标准规范下载简介

TB10091-2017 铁路桥梁钢结构设计规范

6.2.8在钢桥构件中，有些角焊缝按计算要求所需焊缝尺寸甚 小，而过小的焊缝线能量小，不易保证一定的熔深，且冷却速度较 快，易使焊缝及热影响区钢材硬化，产生裂纹。因此，这些焊缝应 按施焊工艺上的要求，增大其焊缝截面尺寸，见本规范第6.2.8条 条文中表6.2.8的规定。 角焊缝的长度太短，焊缝冷却速度快，容易产生焊接缺陷，因

此，参照有天资科，对焊 7.1.1根据《铁路桥涵设计规范》TB10002修订了明桥面的适用 范围，根据已建桥梁运营时桥面系产生的问题，为了避免新建桥梁 发生类似的问题，修订了钢桥桥面系的规定。明确规定了桥枕与 纵（板）梁应采用可靠的连接方式，不宜采用钩头螺栓连接。 7.1.3纵梁和横梁腹板间的连接，曾采用过一块板焊于纵梁腹板 端与横梁腹板相连，这种结构刚度较大，是导致纵梁端切角处应力 较高翼缘焊缝出现裂纹的原因之一。而且这种细节的连接对纵梁 安装和更换也不方便，因此规范建议纵横梁腹板之间采用角钢 连接。 纵梁与横梁连接的强度按纵梁支点处力矩和反力确定，纵梁 支点负弯矩的大小与支点柔度有关。现仍按1975年规范的规定 支点弯矩近似按简支梁跨中弯矩的60%计算。 由于纵梁的连续作用，纵梁实际反力一般较按简支梁计算值 大10%左右，故连接纵横梁的竖角钢肢上的钉、栓数量均应按简 支反力增大10%计算。 纵梁端不设承受支点力矩的结构时，连接柔性将减小梁端弯 矩，减少与横梁腹板相连接角钢肢被撕裂、铆钉头被拉脱的危险 司时也能改善连接处横梁腹板的受力状态。为此，美国铁路桥规 范规定： （1）该处连接应采用角钢，且该角钢的柔性肢不得使用焊接来 连接横梁腹板。 (2)该角钢的柔性肢的宽度不得小于101.6mm，厚度不得小 于12.7mm。 （3）纵梁连接角钢柔性肢在顶部1/3梁高范围内栓（钉）线至 角钢背间距不得小于/Lt/8（以mm计），其中L=纵梁跨长 （以mm计），t二角钢柔性肢厚度（以mm计）。这些规定可供设计 借鉴

横梁（肋）的上翼缘应考虑剪力滞后的影响，在检算各截面应力时， 仅有效宽度内桥面板计入截面。桥面板有效宽度可通过正交异性 桥面板系统分析确定，也可采用本规范的公式计算确定。 (1)对纵梁（肋）钢桥面板有效宽度系数跟日本《铁道构造物等 设计标准及解说》、英国标准BS5400、德国标准DIN1078进行了 比较，系数的取值比较如说明图7.1.4所示。 本规范有效宽度系数取值借鉴了日本《铁道构造物等设计标 准及解说》的有关经验。

（2）在钢桥面板起到作为横梁上翼缘作用的情况下，由于剪力 带后桥面板的应力大小沿桥梁纵向不能均匀分布，在横梁的腹板 附近有变大的倾向。由于桥面板厚度较小GTCC-051-2018 铁路数字移动通信系统（GSM-R）模拟光纤直放站-铁路专用产品质量监督抽查检验实施细则，通常横梁上翼缘的应 力亦较小，荷载产生的应力不均匀程度也较小。参考日本《铁道构 造物等设计标准及解说》、南京大胜关长江大桥关键技术研究之道

