级。因一级或二级对接焊缝的抗拉强度正好与母材的相等，而三级焊缝只有母材强度的85%。（3）对角焊缝以及不焊透的对接与角接组合焊缝，由于内部探伤困难，不能要求其质量等级为一 级或二级。因此对需要验算疲劳结构的此种焊缝只 能规定其外观质量标准应符合二级。（4） 重级工作制和Q?50t的中级工作制吊车梁腹 板与上翼缘之间以及吊车桁架上弦杆与节点板之间的T形接头焊缝处于构件的弯曲受压区，主要承受剪应力和轮压产生的局部压应力，没有受到明确的拉应力 作用，按理不会产生疲劳破坏，但由于承担轨道偏心 等带来的不利影响，国内外均发现连接及附近经常开 裂。所以我国74规范规定此种焊缝“应予焊透”，即不允许采用角焊缝；88年规范又补充规定“不低于二级质量标准”。新规范规定“应予焊透，质量等级不 低于二级”。（5） “需要验算疲劳结构中的横向对接焊缝受压时应为二级”、“不需要计算疲劳结构中与母材等强的受压对接焊缝宜为二级”，是根据工程实践和参考国外标准规定的。美国《钢结构焊接规范》AWS中， 对要求熔透的与母材等强的对接焊缝，不论承受动力 荷载或静力载，亦不分受拉或受压，均要求无损探伤， 而我国的三级焊缝不要求探伤。由于对接焊缝中存在很大残余拉应力，且在某些情况常有偶然偏心力作用（如吊车轨道的偏移），使名义上为受压的焊缝受力 复杂，常难免有拉应力存在。7.1.3、7.1.3条 GBJ17-88规范规定角焊缝和不加引弧板的对接焊缝，每条焊缝的计算长度均采用实际长度减去10mm，此种不分焊缝大小取为定值的办法 不合理，现参考国外标准改为：对接焊缝减去2t；角焊缝减去2hf。7.1.4条 斜角角焊缝的计算两焊脚边夹角?不等于900的角焊缝称为斜角角焊缝，这种焊缝一般用于T形接头中。斜角角焊缝计算时不考虑应力方向，任何情况 都取?f 或（?f?）=1.0。这是因为以前对角焊缝的试 验研究一般都是针对直角角焊缝进行的，对斜角角 焊缝研究很少。而且，我国采用的计算公式也是根据直角角焊缝简化而得，不能用于斜角角焊缝。新规范参考美国《钢结构焊接规范》（AWS） 并与我国《建筑钢结构焊接技术规程》进行协调， 作了下列修改： （1）规定锐角角焊缝两焊脚边夹角? ? 600，而 钝角角焊缝两焊脚边夹角? ?1350 。这表示焊脚边 夹角小于600 或大于1350 的焊缝不推荐用作受力焊缝。（2）原规范规定的锐角角焊缝计算厚度取 he= 0.7hf ，比实际的喉部尺寸小，这是考虑到当?角较小时，焊缝根部不易焊满以及在熔合线的强度较低这两个因素。现规定 ? ? 600 已无此问题。因此， 不论锐角和钝角的计算厚度均统一取为喉部尺寸he=hfcos?/2 。 但 当 根 部 间 隙 （ b 、 b1 或 b2 ） &1.5mm，则应考虑间隙影响，取b(或b1、b2 ) ? ? he ? ?h f ? ? ? cos ? / 2 sin ? ? ?上式可根据图中的几何关系推导得出，图中垂直 于斜边的虚线即计算厚度。α ααα（3）新规范规定任何情况根部间隙（b、b1或b2） 不得大于5mm，主要是图a 中的b1可能大于5mm。此时，可将板端切成图b的形状并使b & 5mm。对于斜T 形接头的角焊缝，在设计图中应绘制大样，详细标明两侧斜角角焊缝的焊脚尺寸。7.2 紧固件（螺栓、铆钉等）连接7.2.2条 （1）表7.2.2-1中的抗滑移系数? 值作了一些修正，原规范喷砂（丸）和喷砂后生赤锈时Q345、Q390和Q420钢的 ? =0.55，实际上达不到此要求，降为0.50。（2）高强度螺栓的预拉力P，原规范取为式中考虑螺栓材质的不定性系数0.9；施工时的超张拉0.9；拧紧螺帽时螺杆所受扭转剪应力影响系0.9 ? 0.9 P? Ae f y 1.2数1.2。此式得出的8.8级螺栓的抗剪承载力有时（当? ? 0.4时）比同直径的普通螺栓还低，不合理，且与薄钢规范的规定不协调，现改为0.9 ? 0.9 ? 0.9 P? Ae f u 1.2由于高强度螺栓材料无明显的屈服点，用抗拉强度fu代替fy再补充一个系数0.9是适宜的。（3）将同时受剪和受拉的摩擦型高强度螺栓的计算改用相关公式表达，Nv Nt ? b ?1 b Nv Nt实质与原规范相同，由 Nvb =0.9nfμ P 和 Ntb=0.8P，代入后即得原规范计算式 Nv=0.9nfμ ( P1.25Nt )。7.2.3条取消原规范“承压型连接高强度螺栓的抗剪承载力不得大于按摩擦型连接计算的1.3倍”的规定。理由为，原规范的此规定是鉴于当时使用经验不足，控制一下，使承压型在正常情况下（即荷 载标准值作用下）不滑移。但国外标准并没有此规 定，而承压型不一定施加与摩擦型相同的预拉力， 因此矛盾较多，况且现在已有使用经验。此外，取消原规范承压型连接高强度螺栓的传力接触面要求与摩擦型连接相同的规定，只提出需清除浮锈及油污。7.3 组合工字梁翼缘连接7.3.2条 原规范计算式在右侧漏掉了计算截面处 的紧固件数目n1，新规范已加上。另外，规范条文 指出公式用于计算“翼缘与腹板连接铆钉（或摩擦型连接高强度螺栓）”，表示普通粗制螺栓和承压型连接高强度螺栓不得用于此种连接，至于A、B 级螺栓，由于制造费工、装配困难，也不推荐采用。 实际上，公式还应包括翼缘板与翼缘角钢之间 的承载力计算，此时取F=0。