《钢结构设计标准》

11.1.1 一般工厂加工构件采用焊接，主要承重构件的现场连接或拼接采用高强螺栓连接或焊接。

11.1.2 普通螺栓连接受力状态下容易产生较大变形，而焊接连接刚度大，两者难以协同工作，在同一连接接头中不得考虑普通螺栓和焊接的共同工作受力；同样，承压型高强度螺栓连接与焊缝变形不协调，难以共同工作；而摩擦型高强度螺栓连接刚度大，受静力荷载作用可考虑与焊缝协同工作，但仅限于在钢结构加固补强中采用栓焊并用连接。

11.1.3 C级螺栓与孔壁间有较大空隙，故不宜用于重要的连接。例如：
1 制动梁与吊车梁上翼缘的连接：承受着反复的水平制动力和卡轨力，应优先采用高强度螺栓，其次是低氢型焊条的焊接，不得采用C级螺栓；
2 制动梁或吊车梁上翼缘与柱的连接：由于传递制动梁的水平支承反力，同时受到反复的动力荷载作用，不得采用C级螺栓；
3 在柱间支撑处吊车梁下翼缘与柱的连接，柱间支撑与柱的连接等承受剪力较大的部位，均不得用C级螺栓承受剪力。

11.1.5 本条参考了《钢结构焊接规范》GB 50661-2011的第5.1.1条，对焊缝连接构造提出基本要求。值得说明的是，根据目前的疲劳试验结果，预留过焊孔的疲劳构造比实施交叉焊缝的疲劳构造性能差很多，该结果主要归功于近年焊接制造工艺技术的提升和改进，因此在精细工艺控制下允许部分交叉焊缝的存在。
1 根据试验，Q235钢与Q345钢钢材焊接时，若用E50XX型焊条，焊缝强度比用E43XX型焊条时提高不多，设计时只能取用E43XX型焊条的焊缝强度设计值；此外，从连接的韧性和经济方面考虑，故规定宜采用与低强度钢材相适应的焊接材料；
2 焊缝在施焊后，由于冷却引起了收缩应力，施焊的焊脚尺寸愈大，则收缩应力愈大，故规定焊脚尺寸不要过分加大；
3 在大面积板材(如实腹梁的腹板)的拼接中，往往会遇到纵横两个方向的拼接焊缝。过去这种焊缝一般采用T形交叉，有意避开十字形交叉。但根据国内有关单位的试验研究和使用经验以及两种焊缝形式机械性能的比较，十字形焊缝可以应用于各种结构的板材拼接中。从焊缝应力的观点看，无论十字形或T形，其中只有一条后焊焊缝的内应力起主导作用，先焊好的一条焊缝在焊缝交叉点附近受后焊焊缝的热影响已释放了应力。因此可采用十字形或T形交叉。当采用T形交叉时，一般将交叉点的距离控制在200mm以上。

11.1.6 本条参考了《钢结构焊接规范》GB 50661-2011的第5.1.5条。条文对焊缝质量等级的选用作了较具体的规定，这是多年实践经验的总结。众所周知，焊缝的质量等级是由现行国家标准《钢结构工程施工质量验收规范》GB 50205规定，为避免设计中的某些模糊认识，本条内容实质上是对过去工程实践经验的系统总结，并根据本标准修订过程中收集到的意见加以补充修改而成。条文所遵循的原则为：
1 焊缝质量等级主要与其受力情况有关，受拉焊缝的质量等级要高于受压或受剪的焊缝；受动力荷载的焊缝质量等级要高于受静力荷载的焊缝；
2 凡对接焊缝，除非作为角焊缝考虑的部分熔透的焊缝，一般都要求熔透并与母材等强，故需要进行无损探伤；对接焊缝的质量等级不宜低于二级；
3 在建筑钢结构中，角焊缝一般不进行无损探伤检验，但对外观缺陷的等级见《钢结构工程施工质量验收规范》GB 50205-2001附录A，可按实际需要选用二级或三级；
4 根据现行国家标准《焊接术语》GB/T 3375，凡T形、十字形或角接接头的对接焊缝基本上都没有焊脚，这不符合建筑钢结构对这类接头焊缝截面形状的要求。为避免混淆，对上述对接焊缝应一律按现行国家标准《焊接术语》GB/T 3375书写为“对接与角接组合焊缝”(下同)。
本条是供设计人员如何根据焊缝的重要性、受力情况、工作条件和设计要求等对焊缝质量等级的选用作出原则和具体规定，而本标准表4.4.5则是根据对接焊缝的不同质量等级对各种受力情况下的强度设计值作出规定，这是两种性质不同的规定。在表4.4.5中，虽然受压和受剪的对接焊缝不论其质量等级如何均具有相同的强度设计值，但不能据此就误认为这种焊缝可以不考虑其重要性和其他条件而一律采用三级焊缝。正如质量等级为一、二级的受拉对接焊缝虽具有相同的强度设计值，但设计时不能据此一律选用二级焊缝的情况相同。
另外，为了在工程质量标准上与国际接轨，对要求熔透的与母材等强的对接焊缝(不论是承受动力荷载或静力荷载，亦不论是受拉或受压)，其焊缝质量等级均不宜低于二级，因为在美国《钢结构焊接规范》AWS中对上述焊缝的质量均要求进行无损探伤，而我国规范对三级焊缝是不进行无损探伤的。

