GB 50017-2017 标准规范下载简介

GB 50017-2017 《钢结构设计规范 条文》.pdf

从工程应用的角度，粗略地可认为当兰=1时发生疲劳破坏 N

N,=Cz / (Ao,) V, = C2 / (Ao,)P +=1 N

GB／T 29265.402-2017 信息技术 信息设备资源共享协同服务 第402部分 应用框架 .pdf.pdf0sx10 Cz =(o, Aa

设想上述的变幅疲劳破坏与一常幅疲劳（应力幅为△oe，循环200万次）的疲劳破坏 具有等效的疲劳损伤效应，则：

C, = 2×10°(A0..)

Zn(A0,) +([Ao]5x1g )Zn,(Ao,)B+2 [ Ao 2 ×106

表23不同车间的欠载效应等效系数

级别。事实上，实测应力与设计应力相比，随车间生产工艺的不同（吊车吊重物后，实际运 行位置与设计采用的最不利位置不完全相符）而有悬殊差异。如均热炉车间正常的最大实测 应力为设计应力的80%以上，炼钢车间为设计应力的50%左右，而水压机车间仅为设计应 力的30%。 考虑到实测条件中的应力状态，难以包括长期使用时各种错综复杂的状况，忽略这一部 分欠载效益是偏于安全的。 根据实测结果，提出本标准表16.2.4供吊车梁疲劳计算的αf值：A6、A7、A8工作级别 的重级工作制硬钩吊车取用1.0，A6、A7工作级别的重级工作制软钩吊车为0.8。有关A4、 A5工作级别的中级工作制吊车桁架需要进行疲劳验算的规定，是由于实际工程中确有使用 尚属频繁而满负荷率较低的一些吊车（如机械工厂的金工、锻工车间），特别是当采用吊车 行架时，有补充疲劳验算的必要，故根据以往分析资料（中级工作制欠载约为重级工作制的 1.3倍）推算出相应于n=2×10°的αf值约为0.5。至于轻级工作制吊车梁和吊车桁架以及大 多数申级工作制吊车梁，根据多年来使用的情况和设计经验，可不进行疲劳计算。 需要说明的是：表23的计算结果都是基于当时有关“低应力幅与高应力幅有着相同损 伤作用（即斜率保持不变），且无论如何小的低应力幅始终有损伤作用”这一保守方法的处 理结果，得到的欠载效应等效系数αf会偏高，实际上应该有所减小。然而近30年来工业厂 房吊车梁的应用状况发生了很大的变化，吊车使用的频繁程度大幅度提高，依据近10年来 的测试数据，采用与88版规范相同的分析方法，得出欠载效应等效系数αf相比过去已有所 提高。由于此消彼长的因素，故自88版规范修订以来提出的欠载效应等效系数αf在数值上 且前还是适用干品车梁的疲劳强度计算。

求存在疲劳破坏可能性的中级工作制变截面吊车梁、高架道路变截面钢梁等皆宜采用直角式 突变支座，而不宜采用圆弧式突变支座。

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，假定构件和连接申口 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、J或CTOD； 3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； 4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

17钢结构抗震性能化设计

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

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。

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 又复加载试验，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一一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/N和长细比入表示的控制条件，得：

进一步简化为直线方程，则为：

SN400、SS400:

SN400、SS400:

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 环。因此，为了防正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。 发发

18.2.1本条及第18.2.5条、第18.2.6条为原规范第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。 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本款将原规范第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。 删除了原规范第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原规范的这些描 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 窝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。 18.2.2本条为新增条文。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。 18.2.3本条为新增条文。本条重点强调了重要构件和难以维护的构件要加强防护。 18.2.4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。 本款将原规范第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”。 另将原规范第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， 18.2.5本条为新增条文。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

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ISO4628PaintsandvarnishesEvaluationofdegradationof coatingsDesignation ofquantityand sizeofdefects，andof intensityofuniformchanges inappearance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%（ISO4628一3Assessmentofdegreeofrusting）时，有必要进行大修，

端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

18.3.3本条为强制性条文，为原规范第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、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℃。

18.3.4本条为新增条文。

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.3.1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 构义可细分为桁架、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，

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 本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 膜型；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 ）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儿何非线性影响。 *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非线性对结构进行承载力分析。 *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》GB*0011的规定调整。 6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。 7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，对结构的承裁力、稳定性进行验算。

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：

其中，.为具有半刚性连接的格构梁的位移；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*3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。在位移和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.经理论推导得

VI? VI Vi? (K + K.)+ (KMK, +KmK。+3K,K,) 12K,K, *KM12K,K,KM

同理，对于具有刚性连接的子结构A，竖向位移3经理论推导得：

Vie (K, +K。 12K,K, KM Kh. (1 + G) · △ G=K K.

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，竖向位移经理论推导得：

同理，于具有刚性连接的子结构C，竖向位移3经理论推导得

△=0.0*，则得到本标准条文中所述的节点弯曲

附录丁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，

凝土组合梁设计规范草案》规定焊钉的容许剪应

pgN+8.**log△t=23.*2

*中：N一一失效的循环次数DB3*／T 2288-201* 公路桥梁工程施工组织设计安全风险评估指南，即疲劳寿命； △T一一焊钉连接件焊接处平均剪应力幅（N/mm²）。 英国规范BS**00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*：

Nr8 =19.**

*中：r一一单个焊钉的剪力幅（kN）和名义静力极限受剪承载力（kN）的比值； N一一失效的循环次数，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*为1966年Sluttel 和Fisher等人拟合的公*：

DB**／T 13*0-201* 高速电路用覆铜箔层压板技术规范.pdfNo** =1.76* ×10lg

*中：r一 一焊钉焊接处的平均剪应力幅（N/mm²）。 在上*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*。规范规定！ 单个焊钉的疲劳受剪承载力按下*计算：

(△t)" N=(A.)" N.