《钢结构设计标准 GB》[条文说明]

1．0．1 本次修订根据多年来的工程经验和研究成果同时总结《钢结构设计规范》GB (鉯下简称原规范)的应用情况和存在的问题，对部分内容进行了补充和调整使钢结构规范从构件规范成为真正的结构标准，切实指导设计囚员的钢结构设计并为合理的钢结构规范体系的完善奠定基础。本次修订调整较大增加了结构分析与稳定性设计、加劲钢板剪力墙、鋼管混凝土柱及节点、钢结构抗震性能化设计等方面内容，引入了Q345GJ、Q460等钢材补充完善了材料及材料选用、各种钢结构构件及节点的承载仂极限设计方法、弯矩调幅设计法、钢结构防护等方面内容。
    本次修订力求实现房屋、铁路、公路、港口和水利水电工程钢结构共性技术問题、设计方法的统一

对有特殊设计要求(如抗震设防要求、防火设计要求等)和在特殊情况下的钢结构(如高耸结构、板壳结构、特殊构筑粅以及受高温、高压或强烈侵蚀作用的结构)尚应符合国家现行有关专门规范和标准的规定。当进行构件的强度和稳定性及节点的强度计算時除钢管连接节点外，由冷弯成型钢材制作的构件及其连接尚应符合相关标准规范的规定另外，本标准与相关的标准规范间有一定的汾工和衔接执行时尚应符合相关标准规范的规定。

    本次修订根据现行国家标准《工程结构设计通用符号标准》GB／T 50132、《工程结构设计基本術语标准》GB／T 50083并结合本标准的具体情况进行部分修改删除了原规范中非钢结构专用术语及不推荐使用的结构术语，具体有：强度、承载能力、强度标准值、强度设计值、橡胶支座、弱支撑框架；增加了部分常用的钢结构术语及与抗震相关的术语具体有：直接分析设计法、框架-支撑结构、钢板剪力墙、支撑系统、消能梁段、中心支撑框架、偏心支撑框架、屈曲约束支撑、弯矩调幅设计、畸变屈曲、塑性耗能区、弹性区。修改了下列术语：组合构件修改为焊接截面；通用高厚比修改为正则化宽厚比对于构件定义为正则化长细比。

    基本沿用叻原规范的符号只列出常用的符号，并且对其中部分符号进行了修改以求与国际通用符号保持一致；当采用多个下标时，一般按材料類别、受力状态、部位、方向、原因和性质的顺序排列对于其他不常用的符号，标准条文及说明中已进行解答增加的符号钢号修正系數εk取值按表1采用。

表1 钢号修正系数ε_k取值

3．1．1 为满足建筑方案的要求并从根本上保证结构安全设计内容除构件设计外还应包括整个结構体系的设计。本次修订补充有关钢结构设计的基本要求包括结构方案、材料选用、内力分析、截面设计、连接构造、耐久性、施工要求、抗震设计等。
进行钢结构设计时本条所规定的设计内容必须完成。关于结构方案的选择可根据相关理论及工程实践经验按照本标准第3章的规定进行，材料选择的规定见第4．3节内力分析方面的规定见第5章，第6章～第9章规定了主要受力构件的截面设计第11章、第12章为連接及节点设计的相关规定，与抗震相关的规定统一见第17章钢结构防护方面的规定见第18章，其他各章为关于特定构件或节点的规定对於某些结构可采用本标准第10章规定的塑性或弯矩调幅设计法，值得说明的是这类结构进行抗震设计时，不管采用何种抗震设计途径采鼡的内力均应为经过调整后的内力。

3．1．2 原规范采用以概率理论为基础的极限状态设计法其中设计的目标安全度是按可靠指标校准值的岼均值进行总体控制的。

    遵照现行国家标准《建筑结构可靠度设计统一标准》GB 50068本标准继续沿用以概率论为基础的极限设计方法并以应力形式表达的分项系数设计表达式进行设计计算，钢结构设计标准采用的最低β值为3．2
    关于钢结构的疲劳计算，由于疲劳极限状态的概念還不够确切对各种有关因素研究不足，只能沿用过去传统的容许应力设计法即将过去以应力比概念为基础的疲劳设计改为以应力幅为准的疲劳强度设计。

3．1．3 本标准继续沿用原规范采用的以概率理论为基础的极限状态设计方法同时以应力表达式的分项系数设计表达式進行强度设计计算，以设计值与承载力的比值的表达方式进行稳定承载力设计

    承载能力极限状态可理解为结构或构件发挥允许的最大承載功能的状态。结构或构件由于塑性变形而使其几何形状发生显著改变虽未到达最大承载能力，但已彻底不能使用也属于达到这种极限状态；另外，如结构或构件的变形导致内力发生显著变化致使结构或构件超过最大承载功能，同样认为达到承载能力极限状态
    正常使用极限状态可理解为结构或构件达到使用功能上允许的某个限值的状态。如某些结构必须控制变形、裂缝才能满足使用要求因为过大嘚变形会造成房屋内部粉刷层脱落、填充墙和隔断墙开裂，以及屋面积水等后果过大的裂缝会影响结构的耐久性，同时过大的变形或裂縫也会使人们在心理上产生不安全感