作为有效宽度。 7.1.5计算横梁与主梁连接时，由于纵梁的连续作用而引起反力 增大，因此规定横梁连接角钢上的连接栓（钉）数量应按计算增 加10%。 横梁系弹性固定于主桁上，当梁端布设能承受端弯矩的构造 时，横梁连接角钢上的连接栓（钉），除承受横梁反力外，尚需承受 梁端弯矩。此时在与主连接的角钢肢上，铆钉受剪受拨，栓接的 抗滑力也有所降低。因此栓（钉）数量需要增加，故规定单线简支 梁按支点反力增大20%计算栓（钉）数量。 7.1.6当横梁作为框架（或半框架)的一部分时，横梁支点处弯矩 有时较大，以致需按此弯矩检算横梁端部连接强度。按附录B检 算半穿梁的半框架时，横向抗力同时使横梁跨中弯矩增加。 横梁兼作支承处横联支杆时，如说明图7.1.6所示，由于竖杆 杆力有时较大，竖杆变形影响下的横联斜杆力也较大，横联斜杆对 横梁的偏心连接，有时会使横梁跨中弯矩超载较多，这种不利影响 应在设计中予以考虑。

横梁系弹性固定于主桁上，当梁端布设能承受端弯矩的构 时，横梁连接角钢上的连接栓（钉），除承受横梁反力外，尚需承 梁端弯矩。此时在与主连接的角钢肢上，铆钉受剪受拨，栓接 抗滑力也有所降低。因此栓（钉）数量需要增加，故规定单线简 梁按支点反力增大20%计算栓（钉）数量

7.1.6当横梁作为框架（或半框架)的一部分时，横梁支点

有时较大，以致需按此弯矩检算横梁端部连接强度。按附录B检 算半穿梁的半框架时，横向抗力同时使横梁跨中弯矩增加。 横梁兼作支承处横联支杆时，如说明图7.1.6所示，由于竖杆 杆力有时较大，竖杆变形影响下的横联斜杆力也较大，横联斜杆对 横梁的偏心连接，有时会使横梁跨中弯矩超载较多，这种不利影响 应在设计中予以考虑。

说明图7.1.6横梁兼作支承处横联支杆

横梁兼作平纵联支杆时，平纵联对横梁连接的偏心影响，对檀 跨中弯矩一般起卸载作用，但在连续梁的支点附近会使横梁路 弯矩有所增大，这种影响设计时应予注意。

梁跨中弯矩一般起卸载作用，但在连续梁的支点附近会使横梁跨 中弯矩有所增大，这种影响设计时应予注意。 7.1.7由于纵横梁与主桁共同作用的天小与结构形式关系较天 自前尚无适合各种桥梁的成熟公式可资应用，因此在规范中仅对 计算假定作出规定，以便在需要检算时，根据上述假定，按照桥跨 结构具体情况进行计算。 单线简支桁梁可按附录C所列方法进行近似计算。在按该法 计算时，由于纵梁在竖平面的弯矩规定按简支计算，本已偏大，而 一般在计算与主桁弦杆（主梁翼缘）共同作用时，两者产生最大应 力的荷载位置并不一致，为简化计，往往文将此予以忽略，两者累 积起来，以致使计算结果偏大，故纵梁容许应力规定可乘以提高系 数1.2。计算横梁在竖直荷载及水平面内挠曲共同作用时，横梁 容许应力仍按1975年规范规定c=1.7Ccw」。其所以规定这样 高的容许应力，主要是由于计算方法的不准确，例如在计算中对产 生两平面内最大曲应力的竖向荷载位置不一致，栓、钉及连接构 件的变形，弦杆及纵横梁截面的形心线不在同一高程。因此计算 结果将比实际应力偏大。 按目前国内已有的一般铁路桁梁，如主桁与桥面系用同一钢 种而其连续长度不超过80m时，纵横梁一般不受共同作用控制： 因此为简化计算起见，规定凡符合上述情况时，可不检算共同 作用。 桥跨的平面纵向联结系若与纵梁直接联接，则纵梁所受共同 作用影响增大，故不宜采用

7.2.1当钢梁采用整体桥面时，可不设纵向联结系，采用纵横梁

由于已建成的桥梁在使用过程存在一些刚度偏弱的问题，为 了适应列车提速的需要，加强桥梁的联结系刚度，增加安全储备，

规定了纵向联结系杆件宜采用工形截面。 主桁（主梁）采用三角形纵向联结系中，当纵联参加主桁弦 （主桁翼缘）共同作用时，主弦杆（主梁翼缘）受横梁的约束，导 主桁弦杆（主梁翼缘）承受较大的次应力，故不应采用

