吊车梁设计规范_范文大全网

吊车梁简介

用于专门装载厂房内部吊车的梁，就叫吊车梁，一般安装在厂房上部。吊车梁是吊车的路基，吊车梁上有吊车轨道，吊车就通过轨道在吊车梁上来回行驶。梁的横截面有的是箱式的、焊接而成形;也有简易的，用型材焊接成型,一般为钢筋混凝土或钢结构。

吊车梁和吊车桁架设计规范和要求

1 焊接吊车梁的翼缘板宜用一层钢板，当采用两层钢板时，外层钢板宜沿梁通长设置，并应在设计和施工中采取措施使上翼缘两层钢板紧密接触。

2 支承夹钳或刚性料耙硬钩吊车以及类似吊车的结构，不宜采用吊车桁架和制动桁架。

3 焊接吊车桁架应符合下列要求:

(1) 在桁架节点处，腹杆与弦杆之间的间隙A不宜小于50MM，节点板的两侧边宜做成半径R不小于60M

M的圆弧;节点板边缘与腹杆轴线的夹角Θ不应小于30。(图8.5.3-1);节点板与角钢弦杆的连接焊缝，起落弧点

应莹少缩进5MM(图8.5.3-LA);竹点板与H形截面弦杆的T形对接与角接组合焊缝应子焊透，圆弧处不得有起落弧缺陷，其中重级工作制吊车桁架的圆弧处应予打磨，使之与弦杆平缓过渡(图8.5.3-1B)。

(2) 杆件的填板当用焊缝连接时，焊缝起落弧点应缩进至少5MM(图

8.5.3-1C)，重级工作制吊车桁架杆件的填板应采用高强度螺栓连接。

(3) 当桁架杆件为H形截面时，节点构造可采用图8.5.3-2的形式。

4 吊车梁翼缘板或腹板的焊接拼接应采用加引弧板和引出板的焊透对接焊缝，引弧板和引出板割去处应户打磨平整。焊接吊车梁和焊接吊车桁架的工地移段拼接应采用焊接或高强度螺栓的摩擦型连接。

5 在焊接吊车梁或吊车衍架中，对7.1.1条中要求焊透的T形接头对接与角接组合焊缝形式宜如图8.5.5所示。

6 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，并片与梁上下翼缘刨平顶紧。中间横向加劲肋的L端应与梁厂翼缘刨平顶紧，在重级工作制吊车梁中，中间横向加劲肋亦就在腹板两侧成对布置。而中、轻级工作制吊梁则可单侧没置或两侧错开没置。

在焊接吊车梁中。横向加劲肋(含短加劲肋)不得与受拉翼

缘相焊.但可与受压翼缘焊接。端加劲肋可与梁上下翼缘相焊、中间横向加劲肋的下端宜在距受拉下翼缘50-100MM处断断开，其与腹板的连接焊缝不宜在肋卜端起落弧。

当吊车梁受拉翼缘(或吊车桁架下弦)与支撑相连时不宜采用焊接。 7 直接铺设轨道的吊车衍架上弦.其构造要求应与连续吊车梁相同。 8 重级工作制吊车梁中，上翼缘与柱或制动衔架传递水平力的连接宜采用高强度螺栓的摩擦型连接，而卜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。

吊车梁端部一与柱的连接构造应设法减少由于吊车梁弯曲变形而在连接处产生的附加应力。

9 当吊车桁架和重级工作制吊车梁跨度等于或大于12M，或轻、中级工作制吊车梁跨度等于或大于18M时，宜设置辅助桁架和下翼缘(下弦)水平支撑系统。当设置垂直支撑时，其位置不宜在吊乍梁或吊车衍架竖向挠度较大处。

对吊车桁架，应采取构造措施，以防止其上弦因轨道偏心而扭转。 10 重级工作制吊车梁的受拉翼缘板(或吊车拓架的受拉弦杆)边缘，宜为轧制边或自动气割边，当用手工割或剪切机切割时，应沿全长刨边。 11 吊车梁的受拉翼缘(或吊车拓架的受拉弦杆)上不得焊接悬挂设备的零件，并不宜在该处打火或焊接夹具。

12 吊车钢轨的接头构造应保证车轮平稳通过。当采用焊

接长轨且用压板与吊车梁连接时，压板与钢轨间应留有一定空隙(约1MM)、以使钢轨受温度作用后有纵向伸缩的可能。 [1]

编辑本段单吊车梁维修施工方案

序号零件名称大修理项目技术标准

1 吊

钩 (1)拆卸检查吊钩、轴、横吊车梁、滑轮、轴承并清洗润滑

(2)检查危险断面磨损状况

(3)吊钩的试验

(4)板钩检修 (1)吊钩、横吊车梁、滑轮轴、不准有裂纹，螺纹部分不应松脱，轴承完好，转动滑轮，螺纹退刀槽处有刀痕或裂纹者应更换。

(2)危险断面磨损超过原高度的10%的应作更换。

(3)大修后，吊钩应做试验检查，以1.25倍的额定负荷悬吊10分钟，钩口弹性张开量不应超过钩口尺寸的0.25%，卸载后不应有永久变形和裂纹;

(4)板钩铆接后，板与板的间隙，不应大于0.3mm

2 钢

丝

绳

(1)断丝检查

(2)径向磨损量

(3)变形检查

(4)钢丝绳润滑 (1)1个捻距内断丝数超过钢丝总数10%的应按标准报废

(2)钢丝径向磨损超过原直径40%的，整根钢丝绳应报废

(3)钢丝绳直径缩细量至绳径70%的扭结，绳芯处露，断股者应报废换新钢丝绳

(4)润滑前先用钢丝刷，煤油等清洗，用钢丝绳麻脂(Q/SY1152-65)或合成石墨钙基润滑指(SYA1405-65)浸涂饱和为宜

3 滑

轮

组

(1)拆洗检修滑轮组，检查裂纹

(2)滑轮槽的检修

(3)轴孔的检查

(4)装配 (1)滑轮轴不得有裂纹，轴颈不得磨损原直径30%，圆锥度不大于5%，超过此值即应更换

(2)用样板检查滑轮槽形，径向磨损不应超过壁厚的30%，否则应报废。不得超过标准者可补修，大修后用样板检查，其底部与侧向间隙均不

应大于0.5mm，轮槽中心线与滑轮中心线的偏差不应大于0.2mm，绳槽中心对轮廓端面的偏差不应大于1mm

(3)大修后，轴孔允许有不超过0.25CM2 的缺陷，深度不应该超过4mm

(4)装配后，应能用手灵活转动，侧向摆动不得超过D/1000。D-滑轮的名义直径

4 卷

筒

(1)卷筒绳槽

(2)卷筒表面

(3)卷筒轴

(4)装配与安装 (1)绳槽磨损超过2mm应重新车制，大修后绳槽应达到图纸要求，但卷筒壁厚不应小于原厚度的81%

(2)卷筒表面不应有裂纹，不应有明显的失圆度，压板螺钉不应该松动

(3)卷筒轴上不得有裂纹，大修理后应达到图纸要求，磨损超过名义直径的5%时，应更换新件

(4)卷筒轴中心线与小车架支承面要平行，其偏差不应大1mm/m，卷筒安装后两轴端中心线偏差应不大于0.15mm 吊车梁

篇二:吊车梁设计

一、吊车梁所承受的荷载

吊车在吊车梁上运动产生三个方向的动力荷载:竖向荷载、横向水平荷载和沿吊车梁纵向的水平荷载。纵向水平荷载是指吊车刹车力，其沿轨道方向由吊车梁传给柱间支撑，计算吊车梁截面时不予考虑。吊车梁的竖向荷载标准值应采用吊车最大轮压或最小轮压。吊车沿轨道运行、起吊、卸载以及工件翻转时将引起吊车梁振动。特别是当吊车越过轨道接头处的空隙时还将发生撞击。因此在计算吊车梁及其连接强度时吊车竖向荷载应乘以动力系数。对悬挂吊车(包括电动葫芦)及工作级别A1~A5的软钩吊车，动力系数可取1.05;对工作级别A6~A8的软钩吊车、硬钩吊车和其他特种吊车，动力系数可取为1.1。

吊车的横向水平荷载由小车横行引起，其标准值应取横行小车重量与额定起重量之和的下列百分数，并乘以重力加速度:

1)软钩吊车:当额定起重量不大10吨时，应取12%;当额定起重量为16~50吨时，应取10%;当额定起重量不小于75吨时，应取8%。

2)硬钩吊车:应取20%。

横向水平荷载应等分于桥架的两端，分别由轨道上的车轮平均传至轨道，其方向与轨道垂直，并考虑正反两个方向的刹车情况。对于悬挂吊车的水平荷载应由支撑系统承受，可

不计算。手动吊车及电动葫芦可不考虑水平荷载。

计算重级工作制吊车梁及其制动结构的强度、稳定性以及连接

(吊车梁、制动结构、柱相互间的连接)的强度时，由于轨道不可能绝对平行、轨道磨损及大车运行时本身可能倾斜等原因，在轨道上产生卡轨力，因此钢结构设计规范规定应考虑吊车摆动引起的横向水平力，此水平力不与小车横行引起的水平荷载同时考虑。

二、吊车梁的形式

吊车梁应该能够承受吊车在使用中产生的荷载。竖向荷载在吊车梁垂直方向产生弯矩和剪力，水平荷载在吊车梁上翼缘平面产生水平方向的弯矩和剪力。吊车的起重量和吊车梁的跨度决定了吊车梁的形式。吊车梁一般设计成简支梁，设计成连续梁固然可节省材料，但连续梁对支座沉降比较敏感，因此对基础要求较高。吊车梁的常用截面形式，可采用工字钢、H型钢、焊接工字钢、箱型梁及桁架做为吊车梁。桁架式吊车梁用钢量省，但制作费工，连接节点在动力荷载作用下易产生疲劳破坏，故一般用于跨度较小的轻中级工作制的吊车梁。一般跨度小起重量不大(跨度不超6米，起重量不超过30吨)的情况下，吊车梁可通过在翼缘上焊钢板、角钢、槽钢的办法抵横向水平荷载，对于焊接工字钢也可采用扩大上翼缘尺寸的方法加强其侧向刚度。对于跨度或起重