11.1.7 焊接性试验指评定母材金属的试验，钢材的焊接性指钢材对焊接加工的适应性，是用以衡量钢材在一定工艺条件下获得优质接头的难易程度和该接头能否在使用条件下可靠运行的具体技术指标。焊接性试验是对设计首次使用的钢种可焊性的具有探索性的科研试验，具有一定的风险性。
新钢种焊接性试验主要分为直接性试验和间接性试验，间接性试验包括SH-CCT图、WM-CCT图，冷、热裂纹敏感性试验，再热裂纹敏感性试验，层状撕裂窗口试验等。焊接性试验是焊接工艺评定的技术依据，国际上明确规定由钢材供应商和科研机构进行这样的工作，而我国没有明确规定，在采用新钢种设计的焊接工程中，本条规定避免了遗漏不可缺少的焊接性试验。
焊接工艺评定是在钢结构工程开始焊接前，按照焊接性试验结果所拟定的焊接工艺，根据现行国家标准《钢结构焊接规范》GB 50661的有关规定测定焊接接头是否具有所要求的使用性能，从而验证所拟定的焊接工艺是否正确的技术工作。钢结构进行焊接工艺评定的主要目的如下：
1 验证所拟定的焊接工艺是否正确。
这项工作包括通过金属焊接性试验或根据有关焊接性能的技术资料所拟定的工艺，也包括已经评定合格，但由于某种原因需要改变一个或一个以上的焊接工艺参数的工艺。
金属焊接性试验制定的工艺也经历了一系列试验，是具有探索性，同时也具有一定风险性的科研工作，主要任务是研究钢材的焊接性能。由于目的不同，与实际工程相比，焊接条件尚存在一定的差距，需要把实验室的数据变为工程的工艺，因此需要进行检验。
2 评价施工单位是否能焊出符合有关要求的焊接接头。
焊接工艺评定具有不可输入性，不可以转让。焊接工艺评定必须根据本单位的实际情况来进行。因为焊接质量由“人员、机器、物料、方法、环境”五大管理要素决定，单位不同其管理要素也不同，所完成的焊接工艺评定的水平也不同，进而带来的焊接技术也不同。事实上，在进行焊接工艺评定的过程中，有的单位经常有不合格的情况发生，充分证实了这一点。

11.1.8 结构的安装连接构造除应考虑连接的可靠性外，还必须考虑施工方便。
1 根据连接的受力和安装误差情况分别采用C级螺栓、焊接、高强螺栓或栓焊接头连接。其选用原则是：
1)凡沿螺栓杆轴方向受拉的连接或受剪力较小的次要连接，宜用C级螺栓；
2)凡安装误差较大的，受静力荷载或间接受动力荷载的连接，可优先选用焊接或者栓焊连接；
3)凡直接承受动力荷载的连接或高空施焊困难的重要连接，均宜采用高强度螺栓摩擦型连接或者栓焊连接。
2 梁或桁架的铰接支承宜采用平板支座直接支于柱顶或牛腿上。
3 当梁或桁架与柱侧面连接时，应设置承力支托或安装支托。安装时，先将构件放在支托上，再上紧螺栓，比较方便。此外，这类构件的长度不能有正公差，以便于插接，承力支托的焊接，计算时应考虑施工误差造成的偏心影响。
4 除特殊情况外，一般不采用铆钉连接。

11.2.1 凡要求等强的对接焊缝施焊时均应采用引弧板和引出板，以避免焊缝两端的起、落弧缺陷。在某些特殊情况下无法采用引弧板和引出板时，计算每条焊缝长度时应减去2t(t为焊件的较小厚度)，因为缺陷长度与焊件的厚度有关，这是参照苏联钢结构设计规范的规定。
当承受轴心力的板件用斜焊缝对接，焊缝与作用力间的夹角θ符合tanθ≤1.5时，其强度可不计算。

11.2.2 角焊缝两焊脚边夹角为直角的称为直角角焊缝，两焊脚边夹角为锐角或钝角的称为斜角角焊缝。角焊缝的有效面积应为焊缝计算长度与计算厚度(he)的乘积。对任何方向的荷载，角焊缝上的应力应视为作用在这一有效面积上。本条规定的计算方法仅适用于直角角焊缝的计算。
角焊缝按它与外力方向的不同可分为侧面焊缝、正面焊缝、斜焊缝以及由它们组合而成的围焊缝。由于角焊缝的应力状态极为复杂，因而建立角焊缝计算公式要靠试验分析。国内外的大量试验结果证明，角焊缝的强度和外力的方向有直接关系。其中，侧面焊缝的强度最低，正面焊缝的强度最高，斜焊缝的强度介于二者之间。
国内对直角角焊缝的大批试验结果表明：正面焊缝的破坏强度是侧面焊缝的1.35倍～1.55倍。并且通过有关的试验数据，通过加权回归分析和偏于安全方面的修正，对任何方向的直角角焊缝的强度条件可用下式表达(图11)：

式中：σ⊥——垂直于焊缝有效截面(helw)的正应力(N/mm2)；
τ⊥——有效截面上垂直焊缝长度方向的剪应力(N/mm2)；
τ//——有效截面上平行于焊缝长度方向的剪应力(N/mm2)；
fwf——角焊缝的强度设计值(即侧面焊缝的强度设计值)(N/mm2)。
式(31)的计算结果与国外的试验和推荐的计算方法的计算结果是相符的。

