2011-学习资料大全:钢结构设计规范GB50017

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钢结构设计规范GB50017

修订内容介绍

同 济 大 学

沈 祖 炎

2002年11月

一、章节目录

1 总则 2 术语和符号

术语 2.2 符号 3 基本设计规定

3.1 设计原则

3.2 荷载和荷载效应计算 材料选用 3.4 设计指标

3.5 结构或构件变形的规定 4 受弯构件的计算

4.1 强度 4.2 整体稳定 局部稳定

4.4 组合梁腹板考虑屈曲后强度的计算 5 轴心受力构件和拉弯、压弯构件的计算

轴心受力构件 5.2 拉弯构件和压弯构件

构件的计算长度和容许长细比 5.4 受压构件的局部稳定 6 疲劳计算

6.1 一般规定 6.2 疲劳计算 7 连接计算

焊缝连接

7.2 紧固件（螺栓、铆钉等）连接 7.3 组合工字梁翼缘连接 梁与柱的刚性连接 连接节点处板件的计算 7.6 支座

8 构造要求

8.1 一般规定 8.2 焊缝连接

8.3 螺栓连接和铆钉连接 8.4 结构构件

8.5 对吊车梁和吊车桁架（或类似结构）的要求 大跨度屋盖结构

8.7 提高寒冷地区结构抗脆断能力的要求 8.8 制作、运输和安装 8.9 防护和隔热 9 塑性设计

9.1 一般规定 9.2 构件的计算

9.3 容许长细比和构造要求 10 钢管结构

10.1 一般规定 10.2 构造要求

10.3 杆件和节点承载力 11 钢与混凝土组合梁

11.1 一般规定 11.2 组合梁设计 11.3 抗剪连接件的计算 11.4 挠度计算 11.5 构造要求

附录A 结构或构件的变形容许值 附录B 梁的整体稳定系数 附录C 轴心受压构件的稳定系数 附录D 柱的计算长度系数 附录E 疲劳计算的构件和连接分类

附录F 桁架节点板在斜腹杆压力作用下的稳定计算 附：本规范用词说明 附：修改条文说明

其中下面打—的节为新增，下面打~~的节为有较多修改。

二、增加的一些新概念

2.1. 一阶分析与二阶分析

（1）一阶分析为不考虑结构变形对内力产生的影响，根据未变形的结构平衡条件分析结构内力及位移。

（2）二阶分析为考虑结构变形对内力产生的影响，根据变形的结构平衡条件分析结构内力及位移，也称考虑P—Δ效应的分析。

一阶分析 二阶分析

2.2. 屈曲与屈曲后强度 （1）屈曲

整个结构或构件在外荷载作用下由原有平衡状态时的变形突然变为另一平衡状态的另

M=Hl

M=Hl+P∆

l

P

H

H

一性质的变形，出现这种状态称为整个结构或构件出现屈曲。

（2）屈曲强度与屈曲后强度

结构或构件出现屈曲后其承载能力根据结构或构件的具体情况有两种可能。一种为出现

屈曲时结构或构件已达到最大承载力，屈曲出现即标志结构或构件破坏。另一种为出现屈曲时，结构或构件并未达到最大承载力，仍有后继承载能力，即屈曲后强度。

屈曲破坏

∆

屈曲后强度

屈曲临界力Pcr 极限承载力Pu

2.3. 无支撑框架、强支撑框架、弱支撑框架 （1）无支撑框架

无支撑框架在框架平面内无支撑，当框架整体失稳在框架平面内发生位移时，其侧移不受约束。

（2）强支撑框架

强支撑框架在框架平面内有刚度很强的支撑，当框架整体失稳时，在框架平面内的侧移将受到刚度很强的支撑的约束，不能发生或侧移很小可以略去侧移对结构受力的影响。

（3）弱支撑框架

弱支撑框架在框架平面内虽有支撑但其刚度较弱，当框架整体失稳时，在框架平面内的侧移虽会受到约束，但仍能发生一定的侧移，并对结构的受力有影响。

无支撑框架 强支撑框架 弱支撑框架 2.4. 刚性连接、铰接、半刚性连接 （1）梁与柱刚性连接

受力过程梁柱间交角不变，同时连接应具有充分的强度。 （2）梁与柱铰接

连接应有充分的转动能力，且能有效地传递横向剪力与轴心力。 （3）梁与柱的半刚性连接

只具有有限的转动刚度，承受弯矩时会产生交角变化；内力分析时，必须预先确定连接的弯矩－转角特性曲线。

理想刚接



梁柱连接性能

2.5. 弯曲失稳、扭转失稳、弯扭失稳 （1）弯曲失稳

构件整体失稳时只发生弯曲变形，双轴对称截面轴心受压构件的失稳属于这种情况。 （2）扭转失稳

构件整体失稳时只发生扭转变形，十字形截面轴心受压构件的失稳属于这种情况。 （3）弯扭失稳

构件整体失稳时既发生弯曲变形又发生扭转变形，单轴对称截面轴心受压构件绕对称轴失稳以及无对称轴截面轴心受压构件的失稳属于这种情况。

弯曲失稳 扭转失稳 弯扭失稳

构件失稳时截面位移投影图

三、关于基本设计规定

3.1 设计原则 3.1.1 设计方法

设计方法与旧规范相同，但可靠度指标有变化。

旧规范的设计目标安全度量是按可靠性指标校准值的平均值上下浮动0.25进行总体控制。

现规范的设计目标安全度是按可靠性指标不得低于校准值的平均值进行总体控制。 3.1.2 安全等级

按《建筑结构可靠度设计统一标准》GB50068的规定见下表

对一般工业与民用建筑钢结构，按我国已建成的房屋用概率设计方法分析的结果，安全等级应为二级。

对跨度等于或大于60m的大跨度结构如大会堂、体育馆、飞机库等的安全等级宜取一级。

3.1.3 吊车梁等的疲劳和挠度计算

按作用在跨间内荷载效应最大的一台吊车的荷载标准值不乘动力系数确定。

3.2 荷载和荷载效应计算 3.2.1 设计工作寿命

规范规定的设计工作寿命为50年。

对设计使用年限为25年的结构构件，γo不应小于0.95。γo为结构重要性系数。 3.2.2 吊车摆动水平力

计算重级工作制吊车梁（桁架）及其制动结构的强度、稳定性及连接的强度时，应考虑由吊车摆动引起的横向水平力。

《起重机设计规范》GB/T 3811规定的吊车工作级别为A1－A8级。《建筑结构荷载规范》中的吊车荷载状态一般为轻级工作制相当于A1－A3级，中级工作制相当于A4、A5，重级工作制相当于A6~A8,其中A8为特重级。但设计人员必要时可根据吊车的具体操作情况作适当调整。如检修吊车可按轻级工作制设计等等。

