钢结构毕业设计（论文）--盛基工业3号厂房钢结构设计（A）

'毕业设计开题报告（含文献综述、外文翻译）题目盛基工业3号厂房钢结构设计（A）姓名学号专业班级所在学院指导教师（职称））二○一二年十二月三十日 毕业设计（论文）开题报告（包括选题的意义、可行性分析、研究的内容、研究方法、拟解决的关键问题、预期结果、研究进度计划等） 浙江大学城市学院毕业设计开题报告1.选题的背景和意义1.1选题的背景钢结构建筑具有轻质高强、力学性能良好、抗震性能优越、工业化程度高、施工速度快、外形美观、投资回收快、可再次利用及符合可持续发展政策等一系列的优点。近年来钢结构建筑在我国出现了非常快的发展势头，应用范围不断扩大，目前，我国钢结构建筑的发展处在建国以来最好的一个时期。但是，与国外的一些发达国家相比，我国在许多方面还存在着明显差距，如美国、日本、德国等国家，在工程建设中广泛采用钢结构，钢结构建筑占整个建筑的40%以上，而目前我国的钢结构建筑所占比重还不到5%。由此可见，今后我国的钢结构建筑市场有着巨大的发展空间。[1]1.2选题的意义考虑到门式刚架轻型钢结构房屋具有自重轻，用钢省，造价低，抗震性能好的特点，在抗震设防烈度为7度及以下地区不需要考虑抗震设计。而且该种结构可跨越较大的跨度，形式美观有现代感，能充分满足使用要求，用途广泛，施工周期短且不需要大型的施工机具，因此本工程采用了门式刚架轻型房屋钢结构。本工程是实际工程，通过此次的设计过程，可了解实际的操作，掌握具体的流程以及相关软件等工具。进一步的将理论和实际相结合，对于今后的工作有着决定性的帮助。另一方面，也锻炼了自己的独立分析，阅读文献（包括外文）的能力，为自身将来的发展做下基础。2．可行性分析门式刚架轻型房屋以门式刚架为受力体系，外墙采用冷弯薄壁型钢裸条和压型钢板，承重体系和围护体系都很轻，施工速度快整休造价低，具有广阔的发展前景。一些国外的公司采用计算机辅助设计(CAD)和计算机辅助制造(CAM)相结合的一体化生产技术，在国内市场有很大的优势。随着《 浙江大学城市学院毕业设计开题报告门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》的实施，国内也相继开发出了一些门式刚架设计软件。在大学四年学习期间我已完成钢结构设计课程，对钢结构设计有一定专业了解。能大概运用工程软件如PKPM和AUTOCAD等进行建模和辅助运算，并且已经阅读了相关文献。同时我也已经仔细阅读了设计资料，了解工程概况。我还需要参考钢结构规范并结合设计目标完成设计任务，在结构建模方面我还需要学习STS钢结构的使用并结合计算书进行设计。我相信在老师的指导和同学的帮助下我能完成预定设计任务。3．设计的内容本工程为盛基工业3号厂房钢结构设计，采用的是门式刚架轻型房屋钢结构厂房。该工程位于位于浙江省嘉善市，其中3号厂房总面积4032m2，为单层钢结构厂房，屋面和墙分别采用轻钢和压型钢板外包，±0.000处标高为3.700m，室内外高差为0.150m，建筑高度7.4m。屋面采用单层压型钢板，墙面也采用单层压型钢板，檩条为薄壁卷边Z型钢，墙梁为薄壁卷边C型钢，屋面坡度8％。设计使用年限为钢结构25年，抗震等级为Ⅲ级，抗震设防烈度为6度。车间生产类别为戊类，根据规范不进行防火处理，耐火等级为二级。 浙江大学城市学院毕业设计开题报告3.1设计的工作路线查阅文献、前期准备文献综述和外文翻译开题报告C设计（论文）撰写毕业设计论文论文的修改与答辩3.2设计的主要内容（1）建筑设计（平面图、立面图、剖面图）；（2）结构形式及布置；（3）荷载计算；（4）内力分析；（5）位移计算；（6）节点设计（包括梁梁合缝板的计算、梁柱合缝板的计算，初选截面后要进行螺栓承载力验算、合缝板（端板）厚度验算、节点域计算）；（7）檩条、墙梁、隅撑设计；（8）基础设计；（9）绘制各种施工图，包括结构平面布置图、柱间支撑布置图、屋面檩条布置图、墙梁檩条布置图、刚架及节点详图。 浙江大学城市学院毕业设计开题报告4．研究的方法4．1涉及的相关课程在本毕业设计中，主要涉及到结构力学、材料力学、理论力学、土木工程制图、土木工程材料、房屋建筑学、钢结构基本原理、钢结构设计、PKPM程序应用等。4．2研究的主要方法在对工程概况和门式刚架的受力形式有了初步的了解之后，即可通过PKPM系列的STS对结构进行电算。然后，根据本次设计的要求，进行了檩条和墙梁的手算，并提取了一榀框架，对其上的合缝板、端板及柱脚进行手算。手算和电算的依据是《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》。在进行本次设计时，主要对书本上的知识进行巩固并结合实际工作对书本上的知识理论进行扩展和实际应用。考虑到对今后发展的需要，对书本上和现行设计中所采用的不同的设计方法，大部分以现行的方法为依据从而与实际工作能有更好的结合。4．3研究的主要工具PKPM-钢结构设计：进行结构建模以及计算檩条、支撑等构件的稳定性，验算截面宽度和高度；AUTOCAD：使用CAD绘制结构布置图以及节点详图；WORD：文字处理以及排版，方便修改和后期校正；EXCEL：方便数据统计和运算；BOX：钢结构计算机辅助设计软件工具箱；PMCAD：结构平面计算机辅助设计软件；CAD-STS：钢结构设计软件。5．预期研究成果1、开题报告书（包括开题报告、文献综述、外文翻译） 浙江大学城市学院毕业设计开题报告2、图纸：图纸目录；结构设计总说明；屋面结构布置图刚架详图；；柱间支撑布置图；屋面檩条布置图；墙梁布置图；柱脚锚栓布置图3、计算书：结构整体计算;檩条、墙梁、支撑、抗风柱计算;中间榀刚架计算；刚架梁柱连接、柱脚计算。其中论文：10000字以上，包括绪论、正文、结论、参考文献等。6．设计工作进度计划设计起止时间：2011年11月10日至2012年5月20日详细进度安排如下：（以周为单位）第七学期第10－11周：查阅文献，准备开始毕业设计；第12－15周：文献综述，外文翻译；第16－17周：了解工程的基本情况，完成开题报告；第八学期第1－8周：设计、开发，包括结构总说明，建筑平面，立面图的绘制，以及结构布置图、柱间支撑布置图、檩条和墙梁布置图、框架详图的绘制等；第9－12周：撰写毕业设计论文；第13－14周：论文的修改与答辩。 浙江大学城市学院毕业设计开题报告毕业设计（论文）文献综述（包括国内外现状、研究方向、进展情况、存在问题、参考依据等） 浙江大学城市学院毕业设计开题报告门式刚架设计结构探讨1.国内外研究现状1.1国外研究现状门式刚架轻型结构体系始于美国。日本和欧洲门式刚架轻型结构体系的应用也较多，但美国的门式刚架轻型结构体系发展最快，应用也最广泛。由于门式刚架轻钢结构具有许多其他结构所不具备的优点，而且经济效益十分显著，因此这种结构形式在国外一经推出就得到了广泛应用。