图11 角焊缝的计算
现将式(31)转换为便于使用的计算式，如图11所示，令σf为垂直于焊缝长度方向按焊缝有效截面计算的应力：

对承受静力荷载和间接承受动力荷载的结构，采用上述公式，令βf＝1.22，可以保证安全。但对直接承受动力荷载的结构，正面角焊缝强度虽高但刚度较大，应力集中现象也较严重，又缺乏足够的试验依据，故规定取βf＝1。
当垂直于焊缝长度方向的应力有分别垂直于焊缝两个直角边的应力σfx和σfy时(图12)，可从公式(31)导出下式：

式中对使用焊缝有效截面受拉的σfx或σfy取为正值，反之取负值。
由于此种受力复杂的角焊缝还研究得不够，在工程实践中又极少遇到，所以未将此种情况列入标准。建议这种角焊缝采用不考虑应力方向的计算式进行计算，即：

                                                   图12 角焊缝σfx、σfy、τf共同作用

11.2.3 在T形接头直角和斜角角焊缝的强度计算中，原规范规定锐角角焊缝α≥60°，钝角α≤135°。T形接头角焊缝的计算厚度应按图13中的he1或he2取用。

图13 T形接头的根部间隙和焊缝截面
b-根部间隙；hf-焊脚尺寸；he-焊缝计算厚度

当bi≥5mm时，焊缝质量不能保证，应采取专门措施解决。一般是图13(a)中的b1可能大于5mm，则可将板边切成图13(b)的形式，并使b≤5mm。另外，本次修订增加了当30°≤α＜60°及α＜30°时，斜角焊缝计算厚度的计算取值规定。上述规定与现行国家标准《钢结构焊接规范》GB 50661的规定相同。对于斜T形接头的角焊缝，在设计图中应绘制大样，详细标明两侧角焊缝的焊脚尺寸。  

11.2.4 本条为原规范第7.1.5条的修改和补充。部分熔透对接焊缝及对接与角接组合焊缝，其焊缝计算厚度he应根据焊接方法、坡口形状及尺寸、焊接位置分别对坡口深度予以折减，其计算方法可按现行国家标准《钢结构焊接规范》GB?50661执行。部分焊透的对接焊缝，包括部分焊透的对接与角接组合焊缝，其工作情况与角焊缝类似，取βf＝1.0，即不考虑应力方向。考虑到α≥60°的V形坡口，焊缝根部可以焊满，故取he＝s；当α＜60°时，取he＝0.75s，是考虑焊缝根部不易焊满和在熔合线上强度较低的情况。

参照AWS?1998，并与现行国家标准《钢结构焊接规范》GB?50661相协调，将单边V形和K形坡口从V形坡口中分离出来，单独立项，并补充规定了这种焊缝计算厚度的计算方法。

严格地说，上述各种焊缝的计算厚度应根据焊接方法、坡口形式及尺寸和焊缝位置的不同分别确定，详见现行国家标准《钢结构焊接规范》GB?50661。由于差别较小，本条采用了简化的表达方式，其计算结果与现行国家标准《钢结构焊接规范》GB?50661基本相同。

另外，由于熔合线上的焊缝强度比有效截面处低约10％，所以规定为：当熔合线处焊缝截面边长等于或接近于最小距离s时，抗剪强度设计值应按角焊缝的强度设计值乘以0.9。对于垂直于焊缝长度方向受力的不予焊透对接焊缝，因取βf＝1.0，已具有一定的潜力，此种情况不再乘以0.9。

在垂直于焊缝长度方向的压力作用下，由于可以通过焊件直接传递一部分内力，根据试验研究，可将强度设计值乘以1.22，相当于取βf＝1.22，而且不论熔合线处焊缝截面边长是否等于最小距离s，均可如此处理。  

11.2.5 塞焊焊缝、圆孔或槽孔内焊缝在抗剪连接和防止板件屈曲的约束连接中有较多应用，参照角焊缝的抗剪计算方法给出圆形塞焊焊缝、圆孔或槽孔内焊缝的抗剪承载力计算公式，参考了Eurocode 3 part1.8的规定。

11.2.6 考虑到大于60hf的长角焊缝在工程中的应用增多，在计算焊缝强度时可以不考虑超过60hf部分的长度，也可对全长焊缝的承载力进行折减，以考虑长焊缝内力分布不均匀的影响，但有效焊缝计算长度不应超过180hf，本条参考了Eurocode 3 part1.8的规定。

11.2.7 本条所列公式是工程中常用的方法，引入系数βf是为了区分因荷载状态的不同使焊缝连接的承载力有差异。
对直接承受动力荷载的梁(如吊车梁)，取βf＝1.0，对承受静力荷载或间接承受动力荷载的梁(当集中荷载处无支承加劲肋时)，取βf＝1.22。

11.3.1 本条为新增内容，原规范中对圆形塞焊焊缝、圆孔或槽孔内角焊缝没有作出规定，考虑工程中已有较多应用，因此将圆形塞焊焊缝、圆孔或槽孔内角焊缝列入标准，且只能用于抗剪和防止板件屈曲的约束连接。

11.3.3 本条与现行国家标准《钢结构焊接规范》GB 50661的规定基本一致，取消了原规范直接承受动力荷载且需要进行疲劳计算的结构斜角坡度不大于1：4的规定。
当较薄板件厚度大于12mm且一侧厚度差不大于4mm时，焊缝表面的斜度已足以满足和缓传递的要求；当较薄板件厚度不大于9mm且不采用斜角时，一侧厚度差容许值为2mm；其他情况下，一侧厚度差容许值均为3mm。
考虑到改变厚度时对钢板的切削很费事，故一般不宜改变厚度。