在每个轮压处的横向水平力标准值为

HkPK,max

式中 PK,ma──吊车最大轮压标准值； x

──系数，一般软钩吊车 0.1

5斗式磁盘吊车 0.1

硬钩吊车 0.2

摆动横向水平力可以双向作用，且不与荷载规范规定的制动水平力同时作用。 3.2.3 悬挂吊车的计算

同一跨间每条运行线上的台数：梁式吊车 不宜多于2台

电动葫芦 不宜多于1台

3.2.4 框架分析的规定

1. 框架结构可采用一阶弹性分析

N[u]0.1时，宜采用二阶弹性分析 2. 多层框架结构当

Hh

[u]为层间侧移容许值

N为所计算楼层各柱轴压力设计值之和 

H

为所计算楼层以上各层的水平力之和

h为所计算楼层的高度 3. 二阶弹性分析的近似计算方法如下

（1）每层柱顶附加一假想水平力Hni

Hni

0.2

1yQins

250

Qi为第i楼层的总重力荷载设计值 ns为框架总层数

y为钢材强度影响系数，对Q235，

y

1.0

Q345，y1.1 Q390，y1.2 Q420，y1.25

（2）各杆件杆端的弯矩为

MM1b2iM1s

2i

1

1

Hh

Nu

M1b为框架无侧移时按一阶弹性分析的杆端弯矩 M1s为框架有侧移时按一阶弹性分析的杆端弯矩

2i为考虑二阶效应第i层杆端侧移弯矩增大系数

u

为按一阶弹性分析求得的第i层的层间侧移

（3）当2i1.33时，宜增大框架结构的刚度

1

M M1b 1s

4. 山形门式刚架的分析不能采用上述规定 3.3 材料选用

3.3.1 承重结构宜采用的钢材

宜采用Q235、Q345、Q390和Q420钢。 1. 钢材牌号的表示方法

Q

脱氧方法：F─沸腾钢

b─半镇静钢



Tz特殊镇静钢z镇静钢

可以省略

质量等级：Q235分A、B、C、D

Q345分A、B、C、D、E

屈服点数值

2. 钢材性能 （1）Q235：



化学成分与质量等级有关

A级 含碳 0.14～0.22 B级 0.12～0.20 C级 0.18 D级 0.17

A级的C、Si、Mn含量不作为交货条件。



力学性能

屈服点、抗拉强度、伸长率、冷弯与质量等级无关，但与钢材厚度有关。 冲击韧性与质量等级有关。

A 不提供 B 20ºC时27J C 0ºC时27J D -20ºC时27J

A级钢冷弯试验为附加交货条件 B级沸腾钢轧制钢材厚度一般25mm。

（2）Q345、Q390、Q420

 

化学成分与质量等级有关 力学性能

屈服点、抗拉强度、冷弯与质量等级无关，但与钢材厚度有关。

伸长率、冲击韧性与质量等级有关。

Q345 A、B级 伸长率（5%）21

C、D、E级 22

Q390 A、B级 19

C、D、E级 20

Q420 A、B级 18

C、D、E级 19

冲击韧性

Q345 A 不提供



Q390 B 20ºC时34J 

Q420 C 0ºC时34J

D -20ºC时34J E -40ºC时27J

A级钢 冷弯试验为附加交货条件

3.2.2 材料选用

（1）应根据结构的重要性、荷载特征、结构形式、应力状态、连接方法、钢材厚度、

工作环境等因素综合考虑。 （2）选用要求

 承重结构钢材应具有抗拉强度、伸长率、屈服强度和硫、磷含量的合格保证，对

焊接结构尚应具有含碳量的合格保证。

 主要焊接结构不能使用Q235－A级钢，因为Q235－A级钢的碳含量不作为交货

条件，即不作为保证，即使生产厂提供碳含量，也只能视为参考，不能排除离散性大，质量不稳定等，因此如发生事故，生产厂在法律上不负任何责任。

 焊接承重结构以及重要的非焊接承重结构，还应具有冷弯试验的合格保证。  需要验算疲劳的结构，钢材应具有冲击韧性的合格保证。

 吊车起重量≥50t的中级工作制吊车梁，对冲击韧性的要求与需验算疲劳构件相同  重要的受拉或受弯的焊接结构，厚度较大的钢材应有冲击韧性合格保证  当焊接承重结构采用Z向钢时应符合《厚度方向性能钢板》GB/T5313的规定  有人认为将硫、磷含量控制在不大于0.01就可以防止层状撕裂问题，也有人提出

在上述要求下，再辅以对厚钢板作全面超声波探伤，排除内部缺陷，就可以代替Z向钢的要求，这是不正确的。

 以下情况不应采用Q235沸腾钢

焊接结构：1）需要验算疲劳

2）工作温度

非焊接结构：工作温度≤-20C的需要验算疲劳

3.4 设计指标

查规范有关表格

3.5 结构或构件变形的规定 1. 变形的限值 查规范附录A

当有实践经验或有特殊要求时，可进行适当调整。 2. 起拱规定

当有实践经验或有特殊要求时，可根据不影响正常使用和观感的原则对变形容许值进行适当调整。

可对横向受力构件进行起拱

起拱大小：一般为恒载标准值加活载标准值产生的挠度

2

ooo

起拱后挠度计算应为恒载和活载标准值产生的挠度减去起拱值。

四、受弯构件的计算

4.1 强度

与原规范相同 4.2 整体稳定

与原规范相同 4.3 局部稳定

4.3.1 局部稳定分析规定

1. 承受静力荷载和间接承受动力荷载的组合梁

宜考虑腹板屈曲后强度

2. 直接承受动力荷载的吊车梁及类似构件及不考虑屈曲后强度的组合梁

应按规定配置加劲肋并计算腹板的局部稳定性。 4.3.2 梁腹板的局部稳定计算 1. 配置横向加劲肋的腹板

cr

2

2





cr



cc,cr

1



MhcIVhwtw

Ftwlz

c

lza5hy2hR

（1）cr计算

b0.85 crf

0.85b1.25

cr[10.75(b0.85)]f

f

2

b1.25 cr1.1

2hc177tw2hc153tw

fy235

b

b

受压翼缘扭转受约束

b

fy235

受压翼缘扭转未受约束

（2）cr计算

s0.8 crfv 0.8s1.2

cr[10.59(s0.8)]fv

fv

s1.2 cr1.1

s

2

s

ho/tw

4145.34(ho/a)

