大尺度矩形孔钢梁设计方法.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 1 期 2012 年 1 月 Vol. 33No. 1Jan． 2012 012 文章编号 1000-6869 2012 01-0089-07 大尺度矩形孔钢梁设计方法 宋涛炜 1， 2，童乐为1，陈以一1，陆道渊3，江 蓓 3 1． 同济大学 建筑工程系，上海 200092; 2． 中国建筑西南设计研究院有限公司，四川成都 610042; 3． 上海华东建筑设计研究院有限公司，上海 200041 摘要 结合国内外现有的相关研究和规范， 提出了大尺度矩形开孔钢梁构造措施的建议。在对大尺度矩形孔钢梁数值分析 的基础上， 对影响开孔钢梁截面应力分布的开孔参数进行了进一步分析， 提出了开孔截面和开孔影响区域截面正应力和剪 应力的简化计算方法和计算式， 给出了矩形孔钢梁强度计算的设计方法; 分析了矩形开孔钢梁的稳定验算准则， 并给出了 近似处理方式; 参照蜂窝梁挠度的计算方法， 提出了开孔钢梁挠度的近似计算方法， 并按最不利情况给出了开孔钢梁挠度 修正系数的计算式; 结合算例验证了设计建议的可靠性和实用性。 关键词 矩形孔钢梁;开孔影响区域;有限元分析;设计方法 中图分类号 TU392. 102文献标志码 A ology for design of steel girders with large rectangular openings SONG Taowei1， 2，TONG Lewei1，CHEN Yiyi1，LU Daoyuan3，JIANG Bei3 1． Department of Building Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China; 2． China Southwest Architectural Design and Research Institute，Chengdu 610042，China; 3． East China Architectural Design and Research Institute Co． ，Ltd，Shanghai 200041，China AbstractAccording to the existing researches and design codes in the world，the recommendation of structural details for the steel girders with large rectangular openings SGLROwas presented． On the basis of the numerical study on the behavior of SGLRO carried out by the authors，the geometrical parameters of the opening that influenced the stress distribution along SGLRO were further investigated． Simplified s and ulas were proposed for calculating the bending and shearing stresses at the perforated cross section and at the cross section influenced by the openings． A strength design for SGLRO was given．The stability design criterion for SGLRO was discussed and an approximate calculation was suggested． In terms of the deflection calculation of honeycomb beams，an approximate ula for the deflection of SGLRO was proposed and a modification factor was considered for the most severe situation． Finally，a case example was presented，which validated the reliability and practicability of all the design recommendation． Keywordssteel girders with rectangular opening;influenced areas of opening;FEA;design 作者简介 宋涛炜 1982 ， 男， 四川大邑人， 工学硕士， 国家一级注册结构工程师。