国外轻型钢结构发展较早，随着新型建筑材料的出现、加工设备的不断改善、设计形式的多样化，门式刚架轻型结构体系渐渐普及到大型工业厂房、商业建筑、交通设施等建筑中，实现了设计、分析、出图的程序化(如大型通用化设计软件包LosekeBuildingSystemSoftware)，构件加工、安装施工、经营管理一体化流程。目前，大部分国外轻钢公司都具有自己的门式刚架轻钢结构系列，各公司的轻钢结构系列大同小异。据统计，欧美各国由轻钢结构体系建造的非住宅单层建筑物占总数的50%以上，日本新建的1-4层建筑大都采用轻钢结构。在许多国家，如英、美、日、澳大利亚等已作为一种经济快捷的建筑结构体系，以商品的形式出售。其中，美国门式刚架轻型结构体系应用在各领域比例为:1)商业(仓库、小卖店、事务所、银行、车库设施)占42%;2)制造业(制造工厂、仓库)占34%;3)文化娱乐业(学校、教堂、娱乐、福利设施)占9%;4)其他占15%。[2][3]在日本，门式刚架轻型结构体系有两种类型:第一种是日本自身发展起来的，已实现了构件标准化、定型化、装配化;经营管理、设计、生产、施工、售后服务系统化。第二种是1989年以来，在从美国引进的轻钢结构体系的基础上发展起来的。日本工程界目前正就主刚架在地震力作用时保有水平耐力(即构件达到塑性阶段时的承载力)所需的D，值的取法(D、为地震空间结构分维，反映地震空间结构的相似性)，大断面Z型冷弯薄壁型钢擦条及墙梁、高强度螺栓在椭圆孔处的受力状态等几个方面进行研究[4] 浙江大学城市学院毕业设计开题报告1.2国内研究现状随着我国经济的发展，我国已成为世界上钢产量大国，发展建筑钢结构是我国新的建筑技术政策。首先，从发展钢结构的主要物质基础来看，自1996年开始我国钢的总产值就已超过1亿吨，居世界首位。而且随着钢材产量和质量持续提高，其价格正逐步下降，轻钢结构的造价也相应有较大幅度的降低。与之相应的是，轻钢结构配套的新型建材也得到了迅速发展。其次，从发展轻钢结构的技术基础来看，薄壁轻钢结构、门式刚架轻型房屋钢结构、压型钢板结构、钢结构焊接和高强度螺栓连接等方面的设计、施工、验收规范规程及行业标准已发行。有关规范规程的不断完善为轻钢结构体系的应用奠定了必要的技术基础。第三，从发展钢结构的人才素质来看，经过几年来的发展，专业钢结构设计人员已经形成一定的规模，而且他们的专业素质在实践中得到不断提高。[5]目前国内常用的轻钢结构承重体系包括：焊接门式刚架结构体系、冷弯薄壁型结构体系、多层房屋钢结构体系、金属拱型波纹屋盖体系等。[6]2．研究方向2.1门式刚架的优化问题研究(1)门式刚架的优化问题可以定义为:W=L（++）（1a）S．t．，（1b）（1c），，（1d）[7][8] 浙江大学城市学院毕业设计开题报告式中，W为结构总重；为材料密度;L为第构件的长度;，，，，分别为第构件的外翼缘宽度和厚度、内缘缘宽度和厚度及腹板厚度;而和互为第i构件两端的腹板高度;为第k点在第l工况下的水平位移。为该点标高;为相应的侧移比限值;为第m号梁在第l工况下的挠度;为梁跨度:为相应的挠度限值;和分别为第s截面在第l工况下的强度及其限值;和分别为第构件以缘和腹板的允许宽厚比。其它尚有构件稳定性等要求也须考虑，此处不一一列出。[9]优化设计是一种寻找确定最优设计方案的技术。所谓“最优设计”，指的是一种方案可以满足所有的设计要求，而且所需的支出（如重量，面积，体积，应力，费用等）最小。实际上，设计方案的任何方面都是可以优化的，如结构的尺寸（厚度，高度，宽度等）、形状（如过度圆角的大小）、支撑位置、制造费用、自然频率、材料特性等。也就是说，最优方案就是一个最有效率的方案。[10](2)建筑空间优化门式刚架轻型房屋钢结构投资经济性决定于诸多方面。如功能、吊车吨位、建筑高度、柱距、跨度、屋面荷载等。在设计过程中若能较合理地选择各种因素，对于建筑经济性起到至关重要的作用。在设计中对建筑的具体功能和工艺要求一定要做到非常地熟悉。如生产线对跨度的要求;过跨平车对柱距的约束; 浙江大学城市学院毕业设计开题报告吊车起吊高度以及库房堆积高度对厂房净高的限制等。在满足功能的基本前提下，做到空间不要浪费。同时将结构分析的意见，特别是对投资影响较大的限制条件反馈给工艺设计人员或建设方，在不影响功能或对功能影响较小的前提下，做适当功能或工艺调整后，使得建筑的空间最为节省。吊车吨位往往是功能的特定要求，但吊车的选择对建筑投资却起到非常重要的作用。单梁桥式吊车自重轻，适用于工厂仓库对货物吊装量不大且运转不甚频繁的作业场所，小车采用电动葫芦与之配套。在生产允许的情况下，应尽可能选择自重轻，轮压小的吊车，单梁桥式吊车较双梁桥式吊车对厂房的经济性更为有利。合理的柱距对厂房用钢量有较大的影响。(3)结构构件优化结构构件的优化是在给定的类型、材料、布局和外形的情况下，优化各个组成构件的截面尺寸，使结构最轻或最经济。截面优化的实现方法有二种。一是用最优化理论来解决，把问题归结为一个单目标规划问题，优化的目标函数是用钢量最少或造价最低，各种设计条件如结构反应(应力、位移等)的允许范围等都可作为约束条件，用数学规划的理论来寻求最优解或最满意解。另一种方法是穷举法，即把各种合理的构件截面形式都进行计算比较，在满足设计要求的情况下，以用钢量最少或造价最低为控制条件，得到满意的截面尺寸。如门式刚架常采用变化构件的截面来适应弯矩变化以达到节约钢材的目的。除腹板高度变化外，厚度也可根据需要变化;上下翼缘可用不同截面;相邻单元的翼缘也可采用不同截面。因此，影响整个刚架用钢量的因素有上翼缘的宽度、厚度;下翼缘的宽度、厚度;腹板的厚度;构件大头、小头的高度;而且这些因素之间也互相影响，互相不独立。工程设计从形式上看，是一种基于严格的力学和数学法则的精确运算过程;实际上，结构设计中起重要作用的并不是那些运算方法和数学处理，而是一系列难以用精确的计算解决的，具有主观色彩的决策问题，所以，完全用最优化理论来实现截面优化设计有一定的复杂性，还需要进一步的理论研究。另外，用穷举法解决截面优化问题时，多因素决定了计算次数随构件数增加而呈指数关系增加，如当刚架构件较多时，要花费很长的计算时间。当设计者确定了结构形式后，截面优化比较简单易行的方法是按照构件的内力来调整截面尺寸，经过试算确定重量最小的截面。这种方法不但计算次数少，而且可以人工干预截面优化范围，快速地得到比较理想的截面尺寸。[11]2.2刚架设计其他问题研究近二十年来，钢结构在我国进入了快速的全面的发展和应用时期。在轻型房屋钢结构体系中，门式钢构具有施工快、造价低、扩建灵活，维护费用低等特点，在工业建筑市场上占据了主导地位。[12]真因为其发展的快速性，我们不得不去研究除优化以为的所存在的问题，包括荷载，屋脊垂度，柱子，檩条等。 浙江大学城市学院毕业设计开题报告3．进展情况3.1刚架的具体优化问题（合理跨度和最优间距确定）（1）合理跨度的确定不同的生产工艺流程和使用功能在很大程度上决定着厂房的跨度。有的业主甚至要求轻钢生产厂家根据自己的使用功能，确定较为经济的跨度，在尽可能满足生产工艺和使用功能的基础上，应根据房屋的高度确定较为合理的跨度。