2

fy235

ahoaho

1.0

s

ho/tw

415.344(ho/a)

2

fy235

1.0

（3）c,cr计算

c0.9 0.9c1.2

c,cr

f

c,cr[10.79(c0.9)]f

c,cr

c1.2 

h0/tw

1.1

f



2c

fy

aho

c

a

28.913.41.83

ho

3

235

0.51.5

c

h0/tw

28.95

aho

fy235

1.5

aho

2.0

2. 配置横向加劲肋和纵向加劲肋的腹板

I II

区格I

cr12cr2

cc,cr1

2





cr1

cr2

2



2

1.0

区格II



c2c,cr2

2

1.0

公式中的cr1等的计算公式从略，可查阅新规范 3. 新、旧规范的差别 （1）相关公式不一样

（2）临界应力计算公式不一样 （3）取消确定加劲肋间距的计算公式

（4）对轻、中级工作制吊车梁，吊车轮压设计值可乘以折减系数0.9

4.4 组合梁腹板考虑屈曲后强度的计算 1. 适用范围

（1）工字形截面组合梁 （2）ho/tw250

235fy

（3）承受静力荷载 2. 屈曲后强度的基本原理

（1）具有大宽厚比腹板梁的抗剪强度

（ⅰ）工形截面腹板抗剪屈曲后的张力场理论

张力场理论说明实腹钢梁的腹板失稳后、腹板的受拉方向形成斜向张力场，使钢梁

转化成桁架方式的受力，能继续承担荷载，直到梁的受压翼缘失稳破坏。

由下图可以看出，加劲肋会受到轴心压力。

张力场

（ⅱ）考虑屈曲后强度的梁的抗剪强度 根据张力场理论，规范采用的公式为 当s0.8时， Vuhwtwfv

当0.8s1.2时，Vuhwtwfv10.5s0.8 当s1.2时， Vwfv

u

hwt1.2

s

（2）具有大宽厚比腹板梁的抗弯强度

（ⅰ）I形截面腹板抗弯屈曲后的有效截面理论

hc



为腹板受压区有效高度系数，规范采用的公式为

当b0.85时，1.0

当0.85b1.25时， 10.82b0.85 当b1.25时， 

110.2

 bb

（ⅱ）考虑屈曲后强度的梁的抗弯强度

Meuxewxf

x为截面塑性发展系数

1hc

e为梁截面模量考虑腹板有效高度的折减系数

e1

1hc3tw

2Ix

Ix为梁截面全部有效时的惯性矩

hc为梁截面全部有效时算得的腹板受压区高度

（3）具有大宽厚比腹板梁在弯矩和剪力同时作用下的强度 规范采用相关公式

MMfV

11 0.5VMMueuf

2

3. 计算公式

MMfV

11 0.5VMeuMf

u

2

h1Af1Af2h2

h2

2

M

f



f 

M、V为计算区格内梁的平均弯矩和平均剪力设计值，

当V0.5Vu时，取V0.5Vu 当MMf时，取MMf

Mf为梁翼缘所能承担的弯矩设计值

Af1、h1为较大翼缘的截面积及其形心到梁中和轴的距离 Af2、h2为较小翼缘的截面积及其形心到梁中和轴的距离 Meu、Vu为梁抗弯和抗剪承载力设计值 （1）Meu计算

MeurxeWxf

3

e1

(1)hctw

2Ix

当b0.85时 1.0

0.85b1.25

时

10.82(b0.85)

b1.

25时



10.21 bb

（2）Vu计算

当s0.8时

0.8s1.2

Vuhwtwfv

Vuhwtwfv[10.5(s0.8)] Vuhwtwfv/1s.2

时

s1.2时

4. 当利用屈曲后强度时，加劲肋受力增加，应按规范另行计算

当仅配置支承加劲肋不能满足本条文的计算公式时，应在两侧成对配置中间横向加劲肋。（腹板仍需按本条文的公式验算抗弯和抗剪承载力）

中间横向加劲肋的截面尺寸除应满足构造规定外，尚需按轴心受力计算在腹板平面外的稳定性，轴心压力NS为

NSVucrhwtwF

F

为作用于中间支承加劲肋上端的集中压力。

支座加劲肋应按压弯构件计算强度和腹板平面外的稳定。

ho/4

h

支座加劲肋的受力如图所示

HVucrhwtw

a为加劲肋间距；不设中间加劲肋时，a取支座到跨内剪力为零处的距离。

五、轴心受力构件和拉弯、压弯构件的计算

5.1 轴心受力构件

5.1.1 强度

与原规范相同

5.1.2 稳定

 计算公式与原规范相同

增加：（1）板厚t40mm时的截面分类及的d曲线

（2） 增加和修改单轴对称截面弯矩失稳计算时的长细比计算方法

1. 单轴对称截面轴心受力构件绕对称轴失稳的弯扭失稳问题 （ⅰ）弯扭失稳临界力

根据弹性稳定理论，弯扭失稳临界方程为

N

Ey

NyzNzNyz

e0i

2

2

Nyz0

2

式中y轴为对称轴

NEy为绕y轴的欧拉临界力

NEy

EAy

2

2

Nyz为绕y轴弯扭失稳临界力

Nz为扭转屈曲临界力

2

EI1

Nz2GIt2

i0l



e0为截面剪心在对称轴上的坐标 i0为对于剪心的极回转半径

i0e0ixiy

222

ix、iy为绕x轴和y轴的回转半径 It为截面抗扭惯性矩

I为截面扇性惯性矩

Nyz为绕y轴弯扭失稳临界力 令Nyz

EAyz

2

2

yz为弯扭失稳的长细比

由上式可得

1

yz

22yz



i0AIt25.7

Il

2

2

2

z

2

l为扭转屈曲的计算长度

这样即可由yz查得

2. 单轴对称截面轴心受力构件的弯扭稳定的换算长细比

1

yz

122

yz2

(yz)