主桁（主梁）采用三角形纵向联结系中，当纵联参加主桁弦杆 （主翼缘）共同作用时，主桁弦杆（主梁翼缘）受横梁的约束，导致 主桁弦杆（主梁翼缘）承受较大的次应力，故不应采用。 7.2.2近几年来国内通过理论分析，发现下承式钢桁梁的横向刚 度主要依靠足够的宽和刚劲的桥门。由于已建成的桥梁在使用 过程中存在一些横向刚度偏弱的问题，为了适应列车提速的需要 除设置加强的桥门架外，有必要设置加强的横向联结系。 纵梁的横向联结系与纵梁上下翼缘连接，是为了改善其受力 情况。武汉长江大桥及浪江桥过去曾因横向联结系不与纵梁下翼 缘连接，结果与联结系相联的纵梁腹板下部或加劲角下端曾出现 裂缝。改善细节构造后的上述二桥以及其他按此细节新设计的钢 梁，都没有在横向联结系与纵梁上下翼缘相连的结构中再出现向 题，因此将这一细节构造列入规范。 在焊接板梁中，若将横向联结系焊连于腹板加劲肋上（如说明 图7.2.2所示），由桥枕传至主梁翼缘的水平力对横向联结系的偏 心影响，应在主梁及横联杆件的设计中予以考虑，

7.2.2横向联结系焊连于腹板加劲用

7.2.4规定桥面系所在平联的主桁风力分配系数为0.5，

小些，当桥面系风力分配系数为1.0，则稍偏天些，经过互相调整 后，基本上能反映实际情况。

7.2.7（1)规范条文中的式（7.2.7—1)～式（7.2.7—4）根据弦利

变形时，遵循平截面假定的原则进行推导。 （2）主桁（主梁）的纵向联结系采用T形截面杆件时，如以翼 缘与主桁弦杆（主梁翼缘）连接，则在其参与主桁弦杆（主梁翼缘） 共同作用之中，由于连接肢受偏心弯矩影响，所产生的变形在公式 中未加考虑，这使按规范条文中式（7.2.7一1）和式（7.2.7一2）计 得的T形纵向联结系的共同作用力偏大较多，因此在计算该联结 系时，可不另计该杆件所受的偏心联结影响。 7.2.8架左右两受压弦杆与纵向联结系组成的其长为弦杆受 压区长度的组合受压结构，如果纵向联结系平面内具有初弯曲，则 会由于弦杆轴向力在组合的受压结构中产生结构面内的剪力。因 此，规定以两弦杆内力之和的3%作为节间剪力来计算纵向联结 系斜杆的内力，予以检算。 7.2.9如说明图7.2.9所示的菱形式联结系。若将AB一段弦杆 或翼缘视作在A、B两处固定的梁，则在撑杆内力Np作用下，联结 +Np·2d+Npd 系与弦杆或翼缘联结的节点处的计算弯矩M士 8 弦杆（或翼缘）在此附加弯矩下产生次应力，检算时容许应力提高 20%。由于在节间中段d/3范围内弯矩仅为上述的1/3，通常不致 使弦杆（或翼缘）失稳，故规范规定该力矩不在稳定检算中考虑

7.2.8桁架左右两受压弦杆与纵向联结系组成的其长为强

或翼缘视作在A、B两处固定的梁，则在撑杆内力Np作用下

杆（或翼缘）在此附加弯矩下产生次应力，检算时容许应力提高 0%。由于在节间中段d/3范围内弯矩仅为上述的1/3，通常不至 弦杆（或翼缘）失稳，故规范规定该力矩不在稳定检算中考虑

