GB 50017-2017标准规范下载简介
GB 50017-2017《钢结构设计标准》条文说明.pdf度前，需要对钢梁进行施工阶段验算；第二，正常使用极限状态验算需要考虑施工方法和顺 的影响，包括变形和裂缝宽度验算。对于不直接承受动力荷载以及板件宽厚比满足塑性调 幅设计法要求的组合梁，由于采用塑性调幅设计法，组合梁的承载力极限状态验算不必考虑 施工方法和顺序的影响。而对于其他采用弹性设计方法的组合梁，其承载力极限状态验算也 需考虑施工方法和顺序的影响。 具体而言，可按施工时钢梁下有无临时支撑分别考虑： 对于施工时钢梁下无临时支撑的组合梁，应分两个阶段进行计算：第一阶段在混凝主翼 板强度达到75%以前，组合梁的自重以及作用在其上的全部施工荷载由钢梁单独承受，此 时按一般钢梁计算其强度、挠度和稳定性，但按弹性计算的钢梁强度和梁的挠度均应留有余 也，梁的跨中度除满足本标准附录A的要求外，尚不应超过25mm，以防止梁下凹段增加 混凝土的用量和自重；第二阶段当混凝土翼板的强度达到75%以后，所增加的荷载全部由 组合梁承受，在验算组合梁的挠度以及按弹性分析方法计算组合梁的强度时，应将第一阶段 和第二阶段计算所得的挠度或应力相叠加，在验算组合梁的裂缝宽度时，支座负弯矩值仅考 第二阶段形成组合截面之后产生的弯矩值，在第二阶段计算中，可不考虑钢梁的整体稳定 性，而组合梁按塑性分析法计算强度时，则不必考虑应力叠加，可不分阶段按照组合梁一次 承受全部荷载进行计算。 对于施工时钢梁下设临时支撑的组合梁，则应按实际支承情况验算钢梁的强度、稳定及 变形，并且在计算使用阶段组合梁承受的续加荷载产生的变形和弹性应力时，应把临时支承 点的反力反向作为续加荷载。如果组合梁的设计是变形控制时，可考虑将钢梁起拱等措施， 时于塑性分析，有无临时支承对组合梁的极限抗弯承载力均无影响，故在计算极限抗弯承载 力时，可以不分施工阶段，按组合梁一次承受全部荷载进行计算。同样，验算连续组合梁的 裂缝宽度时，支座负弯矩值仅考虑形成组合截面之后施工阶段荷载及正常使用续加荷载产生 的弯矩值，因此为了有效控制连续组合梁的负弯矩区裂缝宽度，可以先浇注正弯矩区混凝土 寺混凝土强度达到75%后，拆除临时支承，然后再浇注负弯矩区混凝土，此时临时支承点 的反力产生的反向续加荷载就无需计入用于验算裂缝宽度的支座负弯矩值。 在连续组合梁中，栓钉用于组合梁正弯矩区时，能充分保证钢梁与混凝土板的组合作用 提高结构刚度和承载力，但用于负弯矩区时，组合作用会使混凝土板受拉而易于开裂，可能 会影响结构的使用性能和耐久性。针对该问题，可以采用优化混凝土板浇筑顺序、合理确定 支撑拆除时机等施工措施，降低负弯矩区混凝土板的拉应力，达到理想的抗裂效果。 14.1.5部分抗剪连接组合梁是指配置的抗剪连接件数量少于完全抗剪连接所需要的抗剪 连接件数量，如压型钢板混凝土组合梁等，此时应按照部分抗剪连接计算其受弯承载力。国 内外研究成果表明，在承载力和变形都能满足要求时，采用部分抗剪连接组合梁是可行的， 14.1.6、14.1.7尽管连续组合梁负弯矩区是混凝土受拉而钢梁受压，但组合梁具有良好的内 力重分布性能，故仍然具有很好的经济效益。负弯矩区可以利用混凝土板钢筋和钢梁共同抵
抗弯矩，通过弯矩调幅后可使连续组合梁的结构高度进一步减小。欧洲组合结构设计规范 C4建议，当采用非开裂分析时，对于第一类截面，调幅系数可取40%，第二类截面30% 第三类截面20%，第四类截面10%，而原规范给出的符合塑性调幅设计法要求的截面基本满 足第一类截面要求，且全部满足第二类截面要求。因此原规范规定的不超过15%的调幅系数 比欧洲钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures保守得多，根据连续组合梁的试验结 果，15%也低估了连续组合梁良好的内力重分布性能，影响了连续组合梁经济效益的发挥。 由于发展组合梁塑性不仅需要钢结构的特殊规定，同时混凝土楼板也应满足相应的要求，本 次修订将连续组合梁承载能力验算时的弯矩调幅系数上限定为20%。 板件宽厚比不符合本标准第10.1.5条规定的截面要求时，组合梁应采用弹性设计方法 比外，焊钉能为钢板提供有效的面外约束，因此具有提高板件受压局部稳定性的作用，若焊 汀的间距足够小，则即使板件不符合塑性调幅设计法要求的宽厚比限值，同样能够在达到塑 生极限承载力之前不发生局部屈曲，此时也可采用塑性方法进行设计而不受板件宽厚比限 制，本次修订参考了欧洲组合结构设计规范EC4的相关条文，给出了不满足板件宽厚比限 直仍可采用塑性调幅设计法的焊钉最大间距要求。