一般情况下，当柱高、荷载一定时，适当加大跨度，刚架的用钢量增加不太明显，但节省空间，基础造价低，综合效益较为可观。通过大量计算发现当檐高为6m、柱距为7.5m,荷载情况完全一致情况下(恒载0.4kN/m，活载0.5kN/m，基本风压0.4kN/m，无吊车)，跨度在18-48m之间的刚架单位用钢量(Q235-B)为18-35kg/m;当檐高为12m时(其他情况同上)，跨度在18-48m之间的的刚架用钢量(Q235-B)为25-40kg/m,当檐高超过18m时，宜采用多跨刚架(中间设置摇摆柱)，其用钢量较单跨刚架节约16.7%左右，因此，设计者应根据具体要求在选择方案时选择较为经济的跨度，不宜盲目求大跨度。（2）刚架最优间距的确定刚架的间距与刚架的跨度、屋面荷载、檩条形式等因素有关，在刚架跨度较小的情况下，选用较大的刚架间距，增加檩条的用钢量是不经济的，因此从综合经济分析的角度看，确定合理的柱距才能既节约钢材，又使设计真正作到定型化、专门化、标准化以及轻型化，从而推动门式刚架轻钢房屋结构体系在我国的发展。经过大量计算，笔者发现:随着柱距的增大，刚架用钢量比例是逐渐下降的，但当柱距增大到一定数值后，刚架用钢量随着柱距的增大下降的幅度较为平缓。而其他如檩条、吊车梁、墙梁的用钢量随着柱距的增大而增加，就房屋的总用钢量而言，随柱距的增大先下降而后又上升。综合各项用钢量表明，对一定条件下的轻钢房屋而言存在一最优柱距。表1所列即为一般情况下，柱高为6m，各种跨度对应的刚架最优间距。表1相同条件下各种跨度对应的最优刚架间距相同条件下的跨度（m）最优刚架间距（m）9—125.5左右 浙江大学城市学院毕业设计开题报告12—186左右18—366—7.5左右36—451/5—1/6跨度45以上8—9综合表1所示，一般情况下，门式刚架最优间距应在6—9m之间，柱距不宜超过9m，超过9m时，屋面檩条与墙架体系的用钢量增加太多，综合造价并不经济。[13]3.2刚架设计非优化问题研究（1）屋面活荷载取值框架荷载取0.3kN/m已经沿用多年，不打算修改。但屋面结构，包括屋面板和檩条，其活荷载要提高到0.5kN/m,《钢结构设计规范》征求意见稿规定不上人屋面的活荷载为0.5kN/m，但构件的荷载面积大于60m的可乘折减系数0.6。门式刚架一般符合此条件，所以可用0.3kN/m，与钢结构设计规范保持一致。国外这类，要考虑0.15-0.5kN/m的附加荷载，而我们无此规定，遇到超载情况，就要出安全问题.设计时可适当提高至0.5kN/m。现在有的框架梁太细，檩条太小，明显有人为减少荷载情况，应特别注意，决不允许在有限的活荷载中“偷工减料”。（2）屋脊垂度要控制框架斜梁的竖向挠度限值一般情况规定为1/180,除验算坡面斜梁挠度外，是否要验算跨中下垂度?过去不明确，可能不包括屋脊点垂度。现在应该是计算的。一般是将构件分段，用等截面程序计算，每段都要计算水平和竖向位移，不能大于允许值，等于要验算跨中垂度。跨中垂度反映屋面竖向刚度，刚度太小竖向变形就大。有的度本来就小，脊点下垂后引起屋面漏水，是漏水的原因之一。有的工程由于屋面竖向刚度过小，第一榀刚架与山墙间的屋面出现斜坡，使垦面变形。本人有此想法，刚架侧移后，当山尖下垂对坡度影响较大时(例如使坡度小于1/20)，要验算山尖垂度，以便对屋面刚度进行控制。（3）钢柱换硂柱 浙江大学城市学院毕业设计开题报告少数单位设计的门式刚架，采用钢筋混凝土柱和轻钢斜梁组成，斜梁用竖放式端板与硂柱中的预埋螺栓相连，形成刚接，目的是想节省钢材和降低造价。在厂房中，的确是有用硂柱和钢桁架组成的框架，但此时梁柱只能铰接，不能刚接。多高层建筑中，钢梁与墙的连接也是如此。因为混凝土是一种脆性材料，虽然构件可以通过配筋承受弯矩和剪力，但在连按部位，它的抗拉，抗冲切的性能很弱，在外力作用下很容易松动和破坏。还有的单位，在门式刚架设计好之后，又根据业主要求将钢柱换成硂柱，而梁截面不变。应当指出，硂柱加钢梁作成排架是可以的，但将刚架的钢柱换成硂柱，而钢梁不变，是不行的。由于连接不同，构件内力也不同，有的工程斜梁很细，可能与此有关。（4）檩条计算不安全檩条计算问题较大。檩要是冷弯薄壁构件，受压板件或压弯板件的宽厚比大，在受力时要屈曲，强度计算应采用有效宽度，对原有截面要减弱，不能象热轧型钢那样全截面有效。有效宽度理论是在《冷弯薄壁型钢构件技术规程》中讲的，有的设计人员恐怕还不了解，甚至有些设计软件也未考虑。但是，设计光靠软件不行，还要能判断。软件未考虑的，自己要考虑。否则就不需要工程师了。[14]4.存在问题4.1规范还需进一步完善我国关于轻钢结构设计涉及到的规范标准很多，交叉性很强，有国家标准，也有协会标准和技术文件。如《钢规》、《抗规》等为国家标准，《门规》为协会标准。不同的规范标准对于同样问题的规定也不尽相同，为设计人员的选用造成了困难。如前面所述的《门规》与《钢规》主要限值的不同，是根据门式刚架的自身特点从经济的角度出发对其进行了适当的放宽，是可以理解的，但《门规》与《全国民用建筑工程技术设计措施结构》(2003版)中同样关于门式刚架，也有很多要求和限值都不相同。《门规》中规定的刚架形式均为单屋脊的情况，而在实际工作中，对于跨度方向较大的厂房，由于工艺流程或业主对外观等的要求经常会遇到采用多屋脊的情况，结构形式、吊车级别、主要结构材料等均与门刚结构差不多，若设计时按照《钢规》的规定，会造成不必要的浪费，也不太合理，因此设计人员往往会参照《门规》来进行设计，此时会遇到一些比较具体的问题，在《门规》中并没有相关的规定，如风荷载体型系数的选择等。因此，建议规范标准做必要的说明，以指导设计人员的实际工作。 浙江大学城市学院毕业设计开题报告4.2进一步降低工程造价随着门刚结构的迅速发展，如何更好的利用发挥材料的性能并进一步降低用钢量必然会成为研究的主要方向。《门规》中提到的塑性设计以及考虑应力蒙皮效应，都是很有效的办法，在国外已经广泛地应用于实际工程中，但由于其计算过程较为复杂，很难以手工完成，所以目前在我国应用较少。因此，加速计算机相关软件的研究，完善轻钢结构软件，是我国轻钢结构设计发展的关键，同时，也建议规范对相关部分做出更明确的计算方法和规定。[15] 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浙江大学城市学院毕业设计参考文献h/t36ksi42ksi46ksi50ksi14000/2000/322282261243333309295283表5-4中，前面两个表达式的值可作为各个的值。此外,考虑到腹板屈曲，可能需要减少在压缩翼缘允许弯曲应力。根据ASDS，G2部分,当腹板深度-厚比超过760/,在压缩翼缘上的最大弯曲应力必须降低到一个值,这个值可以从ASDS方程计算(G2-l)。在ASDS，G3部分中，梁腹板依靠的拉力场作用（以短期内定义）必须匀称，在平面的时候腹板弯曲拉应力不超过0.60或（0.825-0.375f/）ASDSEP.