量较大的吊车梁应设置制动结构，即制动梁或制动桁架;由制动结构将横向水平荷载传至柱，同时保证梁的整体稳定。制动梁的宽度不宜小于1~1.5米，宽度较大时宜采用制动桁架。吊车梁的上翼缘充当制动结构的翼缘或弦杆，制动结构的另一翼缘或弦杆可以采用槽钢或角钢。制动结构还可以充当检修走道，故制动梁腹板一般采用花纹钢板，厚度6~10毫米。对于跨度大于或等于12米的重级工作制吊车梁，跨度大于或等于18米的轻中级工作制吊车梁宜设置辅助桁架和下翼缘(下弦)水平支撑系统，同时设置垂直支撑，其位置不宜设在发生梁或桁架最大挠度处，

以免受力过大造成破坏。对柱两侧均有吊车梁的中柱则应在两吊车梁间设置制动结构。

二、吊车梁的设计1、吊车梁钢材的选择吊车梁承受动态载荷的反复作用，因此，其钢材应具有良好的塑性和韧性，且应满足钢结构设计规范GB50017条款3.3.3—3.3.4的要求。

2、吊车梁的内力计算由于吊车荷载为移动载荷，计算吊车梁内力时必须首先用力学方法确定使吊车梁产生最大内力(弯矩和剪力)的最不利轮压位置，然后分别求梁的最大弯矩及相应的剪力和梁的最大剪力及相应弯矩，以及横向水平载荷在水平方向产生的最大弯矩。计算吊车梁的强度及稳定时按作用在跨间荷载效应最大的两台吊车或按实际情况

考虑，并采用载荷设计值。计算吊车梁的疲劳及挠度时应按作用在跨间内载荷效应最大的一台吊车确

定，并采用不乘载荷分项系数和动力系数的载荷标准值计算。求出最不利内力后选择梁的截面和制动结构。

3、吊车梁的强度、稳定承载力验算(1)强度验算假定吊车横向水平荷载由梁加强的上翼缘或制动梁或桁架承受，竖向荷载则又吊车梁本身承受，同事忽略横向水平荷载对制动结构的偏心作用。对于无制动结构的吊车梁按下式验算受压区最大正应力。对于焊接组合梁尚应验算翼缘与腹板交界处的折算应力。梁的支座截面的最大剪应力，在选截面时已予保证，不必验算(2)局部稳定验算对于焊接组合梁，应进行局部稳定设计及验算(3)整体稳定验算当采用制动梁或制动桁架时，梁的整体稳定能够保证，不必验算。无制动结构的梁应按下式验算。

4吊车梁疲劳验算吊车梁直接承受动力载荷，对重级工作制吊车梁和重级、中级工作制吊车桁架可作为常福疲劳，验算疲劳强度。验算的部位一般包括:受拉翼缘与腹板连接处的主体金属、受拉区加劲肋的端部和受拉翼缘与支撑的连接处的主体金属以及角焊接连接处。 5吊车梁刚度验算吊车梁在竖向荷载作用下的挠度要满足给出的容许限制要求。对冶金工厂或类似的车间中工作制为A7、A8的吊车梁，按一台最大吊车的横向水平载荷(按《建筑结构荷载规范》)

/GB50009取值)产生的挠度不宜超过制动结果跨度的1/2200.应注意的是:在计算竖向挠度时系按自重和起重量最大的一台吊车计算。

6 吊车梁的合理构造设计应力集中式造成疲劳破坏的主要原因，因而应特别关注吊车梁的细部构造设计。焊接组合吊车梁翼缘宜用一层钢板，当采用两层钢板时，外层钢板宜沿梁通长设置，并应在设计和施工中采用措施使上翼缘两层钢板紧密接触。吊车梁的翼缘板或腹板的焊接拼接应采用加引弧板和引出板的焊透对接焊缝，引弧板和引出板割去处应予打磨平整。焊接吊车梁和焊接吊车桁架的工地整段拼接应采用焊接或高强螺栓的摩擦型连接。吊车梁横向加劲肋的宽度不宜小于90毫米。在支座处的横向加劲肋应在腹板两侧成对布置，并与梁上下翼缘刨平顶紧。中间横向加劲肋的上端应与梁的上下翼缘刨平顶紧，在重级工作制的吊车梁中，中间横向加劲肋亦应在腹板两侧成对布置，而中、轻级工作制吊车梁则可单侧设置或两侧错开设置。在焊接吊车梁中，横向加劲肋(含短加劲肋)不得与受拉翼缘相焊，但可与受压翼缘焊接，端加劲肋可与梁上下翼缘相焊，中间横向加劲肋的下端宜在距受拉下翼缘50~100mm处断开，其与腹板的连接焊缝不宜在肋下端起落弧。当吊车梁受拉翼缘与支撑相连时，不宜采用焊接连接。

重级工作制吊车梁中，上翼缘与柱或制动桁架传动水平力

的连接宜采用高强度螺栓的摩擦型连接，而上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。

吊车梁端部与柱的连接构造应设法减少由于吊车梁弯曲变形而在连接处产生的附加应力。吊车梁的受拉翼缘边缘，宜为轧制边或自动气割边，当用手工气割或剪切机切割时，应沿全长刨边。吊车梁的受拉翼缘上下不得焊接悬挂设备的零件，并不宜在该处打火或焊接夹具。

篇三:吊车梁设计

1 .吊车梁设计

1.1 设计资料

本厂房跨度18m，柱距为6m，吊车梁钢材采用的是Q235钢材，翼缘与腹板连接采用自动焊。吊车采用大连重工集团的DSQD型20T A5中级软钩吊车。使用1台吊车，吊车性能参数如下表所示:

表 3-1吊车基本参数和尺寸

吊车轮压及轮距如图2-1所示

图 1-1 吊车轮压示意图

1.2 吊车荷载的计算

吊车荷载动力系数??1.05，吊车荷载的分项系数?Q?1.40，则吊车荷载设计值为:

可以求得轮子竖向荷载设计值 :

P????Q?Pmax?1.05?1.4?227.52?334.45kN

横向荷载设计值 :

?(Q?Q1)g0.10?(20.5?7.0)?9.8

H??Q1?1.40??9.44kN

1.3 内力计算 1.3.1

吊车梁出现的最大弯矩及相应的剪力

产生最大弯矩的荷载位置如下图所示:

图 1-2 C点最大弯矩Mmax对应的截面位置

两个轮子作用于吊车梁时，最大弯矩点位置为a2=a1/4=4000/4=1000mm。考虑吊车来那个自重对内力的影响，将内力乘以增大系数?w?1.03，则最大弯矩和剪力设计值分别为:

l62

P(?a)2?334.45?(?1.0)2?2

cMmax??w?1.03??459.32kN?m

l6l6P(?a)2?334.45?(?1.0)?2

cV??w?1.03??229.66kN

l6 1.3.2

吊车梁的最大剪力

如图位置的剪力最大

图 1-3 A点受到剪力最大时截面的位置

最大剪力的公式为:

a??

Vmax??w?P?P(1?1)?

l??

其中a为吊车轨距，代入得

Vmax?1.03?334.45?(?1)?459.31kN。

水平方向最大弯矩

MH?

Hc9.44Mmax??459.32?12.96kN?m。 P334.45

1.4 截面选择 1.4.1

梁高初选

)要求的最小高度如下所示为: 1000

?0.6[f]l[]?10?6?0.6?215?6000?1000?10?6?774mm。

1.2Mmax1.2?459.32?106

W???2563.65?103mm3

f215

容许最小高度由结构的刚度条件决定，通过查找规范可得

A5工作制的吊车梁按容许挠度值(v?

hmin

由经验公式估算梁所需的截面抵抗矩

梁的经济高度为:

h?300?658.02mm

梁腹板h值应接近经济高度，同时应考虑强度设计要求，现取h?800mm 1.4.2

腹板厚度的确定

h0?800?2?12?776mm。

按抗剪要求计算腹板所需的厚度为:

1.2Vmax1.2?459.31?103

按剪力确定:tw???5.68mm

h0?fv776?125

按经验公式计算:tw?

1.4.3

翼缘尺寸的确定

??7.96mm 取tw?10mm。初选截面时:

1111

b?(~)h0?(~)?776?155.2~258.7mm

5353

上下翼缘尺寸取成一样的为300mm?12mm 初选截面如下图所示:

图 1-4 吊车梁截面

1.5 截面特征 1.5.1

截面特性的计算

由截面特性求解器可得如下的结果

?A?14960mm????????????S

?2.17112?106mm2

Ix?1.50719?109mm4????Iy?5.40646?107mm4

Wx?3.76798?106mm3????Wy?360430mm3

5.40646?107

吊车梁上翼缘对Y轴抵抗矩Wy1???360431mm3

x11501.6 梁截面承载力验算 1.6.1

强度验算

1)正应力

上翼缘正应力为:

MmaxMH459.32?10612.96?106

?1?????157.86N/mm2?215N/mm265

WxWy13.76798?103.60431?10

满足要求。

下翼缘正应力:

cMmax459.32?106

?2???121.90N/mm2?215N/mm2 满足要求。 6

Wx3.76798?10

(2)剪应力支座处剪应力为(转载于:wWW.xlTkWJ.Com 小龙文档网:吊车梁设计规范):

1.2Vmax1.2?459.31?103

????71.03N/mm2?125N/mm2 满足要求。

h0tw776?10(3)腹板的局部压应力

轨高120mm。lz?a?5hy?2hR?50?5?12?2?120?350mm;集中荷载增大系数??1.1，腹板的局部压应力为:

?c?