222

2222

4(1eo/io)yz



2

zi0A/

22

ItI



225.7l

2

2

 

ioeoixiy

22

eo为截面形心至剪心的距离 io为截面对剪心的极回转半径 l为扭转屈曲的计算长度 It为毛截面抗扭惯性矩

I为毛截面扇性惯性矩，对于T形（包括双角钢）、十形、L形截面可取I＝0

3. 角钢截面的简化公式

为了简化常用截面计算，作如下假设 （ⅰ）T形、十字形和角形截面取I＝0，有 25.7A

2z

i0

2

It

（ⅱ）等边单角钢主轴的回转半径ix0.195b，iy0.385b 剪心坐标e0b

3

， ItAt

2

3

2（ⅲ）双角钢组合T形截面It0.58At

即可得到简化公式如下 （1）等边单角钢

b/t0.54loy/b时 yzy(1

0.85b

2loy

4

t

2

)

b/t0.54loy/b时 yz4.78

bt

(1

loyt

224

13.5b

)

（2）等边双角钢

b/t0.58loy/b

时 yz

y(1

0.475bloyt

2

2

4

)

b/t0.58loy/b

时

yz3.9

bt

(1

loyt

224

18.6b

)

（3）长肢相并的不等边双角钢

yzy(1

1.09b2loyt

2

24

)

b2/t0.48loy/b2

时

yz5.1

b2t

24

b2/t0.48loy/b

(1

loyt

2

时

17.4b2

)

b2为短肢长度

（4）短肢相并的不等边双角钢

yz3.7

b1t(1

loyt

2

24

52.7b1

)

b1为长肢长度

（5）等边单角钢绕u轴失稳时

b

0.69

lou

时，uz

4

0.25bu1 22

ltou

tb

b

t

0.69

lou

b

时，uz5.4

bt

u

u

5.1.3 用作减少轴心受压构件自由长度的支撑设计

1. 支撑轴线应通过被撑构件截面的剪心

双轴对称截面，剪心与形心重合

单轴对称T形（包括双角钢）、L形截面剪心在两板件的相交点 2. 支承所受的力Fb1

单根柱设置一道支撑时

支撑在柱高度中央 Fb1支撑位于柱高l处 Fb1

N60

N

2401

单根柱设置m道支撑，等距或不等距但不超过平均间距的20％时

Fb1

N30m1

n根柱被一道设置在柱高中央的支撑撑住时

Fbn

Ni0.4

0.660n

Ni

为n根柱轴心压力设计值之和

3. 支撑同时承担结构上其他作用效应时，其轴力可不与上述支撑力叠加 5.2拉弯构件和压弯构件 5.2.1 强度

与原规范相同 5.2.2稳定

与原规范相同

5.3构件计算长度和容许长细比

 

桁架弦杆、单系腹杆、再分式腹杆、单层厂房阶形柱的计算长度计算与原规范相同 桁架的交叉腹杆以及单层、多层框架等截面柱的计算长度的计算作了补充和修改

5.3.1框架等截面柱的稳定计算 1.无支撑框架

（1）当采用一阶弹性分析时，框架柱计算长度系数μ按有侧移框架计算 （2）当采用二阶弹性分析时，框架柱计算长度系数μ＝1 2.有支撑框架

（1）当支撑结构的侧移刚度(产生单位侧倾角的水平力) Sb大于下式时，为强支撑框架

Sb3(1.2Nbi

N

oi

)

N、N为层间所有框架柱用无侧移框架和有侧移框架柱计算长度

bi

oi

系数算得的轴压杆稳定承载力之和。 框架柱的计算长度μ按无侧移框架计算。

（2）当支撑结构的侧移刚度Sb不满足上式要求时，为弱支撑框架。

弱支撑框架柱的稳定系数按下式计算

o(1o)

Sb

3(1.2Nbi



Noi)

