?鋼結構設計標準?修訂情況介紹********大學土木工程學院?鋼結構設計標準?的歷史解放初期：НИТУ1-461955年：НИТУ121-551974年：TJ17-741988年：GBJ17-882024年：GB50017根據建設部97建標字第108號文的要求，國家標準?鋼結構設計標準?1997年開始進行全面修訂。標準修訂組總結了原GBJ17-88標準存在的問題與缺乏，針對近年來建筑鋼結構快速開展的市場背景，吸收了國內外最新研究成果，數易其稿，完成了新的?鋼結構設計標準?GB50017。新標準共11章7個附錄〔增加第2章“術語和符號〞，去掉原第11章“圓鋼、小角鋼的輕型結構〞〕，共有條文239條，強制性條文14條。其中新增條文48條，局部修改102條。依據：各相關國家標準〔如“統一標準〞、“荷載標準〞、“抗震標準〞等〕已修訂，且應用范圍有所擴大。第1章總那么本章總條數不變，但其中三條作了修改。增加提到與有關標準的關系，如?建筑結構可靠度設計統一標準?、?建筑結構荷載標準?、?冷彎薄壁型鋼結構技術標準?、抗震標準〔包括?建筑抗震設計標準?、?構筑物抗震設計標準?、?中國地震動參數區劃圖?〕等。但因防火問題是在構造要求中規定的，故防火標準在第8章8.9.4條中提到。1.0.5強制性條文“在鋼結構設計文件中，應注明建筑結構的設計使用年限、采用的鋼材牌號，連接材料的型號(或鋼號)和對鋼材所要求的力學性能、化學成分及其它的附加保證工程。此外，還應注明所要求的焊縫形式、焊縫質量等級、端面刨平頂緊部位及對施工的其它要求。〞鋼結構設計文件中應注明的這些內容與保證工程質量密切相關，因此將本條確定為強制性條文。第2章術語和符號按?工程建設標準編寫規定?的要求，新增加此一章。主要列出?建筑結構設計術語和符號標準?〔GB/T50083-97〕中沒有的術語〔如腹板“通用高厚比〞、“腹板屈曲后強度〞等〕，但符號列出較全。標準條文中的符號一般在第一次出現時解釋。第3章根本設計規定3.1設計原那么本節包括4條強制性條文，即：3.1.2條強制性條文“承重結構應按以下承載能力極限狀態和正常使用極限狀態進行設計：1承載能力極限狀態包括：構件和連接的強度破壞、疲勞破壞和因過度變形而不適于繼續承載，結構和構件喪失穩定，結構轉變為機動體系和結構傾覆。2正常使用極限狀態包括：影響結構、構件和非結構構件正常使用和外觀的變形，影響正常使用的振動，影響正常使用和耐久性能的局部損壞〔包括混凝土裂縫〕。〞承載能力極限狀態和正常使用極限狀態是結構或構件設計及計算的依據，本標準根據現行國家標準?建筑結構可靠度設計統一標準?GB50068-2001的規定，結合鋼結構的特點分別對極限狀態進行了分類。3.1.3條強制性條文“設計鋼結構時，應根據結構破壞可能產生的后果，采用不同的平安等級。一般工業與民用建筑鋼結構的平安等級可取為二級，其它特殊建筑鋼結構的平安等級應根據具體情況另行確定。〞按照現行國家標準?建筑結構可靠度設計統一標準?GB50068-2001的規定，對破壞后果很嚴重的重要的房屋，平安等級為一級；對破壞后果嚴重的一般的房屋，平安等級為二級。?建筑結構可靠度設計統一標準?是對各設計標準的統一指導，不可能針對各種結構標準給出具體建議。本標準根據對我國已建成的建筑物采用概率統計方法分析的結果，一般工業與民用建筑鋼結構，按照?建筑結構可靠度設計統一標準?的分級標準，平安等級多為二級，故規定可取為二級。對于其它特殊的建筑鋼結構，其平安等級應根據具體情況另行確定。如對于跨度等于或大于60m的大跨度結構那么宜取為一級。由于本標準定位為不抗震設計，故所有條文均是針對不考慮抗震的情況而制定。當按抗震要求設計時，不再分平安等級，而應按現行國家標準?建筑抗震設防分類標準?GB50223的規定來確定建筑物的抗震設防類別。3.1.4條強制性條文“按承載能力極限狀態設計鋼結構時，應考慮荷載效應的根本組合，必要時尚應考慮荷載效應的偶然組合。按正常使用極限狀態設計鋼結構時，應考慮荷載的標準組合，對鋼與混凝土組合梁，尚應考慮準永久組合。〞本條為鋼結構設計時荷載效應的組合原那么，是根據?建筑結構可靠度設計統一標準?GB50068-2001的規定并結合鋼結構的特點制定的。鋼結構設計標準對結構或構件承載能力的計算一般采用應力表達式。根據?建筑結構荷載標準?，當按承載能力極限狀態設計鋼結構時，對于根本組合，內力設計值應從由可變荷載效應控制的組合和由永久荷載效應控制的組合中取最不利值考慮。鋼結構自重較小，一般是由可變荷載效應控制設計，只有當采用大型鋼筋混凝土屋面板或有積灰的屋蓋結構，以及特殊情況才有可能由永久荷載控制設計。對荷載效應的偶然組合，本標準參照統一標準只作出了原那么性的規定，具體的設計表達式及各項系數應符合專門標準的規定。3.1.5條強制性條文“計算結構或構件的強度、穩定性以及連接的強度時，應采用荷載設計值(荷載標準值乘以荷載分項系數)；計算疲勞時，應采用荷載標準值。〞由于現階段對疲勞計算的可靠度理論問題尚未解決，所以鋼結構的疲勞強度計算只能沿用傳統的按彈性狀態計算的“容許應力幅〞的設計方法，容許應力幅是根據試驗結果得到，故應采用荷載標準值進行計算。另外，疲勞計算中采用的計算數據大局部是根據實測應力或疲勞試驗所得，已包含了荷載的動力影響，亦不再乘動力系數。3.1.6條88標準在計算吊車梁撓度時對吊車荷載取由兩臺吊車產生的最不利組合，新標準改為由一臺吊車加自重進行計算〔相應撓度容許值有所調整〕。理由是：①符合“正常使用極限狀態〞的要求；②與多數國外標準相一致。3.2荷載和荷載效應計算此節為新增加的內容，強調了對設計原那么的指導。突出設計原那么是目前各國標準的共同特點，早期的標準條文以試驗或實踐經驗為主，故條文簡單具體。隨著結構形式越來越復雜，標準的任務不再僅限于提供計算公式和具體數據，而是應給予設計原那么的指導。因此，標準補充了有關設計原那么的有關條文。3.2.1條強制性條文“設計鋼結構時，荷載的標準值、荷載分項系數、荷載組合值系數、動力荷載的動力系數等，應按現行國家標準?建筑結構荷載標準?GB50009的規定采用。結構的重要性系數０應按現行國家標準?建筑結構可靠度設計統一標準?GB50068的規定采用，其中對設計使用年限為25年的結構構件，可取０=0.95。〞〔1〕有關結構的重要性系數0，?建筑結構可靠度設計統一標準?7.0.3條注“對設計工作壽命為25年的結構構件，各結構標準可根據各自情況確定0值〞。鋼結構設計標準根據工作壽命50年時取0＝1.0，工作壽命5年時取0＝0.9，故規定工作壽命25年時取0＝0.95。〔2〕新修訂的?建筑結構荷載標準?將不上人的屋面均布活荷載標準值統一規定為0.5kN/m2〔原標準分0.3、0.5、0.7kN/m2三級〕。對不上人的屋面均布活荷載，較早的荷載標準取0.3kN/m2，后發現對重屋面偏低，74標準改為0.5kN/m2。采用概率極限狀態設計法后發現對以恒載為主的結構〔混凝土結構〕可靠度下降，故又提高到0.7kN/m2。新修訂的荷載標準增加了以恒載為主的不利組合式，屋面活荷載中主要考慮的僅是施工荷載即偶然因素的不利影響，故又恢復到0.5kN/m2。但注明“對不同結構可按有關設計標準作0.2kN/m2的增減〞。新修訂的?鋼結構設計標準?規定“對支承輕屋面的構件或結構，當僅有一個可變荷載且受荷面積超過60m2時，取0.3kN/m2〞。這與原規定有所不同，應注意檁條的計算。對重屋面由于增加了以永久荷載為主的組合，不再提高屋面活荷載。3.2.2條原標準參考蘇聯標準，對重級工作制吊車梁，將荷載標準規定的橫向水平荷載乘以增大系數以考慮吊車的卡軌力〔荷載標準只規定了小車的制動力〕，現改為按下式計算：HK=Pkmax式中，Pkmax為吊車輪壓標準值；系數＝0.1〔一般軟鉤吊車〕，0.15(抓斗、磁盤吊車)和0.2〔硬鉤吊車〕。卡軌力不與水平力同時考慮，同時，與吊車工作制及連接無關。根據?起重機設計標準?〔GB3811-83〕，按吊車利用等級〔即循環次數，分為U0-U9等10級〕和載荷狀態〔載荷譜系數Kp有輕、中、重、特重等4級〕綜合劃分吊車工作級別為A1A8級。本標準一般所指輕級工作制即A1A3級；中級為A4A5級；重級為A6A8級〔其中A8為特重級〕。但對吊車工作制的界定不能死搬硬套吊車工作制與吊車工作級別的一般對應關系，而應根據吊車的具體操作情況確定。3.2.8條新增，此條為有關內力分析的設計原那么，“對>0.1的框架結構〔一般指無支撐純框架結構〕，宜采用二階彈性分析〞。此處N為所計算樓層各柱軸壓力之和；H為所計算樓層及以上各層水平力之和；h為所計算樓層的高度；u為所計算樓層按一階分析的層間側移，當確定是否滿足以上條件時可用位移容許值[u]代替。判斷式為層間側移容許值。〔1〕采用二階分析時，應在每層柱頂附加考慮假想水平力〔概念荷載〕Hni：