14.1.8组合梁的纵向抗剪验算作为组合梁设计最为特殊的一部分，应引起足够的重视。本
次修订增加了第14.6节，专门就组合梁的纵向抗剪验算进行详细说明。 因为板托对组合梁的强度、变形和裂缝宽度的影响很小，故可不考虑其作用。
14.2.1完全抗剪连接组合梁是指混凝土翼板与钢梁之间抗剪连接件的数量足以充分发挥 组合梁截面的抗弯能力。组合梁设计可按简单塑性理论形成塑性铰的假定来计算组合梁的抗 弯承载能力。即： 1位于塑性中和轴一侧的受拉混凝土因为开裂而不参加工作，板托部分亦不予考虑 混凝土受压区假定为均匀受压，并达到轴心抗压强度设计值； 2根据塑性中和轴的位置，钢梁可能全部受拉或部分受压部分受拉，但都假定为均匀 受力JCT878.5-2010 水泥工业用硬齿面减速机 第5部分：辊压机用减速机，并达到钢材的抗拉或抗压强度设计值。此外，忽略钢筋混凝土翼板受压区申钢筋的作 用。用塑性设计法计算组合梁最终承载力时，可不考虑施工过程中有无支承及混凝土的徐变 收缩与温度作用的影响。 14.2.2当抗剪连接件的布置受构造等原因影响不足以承受组合梁剪跨区段内总的纵向水 平剪力时，可采用部分抗剪连接设计法。对于单跨简支梁，是采用简化塑性理论按下列假定 确定的： 1在所计算截面左右两个剪跨内，取连接件受剪承载力设计值之和n,N中的较小值 作为混凝土翼板中的剪力；
性状态； 3钢梁与混凝土翼板间产生相对滑移，以致在截面的应变图中混凝土翼板与钢梁有各 自的中和轴。 部分抗剪连接组合梁的受弯承载力计算公式，实际上是考虑最大弯矩截面到零弯矩截面 之间混凝土翼板的平衡条件。混凝土翼板等效矩形应力块合力的大小，取决于最大弯矩截面 到零弯矩截面之间抗剪连接件能够提供的总剪力。 为了保证部分抗剪连接的组合梁能有较好的工作性能，在任一剪跨区内，部分抗剪连接 时连接件的数量不得少于按完全抗剪连接设计时该剪跨区内所需抗剪连接件总数nt的50% 否则，将按单根钢梁计算，不考虑组合作用。 14.2.3试验研究表明，按照公式（10.3.2）计算组合梁的受剪承载力是偏于安全的，国内 外的试验表明，混凝土翼板的抗剪作用亦较大。 14.2.4连续组合梁的中间支座截面的弯矩和剪力都较大。钢梁由于同时受弯、剪作用，截 面的极限抗弯承载能力会有所降低。原规范只给出了不考虑弯矩和剪力相互影响的条件，对 于不满足此条件的情况如何考虑弯矩和剪力的相互影响没有给出相应设计方法。本次修订采 用了欧洲组合结构设计规范EC4建议的相关设计方法，对于正弯矩区组合梁截面不用考虑 弯矩和剪力的相互影响，对于负弯矩区组合梁截面，通过对钢梁腹板强度的折减来考虑剪力 和弯矩的相互作用，其代表的组合梁负弯矩弯剪承载力相关关系为： 1如果竖向剪力设计值V不大于竖向塑性受剪承载力Vp的一半，即V≤0.5V时，竖 向剪力对受弯承载力的不利影响可以忽略，抗弯计算时可以利用整个组合截面； 2如果竖向剪力设计值V等于竖向塑性受剪承载力Vp，即V=Vp，则钢梁腹板只用于 抗剪，不能再承担外荷载引起的弯矩，此时的设计弯矩由混凝土翼板有效宽度内的纵向钢筋 和钢梁上下翼缘共同承担； 3如果0.5V 14.3抗剪连接件的计算 N = 0.5AVE.fAc Ns = 0.3(t + 0.5t.).E.f.c 14.5负弯矩区裂缝宽度计算 14.5.1混凝土的抗拉强度很低，因此对于没有施加预应力的连续组合梁，负弯矩区的混凝 土翼板很容易开裂，且往往贯通混凝土翼板的上、下表面，但下表面裂缝宽度一般均小于上 表面，计算时可不予验算。引起组合梁翼板开裂的因素很多，如材料质量、施工工艺、环境 条件以及荷载作用等。