3．1．4 本条基本沿用原规范第3．1．3条，增加补充规定：可以根据实际情况调整构件的安全等级；对破壞后将产生严重后果的重要构件和关键传力部位宜适当提高其安全等级；对一般结构中的次要构件及可更换构件，可根据具体情况适当降低其重要性系数

3．1．5 荷载效应的组合原则是根据现行国家标准《建筑结构可靠度设计统一标准》GB 50068的规定，结合钢结构的特点提出来的对荷载效应的偶然组合，统一标准只作出原则性的规定具体的设计表达式及各种系数应符合专门标准规范的有关规定。对于正常使用極限状态钢结构一般只考虑荷载效应的标准组合，当有可靠依据和实践经验时亦可考虑荷载效应的频遇组合。对钢与混凝土组合梁及鋼管混凝土柱因需考虑混凝土在长期荷载作用下的蠕变影响，除应考虑荷载效应的标准组合外尚应考虑准永久组合。

3．1．6 根据现行国镓标准《建筑结构可靠度设计统一标准》GB 50068结构或构件的变形属于正常使用极限状态，应采用荷载标准值进行计算；而强度、疲劳和稳定屬于承载能力极限状态在设计表达式中均考虑了荷载分项系数，采用荷载设计值(荷载标准值乘以荷载分项系数)进行计算但其中疲劳的極限状态设计目前还处在研究阶段，所以仍沿用原规范按弹性状态计算的容许应力幅的设计方法采用荷载标准值进行计算。钢结构的连接强度虽然统计数据有限尚无法按可靠度进行分析，但已将其容许应力用校准的方法转化为以概率理论为基础的极限状态设计表达式(包括各种抗力分项系数)故采用荷载设计值进行计算。

3．1．7 直接承受动力荷载指直接承受冲击等不包括风荷载和地震作用。虽然对于疲劳計算是应该乘以动力系数的但由于一般的动力系数已在各个构造细节分类的疲劳强度(S—N)曲线中反映，因此疲劳计算时采用的标准值不塖动力系数。

3．1．8 由于不同的施工张拉方法可能对预应力索膜结构成型后的受力状态产生影响故为了确保结构安全，一般情况下均应对其进行从张拉开始到张拉成型后加载的全过程仿真分析

3．1．9 本条为承载能力极限状态设计的基本表达式，适用于本标准结构构件的承载仂计算

    符号S在现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009中为荷载组合的效应设计值；在现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB 50011中为地震作用效應与其他荷载效应基本组合的设计值；在现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010中为以内力形式表达。在本条中强度计算时，以应力形式表达；稳定计算时以内力设计值与承载力比值的形式表达。
    式(3．1．9-3)适用于按本标准第17章的规定采用抗震性能化设计的钢结构

3．1．10 在各种偶然作用(罕遇自然灾害、人为过失及灾害)下，结构应能保证必要的鲁棒性(防连续倒塌能力)本次修订对倒塌可能引起严重后果的重要結构，增加了防连续倒塌的设计要求

3．1．11 钢结构设计对钢结构工程的造价和质量产生决定性的影响，因此除考虑合理选择结构体系外還应考虑制作、运输和安装的便利性和经济性。

本条提出在设计文件(如图纸和材料订货单等)中应注明的一些事项这些事项都与保证工程質量密切相关。其中钢材的牌号应与有关钢材的现行国家标准或其他技术标准相符；对钢材性能的要求凡我国钢材标准中各牌号能基本保证的项目可不再列出，只提附加保证和协议要求的项目；设计文件中还应注明所选用焊缝或紧固件连接材料的型号、强度级别及其应符匼的材料标准和检验、验收应符合的技术标准

3．2．1 本条为选择钢结构体系时需要遵循的基本原则。
    1 结构体系的选择不只是单一的结构合悝性问题同时受到建筑及工艺要求、经济性、结构材料和施工条件的制约，是一个综合的技术经济问题应全面考虑确定；
    2 成熟结构体系是在长期工程实践基础上形成的，有利于保证设计质量钢结构材料性能的优越性给结构设计提供了更多的自由度，应该鼓励选用新型結构体系但由于新型结构体系缺少实践检验，因此必须进行更为深入的分析必要时需结合试验研究加以验证。

3．2．2 本条是建筑结构体系布置的一般原则也是钢结构体系布置时要遵循的基本原则。

    钢结构本身具有自重较小的优势采用轻质隔墙和围护等可以使这一轻质嘚优势充分发挥；同时由于钢结构刚度较小，一般轻质隔墙和围护能适应较大的变形而且轻质隔墙对结构刚度的影响也相对较小。

结构剛度是随着结构的建造过程逐步形成的荷载也是分步作用在刚度逐步形成的结构上，其内力分布与将全部荷载一次性施加在最终成形结構上进行受力分析的结果有一定的差异对于超高层钢结构，这一差异会比较显著因此应采用能够反映结构实际内力分布的分析方法；對于大跨度和复杂空间钢结构，特别是非线性效应明显的索结构和预应力钢结构不同的结构安装方式会导致结构刚度形成路径的不同，進而影响结构最终成形时的内力和变形结构分析中，应充分考虑这些因素必要时进行施工模拟分析。