式中，Qi為第i樓層的總重力荷載設計值；ns為框架總層數；

y為鋼材強度影響系數；Q235鋼,

y=1.0；Q345鋼,

y=1.1；Q390鋼,

y=1.2；Q420鋼,

y=1.25。等式右端的根號為折減系數，考慮當柱子較多時初始側移有正有負，缺陷相互抵消。〔2〕因為框架有側移失穩是二階效應中的豎向荷載效應造成的，采用二階分析時，此效應已在內力分析中計入，故框架柱的計算長度系數取μ=1.0。〔3〕標準提出了采用二階彈性分析時桿端彎矩的近似計算方法：M2＝M1b+2iM1s；式中M1b、M1s──分別為框架無側移或有側移時按一階彈性分析求得的桿端彎矩；2i──考慮二階效應第i層桿件的側移彎矩增大系數。框架結構的一階彈性分析3.3材料選用〔原標準第二章材料〕3.3.1條增加了鋼材的牌號：

Q235(相當于作廢的舊標準的3號鋼)

Q345(相當于舊標準的16Mn、12MnV、14MnNb、16MnRE、18Nb)

Q390(相當于舊標準的15MnV、15MnTi、16MnNb)

Q420

(舊標準的15MnVN、14MnVTiRE)此材料為新增，相當于美國的A572-60級和日本的SM520鋼。其中，15MnVN曾用于九江長江大橋。3.3.3條強制性條文“承重結構采用的鋼材應具有抗拉強度、伸長率、屈服強度和硫、磷含量的合格保證，對焊接結構尚應具有碳含量的合格保證。焊接承重結構以及重要的非焊接承重結構采用的鋼材還應具有冷彎試驗的合格保證。〞本條對用于承重結構的鋼材應具有的強度、塑性、韌性等力學性能和化學成分等合格保證工程作出了規定。3.3.5條增加推薦Z向鋼。厚板容易出現層狀撕裂，這對沿厚度方向受拉的接頭來說是很不利的，因而需要采用厚度方向性能鋼材。我國建筑抗震設計標準和建筑鋼結構焊接技術規程中均規定厚度大于40mm時應采用厚度方向性能鋼材。3.3.6條增加對耐腐蝕有特殊要求時推薦采用耐候鋼。3.4設計指標3.4.1條強制性條文鋼材強度設計值為fy/R。R為抗力分項系數，新標準對Q235鋼，R=1.087；對Q345、Q390和Q420鋼，R＝1.111。這樣對Q345鋼來說，比原標準的16Mn〔R＝1.087〕強度設計值有所降低。原因為：①Q345鋼包括舊標準的5種鋼材，統計資料缺乏；②近年來發現16Mn鋼質量不理想，稍厚〔當t>20mm〕就容易分層。鋼材厚度增加到100mm〔原標準3號鋼50mm，16Mn和15MnV鋼36mm〕，這是為了與軸壓d曲線相照應。其實，厚板的統計資料尚不夠充分。普通螺栓的A、B級，根據GB5782-86，其材料不是3號鋼，而是8.8級，現改取ftb=400N/mm2,fvb=320N/mm2。A、B級螺栓都是以前的“精制螺栓〞，質量標準要求相同。A級螺栓用于d24mm和L〔螺栓公稱長度〕10d或L150mm〔按較小值〕；d或L較大者為B級螺栓。8.8級普通螺栓與8.8級承壓型高強度螺栓的性能等級相同，其區別在于：〔1〕承壓型高強度螺栓要求施加預拉力；〔2〕承壓型高強度螺栓的孔徑要求低于普通螺栓，因此，其抗剪強度低于普通螺栓，但抗拉強度相同〔見材料表中的強度設計值〕。鉚釘連接在驗收標準GB50205-2001中已無條文，在設計中標準中是否保存意見不一致，現予保存。3.4.2條強制性條文第3.4.1條所規定的強度設計值是結構處于正常工作情況下求得的，對一些工作情況處于不利的結構構件或連接，其強度設計值有所降低。所以本條規定，在某些特殊情況下鋼材的強度設計值應乘以相應的折減系數:在“強度設計值折減系數〞中，增加“無墊板的單面施焊對接焊縫折減系數取0.85〞。3.5結構或構件變形的規定

3.5.1條對結構或構件變形的規定，正文中僅為原那么性規定，并強調當有實踐經驗或有特殊要求時可作適當調整。有關變形的具體數值規定改放在附錄A，同時，增加了對框架柱頂位移的限制值。受彎構件的撓度容許值改為考慮兩種情況：［VT］——恒載＋活荷載作用下的撓度容許值，主要是觀感要求；［VQ］——活荷載作用下的撓度容許值，主要是使用要求。第4章受彎構件的計算4.1強度標準規定梁的強度設計應考慮以下幾項：＝≤f＝≤fvc＝≤f≤1f4.1.1條梁抗彎強度計算不考慮塑性開展的范圍由“直接承受動力荷載〞縮小為“需要計算疲勞〞的梁。4.1.3條在梁局部承壓強度計算中，原標準假定集中荷載從作用點處以1:1擴散，新標準將集中力在腹板邊緣的分布長度改為〔與梁和柱剛性連接節點一致，以1:2.5和1:1擴散〕：

4.2整體穩定4.2.2條在梁整體穩定計算中，將時采用的改為簡化式〔與冷彎薄壁型鋼結構設計標準協調，便于使用〕。兩者計算結果最大相差3.2%。4.3局部穩定組合梁腹板局部穩定計算有較大變動，主要有：①對原來按無限彈性計算的腹板各項臨界應力作了彈塑性修正。②原各種應力共同作用下的臨界條件公式來源于完全彈性條件，新的公式參考了澳大利亞標準等資料，適合于彈塑性修正后的臨界應力。③無局部壓應力且承受靜力荷載的焊接工字形載面梁，可按新增的4.4節利用屈曲后強度設計。