11.3.4 本条为塞焊、槽焊、角焊、对接焊接头承受动荷载时的规定，与现行国家标准《钢结构焊接规范》GB 50661的规定保持一致。
对受动力荷载的构件，当垂直于焊缝长度方向受力时，未焊透处的应力集中会产生不利的影响，因此规定不宜采用。但当外荷载平行于焊缝长度方向时，如起重机臂的纵向焊缝[图14(b)]、吊车梁下翼缘焊缝等，只承受剪应力，则可用于受动力荷载的结构。

                                                                                      图14 部分焊透的对接焊

11.3.5 本条为角焊缝的尺寸要求，与现行国家标准《钢结构焊接规范》GB 50661的规定保持一致。

11.3.6 本条对搭接焊缝的要求，为原规范第8.2.10条～第8.2.13条的修改和补充，与现行国家标准《钢结构焊接规范》GB 50661的规定保持一致。
为防止搭接部位角焊缝在荷载作用下张开，规定搭接连接角焊缝在传递部件受轴向力时应采用双角焊缝；同时为防止搭接部位受轴向力时发生偏转，规定了搭接连接的最小搭接长度。
为防止构件因翘曲一致使贴合不好，规定了搭接部位采用纵向角焊缝连接构件端部时的最小搭接长度，必要时增加横向角焊缝或塞焊。
使用绕角焊时可避免起落弧的缺陷发生在应力集中较大处，但在施焊时必须在转角处连续焊，不能断弧。
为防止焊接时材料棱边熔塌，规定了搭接焊缝与材料棱边的最小间距。
此外，根据实践经验，增加了薄板搭接长度不得小于25mm的规定。

11.3.7 本条对塞焊焊缝和槽焊焊缝的尺寸等细部构造做出了规定。

11.3.8 断续角焊缝是应力集中的根源，故不宜用于重要结构或重要的焊接连接。为保证构件受拉力时有效传递荷载，受压时保持稳定，规定了断续角焊缝最大纵向间距。此外，断续角焊缝焊段的长度与现行国家标准《钢结构焊接规范》GB?50661的规定保持一致。

11.4.1 式(11.4.1-1)和式(11.4.1-2)的相关公式是保证普通螺栓或铆钉的杆轴不致在剪力和拉力联合作用下破坏；式(11.4.1-3)和式(11.4.1-4)是保证连接板件不致因承压强度不足而破坏。

11.4.2 本条参考了《钢结构高强度螺栓连接技术规程》JGJ 82-2011第4.1.1条，当高强度螺栓摩擦型连接采用大圆孔或槽孔时应对抗剪承载力进行折减，乘以孔形折减系数k2。国内外研究和工程实践表明，摩擦型连接的摩擦面抗滑移系数μ主要与钢材表面处理工艺和涂层厚度有关，本条补充规定了对应不同接触面处理方法的抗滑移系数值。另外，根据工程实践及相关研究，本次修订调整了抗滑移系数，使其最大值不超过0.45。
1 高强度螺栓摩擦型连接是靠被连接板叠间的摩擦阻力传递内力，以摩擦阻力刚被克服作为连接承载能力的极限状态。摩擦阻力值取决于板叠间的法向压力即螺栓预拉力P、接触表面的抗滑移系数μ以及传力摩擦面数目nf，故一个摩擦型高强度螺栓的最大受剪承载力为nfμP除以抗力分项系数1.111，即得：

2 关于表11.4.2-1的抗滑移系数，这次修订时增加了Q460钢的μ值，考虑到高强度钢材连接需要较高的连接强度，故未列入接触面处理为钢丝刷清除浮锈或未经处理的干净轧制面的抗滑移系数。另外，原规范规定了当接触面处理为喷砂(丸)或喷砂(丸)后生赤锈时的μ值，本次修订考虑到生赤锈程度很难规范也无检验标准，故予取消。
考虑到酸洗除锈在建筑结构上很难做到，即使小型构件能用酸洗，但往往有残存的酸液会继续腐蚀摩擦面，故未列入。
在实际工程中，还可能采用砂轮打磨(打磨方向应与受力方向垂直)等接触面处理方法，其抗滑移系数应根据试验确定。
另外，按本标准式(11.4.2-1)计算时，没有限定板束的总厚度和连接板叠的块数，当总厚度超出螺栓直径的10倍时，宜在工程中进行试验以确定施工时的技术参数(如转角法的转角)以及受剪承载力。
3 高强度螺栓预拉力P的取值根据原规范的规定采用，预拉力P值以螺栓的抗拉强度为准，再考虑必要的系数，用螺栓的有效截面经计算确定。
拧紧螺栓时，除使螺栓产生拉应力外，还产生剪应力。在正常施工条件下，即螺母的螺纹和下支承面涂黄油润滑剂，或在供货状态原润滑剂未干的情况下拧紧螺栓，对应力会产生显著影响，根据试验结果其影响系数考虑为1.2。
考虑螺栓材质的不均匀性，引进一折减系数0.9。
施工时为了补偿螺栓预拉力的松弛，一般超张拉5％～10％，为此采用一个超张拉系数0.9。由于以螺栓的抗拉强度为准，为安全起见再引入一个附加安全系数0.9，这样高强度螺栓预拉力值应由下式计算：