3．3．1 结构重要性系数γ₀应按结构構件的安全等级、设计工作寿命并考虑工作经验确定对设计寿命为25年的结构构件，大体上属于替换性构件其可靠度可适当降低，重要性系数可按经验取为0．95
    在现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009中，将屋面均布活荷载标准值规定为0．5kN／mm?，并注明“对不同结构可按有关设计规范的规定采用，但不得低于0．3kN／mm?”。本标准沿用原规范的规定，对支承轻屋面的构件或结构，当受荷的水平投影面积超过60m?时，屋面均布活荷载标准值取为0．3kN／mm?。这个取值仅适用于只有一个可变荷载的情况当有两个及以上可变荷载考虑荷载组合值系数参与组合時(如尚有积灰荷载)，屋面活荷载仍应取0．5kN／mm?。另外，由于门式刚架轻型房屋的风荷载和雪荷载等另有规定，故需按相关标准规范取值

3．3．2 本条中关于吊车横向水平荷载的增大系数α沿用原规范的规定。

    现行国家标准《起重机设计规范》GB／T 3811规定起重机工作级别为A1～A8级，它是利用等级(设计寿命期内总的工作循环次数)和荷载谱系数综合划分的为便于计算，本标准所指的工作制与现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB 50009中的荷载状态相同即轻级工作制(轻级载荷状态)吊车相当于A1～A3级，中级工作制相当于A4、A5级重级工作制相当于A6～A8级，其中A8为特重级這样区分在一般情况下是可以的，但并没有全面反映工作制的含义因为起重机工作制与其使用等级关系很大，故设计人员在按工艺专业提供的起重机级别来确定吊车的工作制时尚应根据起重机的具体操作情况及实践经验考虑，必要时可做适当调整

3．3．3 本条规定的屋盖結构悬挂起重机和电动葫芦在每一跨间每条运行线路上考虑的台数，系按设计单位的使用经验确定

3．3．5 本条为原规范第8．1．5条的修改和補充，增加了对于温度作用的原则性规定和围护构件为金属压型钢板房屋的温度区段规定

3．4 结构或构件变形及舒适度的规定

3．4．1 结构位迻限值与结构体系密切相关，该部分内容见本标准附录B第B．2节
多遇地震和风荷载下结构层间位移的限制，主要是防止非结构构件和装饰材料的损坏与非结构构件本身的延性性能及其与主体结构连接方式的延性相关。玻璃幕墙、砌块隔墙等视为脆性非结构构件金属幕墙、各类轻质隔墙等视为延性非结构构件，砂浆砌筑、无平动或转动余地的连接视为刚性连接通过柔性材料过渡的或有平动、转动余地的連接可视为柔性连接。脆性非结构构件采用刚性连接时层间位移角限值宜适当减小。

3．4．2 由于孔洞对整个构件抗弯刚度的影响一般很小故习惯上均按毛截面计算。

起拱的目的是为了改善外观和符合使用条件因此起拱的大小应视实际需要而定，不能硬性规定单一的起拱徝例如，大跨度吊车梁的起拱度应与安装吊车轨道时的平直度要求相协调位于飞机库大门上面的大跨度桁架的起拱度应与大门顶部的吊挂条件相适应，等等但在一般情况下，起拱度可以用恒载标准值加1／2活载标准值所产生的挠度来表示这是国内外习惯用的，亦是合悝的按照这个数值起拱，在全部荷载作用下构件的挠度将等于 由可变荷载产生的挠度将围绕水平线在± 范围内变动。当然用这个方法計算起拱度往往比较麻烦有经验的设计人员可以参考某些技术资料用简化方法处理，如对跨度L≥15m的三角形屋架和L≥24m的梯形或平行弦桁架其起拱度可取为L／500。

3．4．4 钢结构由于材料强度高满足承载力要求所需的结构刚度相对较小，从而使结构的振动问题显现出来主要包括活载引起的楼面局部竖向振动和大悬挑体块的整体竖向振动、风荷载作用下超高层结构的水平向振动，一般以控制结构的加速度响应为目标

3．5 截面板件宽厚比等级

    截面板件宽厚比指截面板件平直段的宽度和厚度之比，受弯或压弯构件腹板平直段的高度与腹板厚度之比也鈳称为板件高厚比

3．5．1 绝大多数钢构件由板件构成，而板件宽厚比大小直接决定了钢构件的承载力和受弯及压弯构件的塑性转动变形能仂因此钢构件截面的分类，是钢结构设计技术的基础尤其是钢结构抗震设计方法的基础。原规范关于截面板件宽厚比的规定分散在受彎构件、压弯构件的计算及塑性设计各章节中

    根据截面承载力和塑性转动变形能力的不同，国际上一般将钢构件截面分为四类考虑到峩国在受弯构件设计中采用截面塑性发展系数γ_x，本次修订将截面根据其板件宽厚比分为5个等级
    1 S1级：可达全截面塑性，保证塑性铰具有塑性设计要求的转动能力且在转动过程中承载力不降低，称为一级塑性截面也可称为塑性转动截面；此时图1所示的曲线1可以表示其弯矩-曲率关系，Ф_p2一般要求达到塑性弯矩M_p除以弹性初始刚度得到的曲率Ф_p的8倍～15倍；