o、1为框架柱按有侧移框架和无侧移框架的计算长度系数算得的轴压杆稳定

系数。

5.3.2 桁架交叉腹杆的计算长度

1. 桁架平面内，取节点中心到交叉点间的距离 2. 桁架平面外，当两交叉杆长度相等时 (1) 压杆

1) 相交杆受压，两杆截面相同，在交叉点均不中断

l02) 相交杆受压，另一杆在交叉节点板处中断

l0

3) 相交杆受拉，两杆截面相同，在交叉点均不中断

l00.5l 4) 相交杆受拉，受拉杆在交叉点节点板处中断

l00.5l

5) 相交杆受拉，在交叉点处不中断，而计算压杆中断

2

3N0lN

若N0N，或拉杆的EIy2

4N10

l00.5l

l为桁架节点中心间距离，交叉点不作为节点考虑 N为所计算的压杆的内力，取绝对值 N0为相交杆的内力，取绝对值

当两杆均受压时，应取N0N

(2) 拉杆

l0l

(3) 交叉杆单角钢杆件斜平面长细比时

l0取节点中心到交叉点的距离

5.3.3框架柱计算长度的修正 1. 附有摇摆柱（两端斜接柱）时

无支撑框架柱、弱支撑框架柱的计算长度应乘以增大系数



N1H1为各框架柱轴心压力设计值与柱子高的比值之和 NfHf为各摇摆柱轴心压力设计值与柱子高的比值之和

摇摆柱的计算长度为其几何长度

2. 梁柱连接为半刚性时，柱的计算长度应考虑半刚性的影响 5.3.4构件容许长细比

增加了跨度60m的桁架中构件的规定，其余与原规范相同 跨度60m桁架中的

受压弦杆、端压杆 宜取100 受压腹杆 承受静力 宜取150

承受动力 宜取120

受拉弦杆 承受静力 宜取300

腹杆 承受动力 宜取250

5.4局部稳定

局部稳定的规定与原规范相同，仅增加了热轧部分T形钢的局部稳定规定和对焊接T形钢的规定作了修改，即

轴心受压构件和弯矩使腹板自由边受拉的压弯构件

热轧部分T形钢腹板高度与其厚度之比



150.2

焊接T形钢腹板高度与其厚度之比



130.17弯矩使腹板自由边受压的压弯构件

当01.0时，腹板高度与其厚度之比

当01.0时，腹板高度与其厚度之比

 为长细比

0

maxmin

max

，压应力取正，拉应力取负

六、疲劳计算

与原规范相同，仅构件和连接分类有少许修改

七、连接计算

增加了下列规定 （1）焊缝质量等级选用 （2）梁与柱的刚性连接 （3）连接节点板件的计算 7.1焊缝质量等级选用

1. 需进行疲劳计算的构件中

横向对接焊缝 受拉时 一级，受压时 二级

纵向对接焊缝 二级

2. 不需进行疲劳计算的构件中

对接焊缝 受拉时 不低于二级

受压时 二级

3. 重级工作制、Q≥50t的中级工作制吊车梁

腹板与上翼缘 吊车桁架与节点板

之间的T形焊透焊缝，不低于二级

4. 梁腹板与翼缘之间采用角焊缝时

对吊车梁 外观二级 对一般梁 外观三级

7.2梁与柱的刚性连接

1. 工形梁与H形柱的翼缘相连，柱腹板不设加劲肋时 （1）柱腹板tw应满足

tw

Afcfbbefchc30

b

y

fyc

tw

235

Afc为梁受压翼缘的截面积

fb、fc为梁和柱钢材的抗拉、抗压强度设计值 be为假定分布长度，be=a+5hy hc为柱腹板宽度 fyc为柱钢材屈服点

（2）梁受拉翼缘处柱翼缘板厚度tc应满足

Aftfb

fc

tc0.4

Aft梁受拉翼缘的截面积

2. 柱腹板设加劲肋时，腹板节点域应满足

M

b1

Mb2

V

4v

P

3

fthb

w

hc90

Mb1、Mb2为节点两侧梁端弯矩设计值 VP为节点域腹板的体积

H形 VPhbhctw 箱形 VP1.8hbhctw

hb为梁腹板高度

3.柱腹板横向加劲肋应满足4点要求，详见规范 7.3 节点板计算

1.节点板强度计算 N



(f

ili

)t

1

i

2cos

2

i

2.桁架节点板强度计算



Nbe

t

f

扩散角 30O

3.桁架节点板在斜腹杆压力作用下稳定性计算

lf

（1）有竖杆时

c/t15

235fy235fy

不必验算

15

235fy

c/t22 验算稳定(附录F)

（2）无竖杆时

c/t10

235fy235fy

时， N0.8betf

10

235fy

c/t17.5

， 验算稳定(附录F)

稳定计算公式从略

4.节点板的自由边长度Lf与厚度t之比不得大于607.4 焊接计算

7.4.1 直角角焊缝强度计算 1. 直角角焊缝的性能

235fy

，否则应沿自由边设加劲肋。

角焊缝的应力状态极为复杂，其计算公式的建立只能依靠试验。根据国内外大量试验结果，直角角焊缝的强度条件用下式表达



为垂直于焊缝有效截面的应力

为有效截面上垂直于焊缝长度方向的剪应力 //为有效截面上平行于焊缝长度方向的剪应力

ff为角焊缝的强度设计值

w

z

y

Nxhelw



f





f



Nzhelw

计算破坏面





f







Nxhelw

f









Nzhelw

//

f

代入上式即可得强度计算公式

2. 强度计算公式

wff

为正面角焊缝强度的增大系数 直接承受动力荷载时 

f

1.0

静力荷载等其他荷载时 f1.22 角焊缝计算厚度 he0.7

hf 角焊缝计算长度 lwl2hf

hf

hhc

f

hhf

c

hf

hf1.5hf

3. 三向受力时



fx



f

fy

代入前式后，可得

fw

f

由于研究不透，规范未列入，如有这种受力状态，建议

w

ff

hc

hf



fx

fy

7.4.2 斜角角焊缝强度计算（60135）

（1）计算公式与直角角焊缝相同，但取1 （2）计算厚度he时取用如下

1

2

hf1

2

hfbbb

hf1f2

f2

hf1hf2

2

当b、b1或b21.5mm时，hehfcos



2

b或b1、b2

当1.5mmb、b1或b25mm时，hehf cos

sin2

7.4.3 部分焊透的对接焊缝

（1）计算公式与直角角焊缝相同 （2）计算厚度he的取用如下

V形坡口

单边V形 K形坡口

U形坡口 J形坡口

s

（3）对单边V形坡口、K形坡口及J形坡口 角焊缝强度设计值应乘以0.9 7.5 高强度螺栓计算

高强度螺栓连接分摩擦型连接和承压型连接。 7.5.1 高强度螺栓摩擦型连接 1. 抗剪连接 Nv0.9nfP

为摩擦面抗滑移系数，按表取用

b

增加了 Q420钢的系数

修改了 Q345钢、Q390钢的部分系数，将0.55改为0.50 P为一个螺栓的预拉力，按表取用 修改了 8.8级的预拉力，约增加10% 2. 螺栓抗拉连接

Nt0.8P

b

3. 同时受剪受拉时

NvNv

b



NtNt

b

1

Nv、Nt为某个高强度螺栓所承受的剪力和拉力

7.5.2 高强度螺栓承压型连接 1. 工作性能

承压型连接在受剪时的工作性能如图所示。在1点以前，由于预拉力的存在，产生较大摩擦力，连接不发生滑移。剪力超过1点值后，连接发生滑移，并由承压力抵抗剪力直到连接承压破坏，即顶点2，此时连接达到极限承载力。

摩擦型连接以点1为其计算准则。在荷载设计值作用下不发生滑移 承压型连接以点3为其计算准则。在荷载设计值作用下会发生滑移 2. 应用范围及要求

（1）不应用于直接承受动力荷载的结构

不宜用于承受反向内力的连接 （2）预拉力P应与摩擦型相同

（3）接触面不要求抗滑移处理，但应清除油污及浮锈 3. 计算公式 （1）抗剪连接

与普通螺栓相同 （2）螺栓抗剪连接

与普通螺栓相同 （3）同时受剪受拉时

1 Nv

Nc

b

1.2

Nv、Nt为某个高强度螺栓所受的剪力和拉力

Nv、Nt、Nc为一个高强度螺栓的受剪、受拉和承压承载力设计值

b

b

b

八、构造要求

增加了（1）提高寒冷地区结构抗脆断能力的要求

（2）大跨度屋盖结构

其余部分仅有少量修订。

8.1提高寒冷地区结构抗脆断能力的要求

1. 应尽量减少应力集中。在工作温度低于-30oC的地区，焊接构件宜采用较薄的板件 2. 在工作温度≤-20oC地区，焊接结构构造宜符合 （1）桁架节点板上，相邻焊缝焊趾间净距不小于2.5t