根據彈性穩定理論，矩形彈性薄板在周邊應力作用下的臨界條件可用下式表達：

式中——嵌固系數，其值取決于梁翼緣對腹板的嵌固程度。當梁翼緣扭轉受到約束時，翼緣對腹板的嵌固程度較強，可取=1.66；當梁翼緣扭轉未受約束時，翼緣對腹板的嵌固程度較弱，可取=1.23。

k——板的屈曲系數，與板邊的支承條件及板的受力情況〔受壓、受彎或受剪〕有關。將鋼材的彈性模量E=206000N/mm2，泊松比n=0.3，代入公式，為使公式方便計算，引入國際上通行的采用通用高厚比的表示方法，取通用高厚比，即可得：上式由彈性公式推出，為完全彈性的臨界應力，88標準以此為根底，推出了梁加勁肋間距的近似計算公式。4.3.3、4.3.4、4.3.5條主要修訂內容：〔1〕單項臨界應力cr、cr、c,cr原88標準只有一個值，由彈性公式推出，新標準參照澳大利亞標準將臨界應力用三段式表示。其中c式為完全彈性的臨界應力，與88標準的規定相當；a式的臨界應力等于強度設計值fv，即塑性階段；b式那么為彈性到屈服之間的過渡，即彈塑性階段的臨界應力。

例如計算腹板抗剪臨界應力

cr為4.3.3-3a、b、c三個公式，公式采用了國際通行的表達方式，采用通用高厚比作為參數，即當(a)當(b)當彈性范圍，為鋼材抗剪屈服強度，等于，用設計值表達：

(c)根據彈性穩定求得的臨界應力，可求得:當a/ho

1.0時,當a/ho>1.0時,彎曲正應力作用下的臨界應力cr和局部壓應力作用下的臨界應力c,cr與cr類似。只是在確定cr時，屈曲系數取=23.9，腹板邊緣的嵌固系數取為=1.66〔受壓翼緣扭轉受到約束〕或1.23〔受壓翼緣扭轉未受到約束〕，代替了原標準的單一約束系數1.61。〔2〕各種應力共同作用下的計算式，新舊標準有較大區別，例如僅設有橫向加勁肋時：舊標準新標準舊標準計算式中，分母cr、c,cr、cr均可超過屈服強度，假定鋼材是無限彈性，加勁肋的間距由構造要求控制，不適用于彈塑性修正后的臨界應力。新標準的相關公式較能適應經彈塑性修正后的臨界應力。當有縱向加勁肋時或甚至還有短加勁肋時的計算方法，均參考了國外標準的規定。4.4組合梁腹板考慮屈曲后強度的設計本節為新增加的條文4.4.1條組合梁腹板考慮屈曲后強度的承載力〔1〕條款不適用于吊車梁，因有關資料不充分，屢次反復屈曲可能導致腹板邊緣出現疲勞裂紋。〔2〕梁腹板受剪屈曲后的強度計算利用了張力場概念，使極限剪力大于屈曲剪力。精確確定張力場剪力值需要算出張力場寬度，比較復雜，為簡化計算，條文采用了相當于下限的近似公式。〔3〕利用腹板屈曲后強度，即使h0/tw很大，一般也不再考慮設置縱向加勁肋。而且只要腹板的抗剪承載力不低于梁的實際最大剪力，可只設支承加勁肋，而不設置中間橫向加勁肋。〔4〕利用腹板屈曲后強度后，梁的抗彎承載力有所降低，但降低不多，對Q235鋼的梁來說，當h0/tw=200〔受壓翼緣扭轉受到約束〕或h0/tw=175〔受壓翼緣扭轉未受到約束〕，抗彎承載力只下降5%以內。〔5〕標準提出的計算公式與歐洲標準EC3相同，即根本計算式：(a)當M/Mf1.0時,VVu(b)當V/Vu0.5時,MMeu(c)式中M、V—所計算區格內同一截面處梁的彎矩和剪力設計值。由于是強度計算，不能像計算腹板穩定那樣，取為區格內的平均值；Mf—梁兩翼緣所承擔的彎矩設計值，對雙軸對稱截面梁Mf=Af·h1·f〔Af為一個翼緣截面積；h1為兩翼緣軸線間距離〕，標準的Mf計算式是考慮兩翼緣截面不等的情況；Vu、Meu—梁腹板屈曲后的抗剪和抗彎承載力設計值。①腹板屈曲后的抗剪承載力Vu，應為屈曲剪力與張力場剪力之和，用以下公式計算：當λs0.8時Vu=hotwfv(a)當0.8<λs1.2時：Vu=hotw-fv[1-0.5(λs-0.8)](b)當λs>1.2時：Vu=hotwfv/λs1.2(c)式中λs——用于抗剪計算的腹板通用高厚比。當a/ho-1.0時，=4+5.34(ho/a)2；當a/ho>1.0時，＝5.34+4(ho/a)2。如果只設置支承加勁肋而使a/ho甚大時，那么可取＝5.34。②腹板屈曲后的抗彎承載力Meu腹板屈曲后考慮張力場的作用，抗剪承載力有所提高。但彎矩作用下腹板受壓區屈曲后，梁的抗彎承載力有所下降，我國標準采用有效截面的概念來計算梁的抗彎承載力。

梁截面慣性矩為〔忽略孔洞繞自身軸的慣性矩〕：梁截面模量折減系數為：上式按雙軸對稱截面塑性開展系數x=1.0得出，是偏平安的近似公式，可用于x=1.05和單軸對稱截面。因而，梁的抗彎承載力設計值為：

有效高度系數

，與計算局部穩定中臨界應力一樣以通用高厚比作為參數，也分為三個階段，分界點也與計算相同，即當時，

(a)當

(b)當

(c)通用高厚比b仍按局部穩定計算中公式計算，即〔受壓翼緣扭轉受到約束〕或〔梁受壓翼緣未受到約束〕任何情況，以上公式中的截面數據Wx、Ix以及hc均按截面全部有效計算。4.4.2條考慮腹板屈曲后強度的加勁肋設計梁腹板利用屈曲后強度，當有跨間集中荷載作用時，其中間加勁肋除承受集中荷載外，還承受張力場產生的壓力。其加勁肋設計應注意：〔1〕只設橫向加勁肋〔支承加勁肋和剪力較大區的中間橫向加勁肋〕，但不允許在腹板單側設置。張力場對橫向加勁肋的作用有豎向和水平兩個分力，對中間橫向加勁肋所受軸心壓力規定為：Ｎs=Vu-hotwcr+F式中，Vu為腹板屈曲后的抗剪承載力；cr為臨界剪應力；F為承受的集中荷載。上式比理論值偏大，以考慮張力場張力的水平分力的不利影響。〔2〕梁的支座加勁肋除承受支座反力外，還承受張力場斜拉力中的水平分力Ht，梁端構造有兩個方案可供選擇：方案一：增加抗彎能力，在梁外端加設封頭板。采用以下方法之一進行計算：①將封頭板與支座加勁肋之間視為豎向壓彎構件，簡支于梁上下翼緣，計算其強度和穩定；②支座加勁肋按承受支座反力R的軸心壓桿計算，封頭板截面積那么不小于Ac=3h0Ht/(16ef)。方案二：縮小支座加勁肋和第一道中間加勁肋的距離a1，使a1范圍內的，此種情況的支座加勁肋就不會受到Ht的作用。這種對端節間不利用腹板屈曲后強度的方法，為世界少數國家〔如美國〕所采用。標準條文中只有方案一。第５章軸心受力構件和拉彎、壓彎構件的計算5.1軸心受力構件5.1.2條軸心壓桿的整體穩定實腹式軸心受壓構件的穩定性應按下式計算≤f式中為整體穩定系數，與截面形狀、力作用方向等有關，原標準分為3條曲線，即a、b、c，將t40mm的軸壓構件穩定歸入c曲線，沒有考慮厚度方向剩余應力的影響。