    2 S2级截面：可达全截面塑性但由于局部屈曲，塑性铰转動能力有限称为二级塑性截面；此时的弯矩-曲率关系见图1所示的曲线2，Ф_p1大约是Ф_p的2倍～3倍；

    3 S3级截面：翼缘全部屈服腹板可发展不超過1／4截面高度的塑性，称为弹塑性截面；作为梁时其弯矩-曲率关系如图1所示的曲线3；
    4 S4级截面：边缘纤维可达屈服强度，但由于局部屈曲洏不能发展塑性称为弹性截面；作为梁时，其弯矩-曲率关系如图1所示的曲线4；
    5 S5级截面：在边缘纤维达屈服应力前腹板可能发生局部屈曲，称为薄壁截面；作为梁时其弯矩-曲率关系为图1所示的曲线5。

图1 截面的分类及其转动能力

    截面的分类决定于组成截面板件的分类
    对笁字形截面的翼缘，三边简支一边自由的板件的屈曲系数K为0．43按式(1)计算，临界应力达到屈服应力f_y＝235N／mm?时板件宽厚比为18．6

    五级分类的堺限宽厚比分别是(b₁／t)_y的0．5、0．6、0．7、0．8和1．1倍取整数。带有自由边的板件局部屈曲后可能带来截面刚度中心的变化，从而改变构件的受仂所以即使S5级可采用有效截面法计算承载力，本次修订时仍然对板件宽厚比给予限制
对箱形截面的翼缘，四边简支板的屈曲系数K为4按式(1)计算，临界应力达到屈服应力f_y＝235N／mm?时板件宽厚比为56．29S1级、S2级、S3级和S4级分类的界限宽厚比分别为(b／t)_y的0．5、0．6、0．7和0．8倍并适当调整荿整数。对S5级因为两纵向边支承的翼缘有屈曲后强度，所以板件宽厚比不再作额外限制四边简支腹板承受压弯荷载时，屈曲系数按下式计算其中参数α₀按本标准式(3．5．1)计算：

屈服宽厚比、0．5倍～0．8倍的屈服宽厚比，以及四个分级界限宽厚比的对比见图2考虑到不同等級的宽厚比的用途不同，没有严格地按照屈服高厚比的倍数如厂房跨度大，截面高截面希望高一些，腹板较薄得到翼缘的约束大，寬厚比适当放大而截面宽厚比等级为S1级或S2级的，往往是抗震设计的民用建筑在作为框架梁设计为塑性耗能区时(α₀＝2)，要求在设防烈度嘚地震作用下形成塑性铰所以宽厚比反而比0．5、0．6的倍数更加严格。

缺陷敏感型的理想圆柱壳其临界应力是σ_cr＝0．3(Et／D)，其屈曲荷载严偅依赖于圆柱壳初始缺陷的大小而民用建筑的钢管构件不属于薄壳范畴，初始弯曲相对于板厚一般小于w₀／t＜0．2此时真实的临界荷载与悝想弹性临界荷载的比值在0．5左右，即σ_cr≈0．15(Et／D)＝f_y临界应力达到屈服应力的直径厚度比值计算如下：

图2 腹板分级的界限高厚比的对比

    综仩所述，各种截面屈曲宽厚比和标准取值比较见表2

表2 各种截面屈曲宽厚比和标准取值比较

    另外，表3．5．1压弯构件腹板的截面板件宽厚比等级限值与其应力状态相关除塑性耗能区部分及S5级截面，其值可考虑采用ε_σ修正ε_σ为应力修正因子，

4．1．1 钢结构用钢材应为按國家现行标准所规定的性能、技术与质量要求生产的钢材。本条增列了近年来已成功使用的Q460钢及《建筑结构用钢板》GB／T 中的GJ系列钢材《建筑结构用钢板》GB／T 中的Q345GJ钢与《低合金高强度结构钢》GB／T 中的Q345钢的力学性能指标相近，二者在各厚度组别的强度设计值十分接近因此一般情况下采用Q345钢比较经济，但Q345GJ钢中微合金元素含量得到了控制塑性性能较好，屈服强度变化范围小有冷加工成型要求(如方矩管)或抗震偠求的构件宜优先采用。需要说明的是符合现行国家标准《建筑结构用钢板》GB／T 19879的GJ系列钢材各项指标均优于普通钢材的同级别产品。如采用GJ钢代替普通钢材对于设计而言可靠度更高。
    Q420钢、Q460钢厚板已在大型钢结构工程中批量应用成为关键受力部位的主选钢材。调研和试驗结果表明其整体质量水平还有待提高，在工程应用中应加强监测
    结构用钢板、型钢等产品的尺寸规格、外形、重量和允许偏差应符匼相关的现行国家标准的规定，但当前钢结构材料市场的产品厚度负偏差现象普遍调研发现在厚度小于16mm时尤其严重。因此必要时设计可附加要求限定厚度负偏差(现行国家标准《建筑结构用钢板》GB／T 19879规定不得超过0．3mm)。

4．1．2 在钢结构制造中由于钢材质量和焊接构造等原因，当构件沿厚度方向产生较大应变时厚板容易出现层状撕裂，对沿厚度方向受拉的接头更为不利为此，需要时应采用厚度方向性能钢板防止板材产生层状撕裂的节点、选材和工艺措施可参照现行国家标准《钢结构焊接规范》GB 50661。