(G5-1)注：f=计算腹板平均剪切应力(总剪力除以腹板面积)=根据ASDS方程允许的腹板剪应力（G3-1）（KSI）实际上，弯曲和剪切应力的相互作用导致了容许弯曲应力的减少（ASDS，G5节）。经初步选定腹板尺寸，所需的翼缘面可使用如下近似的方法决定。参考图5-21，总截面的惯性矩轴x-xI=I+I当忽略翼缘面自身形心轴的惯性，可假设h（d-t），近似惯性总值可表示为I=th/12+2A(h/2) 浙江大学城市学院毕业设计参考文献截面模数（S）表示，并假设hdS=th/12/h/2+2A(h/2)/h/2=th/6+Ah图5-21主梁命名所需的S=M/F，因此，M/F=th/6+Ah以及所要求的A=M/Fh-th/6注：A=一个主梁翼缘的面积 浙江大学城市学院毕业设计参考文献h=梁腹板的深度F=压缩翼缘的允许弯曲应力M=绕X-X轴的最大弯矩在此表达式M/（Fh）中，假设无梁腹板的作用，所需的第一部分翼缘面必要能抵抗弯矩M。但是由于腹板提供一些弯矩阻力，在第二个部分（th/6）也要包含在内。根据计算确定所需的翼缘面，翼缘的实际比例要考虑额外的ASDS标准确定。为了防止ASDS，B5部分和表B5.1受压翼缘的局部屈曲，规定翼缘宽厚比为上限。此I形板梁的翼缘上限是在非紧凑形状列表B5.l中。非紧凑分类是不太可能使用在紧凑部分产生的梁尺寸。因此，在一般情况下，0.60F作为允许的最大弯曲应力。因为要充分考虑到有效（没有受到进一步的许用应力减少）翼缘，受压翼缘宽度厚度比不得超过95.0。数学表达为：b/t95/注:b=全部名义翼缘宽度的一半(b/2)t=翼缘厚度（TF）F=规定的最小屈服应力（KSI）(组合梁的屈服应力,用有效翼缘的强度储备F代替)K=挤压元素约束系数如果h/>70年,可以确定为K=4.05/（h/t）否则，K取1.0。H定义为翼缘之间的净长。 浙江大学城市学院毕业设计参考文献当K=1.0，所有的95.0列于ADSD中表5的数值部分。根据b/t=b/2t=15.8确定A36钢最大主梁板宽度（充分有效的延伸段）那么最大b=2（15.8t）=31.6t正如前面提到的，腹板屈曲是必要的,如果腹板深厚比超过760/，那么压缩翼缘允许的弯曲应力应减少。当这种情况发生时，允许的翼缘应力不得超过’[1.0-0.0005A/A(h/t-760/)]RASDSEp(G2-1)注：=在ASDS，f章确定适用的弯曲应力A=腹板的面积A=压缩翼缘面积’=由于大部分腹板的深厚比，在压缩翼缘板梁允许减少的弯曲应力R=组合梁系数对非组合梁取1.0括号内的[]是板梁的弯曲强度折减系数，指定的R在ASDS，部分G2中。在完成梁腹板和翼缘的初步选定，由于考虑到横向不支持的压缩翼缘，必须计算惯性和截面模数。然后计算允许的弯曲应力，并与实际的弯曲应力比较。翼缘板，在其最大弯矩的基础上确定大小，这样会延长梁的全长。这是不必要的，因为当弯矩明显下降时，他们可能会减少。改变翼缘板是最好的方法，通过改变板的厚度，宽度，或两者都改变，在两个翼缘板的两端加入下降槽的对接焊缝。只有当节省翼缘材料的成本多于在过渡位置对接焊缝的额外费用，才可以减小任何板的尺寸。翼缘板理论过渡点的测定与板梁盖板理论截止点的测定类似。这是在第5-3中讨论。 浙江大学城市学院毕业设计参考文献横向中间加劲肋横向中间加劲肋的作用主要是对屈曲深，薄梁腹板加劲的目的。然而，在ASDS，允许梁腹板进入屈曲范围，因为有研究表明，加筋的小腹板剪切面，它仍然可以继续抵制不断增加的负载。当这种情况发生时，屈曲的腹板承受着对角线的张力和中间加劲肋压力。这种行为被称为张力场作用，并且加筋肋的设计必须考虑到增加的压缩荷载。如果腹板的h/t比率是小于260（以及比在表5-4中规定的限制少）并且最大的腹板剪应力小于ASDS方程（F4-2）所允许的，那么可以不考虑中间加筋肋和张力场的作用，注最大=V/ht允许剪应力=(C)/2.890.40ASDS方程（F4-2）注:C=45000k/(h/t)当C<0.8=190/(h/t)当C>0.8k=4.0+5.34/(a/h)当a/h<1.0=5.34+4.00/(a/h)当a/h>1.0注：t=腹板厚度a=中间加劲肋之间的距离h=翼缘之间的距离36KSI屈服应力钢和50KSI屈服应力钢各自允许的剪切应力，在ASDS方程（F4-2）的基础上，可能从ASDM的第2部分，表1-36和表1-50中得到。这些值是基于张力场作用没有发生。当存在张力场的作用，梁以外的 浙江大学城市学院毕业设计参考文献混合梁（假设提供适当的中间加劲肋），36KSI屈服应力钢和50KSI屈服应力钢各自允许剪应力可能取自ASDS方程（G3-L），或ASDM的第2部分，表2-36和2-50中。当需要中间加劲肋，间距必须符合腹板实际的剪应力不超过ASDS方程（F4-2）或（G3-1）(如适用)的值。a/h（有时也被称为长宽比）的比例不得超过所给出的值a/h(260/h/t)ASDS方程（F5-1）最大间距为梁腹板高度H的三倍。当要求有中间加劲肋时，设计过程需找到支撑梁第一中间加筋肋的相对端支承加劲肋。这必须根据ASDS公式（F4-2）或表1-36和1-50的ASDM的第2部分，因为这个面板必须在没有任何张力场作用下设计（ASDS部分G4）。剩余中间加劲肋的间距计算可能是基于传统的设计方法。ASDS方程（F4-2）或表l-36和1-50，可用于确定允许设计剪应力，或根据设计的张力场作用，ASDS方程（G3-1）或，ASDM第2部分的表2-36，表2-50基础上来确定。注意表的使用，结合梁的最大剪应力图，有助于加劲肋间距的快速选择。然后确定加劲肋的大小，一般而言，焊接板梁的加劲肋交替焊接在腹板的每一侧。当需要加劲肋时，他们必须满足最低惯性弯矩的要求，是否有张力场的作用。为了提供足够的侧向支撑腹板，ASDS，G部分4要求所有中间加劲肋（不管是一对或一个）参考腹板平面轴I的惯性矩，如：I(h/50)ASDS方程（G4-1）加强板，还必须满足ASDS方程（G4-2）规定的最小截面积。中间加劲肋的总面积（平方英寸），间距必须不小于ASDS方程（G3-1）的要求。A=1-C/2[a/h-(a/h)/]YDhtASDS方程（G4-2）注：C，a，h和t如先前定义Y=腹板钢的屈服应力与加筋钢的屈服应力比D=1.0成对布置加劲肋 浙江大学城市学院毕业设计参考文献=1.8单侧角钢加劲肋=2.4单侧加劲肋当加劲肋成对布置，如何确定该区域的总面积。此区域的要求，是张力场作用过程中的中间加劲肋能提供足够的抗压能力。因此，在设计时只需根据张力场的作用。要求的A，在大多数情况下从ASDM，第2部分，使用斜体表列值的表2-36或2-50得到。当f<面板中的,要求的总面积可能因为比例fv/而减小（ASDS，G4部分）。此外，在ASDS，B5部分，表B5.1中，主梁加劲肋宽厚比不得超过95/。一般来说，中间加筋肋在梁受拉翼缘的截断根据ASDS要求，加劲肋产生附加焊缝的最小长度，（ASDS，第G4）。