说明图7.2.9菱形式联结系

说明图7.2.9菱形式联结系

7.2.10除短桥制动力可通过轨道传至桥头路基外，在有明桥面 的钢桥中，如无制动联结系，则列车制动力（当桥上铺设长钢轨时， 还有长钢轨纵向荷载）将主要地经过横梁传至主桁（梁）上，使横梁 产生水平弯曲应力，另外横梁还要承受与主（梁）共同作用而弓 起的水平弯曲应力，这样横梁受力过大。为改善横梁受力情况，可 根据计算需要，设置纵梁活动支承及制动联结系。考虑到经济和 简化结构，并使纵横梁的附加应力不致过高，敌规定跨度大于48m 的钢梁，应设置制动联结系。制动联结系通常设于跨度中部或纵 可活动支承（断缝）的中部，这样一般可使其两侧纵梁在参与主桁 弦杆共同作用时影响减小。 铺设长钢轨的桥跨结构应根据桥跨结构的特点和长钢轨的布 置方案及其锁定方式来确定各种长钢轨纵向荷载作用下的检算内 容。长钢轨纵向荷载有温度力、伸缩力、挠曲力和断轨力等，其计 算方法参见铁道科学研究院编的《桥上无缝线路设计办法》及《桥 上无缝线路设计办法附录》。在铁路钢桥上，长钢轨纵向荷载对桥 跨构件的影响，主要检算制动架，其他杆件受力均甚小，不必检算。 7.2.11当桥门架的门帽为桁架，而其中各杆件仅受轴向力时，假 定说明图7.2.11中E、F、C、D产生位移，但该部分填充杆件的长 度不变，E、C两点及D、F两点移动后，仍各自在一条垂直线上，取

7.2.11当桥门架的门帽为架,而其中各杆件仅受轴

定说明图7.2.11中E、F、C、D产生位移，但该部分填充杆件的 度不变，E、C两点及D、F两点移动后，仍各自在一条垂直线上， 右半肢为自由体，则F点的转角为：

因为D及F仍在一条垂直线上，所以

在反弯点处力矩为零，即

说明图7.2.11各杆件受力简图

012 1 01 2 (说明7.2.11—1)

(说明7.2.11—1)

解式（说明7.2.11一1)和式（说明7.2.11一2）,得：

和杆件截面重心不在一条线上，产生了由连接板中心轴和角钢中 心轴的偏心所引起的弯矩。

兑明图7.2.12一1单个角钢的连接

由于角钢承受了偏心弯矩，因此它所能抵抗的轴向应力仅为 材料强度的70%～80%，这折减即是因偏心产生，因此它和非连 接肢与连接肢的宽度比值有关，比值越大，偏心亦越大，强度折减 也越多。所以单个角钢组成的拉杆仅一肢与节点板相连时，其计 算面积等于连接肢截面积加上非连接肢截面积的50%。如角钢 的伸出肢旁另外连上一短角钢并与节点板相连，则杆件伸出肢上 的作用力就不需要经过连接肢传递，避免了连接肢的超载，因此也 不必再行折减。在此情况下，一般短角钢上的栓（钉）数量（与杆件 肢相连部分）至少应较计算数量多50%，并不少于5个。当截面 为T形或槽形如说明图7.2.12一2（a）、（b）、（c）。连接时其计算 截面积应减少10%，当截面为两个角钢组成，并像说明 图7.2.12一2(d)、（e）、（f)布置时，均可不需将计算面积予以 折减。

兑明图7.2.122不同截面示意图

在检算拉杆长细比时，无论是单角钢或T形的杆件均按全截 面计算。

面计算。 7.2.13单个角钢组成的联结系压杆，一般受最大容许长细比控 制。为了简化计算，采用最小回转半径计算其长细比以确定其受 压容许应力时，可不考虑连接的偏心影响。 8.0.1根据近年来铁路提速后，运营部门发现某些已建成的钢板 梁其横向刚度不足，故规定宽跨比为1/15。 8.0.2铆接板梁的翼角面积尽可能加大，使之有较大的强度，这 对于翼缘上有桥枕直接搁置受集中压力时更为重要。外层盖板中 断处，应根据强度和疲劳强度的检算结果确定其延伸长度，以适合 铆钉连接需要。 8.0.3焊接板梁外层盖板的端部和该处焊缝应进行加工，以降低 应力集中的影响，提高其抗疲劳性能。盖板中断处应根据强度和 疲劳强度的计算结果，布置盖板的延伸长度，以适合栓接连接 需要。 8.0.4当桥枕直接搁置在翼缘角钢水平肢上时，角钢肢将承受压 弯，易使角钢肢在根部开裂。今按照经验，将角钢肢的宽厚比给予 限制。 8.0.5支承加劲肋的伸出肢与梁的支承翼缘磨光顶紧以传递支