〔1〕新標準現對t40mm的軸壓構件作了專門規定。同時補充了d類截面曲線的值〔d曲線〕。實際上t40mm的軸壓構件，視截面形式和屈曲方向，分別應歸入b、c、d三條曲線。〔2〕軸心受壓構件的失穩有三種形式：彎曲失穩、彎扭失穩和扭轉失穩。單軸對稱截面繞對稱軸的失穩是彎扭失穩。原標準視為彎曲失穩歸入b曲線或降低為c曲線。新標準對截面類別的劃分只考慮截面形式和剩余應力的影響，按彈性方法將彎扭屈曲用換算長細比換算為彎曲屈曲。根據彈性穩定理論，換算長細比為：式中z——扭轉屈曲換算長細比；——對剪心的極回轉半徑；

eo——剪心至形心距離。為簡化計算，對鋼桁架結構中常用的單角鋼和雙角鋼Ｔ形截面，標準建議了yz的近似計算式。1〕等邊單角鋼截面當b/t≤0.54loy/b時，彎曲屈曲控制

yz=y(1＋當b/t>0.54loy/b時，彎扭屈曲控制

yz=4.782〕等邊雙角鋼截面當b/t≤0.58loy/b時，彎曲屈曲控制yz=y(1+當b/t0.58loy/b時，彎扭屈曲控制yz=3.9(1+

5.1.7條有關支撐力的計算減小受壓構件自由長度的支撐力原取用壓桿的偶然剪力，現改為：〔1〕單根柱柱高中點有一道支撐Fb1=N/60支撐不在柱中央〔距柱端l〕有m道支撐〔2〕支撐多根柱時支撐力各柱壓力相同時式中，n為被撐柱根數。一般不宜多于8根。注意：以上公式來源于軸心受力桿件的理論推導，當用于壓彎構件時應酌情考慮；同時以前對支撐一般按容許長細比控制截面，不計算承載力。現在對支承多根柱的支撐應注意計算其承載力。5.2拉彎構件和壓彎構件本節作了一些局部修改：〔1〕將塑性開展系數取x=y=1.0的條件由“直接承受動力荷載〞改為“需要計算疲勞〞的拉彎、壓彎構件。〔2〕原標準中，N為設計值，NEx為彈性極限值，NEx應除以抗力分項系數R，故將N/NEx改為N/NEx，注明NEx為參數，其值為NEx/R＝NEx/1.1。〔3〕等效彎矩系數，無橫向荷載時mx(或tx)=0.65+0.35M2/M1，取消“不得小于0.4〞的規定。〔4〕彎矩作用平面外穩定計算式改為為調整系數，箱形截面=0.7，其它截面=1.0，以防止取箱形截面的概念不清現象。標準規定上式中的“按5.1.2條確定〞，即表示彎矩作用于對稱軸平面的單軸對稱截面，應按考慮扭轉效應的換算長細比確定。5.3構件的計算長度和容許長細比5.3.2條有關交叉腹桿在桁架平面外的計算長度，參考德國標準對壓桿分為4種情況〔所計算桿內力為N，另一桿內力為N0〕：當時〔不一定等于〕：假設No為壓力，不中斷，lo=l〔與原標準相同〕假設No為壓力，中斷，lo=1.35l〔原標準不允許〕假設No為拉力，不中斷，lo=0.5l〔與原標準相同〕假設No為拉力，中斷，lo=0.5l〔原標準為0.7l〕5.3.3條確定框架柱在框架平面內的計算長度時將框架結構分為兩種情況：即無支撐純框架和有支撐框架。其中有支撐框架根據支撐結構〔支撐桁架、剪力墻等〕的側移剛度又分為強支撐框架和弱支撐框架。〔1〕無支撐純框架①當按一階彈性分析計算內力時，計算長度系數，用有側移框架柱的表查得；②采用二階彈性分析計算內力時，取。〔2〕有支撐框架①強支撐框架——支撐結構的側移剛度滿足式中Sb——產生單位側傾角的水平力；——層間所有柱用無側移框架柱和有側移框架柱計算長度算得的軸壓桿穩定承載力之和。②弱支撐框架〔當Sb不滿足上式時〕，此時柱的穩定系數為式中、——按無側移和有側移框架柱算得的穩定系數。

5.3.6條為新增條文〔1〕考慮有搖擺柱時，框架柱值的增大系數。〔2〕提出“考慮同層或其它層柱承載力有富裕時對所計算柱的支持作用〞的原那么性條文。〔3〕提出“梁與柱半剛性連接，確定柱的計算長度時，應考慮節點連接特性〞的原那么性條文。5.3.8條、5.3.9條增加對跨度等于和大于60m桁架桿件的容許長細比的規定，這是根據近年大跨度桁架的實踐經驗作的補充規定。５.4受壓構件的局部穩定

5.4.4條軸心受壓T形截面腹板的局部穩定原規定寬厚比，對剖分T型鋼來說太嚴，經試驗研究，對T型鋼腹板的寬厚比限制改為：①

軸心受壓構件和彎矩使自由邊受拉的壓彎構件熱軋T型鋼，

焊接T型鋼，

②彎矩使腹板自由邊受壓的壓彎構件當當彎矩使腹板自由邊受壓的壓彎構件，由于未作新的研究工作，仍保存原標準的規定。第6章疲勞計算1．附錄F〔原附錄五〕的疲勞分類表中“梁翼緣焊縫〞原規定為二級，但根據“施工驗收標準〞，角焊縫因內部探傷不準確，不能到達二級。吊車梁受拉翼緣常用角焊縫，這就產生了矛盾。現增加規定了“三級焊縫，但外觀檢查符合二級〞的疲勞類別。2.直接承受動力荷載重復作用的鋼結構構件及其連接，原規定應力循環次數n等于或大于2105次時應進行疲勞計算，現修改為“當應力循環次數n等于或大于5104次時，應進行疲勞計算〞。3．問題〔1〕不出現拉應力的部位可不計算疲勞。但對出現拉應力的部位，例如、和、兩種應力循環，其應力幅都是150，疲勞強度相同，顯然不合理。〔2〕螺栓受拉時螺紋處有大的應力集中，疲勞強度很低，常有疲勞破壞的實例，但標準沒有規定，應予補充。

第7章連接計算7.1焊縫連接7.1.1條有關焊縫質量等級的選用，是設計標準的新增條文。焊縫質量等級是原?鋼結構工程施工及驗收標準?GBJ205-83首先提到的，但它只提到一、二、三級焊縫的質量標準，并未提到何種情況需要采用何級焊縫。原設計標準GBJ17-88也沒有明確規定，導致一些設計人員對焊縫質量等級提出不恰當要求，影響工程質量或者給施工單位造成不必要的困難。焊縫質量等級的規定，大部份在設計標準有關條文或表格中已有反映，但不全面不集中，現集中為一條較為直觀明確。〔1〕在需要計算疲勞結構中的對接焊縫〔包括T形對接與角接組合焊縫〕，受拉的橫向焊縫應為一級，縱向對接焊縫應為二級，新標準附表E-1，項次2、3、4已有反映。〔2〕在不需要計算疲勞的構件中，凡要求與母材等強的對接焊縫，受拉時不應低于二級。因一級或二級對接焊縫的抗拉強度正好與母材的相等，而三級焊縫只有母材強度的85%。〔3〕對角焊縫以及不焊透的對接與角接組合焊縫，由于內部探傷困難，不能要求其質量等級為一級或二級。因此對需要驗算疲勞結構的此種焊縫只能規定其外觀質量標準應符合二級。〔4〕重級工作制和Q50t的中級工作制吊車梁腹板與上翼緣之間以及吊車桁架上弦桿與節點板之間的T形接頭焊縫處于構件的彎曲受壓區，主要承受剪應力和輪壓產生的局部壓應力，沒有受到明確的拉應力作用，按理不會產生疲勞破壞，但由于承擔軌道偏心等帶來的不利影響，國內外均發現連接及附近經常開裂。所以我國74標準規定此種焊縫“應予焊透〞，即不允許采用角焊縫；88年標準又補充規定“不低于二級質量標準〞。新標準規定“應予焊透，質量等級不低于二級〞。〔5〕“需要驗算疲勞結構中的橫向對接焊縫受壓時應為二級〞、“不需要計算疲勞結構中與母材等強的受壓對接焊縫宜為二級〞，是根據工程實踐和參考國外標準規定的。美國?鋼結構焊接標準?AWS中，對要求熔透的與母材等強的對接焊縫，不管承受動力荷載或靜力載，亦不分受拉或受壓，均要求無損探傷，而我國的三級焊縫不要求探傷。由于對接焊縫中存在很大剩余拉應力，且在某些情況常有偶然偏心力作用〔如吊車軌道的偏移〕，使名義上為受壓的焊縫受力復雜，常難免有拉應力存在。7.1.3、7.1.3條GBJ17-88標準規定角焊縫和不加引弧板的對接焊縫，每條焊縫的計算長度均采用實際長度減去10mm，此種不分焊縫大小取為定值的方法不合理，現參考國外標準改為：對接焊縫減去2t；角焊縫減去2hf。7.1.4條斜角角焊縫的計算兩焊腳邊夾角不等于900的角焊縫稱為斜角角焊縫，這種焊縫一般用于T形接頭中。斜角角焊縫計算時不考慮應力方向，任何情況都取f或〔f〕=1.0。這是因為以前對角焊縫的試驗研究一般都是針對直角角焊縫進行的，對斜角角焊縫研究很少。而且，我國采用的計算公式也是根據直角角焊縫簡化而得，不能用于斜角角焊縫。新標準參考美國?鋼結構焊接標準?〔AWS〕并與我國?建筑鋼結構焊接技術規程?進行協調，作了以下修改：〔1〕規定銳角角焊縫兩焊腳邊夾角600，而鈍角角焊縫兩焊腳邊夾角1350。這表示焊腳邊夾角小于600或大于1350的焊縫不推薦用作受力焊縫。〔2〕原標準規定的銳角角焊縫計算厚度取he=0.7hf，比實際的喉部尺寸小，這是考慮到當角較小時，焊縫根部不易焊滿以及在熔合線的強度較低這兩個因素。現規定600已無此問題。因此，不管銳角和鈍角的計算厚度均統一取為喉部尺寸he=hfcos/2。但當根部間隙〔b、b1或b2〕>1.5mm，那么應考慮間隙影響，取