最小长度=腹板深度-6（腹板厚度）-翼缘与腹板间的焊缝尺寸支承加劲肋成对支承加劲肋一般放置在板梁的腹板两端和在非框架集中荷载作用点。除了使反作用力或集中荷载转移到腹板，支承加劲肋还可以防止腹板局部屈服，以及一般的腹板损坏和侧移腹板屈曲，在这篇课文的第4章讨论。支承加劲肋是否需要在集中荷载下或反作用力的测定，使用相同的标准：ASDS方程（K1-2）和（K1-3）为腹板屈服（K1-4）和（K1-5）为腹板损坏。k维，在腹板屈服方程，（K1-2）和（K1-3）中使用，采取从外表面的翼缘角焊缝和梁腹板交界处的距离。（参见图5-22。）如果提供加劲肋并延长了至少h/2，ASDS方程（K1-4）和（K1-5）就需要检查。对于第三个考虑，侧移腹板的屈曲，当其中翼缘对相对水平运动不受限制则适用。当压缩载荷超过下列值，就需要支承加劲肋时。 浙江大学城市学院毕业设计参考文献第5-6焊接板梁图5-22支承加劲肋如果加载的翼缘受限制于偏转以及该值的然后注意：这种情况下，相对于腹板的歪曲，假定翼缘保持相互平行。如果加载的翼缘不受制于偏转以及该值然后在这里R=最大反力或集中荷载（K）L=最大的侧向无支撑长度沿任意翼缘的负载点（英寸）B=翼缘宽度（英寸） 浙江大学城市学院毕业设计参考文献d=d-2k=腹板角焊缝（英寸）净高如果分别超过2.3或1.7，或腹板是受均匀分布负载，方程（K1-6）和（K1-7）不需要检查。如果板梁是连接在板两端的列和/或角度，端支承加劲肋通常是不必要的。图5-23列支承加劲肋支承加劲肋应紧密接触，大约延伸到翼缘边缘，如图5-22所示。虽然不是ASDS所要求，建议所有支承加劲肋应全面深入并且成列设计，假定成列部分将组成双加劲肋和位于中心地带的腹板，当加劲肋位于腹板两端，其宽度不超过厚度的12倍或当加劲肋在位于内部负荷，其宽度不超过厚度的25倍（见图5-23）。有效列的长度不应小于计算长细比加劲肋长度的四分之三（ASDS，K1.8节）。加强板也必须检查局部承载的压力。只有腹板翼缘焊缝以内的加劲肋被视为有效的支承，支承的应力不应超过允许值0.90fy（ASDS，J8）。梁的连接中间加筋肋到腹板的连接：ASDS，G4部分，估计由于张力场的变化，每线性英寸的总剪切力（f）必须在中间加劲肋和腹板之间转移。下面表示提供的最低值 浙江大学城市学院毕业设计参考文献如果实际的腹板剪切力基于小于ASDS方程（G3-1）允许剪切力的基础上，然而，转移的剪切力（f）可能会成正比减少。一般来说，这个连接是间歇角焊缝,焊缝之间的净距离不能超过腹板厚度的16倍或10英寸。支承加劲肋到腹板的连接：由于支承加劲肋是承载的要素，连接焊缝通常是一个在每个加筋板两侧的连续角焊缝。焊缝设计是用来传输总反应力或腹板的集中荷载。翼缘板到腹板的连接：翼缘板到腹板的连接为了防止产生总水平剪切梁的弯曲力。此外，焊缝必须匀称传输任何直接荷载作用到腹板的翼缘，除非提供传输有直接影响，例如负荷通过支承加劲肋。这焊缝可设计为间歇性的角焊缝，支承加劲肋到腹板的焊缝应是连续的，腹板翼缘到腹板的焊缝也应是连续的。这些都是作者的论点。总水平剪切力（千磅每线性英寸）可从下列表达式（任何材料的强度）得出注：=翼缘相对梁中性轴的静矩（IN.3）V=最大剪力（KI） 浙江大学城市学院毕业设计参考文献I=梁截面的总惯性矩（IN.3）当负载直接作用于翼缘（无支承加劲肋存在），可考虑每英寸的垂直剪切力和矢量的水平剪力，以确定腹板和翼缘之间产生的剪切力。使用v=w/12（其中W是分布负载千磅每英尺或磅每英尺）作为直接应用于翼缘每线性英寸剪切力，连接必须能够传输剪切力V。ASDM的第2部分，提供一般说明，从45到92英寸的名义深度，设计实例和焊接板梁属性表是一个范围广泛的部分，此表作为选择经济比例焊接板梁的指导。由于在ASDM板梁的设计范围，包括四个不同的设计，而进一步的设计指导不包括在此文中。 浙江大学城市学院毕业设计参考文献PreliminarySelectionofPlateGirderWebsandFlangesTheASDS,SectionB10,statesthat,ingeneral,plategirdersshouldbeproportionedbythemoment-of-inertiamethod.Thisapproachrequirestheselectionofasuitabletrialcrosssectionthatwouldthenbecheckedbythemoment-of-inertiamethod.Aswasmentionedpreviously,thetotalgirderdepthshouldgenerallyrangefrom1/8to1/12ofthespanlength,dependingonloadandspanrequirements.Therefore,thewebdepthmaybeestimatedtobefrom2to4in.lessthantheassumedgirdertotaldepth.Thewebthicknessmaythenbeselectedonthebasisofpermissibledepth-thicknessratiosasestablishedintheASDS.Theseratiosarebasedonbucklingconsiderations.Thewebmusthavesufficientthicknesstoresistbucklingtendenciesthatarecreatedby.girdercurvatureunderload.Asagirderdeflects,averticalcompressionisinducedinthewebduetothecomponentsoftheflangestresses,theresultofwhichconstitutesasqueezingaction.Thebucklingstrengthofthewebmustbecapableofresistingthissqueezingaction.ThisisthebasisfortheASDScriteria(SectionG1)thattheratioofthecleardistancebetweenflangestothewebthicknessmustnotexceedh/t>14000/ADSDEP.(G1-1)whereh=cleardistancebetweenflangest=webthicknessF=specifiedminimumyieldstressoftheflange(ksi)Itisallowedforthisratiotobeexceedediftransverseintermediatestiffenersareprovidedwithaspacingnotinexcessofl.5timesthedistancebetweenflanges.Themaximumpermissible0ratiothenbecomesmaximumh/t=2000/ASDSEP.