（2）节点板对接焊缝处在两侧做成半径不小于60mm的平缓过渡并予打磨

（3）构件拼接部位

3. 在工作温度≤-20C地区，焊接结构施工宜符合 （1）安装连接宜采用螺栓连接

o

（2）受拉构件钢材采用自动气割、或为轧制边，否则对t>10mm的钢材采用手工

气割或剪切边时，应全长刨边 （3）应采用钻成孔或先冲后扩钻孔 （4）对接焊缝质量等级不得低于二级 8.2 大跨度屋盖结构的要求（跨度60m）

1. 应考虑构件变形、支承结构位移、边界约束条件和温度变化等对其内力的影响 2. 应进行吊装阶段的验算

3. 当构件内力较大或动力荷载较大时，节点宜采用高强度螺栓的摩擦型连接 4. 对有悬挂吊车的屋架，按恒＋活荷载的挠度容许值可取L

LL600500

500

，按活荷载可取

。对无悬挂吊车的屋架，按恒＋活荷载可取L。

250

，当有吊天棚时，按活载可取

8.3对以下几点增加了提醒条文

1. 钢结构的构造应减少应力集中，避免材料三向受拉

2. 焊接厚度大于20mm的角接接头焊缝，应采用收缩时不易引起层状撕裂的构造 3. 沿杆轴方向受拉的螺栓连接中的端板，应适当增加其刚度，以减少撬力时螺栓抗拉承载力的不利影响

4. 对吊车梁横向加劲肋的构造和连接作了较详细的规定

5.设计使用年限25年的建筑物，对使用期间不能重新油漆的构件部位应采用特殊的防锈措施 8.4其他修改内容

1. 焊接结构是否需要采用焊前预热或焊后热处理等特殊措施，应根据材质、焊件厚度、焊接工艺、施焊时气温以及结构的性能要求等综合因素来确定，并在设计文件中加以说明。

这次修改时删去了原规范对焊接厚度的建议。

2. 在次要构件或次要焊接连接中，可采用断续角焊缝。继续角焊缝焊段的长度不得小于10hf或50mm，其净距不应大于15t（对受压构件）或30t（对受拉构件），t为较薄焊件的厚度

这次修订时增加了焊段的最小长度，以便于操作 3. 螺栓或铆钉的最大、最小容许距离的规定作了修改 （1）最小中心距3d0

最小边距 顺内力方向 2d0

垂直内力方向1.5d0，但轧制边、自动气割边、锯割边采用一般螺栓

时1.2d0

确定垂直于作用力方向的最小中距和边距时考虑了 （ⅰ）钢材净截面的抗拉强度钢材的承压强度 （ⅱ）毛截面屈服净截面破坏

（ⅲ）避免在孔壁周围产生过度的应力集中 （ⅳ）施工时便于操作

确定顺力方向的最小中距和边距时考虑了 （ⅰ）母材承压强度＝母材抗剪切强度 （ⅱ）钢板在端部不应被紧固件撕裂 （ⅲ）施工时便于操作 （2）最大中心距

外排 8d0或12t 内排 垂直内力方向 16d0或24t 内排 顺内力且受压 12d0或18t 内排 顺内力并受拉 16d0或24t

最大边距 4d0或8t

确定顺内力方向的最大中心距和边距时考虑了钢板的紧密贴合以及钢板的稳定。 确定垂直内力方向的最大中心距和边距时考虑了钢板的紧密贴合。 4. 当焊接桁架的杆件用节点板连接时

弦杆与腹板、腹板与腹杆间的间隙 20mm 相邻角焊缝焊趾间净距 5mm

当桁架杆件不用节点板连接时（不包括钢管结构）

相邻腹杆连接角焊缝焊趾间净距 5mm 这次修订增加了焊趾间净距的规定

5. 增加了插入式柱脚的构造规定

插入式柱脚中，钢柱插入混凝土基础杯口的最小深度din

实腹柱 din1.5h或1.5dc hc为柱脚截面长度尺寸 c dc为圆管柱外径 双肢柱 din0.5 hc 1.5bc或1.5dc





较大值

bc为柱截面宽度

最小深度din还不宜小于500mm和吊装时钢柱长度的6. 增加了埋入式柱脚和外包式柱脚的构造规定

20

埋入式柱脚是将钢柱直接埋入混凝土构件（如地下室墙、基础梁等）中的柱脚。 外包式柱脚是将钢柱置于混凝土构件上，又伸出钢筋，在钢柱四周外包混凝土。 埋入式柱脚的混凝土保护层厚度 外包式柱脚的外包混凝土厚度



180mm

钢柱的埋入部分和外包部分均宜在柱的翼缘上设置焊钉

焊钉直径d16mm 中心距d0200mm

埋入式柱脚在埋入部分的顶部应设置水平加劲肋或隔板。 7. 增加了焊接吊车梁T形接头要求焊透的焊缝形式

8. 对吊车梁横向加劲肋的构造作了补充规定如下 吊车梁横向加劲肋的宽度不宜小于90mm。

在支座处的横向加劲肋应在腹板两侧成对设置，并与梁上下翼缘刨平顶紧。 中间横向加劲肋的上端应与梁上翼缘刨平顶紧。

在重级工作制吊车梁中，中间加劲肋应在腹板两侧成对布置，中轻级工作制吊车梁可单侧设置或两侧错开设置。

在焊接吊车梁中，中间横向加劲肋不得与受拉翼缘相焊，其下端宜距受拉下翼缘50～

100mm，其与腹板的连接焊缝不宜在肋下端起落弧。端加劲肋可与梁上、下翼缘相焊。

9. 明确提出重级工作制吊车梁中，上下翼缘与制动梁的连接可采用高强度螺栓摩擦型连接或焊缝连接。

九、塑性设计

本章与旧规范基本一样，仅对钢材的性能作了下列要求：

按塑性设计时，钢材的力学性能应满足强曲比

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

同时取消旧规范对钢材和连接的强度设计值采用的折减系数0.9

十、钢管结构

本章修改后作了较大的扩充。除原有的圆钢管结构外，增加了方钢管结构。 10.1 一般规定增加了下列内容

1. 方管或矩形管的h

不应超过2

fy

fu

2. 管材不应采用fy345Nmm、屈强比3. 管壁厚不宜大于25mm 4. 桁架节点可视为铰接的条件是

0.8的钢材

桁架平面内杆件的节间长度与截面高度（或直接）之比 不小于 12（主管） 24（支管）

10.2 构造要求增加了下列内容

1. 上图中两支管的间隙a应不小于两支管壁厚之和 2. 对支管搭接构造作了详细规定 (搭接在制作上有难度，要注意

)