7.4 梁与柱的刚性连接原规范没有本节内容，现参考国外标准和 我国实践经验，增加了本节。 7.4.1条 规定了不设置横向加劲肋时，对柱腹板和柱翼缘厚度的要求。① 在梁的受压翼缘处，柱腹板受有梁翼缘经过柱翼缘传给柱腹板的压力，柱腹板应满足强度要求和局部稳定要求。柱腹板的强度应与梁受压翼缘等强，即be tw fc ? Afc fb 式中 be―柱腹板计算宽度边缘处压应力的假定分布 长度。同梁的局部压应力计算式，取 be=a+5hy；按此公式计算腹板强度时，忽略了柱腹板所受竖向压力的影 响。这是因为在框架内竖向压 力主要由柱翼缘传递，腹板内 所受竖向压应力一般较小。为保证柱腹板在梁受压翼缘压力作用下的局 部稳定，应控制柱腹板的宽厚比，规范参考国外 规定，偏安全地规定柱腹板的宽厚比应满足下式 规定：hc 235 ? 30 tw f yc式中 hc――柱腹板的计算宽度； fyc――柱腹板钢材屈服点。② 在梁的受拉翼缘处，计算柱的翼缘和腹板仍 用等强度准则，柱翼缘板所受拉力为：T=Aft fb式中 Aft――梁受拉翼缘截面积；fb――梁钢材抗拉强度设计值。拉力T由柱翼缘板三个部份共同承担，中间部份 （分布长度m）直接传给柱腹板的力为fctbm（tb为梁 翼缘厚度），余下部份由两侧各ABCD的板件承担。根据试验研究，拉力在柱翼缘板的影响长 度p≈12tc ，可将此受力部份视为三边固定一边自由的板件，而在固定边将因受弯形成塑性铰。可用屈服线理论导出两侧翼缘板的承载力设计值分别为P = c1 fc tc2 式中c1 为系数，与几何尺寸p、h、q等有关。 对实际工程中常用的H型钢或宽翼缘工字钢梁和柱， c1=3.5?5.0，可偏安全地取c1=3.5。柱翼缘板受拉时的总承载力为3.5fctc2+fctbm。 考虑到柱翼缘板中间和两侧部份刚度不同，难以充分发挥共同工作，可乘以0.8的折减系数后再与拉力T 相平衡，即0.8(2 ? 3.5 f ctc2 ? f ctb ? m) ? Aft f b即tc ?A ft ? f b 7 fcf c tb ? m (1.25 ? ) A ft f bf c tb ? m 按统计分析， 的最小值为0.15，以此代入， A ft f b即得t c ? 0.4A ft f b fc当梁柱刚性连接处不满足上述公式的要求时，应 设置柱腹板的横向加劲肋。《高钢规程》JGJ99-98 规定：“框架梁与柱刚性连接时，应在梁翼缘的对应位置设置柱的水平加劲肋或隔板”。这是因为高层钢结构的梁、柱一般受力较大，设计经验认为， 没有不需要设置柱横向加劲肋的情况。7.4.2条 设置柱的横向加劲肋时柱腹板节点域的计算 ① 节点域的抗剪强度计算柱翼缘和横向加劲肋为边界的节点腹板区域所受的剪力:M b1 ? M b 2 Qc1 ? Qc 2 V? ? hb 2剪应力应满足下式要求：M b1 ? M b 2 Qc1 ? Qc 2 ?? ? ? fv hb ? hc t w 2 ? hc t w规范规定的计算式（7.4.2-1） 在上式的基础上加以了调整和简化。a．节点域的周边有柱翼缘和加劲肋提供的约束，使抗剪承载力大大提高，故将节点域抗剪强度提高 4 到 fv 。 3 b.节点域中弯矩的影响较大，剪力的影响较小。 略去剪力项使算得的结果偏于安全20%?30%，但公 式没有包括柱腹板轴压力设计值N对抗剪强度的不利 影响，一般N与其屈服承载力Ny 之比&0.5，则轴压力 对抗剪强度不利影响系数为 1 ? ( N / N ) 2 ? 0.87 ， y 与略去剪应力有利影响相互抵消而略偏安全。由此，上式即成为M b1 ? M b 2 4 ?? ? fv hb ? hc t w 3（a)式中的hbhctw=Vp 称为节点域的体积，对箱形截面柱，考虑两腹板受力不均的影响，取Vp=1.8hbhctw。公式仅适用于非抗震地区的结构。对地震区的结 构，节点域的计算公式参见《建筑抗震设计规范》 的规定。② 节点域腹板的稳定：新规范规定为保证节点域的稳定，应满足下式要求：（hc+hb）/tw? 90(b)上式与抗震规范GB50011的规定相同，也是美国 规范的建议，为在强震情况下不产生弹塑性剪切失 稳的条件。但在抗震规范中，根据我国初步研究， 在轴力和剪力共同作用下，保证不失稳的条件应为（hc+hb）/tw? 70，将此列为“注”。本规范不包括抗震，取消此“注”，只将公式（b）列入作为最低限值。7.4.3条 当柱腹板节点域不满足公式（a）的要求时， 需要采取加强措施。对由板件焊成的组合柱宜将腹板在节点域加厚，加厚的范围应伸出梁上、下翼缘外不小于150mm处。 对轧制H型钢或工字钢 柱，宜用补强板加强， 补强板可伸出加劲肋各150mm，亦可不伸过加劲肋而与加劲肋焊接。补强板侧边应用角焊缝与柱翼缘相连，其板 面尚应采用塞焊缝与柱腹板连成整体，塞焊点之间的距离不应大于较薄焊体厚度的 235 / f 21 y 以防止补强板向外拱曲。 采用斜加劲肋的补强办法，对抗震耗能不利，而且与纵向梁连接有时在构造上亦有困难，一，般仅用于轻型结构。7.5 连接节点处板件的计算?本节为新增内容。