(G1-2) 浙江大学城市学院毕业设计参考文献TABLE5-4Maximumh/tRationsh/tF36ksi42ksi46ksi50ksi14000/2000/322282261243333309295283Resultingvaluesfortheprecedingtwoexpressions,asfunctionsofvariousFvalues,areshowninTable5-4.Inaddition,webbucklingconsiderationsmayrequireareductionoftheallowablebendingstressinthecompressionflange.AccordingtotheASDS,SectionG2,whenthewebdepth-thicknessratioexceeds760/,themaximumbendingstressinthecompressionflangemustbereducedtoavaluethatmaybecomputedfromASDSEquation(G2-l).Plategirderwebsthatdependontensionfieldaction(tobedefinedshortly),asdiscussedinASDS.SectionG3,mustbeproportionedsothatthewebbendingtensilestressduetomomentintheplaneofthewebdoesnotexceedO.60For（0.825-0.375f/F）FASDSEp(G5-1)wheref=computedaveragewebshearstress(totalsheardividedbywebarea)(ksi)F=allowablewebshearstressaccordingtoASDSEquation(G3-l)(ksi) 浙江大学城市学院毕业设计参考文献Thisexpressionineffectconstitutesanallowablebendingstressreductionduetotheinteractionofconcurrentbendingandshearstress(ASDS,SectionG5).Afterpreliminarywebdimensionsareselected,therequiredflangeareamaybedeter-minedbyusinganapproximateapproachasfollows.WithreferencetoFigure5-21,themomentofinertiaofthetotalsectionwithrespecttoaxisx-xisI=I+INeglectingthemomentofinertiaoftheflangeareasabouttheirowncentroidalaxesandassumingthath=(d-t),anapproximategrossmomentofinertiamaybeexpressedasI=th/12+2A(h/2)Expressingthisintermsofthesectionmodulus(S)andalsoassumingthathd:S=th/12/h/2+2A(h/2)/h/2=th/6+Ah 浙江大学城市学院毕业设计参考文献FIGURE5-21Girdernomenclature.TherequiredS=M/F;therefore,M/F=th/6+AhandrequiredA=M/Fh-th/6whereA=areaofonegirderflangeh=depthofthegirderwebF=-allowablebendingstressforthecompressionflange 浙江大学城市学院毕业设计参考文献M=maximumbendingmomentwithrespecttox-xaxisThefirstportionofthisexpressionM/(Fh)representstherequiredflangeareanecessarytoresistthebendingmomentM,assumingnocontributionbythegirderweb.Sincethewebdoesfurnishsomebendingmomentresistance,however,thesecondterm(th/6)isincluded.Basedonthecomputedrequiredflangearea,actualproportionsoftheflangecanbedeterminedbytakingintoaccountadditionalASDScriteria.Topreventalocalizedbucklingofthecompressionflange,theASDS,SectionB5andTableB5.1,placesanupperlimitonthewidth-thicknessratiooftheflange.ThisupperlimitfortheflangeofanI-shapedplategirderisthattabulatedforanoncompactshapeinTableB5.l.Thenoncompactclassificationisused,sinceitisnotlikelythatgirderdimensionswillbesuchthatacompactsectionisproduced.Therefore,ingeneral,themaximumallowablebendingstressistakenas0.60F.Fortheflangetobeconsideredfullyeffective(notsubjecttofurtherallowablestressreductions),thewidth-thicknessratioofthecompressionflangemaynotexceed95.0.Thismaybeexpressedmathematicallyasb/t95/whereb=halfthefullnominalflangewidth(t//z)t=theflangethickness(t)F=thespecifiedminimumyieldstress(ksi)(forahybridgirder,usetheyieldstrengthoftheflangeFinsteadofF) 