上式可根據圖中的幾何關系推導得出，圖中垂直于斜邊的虛線即計算厚度。〔3〕新標準規定任何情況根部間隙〔b、b1或b2〕不得大于5mm，主要是圖a中的b1可能大于5mm。此時，可將板端切成圖b的形狀并使b<5mm。對于斜T形接頭的角焊縫，在設計圖中應繪制大樣，詳細標明兩側斜角角焊縫的焊腳尺寸。7.2緊固件〔螺栓、鉚釘等〕連接7.2.2條〔1〕表7.2.2-1中的抗滑移系數值作了一些修正，原標準噴砂〔丸〕和噴砂后生赤銹時Q345、Q390和Q420鋼的=0.55，實際上達不到此要求，降為0.50。〔2〕高強度螺栓的預拉力P，原標準取為式中考慮螺栓材質的不定性系數0.9；施工時的超張拉0.9；擰緊螺帽時螺桿所受扭轉剪應力影響系數1.2。此式得出的8.8級螺栓的抗剪承載力有時〔當0.4時〕比同直徑的普通螺栓還低，不合理，且與薄鋼標準的規定不協調，現改為

由于高強度螺栓材料無明顯的屈服點，用抗拉強度fu代替fy再補充一個系數0.9是適宜的。〔3〕將同時受剪和受拉的摩擦型高強度螺栓的計算改用相關公式表達，實質與原標準相同，由Nvb=0.9nfμP和Ntb=0.8P，代入后即得原標準計算式Nv=0.9nfμ(P-1.25Nt)。7.2.3條取消原標準“承壓型連接高強度螺栓的抗剪承載力不得大于按摩擦型連接計算的1.3倍〞的規定。理由為，原標準的此規定是鑒于當時使用經驗缺乏，控制一下，使承壓型在正常情況下〔即荷載標準值作用下〕不滑移。但國外標準并沒有此規定，而承壓型不一定施加與摩擦型相同的預拉力，因此矛盾較多，況且現在已有使用經驗。此外，取消原標準承壓型連接高強度螺栓的傳力接觸面要求與摩擦型連接相同的規定，只提出需去除浮銹及油污。7.3組合工字梁翼緣連接7.3.2條原標準計算式在右側漏掉了計算截面處的緊固件數目n1，新標準已加上。另外，標準條文指出公式用于計算“翼緣與腹板連接鉚釘〔或摩擦型連接高強度螺栓〕〞，表示普通粗制螺栓和承壓型連接高強度螺栓不得用于此種連接，至于A、B級螺栓，由于制造費工、裝配困難，也不推薦采用。實際上，公式還應包括翼緣板與翼緣角鋼之間的承載力計算，此時取F=0。7.4梁與柱的剛性連接原標準沒有本節內容，現參考國外標準和我國實踐經驗，增加了本節。7.4.1條規定了不設置橫向加勁肋時，對柱腹板和柱翼緣厚度的要求。①在梁的受壓翼緣處，柱腹板受有梁翼緣經過柱翼緣傳給柱腹板的壓力，柱腹板應滿足強度要求和局部穩定要求。

柱腹板的強度應與梁受壓翼緣等強，即betwfc

Afcfb式中be—柱腹板計算寬度邊緣處壓應力的假定分布長度。同梁的局部壓應力計算式，取

be=a+5hy；按此公式計算腹板強度時，忽略了柱腹板所受豎向壓力的影響。這是因為在框架內豎向壓力主要由柱翼緣傳遞，腹板內所受豎向壓應力一般較小。為保證柱腹板在梁受壓翼緣壓力作用下的局部穩定，應控制柱腹板的寬厚比，標準參考國外規定，偏平安地規定柱腹板的寬厚比應滿足下式規定：式中hc——柱腹板的計算寬度；fyc——柱腹板鋼材屈服點。②在梁的受拉翼緣處，計算柱的翼緣和腹板仍用等強度準那么，柱翼緣板所受拉力為：T=Aftfb式中Aft——梁受拉翼緣截面積；fb——梁鋼材抗拉強度設計值。拉力T由柱翼緣板三個部份共同承擔，中間部份〔分布長度m〕直接傳給柱腹板的力為fctbm〔tb為梁翼緣厚度〕，余下部份由兩側各ABCD的板件承擔。根據試驗研究，拉力在柱翼緣板的影響長度p≈12tc，可將此受力部份視為三邊固定一邊自由的板件，而在固定邊將因受彎形成塑性鉸。可用屈服線理論導出兩側翼緣板的承載力設計值分別為P=c1fctc2式中c1為系數，與幾何尺寸p、h、q等有關。對實際工程中常用的H型鋼或寬翼緣工字鋼梁和柱，c1=3.55.0，可偏平安地取c1=3.5。