连接节点处板件（主要是桁架节点板）的计算方法，多年来一直未解决，90 年代，重庆钢铁设计研究院会同云南省建筑设计 院作了一系列双角钢杆件桁架节点板的试验和理 论研究，拟合出连接节点处板件在拉力作用下的强度计算式和在压力作用下的稳定计算式。新修订的规范将上述研究成果加以整理并与国外有关 规定对比，提出了简化计算式。7.5.1条连接节点处板件的强度计算。抗拉试验采用了不同形式的16个试件，所有试件的破坏特征均为沿最危险的 BA ? AC ? CD 线段撕裂破 坏，即图a中的三折线撕裂，CD 和 BA 均与节点板边缘线基本垂直。σ规范建议强度计算可用撕裂面法，沿BACD撕裂线割取自由体，沿BACD撕裂线割取自由 体，由于板内塑性发展引起应力重分布，可假定破 坏时在撕裂面各段上平行于腹杆轴线的应力 ? i? 均匀 分布且折算应力达到抗拉强度fu时试件破坏。根据平衡条件并忽略M和V，则第i 段撕裂面的平均正应力?i 和平均剪应力?i 为:Ni ? i ? ? i? sin ? i ? ? sin ? i li t Ni ? i ? ? i? cos ? i ? ? cos ? i li t折算应力为? red ? ? i2Ni Ni 2 2 ? sin ? i ? 3 cos ? i ? 1 ? 2 cos 2 ? i ? f u li t li t 1 Ni ? ? li tf u 1 ? 2 cos 2 ? i ? 3? i2即令第i 段的拉剪折算系数则 由?i ?1 1 ? 2 cos ? i2N i ? ?i li tfu N ? ?N i ? ?(? i li t ) f u ? ?(?i Ai ) f uN ??i Ai ? f写成计算式则为(b)? i――第i段撕裂面与拉力作用线的夹角。公式（b）符合破坏机理，其计算结果与试验值之比平均为87.5%，略偏安全且离散性小。公式还适用于下图两种板件的撕裂面的计算。7.5.2条桁架节点板强度的有效宽度计算法。由于桁架节点板的外形往往不规则，同时，一些受动力荷载的桁架还需要计算节点板的疲劳，用撕裂面法推导出来的公式计算比较麻烦。故参照国外多数国家的经验，规范建议对桁架节点板也可采用有效宽度法进行承载力计算。 有效宽度法假定腹杆轴力Ｎ通过连接件在节点板 内按照应力扩散角度传至连接件端部与N 相垂直的 一定宽度范围内，称为有效宽度be 。假定be范围内的节点板应力达 t? 到fu ，并令be?fu=Nu(节点板破坏时的腹杆轴力)，按此法拟合的结果，当应力扩散角?=270时精度最高，计算值与试验值的比值平均为 98.9% ； 当 ? =300 时 ， 比 值 为 106.8%，考虑到国外多数国家对 应力扩散角均取为300，为与国际 =300。 接轨且误差较小，建议取?有效宽度法适用于腹杆与节点板采用侧焊、 围焊、铆钉、螺栓等多种连接情况，（采用铆钉或螺栓连接时，be应取为有效净宽度）。当桁架弦杆或腹杆为T 型钢 或双板焊接T 形截面时，节点 构造方式有所不同，节点内的应力状态更加复杂，故规范公式（7.5.1）和（7.5.2）均不 适用。7.5.4条桁架节点板的稳定计算。与受压杆件相连的节点板区域在压力作用下除强度破坏外，还有可能丧失稳定。规范所列的稳定计算公式是根据8个试件的试验结果拟合出来的，其中有 和无竖腹杆的试件各4个。试验结果有以下特点： ① 当节点板的自由边长度 lf 与厚度 t 之比l f / t ? 60 235 / f y 时（一般出现在无竖腹杆的节点板），节点板稳定性很差，此时应沿自由边加劲。加劲后，稳定承载力有较大提高。② 在斜腹杆压力作用下，失稳形式一般为在AB―BC―CD 线附近或前方呈三折线屈折破坏。屈折线的位置和方向与受拉时的撕裂线类似，而且一般在 BC 区的前方首先失稳，其它各区相继失稳。③ 节点板的抗压性能取决于c/t 的大小（c为 受压斜腹杆连接肢端面中点沿腹杆轴线方向至弦 杆的净距），在一般情况下，c/t 愈大稳定承载力 愈低，对有竖腹杆的节点板，当 c / t ? 15 235 / f y 时，可不验算节点板的稳定。④对无竖腹杆的节点板，当 c / t ? 10 235 / f y 时， 节点板的稳定承载力约为强度承载力的80%，故可 将受压腹杆的内力乘以增大系数1.25后再按受拉节点 板的强度计算进行计算，当 c / t ? 10 235 / f y 时应按规范附录F进行稳定计算。但当 c / t ? 17.5 235 / f y时，规范规定的计算值将大于试验值，不安全，故规定 c/t 不能超过 17.5 235 / f y 。对自由边加劲的无竖腹杆节点板，要求与有竖腹杆的相同。桁架节点板厚度选用表 一般的钢结构教科书和手册均列有“桁架节点板厚度选用表”，但都系互相参考，缺乏科学依据。这次该研究组先制作了N- t/b关系表（N为腹杆最大拉力；t为节点板厚度；b为连接肢宽度），反映了侧焊缝焊脚尺寸hf1 、hf2 的影响。规范修订组又在上述参数 组合的最不利情况下，重新整理出偏于安全的N―t表 。相对来说它比以往的N―t表更符合实际。讨论：为保证节点板受压时的稳定，桁架杆件间间 隙不能太大，例如有竖腹杆的节点板（或自由边有加 劲的节点板）c ? 15t 235 / f y ，不能理解为c 值愈小愈 好。