浙江大学城市学院毕业设计参考文献k=acompressiveelementrestraintcoefficientIfh/t>70,kisdeterminedfromK=4.05/（h/t）Otherwise,kistakenas1.0.hisdefinedasthecleardistancebetweenflanges.Valuesof95.0aretabulatedinTable5oftheNumericalValuessectionoftheASDSforthecasewherek=1.0.ForA36steelthemaximumflangeplatewidth(forafullyeffectiveflange)isdeterminedfromb/t=b/2tfromwhichmaximumb=2（15.8t）=31.6tAswasmentionedpreviously,areductionoftheallowablebendingstressinthecompressionflangeduetowebbucklingwillbenecessaryifthewebdepth-thicknessratioexceeds760/.Whenthisoccurs,theallowableflangestressmaynotexceedF’F[1.0-0.0005Aw/Af(h/t-760/)]ReASDSEp(G2-1)ModifiedwhereF=applicablebendingstressasestablishedbytheASDS,ChapterF(ksi)A=areaofweb(in.) 浙江大学城市学院毕业设计参考文献A=areaofcompressionflange(in.)F’=allowablebendingstressincompressionflangeofplategirdersasreducedbecauseoflargewebdepth-thicknessratio(ksi)R=ahybridgilderfactorthatistakenas1.0fornonhybridgirdersThetermwithinthebrackets[]isaplategirderbendingstrengthreductionfactorandisdesignatedRinASDS,SectionG2.Aftercompletingthepreliminaryselectionofthegirderwebandflanges,theactualmomentofinertiaandsectionmodulusmustbecalculated.Theactualbendingstressshouldthenbecalculatedandcomparedwiththeallowablebendingstress.Dueconsiderationmustbegiventoalaterallyunsupportedcompressionflange.Theflangeplateswhosesizesaredeterminedonthebasisofthemaximumbendingmomentmayextendthefulllengthofthegirder.Thatisnotnecessary,however,andtheymaybereducedinsizewhentheappliedmomenthasdecreasedappreciably.Changesinflangeplatesarebestachievedbychangingplatethickness,width,orboth,withtheendsofthetwoflangeplatesbeingjoinedbyafall-penetrationgroovebuttweld.Anysuchreductioninplatesizeshouldbemadeonlyifthesavinginthecostoftheflangematerialmorethanoffsetstheaddedexpenseofmakingthebuttweldsatthetransitionlocations.Thedeterminationofthetheoreticaltransitionpointsfortheflangeplatesissimilartothedeterminationofthetheoreticalcutoffpointsforthecoverplatesofcover-platedbeams.ThiswasdiscussedinSection5-3.TransverseIntermediateStiffeners 浙江大学城市学院毕业设计参考文献Transverseintermediatestiffenersprimarilyservethepurposeofstiffeningthedeep,thingirderwebsagainstbuckling.TheASDS,however,permitsthegirderwebtogointothepostbucklingrange,sinceresearchhasshownthatafterastiffenedthinwebpanelbucklesinshear,itcanstillcontinuetoresistincreasingload.Whenthisoccurs,thebuckledwebissubjecttoadiagonaltensionandtheintermediatestiffenerstoacompressiveforce.Thisbehavioristermedtensionfieldaction,andthedesignofthestiffenersmustconsidertheaddedcompressiveforce.Nointermediatestiffenersarerequired,andtensionfieldactionisnotconsidered,iftheratioh/twforthewebislessthan260(aswellasbeinglessthanthelimitstipulatedinTable5-4)andthemaximumwebshearstressfvislessthanthatpermittedbyASDSEquation(F4-2),wheremaximumf=V/htandtheallowableshearstressisF=F(C)/2.890.40FASDSEp（F4-2）WhereC=45000k/Fy(h/t)当C<0.8=190/(h/t)当C>0.8k=4.0+5.34/(a/h)当a/h<1.0=5.34+4.00/(a/h)当a/h>1.0wheret=webthicknessa=cleardistancebetweenintermediatestiffenersh=cleardistancebetweenflangesTheallowableshearstressFy,basedonASDSEquation(F4-2),mayalsobeobtained 