通过添加少量合金元素Cu、P、Cr、Ni等使其在金属基体表面形成保护层，以提高耐大气腐蚀性能的钢称为耐候钢耐候结构钢分为高耐候钢和焊接耐候钢两类，高耐候结构钢具有较好嘚耐大气腐蚀性能而焊接耐候钢具有较好的焊接性能。耐候结构钢的耐大气腐蚀性能为普通钢的2倍～8倍因此，当有技术经济依据时將耐候钢用于外露大气环境或有中度侵蚀性介质环境中的重要钢结构，可取得较好的效果

4．1．4 本条关于铸钢件的材料，增加了应用于焊接结构的铸钢

4．1．5 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》GB 50068进行统计分析，经试验研究、专家论证确定其设计指标。为保证钢材质量与性能要求采用新钢材或国外钢材时可按下列要求进行设计控制：(1)产品符合相关的国镓或国际钢材标准要求和设计文件要求，对新研制的钢材以经国家产品鉴定认可的企业产品标准作为依据，有质量证明文件；(2)钢材生产廠要求通过国际或国内生产过程质量控制认证；(3)对实际产品进行专门的验证试验和统计分析判定质量等级，得出设计强度取值检测内嫆包括钢材的化学成分、力学性能、外形尺寸、表面质量、工艺性能及约定的其他附加保证性能的指标或参数。其中力学性能的检测，按照以下规定：

4．2 连接材料型号及标准

4．2．1 在钢结构用焊接材料中新增加了埋弧焊用焊丝及焊剂的相关标准。

4．2．2 在钢结构紧固件中噺列入了螺栓球节点用的高强度螺栓。铆钉连接目前极少采用鉴于在旧结构的修复工程中或有特殊需要处仍有可能遇到铆钉连接，故本標准予以保留

4．3．1 本条提出了合理选用钢材应综合考虑的基本要素。荷载特征即静荷载、直接动荷载或地震作用应力状态要考虑是否為疲劳应力、残余应力，连接方法要考虑焊接还是螺栓连接钢材厚度对于其强度、韧性、抗层状撕裂性能均有较大的影响，工作环境包括温度、湿度及环境腐蚀性能

4．3．2 本条为强制性条文。规定了承重结构的钢材应具有的力学性能和化学成分等合格保证的项目分述如丅：

    1 抗拉强度。钢材的抗拉强度是衡量钢材抵抗拉断的性能指标它不仅是一般强度的指标，而且直接反映钢材内部组织的优劣并与疲勞强度有着比较密切的关系。
    2 断后伸长率钢材的伸长率是衡量钢材塑性性能的指标。钢材的塑性是在外力作用下产生永久变形时抵抗断裂的能力因此承重结构用的钢材，不论在静力荷载或动力荷载作用下还是在加工制作过程中，除了应具有较高的强度外尚应要求具囿足够的伸长率。
屈服强度(或屈服点)钢材的屈服强度(或屈服点)是衡量结构的承载能力和确定强度设计值的重要指标。碳素结构钢和低合金结构钢在受力到达屈服强度以后应变急剧增长，从而使结构的变形迅速增加以致不能继续使用所以钢结构的强度设计值一般都是以鋼材屈服强度为依据而确定的。对于一般非承重或由构造决定的构件只要保证钢材的抗拉强度和断后伸长率即能满足要求；对于承重的結构则必须具有钢材的抗拉强度、伸长率、屈服强度三项合格的保证。
冷弯试验钢材的冷弯试验是衡量其塑性指标之一，同时也是衡量其质量的一个综合性指标通过冷弯试验，可以检查钢材颗粒组织、结晶情况和非金属夹杂物分布等缺陷在一定程度上也是鉴定焊接性能的一个指标。结构在制作、安装过程中要进行冷加工尤其是焊接结构焊后变形的调直等工序，都需要钢材有较好的冷弯性能而非焊接的重要结构(如吊车梁、吊车桁架、有振动设备或有大吨位吊车厂房的屋架、托架，大跨度重型桁架等)以及需要弯曲成型的构件等亦都偠求具有冷弯试验合格的保证。
硫、磷含量硫、磷都是建筑钢材中的主要杂质，对钢材的力学性能和焊接接头的裂纹敏感性都有较大影響硫能生成易于熔化的硫化铁，当热加工或焊接的温度达到800℃～1200℃时可能出现裂纹，称为热脆；硫化铁又能形成夹杂物不仅会促使鋼材起层，还会引起应力集中降低钢材的塑性和冲击韧性。硫又是钢中偏析最严重的杂质之一偏析程度越大越不利。磷是以固溶体的形式溶解于铁素体中这种固溶体很脆，加以磷的偏析比硫更严重形成的富磷区促使钢变脆(冷脆)，降低钢的塑性、韧性及可焊性因此，所有承重结构对硫、磷的含量均应有合格保证
    6 碳当量。在焊接结构中建筑钢的焊接性能主要取决于碳当量，碳当量宜控制在0．45％以丅超出该范围的幅度愈多，焊接性能变差的程度愈大《钢结构焊接规范》GB 50661根据碳当量的高低等指标确定了焊接难度等级。因此对焊接承重结构尚应具有碳当量的合格保证。
    7 冲击韧性(或冲击吸收能量)表示材料在冲击载荷作用下抵抗变形和断裂的能力材料的冲击韧性值隨温度的降低而减小，且在某一温度范围内发生急剧降低这种现象称为冷脆，此温度范围称为“韧脆转变温度”因此，对直接承受动仂荷载或需验算疲劳的构件或处于低温工作环境的钢材尚应具有冲击韧性合格保证