7.2.13单个角钢组成的联结系压杆，一般受最大容许长

寸于翼缘上有桥枕直接搁置受集中压力时更为重要。外层盖板 新处，应根据强度和疲劳强度的检算结果确定其延伸长度，以适 聊钉连接需要

应力集中的影响，提高其抗疲劳性能。盖板中断处应根据强度 变劳强度的计算结果，布置盖板的延伸长度，以适合栓接连 要。

.0.4当桥枕直接搁置在翼缘角钢水平肢上时，角钢肢将承受 弯，易使角钢肢在根部开裂。今按照经验，将角钢肢的宽厚比给 制。

承应力，因此支承加劲肋具有受压板的功能，规范按习惯采用宽厚 比不大于12以保证支承加劲肋具有足够的刚度。端加劲肋可以 认为是一两端铰接的压杆，其挠曲曲线可取级数表示，即

(说明8. 0.51)

根据铁木辛柯所著《弹性稳定理论》，由应变能及功的原理可

根据铁木辛柯所著《弹性稳定理论》，由应变能及功的原理可 求出：

qol 元El =2. 06 元El (0. 6961)2

（说明8. 0. 5—2)

所以其计算长度1。=0.6961=0.71。 支承加劲肋除按压杆设计外，还应检算加劲肋与翼缘接触处 的支承压力，其计算面积为加劲肋外伸部分与翼板紧贴部分的 面积。 8.0.6本条所给数据按。=345MPa的Q345q钢制定。 （1）竖加劲肋的主要作用是帮助腹板防正剪力屈曲，而板件的

（1）竖加劲肋的主要作用是帮助腹板防正剪力屈曲，而板件 临界剪应力t.可用下式计算：

式中 K=5. 34±4/α²;

ter=K : 元E

则由上式可得h/8=140

说明图8.0.6—1 矩形板件尺寸

说明图8.0.62周边简支杆件

这里将n取得较低并将折减系数取得较大的理由是：翼缘的 抗弯强度天，使腹板在上、下两边的支承优于简支，K值实际上较 23.9为大，若使腹板因受弯屈曲而部分地退出工作，强大的受压 翼缘将立刻分担稍多于按平面假设所算出的弯曲法向应力，保持 梁的安全不受危害。 从设计实践出发，这时仍需设置中间竖肋来抗剪。在用（1）中 所给的c及K算式进行计算时，若竖肋间距小于腹板高度，则6 将代表竖助间距，a将代表腹板高度h。当a值已经选定时，随着6 值的减小，K值将减小。现按实用可能情况，认为6值不会小于 2/2，得a=2,K=6.34,若再令tc>1.3t（式中t为腹板内的平均 剪应力，1.3为安全系数），则从（1）中tc算式可得6/~960/V（这 里的6同规范内的a的含义相同）。计算可以证实：若6>0.5h，则 n>1.30，即更为安全。 （3）当设置一根水平肋，且将水平肋设在离受压缘距离为h/4 处时，屈曲系数K为93,即

93元²E Oer=

40×200，则从上式可得h/8~25

若使水平肋离翼缘的距离小于h/4，而接近h/5，则K值大于 93，将h/限于250，将更为安全。 （4）在腹板两侧设置竖加劲肋，以保证腹板在剪力作用下的稳 定。加劲肋的尺寸应能保证：当腹板发生翘曲时，肋条仍能保持平 直。这里关于加劲肋宽度不得小于h/30十0.04（以m计）的规定 是经验数据。 （5)在竖肋和水平肋并用时，将水平肋置于距受压翼缘h/5 处，可使板件屈曲系数K值达129（按水平肋抗弯刚度足以使板件 在设肋处不发生屈曲考虑）；但当腹板高度不大时，水平肋离翼缘 太近，将使构造细节难于布置，这时就可将它置于距受压翼缘h/4 处，其屈曲系数将降为93。 按照线弹性稳定理论分析计算的结果，竖肋及水平肋的截面 贯矩不小于本条所列的数值。 （6）关于板梁腹板整体稳定和板块局部稳定的检算，根据国内 对箱形梁的研试结果，提出了一套检算方法，现列下式供设计 参考。 对于腹板受压区板件的整体稳定验算的基本公式是：