规范第8.4.6条规定“弦杆与腹杆、腹杆与腹杆之 间的间隙，不应小于20mm”，这是由于间隙过小，焊 接残余应力影响过大。而对吊车桁架，为避免疲劳破 坏第8.5.3条规定此间隙“不宜小于50mm”；在第8.7.2 条又规定在工作温度-20?C地区的桁架，为防冷脆， “腹杆与弦杆相邻焊缝焊趾间净距不宜小于2.5t ”。同 样这些规定不能理解为杆件间间隙愈大愈好，在某些 情况如出现矛盾，工程技术人员应妥善处理。7.6 支座7.6.1条 为新增加的条文，因为平板支座为小跨度梁 和桁架支于混凝土柱或混凝土垫块上最常用的支座。 弧形支座和辊轴支座中，圆柱形表面与平板的接 触表面的承压应力，原规范是按下式计算： 25R （原规范7.4.2和7.4.3） ?? ? f ndl 式中，L为弧形表面或辊轴与平板接触长度；d为辊 轴直径（对辊轴支座）或弧形表面半径的两倍；n为 辊轴数目，对弧形支座n＝1。新规范参考国内外规范的规定，认为从发展的 趋势来看，此种支座接触面的承载力宜与fy2 成正比较为合适，建议采用下式表达：R ≤40nd l f 2/E (新规范7.6.2)上式可写成为R E ? ? f 40ndl f 对 Q235 钢 ， E ＝ 206?103N/mm2,f=215N/mm2 ，则可写成为与原规范的计算式基本一致。24 R ? f ndl7.6.4、7.6.5条 增加 “球形支座”和“ 橡胶支座”，但未提出具体计算公式。第8章构造要求8.1一般规定8.1.1条 增加提出“避免材料三向受拉”，是希望通过采取构造上的措施，以防止可能引发的脆断。8.1.2条 钢板的最小厚度由原88规范规定 的5mm减小为4mm。8.1.3 条 验合格。焊接用钢材应严格控制含碳量（C≤0.20％），并保证其塑性性能和冷弯试钢材的可焊性可用碳当量Ceq 和焊接裂纹感性指数Pcm进行评价。当Ceq＜0.4％时，钢材的淬硬倾向不明显，可焊性优良。当Ceq＝0.4～0.6％时，淬硬倾向明显，冷裂纹的敏感将增大，需要采取预热措施。本条删去了原规范对焊件厚度的建议 （原建议低碳钢?50mm，低合金钢?36mm）， 是因为： （1）“正常情况”的概念比较模糊； （2）从防止脆断的角度出发，焊件的厚 度限值与结构形式、应力特征、工作温度以 及焊接构造等多种因素有关，很难提出某个 具体数值。8.1.4条 强制性条文 “结构应根据其形式、组成及荷载的 不同情况设置可靠的支撑系统。在建筑物 每一个温度区段或分期建设的区段中，应 分别设置独立的空间稳定的支撑系统。” 本条是对支撑系统设置的原则性规定。一般组成钢结构的承重构件都是平面结构体系， 如工业与民用建筑中的屋架、桥架、框架等，因而 必须设置一定的支撑系统。支撑系统的作用是保证 结构的空间工作，提高结构的整体刚度，承担和传递水平力，防止杆件产生过大的振动，避免压杆的侧向失稳，同时保证结构安装时的稳定。本条仅是对支撑系统设置的原则性规定，由于具体工程情况十分复杂，设计时应根据结构及其荷载的不同情况 分别考虑。8.1.5条 关于温度区段长度的规定。88规范在TJ17-74规范的基础上，已对温度区段的长度作了新的规定：（1）纵向温度区段长度有所增加：对“采暖房屋和非采暖地区的房屋”。由180m增大至220m；对“热车间和采暖地区的非采暖房屋”由150m增大至180m。（2）在横向框架中，相同温度变形的情 况下，横梁与柱铰接时的温度应力比横梁 与柱刚接时的温度应力要小得多。因此根 据理论分析，已将铰接时的横向温度区段 长度加大25％。（3）柱间支撑的纵向水平刚度较单独柱大得多（约10～20倍），故厂房纵向温度变形的不动点接近于柱间支撑的中点（有两道柱间支撑时，为两支撑距离的中点）。表8.1.5规定的数 值是基于温度区段长度等于2倍不动点到温度区 段端头的距离确定的。故规定：“当柱间支撑 不对称布置时，柱间支撑的中点（两道柱间支 撑时为两支撑距离的中点）至温度区段端部的 距离不宜大于表中纵向温度区段长度的60％。”
（4）表8.1.5增加注③，“当有可靠依据和 措施时，表中数值可予以增减”，是考虑到影 响温度区段长度限值的因素较多，在规范中无 法逐一反映，让设计人员根据具体情况考虑增 减（在实际工程中已有突破者）。 当不超过表中数值时，在一般情况下，可不考虑温度应力和温度变形的影响。2 对温度应力和温度区段长度的讨论 （1）规范规定值由一般典型情况确定，具 体工程千差万别，对温度缝的设置及温度应力 的计算应从实际情况出发区别对待。 温度作用的性质与一般的荷载不同，不能硬 “抗”，只能适当采取“放”的办法，只要让结构构件和连接具有适当伸缩变形能力，温度作用就可大量减少。（2）过去只计算柱及柱间支撑的温度内力。但在 温度作用下，吊车梁、托架、屋架等水平构件的轴向伸缩受到柱和柱间支撑的弹性抵抗，会产生反作用力。过去没有发现问题，是由于吊车梁与柱常采 用粗制螺栓的搭接连接，滑移量较大；托架支于上 部柱，上部柱在厂房的纵向刚度较小，温度内力有 限；厂房横向则一般跨数不多，也没有对屋架产生过大的温度内力。今后随着温度区段长度的增加，当温度差较大而连接方式又不利于吸收温度变形时，则需要加以注意。（3）横向伸缩缝处，我国过去习惯采用双柱。西欧用单柱的伸缩缝较多，我国近来也逐渐采用。