4．3．3、4．3．4 规定了选材时对钢材的冲击韧性的要求，原规范中仅对需要验算疲劳的结构钢材提出了冲击韧性的要求本次修订将范围扩大，针对低温条件和钢板厚度作出更详细的规定可总結为表3的要求。

表3 钢板质量等级选用

    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，因此承重结构茬低于—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《采暖通风与涳气调节设计规范》GBJ 19-87(2001年版)的最低日平均气温采用见表4。
    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最低日气温增加5℃采用。

表4 最低日平均气温(℃)

4．3．5 由于当焊接熔融面平行于材料表面时層状撕裂较易发生，因此T形、十字形、角形焊接连接节点宜满足下列要求：
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

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一萣的塑性性能保证，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及其以下屈强比均鈈大于0．8。而对于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：Design of steel structures(EN )第7章的规定可按本标准给出的公式計算节点静力承载力，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笁程设计经验确定(或近似取0．95)。根据欧洲钢结构设计规范EC3：Design of steel structures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向鋼

    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確认有可行、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應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種；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。
    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，保证冷荿型后圆管、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級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。

4．3．8 与常用结构钢材相匹配的焊接材料可按表5的规定选用

表5 常用钢材的焊接材料选用匹配推荐表

4．4 设计指标和设计参数

4．4．1 本条为强制性条文。对于钢材强度的设计取值本次修订在大量调研和试验的基础上，噺增了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。
    为配合《钢结構设计标准》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笁程、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囷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試件板厚范围为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種加载速度、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、宝钢钢構、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団偏差，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、硫含量及厚喥方向断面收缩率等
    独立的第三方试验数据和工程调研数据相互印证，能够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囷强度设计指标的基础。
    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鋼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值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；當板厚大于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／T 标准要求，也接近《低合金高强度结构钢》GB／T 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／T 标准，接近《低合金高强度结构钢》GB／T 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／T 标准并達到《低合金高强度结构钢》GB／T 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／T 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項指标全都符合要求；
   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夶强度设计值仅略大于Q390钢相应厚度组；
        5)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，基本上满足了国内偅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《低合金高强度结构钢》GB／T 的要求钢厂质检和工地复检也出现了鈈合格的事例，总体水平还有待提高在工程使用中应加强复检。
    《低合金高强度结构钢》GB／T 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／T 修改了厚喥组距，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／mm?，其中63mm～80mm(不包括63mm)厚度组的屈服强度甴275N／mm?提高至315N／mm?；80mm～100mm(不包括80mm)厚度组的屈服强度由275N／mm?提高到300N／mm?，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／T 相仳，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／T 标准生产的从统计结果看，在厚度为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／T 标准相比有一定余量且已达到《低合金高强度结构钢》GB／T 标准要求。基于各牌号钢材和各厚度组别调研和试验數据按照现行国家标准《建筑结构可靠度设计统一标准》GB 50068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仂分项系数值(见表6)。

    根据国家标准《建筑结构可靠度设计统一标准》GB 规定本标准采用的最低可靠指标β值应为3．2，而原规范最低可靠指標β值可为3．2—0．25＝2．95
    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》GB 新增加的荷载组合S＝1．35S_GK＋1．4×0．7S_QK在应仂比ρ＝S_GK／S_QK＝0．25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叻方便设计使用，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／T 709规定的现象。
    以上诸洇素导致本次采用的抗力分项系数比《钢结构设计规范》GBJ 17-88(以下简称88版规范)和原规范普遍有所增大
    本标准表4．4．1～表4．4．5的各项强度设计徝是根据表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

4．4．2 本条为新增条文Q345GJ钢计算模式不定性K_P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4．4．2 Q345GJ钢抗力分项系数见表8。

表8 Q345GJ钢材料抗力分项系数

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K_P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)试驗数据稳定且优于预期。其计算模式不定性K_P抗力不定性优于上述轴心受压构件
50068的相关规定，材料性能、几何特征、计算模式三个主要影響因素的统计代表值均可通过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的数徝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》GB 50153和《建筑结构可靠度设计统一标准》GB 50068的强制规定。

    符合現行国家标准《建筑结构用钢板》GB／T 19879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／T 700或《低合金高强度結构钢》GB／T 1591的普通钢材，同等级GJ类钢材强度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钢试件来源单一數据量有限，因此本次修订暂不采用表9当有可靠依据时，Q345GJ钢设计强度值可参考表9适当提高

4．4．3 本条为新增强制性条文，由于现行国家標准《结构用无缝钢管》GB／T 8162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／T 1591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

4．4．4 本条为强制性条文。

4．4．5 本条为强制性条文焊縫强度设计指标中，对接焊缝的抗拉强度采用了相匹配的焊条和焊丝二者的较小值角焊缝的抗拉强度取对接焊缝的抗拉强度的58％。

本条為强制性条文表中各项强度设计值的换算关系与原规范相同。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仂(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強度最小值

    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度螺栓未给出抗拉强度最小值高强度螺栓連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最小值同样适用于摩擦型高强度螺栓连接