ZAu≥V. ZAT

式中：V为安全系数，对于焊接梁用1.35，铆接梁用1.2；△ 为板或肋的应变能增量；AT为板或板条上所作用的外力的功的 增量。

当a/6=（1～3)时，其屈曲面取

式中wo 翘曲面上的最大挠度（m）； K 系数,为 0.707;

（说明8.0.6—2） R h

水平加劲肋屈曲时的应变能增

元*D 2.25 Au= 862

EI 元y; Aui sin 4a wa b

式中I一水平加劲肋的惯性矩（如用单侧肋则为对肋与腹板 接触边线的惯性矩）（m*）； y 水平加劲肋至受压翼缘边缘距离（从其重心算起） (m)。 （3）板上挠曲应力所作的功增量，其值为：

式中oi—一受压翼缘边缘的压应力（MPa）。 （4)板上剪应力所作的功增量，其值为：

式中taver 板边的平均剪应力（MPa）。 （5）各肋上挠曲应力所作的功增量，其值为：

AT;= H 元y (sin

式中A; 各水平加劲肋的截面积（m）； 各水平加劲肋上所受的挠曲应力，按其重心处的。

以上有关式中： E一一钢的弹性模量（MPa）； 一板的厚度（m）。 关于板梁腹板板块局部稳定的检算： (1)安全系数

按上式算出的V不应小于：焊接梁用1.35，铆接梁用1.2。 式中及t见说明表8.0.6一1。

（1十α) 0 α? a a b;

α=Kz· （1+α2) 000 a

说明8.0. 66)

V不得小于规定的安全系数。

6一1板梁腹板板块局部稳定和

式中 一板的厚度（m）。

式中一板的厚度(m)。

6—3Q235qD钢弹性屈曲系数VT（

注：说明表8.0.6—2及说明表8.0.6—3系根据下式推算：

F=A o,一a） Op(osop)

F=N a（o,0） Op(osop)

钢材屈服极限，Q345q钢a=345MPa，Q235g钢o，=235MPa；

说明图8.0.6—3

说明图8.0.6—3

8.0：7规范规定板梁上的焊缝应错开10倍腹板厚度的距离，以 避免焊缝热影响区过分集中使材质受到较大的影响。 8.0.8梁在弯矩平面外的极限承载力系根据等弯矩结构无侧向 支撑的等截面简支梁导出的（国内外试验成果也都以此条件为基 础）。上承板梁荷载虽作用于上翼缘，但因有平纵向联结系起侧向 支撑的作用，它主要还是挠矩，因此可近似地按承受纯弯矩（即按 荷载作用于形心)计算。

由于实际上梁承受的弯矩在沿梁长度方向是变化的，并不是 象公式推导的等弯矩，因此临界弯矩较按公式计算所得尚可提高 一些。并且在翼缘长细比不大时，缺陷对临界力的影响并不显著。 还有，公式是按梁侧倾时，荷载在横向偏离剪力中心造成弯扭失稳 时计算。实际上，两片I形构件用平纵联组成的上承板梁不会出 现那样大的偏离。 8.0.9板梁拉翼缘照拉杆办理，因此规定拼接板的净面积较被拼 接部分的净面积大10%。为简化计，压翼缘可按拉翼缘处理。 8.0.10枕木铺设在上翼缘时，车轮压力与分布长度与钢轨、枕木 的截面天小及枕木的支距、间距有关，当采用43kg/m钢轨（1p= 1472cm*），枕木支距L2m（即主梁或纵梁中距），枕木断面为 20cm×24cm（1p=23040cm），枕木净距若为10～21cm，故枕 木间距αmax=21十20=41cm，αmin=10十20=30cm，枕木支撑中心 至钢轨中心距离C=25cm。当1/3>K>0.055时，则每个轮压可 由5根枕木承受