??P1.1?334.45?103

tw?lz

10?350

?105.11N/mm2?215N/mm2

(4)腹板上翼缘高度边缘处折算应力

h0776

?1??157.86?153.12N?mmh800

S1?300????????1.4184?106mm3

VmaxS1459.31?103?1.4184?1062

????43.23N/mm9

Ixtw1.50719?10?10

则折算应力为:

?eq???154.94N/mm??1f?1.1?215?237N/mm

β1——当σ与σc同号时，β1取1.1。 1.6.2

梁的整体稳定性验算

l1/b1?6000/300?20.0?所以需要计算梁的整体稳定性。 ?13.6，

l1?t6000?12

??0.3?2.0b1?h300?800

?b?0.73?0.18??0.784

i??mm y

汽车前后防撞梁设计规范

一、目的：

指导汽车前后防撞梁总成设计；提供汽车前后防撞梁总成设计的思路。

二、范围：

该规范适应于M1类车辆汽车前后防撞梁的设计。主要介绍了汽车开发过程中汽车前后防撞梁总成的作用及在整车中的影响。首先对汽车前后防撞梁在整车中的功能进行了概述，尤其是对汽车前后防撞梁碰撞性能做了详细的描述；同时对汽车前后防撞梁总成设计要点作了描述；最后对汽车前后防撞梁的加工制造性作了阐述。

三、规范性引用文件：

下列文件对于本文件的应用是必不可少的。凡是注日期的引用文件，仅注日期的版本适用于本文件。凡是不注日期的引用文件，其最新版本（包括所有的修改单）适用于本文件。

GB 11551-2003 乘用车正面碰撞时的乘员保护

GB 17354-1998 汽车前、后端保护装置

GB 20072-2006 乘用车后碰撞燃油系统安全要求

C-NCAP 中国新车评估程序2012版

四、汽车前后防撞梁总成主要功能

1、汽车前后防撞梁总成功能概述

汽车前后防撞梁总成，是车身第一次承受撞击力的装置，也是车身中的一个重要构件，其功能主要有：

a. 保护保险杠在低速碰撞过程中尽量不要破裂或者发生永久变形。

b. 保护车身骨架前后端纵梁在行人保护或者可维修性碰撞时不发生永久变形或者破裂。

c. 在100%正面高速碰撞、后面高速碰撞时起到第一次的吸能作用，在偏置碰撞中不仅起到第一次吸能作用，还能起到碰撞过程中均衡传递受力的作用，防止车身左右两侧受力不均。

2、汽车前后防撞梁总成碰撞性能概述

前防撞梁总成碰撞性能

前防撞梁总成的碰撞性能主要需满足低速碰撞和高速碰撞两个部分的法规要求。其中，

低速碰撞需满足的法规要求为： GB17354-1998 汽车前、后端保护装置。高速碰撞需满足的法规要求为：GB11551-2003 乘用车正面碰撞时的乘员保护；

C-NCAP 标准，需满足其100%正面碰撞和40%偏置碰撞要求。

3、低速碰撞对前防撞梁设计的性能要求

低速碰撞的国家标准GB l7354—1998规定的正撞速度为4km ／h ，车角碰撞速度为2.5 km／h ，对车身的要求就是车身本体、前防撞梁和吸能盒等不能有任何损坏，最好前保险杠也不能破裂或者发生永久变形。

在国外，从事汽车保险业务的保险机构，一般采用15km ／h 的碰撞试验来模拟最常见的可维修碰撞，试验的目的是要求尽量减少零部件的损坏以减少维修和保险费用。具体来说，一般要通过合理设计将损坏零件控制在翼子板、发动机罩盖、前保险杠系统、前格栅、前大灯等外表面零件和部分骨架件，比如前防撞梁以及吸能盒等零件范围内。车身零体，特别是纵梁不能产生任何变形。当然最好大灯支架、水箱上横梁等零件不要损坏，即使损坏，也要便于修复。在可维修碰撞中，合理设计传力路径是非常重要的，重点来说说汽车防撞梁吸能盒的设计 a、将吸能盒设计成和纵梁在同一轴线上，避免产生弯曲变形。

b、在吸能盒上预设一些压溃筋，以便让吸能盒在轴向上发生压溃进而吸收所有能量，从而不对包括前纵梁在内的车身本体产生损害。

c、将这些容易损坏的部分骨架件，如前防撞梁和吸能盒设计成用螺栓和车身本体联结的可拆卸结构，为减少维修和保险成本。

4、高速碰撞对前防撞梁设计的性能要求

目前设计上普遍接受和采用的是将车身分为前中后3个吸能区，其中前吸能区主要由前防撞梁和吸能盒组成，利用强韧的吸能材料尽可能多地通过变形吸收因撞击产生的巨大能量，同时利用结构上的受力连续进行左右分流并将能量向后面传递。中吸能区主要由前纵梁和副车架组成，通过合理变形来吸收大部分能量。后吸能区主要为高强度和刚度的驾驶舱，设计上通过避开可能发生对乘员不利的危险变形，减少正面碰撞导致的对驾驶舱的侵入和保持相对较低的碰撞减速度，以此保证乘员的安全。前中后3个吸能区是设置正面碰撞多层传力路径的基础，设置正面碰撞多层传力路径的目的也就是为体现3个吸能区的优势，使能量

能合理有效地吸收和传递。正面碰撞多层传力路径一般是3层。

正面碰撞3层传力路径一般分为上中下3层，正面碰撞传力路径上层是由发动机舱上纵梁和前悬塔状形罩板等零件组成，吸收了部分从前部传来的碰撞能量并把其余能量向A 柱和前围及其加强梁进行分散传递。中层主要是由前纵梁组成，也包括了前防撞梁和吸能盒等，是主要的传力路径。前防撞梁和吸能盒将接受到的碰撞能量进行左右分流和初步吸收，并通过它们将能量往前纵梁延伸板、门槛、中央通道等分散传递。下层主要是由前副车架组成，吸收了部分从前部传来的碰撞能量并把其余能量向前纵梁延伸板和门槛等分散传递。

五、汽车后防撞梁总成碰撞性能

后防撞梁总成的碰撞性能主要需满足低速碰撞和高速碰撞两个部分的法规要求。其中，

低速碰撞需满足的法规要求为：GB 17354-1998 汽车前、后端保护装置。高速碰撞需满足的法规要求为：GB 20072-2006 乘用车后碰撞燃油系统安全要求。

低速碰撞对后防撞梁设计的性能要求：后防撞梁总成需满足的低速碰撞性能要求同前防撞梁总成。

高速碰撞对后防撞梁设计的性能要求：国标GB 20072-2006规定：碰撞器撞击表面应平坦，高度不小于800mm ，撞击器表面下边缘至地面的间隙应为175±25mm ，后防撞梁对后碰的主要贡献为利用吸能盒的压溃变形吸收能量，缓解碰撞刚性变形，保证燃油箱周围安全的变形空间。因此在设计后防撞梁及吸能盒时，需综合考虑下面三方面：

a、保证基本的许可变形量。许可变形量，决定了碰撞过程中的平均减速度。汽车的纵向变形量与平均减速度是成反比的。平均减速度作为汽车结构耐碰撞性的主要设计指标，在设计开始阶段就必须综合考虑确定。

b、保证基本的许可变形空间。保证许可变形空间是指汽车在发生碰撞后，变形区域不会对乘员和危险部件（如油箱、燃汽罐）形成威胁和伤害，而且包括后部许可变形区域内的塑性变形不会导致在碰撞过程中车门打开、碰撞后车门锁死等状况发生。

c、调整截面形状(通过吸能筋与加强筋的布置) 、厚度、尺寸和结构形式等使结构的变形阻力保持在适当水平，并重视局部弱化使整车刚度分配符合设计原则及能量吸收曲线图，增大撞击吸收能量的腔型结构。

六、汽车前后防撞梁总成设计要点概述

1. 汽车前后防撞梁总成设计，主要是根据市场法规和标准来定义前防撞梁总成的性能。如：法规前碰ODB 的定义、汽车前后防撞梁低速碰撞吸能、压溃空间、

C NCAP试验ODB 碰撞标准、整车性能等。为满足这些要求，我们需要对汽车前后防撞梁的碰撞性能的敏感性，如：汽车前后防撞梁的布置高度、结构、压溃空间、截面面积、材料等进行研究。

2、整车碰撞对汽车前后防撞梁的布置要求

汽车前后防撞梁的布置高度由前纵梁的高度来决定，如果此高度匹配不合理会导致前纵梁在碰撞过程中压溃失稳，导致前纵梁后端大弯曲变形很可能对乘员舱侵入量过大。

汽车前后防撞梁的安装位置，除需满足上述碰撞要求的相容性原理，即两车发生正面相撞时，不合适的防撞梁高度既保护不到自身，还会对对方车辆造成巨大伤害；还需要根据车身高度，轮毂直径的大小来综合评定，并没有一个明确的标准。一般车型的安装高度在400-500mm 左右，但如果超过520mm ，则会对C NCAP 等相关碰撞试验的成绩造成影响。

保证与周边件间隙≧10mm 。前防撞梁总成一般是螺接到机舱纵梁上，误差积累大，同时车身前端安装有很多子件，故要求前防撞梁总成与周边件的间隙在10mm 以上。

在X 向预留出70mm 的行人保护缓冲空间。

3 、汽车前后防撞梁总成结构形式

标准的汽车前后防撞梁总成一般由防撞梁本体和吸能盒组成，部分车型还包含拖车钩螺纹管，为降低维修成本，防撞梁一般采用螺栓连接固定在车身上。

4、前后防撞横梁结构形式

前防撞横梁的结构主要有四种方式：冷冲压不同技术对应的优化断面，有不同程度的差别。

冷冲压拼焊的前防撞横梁保持了与车身其它钣金相同的制造技术，不需要单独生产线，故制造成本低廉，不足在于重量大，不便于车身轻量化。通常材料选用HC420/780DP或HC550/980DP，具体结构、材料根据车型差异及CAE 分析相应选择。