式中：fu——螺栓经热处理后的最低抗拉强度(N/mm2)；对8.8级，取fu＝830N/mm2，对10.9级，取fu＝1040N/mm2：
Ae——螺纹处的有效面积(mm2)。
本标准表11.4.2-2中的P值就是按式(44)计算的(取5kN的整倍数值)，计算结果小于国外规范的规定值，AISC?1939和Eurocode?3?1993均取预拉力P＝0.7Aefbu，日本的取值亦与此相仿(日本《钢构造限界状态设计指针》1998)。
扭剪型螺栓虽然不存在超张拉问题，但国标中对10.9级螺栓连接副紧固轴力的最小值与本标准表11.4.2-2的P值基本相等，而此紧固轴力的最小值(即P值)却为其公称值的0.9倍。
4 关于摩擦型连接的高强度螺栓，其杆轴方向受拉的承载力设计值Nbt＝0.8P的问题：试验证明，当外拉力Nt过大时，螺栓将发生松弛现象，这样就丧失了摩擦型连接高强度螺栓的优越性。为避免螺栓松弛并保留一定的余量，因此本标准规定为：每个高强度螺栓在其杆轴方向的外拉力的设计值Nt不得大于0.8P。
5 同时承受剪力Nv和栓杆轴向外拉力Nt的高强度螺栓摩擦型连接，其承载力可以采用直线相关公式表达，即本标准公式(11.4.2-3)。

11.4.3 本条为高强度螺栓承压型连接的计算要求。
1 制造厂生产供应的高强度螺栓并无用于摩擦型连接和承压型连接之分，采用的预应力也无区别；
2 由于高强度螺栓承压型连接是以承载力极限值作为设计准则，其最后破坏形式与普通螺栓相同，即栓杆被剪断或连接板被挤压破坏，因此其计算方法也与普通螺栓相同。但要注意：当剪切面在螺纹处时，其受剪承载力设计值应按螺栓螺纹处的有效面积计算(普通螺栓的抗剪强度设计值是根据连接的试验数据统计而定的，试验时不分剪切面是否在螺纹处，故普通螺栓没有这个问题)；
3 当承压型连接高强度螺栓沿杆轴方向受拉时，本标准表4.4.6给出了螺栓的抗拉强度设计值fbt≈0.48fbu，抗拉承载力的计算公式与普通螺栓相同，本款亦适用于未施加预拉力的高强度螺栓沿杆轴方向受拉连接的计算；
4 同时承受剪力和杆轴方向拉力的高强度螺栓承压型连接：当满足本标准公式(11.4.3-1)、式(11.4.3-2)的要求时，可保证栓杆不致在剪力和拉力联合作用下破坏。
本标准公式(11.4.3-2)是保证连接板件不致因承压强度不足而破坏。由于只承受剪力的连接中，高强度螺栓对板叠有强大的压紧作用，使承压的板件孔前区形成三向压应力场，因而其承压强度设计值比普通螺栓的要高得多。但对受有杆轴方向拉力的高强度螺栓，板叠之间的压紧作用随外拉力的增加而减小，因而承压强度设计值也随之降低。承压型高强度螺栓的承压强度设计值是随外拉力的变化而变化的。为了计算方便，本标准规定只要有外拉力作用，就将承压强度设计值除以1.2予以降低。所以本标准公式(11.4.3-2)中右侧的系数1.2实质上是承压强度设计值的降低系数。计算Nbc时，仍应采用本标准表4.4.6中的承压强度设计值。

11.4.5 当构件的节点处或拼接接头的一端，螺栓(包括普通螺栓和高强度螺栓)或铆钉的连接长度l1过大时，螺栓或铆钉的受力很不均匀，端部的螺栓或铆钉受力最大，往往首先破坏，并将依次向内逐个破坏。因此规定当l1＞15d0时，应将承载力设计值乘以折减系数。

11.5.1 本条与现行行业标准《钢结构高强度螺栓连接技术规程》JGJ 82的规定基本一致。对普通螺栓的孔径d0做出补充规定，并提出高强度螺栓摩擦型连接可采用大圆孔和槽孔。值得注意的是，只有采用标准孔时，高强度螺栓摩擦型连接的极限状态可转变为承压型连接，对于需要进行极限状态设计的连接节点尤其需要强调这一点。

11.5.2 本条是基于铆接结构的规定而统一用之于普通螺栓和高强度螺栓，其中高强度螺栓是经试验研究结果确定的，现将表11.5.2的取值说明如下：
1 紧固件的最小中心距和边距。
1)在垂直于作用力方向：
①应使钢材净截面的抗拉强度大于或等于钢材的承压强度；
②尽量使毛截面屈服先于净截面破坏；
③受力时避免在孔壁周围产生过度的应力集中；
④施工时的影响，如打铆时不振松邻近的铆钉和便于拧紧螺帽等。
2)顺内力方向，按母材抗挤压和抗剪切等强度的原则而定：
①端距2d0是考虑钢板在端部不致被紧固件撕裂；
②紧固件的中心距，其理论值约为2.5d，考虑上述其他因素取为3d0。
2 紧固件最大中心距和边距。
1)顺内力方向：取决于钢板的紧密贴合以及紧固件间钢板的稳定；
2)垂直内力方向：取决于钢板间的紧密贴合条件。

11.5.3 本条为原规范第8.3.6条。防止螺栓松动的措施中除采用双螺帽外，尚有用弹簧垫圈，或将螺帽和螺杆焊死等方法。

11.5.4 当摩擦面处理方法相同且用于使螺栓受剪的连接时，从单个螺栓受剪的工作曲线(图15)可以看出：当以曲线上的“1”作为连接受剪承载力的极限时，即仅靠板叠间的摩擦阻力传递剪力，这就是摩擦型的计算准则。但实际上此连接尚有较大的承载潜力。承压型高强度螺栓是以曲线的最高点“3”作为连接承载力极限，因此更加充分利用了螺栓的承载能力。由于承压型连接和摩擦型连接是同一高强度螺栓连接的两个不同阶段，因此可将摩擦型连接定义为承压型连接的正常使用状态。另外，进行连接极限承载力计算时，承压型连接可视为摩擦型连接的损伤极限状态。