E,,Ep 木材和钢的弹性模

K均小于1/3，天于0.055，因此可按个轮压分布于5根枕 木来计算。 承担最大一部分轮压的枕木的载重：

P（P为一个车轮的压力） 5+34K+7K²

当a=41 cm时,

1+18X0.164+7X0.1642 Pi= XP=0.385P 5±34X0.164±7X0.1642

每个轮重的分布长度为：

当a=30cm时， 1+18×0.0644+7×0.06442 Pi= XP=0.303P 5+34X0.0644+7X0.0644

1+18X0.0644+7×0.06442 P1： XP=0.303P 5+34X0.0644+7X0.0644

每个轮重的分布长度为：

因此在检算翼缘铆钉及翼缘焊缝时，轮重的分布长度规定按 1.0m计算。 但在检算板梁腹板稳定时，应该考虑轮重在腹板内的分布随 着离承压翼缘距离而趋向均匀。所以，分布长度当按轴距1.5m 计算，

1.0 m计算。 但在检算板梁腹板稳定时，应该考虑轮重在腹板内的分布随 着离承压翼缘距离而趋向均匀。所以，分布长度当按轴距1.5m 计算。 9.0.1桁梁的竖向刚度（挠跨比?/L）及横向刚度（宽跨比B/L） 的限值，主要为了列车运行的平稳性，列车司机及旅客的舒适度， 还要防止列车在桥上的脱轨。桁梁的竖向刚度（挠跨比/L）限值 列入《铁路桥涵设计规范》；根据近年来的研究成果并吸收原铁道 部工务部门的意见，简支桁梁的宽跨比仍沿用1999版规范不变： 对连续行梁桥的中孔，由于受边孔的约束，刚度增加而且在中支点 处的弹性曲线，无论竖向及水平向都是匀顺的，所以其限值可以 放宽。 详见曹雪琴《铁路钢桥梁正常使用极限状态竖向刚度的研究》 文，曾庆元、张麒《钢桁梁桥横向刚度限值研究》一文，曾庆元、郭 向荣《铁路连续梁横向刚度限值分析》一文。 9.0.3主桁杆件截面高度与节长之比在连续桁梁中不大于1/15 简支桁梁中不大于1/10时，节点刚性所产生的次应力大致在容许 范围以内，为简化计算，故规定此时可不进行这项次应力的计算。 由于节点刚性所产生的次应力还与桁架的形式有较大的关

9.0.4桁梁由于横梁和立杆或挂杆的刚性连接，都存在着框架作 用，使杆端产生弯矩，主斜杆实际上也参与框架作用。但按此算 得的横梁端弯矩中，分配给竖杆的弯矩与略去斜杆的影响算得者 接近相等，因此在计算竖杆时，为简化计，对于框架的构成，可不考 虑斜杆；主桁斜杆本身，则由于框架作用产生的杆端弯矩一般较 小，可以略去不计。 不考虑主斜杆影响的横梁面内的竖直框架计算，可按附录 B进行。该计算中的公式推导过程，可参见《铁路标准设计通讯》 1979年第7期“关于钢桁梁纵联与横梁计算中的一些问题”。 9.0.6铁路钢桥设计应力，均留存一些发展余量，以便在长期使 用中，适应机车车辆重量的增长及特种超重列车通过的需要。但 由于桁梁中各杆件恒、活载内力的比值各不相同，因此当杆件应力 由设计应力L提高到检定容许应力1.2Ls时，所能承受活载的增 长倍数也不相同，这样形成整个钢桁梁杆件强弱不一，而钢梁的承 载能力则取决于最弱的杆件，这样就不能利用较强杆件的潜力。 为了发挥较强杆件的潜在能力，在增加钢料不多的条件下，使所有 杆件承受活载的能力比较一致，以提高钢梁的承载能力，因此规定 所有杆件在活载所产生的杆力乘以增大系数。 当某一杆件的amx与一般杆件的a值相差太大时，从节省钢 料出发，并考虑活载在使用年限内增长情况，amax可采用较低数值。 桥梁的检定载重参照特大桥的检定载重可在初步设计中 确定