单 柱伸缩缝能节约钢材，但构造较复杂，且屋盖系统 较难处理。当有托架时最好不用单柱缝，在地震区 亦不宜采用单柱缝。厂房横向宽度较大时，宜采用柔性柱（上部柱的截面宽度减小，屋架与柱铰接），即用“放”的办 法解决，尽量避免设置纵向伸缩缝。 （4） 温度应力的计算 当温度区段长度超过表8.1.5规定的数值，应进行温度应力的计算。8.2 焊缝连接焊缝收缩使附近金属产生应力集中，所以焊接接头容易产生层状撕裂。层状撕裂多发生于厚度较大的部件中。厚钢板的辊轧次数少，冶金缺陷较多；化学成分的偏析较严重，焊接后层状撕裂的危险性就较大。此外，厚板的焊接 残余应力复杂，往往存在较大的三向同号应力场。所以，当结构受力时，厚板焊件容易脆性破坏。尤其是强度较高的钢材，其破坏时的应变和延性下降，层状撕裂也就更为严重。8.2.2条 参照ISO国际标准，补充规定对焊 件厚度t&20mm（ISO为t≥16mm，前苏联 为25mm）的角焊缝应采用收缩时不易引起 层状撕裂的构造。8.2.4条 根据美国AWS的多年经验，凡不等厚（宽）焊件对焊连接时，均在较厚（宽）焊 的斜角。为减少加工工作量，对承受静态荷件上做成坡度不大于1/2.5（ISO为不大于1/1） 载的结构，将原规范规定的斜角坡度不大于1／4改为不大于1／2.5，而对承受动态荷载的结构仍为不大于1／4。因根据我国的试验研究，坡度用1:8?1:4接头的疲劳强度与等宽、等厚的情况相差不大。8.2.6条 两焊脚边夹角?＞135°（原规范为 120°）时，焊缝表面较难成型，受力状况不 良；而?＜60°的焊缝施焊条件差，根部将留 有空隙和焊渣，已不能用7.1.4条的规定来计 算这类斜角角焊缝的承载力，故规定这种情况 只能用于不受力的构造焊缝。但钢管结构有其 特殊性，不在此限。8.2.7条 （1）参照AWS，当采用低氢型焊条时，角焊缝的最小焊脚尺寸可由较薄焊件的厚度经计算确定，因低氢型焊条焊渣层厚、保温条件较好。（2） 侧面角焊缝的最大长度，原来对动力荷载作 用下控制较严（≤40hf ），该规定原根据前苏联的经 验，经过我国的试验研究证明，对静载或动载可以 不加区别，统一取某个规定值。现在国外亦都不考 虑荷载状态的影响，故将原动力荷载作用下的角焊 缝最大长度放宽为≤60hf 。8.3 螺栓连接和铆钉连接8.3.4条 表8.3.4的修改参考了我国《铁路桥梁 钢结构设计规范》及美国钢结构设计规范 （AISC 1989），修改的主要内容有： （1）原规范表中“任意方向”涵义不清，参照 桥规明确为“沿对角线方向”。（2）原规范中间排的中心间距没有明确“垂直内力方向”的情况，参照桥规补充这一项。（3）原规范对边距区分为切割边和轧制边 两类，这和前苏联及我国桥规的规定相同。但美国AISC却始终区分为剪切边（shear cut）和 轧 制 边 或 气 割 （ gas cut ） 与 锯 割 （ sawcut）两类。意即气割及锯割和轧制是属于同一类。从切割方法对钢材边缘质量的影响来看，美国规范是比较合理的，现从我国国情出发，将手工气割归于剪切这一类。8.3.6条 强制性条文 “对直接承受动力荷载的普通螺栓受拉连 接应采用双螺帽或其它能防止螺帽松动的有 效措施。”本条文是为防止构件间连接螺栓的松动而规 定的措施，具体构造可以任意选择。在目前钢结构工程的施工中，除用双螺帽外，也可用加弹簧垫圈或将螺帽和螺杆直接焊死的方法。8.3.9条 因撬力很难精确计算，故增加了 对沿杆轴方向受拉的螺栓（铆钉）连接中 的端板（法篮板）应适当增强刚度的构造 要求（如设置加劲肋等），以免有时撬力 过大影响安全。8.4 结构构件8.4.6条 增加了腹杆与弦杆直接对焊的连接情 况，并作了在此种情况下“相邻腹杆连接角焊 缝焊趾间净距不小于5mm（钢管结构除外）”的规定，以利施焊且改善抗脆断性能。钢管结构相贯连接节点处的焊缝连接另有详细规定，故不受此限。8.4.13条 按我国习惯，柱脚锚栓不考虑承受剪力， 特别是有靴梁的锚栓更不能承受剪力。但对于没有靴梁的锚栓，国外有两种意见，一种认为可以承受剪力，另一种则不考虑。另外，在我国亦有资料建议在抗震设计中可用半经验半理论的方法适当考虑外露式钢柱脚（不管有无靴梁）受压侧锚栓的抗剪 作用。为此将原规范的“不得”改为“不宜” 。 底板与混凝土基础间摩擦系数的取值，现在国内外 已普遍采用0.4，故列入。8.4.15条新增“插入式柱脚”的构造规定。近年来，北京钢铁设计研究总院和重庆钢铁设计研究院等单位均曾对插入式钢柱脚进行过试验研究，并曾在多项单层工业厂房工程中使用，效果较好，并不影响安 装调正。这种柱脚构造简单、节约钢材、安全可靠。 本条规定是参照北京钢铁设计研究总院编写的“钢柱 杯口式柱脚设计规定”提出来的，同时还参考了钢管混凝土结构设计规程。钢柱插入杯口的最小深度与我国电力行业标准 “钢―混凝土组合结构设计规程”的插入深度比较接近。国家建材局“钢管混凝土结构设计与施工规程” 中对插入深度的取值过大，未予采用。本条规定的数值大于预制混凝土柱插入杯口的深度。对双肢柱的插入深度，北钢院原取为（1/3??1/2）hc。而混凝土双肢柱为（1／3~2／3）hc，并说明当柱安装采用缆绳固定时才用1／3 hc。为安全计，本条将最小插入深度改为0.5 hc8.4.16条新增“埋入式柱脚” 和“外包式柱脚”的有关构造规定。