图15 单个螺栓受剪时的工作曲线
因高强度螺栓承压型连接的剪切变形比摩擦型的大，所以只适于承受静力荷载或间接承受动力荷载的结构中。另外，高强度螺栓承压型连接在荷载设计值作用下将产生滑移，也不宜用于承受反向内力的连接。

11.5.4 当摩擦面处理方法相同且用于使螺栓受剪的连接时，从单个螺栓受剪的工作曲线(图15)可以看出：当以曲线上的“1”作为连接受剪承载力的极限时，即仅靠板叠间的摩擦阻力传递剪力，这就是摩擦型的计算准则。但实际上此连接尚有较大的承载潜力。承压型高强度螺栓是以曲线的最高点“3”作为连接承载力极限，因此更加充分利用了螺栓的承载能力。由于承压型连接和摩擦型连接是同一高强度螺栓连接的两个不同阶段，因此可将摩擦型连接定义为承压型连接的正常使用状态。另外，进行连接极限承载力计算时，承压型连接可视为摩擦型连接的损伤极限状态。

图15 单个螺栓受剪时的工作曲线
因高强度螺栓承压型连接的剪切变形比摩擦型的大，所以只适于承受静力荷载或间接承受动力荷载的结构中。另外，高强度螺栓承压型连接在荷载设计值作用下将产生滑移，也不宜用于承受反向内力的连接。

11.5.5 本条为原规范第8.3.7条。主要原因是型钢的抗弯刚度大，用高强度螺栓不易使摩擦面贴紧。

11.5.6 根据实践经验，允许在组合构件的缀条中采用1个螺栓(或铆钉)。某些塔桅结构的腹杆已有用1个螺栓的。
因撬力很难精确计算，故沿杆轴方向受拉的螺栓(铆钉)连接中的端板(法兰板)，应采取构造措施(如设置加劲肋等)适当增强其刚度，以免有时撬力过大影响紧固件的安全。

11.6.1 本节所有条文均为新增条文。结构工程中的销轴常用Q235或Q345等结构用钢，也有用45号钢、35CrMo和40Cr等非结构常用钢材。现行国家标准《销轴》GB/T 882对公称直径3mm～100mm的销轴作了规定。结构工程中荷载较大时需要用到直径大于100mm的销轴，目前没有标准的规格。也没有像精制螺栓这样的标准规定销轴的精度要求。因此设计人员在设计文件中应注明对销轴和耳板销轴孔精度、表面质量和销轴表面处理的要求。对于非结构常用钢材按本标准4.1.5条规定的原则确定设计强度指标。

11.6.2 本条连接耳板的构造要求除宽厚比外，其余是参考美国标准ANSI/AISC 360-05 Specification for Structural Steel Build-ing给出。宽厚比要求主要是考虑避免连接耳板端部平面外失稳而提出的。

11.6.3、11.6.4 这两条规定了销轴与连接板的计算。销轴连接中耳板可能进入四种承载力极限状态(图16)。

图16 销轴连接中耳板四种承载力极限状
1 耳板净截面受拉
美国标准ANSI/AISC 360-05 Specification for Structural Steel Building、欧洲标准EN 1993-1-8：2005和我国行业标准《公路桥涵钢结构及木结构设计规范》JTJ 025-86计算耳板净截面的受拉承载力可分别表达如下：

式中：k1＝1.4。
若用美国标准构造要求假定销轴连接的几何尺寸然后分别按美国标准和欧洲标准计算耳板净截面的抗拉承载力，发现两者相差很大，前者约为后者的1.2～4倍。根据我国钢结构构件弹性设计极限状态的含义并考虑耳板净截面处应力分布不均匀性，我们参考欧洲标准并同时参考美国标准最大有效计算宽度提出本标准的计算公式。与我国行业标准《公路桥涵钢结构及木结构设计规范》JTJ 025-86比较，本标准计算公式对应于k1＝1.33～1.54。
2 耳板端部劈开强度计算
美国标准ANSI/AISC 360-05没有耳板端部劈开强度计算公式。但通过构造要求可有：

式中：k2＝2。
我们用式(49)、式(50)试算，结果若满足式(50)则一般均能满足式(49)。本标准采纳式(50)，与我国行业标准JTJ?025-86比较，对应于k2＝1.65～2.08。
3 耳板端部受剪承载力计算

4 耳板面外失稳
在净截面抗拉强度计算中规定了有效宽度beff＝2t＋16，一般能满足beff≤4t，ASME有关文献表明，当beff≤4t时不会发生耳板面外失稳。

11.7.1 当钢管直径较大时，法兰板一般采用环状，钢管与环板的连接应采用双面角焊缝；当钢管直径较小时，法兰板也可采用整板，当钢管与法兰板的连接采用单面角焊缝时，必须设置加劲肋。一般钢管法兰连接均需设置加劲肋。另外，加劲板应保持平面稳定。焊缝尽量避免三向交汇。

11.7.2 法兰连接的用钢量较大，为提高连接效率，减少用钢量，宜采用高强度螺栓并尽量使螺栓贴紧管壁。

11.7.3 一般钢管内壁不作防腐蚀处理的方法为涂料防腐蚀或热喷锌铝复合涂层防腐蚀，两端作气密性封闭后内部不涂防腐蚀层，亦可防腐。热浸镀锌防腐蚀时，内外同浸锌，封闭后浸锌易爆裂，故不应封闭。