10.3 杆件和节点承载力 10.3.1 圆管部分作了如下修改 1. 公式适用范围

0.21 为支管外径与主管外径之比 di

60 di、ti为支管的外径和壁厚

i

d

t

100 d、t为主管的外径和壁厚

30 为主管轴线与主管轴线之夹角

60120 为空间管节点支管的横向夹角

2. 对于X节点的计算公式 支管受压公式未改变

pj

支管受拉公式改为Ntx

d

0.78

t

0.2

pjNcx

Ncx为受压支管在管节点处的承载力设计值

pj

3. 对于T、Y形节点适当降低5％，系数由12.12减少为11.51，即

pj

支管受压NcT

11.51dsint

0.2

2

ndtf

支管受拉

pj

N当0.6时 NtT1.4

pj

cT

当0.6时 NtT2N

pjpjcT

4. 对于K形节点

0.2

NNdpj

pj

NtTTNcT

7. 修改的依据

旧规范节点承载力计算公式是根据当时的300余试验数据经分析和统计得到的； 新规范的修改则是在近年来国内外的1546个试验数据的基础上考虑到试件尺寸效应的影响，删去节点尺寸过小的试验数据后，以824个试验数据为依据经分析研究和数理统计后得出的。

新规范与旧规范相比具有下列优点：

（1）适用范围扩大，基本能满足新结构设计的需要；

（2）规范公式与试验数据对比的统计量包括平均值、均方差、离散度、置信度以及最大和最小偏离值等都较旧规范有所改进

10.3.2 方管部分为修订时增加的内容

1. 节点处支管与主管相焊时焊缝张度的计算方法为 角焊缝的计算厚度取平均计算厚度＝0.7hf 焊缝的计算长度为

有间隙的K形和N形节点

i60时

lw

2hisini2hisini

bi

i50时lw

2bi

50i60时lw为直线插值

T、y、X形节点

lw＝

2hisini

以上公式基于试验结果，考虑了焊缝传力的不均匀。 2. 节点承载力计算公式的适用范围

bib

、

hib

：

T、y、X形节点 0.2 5间隙K形、N形节点 0.1

0.0b1t

及0.35

搭接K形、N形节点 0.2 5

biti

、

hiti

：

杆件受拉 35 杆件受压

T、y、X形、间隙K形、N形节点

35

搭接K形、N形节点

hibi

各种节点 0.5

hibi



2

b、

ht

t

T、y、X、间隙K形、N形节点 35

搭接K形、N形节点 40 K、N形节点 0.51ab

1.51

且 at1t2

25%

pq



100t

it

1.0,b

j

bi

75

1.0

j

接杆)

q

为搭接率

p

式中为

对于T、y、X形节点 bib

对于K、N形节点 b1b2h1h

2

4b

3. 计算公式 1）T、y、X形节点

当0.85时 Npj

i

1.8

hi

bct2f

sin

csinn iic10.5

当主管受压时 0.25

nn1.0

f

当主管受拉时 n1.0

为节点两侧主管轴心压应力的较大绝对值

当1.0时 Npjhi

i2.0

t5

tfk

n sinisiin当X形节点的hi

i90且h

cos时，Npji还应按下式计算 i

Npj

2htfvi



sin

i

fk

取用为

(a)

(b)

(c)

（

当支管受拉时，fkf

当支管受压时

T、y形节点 fk0.8f X形节点 f0.65sinf ki 为按长细比 0.5

1.7h



1t

2

sin



i 确定的轴心受压稳定系数

fv

为主管钢材的抗剪强度系数

当0.851.0时，根据进行线性插值 同时还不应超过下列二式

Npj

i

2.0hi2tibetifi

bfyte

10b

t

fbi

yitbii

当0.8512tb时

Npj

i2.0hitfv

sinbep

isin i

bep

10bbibi

t

2）有间隙的K形和N形节点 Npj

5.68

b0.5

i

sin

t2

fit

n

Npj

i



Avfvsin i

Npj

hbbei2.0

i2tii

2tifi 当1

2tb

时，尚应计算

Npj

i

2.0hi

bibeptfvsin

i2sin i

(d)

(e)

(f)

(g)

(h)

(i)

（

Av2hbt



主管的承载力为

Npj

i

AvAvf

v1

vpAvfv

v

为节点间隙处弦杆所受的剪力，可按支管的竖向分力计算。（3）搭接的K形和N形节点

搭接支管的承载力 当25%

qp50%

时



qNpj

2.0

hpbebej

i

i2ti

tifi 0.52





b10tifyjej

bbibi

j

ttifyi

j

当50%

qp

80%

时

Npj

i

2.0

bebheji2tit 2

ifi

当80%

qp

100%

时

Npj

i

2.0

bhibeji2ti2t

ifi

被搭接支管的承载力

N

pj

pj

Ajfyjj

Ni

Aifyi

4. 计算公式的依据

（1）矩形管节点的破坏形式有7种

主管平壁因形成塑性铰线而失效；

主管平壁因冲切而破坏或主管侧壁因剪切而破坏；

(j)

(k)

(l)

(m)

(n)

主管侧壁因受拉屈服或受压局部失稳而失效； 受拉支管被拉坏；

受压支管因局部失稳而失效； 主管平壁因局部失稳而失效；

有间隙的K形、N形节点中，主管在间隙处被剪坏或丧失轴向承载力而破坏。

（2）关于计算公式

公式（a）为防止主管平壁而形成塑性铰线而失效；

公式（b）为防止主管侧壁因受拉屈服或受压局部失稳而失效； 公式（c）为防止主管侧壁因受剪屈服而失效； 公式（e）为防止主管平壁因冲切而破坏； 公式（f）为防止主管平壁因形成塑性铰线而失效； 公式（g）和公式（i）为防止主管截面因剪切而破坏； 公式（j）为防止主管在间隙处因丧失轴向承载力而破坏； 公式（d）、（k）、（l）、（m）则为防止主管平壁强度破坏而失效。