辊压成形的前防撞横梁，需要一条专用辊压线，其断面为箱体结构，类似双层板，重量方面优势不大。通常材料选用HC420/780DP或HC550/980DP，料厚1.8mm ，具体根据车型差异及CAE 分析相应选择。根据目前供应商制造工艺限制，目前合理的防撞梁半径R ≥2700mm 。

热冲压的前防撞横梁，需要一条专用热成形加工线及专用模具，综合成本较高，优势在于重量轻。

铝制的前防撞横梁，需要专用设备及工装，综合成本较高，优势在于重量轻。

5、后防撞横梁结构形式

后防撞横梁的制造主要为冷冲压和铝制，冷冲压横梁一般为U 形截面结构，通常材料选用HC250/450DP、HC340/590DP，具体形状、材料根据车型差异及CAE 分析相应选择。

6、吸能盒设计要求

吸能盒上一般需布置2至3条吸能筋，主要目的是便于低速碰撞时吸收足够的能量，保证车身本体不被破坏。同时设计吸能筋时需遵循以下4条原则： a. 加强筋的轴线必须垂直于受力方向，否则在振动时会引起扭转； b. 必须沿支撑之间最短距离布置；

c. 采用交叉筋时，应考虑在交叉点容易产生应力集中，相对减小了交叉点的刚性，所以在交叉点要注意圆角过渡，圆角半径应大于筋的宽度的两倍；

d. 加强筋的形状在平的或稍凸起的零件上，加强筋应沿零件对角线布置，在

深弯曲的零件上应垂直于零件的弯曲轴线。

定义防撞梁本体和吸能盒截面尺寸：Z 向高度、Y 向宽度、X 向长度： A 级车型吸能盒在X 向长度一般在120mm 左右，A0 级车型长度约在100 mm。横梁本体X 向截面尺寸受吸能盒和保险杠位置所限制，故不能取值太大，一般在55mm 。可以根据钣金材料级别、整车受力大小和整车安全星级等综合因素而调整。

吸能盒Z 向高度、Y 向宽度与纵梁截面基本一致，偏差不大于5mm 。吸能盒和纵梁中心轴线一致。

7、前拖车钩结构设计要求

前拖车装置工作方式（如：螺接、挂钩）和布置位置；一般前拖车装置采用螺接方式。布置

位置，理论上希望拖车装置对称中心线与机舱纵梁中心重合，或偏离距离越小越好。

挂钩或螺母套主要配合尺寸；根据整车装备质量，确定拖车装置所需要承受载荷，选择合适的螺母套及拖钩，公司现有M20 螺纹规格，不同车型可以通用。

8、防撞梁和车身连接标准件采用8.8级M8螺栓。

七、防撞梁总成设计经验

1、吸能盒螺栓固定点分布要求尽量靠近吸能盒，均匀分布。

四个螺栓连接点分布距吸能盒偏远，碰撞中受到扭转力或拉力作用导致前纵

梁前安装板和前防撞梁安装板连接处开口。

优化方案：将螺栓安装点靠近吸能盒安装。

2、吸能盒与防撞梁及安装板连接必须可靠，保证连接强度。

中心柱碰撞及偏置碰撞时由于吸能盒与安装板点焊强度不足，导致吸能盒脱落，

优化方案：加强连接强度，将点焊改为二保焊，并增加焊接点。

3、前纵梁前安装板与纵梁连接必须可靠，保证强度。

偏置碰及正碰时，前纵梁前安装板与纵梁焊点强度不足，导致防撞梁车身连接板从纵梁脱落。

优化方案：加强安装板和纵梁连接强度，增加焊接面及焊点。

4、汽车前后防撞梁的工艺制造性能

冷冲压钢板按照其拉伸屈服强度Rp0.2可分为：普通钢（Rp0.2>120 N/mm2兆帕）、强度钢（Rp0.2>180兆帕）、高强度钢板（Rp0.2>260兆帕）、特高强度钢板（Rp0.2>340兆帕）和超高强度钢板（Rp0.2>620兆帕）。另外还有超高强度热成型钢板，其拉伸屈服强度达到1000兆帕以上，这相当于在一平方厘米面积上承受10000公斤的压力。汽车前后防撞梁本体在高速碰撞时由于需要承受较大的冲击载荷，一般需采用屈服强度620兆帕以上的超高强度钢板或者更高的超高强度热成型钢板；吸能盒一般需采用强度稍低的特高强度钢板。

根据材料选择不同，防撞梁本体一般采用辊压成型或者热成型工艺来制作，国内由于缺少可维修性成本碰撞法规约束，有些车型后防撞梁本体也采用普通冲压工艺。下面分别列出上述两种制作工艺的优缺点：

a. 辊压成型：相对于普通冲压工艺，辊压成型材料利用率较高、零件刚性好，可实现制作的零件屈服强度高，可达620兆帕以上；但是辊压成型模具投入较大，批量生产量不大时单件成本会较高，同时由于辊压工艺先冲孔再成型的工艺特点，零件孔位、型面精度一般比普通冲压零件会差。

b. 热成型：相对于普通冲压工艺，热成型工艺零件刚性好，强度大，可实现制作的零件屈服强度高，可达1000兆帕以上；但是热成型一次性设备投入很大，批量生产量不大时单件成本很高。

中国_英国钢_混凝土组合梁设计规范比较

土木工程

中国、英国钢-混凝土组合梁设计规范比较

李远

(天津市交通建筑设计院，300201)

摘要:根据中国《钢结构设计规范》和英国规范(BS5950)，对简支组合梁的设计过程进行了

对比，包括施工阶段与使用阶段承载力的验算、抗剪连接件的设计和挠度验算等(通过相关工

程实例计算，对设计结果进行了比较，结果表明:英国规范对于钢-混凝土组合梁设计的规定更

加详细，由设计所得的结果较中国规范更加保守(

关键词:钢-混凝土组合梁;设计规范;承载力;挠度;抗剪

连接;比较分析中图分类号:TU378.2 文献标识码:A 文章编号:1006-6853(2008)04-0256-03 英国规范(BS5950)是一部较完整的钢结构设计 1.2 施工阶段的截面验算

[1] 1.2.1 设计方法的确定规范，其中第三部分对组合结构的设计、研究与应

组合梁承载力极限状态的设计是根据其承受荷用做了较全面的总结和阐述(中国的《钢结构设计规 [2]载及截面性质的不同，分别按照弹性方法和塑性方法范》(GB50017—2003)中也包含了钢与混凝土组合

进行设计的(两国规范对进行塑性设计的钢梁截面板梁的相关内容(笔者依据两国规范，对楼盖为压型钢

件宽厚比的要求有所不同(对于工字形截面的简支板的简支组合梁的设计过程进行了研究、对比，并通

梁，中国规范按照下式确定过工程实例计算，对设计结果进行了比较分析(

b 235 h0 235 ? 9 ，腹板 ? 72翼缘 (1) t fy tw fy 1 设计过程的对比

式中:b 为钢梁翼缘自由外伸宽度;t 为钢梁翼缘厚

度;h0 为钢梁腹板高度;tw 为钢梁腹板厚度;fy 为钢 1.1 基本设计规定

材的屈服强度( 1.1.1 荷载分项系数 [6][3]英国规范(BS5950—1)按照下式确定中国《建筑结构荷载规范》(GB50009—2001，

2006 年版)与英国荷载规范(BS6399)中的相关规定 0 235 b 235 h 翼缘 ?10，腹板 ? 80 (2) 不同 (当仅考虑恒载和活载作用下的基本组合时 t fy tw fy (不考虑风荷载的作用)，中国规范的恒载、活载的

1.2.2 局部稳定性的验算分项系数分别为 1.2，1.4;而在英国规范中分别为 1.4

中国规范(见文献[2])中钢梁的局部稳定性按下和 1.6(

式验算 1.1.2 材料强度

设计过程中，两国规范对钢材和混凝土的强度及 b235h0 235 ? 80翼缘 ?13，腹板 (3) 分项系数的规定也存在不同，故需先进行强度换算， t fy tw fy

以便结果对比(中、英两国规范中混凝土的强度均由 [6] 英国规范中钢梁的局部稳定性可按下式验算 [4-5]立方体抗压强度确定，但强度设计值稍有差别(钢

b 235 h0 235 材的型号和设计强度值也有一定的差别，在对比计算翼缘 ?15，腹板 ? 80 (4) t fy tw fy 中，需进行换算统一(

收稿日期:2008-05-26;修订日期:2008-09-01 作者简介:李远(1981—)，男，天津人，天津市交通建筑设计院助理工程师.