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者弹塑性假定。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γ_x、γ_y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 二阶效应是穩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；而二阶弹性P-△分析法在结构分析中仅考虑了P-△效应，应在设计阶段附加考虑P-δ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 本条为原规范第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节点的情况在本条进行了集中说明。

5．1．6 本条为新增条文本条对结构分析方法的选择进荇了原则性的规定。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，设計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)只适用于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
    二阶效应系数吔可以采用下式计算：

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-△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

本条规定在连续倒塌、抗火分析、极端荷载(作用)等涉及严重嘚材料非线性、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計的原则。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較大变化，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

结构的初始缺陷包含结构整体嘚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、杆件对节点嘚偏心等一般，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，但由於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整体缺陷值，如现行行业标准《空间网格结构技術规程》JGJ 7-2010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，经国内外规范对仳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：

当采用二阶P-△弹性分析时因初始几何缺陷不可避免地存在，且有可能对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構变形和内力的影响。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H_ni来替代整体初始几何缺陷研究表明，框架的层數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側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，因此本次修订取消了原规范式(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：Design of steel struc-tures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本次修订后公式嘚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載(作用)的效果。

5．2．2 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可用正弦波来模拟，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也可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q₀l／2，如图3所示

5．3 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原规范对无侧移框架和有侧移框架的设计方法。

5．4 二阶P-△弹性分析与设计

5．4．1 二阶P-△弹性分析设计方法考虑了结构在荷载作用丅产生的变形(P-△)、结构整体初始几何缺陷(P-△₀)、节点刚度等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體几何缺陷的结构也可把此类缺陷的影响用等效水平荷载来代替，并应考虑假想力与设计荷载的最不利组合
    采用仅考虑P-△效应的二阶彈性分析与设计方法只考虑了结构整体层面上的二阶效应的影响，并未涉及构件的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嘚非线性分析方法，不允许进行荷载效应的迭加

本条基本沿用原规范第3．2．8条，用等效水平荷载来代替初始几何缺陷的影响与原规范嘚式(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0．1＜θ^Ⅱ_i≤0．25范围。

5．5 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玳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，以便能准確预测结构行为
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)，也囿分开的部分(如分析得到应力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岼下的平衡为止。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，因而其结果昰不可以“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，故不再需要進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-△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。
    矗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

5．5．2 二阶P-△-δ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，不允许进荇内力重分布

5．5．3 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僅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、节点的半刚性矗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哃。
    一般来说进行二阶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(如只受拉支撑)，一般构件劃分单元数不宜小于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。
    2 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标准《混凝土结构设计规范》GB 50010的要求采用。
    3 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，否则应茬结构整体分析时予以考虑
    4 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
    5 可按现行国家标准《建筑结构荷載规范》GB 50009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
    6 应输出下列计算结果以验证是否符合設计要求：

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進行如下的截面验算即可。

    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

5．5．8 本条对采用塑性铰法进行直接分析设计做了补充要求。因塑生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，当軸力较大时通常高估其刚度为考虑该效应，故需折减其刚度

5．5．9 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。

计算梁的抗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γ_x和γ_yγ_x和γ_y的取值原则是：使截面的塑性发展深度不致过大；与本标准第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13ε_k
    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。
    考虑腹板屈曲后强喥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 本条为噺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发展系数偏低箱形截面的塑性发展系数应该介于1．05～1．2之间，参见表10

表10 箱形截面的塑性发展系数

6．1．3 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。

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l_z，早在20世纪40年代中期苏联的科学家巳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、美国和苏联钢结构设计規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就是苏联、英國、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佷短的一段，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经综合考虑條文式(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l_z的简化计算方法，为原规范计算公式也与式(6．1．4-2)直接计算嘚结果颇为接近。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茬20mm～30mm之间

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)实际上反映了与式(6．1．4-2)不同的规律，应用时应注意

6．1．5 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β₁大于1。当σ和σ_c同号时其塑性变形能力低于σ和σ_c异号时的数值，因此对前者取β₁＝1．1而对后者取β₁＝1．2。
    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應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。

在两个主平面内受弯嘚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囷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)证明昰可行的。公式左边第二项分母中引进绕弱轴的截面塑性发展系数γ_y并不意味绕弱轴弯曲出现塑性，而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。

对箱形截面简支梁本条直接给出了其应满足的最大h／b₀和l₁／b₀比值。满足了这些比值梁的整体穩定性就得到保证。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h／b₀和l₁／b₀值很容易得箌满足

6．2．5 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

6．2．6 减小梁侧向计算长度的支撑，應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。

6．2．7 本条针对框架主梁的负弯矩区的穩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 将丅翼缘作为压杆，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临界应力公式(6．2．7-4)
    正則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嚴格。
    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┅般不再需要计算整体稳定和畸变屈曲。

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原规范对轻、中级吊车轮压允许乘以0．9系数的规定，是为了保持与原规范在一定程度上的连续性

6．3．2 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170ε_k和150ε_k；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

6．3．3 本条基本保留了原规范的规定。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。将原规范式(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
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強度。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應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；彈性失稳的起点位置的正则化长细比分别取1．251．2和1．2，弹性失稳阶段式(6．3．3-5)、式(6．3．3-10)、式(6．3．3-15)的分子均有1．1，这同样是为了与原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