12.1.1 随着钢结构的迅速发展，节点的形式与复杂性也大大增加，本章给出了典型钢结构节点的设计原则与设计方法。

12.1.2 节点的安全性主要决定于其强度与刚度，应防止焊缝与螺栓等连接部位开裂引起节点失效，或节点变形过大造成结构内力重分配。

12.1.3 应通过合理的节点构造设计，使结构受力与计算简图中的刚接、铰接等假定相一致，节点传力应顺畅，尽量做到相邻构件的轴线交汇于一点。

12.1.4 本标准未明确给出设计方法的特殊节点应通过有限元分析确定其承载力。由于对节点安全性的影响因素很多，经验往往不足，故新型节点宜通过试验验证其承载力。当采用有限元法计算节点的承载力时，一般节点允许局部进入塑性，但应严格控制节点板件、侧壁的变形量。重要节点应保持弹性。

12.1.5 节点设计应考虑加工制作、交通运输、现场安装的简单便捷，便于使用维护，防止积水、积尘，并采取有效的防腐、防火措施。

12.2.1 本条基本沿用原规范第7.5.1条。连接节点处板件在拉、剪共同作用下的强度计算公式是根据我国对双角钢杆件桁架节点板的试验研究中拟合出来的，它同样适用于连接节点处的其他板件，如本标准中图12.2.1。
试验的桁架节点板大多数是弦杆和腹杆均为双角钢的K形节点，仅少数是竖杆为工字钢的N形节点。抗拉试验共有6种不同形式的16个试件。所有试件的破坏特征均为沿最危险的线段撕裂破坏，即图17中的BA—AC—CD面二折线撕裂，其中AB、CD与节点板的边界线基本垂直。

图17 节点板受拉计算简图
本标准式(12.2.1-1)的推导过程如下：
在图17中，沿BACD撕裂线割取自由体，由于板内塑性区的发展引起的应力重分布，假定在破坏时撕裂面上各线段的应力σ′i在线段内均匀分布且平行于腹杆轴力，当各撕裂段上的折算应力同时达到抗拉强度fu时，试件破坏。根据平衡条件并忽略很小的M和V，则：

按极限状态设计法，即：∑ηiAif≥N
式中：f——节点板钢材的强度设计值(N/mm2)；
N——斜腹杆的轴向内力设计值(N)；
Ai——为第i段撕裂面的净截面积(mm2)。
式(54)符合破坏机理，其计算值与试验值之比平均为87.5％，略偏于安全且离散性较小。

12.2.2 考虑到桁架节点板的外形往往不规则，用本标准式(12.2.1-1)计算比较麻烦，加之一些受动力荷载的桁架需要计算节点板的疲劳时，该公式更不适用，故参照国外多数国家的经验，建议对桁架节点板可采用有效宽度法进行承载力计算。所谓有效宽度即认为腹杆轴力N将通过连接件在节点板内按照某一个应力扩散角度传至连接件端部与N相垂直的一定宽度范围内，该一定宽度即称为有效宽度be。
在试验研究中，假定be范围内的节点板应力达到fu，并令betfu＝Nu(Nu为节点板破坏时的腹杆轴力)，按此法拟合的结果：
当应力扩散角θ＝27°时精确度最高，计算值与试验值的比值平均为98.9％；当θ＝30°时此比值为106.8％。考虑到国外多数国家对应力扩散角均取30°，为与国际接轨且误差较小，故亦建议取θ＝30°。
有效宽度法计算简单，概念清楚，适用于腹杆与节点板的多种连接情况，如侧焊、围焊和铆钉、螺栓连接等(当采用钢钉或螺栓连接时，be应取为有效净宽度)。
当桁架弦杆或腹杆为T型钢或双板焊接T形截面时，节点构造方式有所不同，节点内的应力状态更加复杂，故本标准公式(12.2.1)和式(12.2.2)均不适用。
用有效宽度法可以制作腹杆内力N与节点板厚度t的关系表，我们先制作了N-(t/b)表，反映了影响有效宽度的斜腹杆连接肢宽度b和侧焊缝焊脚尺寸hf1、hf2的作用，因而该表比以往的N-t表更精确。但由于表形较复杂且参数b和hf的可变性较大，使用不便。为方便设计，便在N-(t/b)表的基础上按不同参数组合下的最不利情况整理出N-t包络图(表12)，使该表具有较充分的依据，而且在常用不同参数b、hf下亦是安全的。
表12 单壁式桁架节点板厚度选用

表12的适用范围为：
1 适用于焊接桁架的节点板强度验算，节点板钢材为Q235，焊条E43；
2 节点板边缘与腹杆轴线之间的夹角应不小于30°；
3 节点板与腹杆周侧焊缝连接，当采用围焊时，节点板的厚度应通过计算确定；
4 对有竖腹杆的节点板，当c/t≤15εk时，可不验算节点板的稳定；对无竖杆的节点板，当c/t≤10εk时，可将受压腹杆的内力乘以增大系数1.25后再查表求节点饭厚度，此时亦可不验算节点极的稳定；式中c为受压腹杆连接肢端面中点沿腹杆轴线方向至弦杆的净距离。
对于表12中的单壁式桁架节点，支座节点板的厚度宜较中间节点板增加2mm。