将钢柱直接埋入混凝土构件中的埋入式柱脚和将钢柱置于混凝土构件上在钢柱四周外包一段钢筋 混凝土的外包式柱脚，常用于多、高层钢结构建筑 物。本条规定参照了“高层民用建筑钢结构技术规 程”（JGJ99－98）以及冶金部《钢骨混凝土结构设计规程》（YB9082－97）中相类似的构造要求。对埋入深度或外包高度的要求，高钢规程中 规定为柱截面高度的2~3倍（大于插入式柱脚的插 入深度），是引用日本的经验，对抗震有利。而 在钢骨混凝土规程中对此没有提出要求。因此，本条没有对埋深或外包高度提出具体要求。8.5 对吊车梁和吊车桁架 （或类似结构）的要求8.5.4条 “吊车梁翼缘板或腹板的焊接拼接应采用 加引弧板和引出板的焊透对接焊缝，引弧板和引出板割去处应予打磨平整。焊接吊车梁和焊接吊车桁架的工地整段拼接应采用焊接或高强度螺栓的摩擦型连接。”系根据我国和日本的工程实践经验修订。8.5.6条 补充和修改的主要内容： （1）将原来适用于简支吊车梁的条文扩 大到可用于连续吊车梁； （2）明确规定了支座加劲肋和中间横向 加劲肋的配置方式和构造要求； （3）参照前苏联的经验，规定了横向加 劲肋的宽度不宜小于90mm。8.5.7条直接铺设轨道的吊车桁架上弦，其工作性质与连续吊车梁相近，而原规范写为 “与吊车梁相同”不够确切，今改正为“其 构造要求应与连续吊车梁相同” 。8.5.8条 关于重级工作制吊车梁上翼缘与制动梁是否可用侧焊缝连接，重庆钢铁设计研究院和重庆建筑大学从1988年到1992年曾对此进行了专门的研究。通过静力、疲劳试验和理论分析，论证了只要能保证焊接 质量和控制焊接变形仅用单面角焊缝连接的可行性， 并在攀钢，成都无缝钢管厂和宝钢等工程中应用。设 计中，制动板与吊车梁上翼缘之间还增加了按构造布置的C级普通螺栓连接，以改善安装条件和焊缝受力情况。用焊缝连接不仅可节约投资而且可以提高工效 1~2倍。8.5.12条 焊接长轨要保证轨道在温度作 有下能沿纵向伸缩，同时不损伤固定件， 日本在钢轨固定件与轨道间留有约1mm 空隙，西德经验约为2mm，我国使用的 经验应留有一定空隙（?1mm）。8.6 大跨度屋盖结构?本节是新增加的内容，是我国大跨度房屋结构建设经验的总结，并明确定义跨度L≥60m的屋盖为大跨度屋盖结构。?重点介绍了大跨度桁架结构的构造要求，其它结构形式（如空间结构，拱形结构等）见专门的设计规程或有关资料。根据航空设计院的设计实践经验，在大跨度 桁架屋盖结构设计中应该考虑以下问题： （1）在桁架主要承重杆件及其连接的承载能 力计算中，结构重要性系数取1.1；当有悬挂吊 车时，动力系数取1.1；桁架的受压弦杆及端斜 杆在承载能力计算中，杆件内力宜乘1.05的增大系数。（2）屋面宜采用轻屋面，屋面均布活荷载标 准值宜取为0.5kN/m2，并应验算屋盖半边受活 荷载（雪荷载等）的工况。对于桁架杆件和围 护构件应考虑风荷载负压的不利影响。（3）大跨度屋盖结构的节点可采用焊接连 接和高强度螺栓连接；当杆件内力较大或动 力荷载较大时宜采用高强度螺栓的摩擦型连 接（管结构除外），其数目应按杆件等强连 接确定；当腹杆为构造截面选用时，螺栓数 目可按1.1倍杆件内力或75％杆件净面积强度 计算确定并取其中较大者。（4）大跨度桁架杆件的容许长细比，对受 压弦杆和端压杆的容许长细比宜取为100，其 它受压腹杆可取为150（承受静力荷载或间接 承受动力荷载）或120（直接承受动力荷载）。 对受拉弦杆和腹杆的长细比不宜超过300（承 受静力荷载或间接承受动力荷载）或250（直 接承受动力荷载）。（5）大跨度屋盖结构为减少结构变形、支 承结构位移、边界约束条件和温度变化对内 力产生的影响，支座应根据结构具体情况可 采用橡胶支座和万向球形支座或双曲形支座， 以适应桁架支座水平位移和不同方向角位移 的需要。（6）大跨度屋架的挠度容许值根据近些年 来的实践经验并参照国外资料，对有悬挂吊车 的屋架，按全部荷载标准值计算取跨度的 1/500，按可变荷载标准值计算时取1/600；对 无悬挂吊车的屋架，按全部荷载标准值计算取 跨度的1/250，当有吊天棚时，按可变荷载标 准值计算取跨度的1/500。8.7 提高寒冷地区结构抗脆断 能力的要求?本节是新增加的内容，是为了使设计人员重视钢结构可能发生脆断（特别是寒冷地区）而提出来 的。由于对国产建筑钢材在不同工作条件下的脆 断问题还缺乏深入研究，内容主要来自前苏联的 资料，同时亦参考了其它国内外的有关资料。这些资料在定量的规定上差别较大，很难直接引用，但在定性方面即概念设计中却有一些共同规律可 供今后设计中参照。寒冷地区的结构设计应考虑以下问题： （1）钢结构的抗脆断性能与环境温度、结 构型式、钢材厚度、应力特征、钢材性能、加 荷速率以及重要性（破坏后果）等多种因素有 关。工作温度愈低、钢材愈厚、名义拉应力愈 大、应力集中及焊残余应力愈高（特别是有多向拉应力存在时）、钢材韧性愈差、加荷速率愈快的结构愈容易发生脆断。（2）钢材在相应试验温度下的冲击韧性指 标目前仍被视作钢材抗脆断性能的主要指标。 （3）对低合金高强度结构钢的要求比碳素 结构钢严，如最大使用厚度更小，冲击试验温 度更低等，而且钢材强度愈高，要求愈严。