柱翼緣板受拉時的總承載力為3.5fctc2+fctbm。考慮到柱翼緣板中間和兩側部份剛度不同，難以充分發揮共同工作，可乘以0.8的折減系數后再與拉力T相平衡，即

即按統計分析，的最小值為0.15，以此代入，即得當梁柱剛性連接處不滿足上述公式的要求時，應設置柱腹板的橫向加勁肋。?高鋼規程?JGJ99-98規定：“框架梁與柱剛性連接時，應在梁翼緣的對應位置設置柱的水平加勁肋或隔板〞。這是因為高層鋼結構的梁、柱一般受力較大，設計經驗認為，沒有不需要設置柱橫向加勁肋的情況。7.4.2條設置柱的橫向加勁肋時柱腹板節點域的計算①節點域的抗剪強度計算柱翼緣和橫向加勁肋為邊界的節點腹板區域所受的剪力:剪應力應滿足下式要求：標準規定的計算式〔7.4.2-1〕在上式的根底上加以了調整和簡化。a．節點域的周邊有柱翼緣和加勁肋提供的約束，使抗剪承載力大大提高，故將節點域抗剪強度提高到。b.節點域中彎矩的影響較大，剪力的影響較小。略去剪力項使算得的結果偏于平安20%30%，但公式沒有包括柱腹板軸壓力設計值N對抗剪強度的不利影響，一般N與其屈服承載力Ny之比<0.5，那么軸壓力對抗剪強度不利影響系數為，與略去剪應力有利影響相互抵消而略偏平安。由此，上式即成為〔a)式中的hbhctw=Vp稱為節點域的體積，對箱形截面柱，考慮兩腹板受力不均的影響，取Vp=1.8hbhctw。公式僅適用于非抗震地區的結構。對地震區的結構，節點域的計算公式參見?建筑抗震設計標準?的規定。②節點域腹板的穩定：新標準規定為保證節點域的穩定，應滿足下式要求：〔hc+hb〕/tw90(b)上式與抗震標準GB50011的規定相同，也是美國標準的建議，為在強震情況下不產生彈塑性剪切失穩的條件。但在抗震標準中，根據我國初步研究，在軸力和剪力共同作用下，保證不失穩的條件應為〔hc+hb〕/tw70，將此列為“注〞。本標準不包括抗震，取消此“注〞，只將公式〔b〕列入作為最低限值。7.4.3條當柱腹板節點域不滿足公式〔a〕的要求時，需要采取加強措施。對由板件焊成的組合柱宜將腹板在節點域加厚，加厚的范圍應伸出梁上、下翼緣外不小于150mm處。對軋制H型鋼或工字鋼柱，宜用補強板加強，補強板可伸出加勁肋各150mm，亦可不伸過加勁肋而與加勁肋焊接。補強板側邊應用角焊縫與柱翼緣相連，其板面尚應采用塞焊縫與柱腹板連成整體，塞焊點之間的距離不應大于較薄焊體厚度的，以防止補強板向外拱曲。采用斜加勁肋的補強方法，對抗震耗能不利，而且與縱向梁連接有時在構造上亦有困難，一般僅用于輕型結構。7.5連接節點處板件的計算本節為新增內容。連接節點處板件〔主要是桁架節點板〕的計算方法，多年來一直未解決，90年代，重慶鋼鐵設計研究院會同云南省建筑設計院作了一系列雙角鋼桿件桁架節點板的試驗和理論研究，擬合出連接節點處板件在拉力作用下的強度計算式和在壓力作用下的穩定計算式。新修訂的標準將上述研究成果加以整理并與國外有關規定比照，提出了簡化計算式。7.5.1條連接節點處板件的強度計算。抗拉試驗采用了不同形式的16個試件，所有試件的破壞特征均為沿最危險的線段撕裂破壞，即圖a中的三折線撕裂，和均與節點板邊緣線根本垂直。標準建議強度計算可用撕裂面法，沿BACD撕裂線割取自由體，沿BACD撕裂線割取自由體，由于板內塑性開展引起應力重分布，可假定破壞時在撕裂面各段上平行于腹桿軸線的應力均勻分布且折算應力到達抗拉強度fu時試件破壞。根據平衡條件并忽略M和V，那么第i段撕裂面的平均正應力i和平均剪應力i為:折算應力為即令第i段的拉剪折算系數那么由寫成計算式那么為(b)——第i段撕裂面與拉力作用線的夾角。公式〔b〕符合破壞機理，其計算結果與試驗值之比平均為87.5%，略偏平安且離散性小。公式還適用于以下圖兩種板件的撕裂面的計算。7.5.2條桁架節點板強度的有效寬度計算法。由于桁架節點板的外形往往不規那么，同時，一些受動力荷載的桁架還需要計算節點板的疲勞，用撕裂面法推導出來的公式計算比較麻煩。故參照國外多數國家的經驗，標準建議對桁架節點板也可采用有效寬度法進行承載力計算。有效寬度法假定腹桿軸力Ｎ通過連接件在節點板內按照應力擴散角度傳至連接件端部與N相垂直的一定寬度范圍內，稱為有效寬度be。假定be范圍內的節點板應力到達fu，并令be·t·fu=Nu(節點板破壞時的腹桿軸力)，按此法擬合的結果，當應力擴散角=270時精度最高，計算值與試驗值的比值平均為98.9%；當=300時，比值為106.8%，考慮到國外多數國家對應力擴散角均取為300，為與國際接軌且誤差較小，建議取=300。有效寬度法適用于腹桿與節點板采用側焊、圍焊、鉚釘、螺栓等多種連接情況，〔采用鉚釘或螺栓連接時，be應取為有效凈寬度〕。當桁架弦桿或腹桿為T型鋼或雙板焊接T形截面時，節點構造方式有所不同，節點內的應力狀態更加復雜，故標準公式〔7.5.1〕和〔7.5.2〕均不適用。7.5.4條桁架節點板的穩定計算。與受壓桿件相連的節點板區域在壓力作用下除強度破壞外，還有可能喪失穩定。標準所列的穩定計算公式是根據8個試件的試驗結果擬合出來的，其中有和無豎腹桿的試件各4個。試驗結果有以下特點：①當節點板的自由邊長度lf與厚度t之比時〔一般出現在無豎腹桿的節點板〕，節點板穩定性很差，此時應沿自由邊加勁。加勁后，穩定承載力有較大提高。②在斜腹桿壓力作用下，失穩形式一般為在AB—BC—CD線附近或前方呈三折線屈折破壞。屈折線的位置和方向與受拉時的撕裂線類似，而且一般在區的前方首先失穩，其它各區相繼失穩。③節點板的抗壓性能取決于c/t的大小〔c為受壓斜腹桿連接肢端面中點沿腹桿軸線方向至弦桿的凈距〕，在一般情況下，c/t愈大穩定承載力愈低，對有豎腹桿的節點板，當時，可不驗算節點板的穩定。④對無豎腹桿的節點板，當時，節點板的穩定承載力約為強度承載力的80%，故可將受壓腹桿的內力乘以增大系數1.25后再按受拉節點板的強度計算進行計算，當時應按標準附錄F進行穩定計算。但當時，標準規定的計算值將大于試驗值，不平安，故規定c/t不能超過。對自由邊加勁的無豎腹桿節點板，要求與有豎腹桿的相同。桁架節點板厚度選用表一般的鋼結構教科書和手冊均列有“桁架節點板厚度選用表〞，但都系互相參考，缺乏科學依據。這次該研究組先制作了N-t/b關系表〔N為腹桿最大拉力；t為節點板厚度；b為連接肢寬度〕，反映了側焊縫焊腳尺寸hf1、hf2的影響。標準修訂組又在上述參數組合的最不利情況下，重新整理出偏于平安的N—t表。相對來說它比以往的N—t表更符合實際。討論：為保證節點板受壓時的穩定，桁架桿件間間隙不能太大，例如有豎腹桿的節點板〔或自由邊有加勁的節點板〕，不能理解為c值愈小愈好。標準第8.4.6條規定“弦桿與腹桿、腹桿與腹桿之間的間隙，不應小于20mm〞，這是由于間隙過小，焊接剩余應力影響過大。而對吊車桁架，為防止疲勞破壞第8.5.3條規定此間隙“不宜小于50mm〞；在第8.7.2條又規定在工作溫度-20C地區的桁架，為防冷脆，“腹桿與弦桿相鄰焊縫焊趾間凈距不宜小于2.5t〞。同樣這些規定不能理解為桿件間間隙愈大愈好，在某些情況如出現矛盾，工程技術人員應妥善處理。7.6支座7.6.1條為新增加的條文，因為平板支座為小跨度梁和桁架支于混凝土柱或混凝土墊塊上最常用的支座。弧形支座和輥軸支座中，圓柱形外表與平板的接觸外表的承壓應力，原標準是按下式計算：〔原標準7.4.2和7.4.3〕式中，L為弧形外表或輥軸與平板接觸長度；d為輥軸直徑〔對輥軸支座〕或弧形外表半徑的兩倍；n為輥軸數目，對弧形支座n＝1。新標準參考國內外標準的規定，認為從開展的趨勢來看，此種支座接觸面的承載力宜與fy2成正比較為適宜，建議采用下式表達：R≤40ndlf2/E(新標準7.6.2)上式可寫成為對Q235鋼，E＝206103N/mm2,f=215N/mm2，那么可寫成為與原標準的計算式根本一致。7.6.4、7.6.5條增加“球形支座〞和“橡膠支座〞，但未提出具體計算公式。第8章構造要求8.1一般規定8.1.1條增加提出“防止材料三向受拉〞，是希望通過采取構造上的措施，以防止可能引發的脆斷。8.1.2條鋼板的最小厚度由原88標準規定的5mm減小為4mm。8.1.3條焊接用鋼材應嚴格控制含碳量〔C≤0.20％〕，并保證其塑性性能和冷彎試驗合格。鋼材的可焊性可用碳當量Ceq和焊接裂紋感性指數Pcm進行評價。當Ceq＜0.4％時，鋼材的淬硬傾向不明顯，可焊性優良。當Ceq＝0.4～0.6％時，淬硬傾向明顯，冷裂紋的敏感將增大，需要采取預熱措施。本條刪去了原標準對焊件厚度的建議〔原建議低碳鋼50mm，低合金鋼36mm〕，是因為：〔1〕“正常情況〞的概念比較模糊；〔2〕從防止脆斷的角度出發，焊件的厚度限值與結構形式、應力特征、工作溫度以及焊接構造等多種因素有關，很難提出某個具體數值。