257 天津城市建设学院学报李远:中国、英国钢-混凝土组合梁设计

规范比较

1.2.3 抗弯强度英国规范在完全抗剪连接组合梁的挠度计算中，

施工阶段，垂直于钢梁的压型钢板对钢梁起支撑采用换算截面法计算组合梁的刚度(对于部分抗剪连作用，因此不考虑钢梁的侧向失稳(其抗弯强度在中接梁，在完全抗剪连接梁的基础之上，挠度按照下式国、英国规范中均按下式计算计算

M = Wpnxf (5) δ = δ c + 0.3(1 ? Na / Np)(δ s ? δ c) (9) 式中:Wpnx 为钢梁塑性截面模量;f 为钢材强度设式中:Na / Np 为组合梁抗剪连接度δ s; 为钢梁单独承计值( 载所计算的挠度δ; c 为完全抗剪连接梁的挠度(

在英国规范中，还要考虑剪力作用的影响，在剪

力较大时，对抗弯强度要进行相应的折减( 2 设计实例

1.2.4 剪切强度

对于组合梁的极限抗剪承载力，两国规范均仅考文中选用的设计对象为跨度 12.0 m、梁间距为虑钢梁腹板的抗剪能力，但在钢材抗剪强度设计值的 3.0 m 的简支组合梁(楼盖为压型钢板，肋高 50 mm，选取上各有不同( 现浇 80 mm 厚混凝土(相关的设计参数为:栓钉直径

1.3 使用阶段的截面验算19 mm，长度100 mm，焊后长度 95 mm;选用 S355 钢 1.3.1 混凝土翼缘板的有效宽度材，屈服强度标准值 fy = 355 MPa，钢材型号 457×

中国规范中，混凝土翼缘板的有效宽度按下式 191×67UB(截面高度 h = 453.4 mm，翼缘宽度 b = 计算 189.9 mm，腹板厚度 tw = 8.5 mm，翼缘厚度 t=12.8

mm);采用普通混凝土，等级为 C30，密度为 2 400 be = b0 + b1 + b2 (6) 3 kg/m (整个施工过程中无支撑(设计荷载中的施工荷式中:b0 为钢梁翼缘宽度;b1 = b2 = min {l / 6, 6h, S1, 2 2 2 载0.5 kN/m ，楼面活荷6 kN/m ，面层荷载 0.5 S 0 / 2} ，h 为混凝土板总高度，S1 为翼板实际外伸宽

kN/m ( 度，S 0 为相邻钢梁或板托间净距，l 为梁的跨度(

英国规范中，混凝土翼缘板一侧的有效宽度按下 3 设计结果比较

式计算

[7] 依据中国、英国规范，分别对上述实例进行了 be = min{Lz / 8, b} (7)

计算，结果如表 1 所示( 式中:Lz 为梁的有效跨度;b 为梁与相邻梁之间板宽

的一半( 表 1 设计结果对比 1.3.2 抗弯承载力设计内容中国规范英国规范

中国、英国规范在计算组合梁的抗弯承载力时，有效宽度/mm 施工阶段设计150 000 1 3 均考虑了板与钢梁抗剪连接的影响，对于完全抗剪连弯矩/kNm 钢梁塑性抗弯承?182 211 接和部分抗剪连接组合梁，则对应有不同的计算载力/kN?m 使用阶段设计弯470 522 公式( 矩/kN?m 组合截面抗弯承载630 724 力/kNm 栓钉抗剪承载力?1.4 抗剪连接件的计算730 968 /kN 抗剪连接件数/量个总挠两国规范在计算抗剪连接件的受剪承载力时，均 72 64

度/mm 考虑了压型钢板的影响，按照板肋与梁垂直或平行， 38 96 分别采用不同的折减系数( 61 61

1.5 挠度的验算

在施工阶段，中国和英国规范中，均将施工荷由表 1 以及前文分析可得出:?由于中国、英国载、混凝土自重视为外部荷载来计算钢梁挠度( 规范对于荷载分项系数及材料分项系数的规定有所

在使用阶段，中国规范考虑滑移效应的折减刚度不同，使得在设计过程中设计荷载和材料设计强度存由下式确定在一定的差异，相比而言，英国规范的设计荷载和材

料设计强度均较大;?两国规范对于简支组合梁有效

EIeq 宽度的计算存在明显的不同，中国规范考虑了梁跨 B = (8) 度、翼缘板厚度及梁间距等因素的影响，英国规范则 I + ζ

仅考虑简支梁跨度及相邻梁间距的影响;?在设计实式中:E 为钢梁的弹性模量;Ieq 为组合梁的换算截面例中，由于上述两种因素的影响，导致塑性中和轴的惯性矩;I 为钢梁截面惯性矩;ζ 为刚度折减系数(

258 天津城市建设学院学报 2008 年第 14 卷第 4 期

位置明显不同，按中国规范计算中和轴在钢梁内，而弯承载力的计算公式也区分得较细(同时也考虑了轻

质混凝土的情况( 按英国规范计算则在混凝土翼板内;?对于组合梁挠

度的验算，中国规范采用折减刚度法，考虑了滑移效参考文献: 应对组合梁挠度的影响，而英国规范考虑了剪力连接

程度，采用换算截面法在完全抗剪连接梁的基础上进 ,1,BS5950—3.1, Structural use of steelwork in building-part 行计算，形式上更加简单;?在抗剪连接件强度和数 3:Design in composite construction-section 3.1:code of 量的计算中，英国规范较为保守，计算结果差别较大. practice for design of simple and continuous composite

beams,S,(

GB50017—2003, 钢结构设计规范,S,( ,2, 4 结语GB50009—2001, 建筑结构荷载规范,S,. GB50010—,3,

2002, 混凝土结构设计规范,S,. BS8110，Structural use ,4, (1)中国钢结构规范(GB50017—2003)与英国 of concrete-part 1:code of prac- tice for design and ,5, 规范(BS5950)中都有关于组合结构的相关规定，但 constructio,Sn,. BS5950—1，Structural use of steelwork [8]中国规范只有关于组合梁的相关设计，而英国规范 in building-part ,6, 则对一般组合结构的设计均有较详细的规定( 1:code of practice for design-rolled and welded sections

(2)由于中国、英国规范在材料强度的分项系数 ,S,.

的选取，荷载组合系数的确定，有效宽度的计算，挠 BS5950—4，Structural use of steelwork in building-part ,7, 度计算及抗剪连接件的计算上均不同，因此两种设计 4:code of practice for design of composite slabs with 过程有差别(但根据两种规范计算所得的抗弯承载力 profiled steel sheeting,S,.

与设计弯矩的比值及总挠度值相差并不大(对于文中杨璐，王元清，石永久，等. 中国、欧洲钢-混凝土组

,8,设计实例，根据英国规范计算的结果更加保守，其承合梁的设计规范比较 , J , . 建筑科学与工程学报，载力与设计荷载比值较大( 2006，23(4):34-37.

(3)英国规范对组合梁设计的规定较中国钢结 (编辑:胡玲玲)构规范详细，其中对钢梁截面的划分更加细致，其抗

DesignC ode Comparison of Stee-Concrete lCo mposite Bema

betweenCh ina and Britain

LI Yuan

( Tianjin Communication Architecture Design Institute～Tianjin 300201～China)

Abstract:Accordingto Chinese standard (Code for design of steel structures) and British standard (BS5950), the design

process of simply supported composite beam was compared. This content included moment capacity during construction

stage and composite stage, shear connectors design, deflection checking, etc. A related engineering example was given and

the design results of these two standards were compared. The results show that the correlative part in BS5950 is more de-

tailed and leads to more conservative result than those in Chinese standard.

Key word:ssteel-concrecteom posite beam;design code;bearing capacity;deflection;shear connection;comparison

analysis

中国_英国钢_混凝土组合梁设计规范比较

天津城市建设学院学报第 14 卷第 4 期 2008 年 12 月

Journal of Tianjin Institute of Urban Construction Vol.14 No.4 Dec. 2008

土木工程

中国、英国钢-混凝土组合梁设计规范比较

李远

:天津市交通建筑设计院,300201:

摘要:根据中国《钢结构设计规范》和英国规范(BS5950:，对简支组合梁的设计过程进行了

对比，包括施工阶段与使用阶段承载力的验算、抗剪连接件的设计和挠度验算等(通过相关工

程实例计算,对设计结果进行了比较，结果表明:英国规范对于钢-混凝土组合梁设计的规定更

加详细，由设计所得的结果较中国规范更加保守(

关键词:钢-混凝土组合梁;设计规范;承载力;挠度;抗剪连接;比较分析中图

文章编号:1006-6853(2008)04-0256-03分类号:TU378.2 文献标识码:A

英国规范:BS5950:是一部较完整的钢结构设计 1.2 施工阶段的截面验算

[1]1.2.1 设计方法的确定规范,其中第三部分对组合结构的设计、研究与应

组合梁承载力极限状态的设计是根据其承受荷用做了较全面的总结和阐述,中国的《钢结构设计规

[2]载及截面性质的不同,分别按照弹性方法和塑性方法范》:GB50017—2003:中也包含了钢与混凝土组合

进行设计的,两国规范对进行塑性设计的钢梁截面板梁的相关内容,笔者依据两国规范,对楼盖为压型钢

件宽厚比的要求有所不同,对于工字形截面的简支板的简支组合梁的设计过程进行了研究、对比,并通

梁,中国规范按照下式确定过工程实例计算,对设计结果进行了比较分析,

235 b h0 235 翼缘 ? 9 ? 72 ,腹板 :1: fy 1 设计过程的对比 t fy tw

式中:b 为钢梁翼缘自由外伸宽度;t 为钢梁翼缘厚

度;h0 为钢梁腹板高度;tw 为钢梁腹板厚度;fy 为钢 1.1 基本设计规定

材的屈服强度, 1.1.1 荷载分项系数

[3][6]中国《建筑结构荷载规范》:GB50009—2001, 英国规范:BS5950—1:按照下式确定

2006 年版:与英国荷载规范:BS6399:中的相关规定 b 0 h235 235 翼缘 ?10 ? 80 ,腹板 :2: 不同 ,当仅考虑恒载和活载作用下的基本组合时 fy t fy tw :不考虑风荷载的作用:,中国规范的恒载、活载的 1.2.2 局部稳定性的验算分项系数分别为 1.2,1.4;而在英国规范中分别为 1.4 中国规范:见文献[2]:中钢梁的局部稳定性按下和 1.6, 式验算 1.1.2 材料强度 b h0 235 235 翼缘 ?13 ? 80 设计过程中,两国规范对钢材和混凝土的强度及 :3: ,腹板

t fy tw fy 分项系数的规定也存在不同,故需先进行强度换算, [6] 英国规范中钢梁的局部稳定性可按下式验算以便结果对比,中、英两国规范中混凝土的强度均由 [4-5]立方体抗压强度确定,但强度设计值稍有差别,钢 b h 0 235 235 翼缘 ?15 ? 80 :4: ,腹板材的型号和设计强度值也有一定的差别,在对比计算 fy fy t tw

中,需进行换算统一,

收稿日期:2008-05-26;修订日期:2008-09-01

作者简介:李远:1981—:,男,天津人,天津市交通建筑设计院助理工程师.