（4）钢材厚度与结构抗脆断性能在定量上的关系，国内外均有研究，有的已在规范中根据结构的不同工作条件对不同牌号的钢材规定了最大使用厚度。但由于我们对国产建筑钢材在不同工作条件下的脆断问题还缺乏深入研究，故这次修订时尚无法对我国钢材的最大使用厚度作出具体规定，只能参照国外资料在构造上作出一些规定以提高结构 的抗脆断能力。8.7.1条 根据前苏联对脆断事故调查的结果， 格构式桁架结构占事故总数的48％，而梁结 构仅占18％，板结构占34％，可见桁架结构 容易发生脆断。但从我国的调研结果看，脆 断情况并不严重，故规定在工作温度T≤－ 30°地区的焊接结构建议采用较薄的组成板 件。8.7.2、8.7.3条虽然在我国的寒冷地区过去很少发生脆断问题，但当时的建筑物都不大，钢材亦不太厚。根据我国低温地区钢结构使用情况调查，构件的钢材厚度为：吊车梁不大于25mm，柱子不大于 20mm，屋架下弦不大于10mm。随着今后大型建（ 构）筑物的兴建，钢材厚度的增加，钢结构的防脆 断问题理应在设计中加以考虑。为了缩小应用范围以节约投资，建议在T≤－20℃的地区采用。在T＞－20℃的地区，对重要结构宜在受拉区采用一些减 少应力集中和焊接残余应力的构造措施。8.8 制作、运输和安装8.8.3条 因钢构件安装时有多种定位方法，故将原规定中的“设置定位螺栓”改为“应考虑定位措施”。8.9 防护和隔热?因为补充考虑了防火问题，故将原标题 “防锈和隔热”改为“防护和隔热”。 同时增加了对除锈等级、防腐蚀设计和 防火设计的条文。除锈等级与涂料品种 有关，详见《工业建筑防腐蚀设计规范》 （GB50046）。8.9.3条 强制性条文“柱脚在地面以下的部分应采用强度等级较低 的混凝土包裹(保护层厚度不应小于50mm)，并应 使包裹的混凝土高出地面不小于150mm。当柱脚底 面在地面以上时，则柱脚底面应高出地面不小于100mm。” 根据对钢结构使用情况的调查，发观凡埋入土 中的钢柱，其埋入部分的混凝土保护层未伸出地面 者或柱脚底面与地面的标高相同时，因柱身（或柱 脚）与地面（或土壤）接触部位的四周易积聚水分 和尘土等杂物，致使该部位锈蚀严重。8.9.5条 强制性条文“受高温作用的结构，应根据不同情况采取下列防 护措施： 1 当结构可能受到炽热熔化金属的侵害时，应采用 砖或耐热材料做成的隔热层加以保护；２ 当结构的表面长期受辐射热达150℃以上或在短时间内可能受到火焰作用时，应采取有效的防护措施 (如加隔热层或水套等)。” 本条是针对结构在高温环境下工作或可能受高温作 用时制定的构造要求，对一般钢材来说，长时间受辐射热高达150?C以上则必须采取有效防护措施。第９章塑性设计钢结构的塑性设计是在超静定结构中利用材料的塑性性能，以结构在荷载作用下某些受力最大的截面 陆续出现塑性铰直至最终形成机构作为承载能力的极 限状态，采用塑性设计可以充分发挥材料的潜力。 用于钢结构塑性设计的钢材必须具有良好的塑性性能，以保证截面达到塑性弯矩以及在塑性铰弯矩形成后还具有充分发展塑性变形的能力。同时，为了达 到形成机构的极限状态，用于塑性设计的钢材除了应 具有足够的强度和良好的塑性变形能力以外，还必须 具有较高的应变硬化性能。塑性设计88年第一次放进规范。 9.1.3条 强制性条文按本章进行塑性设计时，钢材的力学性能应满足强屈比 fu / fy≥1.2，伸长率 ?5≥15％,相应于 抗拉强度fu的应变?u不小于20倍屈服点应变?y。 取消原规定的强度设计值折减系数0.9，将原 放在说明中的有关对钢材的要求列入正文。原规定为“fu/fy≥1.2，δ5≥15%，εy≥6εp”，εu 为抗拉强度处应变；εy为屈服应变；εp为弹性应变。抗震设计的框架允许在罕遇地震下出现塑性 铰，抗震规范要求材料的强屈比（实测值）不应小于1.2，钢材要有明显的屈服台阶，且伸长率大于20%。 结构超静定次数越多，要求先期出现的塑性 铰转动刚度越大，因此应满足εu和δ5的要求，规定 εu比原规定的εy更合理。第10章钢管结构?原规范只有直接焊接的平面桁架式圆管结构的条文。本章内容是以国内外对钢管结构的最新研究成果为基础进行修订的。除在圆管结构中增加了由两个平面组成的空间节点的设计方法外，还增 加了直接焊接的方管结构（主管为方管，支管为 方管或圆管）的设计方法，修订时参考的国外资 料主要有：（1）欧洲钢结构规范（Eurocode 3 1993）；（2）国际管结构开发研究委员会（CIDECT）《静力作用下管节点设计指南》。10.1 一般规定 10.1.2 限制钢管的径厚比（圆钢管）或宽 厚比（方钢管）是为了防止钢管发生局部 屈曲。由于钢管节点的尺寸越来越大，d/t 值也已超过50，K、T、X型试验节点的d/t 都达到100，因此将圆钢管的外径与壁厚之 比d/t的取值范围从88规范规定的d/t≤50扩 大到d/t≤100。10.1.3本条规定了本章内容的适用范围，因为目前国内外对管节点的试验研究中，其钢 材的屈服强度fy 均不超过345N/mm2 ，屈强比 fy/fu均不大于0.8，且钢管壁厚大于25mm时很 难用冷弯成型方法制造。故规定“热加工管 材 和 冷 成 型 管 材 不 应 采 用 屈 服 强 度 fy 超 过345N/mm2 以及屈强比fy/fu&0.8的钢材，且钢管壁厚不宜大于25mm。”