8.1.4條強制性條文“結構應根據其形式、組成及荷載的不同情況設置可靠的支撐系統。在建筑物每一個溫度區段或分期建設的區段中，應分別設置獨立的空間穩定的支撐系統。〞本條是對支撐系統設置的原那么性規定。一般組成鋼結構的承重構件都是平面結構體系，如工業與民用建筑中的屋架、橋架、框架等，因而必須設置一定的支撐系統。支撐系統的作用是保證結構的空間工作，提高結構的整體剛度，承擔和傳遞水平力，防止桿件產生過大的振動，防止壓桿的側向失穩，同時保證結構安裝時的穩定。本條僅是對支撐系統設置的原那么性規定，由于具體工程情況十分復雜，設計時應根據結構及其荷載的不同情況分別考慮。8.1.5條關于溫度區段長度的規定。88標準在TJ17-74標準的根底上，已對溫度區段的長度作了新的規定：〔1〕縱向溫度區段長度有所增加：對“采暖房屋和非采暖地區的房屋〞。由180m增大至220m；對“熱車間和采暖地區的非采暖房屋〞由150m增大至180m。〔2〕在橫向框架中，相同溫度變形的情況下，橫梁與柱鉸接時的溫度應力比橫梁與柱剛接時的溫度應力要小得多。因此根據理論分析，已將鉸接時的橫向溫度區段長度加大25％。〔3〕柱間支撐的縱向水平剛度較單獨柱大得多〔約10～20倍〕，故廠房縱向溫度變形的不動點接近于柱間支撐的中點〔有兩道柱間支撐時，為兩支撐距離的中點〕。表8.1.5規定的數值是基于溫度區段長度等于2倍不動點到溫度區段端頭的距離確定的。故規定：“當柱間支撐不對稱布置時，柱間支撐的中點〔兩道柱間支撐時為兩支撐距離的中點〕至溫度區段端部的距離不宜大于表中縱向溫度區段長度的60％。〞〔4〕表8.1.5增加注③，“當有可靠依據和措施時，表中數值可予以增減〞，是考慮到影響溫度區段長度限值的因素較多，在標準中無法逐一反映，讓設計人員根據具體情況考慮增減〔在實際工程中已有突破者〕。當不超過表中數值時，在一般情況下，可不考慮溫度應力和溫度變形的影響。2對溫度應力和溫度區段長度的討論〔1〕標準規定值由一般典型情況確定，具體工程千差萬別，對溫度縫的設置及溫度應力的計算應從實際情況出發區別對待。溫度作用的性質與一般的荷載不同，不能硬“抗〞，只能適當采取“放〞的方法，只要讓結構構件和連接具有適當伸縮變形能力，溫度作用就可大量減少。〔2〕過去只計算柱及柱間支撐的溫度內力。但在溫度作用下，吊車梁、托架、屋架等水平構件的軸向伸縮受到柱和柱間支撐的彈性抵抗，會產生反作用力。過去沒有發現問題，是由于吊車梁與柱常采用粗制螺栓的搭接連接，滑移量較大；托架支于上部柱，上部柱在廠房的縱向剛度較小，溫度內力有限；廠房橫向那么一般跨數不多，也沒有對屋架產生過大的溫度內力。今后隨著溫度區段長度的增加，當溫度差較大而連接方式又不利于吸收溫度變形時，那么需要加以注意。〔3〕橫向伸縮縫處，我國過去習慣采用雙柱。西歐用單柱的伸縮縫較多，我國近來也逐漸采用。單柱伸縮縫能節約鋼材，但構造較復雜，且屋蓋系統較難處理。當有托架時最好不用單柱縫，在地震區亦不宜采用單柱縫。廠房橫向寬度較大時，宜采用柔性柱〔上部柱的截面寬度減小，屋架與柱鉸接〕，即用“放〞的方法解決，盡量防止設置縱向伸縮縫。〔4〕溫度應力的計算當溫度區段長度超過表8.1.5規定的數值，應進行溫度應力的計算。8.2焊縫連接焊縫收縮使附近金屬產生應力集中，所以焊接接頭容易產生層狀撕裂。層狀撕裂多發生于厚度較大的部件中。厚鋼板的輥軋次數少，冶金缺陷較多；化學成分的偏析較嚴重，焊接后層狀撕裂的危險性就較大。此外，厚板的焊接剩余應力復雜，往往存在較大的三向同號應力場。所以，當結構受力時，厚板焊件容易脆性破壞。尤其是強度較高的鋼材，其破壞時的應變和延性下降，層狀撕裂也就更為嚴重。8.2.2條參照ISO國際標準，補充規定對焊件厚度t>20mm〔ISO為t≥16mm，前蘇聯為25mm〕的角焊縫應采用收縮時不易引起層狀撕裂的構造。8.2.4條根據美國AWS的多年經驗，凡不等厚〔寬〕焊件對焊連接時，均在較厚〔寬〕焊件上做成坡度不大于1/2.5〔ISO為不大于1/1〕的斜角。為減少加工工作量，對承受靜態荷載的結構，將原標準規定的斜角坡度不大于1／4改為不大于1／2.5，而對承受動態荷載的結構仍為不大于1／4。因根據我國的試驗研究，坡度用1:81:4接頭的疲勞強度與等寬、等厚的情況相差不大。8.2.6條兩焊腳邊夾角＞135°〔原標準為120°〕時，焊縫外表較難成型，受力狀況不良；而＜60°的焊縫施焊條件差，根部將留有空隙和焊渣，已不能用7.1.4條的規定來計算這類斜角角焊縫的承載力，故規定這種情況只能用于不受力的構造焊縫。但鋼管結構有其特殊性，不在此限。8.2.7條〔1〕參照AWS，當采用低氫型焊條時，角焊縫的最小焊腳尺寸可由較薄焊件的厚度經計算確定，因低氫型焊條焊渣層厚、保溫條件較好。〔2〕側面角焊縫的最大長度，原來對動力荷載作用下控制較嚴〔≤40hf〕，該規定原根據前蘇聯的經驗，經過我國的試驗研究證明，對靜載或動載可以不加區別，統一取某個規定值。現在國外亦都不考慮荷載狀態的影響，故將原動力荷載作用下的角焊縫最大長度放寬為≤60hf。8.3螺栓連接和鉚釘連接8.3.4條表8.3.4的修改參考了我國?鐵路橋梁鋼結構設計標準?及美國鋼結構設計標準〔AISC1989〕，修改的主要內容有：〔1〕原標準表中“任意方向〞涵義不清，參照橋規明確為“沿對角線方向〞。〔2〕原標準中間排的中心間距沒有明確“垂直內力方向〞的情況，參照橋規補充這一項。〔3〕原標準對邊距區分為切割邊和軋制邊兩類，這和前蘇聯及我國橋規的規定相同。但美國AISC卻始終區分為剪切邊〔shearcut〕和軋制邊或氣割〔gascut〕與鋸割〔sawcut〕兩類。意即氣割及鋸割和軋制是屬于同一類。從切割方法對鋼材邊緣質量的影響來看，美國標準是比較合理的，現從我國國情出發，將手工氣割歸于剪切這一類。8.3.6條強制性條文“對直接承受動力荷載的普通螺栓受拉連接應采用雙螺帽或其它能防止螺帽松動的有效措施。〞本條文是為防止構件間連接螺栓的松動而規定的措施，具體構造可以任意選擇。在目前鋼結構工程的施工中，除用雙螺帽外，也可用加彈簧墊圈或將螺帽和螺桿直接焊死的方法。8.3.9條因撬力很難精確計算，故增加了對沿桿軸方向受拉的螺栓〔鉚釘〕連接中的端板〔法籃板〕應適當增強剛度的構造要求〔如設置加勁肋等〕，以免有時撬力過大影響平安。8.4結構構件8.4.6條增加了腹桿與弦桿直接對焊的連接情況，并作了在此種情況下“相鄰腹桿連接角焊縫焊趾間凈距不小于5mm〔鋼管結構除外〕〞的規定，以利施焊且改善抗脆斷性能。鋼管結構相貫連接節點處的焊縫連接另有詳細規定，故不受此限。8.4.13條按我國習慣，柱腳錨栓不考慮承受剪力，特別是有靴梁的錨栓更不能承受剪力。但對于沒有靴梁的錨栓，國外有兩種意見，一種認為可以承受剪力，另一種那么不考慮。另外，在我國亦有資料建議在抗震設計中可用半經驗半理論的方法適當考慮外露式鋼柱腳〔不管有無靴梁〕受壓側錨栓的抗剪作用。為此將原標準的“不得〞改為“不宜〞。底板與混凝土根底間摩擦系數的取值，現在國內外已普遍采用0.4，故列入。8.4.15條新增“插入式柱腳〞的構造規定。近年來，北京鋼鐵設計研究總院和重慶鋼鐵設計研究院等單位均曾對插入式鋼柱腳進行過試驗研究，并曾在多項單層工業廠房工程中使用，效果較好，并不影響安裝調正。這種柱腳構造簡單、節約鋼材、平安可靠。本條規定是參照北京鋼鐵設計研究總院編寫的“鋼柱杯口式柱腳設計規定〞提出來的，同時還參考了鋼管混凝土結構設計規程。鋼柱插入杯口的最小深度與我國電力行業標準“鋼—混凝土組合結構設計規程〞的插入深度比較接近。國家建材局“鋼管混凝土結構設計與施工規程〞中對插入深度的取值過大，未予采用。本條規定的數值大于預制混凝土柱插入杯口的深度。對雙肢柱的插入深度，北鋼院原取為〔1/31/2〕hc。而混凝土雙肢柱為〔1／3~2／3〕hc，并說明當柱安裝采用纜繩固定時才用1／3hc。為平安計，本條將最小插入深度改為0.5hc8.4.16條新增“埋入式柱腳〞和“外包式柱腳〞的有關構造規定。將鋼柱直接埋入混凝土構件中的埋入式柱腳和將鋼柱置于混凝土構件上在鋼柱四周外包一段鋼筋混凝土的外包式柱腳，常用于多、高層鋼結構建筑物。本條規定參照了“高層民用建筑鋼結構技術規程〞〔JGJ99－98〕以及冶金部?鋼骨混凝土結構設計規程?〔YB9082－97〕中相類似的構造要求。對埋入深度或外包高度的要求，高鋼規程中規定為柱截面高度的2~3倍〔大于插入式柱腳的插入深度〕，是引用日本的經驗，對抗震有利。而在鋼骨混凝土規程中對此沒有提出要求。因此，本條沒有對埋深或外包高度提出具體要求。8.5對吊車梁和吊車桁架