天津城市建设学院学报李远:中国、英国钢-混凝土组合梁设计规范比较 257

1.2.3 抗弯强度英国规范在完全抗剪连接组合梁的挠度计算中,

施工阶段,垂直于钢梁的压型钢板对钢梁起支撑采用换算截面法计算组合梁的刚度,对于部分抗剪连作用,因此不考虑钢梁的侧向失稳,其抗弯强度在中接梁,在完全抗剪连接梁的基础之上,挠度按照下式国、英国规范中均按下式计算计算

:9: M , Wpnxf :5: , , , c ， 0.3(1 , Na / Np)(, s , , c) 式中:Wpnx 为钢梁塑性截面模量;f 为钢材强度设 a / Np 式中:N为组合梁抗剪连接度;, s 为钢梁单独承计值, 载所计算的挠度;, c 为完全抗剪连接梁的挠度,

在英国规范中,还要考虑剪力作用的影响,在剪

力较大时,对抗弯强度要进行相应的折减, 2 设计实例

1.2.4 剪切强度

对于组合梁的极限抗剪承载力,两国规范均仅考文中选用的设计对象为跨度 12.0 m、梁间距为虑钢梁腹板的抗剪能力,但在钢材抗剪强度设计值的 3.0 m 的简支组合梁,楼盖为压型钢板,肋高 50 mm, 选取上各有不同, 现浇 80 mm 厚混凝土,相关的设计参数为:栓钉直径

19 mm,长度100 mm,焊后长度 95 mm;选用 S355 钢 1.3 使用阶段的截面验算

1.3.1 混凝土翼缘板的有效宽度材,屈服强度标准值 fy = 355 MPa,钢材型号 457×

中国规范中,混凝土翼缘板的有效宽度按下式 19167UB:截面高度 h = 453.4 mm,翼缘宽度 b = ×

计算 189.9 mm,腹板厚度 tw = 8.5 mm,翼缘厚度 t=12.8

:6: mm:;采用普通混凝土,等级为 C30,密度为 2 400 be , b0 ， b1 ， b2 3 kg/m ,整个施工过程中无支撑,设计荷载中的施工荷式中:b0 为钢梁翼缘宽度;b1 , b2 , min {l / 6, 6h, S1, 2 2 2 载0.5 kN/m ,楼面活荷6 kN/m ,面层荷载 0.5 kN/m , S 0 / 2} ,h 为混凝土板总高度,S1 为翼板实际外伸宽

度,S 0 为相邻钢梁或板托间净距,l 为梁的跨度, 英

国规范中,混凝土翼缘板一侧的有效宽度按下 3 设计结果比较

式计算 [7] 依据中国、英国规范 ,分别对上述实例进行了 be , min{Lz / 8,b} :7:

计算,结果如表 1 所示, 式中:Lz 为梁的有效跨度;b 为梁与相邻梁之间板宽

的一半, 表 1 设计结果对比

1.3.2 抗弯承载力设计内容中国规范英国规范

中国、英国规范在计算组合梁的抗弯承载力时, 有效宽度/mm 1 150 3 000 均考虑了板与钢梁抗剪连接的影响,对于完全抗剪连施工阶段设计弯/k矩N?m 182 211

钢梁塑性抗弯承载力/kNm ?接和部分抗剪连接组合梁 ,则对应有不同的计算 470 522

使用阶段设计弯/k矩Nm ?630 724 公式,

组合截面抗弯承载力/kN?m 730 968 1.4 抗剪连接件的计算栓钉抗剪承载力/kN 72 64 两国规范在计算抗剪连接件的受剪承载力时,均抗剪连接件数量/个 38 96 考虑了压型钢板的影响,按照板肋与梁垂直或平行, 总挠度/mm 61 61 分别采用不同的折减系数, 1.5 挠度的验算由表 1 以及前文分析可得出:?由于中国、英国在施工阶段,中国和英国规范中,均将施工荷规范对于荷载分项系数及材料分项系数的规定有所载、混凝土自重视为外部荷载来计算钢梁挠度, 不同,使得在设计过程中设计荷载和材料设计强度存

在使用阶段,中国规范考虑滑移效应的折减刚度在一定的差异,相比而言,英国规范的设计荷载和材由下式确定料设计强度均较大;?两国规范对于简支组合梁有效

宽度的计算存在明显的不同,中国规范考虑了梁跨 EIeq :8: B , I ， , 度、翼缘板厚度及梁间距等因素的影响,英国规范则式中:E 为钢梁的弹性模量;Ieq 为组合梁的换算截面仅考虑简支梁跨度及相邻梁间距的影响;?在设计实

例中,由于上述两种因素的影响,导致塑性中和轴的惯性矩;I 为钢梁截面惯性矩;, 为刚度折减系数,

258 天津城市建设学院学报 2008 年第 14 卷第 4 期

弯承载力的计算公式也区分得较细,同时也考虑了轻位置明显不同,按中国规范计算中和轴在钢梁内,而

质混凝土的情况, 按英国规范计算则在混凝土翼板内;?对于组合梁挠

度的验算,中国规范采用折减刚度法,考虑了滑移效参考文献: 应对组合梁挠度的影响,而英国规范考虑了剪力连接

程度,采用换算截面法在完全抗剪连接梁的基础上进 ,1, BS5950—3.1, Structural use of steelwork in building-part 行计算,形式上更加简单;?在抗剪连接件强度和数 3:Design in composite construction-section 3.1:code of 量的计算中,英国规范较为保守,计算结果差别较大. practice for design of simple and continuous composite

beams,S,,

,2, GB50017—2003, 钢结构设计规范,S,, 4 结语

,3, GB50009—2001, 建筑结构荷载规范,S,. ,4, GB50010—2002, 混凝土结构设计规范,S,. :1:中国钢结构规范:GB50017—2003:与英国

,5, BS8110,Structural use of concrete-part 1:code of prac- 规范:BS5950:中都有关于组合结构的相关规定,但

[8]tice for design and construction,S,. 中国规范只有关于组合梁的相关设计,而英国规范 ,6, BS5950—1,Structural use of steelwork in building-part 1:则对一般组合结构的设计均有较详细的规定, code of practice for design-rolled and welded sections :2:由于中国、英国规范在材料强度的分项系数 ,S,. 的选取,荷载组合系数的确定,有效宽度的计算,挠 ,7, BS5950—4,Structural use of steelwork in building-part 4:度计算及抗剪连接件的计算上均不同,因此两种设计 code of practice for design of composite slabs with profiled 过程有差别,但根据两种规范计算所得的抗弯承载力 steel sheeting,S,.

与设计弯矩的比值及总挠度值相差并不大,对于文中 ,8, 杨璐,王元清,石永久,等. 中国、欧洲钢-混凝土组合梁设计实例,根据英国规范计算的结果更加保守,其承 J,. 建筑科学与工程学报, 2006,的设计规范比较,

载力与设计荷载比值较大( 23:4::34-37.

(编辑:胡玲玲) :3:英国规范对组合梁设计的规定较中国钢结

构规范详细,其中对钢梁截面的划分更加细致,其抗

Design Code Comparison of Steel-Concrete Composite Beam

between China and Britain

LI Yuan

( Tianjin Communication Architecture Design Institute，Tianjin 300201，China)

Abstract:According to Chinese standard (Code for design of steel structures) and British standard (BS5950), the design

process of simply supported composite beam was compared. This content included moment capacity during construction

stage and composite stage, shear connectors design, deflection checking, etc. A related engineering example was given and

the design results of these two standards were compared. The results show that the correlative part in BS5950 is more de-

tailed and leads to more conservative result than those in Chinese standard.

Key words:steel-concrete composite beam;design code;bearing capacity;deflection;shear connection;comparison

analysis

蜂窝梁设计规范的比较研究

罗烈 ,罗晓霖

()同济大学土木工程学院 ,上海 200092

摘要 : 本文介绍了蜂窝梁的应用及发展 ,对比研究了各国有关觃范和标准关于蜂窝梁的强度、刚度、稳定性等设计的理论

基础及计算方法 ,期望能对我国尽早将蜂窝梁设计列入相关觃范起参考作用。

关键词 : 蜂窝梁 ;觃范 ;强度 ;刚度 ;稳定

( ) 文章编号 : 1671 - 9379 200502 - 0043 - 05 中图分类号 : TU 318 文献标识码 : A

Com p a ra tive R e se a rch o f the D e s ign Sp e c ifica tio n s

fo r C a s te lla te d B e am

LUO L ie, LUO X iao2lin

( )Schoo l of C ivil Enginee ring, Tongji U n ive rsity, Shangha i 200092 , Ch ina

A b stra c t: In this p ape r, the app lica tion of ca ste lla ted beam is in troduced and a comp a ra tive re sea rch of the de sign sp ec ifica tions fo r ca ste lla ted

beam is ca rried ou t.