浙江大学城市学院毕业设计参考文献fromtheASDM,Part2,Tables1-36and1-50,for36ksiyieldstresssteeland50ksiyieldstresssteel,respectively.Thesevaluesarebasedontensionfieldactionnotoccurring.Withtensionfieldactionincluded,forgirdersotherthanhybridgirders(andassumingthatproperintermediatestiffenersareprovided),theallowableshearstressFvmaybeobtainedfromASDSEquation(G3-l),ortheASDM,Part2,Tables2-36and2-50,for36ksiyieldstresssteeland50ksiyieldstresssteel,respectively.Thespacingofintermediatestiffeners,wherestiffenersarerequired,mustbesuchthattheactualwebshearstressdoesnotexceedthevalueofFvgivenbyASDSEquations(F4-2)or(G3-1)asapplicable.Theratioa/h(sometimescalledtheaspectratio)mustnotexceedthevaluegivenbya/h(260/h/t)ASDSEp.（F5-1）withamaximumspacingofthreetimesthegirderwebdepthh.Whenintermediatestiffenersarerequired,thedesignprocedureistolocatethefirstintermediatestiffenerrelativetotheendbearingstiffeneratthegirdersupport.ThismustbebasedontheuseofASDSEquation(F4-2)orTablesl-36andl-50oftheASDM,Part2,sincethispanelmustbedesignedwithoutanybenefitoftensionfieldaction(ASDS,SectionG4).Thespacingfortheremainingintermediatestiffeneismustthenbecomputedandmaybebasedontheconventionaldesignmethod.ASDSEquation(F4-2)orTablesl-36and1-50maybeusedtodeterminetheallowabledesignshearstressFvor,ifdesigningonthebasisoftensionfieldaction,ASDSEquation(G3-1)orTables2-36and2-50oftheASDS,Part2,maybeused.Notethattheuseofthetables,incombinationwithamaximumshearstressdiagramalongthegirder,assistsinarapidselectionofstiffenerspacing.Thesizeofthestiffeneristhendetermined.Generally,forweldedplategirders,thestiffenersareplatesweldedalternatelyoneachsideoftheweb.Wheneverstiffenersarerequired,theymustsatisfyminimummoment-of-inertiarequirements,whethertensionfieldactioniscounteduponornot.Toprovideadequatelateralsupportfortheweb,theASDS,SectionG4,requiresthatall 浙江大学城市学院毕业设计参考文献intermediatestiffeners(whetherapairorsingle)haveamomentofinertiaIstwithreferencetoanaxisintheplaneoftheweb,asfollows:I(h/50)ASDSEq.(G4-l)Thestiffenersmustalsosatisfyaminimumcross-sectionalarearequirementasprovidedbyASDSEquation(G4-2).Thegrossarea(in.)ofintermediatestiffeners,spacedasrequiredforASDSEquation(G3-1),mustnotbelessthanA=1-C/2[a/h-(a/h)/]YDhtASDSEp.(G4-2)whereC,a,h,andtareaspreviouslydefinedY=ratioofyieldstressofwebsteeltoyieldstressofstiffenersteelD=1.0forstiffenersfurnishedinpairs=1.8forsingle-anglestiffeners=2.4forsingle-platestiffenersWhenstiffenersarefurnishedinpairs,theareadeterminedistotalarea.Thisarearequirementisfortheadditionalpurposeofsupplyingadequatecompressioncapacityfortheintermediatestiffenerduringtensionfieldaction.Henceitshouldbeusedonlywhenthedesignisbasedontensionfieldaction.TherequiredAs,mayalsobeobtainedinmostcasesfromtheASDM,Part2,Table2-36or2-50,usingtheitalicizedtabulatedvalues.Thisgrossarearequirementmaybereducedbytheratiof/Fwhenf