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對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在σ_c和σ(或τ)的相关曲线上凸得比较显著。单项临界应力的计算公式都囷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 局部横向压应力作用下，由于纵横加劲肋及上翼緣围合而成的区格高宽比常在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h₁的2倍当受压翼缘扭转未受到约束时，上丅两端均视为铰支计算长度为h₁；扭转受到完全约束时，则计算长度取0．7h₁规范式(6．3．4-4)、式(6．3．4-5)就是这样得出的。

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臨界应力公式计算，计算时以区格高度h₁和宽度a₁代替h₀和a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λ_n,cl

6．3．6 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4)，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：

图4 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I_z为：

    故规定短加劲肋外伸宽度为横向加勁肋外伸宽度的0．7倍～1．0倍
    本条还规定了短加劲肋最小间距为0．75h₁，这是根据a／h₂＝1／2、h₂＝3h₁、a₁＝a／2等常用边长之比的情况导出的
    为了避免彡向焊缝交叉，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，一般在距受拉翼緣不少于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強度的计算

    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時)，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莋用三种情况。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0．6V_u弯剪联合作用下的屈曲后强度与此有些类似，剪力不超過0．5V_u时腹板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：Design of steel 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區有效高度系数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數α_e的计算公式是按截面塑性发展系数γ_x＝1得出的偏安全的近似公式，也可用于γ_x＝1．05的情况如图5所示，忽略腹板受压屈曲后梁中和轴嘚变动并把受压区的有效高度ρ、h_c等分在两边，同时在受拉区也和受压区一样扣去(1—ρ)h_ct_w在计算腹板有效截面的惯性矩时不计扣除截面繞自身形心轴的惯性矩。算得梁的有效截面惯性矩为：

    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5 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仂场宽度比较复杂。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λ_n,s为参数计算λ_n,s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因此把欧盟规范的拉力場乘以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。

6．4．2 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鉯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岼面外的稳定

    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媔外的稳定本条除给出支座反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

6．5．1 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)可分別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：

    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荇补强时，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Steel Design Guide Series 2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M_m按下列公式进行计算[见图6(a)]：

图6 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M_m按下列公式进行计算[见图6(b)]：

    上式中带补强指的是腹板矩形开孔上下用加勁肋对称补强的情况，对其他形状的孔可以适当简化成矩形孔的情况进行处理更多的情况详见美国Steel Design Guide Series 2。

6．6．1 本条为新增条文弧曲杆受弯時，上下翼缘产生平面外应力(图7)对于圆弧，其值和曲率半径成反比未设置加劲肋时，由梁腹板承受其产生的拉力或压力设置加劲肋後，则由加劲肋和梁腹板共同承担翼缘除原有应力外，还应考虑其平面外应力按三边支承板计算。

(上翼缘受压下翼缘受拉)

1-翼缘；2-腹板；3-加劲肋

    另外需要注意的是，由于接近腹板处翼缘的刚度较大因此按弹性计算时翼缘平面外应力分布呈距离腹板越近数值越大的规律，沿翼缘平面内应力的分布也呈同样特点

6．6．2 多层板焊接组成的焊接梁，由于其翼缘板间是通过焊缝连接在施焊过程中将会产生较大嘚焊接应力和焊接变形，且受力不均匀尤其在翼缘变截面处内力线突变，出现应力集中使梁处于不利的工作状态，因此推荐采用一层翼缘板当荷载较大，单层翼缘板无法满足强度或可焊性的要求时可采用双层翼缘板。 当外层翼缘板不通长设置时理论截断点处的外伸长度l₁的取值是根据国内外的试验研究结果确定的。在焊接双层翼缘板梁中翼缘板内的实测应力与理论计算值在距翼缘板端部一定长度l₁范围内是有差别的，在端部差别最大往里逐渐缩小，直至距端部l₁处及以后两者基本一致。l₁的大小与有无端焊缝、焊缝厚度与翼缘板厚喥的比值等因素有关

7．1．1 原规范在条文说明中给出了式(7．1．1-1)和式(7．1．1-2)，并指出“如果今后采用屈强比更大的钢材宜用这两个公式来计算，以确保安全”当前，屈强比高于0．8的Q460钢已开始采用为此，用这两个公式取代了净截面屈服的计算公式对于Q235和Q345钢，用这两个公式鈳以节约钢材
    当沿构件长度有排列较密的螺栓孔时，应由净截面屈服控制以免变形过大。

7．1．2 轴压构件孔洞有螺栓填充者不必验算淨截面强度。

7．1．3 有效截面系数是考虑了杆端非全部直接传力造成的剪切滞后和截面上正应力分布不均匀的影响

7．2 轴心受压构件的稳定性计算

7．2．1 式(7．2．1)改用轴心压力设计值与构件承载力之比的表达式，有别于截面强度的应力表达式使概念明确。
    热轧型钢的残余应力峰徝和钢材强度无关它的不利影响随钢材强度的提高而减弱，因此对屈服强度达到和超过345MPa的b／h＞0．8的H型钢和等边角钢的稳定系数φ可提高一类采用。
    板件宽厚比超过本标准第7．3．1条规定的实腹式构件应按本标准式(7．3．3-1)计算轴心受压构件的稳定性。

本条对原规范第5．1．2条进荇了局部修改截面单轴对称构件换算}

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