10.2 构造要求 本节内容是根据原规范10.0.3~10.0.5条的 内容并参考国外资料补充修订而成，用以保 证节点连接的质量和强度。10.3 杆件和节点承载力我国在制定《钢结构设计规范》GBJ17－88时， 根据当时收集到的近300个节点的试验资料进行了 分析，提出了我国的钢管节点强度计算公式。随着钢管结构的发展，应用到结构中的钢管节点的尺寸越来越大；由于试件的尺寸效应对节点试验 承载力有影响，因此先前节点尺寸过小的试验数 据被删除，新的试验数据得到了补充，建立了一 个包含1546个圆钢管节点试验结果和790个圆钢管节点有限元分析结果的数据库。10.3.2条 在管结构中，支管与主管的连接 焊缝可沿全周采用角焊缝，也可部分采用 对接焊缝。本条明确提出“焊缝承载力应 等于或大于节点承载力”是为了充分发挥 管节点的承载力。在圆管结构中，支管与 主管连接焊缝的计算长度与原规范相同。10.3.3条本条给出了主管和支管均为圆管的直接焊接节点的承载力计算方法，是根 据同济大学的研究成果修订的。除对平面 管节点承载力的计算公式作局部修正外， 还增加了空间管节点承载力的计算方法。a) X型节点；b) T型或Y型节点； c）K型节点对于圆钢管节点强度计算公式的修正是对照新 建立的管节点数据库中的试验结果，比较了我国现行规范GBJ17－88中平面管节点强度公式的计算结果得出的。主要修改内容为： （1）GBJ17－88没有空间管节点强度计算公式， 而目前国内的空间管结构中已大量出现KK节点和TT 节点，增加相应的计算公式是必要的。公式(10.3.3-9)~（10.3.3-10）及其它规定是对试验结果进行数据分析得出的。a) X型节点；b) T型或Y型节点； c）K型节点（3）试验数据中TT型和KK型管节点支管 的横向夹角φ分布在60°~120°之间，故 将φ限定在该范围内，同时φ确定后支管的 横向间距g即已相应地确定。e ) TT型节点；f ) KK型节点（4）由于XX型管节点的数据量较少，计算结 果与试验结果吻合情况也不甚理想，而这种节点类型目前在实际应用中较少用到，故在规范内未予列入。10.3.4条 矩形管（含方管）平面管节点承载力计算公式是根据科研成果结合国外资料补充修订的，对国外公式作了下列修改。（1）由于矩形管结构在我国应用较少， 经验不足，少量管节点极限承载力的实测值并不理想；为安全计，建议将国外的矩形管节点承载力计算值统一乘以折减系数0.9。（2）对T、Y、X形节点：根据大量有限元计算结果，对主管轴力影响系数?n的计算公式进行了修改。原第11章圆钢、小角钢的轻型 桁架结构?是否取消本章，有不同意见，后决定取消。第11章钢与混凝土 组合梁钢与混凝土组合梁的组成压型钢板组合梁通常由三部分组成，即：钢筋混凝土翼板、抗剪连接件、钢梁。?压型钢板上现浇混凝土翼板并通过抗剪连接件 与钢梁连接组合成整体后，钢梁与楼板成为共 同受力的组合梁结构。?本章新增加了下列主要内容：（１）连续组合梁负弯矩处的计算方法。 （２）楼板为压型钢板组合板时组合梁的设计特点。 （３）部份抗剪连接组合梁的设计特点。部份抗剪 连接对梁的强度影响很小，只挠度增大，可节约 连接件和施工费用。（４）组合梁的挠度计算（主要是考虑滑移效应的折减刚度的计算方法）。11.1 一般规定11.1.6条 组合梁按截面进入全塑性计算抗弯强 度时，GBJ17-88根据原第九章“塑性设计的规定，将钢梁材料的强度设计值乘以折减系数0.9。本次修订稿已取消此规定，故本章规定“钢梁钢材的强度设计值应按3.2.1和3.2.2条的规定采用”，即不乘折减系数0.9。11.2 组合梁设计11.2.2条 部分剪力连接的抗弯强度计算方法是根据简化 塑性理论按下列假定确定： （1）在所计算截面左右两个剪跨内， 取连接件承载力 C 设计值之和 n N V 的较小者作为混凝土翼板中的剪力；（2）剪力连接件必须具有足够的柔性（如栓钉，其直 径d≤22mm，杆件长l≤4d）。此外混凝土的强度等级不 能高于C30，栓钉工作时全截面进入塑性状态。 （3）梁与混凝土翼板间产生相对滑移，以致混凝土翼 板与钢梁有各自的中和轴。11.3 抗剪连接件的计算11.3.1条 关于圆柱头焊钉(栓钉)的抗剪承载力，根据欧洲钢结构协会1981年组合结构规范等资料， 其承载力的限制条件为0.7Asfu 。但在修订TJ1774规范时，认为我国使用经验不足，将fu改为f， 即c Nv? 0.43 As Ec f cd ? 0.7 As fGBJ17-88规范发行以来，设计者在使用中发 现，Nvc均由“ ≤0.7Asf ”控制，“0.43 As Ec f cd ” 不起作用，使栓钉数偏多，现将此限制条件改为： “0.7Asrf ”， r 为栓钉材料的强屈比，按规定，栓 钉 材 料 为 4.6 级 ， 即 f=215N/mm2 ，r=1/0.6=1.67。12.3.2条 用压型钢板作混凝土翼板的底模时，其抗剪连接件一般用栓钉，而栓钉的抗剪承载力应予折减。本条规定的折减系数是根据试验分析而得的。谢谢大家
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