混凝土翼板开裂后会降低结构的刚度，并影响其外观及耐久性，如板 顶面的裂缝容易渗入水分或其他腐蚀性物质，加速钢筋的锈蚀和混凝土的碳化等。因此应对 正常使用条件下的连续组合梁的裂缝宽度进行验算，其最大裂缝宽度不得超过现行国家标准 《混凝土结构设计规范》GB50010的限值。 相关试验研究结果表明，组合梁负弯矩区混凝主翼板的受力状况与钢筋混凝主轴心受拉 构件相似，因此可采用现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010的有关公式计算组 合梁负弯矩区的最大裂缝宽度。在验算混凝土裂缝时，可仅按荷载的标准组合进行计算，因 为在荷载标准组合下计算裂缝的公式中已考虑了荷载长期作用的影响。 14.5.2连续组合梁负弯矩开裂截面纵向受拉钢筋的应力水平Gsk是决定裂缝宽度的重要因 素之一，要计算该应力值，需要得到标准荷载作用下截面负弯矩组合值Mk，由于支座混凝 土的开裂导致截面刚度下降，正常使用极限状态连续组合梁会出现内力重分布现象，可以采 用调幅系数法考虑内力重分布对支座负弯矩的降低，试验证明，正常使用极限状态弯矩调幅 系数上限取为15%是可行的。 需要指出的是，Mk的计算需要考虑施工步骤的影响，但仅考虑形成组合截面之后施工 阶段荷载及使用阶段续加荷载产生的弯矩值。 此外，对于悬臂组合梁，M.应根据平衡条件计算 14.6纵向抗剪计算 .6.1国内外众多试验表明，在剪力连接件集中剪力作用下，组合梁混凝土板可能发生纵 14.7.1组合梁的高跨比一般为1/20~1/15，为使钢梁的抗剪强度与组合梁的抗弯强度相协 调，钢梁截面高度h.宜大于组合梁截面高度h的1/2，即h≤2hs 14.7.4本条为抗剪连接件的构造要求 圆柱头焊钉钉头下表面或槽钢连接件上翼缘下表面应满足距混凝土底部钢筋不低于 0mm的要求，一是为了保证连接件在混凝土翼板与钢梁之间发挥抗掀起作用；二是底部钢 膀能作为连接件根部附近混凝土的横向配筋，防止混凝土由于连接件的局部受压作用而开 爱 连接件沿梁跨度方向的最大间距规定，主要是为了防止在混凝土翼板与钢梁接触面间产 主过大的裂缝，影响组合梁的整体工作性能和耐久性。 14.7.5本条中关于焊钉最小间距的规定，主要是为了保证焊钉的受剪承载力能 用。从经济方面考虑，焊钉高度一般不大于（he+75）（mm)。 14.7.7本条中关于板托中U形横向加强钢筋的规定，主要是因为板托中邻近钢梁上翼缘 的部分混凝土受到抗剪连接件的局部压力作用，容易产生劈裂，需要配筋加强。 14.7.8组合梁承受负弯矩时，钢箱梁底板受压，在其上方浇筑混凝土可与钢箱梁底板形成 组合作用，共同承受压力，有效提高受压钢板的稳定性。此外，在梁端负弯矩区剪力较大的 区域，为提高其受剪承载力和刚度，可在钢箱梁腹板内侧设置抗剪连接件并浇筑混凝土以充 分发挥钢梁腹板和内填混凝土的组合抗剪作用 15钢管混凝土柱及节点 本早为新增节，包粘形钢管 友集性连按节点。钢管 凝土柱是钢结构的一种主要构件，近年来得到广泛应用。本章内容均根据近年来科学研究成 果和工程经验编制而成。 15.1.1本章规定的钢管混凝土柱的设计和计算不适用于直接承受动力荷载的情况，本标准编 制的理论分析、试验研究和工程应用总结都是建立在静力荷载或间接动力荷载作用的基础上 的。 15.1.3框架梁也可采用现浇钢筋混凝土梁，但节点构造要采取不同的措施。采用钢筋混凝 土梁或钢骨混凝土梁时，应考虑混凝土徐变导致的应力重分布。 15.1.4钢管混凝土柱中混凝土强度不应低于C30级，对Q235钢管，宜配C30~C40级混凝 土；对Q345钢管，宜配C40~C50级的混凝土；对Q390、Q420钢管，宜配不低于C50级 的混凝土。当采用C80以上高强混凝土时，应有可靠的依据。混凝土的强度等级、力学性 能和质量标准应分别符合现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010和《混凝土强度 检验评定标准》GB50107的规定。对钢管有腐蚀作用的外加剂，易造成构件强度的损伤 对结构安全带来隐患，因此不得使用。 