Keyword s: ca ste lla ted beam; sp ec ifica tion; strength; stiffne ss; stability

单 ,防腐性能好。据国外资料介绍 ,以蜂窝梁代替实腹梁 1 引言

能节省钢材 ,节省油漆和运输安装费用。正是因为蜂窝

梁有着许多其它受弯构件所不具备的优点 ,自 20 丐纪初 1. 1 蜂窝梁简介

首次被用于工程以来 ,随着轧制宽翼缘钢材的出现 ,蜂窝 ( )蜂窝梁是由工字钢 H 型钢经切割、焊接而成的空

梁已日渐广泛地被应用于桥梁、厂房、办公楼、轮船及吊腹梁。蜂窝梁的截面高度 h 不原梁截面高度 H 之比称为

车桥架等工程中 ,是很有发展前途的一种构件形式。扩张比 ,一般在 1. 2～1. 7之间 ,常用的扩张比为 1. 5。由

于扩张后增大了截面惯性矩和截面模量 ,提高了梁的刚

1. 2 各国规范的有关规定概述度和承载能力 ,使梁可以应用于更大的跨度 ,承受更大的

英国钢结构觃范 B S5950 Pa rt 1 中列入了蜂窝梁的计荷载 ,同时又减轻了结构自重 ,节省大量钢材。根据梁的

算公式 ,钢结构设计手册中也列入了通用的蜂窝梁、柱、受力要求 ,梁的上下区域还可采用两种不同钢材戒不同

搁栅等的觃格和性能。前苏联也在 1982 年钢结构设计尺寸组成。例如 ,对单跨梁来说 ,上部采用腹板较厚的普

觃范中列入了有关蜂窝梁计算等内容。日本钢结构协会通低碳工字钢 ,下部采用腹板较薄的高强度钢 ,这样可以

编的《新版 H 型钢系列》中提供了一套蜂窝梁简化计算充分地利用钢材的有效率。蜂窝梁腹板的孔洞既美观又

公式 , 它是目前广泛采用的公式。美国《Comp u te r and 便于布设设备管线 ,这对高层建筑甚为有利 ,可以避免管

Struc tu re s》杂志在近似计算和差分法的基础上提出了用道从梁下穿过所带来建筑层高的增加。不实腹梁相比 ,

有限元理论编制的适用于 IBM 1620型小容量计算机的蜂窝梁自重轻、承载能力高 ;不组合桁架相比 ,其构造简

收稿日期 : 2004 - 10 - 15

作者简介 :

(与用程序。一些国家觃范如拿大觃范 CAN /CSA - S16. 1 II 12 V= ?V , V= ?V;1 2 )- 94 中虽未有蜂窝梁的明确提法 ,但其对在梁腹板上开 I + I I + I 1 2 1 2

大孔的情况也做了相关的觃定。而目前在我国 ,虽然近年 I、I———上、下 T 形截面对于平行于翼缘的自身形心 1 2

来在若干著作和研究论文中介绍了蜂窝梁的设计和计轴的惯性矩 ;[ 7 , 8 ] 算 ,但尚未在相关觃范戒标准中列入蜂窝梁的设计条 I ———带孔梁段截面对 x - x轴的惯性矩; x

文。由于没有可以遵循的工程设计觃范戒标准 ,在很大程 W 、W ———分别为上 T 形截面对于平行于翼缘 1, m ax 1, m in

度上制约了蜂窝梁在我国的推广使用。随着蜂窝梁在各的自身形心轴的最大、最小截面模量 ;类工程中的应用日趋广泛 ,笔者认为有必要加快对蜂窝梁 W 、W ———分别为下 T 形截面对于平行于翼缘 2, m ax 2, m in

的研究步伐 ,以便早日将蜂窝梁的设计列入我国设计觃的自身形心轴的最大、最小截面模量 ; 范 ,从而推进蜂窝梁在实际工程中的应用。有鉴于此 ,本 R、R、R、R———上、下 T形截面钢材的计算强度 ;y1 u1 y2 u2

文根据所掌握的资料 ,对国外有关觃范和标准关于蜂窝梁 γ———按计算强度 R进行设计时采用的抗力分项安 n u

的计算觃定进行了比较研究。全系数 ,取为 1. 3;

(r———工作条件系数 ,取值不构件的工作条件在结构 c

)中所处位置、受力形式等有关 ,详见觃范 CH иП?23 - 81表 2 强度计算

6。蜂窝梁强度计算内容除了按实腹梁验算实腹区域截

表 1中的计算公式是以 A llftlish等人提出的费氏空腹面外 ,还应对空腹截面处进行正应力和剪应力验算 ,对连

桁架法为理论基础推导而来。A llftlish假定蜂窝梁受力后 : 接处焊缝还应进行剪应力验算。

() 1截面保持平面变形 ;

() 2在剪力作用下 ,空腹截面处总剪力按刚度分配于 2. 1 正应力验算

上、下两个 T形截面 ; ) 1 前苏联

() 3由剪力引起的弯矩 ,反弯点出现在每个孔洞的垂 ( ) 前苏联钢结构觃范 CH иП?23 - 81 觃定腹板平面

直中心线上。 () 1 中内受弯的蜂窝梁在蜂窝段图 1 的正应力强度按表

据此 ,可以用普通材料力学公式得出蜂窝梁的实腹和的公式计算。

() 空腹截面的正应力如图 2。在空腹截面 B - B 和 D - D

M (σ) 的正应力包括由弯矩引起的正应力和由剪力次弯矩

V (σ)引起的正应力两部分。梁的上下区域可以采用两种

不同钢种的钢材 ,截面尺寸也可以不相同 ,由于图 2中蜂窝

梁孔洞部位处的 1、2、3、4 点的正应力值都有可能最大 ,由

此可得到前苏联钢结构觃范中的蜂窝梁截面强度的正应力

() 计算公式见表 1及图 1。

如果上、下 T形截面采用同一尺寸的同种钢材 ,则表 1 图 1 蜂窝梁段简图中的公式可简化为 :

M V ?a M V 表 1 前苏联钢结构规范中蜂窝梁 ( )σ σ σ1 =+= i nW 4W n T 段截面强度计算公式式中 W ———空腹截面的截面模量 ; n 上 T形截面下 T形截面 W ———空腹处 T形截面的截面模量; T M h V a M h Va 1 1 2 2 点 1 点 3 ) 2日本+ ?R ?r + ?R ?r y1 cy2 c2W I I2W 2, m ax x x 1, m ax 日本钢结构协会采用了一种简化计算方法 ,即假设弯 M dVa R ?r M 2 2 u2 cM dVa R ?r 1 1 u1 cσ曲正应力在空腹 T形截面处为矩形分布 ,即图 2中的 A 点 2 点 4 + + ?? γI2W γI2W x 2, m in n x 1, m in n ( ) - A b图 ,可得 :

M Mσ ( )= 2 表 1 中的符号 : hA T 0

M 、V ———梁截面的弯矩和剪力 ;式中 A———T形截面面积 ; T

V 、V ———上、下 T形截面承受的剪力 ,

图 2 蜂窝梁正应力计算图式

V ( ) ( )σ推荐的蜂窝梁正应力计算公式也都采用 3、4式。而计算公式不前相同 , 故可得蜂窝梁正应力验算

由此可见 ,许多国家觃范关于蜂窝梁的正应力计算方公式为 :

法均以费氏空腹桁架法为基础 ,尽管经过试验验证由此算 M M V σσ σ =+= + ( )1 2得的应力分布不实际情况有别 ,但所得的最大正应力不梁 Ah( ) T1 20

的实际情况相符。又因其应力分析明确 ,计算方便 ,此法已 Va ( ) 1 2σ ( )3 ? [] ( )1 2被许多国家用以计算蜂窝梁的强度。 2W 1 ( 2)

式中h———上、下两 T形截面的形心距离 ; 0 2. 2 剪应力计算 A、A———上、下两 T 形截面面积。其余符号同表 1T1 T2 关于蜂窝梁抗剪强度的验算 ,各国的方法都一样 ,一中符号。般包括以下两方面 : 同样如果上下 T 形截面采用同一种钢材及同一尺寸 ,) 1蜂窝梁孔腹板净截面处的验算

则上式可简化为 : 在空腹处的 T形截面剪力按下式进行验算 : M V a V S σσ ( )= 4 + ? [] T ( )1 2τ = ( )? f5 Ah4W vT 0T2 tI w T) 3英国 : S———T形截面的面积矩 , 当形心位于腹板内时 , 取式中 T 英国觃范 B S5950 觃定 :截面的抗弯承载力应根据净中性轴以上部分面积对中性轴的面积矩 ; 当形心位于翼缘截面性能计算 ,并应适当考虑孔洞处剪力对空腹的影响。内时 ,取腹板自由端至翼缘内表面之间腹板面积对形心轴如果在梁上有集中荷载 ,也应考虑集中荷载的局部影响。的面积矩 ; 虽然没有给出具体的计算公式 ,但其理论基础还是费式空 I———空腹处 T 形截面的截面惯性矩 ; T 腹桁架法。

) 4德国

原联邦德国 Pe ine sa lzgitfe r公司觃定蜂窝梁的弯曲正

( )应力是按式 1式计算的 ,同时要求进行考虑剪应力的折

2 2 σ στ算应力验算 ,即 := + 3。为方便设计 , 该公司还提

供了在均布荷载作用下 ,各种类型 H 型钢按原联邦德国的

()孔型扩张比 K= 1. 5制成的蜂窝梁的承载力图表。根据 1

梁的跨度和所选用的 H 型钢觃格 ,就可以由图表查出梁的图 3 T形截面剪应力计算图示

) 弹性极限荷载。另外 ,该公司还制定了蜂窝梁的塑性极限 2蜂窝梁孔之间的腹板对接焊缝的验算孔间的水平

连接焊缝要求用对接焊缝焊透 ,焊缝所承荷载选用表 ,供设计人员参考选用。

( )担的剪力 T可由平衡条件如图 3 b求得 : ) 5分析

V C 很明显 ,由于日本采用的计算方法假定了弯曲正应力( )=6 T M h 0σ在空腹 T 形截面处为矩形分布 , 使得 T 形截面上下边

对接焊缝的剪应力按截面的平均应力验算 ,即 : 缘点的正应力值相等 , 减少了最大正应力的可能点 , 故 V C ( ) ( )( )( ) ( )τ 3、4式比表 1 及式 1 要简单得多。按 3 、4 式计 τ= ( )7 ? [] tha w 0 ( )算的空腹截面正应力一般比表 1 及式 1 计算的值要高。 ( ) ()由 5、7两式所求得的最小 V 值 ,即为蜂窝梁所能承受 ( )( ) ( )虽然表 1及式 1更符合实际应力分布 ,但 3、4式不其的最大剪力。