12.2.3 参照国外研究资料，补充了净截面计算时孔径扣除尺寸要求和修改了多排螺栓时应力扩散角的取值。本条为桁架节点板的稳定计算要求。
1 共做了8个节点板在受压斜腹杆作用下的试验，其中有无竖腹杆的各4个试件。试验表明：
1)当节点板自由边长度lf与其厚度t之比lf/t＞60εk时，节点板的稳定性很差，将很快失稳，故此时应沿自由边加劲。
2)有竖腹杆的节点板或lf/t≤60εk的无竖腹杆节点板在斜腹杆压力作用下，失稳均呈BA—AC—CD三折线屈折破坏，其屈折线的位置和方向，均与受拉时的撕裂线类同。
3)节点板的抗压性能取决于c/t的大小(c为受压斜腹杆连接肢端面中点沿腹杆轴线方向至弦杆的净距，t为节点板厚度)。在一般情况下，c/t愈大，稳定承载力愈低。
对有竖腹杆的节点板，当c/t≤15εk时，节点板的抗压极限承载力NR,c与抗拉极限承载力NR,t大致相等，破坏的安全度相同，故此时可不进行稳定验算。当c/t＞15εk时，NR,c＜NR,t，应按本标准附录F的近似法验算稳定；当c/t＞22εk时，近似法算出的计算值将大于试验值，不安全，故规定c/t≤22εk。
对无竖腹杆的节点板，NR,c＜NR,t，故一般都应该验算稳定，当c/t＞17.5εk时，节点板用近似法的计算值将大于试验值，不安全，故规定c/t≤17.5εk。
4)lf/t＞60εk的无竖腹杆节点板沿自由边加劲后，在受压斜腹杆作用下，节点板呈BA—AC两折线屈折，这是由于CD区因加劲加强后，稳定承载力有较大提高所致。但此时NR,c＜NR,t，故仍需验算稳定，不过仅需验算BA区和AC区而不必验算CD区而已。
2 本标准附录F所列桁架节点板在斜腹杆轴压力作用下的稳定计算公式是根据8个试件的试验结果拟合出来的。根据破坏特征，节点板失稳时的屈折线主要是BA—AC—CD三折线形(见本标准附录G图G.0.1)。为计算方便且与实际情况基本相符，假定BA平行于弦杆，CD⊥BA。
从试验可知，在斜腹杆轴压力N作用下，节点板内存在三个受压区，即BA区(FBGHA板件)、AC区(AIJC板件)和CD区(CKMP板件)。当其中某一个受压区先失稳后，其他各区立即相继失稳，因此有必要对三个区分别进行验算。其中AC区往往起控制作用。
计算时要先将腹杆轴压力N分解为三个平行分力各自作用于三个受压区屈折线的中点。平行分力的分配比例假定为各屈折线段在有效宽度线(在本标准附录G图G.0.1中为AC的延长线)上投影长度bi与∑bi的比值。然后再将此平行分力分解为垂直于各屈折线的力Ni；Ni应小于或等于各受压区板件的稳定承载力。而受压区板件则可假定为宽度等于屈折线长度的钢板，按轴压构件计算其稳定承载力。铜板长度取为板件的中线长度ci，计算长度系数经拟合后取为0.8，长细比

这样各受压板区稳定验算的表达式为：

其中l1、l2、l3分别为各区屈折线BA、AC、CD的长度；b1、b2、b3为各屈折线在有效宽度线上的投影长度；t为板厚；φi为各受压板区的轴压稳定系数，按λi计算。
对lf/t＞60εk且沿自由边加劲的无竖腹杆节点板失稳时，一般呈BA—AC两屈折线屈曲，显然，在CD区因加劲后其稳定承载力大为提高，已不起控制作用，故只需用上述方法验算BA区和AC区的稳定。
用上述拟合的近似法计算稳定的结果表明，试件的极限承载力计算值NcR,c。与试验值N0R,c之比平均为85％，计算值偏于安全。
3 为了尽量缩小稳定计算的范围，对于无竖腹杆的节点板，我们利用国家标准图集《梯形钢屋架》05G511和《钢托架》05G513中的16个节点，用同一根斜腹杆对节点板做稳定和强度计算，并进行对比以达到用强度计算的方法来代替稳定计算的目的。对比结果表明：
当c/t≤10εk时，大多数节点的Ncc大于0.9Nct(Ncc、Nct为节点板的稳定和强度计算承载力)，仅少数节点的Ncc＝(0.83～0.9)Nct，此时的斜腹杆倾角θ1大多接近60°，这说明θ1的大小对稳定承载力的影响较大。
因为强度计算时的有效宽度be＝AC＋(lf1＋lf2)tan30°，而稳定计算中假定斜腹杆轴压力N分配的有效宽度∑bi＝b′e＝AC＋(lf1＋lf2)sinθ1cosθ1(式中lf1、lf2为斜腹杆两侧角焊缝的长度)。当θ1＝60°或30°时，sinθ1cosθ1＝0.433，与tan30°(＝0.577)相差最大，此时的稳定计算承载力亦最低。设AC＝k(lf1＋lf2)，经统计，k≈0.356，因此当θ1＝60°或30°时的b′e、be值分别为：

因此对无竖腹杆的节点板，当c/t＝10εk且30°≤θ1≤60°时，可将按强度计算[公式(54)]的节点板抗力乘以折减系数0.784作为稳定承载力。考虑到稳定计算公式偏安全近15％，故可将折减系数取为0.8(0.8/0.784＝1.020)，以方便计算。
当然，必要时亦可专门进行稳定计算，若c/t＞10εk时，则应按近似公式计算稳定。