E- mail stilwell475163. com 收稿日期 2011 年 6 月 98 0引言 近年来， 随着高层建筑钢结构的快速发展， 由于 良好的经济效益， 腹板开孔钢梁受到广泛关注。腹 板开孔钢梁主要用于穿越管道， 从而降低层高， 因此 其开孔通常是间距不等、 尺度不一、 无规律地按需设 置， 与一般等间距、 等尺度、 有规律开设的蜂窝梁有显 著差别， 因此其受力性能较为复杂。目前文献［ 1- 2］ 对在腹板开孔的钢与混凝土组合梁做出了设计指 导， 但其并未涉及不考虑混凝土组合作用时开孔钢 梁的设计方法; 文献［ 3］对开孔钢梁的设计作了较 为详细的规定， 但其忽视了对孔口附近实腹截面的 受力特性以及开孔对其影响程度的研究。国内目前 对此种构件的研究也比较匮乏， 仅在 JGJ 991998 高层民用建筑钢结构技术规程 ［4 ］对开孔钢梁的构 造尺寸提出了相关规定， 但未对其承载力提出计算 方法。 文献［ 5］ 针对实际工程应用， 研究了超出我国设 计规范构造尺寸限制的大尺度、 非等间距腹板开设 矩形孔的钢梁力学性能， 进行了 2 榀长 9 m 钢梁的足 尺静力试验， 将试验结果与一般梁理论、 空腹桁架理 论、 有限元分析等方法得到的计算结果进行对比分 析， 研究表明 大开孔钢梁只要设计得当， 能够满足 承载力和挠度要求; 有限元计算能够很好的模拟开 孔钢梁实际的受力情况; 空腹桁架理论适用空腹截 面正应力的简化计算; 孔口附近的实腹截面应力分 布受到开孔的显著影响， 对正应力和剪应力分布的 影响范围为距离孔口边缘分别约 0. 9 倍孔口高度以 内和 1. 0 倍梁截面高度以内; 在影响范围之内， 正应 力呈非线性分布， 中和轴处的剪应力偏大， 与梁理论 有关弯曲应力和剪应力计算式的计算结果相差较 大。本文在试验研究基础上， 对影响开孔钢梁截面 应力分布的开孔参数进行了分析， 提出开孔影响区 域的实腹截面应力简化计算方法和计算式， 并结合 国内外相关规范， 提出开孔钢梁挠度、 整体稳定和局 部稳定的计算方法以及开孔尺度的构造要求， 为此 种腹板开设大尺度方孔的钢梁设计提供参考。 1构造措施 根据 JGJ 991998 第 8. 5. 5 条对开孔钢梁的构 造要求， 并结合文献［ 1- 2］ 中对腹板开孔的钢与混凝 土组合梁的研究成果， 以及文献［ 3］中的相关规定， 对矩形开孔钢梁的构造做如下建议 几何参数如图 1 所示 1 开孔高度 h0不应大于梁截面高度 H 的 1/2。 2 孔口长度 l0不应大于开孔高度 h0的 3 倍。 3 孔口上下边缘至梁翼缘外皮的距离 h1和 h2 不应小于梁截面高度 H 的 1/4。 4 相邻孔口边缘的最小距离 w 不应小于梁高 H 或相邻孔口长度 l0中之较大值。 5 不应在距梁端相当于梁高 H 的范围内设孔。 6 孔口边缘应采用纵向和横向加劲肋加强， 其 中纵向加劲肋端部伸至孔口边缘的长度不应小于 0. 25l0和0. 50h0的较大值; 纵向加劲肋的最小面积不 应小于下翼缘面积的0. 3 倍; 当矩形孔口长度 l0大于 梁高 H 时， 横向加劲肋应沿梁全高设置。 图 1矩形孔几何参数 Fig． 1Geometrical parameters of rectangular openings 上述构造要求主要依据 JGJ 991998 中的规 定， 但也对该规程一些参数进行了修改 1 将原规程中的“矩形孔口长度不得大于 750 mm” 改为 “孔口长度 l0不应大于开孔高度 h0的3 倍” ， 这是因为“矩形孔口长度不得大于 750 mm” 的 规定未结合钢梁总体尺寸统筹考虑， 同时也未考虑 实际工程中钢梁几何尺寸多样性的需求。按空腹桁 架理论分析， 开孔长度过长会产生较大的次弯矩; 同 时研究 ［5 ］也表明开孔长度过长对实腹截面剪应力分 布也会造成不利影响 。“孔口长度 l0不应大于开孔 高度 h0的 3 倍” 的规定， 主要是参照文献［ 1- 3］中的 相关规定建议的。 2 将原规程中 “矩形孔口上下边缘的水平加劲 肋端部宜伸至孔口边缘以外各 300 mm” 改为“纵向 加劲肋端部伸至孔口边缘的长度不应小于 0. 25l0和 0. 