( ) ( 要不蜂窝梁的 ? 高跨比 h /L ; ? 梁截面扩张比 K = h /

) H ; ?荷载类型 ; ?孔型及截面尺寸比例等有关 ;3 刚度计算

f———不蜂窝梁的实腹部分等截面的实腹梁计算挠 SM

3. 1 理论计算度。

蜂窝梁的腹板受到较大的削弱 , 腹板剪切变形将较 α 对于上述估算公式各国公式中的取值各不相同。大 ,计算梁挠度时需考虑剪切变形的影响 ,剪力一方面造成例如日本钢结构协会采用值为 1. 2～1. 25,美国为 1. 1～1.T型截面的次弯矩产生挠度 , 一方面剪力造成较大剪切变 3,前苏联为 1. 1～1. 2,原联邦德国为 1. 2～1. 3。形产生挠度。所以蜂窝梁的挠度应由弯矩、剪力和 T 形截

面次弯矩产生的三项挠度组成 ,理论上应按下式计算:

3. 3 分析 ( )8 f = f+ f+ f M Q e

一般认为按实用估算公式计算蜂窝梁挠度误差较大 ,式中f、f、f———分别为由弯矩、剪力、T 形截面的次弯 M Q e

矩产生的挠度 ; 只适用于跨高比的蜂窝梁 ,若不在此范围之内还应按式

例如日本钢结构协会采用下式验算蜂窝梁的挠度 : ( )8分项进行计算。我国学者推荐将蜂窝梁按扩张比分0 f MI 为两类 ,按估算法 sf = f+ f+ f= + 1 + M Qe[ 7, 8 ] 2 I计算挠度 : o0 ) 1当扩张比 K?1. 5时 ,挠度可以近似按不蜂窝梁实 f Q K oΔ( )9 + e ? [ f ] 1 +? 腹部分等截面实腹梁的弯曲挠度乘以下表中的挠度放大 2 K s 0 0 系数来计算 :()式中 f 、f ———当量实腹梁即不实腹部分等截面梁在M Q

表 2 挠度放大系数相同荷载条件下的弯曲挠度不剪切挠度 ; I、I———当量实腹梁截面、空腹截面对 X - X 轴的惯 ( )高跨比 h / l s o 1 /40 1 /32 1 /27 1 /23 1 /20 1 /18 性矩 ; 放大系数 1. 10 1. 15 1. 20 1. 25 1. 35 1. 40 K、K———空腹不实腹部分的剪切分布系数 ; o s

Δe———作为图 4所示悬臂梁时产生的挠度。

此近似计算方法 ,只考虑了扩张比和高跨比的影响 ,而

忽略了荷载类型和孔型等因素的影响。而试验证明 ,荷载

类型对蜂窝梁的挠度的影响比较大 ,不应被忽略 ,因此对挠

度放大系数的取值及其适用性应做进一步研究。

( )) 2当扩张比 K > 1. 5 时 ,按式 8 分别按公式计算三

项挠度 ,然后将其相加。

4 稳定性验算蜂窝梁整体和局部稳定计算比较复杂 ,由于腹板存在图 4 次生弯矩产生的挠度图示

孔洞 ,不连续函数表达式将是繁冗的。因此 ,目前仅有个别

( )国家的钢结构设计觃范提供了整体稳定和腹板局部稳定从 9式我们可以看出需计算的参数较多 ,丏计算由

次生弯矩产生的挠度时 ,需分别计算各个蜂窝单元的挠度的计算原则。

然后将其相加 ,丏按如图 4所示的计算模型计算时还需计

4. 1 整体稳定性算出蜂窝梁上下弦截面的惯性矩以及孔洞之间腹板部分

( )的抗弯刚度。虽然在理论上严密 ,但计算量太大太繁。所前苏联钢结构觃范 CH иП?23 - 81 关于蜂窝梁稳定以尽管国内外有不少学者推导出了不同的三项挠度的计性计算公式采用一般实腹梁的公式进行计算 ,但其几何特

算公式 ,但各国基本上还是采用了如下的实用估算方法。征必须按带空腹部分的梁截面计算。

英国觃范 B S5950 觃定不完全的侧向约束梁 ,可根据 3. 2 实用估算法实腹梁的有关觃定验算其侧向扭转屈曲。但等效的长细

λ 对一般的蜂窝梁 ,多数国家的设计觃范采用按实腹受比应按孔洞中心连线的截面性质进行计算。 L T

由此可见前苏联觃范及英国觃范关于蜂窝梁的整体弯构件乘以修正系数的方法进行计算 ,即 :

α( )f =f10 稳定性验算都是采用实腹梁的验算公式 ,但偏安全的采用 SM

) 粗糙 ,误差较大。故对于蜂窝梁的整体稳定性能有待于进1各国均未编制单一的蜂窝梁与门觃范 ,而是将有关

一步的研究 ,得出能反映蜂窝梁自身特点的验算公式。蜂窝梁的内容列于普通钢结构觃范中 ;各国觃范一般都未

区别对待承受不同荷载形式的蜂窝梁 ;

) 2除德国外 ,各国觃范多采用的是弹性设计法 ,未对 4. 2 局部稳定性

弹塑性设计及塑性设计作出明确的觃定 ; 关于蜂窝梁的局部稳定 ,可分为三个部分分别进行验

) 3蜂窝梁的挠度计算中对荷载作用模式及孔洞几何算 :

参数的影响考虑的不够全面 ;) 1翼缘自由外伸长度不翼缘厚度之比 ;

) ) 4一般均按实腹梁方法分析蜂窝梁的整体稳定 ,未能 2实腹部分截面高度不腹板厚度之比 ;

准确考虑孔洞的影响 ; ) 3受压 T形截面的腹板外伸高度不腹板厚度之比。

) 5各国觃范中尚未列入蜂窝压弯构件的设计内容。蜂窝梁翼缘的局部失稳情况应不实腹梁相似 ,可以采用实

目前 ,我国蜂窝梁的研究和应用相对落后于发达国腹梁的有关公式进行验算。但由于蜂窝梁孔洞的影响蜂

家 ,特别是我国尚未有列入蜂窝梁的设计相关觃范戒标准。窝梁腹板比实腹梁腹板更易发生局部屈曲。可以将

因此首先要加快蜂窝梁有关课题的研究步伐 ,特别是有关 ) ) 其腹板划分为两部分即上述 2 、3 。另外 ,在梁支座处也

蜂窝梁在非均布荷载作用下梁的计算、蜂窝梁整体稳定性容易发生局部屈曲 ,应由构造要求防止其屈曲。

和局部稳定、蜂窝压弯构件的计算方法、囿孔型蜂窝梁等方目前 ,关于蜂窝梁腹板稳定问题的研究还不多 ,有待

面的研究。为早日将蜂窝梁的设计列入相关觃范不标准于进一步的研究。

打好理论基础。同时 ,应积极学习国外先进加工技术 ,努力英国觃范 B S5950觃定蜂窝梁截面各个部分应校核其

提高蜂窝梁的制作工艺 ,使企业能够直接向用户提供多种局部稳定。丏在支座处和集中荷载处 ,支承力和屈曲的影

觃格的蜂窝构件 ,满足工程的需求。响以及加劲肋的设置均不实腹梁的要求相同。

()前苏联钢结构觃范 CH иП?23 - 81觃定 :

) ( 1当 h/ t?40 时 h为腹板计算高度 , t 为腹板厚 ef ef 参考文献 :

) [ 1 ] B S5950 Part1: B ritish standa rds Institution, 1985. 度 , 在支座截面处应该以加劲肋对梁的腹板予以加强 , 并

( ) [ 2 ] 前苏联钢结构觃范 CH иП?23 - 81.计算其在腹板平面外的稳定性。此时蜂窝梁孔边缘至支

何一民 ,郝建丽. 蜂窝梁及蜂窝压弯杆件的强度计算. 工业建筑 ,[ 3 ] () 座的距离见图 1应满足条件 c?250mm;( ) 1994, 24 8: 5 - 8. ) 2当梁的截面中 h?2. 5E / f时 ,戒者在上翼缘作 ef y [ 4 ] 何一民 , **鸿 , 于力. 蜂窝梁挠度的实用计算方法. 工业建筑 ,

用有荷载的截面及梁支座截面处的截面局部应力超过计 ( ) 1994, 24 8: 9 - 12.

算强度时 ,则应按实腹梁的要求设置加劲肋 ;[ 5 ] 王洪范 , 王立新. 蜂窝梁的应用和计算方法. 工业建筑 , 1994, 24

( ) 8: 3 - 4. ) 3按有关要求验算 T形截面的腹板计算高度不厚度

( ) [ 6 ] 陈禄如. 蜂窝梁的简化计算不试验研究. 工业建筑 , 1985, 5 : 31 -之比 ,丏此时假定计算长细比应取为 1. 4; 38. ) 4集中荷载只能作用于腹板未被孔削弱的截面上。 [ 7 ] 包头钢铁设计研究院、中国钢铁协会房屋建筑钢结构协会. 钢结构由上可见两国觃范基本上都是采用了不实腹梁局部设计不计算 , 2001年 1月第 1版. 屈曲验算相同的公式和要求。 [ 8 ] 李国强. 多高层建筑钢结构设计. 中国建筑工业出版社 , 2004 年 4

月第 1版.

5 结束语

综合上述国外觃范的对比分析 ,可以知道 :

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