15.1.6混凝土的湿密度在现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB50009中未作规定，可以 参考现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB50009给出的素混凝土自重22kN/m²~24kN/m 而取用。在高层建筑和单层厂房中，一般可先安装空钢管，然后一次性向管内浇灌混凝土或 连续施工浇注混凝土。这时钢管中存在初应力，将影响柱的稳定承载力。为了控制此影响在 5%以内，经分析，应控制初应力不超过钢材受压强度设计值的60%。 15.1.7混凝土可采用自密实混凝土。浇注方式可采用自下而上的压力泵送方式或者自上而下 的自密实混凝土高抛工艺。 15.1.8混凝土徐变主要发生在前3个月内，之后徐变放缓；徐变的产生会造成内力重分布 现象，导致钢管和混凝土应力的改变，构件的稳定承载力下降，考虑混凝土徐变的影响，构 件承载力最大可折减10% 15.2矩形钢管混凝土柱 15.2.3由于矩形钢管的约束作用相比圆钢管较弱，因此对于矩形钢管混凝土柱，一般规定当 边长大于1.0m时，应考虑混凝土收缩的影响。目前工程中的常用措施包括柱子内壁焊接栓 钉、纵向加劲肋等。 15.2.4矩形钢管混凝土受拉时，由于钢管对混凝土的约束作用较弱，不论钢管是否屈服，混 凝土都不能承受拉应力，因而只有钢管承担拉力。矩形钢管混凝土受压柱中，混凝土工作承 担系数αc应控制在0.1~0.7之间，其值可按钢管内混凝土的截面面积对应的承载力与钢管 截面面积对应的承载力的比例关系确定。矩形钢管混凝土计算方法可以采用拟钢理论、统 理论或者叠加理论 15.3圆形钢管混凝土柱 15.3.3圆钢管混凝土的环箍系数与含钢率有直接的关系，是决定构件延性、承载力及经济 性的重要指标。钢管混凝土柱的环箍系数过小，对钢管内混凝土的约束作用不大；若环箍系 数过大，则钢管壁可能较厚、不经济。当钢管直径过大时，管内混凝主收缩会造成钢管与混 凝土脱开，影响钢管和混凝土的共同受力，而且管内过大的素混凝土对整个构件的受力性能 也产生了不利影响，因此一般规定当直径大于2m时，圆钢管混凝土构件需要采取有效措施 减少混凝土收缩的影响，目前工程中常用的方法包括管内设置钢筋笼、钢管内壁设置栓钉等 15.3.4钢管混凝土构件受拉力作用时，管内混凝土将开裂，不承受拉力作用，只有钢管承 担全部拉力。不过当钢管受拉力作用而伸长时，径向将收缩；由于受到管内混凝土的阻碍 因此成为纵向受拉和环向也受拉的双向拉应力状态，其受拉强度将提高10%。圆钢管混凝 土柱计算方法可以采用拟混凝土理论或者统一理论 15.4钢管混凝士柱与钢梁连接节点 15.4.1钢管混凝土柱梁节点是钢结构的主要连接形式 要求应满定钢结松节点的一 规定。 15.4.3隔板厚度应满足板件的宽厚比限值，且不小于钢梁翼缘的厚度。柱内隔板上的混凝 土浇筑孔孔径不应小于200mm，透气孔孔径不宜小于25mm，如图44所示。 图44矩形钢管混凝土柱隔板开孔 15.4.4矩形钢管混凝土柱的外环板节点中，外环板的挑出宽度宜大于100mm，且不宜大于 15tak，ta为隔板厚度，&为钢号修正系数。圆钢管混凝土柱可采用外加强环节点，外加强 坏板的挑出宽度宜大于70%的梁翼缘宽度，其厚度不宜小于梁翼缘厚度， 16疲劳计算及防脆断设计 寿命不仅与应力幅有关，也与名义最大应力有关，因此为了疲劳强度计算统一采用应力幅的 形式，对非焊接构件以及连接引入折算应力幅，以考虑max的影响。