50h0的较大值” 。经有限元研究发现［5 ］， 孔口边缘 若不采用纵向和横向加劲肋加强， 孔角变形较大且 应力集中现象十分明显。若采用纵向和横向加劲肋 加强， 则孔角变形减小且应力集中现象被局限于一 较小区域， 一般不超过加劲肋以外。由于原规程中 “伸至孔口边缘以外各 300 mm” 的规定限制过严， 且 为定值， 合理的取值应与孔口尺寸结合起来， 因此本 文做了以上修改。 3 将原规程中 “矩形孔口加劲肋截面不宜小于 125 mm 18 mm” 的规定改为“纵向加劲肋的最小面 积不应小于下翼缘面积的 0. 3 倍” ， 这也是鉴于原规 定不具有普遍的合理性， 结合国外规范给出的建议。 需要指出的是， 国外关于钢与混凝土组合梁的 09 规范中允许的开孔高度可以达到梁截面高度的 60， 在有可靠的补强措施时， 开孔高度可以达到梁 截面高度的 70。但鉴于目前我国工程经验不足， 这里仍旧沿用 JGJ 991998 的相关规定， 限制开孔 高度不超过梁截面高度的 50。 2强度计算准则 矩形开孔钢梁的强度验算应包括抗弯强度和抗 剪强度两部分。结合钢梁内力分布的不利位置， 分 别寻找钢梁实腹部分和空腹部分可能的薄弱位置， 计算其最大应力是否满足钢材设计强度要求。其 中， 实腹部分在离开孔口边缘的一定孔口影响区域 内 图 2 ， 由于开孔的影响， 其应力分布与一般实腹 钢梁不同。目前尚未提出精确计算其应力大小的通 用公式。最不利截面处应力是否满足设计强度要 求， 可以将孔口影响区域先按一般实腹钢梁计算其 应力值， 然后再考虑开孔的不利影响， 将此应力值乘 以相应的增大系数。空腹部分截面应力则可按空腹 桁架理论计算。而对于孔口影响区域以外的实腹区 域， 仍按一般实腹钢梁的理论公式计算其应力。 图 2孔口对腹板的影响区域 Fig． 2Range of influence of opening on web 2. 1抗弯强度 矩形开孔钢梁的强度计算， 涉及实腹和空腹两 部分， 如图 1 所示。文献［ 5］的研究表明， 实腹部分 正应力呈非线性分布的孔口影响区域长度 dinf， σ只与 开孔高度 h0有关， 约为 0. 9h0 图2 。在此影响区域 以外， 正应力分布则基本符合平截面假定。因此， 可 将此孔口影响区域长度内的最大正应力按一般实腹 钢梁计算， 然后考虑开孔的不利影响， 再乘以正应力 增大系数 η s σ η s σ为孔口影响区域长度内 σ 与 σs比 值中的最大值， 其中 σ 为实际正应力， σs为按一般实 腹钢梁计算的名义正应力 。根据文献［ 5］ 的有限元 分析结果， 在孔口无剪力作用时， 开孔长度 l0对实腹 截面正应力分布的影响并不明显， 而开孔高度 h0对 实腹截面正应力的影响显著。 图 3 为在开孔长度 l0一定的情况下， 开孔高度 h0/H 对 ηs σ 的 影 响 曲 线。从 图 3 可 以 看 出， 当 h0/H ≤ 0. 5 时， ηs σ随 h0/H 的变化相对比较平稳; 当 h0/H ＞0. 5 时， ηs σ随 h0/H 的增大急剧变化， 表明正 应力分布的非线性程度显著增加。当开孔高度不超 过梁截面高度的50时， 在纯弯段 η s σ取1. 05 可以满 足要求。但是， 一般钢梁实腹部分都处于弯剪相互 作用区域， 按空腹桁架理论， 孔口跨中剪力的存在会 产生次弯矩， 次弯矩的存在也会加剧实腹截面正应 力的非线性分布程度。因此综合考虑弯矩和剪力的 影响， 取 η s σ 1. 1。同时， 由于孔口影响区域长度较 小， 弯矩设计值也偏安全地取整个孔口影响区域内 的最大弯矩设计值。综上所述， 矩形开孔钢梁实腹 部分的抗弯强度可按式 1 计算。 η s σMx Wnx ≤ f 1 式中 η s σ为开孔钢梁实腹部分的正应力增大系数， 在 距孔边缘 0. 9h0以内的孔口影响区域取 ηs σ 1. 1; 在 距孔边缘 0. 9h0以外的实腹区域取 ηs σ 1. 0;Mx为 开孔钢梁计算截面处绕 x 轴的弯矩设计值; Wnx为对 x 轴的净截面抵抗矩; f 为钢材强度设计值。 图 3h0 /H 对 ηsσ的影响曲线 Fig． 3Effect of h0/H on ηs σ 开孔钢梁空腹部分正应力分布与空腹桁架理论 分析结果基本一致 ［5 ］。但本文的研究也表明， 空腹 桁架理论中关于空腹截面处由弯矩产生的正应力沿 截面均匀分布这一假设只是一种近似处理， 适合开 孔高度较大的情况， 但在开孔高度较小时误差较大。 同时， 考虑到孔角附近应力集中的不利影响， 本文对 空腹桁架理论的计算结果乘以一增大系数 η k σ。