GB 50325-2020 民用建筑工程室内环境污染控制标准9.0.7对于拉杆破坏在净

因拉杆由于杆件尺寸公差、板厚公差等影响，使拼接板的疲劳 承载能力迅速下降。据已有桥梁拼接接头分析，拉杆拼接板疲劳 承载能力得以保证，很大一部分是依靠了这加大的10%。虽然拧 栓规则作了一些必要的规定以保证接头的可靠性，但它规定小于

1mm的公差影响可以忽略不计，这对接头处高强度螺栓的有效程 度可能影响较小。但从已有的疲劳试验发现，双摩擦面的对接接 头试件，当两端心板有板厚公差存在时，拼接板的疲劳强度迅即下 降，接近空孔杆件的疲劳强度水平，所以此规范拉杆拼接板净面积 仍保留原定标准较被拼接净面积大10%考虑。 对于压杆拼接板面积，考虑到由于拼接板可能产生局部偏心 等影响，要求其有效面积也应大于被拼接压杆有效面积的10%。 当压杆在节点外拼接时，拼接板按规定采用被拼接压杆的容许应 力折减系数，则其实有毛面积将为被拼接压杆毛面积的1.1倍：这 里没有对拼接截面的惯矩提出要求，是因为即使拼接处惯矩稍弱， 对于构件的整体稳定影响极微，但在设计中应尽可能使拼接截面 的惯矩不致削弱。在节点内拼接时，由于拼接板厚度及栓钉布置 规范都有一定要求，因此其计算长度不会大，所以规范规定此时拼 接板的?值可采用0.9。 10.0.2活动支座为了使荷载发展后仍能正常工作，因此在计算 纵向位移时，活载应按容许应力提高20%后或相应的检定载重下 的活载计算。对于简支梁，该活载的换算匀布荷载可按三角形影 响线顶点位置在跨中处计算；对于连续梁，则应根据每个活动支座 可能产生的绝对最大水平位移（包括伸长及缩短）分别计算。 温度变化幅度应根据当地情况确定。 根据钢梁的结构特点，通常情况下需将支座的固定端与钢梁 支承底面相连。 10.0.3当桥上铺设无缝线路时，固定支座除承受制动力或风力 外，尚需考虑长钢轨纵向水平力的影响。 活动支座的相对移动部件之间，要完全不产生摩擦阻力是很 困难的，因此活动支座必然会承受一部分纵向水平力。 活动支座传递纵向水平力的大小与支座的摩擦系数和支承反 力大小有关。规范规定的各种活动支座类型的摩擦系数是表示该 活动支座在使用过程中有可能出现的情况，并不是一定会出现的

10.0.3当桥上铺设无缝线路时，固定支座除承受制动力或风

活动支座的相对移动部件之间，要完全不产生摩擦阻力是很 困难的，因此活动支座必然会承受一部分纵向水平力。 活动支座传递纵向水平力的大小与支座的摩擦系数和支承反 力大小有关。规范规定的各种活动支座类型的摩擦系数是表示该 活动支座在使用过程中有可能出现的情况，并不是一定会出现的

情况。但为安全计，对固定支座仍规定按承受全部纵向水平力 考虑。 活动支座能传递纵向水平力是由于摩擦阻力的存在，因此它 所能传递的纵向水平力当然不应大于摩擦阻力，所以规范规定活 动支座纵向水平力按该支座的最大摩擦阻力取用。 10.0.4为了使支座具有充分的刚性DB／T 53-2013 1：50000活动断层填图，使力较均匀地分布于支承 垫石，规范结合国内外实践经验，对支座做了一些构造上的规定。 10.0.5对于受拨力锚栓的锚固，要求握住锚栓的混凝土块的重 量应为锚栓上拨力的1.5倍，使之有相当的安全储备，同时握裹强 也应按此考虑。试验表明：锚栓随着理置深度的增加，应力递减 很快，故埋得过深意义不大。为了增加握裹力，一般是对锚栓下端 采取措施，如设置弯钩或将端部扩大成螺头形式的锚固板等