折算应力幅的表达方式 为： 若按Gmx计算的表达式为： 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 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]5x10% )Zn,(Ao,)B+2 Aoe 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 多数中级工作制吊车梁，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，假定构件和连接中口 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 图47受压支撑卸载系数与支撑正则化长细比的关系 17.2.5强柱弱梁免除验算条款的说明如下： 1多层框架的顶层柱顶不会随着侧移的增加而出现二阶弯矩，弯矩不会增大，而按照 塑性屈服面的规则，弯矩不增大，轴力就无需减小，因此在顶层的柱顶形成塑性铰，没有不 利影响；单层框架柱顶形成塑性铰，只是演变为所谓的排架，结构不丧失稳定性。 2当规则框架层受剪承载力比相邻上一层的受剪承载力高出25%时，表明本层非薄 弱层，因此层间侧移发展有限，无需满足强柱弱梁的要求。 3当柱子提供的受剪承载力之和不超过总受剪承载力的20%时，此类柱子承担的剪 力有限，因此无需满足强柱弱梁的要求。 4非耗能梁端、柱子和斜撑形成了一个几何不变的三角形，梁柱节点不会发生相对的 塑性转动，因此无需满足强柱弱梁的要求。 17.2.6本条为钢构件的延性要求，目的是避免构件在净截面处断裂， 17.2.11交叉支撑的节点竖向不平衡剪力示意贝 图48 交叉支撑节点不平衡力示意 17.2.12外露式柱脚是钢结构的关键节点，也是震害多发部位，其表现形式是锚栓剪断、拉 断或拔出，原因就是锚栓的承载力不足。条文根据一般钢结构的连续性要求，结合抗震钢结 构考虑结构延性采用折减的地震作用（或者小震）分析得到结构内力进行锚栓设计的特征， 规定了柱脚锚栓群的最小截面积（最小抗拉承载力）。另外，虽然本条第2款规定柱脚进行 受剪承载力验算性能系数不宜小于1，但进行基础设计时，无需采用此剪力。 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: 模板支模架搭设施工方案及计算SN400、SS400: SN490、SS490: N N. ≤1.0 100 式中：E一一钢材的弹性模量； 于，一一钢材的屈服强度。 轴压比N/N,≤0.15时，轴压力较小，对结构失稳的影响也较小，最大长细比取150，可 不考虑轴压比和长细比耦合。 表17.3.5与上述AIJ的要求基本等价。 17.3.6比较美国、日本及钢结构设计规范EC3：Designofsteelstructures关于H形和箱形 截面柱的节点域计算和宽厚比限值的规定，并总结试验数据提出本条要求。本条为低弹性承 载力一高延性构造，高弹性承载力一低延性构造的具体体现。 17.3.7本条改进型过焊孔及常规型过焊孔具体规定见现行行业标准《高层民用建筑钢结构 技术规程》JGJ99。 17.3.9在采用梁端加腋、梁端换厚板、梁翼缘楔形加宽和上下翼缘加盖板等方法，如果能 够做到加强后的柱表面处的梁截面的塑性铰弯矩等于（Wpbf+Vpbs）（Vpb一一梁内塑性铰截 面的剪力；S一一塑性铰至柱面的距离，也即梁开始变截面或开始加强的位置到柱表面的距 离）可以预计梁加强段及其等截面部分长度内均能够产生一定的塑性变形，能够将对梁端塑 性铰的转动需求分散在更长的长度上，从而改善结构的延性，或减小对节点的转动需求。 17.3.10抗弯框架上覆混凝土楼板时，在地震作用下，梁端的塑性铰区受拉，因此钢柱周边 的楼板钢筋应可靠铺锚固，钢筋可按图49设置， 17.3.12中心支撑在各类结构中应用非常广泛，在地震往复荷载作用下，支撑必然经历失稳 一拉直的过程，滞回曲线随长细比的不同变化很大。当长细比小时滞回曲线丰满而对称，当 长细比大时，滞回曲线形状复杂、不对称，受压承载力不断退化，存在一个拉直的不受力的 滑移阶段。因此支撑的长细比与结构构件延性等级相关。 在美国，中心支撑体系分为特殊中心支撑体系（SCB）和普通中心支撑体系（OCB）， 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DB61／T 1269-2019标准下载，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