（3）公式的依据

主要采用国际管结构研究和发展委员会（CIDECT）和欧洲规范（Eurocode 3）的公式，这些公式大部分是建立在试验数据上的经验公式。

部分则是根据国内的试验和理论分析的结果作出修改。包括公式中的n和，并对公式（c）增加了限制条件，即i90且hhi

cosi

十一、钢与混凝土组合梁

11.1 一般规定

1. 适用范围 不直接承受动力荷载 2. 型式

组合梁的翼板可用现浇混凝土板、混凝土叠合板或压型钢板混凝土组合板 3. 翼板的有效宽度

beb0b1b2

4. 计算规定

挠度按弹性方法计算；

强度可按考虑截面塑性发展也可采用弹性分析并考虑塑性发展的内力调幅，调幅系数不宜超过15％。

计算连续组合梁的挠度时，在距中间支座两侧各0.15l（l为梁的跨度）范围内不计受拉

压混凝土，但应计入翼板有效宽度be范围内的纵向钢筋。其余区段取折减刚度。

在计算强度、挠度和裂缝时，可不考虑板托截面。 5. 组合梁应进行施工阶段的强度、稳定和挠度

组合梁的挠度应为施工阶段的挠度与使用阶段挠度的叠加

6. 在强度和变形满足的条件下，可以采用部分抗剪连接组合梁，此时组合梁交界面上的抗剪连接件的纵向水平抗剪能力可以不保证最大正弯矩截面上抗剪承载力充分发挥。

压型钢板做混凝土底模的组合梁宜按部分抗剪连接组合梁设计。 部分抗剪连接组合梁的跨度不超过20m。 11.2 组合梁设计

1. 完全抗剪连接组合梁 （1）正弯矩作用区段

与旧规范相同

（2

Mss1s2f Ms

为负弯矩设计值

s1、s2为钢梁塑性中和轴以上和以下截面的面积矩 Astfst

为纵向钢筋截面积 为钢筋抗拉强度设计值

2. 部分抗剪连接组合梁 （1）正弯矩作用区段

组

c

Ac

Af

nrNv



2f

Mu,rnrNvy10.5AfnrNv

c



c

y

2

Mu,r为部分抗剪连接时组合梁截面抗弯承载力 nr为一个剪跨区的抗剪连接件数目

Nv为每个抗剪连接件的纵向抗剪承载力

c

（2）负弯矩作用区段

y

MMsNsy34

2

Mss1s2f NsMu,rnrNv、Astfst



c



min

3. 剪力计算

全部剪力有钢梁腹板承受

用塑性设计法计算组合梁强度时，下列部位可不考虑弯矩与剪力的相互影响 （1）正弯矩区

（2）Astfst0.15Af的负弯矩区 4. 计算公式的依据 （1）完全抗剪连接组合梁

计算公式是按简单塑性理论形成塑性铰假定推导得到的

（ⅰ）受拉区混凝土参加工作，板托部分也不予考虑 （ⅱ）受压区混凝土均匀受压并达到轴心抗压强度设计值 （ⅲ）钢梁受拉及受压部分都均匀受力并达到钢材的强度设计值 （ⅳ）剪力全部由钢梁承受，亦不考虑剪力对抗弯承载力的影响 （ⅴ）不考虑施工过程有无支撑

（ⅵ）不考虑混凝土徐变、收缩与温度作用的影响 根据以上假定由力的平衡条件可以得到计算公式。 （2）部分抗剪连接组合梁

部分抗剪连接组合梁的特点是所配置的抗剪连接件不足以承担连接界面上按整体分析的全部剪力，因此界面会产生滑移。计算公式也可采用简化塑性理论加以确定。

（ⅰ）界面会产生相对滑移，截面的变形不符合平截面假定，混凝土翼板与钢梁有各自的中和轴；

（ⅱ）抗剪连接件的受力性能应具有一定柔性，能进入理想塑性状态；

（ⅲ）混凝土翼板在剪跨区内的剪力为连接件抗剪设计承载力设计值之和即nrNvc 根据以上假定，由力的平衡条件可以得到计算公式。 为了能符合上述假定，设计应做到 栓钉直径d≤22mm，杆长l≥4d 混凝土强度等级≤C40 抗剪连接件的数量≥50%×nf 如nr

连接件：栓钉、槽钢、弯筋 1. 抗剪连接件的承载力设计值 (1) 栓钉

Nv

c

0.43AsEcf

c

0.7Asf

Ec为混凝土的弹性模量 As为栓钉钉杆截面积 f为栓钉抗拉强度设计值

γ为栓钉材料强屈比，对于4.6级的栓钉材料f=215N/mm2，γ=1.67 (2) 槽钢连接件，不必考虑方向

Nv

c

0.26t0.5twlc

Ecf

c

t为槽钢翼缘的平均厚度 lc为槽钢长度

(3) 弯筋连接件 NvAstfst

2. 对于用压型钢板混凝土组合板做翼板的组合梁，其栓钉连接件的抗剪承载力设计值应予以降低

（1）当压型钢板肋平行于钢梁布置且bw/he1.5时

折减系数 v0.6

bwhdhe

hehe



1 

c

bw为混凝土凸肋的平均宽度 he为混凝土凸肋高度 hd为栓钉高度

（2）当压型钢板肋垂直于钢梁布置时

v

0.85bwhdhe

hn0ehe



1

n0为一个肋中布置的栓钉数，当n0≥3时取n0=3 3. 位于负弯矩区段的抗剪连接件 中间支座v0.9 悬臂部分v0.8

4.

负弯矩区剪跨 VsAstfst

c

完全抗剪连接设计时 nfVs/NV

部分抗剪连接设计时 nr50% nf

5. 计算公式的依据

(1) 连接件的抗剪承载力的计算公式主要以经验为依据

栓钉的抗剪承载力有上限值，与栓钉抗拉强度有关，取用0.7Asfu；

弯筋连接件当锚固长度足够时，抗剪承载力取决于弯筋的抗拉，当弯起角度为35º~55º时，可以忽略角度的影响

(2) 试验表明栓钉等抗剪连接件有较好的柔性，因此连接件可以均匀布置。 11.4 挠度计算

1. 计算原则

(1) 以荷载标准组合和准永久组合中的较大值为依据 (2) 可按结构力学方式进行

(3) 组合梁的抗弯刚度应考虑连接件变形的影响，乘以折减系数 (4) 连续组合梁应按变截面刚度梁进行计算 2. 折减刚度

B

EI

eq

1

Ieq为组合梁的换算截面惯性矩



为刚度折减系数



3





0.4

36Ed

jl2

p



c

pA0

nskhl

j0.81

nskA1EI

A0

AcfA

EAAcfI0A0dc

A0

2

A1

I0I

Icf

E

Acf

、

Icf

为混凝土翼板截面面积和惯性矩

A、I为钢梁截面面积和惯性矩

dc

为钢梁截面形心到混凝土翼板截面形心的距离

h、l为组合梁的截面高度和跨度 k为抗剪连接件刚度系数 p为抗剪连接件的纵向平均间距 ns为抗剪连接件的列数

E为钢材与混凝土弹性模量的比值