〔或類似結構〕的要求8.5.4條“吊車梁翼緣板或腹板的焊接拼接應采用加引弧板和引出板的焊透對接焊縫，引弧板和引出板割去處應予打磨平整。焊接吊車梁和焊接吊車桁架的工地整段拼接應采用焊接或高強度螺栓的摩擦型連接。〞系根據我國和日本的工程實踐經驗修訂。8.5.6條補充和修改的主要內容：〔1〕將原來適用于簡支吊車梁的條文擴大到可用于連續吊車梁；〔2〕明確規定了支座加勁肋和中間橫向加勁肋的配置方式和構造要求；〔3〕參照前蘇聯的經驗，規定了橫向加勁肋的寬度不宜小于90mm。8.5.7條直接鋪設軌道的吊車桁架上弦，其工作性質與連續吊車梁相近，而原標準寫為“與吊車梁相同〞不夠確切，今改正為“其構造要求應與連續吊車梁相同〞。8.5.8條關于重級工作制吊車梁上翼緣與制動梁是否可用側焊縫連接，重慶鋼鐵設計研究院和重慶建筑大學從1988年到1992年曾對此進行了專門的研究。通過靜力、疲勞試驗和理論分析，論證了只要能保證焊接質量和控制焊接變形僅用單面角焊縫連接的可行性，并在攀鋼，成都無縫鋼管廠和寶鋼等工程中應用。設計中，制動板與吊車梁上翼緣之間還增加了按構造布置的C級普通螺栓連接，以改善安裝條件和焊縫受力情況。用焊縫連接不僅可節約投資而且可以提高工效1~2倍。8.5.12條焊接長軌要保證軌道在溫度作有下能沿縱向伸縮，同時不損傷固定件，日本在鋼軌固定件與軌道間留有約1mm空隙，西德經驗約為2mm，我國使用的經驗應留有一定空隙〔1mm〕。8.6大跨度屋蓋結構本節是新增加的內容，是我國大跨度房屋結構建設經驗的總結，并明確定義跨度L≥60m的屋蓋為大跨度屋蓋結構。重點介紹了大跨度桁架結構的構造要求，其它結構形式〔如空間結構，拱形結構等〕見專門的設計規程或有關資料。根據航空設計院的設計實踐經驗，在大跨度桁架屋蓋結構設計中應該考慮以下問題：〔1〕在桁架主要承重桿件及其連接的承載能力計算中，結構重要性系數取1.1；當有懸掛吊車時，動力系數取1.1；桁架的受壓弦桿及端斜桿在承載能力計算中，桿件內力宜乘1.05的增大系數。〔2〕屋面宜采用輕屋面，屋面均布活荷載標準值宜取為0.5kN/m2，并應驗算屋蓋半邊受活荷載〔雪荷載等〕的工況。對于桁架桿件和圍護構件應考慮風荷載負壓的不利影響。〔3〕大跨度屋蓋結構的節點可采用焊接連接和高強度螺栓連接；當桿件內力較大或動力荷載較大時宜采用高強度螺栓的摩擦型連接〔管結構除外〕，其數目應按桿件等強連接確定；當腹桿為構造截面選用時，螺栓數目可按1.1倍桿件內力或75％桿件凈面積強度計算確定并取其中較大者。〔4〕大跨度桁架桿件的容許長細比，對受壓弦桿和端壓桿的容許長細比宜取為100，其它受壓腹桿可取為150〔承受靜力荷載或間接承受動力荷載〕或120〔直接承受動力荷載〕。對受拉弦桿和腹桿的長細比不宜超過300〔承受靜力荷載或間接承受動力荷載〕或250〔直接承受動力荷載〕。〔5〕大跨度屋蓋結構為減少結構變形、支承結構位移、邊界約束條件和溫度變化對內力產生的影響，支座應根據結構具體情況可采用橡膠支座和萬向球形支座或雙曲形支座，以適應桁架支座水平位移和不同方向角位移的需要。〔6〕大跨度屋架的撓度容許值根據近些年來的實踐經驗并參照國外資料，對有懸掛吊車的屋架，按全部荷載標準值計算取跨度的1/500，按可變荷載標準值計算時取1/600；對無懸掛吊車的屋架，按全部荷載標準值計算取跨度的1/250，當有吊天棚時，按可變荷載標準值計算取跨度的1/500。8.7提高寒冷地區結構抗脆斷

能力的要求本節是新增加的內容，是為了使設計人員重視鋼結構可能發生脆斷〔特別是寒冷地區〕而提出來的。由于對國產建筑鋼材在不同工作條件下的脆斷問題還缺乏深入研究，內容主要來自前蘇聯的資料，同時亦參考了其它國內外的有關資料。這些資料在定量的規定上差異較大，很難直接引用，但在定性方面即概念設計中卻有一些共同規律可供今后設計中參照。寒冷地區的結構設計應考慮以下問題：〔1〕鋼結構的抗脆斷性能與環境溫度、結構型式、鋼材厚度、應力特征、鋼材性能、加荷速率以及重要性〔破壞后果〕等多種因素有關。工作溫度愈低、鋼材愈厚、名義拉應力愈大、應力集中及焊剩余應力愈高〔特別是有多向拉應力存在時〕、鋼材韌性愈差、加荷速率愈快的結構愈容易發生脆斷。〔2〕鋼材在相應試驗溫度下的沖擊韌性指標目前仍被視作鋼材抗脆斷性能的主要指標。〔3〕對低合金高強度結構鋼