因 此， 开孔钢梁空腹部分的抗弯强度可按式 2 计算。 η k σ Mx hcAi Vil0 2W i ≤ f 2 式中 η k σ为开孔钢梁空腹部分的正应力增大系数， 计 算时可取 1. 1; Mx为作用于孔口中点处截面弯矩， 如 图 4 所示; Vi中 i 取 1 和 2， 即 V1、 V2分别为上肢和下 肢中点处的剪力， 可将截面剪力 Vx按上、 下肢的刚度 分配得到， 即 V1 I1 I1 I2Vx， V2 I2 I1 I2Vx， Vx 为作 19 用于孔口中点处截面剪力，I1、 I2分别为上肢和下肢 截面惯性矩; hc为上、 下肢形心间的距离， 如图 4 所 示; l0为上肢或下肢的长度; A i中 i 取 1 和 2， 分别为 上肢和下肢截面的面积; Wi中 i 取 1 和 2， 分别为上 肢和下肢截面的较小抵抗矩。 图 4空腹截面几何参数 Fig． 4Geometrical parameters of perforated cross sections 2. 2抗剪强度 文献［ 5］ 研究表明， 孔口对剪应力分布产生影响 的孔口影响区域的长度 dinf， τ约为梁高 H。在此影响 区域以外， 剪应力分布则基本与一般实腹钢梁相同。 因此， 可将此孔口影响区域的最大剪应力按一般实 腹钢梁计算， 然后考虑开孔的不利影响， 再乘以剪应 力增大系数 η s τ η s τ为孔口影响区域长度内 τ 与 τs比 值中的最大值， 其中 τ 为实际剪应力， τs为按一般实 腹钢梁计算的名义剪应力 。文献［ 5］ 的有限元分析 结果表明 ①在开孔高度 h0一定的情况下， 随着 l0/h0的增大， ηs τ相应增大， 且 η s τ 与 l 0/h0近似成线性 关系， 如图5 所示; ②在开孔长度 l0一定的情况下， 随 着 h0 /H 的增大， η s τ略有减小。为了准确得到开孔高 度 h0 /H 对 η s τ的影响关系， 建立 area 组模型 表 1 ， 考察当 l0/h0相同时， 随着开孔面积增加， 孔口影响区 域最大剪应力的变化规律。由于开孔长度 l0越大， 对剪应力分布产生的影响也越大， 因此按本文建议 的构造要求 即孔口长度 l0不应大于开孔高度 h0的 3 倍 ， 选取 l0/h03。 表 1area 组模型的孔口几何尺寸 l 0/h0 3 Table 1Opening size of model area 模型编号area1area2area3area4area5area6 开孔长度 l0 3004506007509001 050 开孔高度 h0 100150200250300350 h0/H0. 2500. 3750. 5000. 6250. 6250. 875 图 6 为当 l0/h03 时离开孔口边缘一定长度 d 的实腹截面腹板中部处剪应力 τ 的变化情况。从图 中可以看出， 当 l0/h0一定时， 随着开孔面积的增加， 孔口影响区域最大剪应力也相应增大。由于开孔面 积为 h0与 l0的乘积， 而 h0与 l0的比值保持不变， 因此 可以用开孔高度 h0来描述孔口影响区域最大剪应力 随开孔面积的变化规律， 如图 7 所示。从图 5 和图 7 图 5l0/h0 对 ηsτ的影响曲线 Fig． 5Effect of l0/h0 on η s τ 可知， η s τ与 h0/H 和 l0/h0分别近似成线性关系， 因此 可将 η s τ用 h0/H、 l0/h0的函数式表示。经线性回归分 析， 可以采用式 3 计算 η s τ。 η s τ 0. 53 h0 H 0. 56 l0 h0 2. 02 3 因此， 开孔梁的实腹部分的抗剪强度可按式 4 计算。 η s τ VxS twI ≤ f v 4 式中 η s τ为开孔钢梁实腹部分的剪应力增大系数， 在 距孔口边缘 H 以内的孔口影响区域按式 3 计算， 在 距孔边缘 H 以外的实腹区域取1. 0; Vx为计算截面处 的剪力设计值; S 为计算剪应力处以上毛截面对中和 轴的面积矩; I 为计算截面处毛截面惯性矩; tw为腹 板厚度; fv为钢材抗剪强度设计值。 图 6孔口面积对实腹截面剪应力的影响 Fig． 6Effect of opening area on shearing stress at unperforated section 按空腹桁架理论， 空腹部分的剪力按上、 下肢的 的刚度分配。因此其上、 下肢的抗剪强度可按式 5 计算。 ViSi twIi ≤ f v 5 式中 Vi中 i 取1 和2， 分别为上肢和下肢计算截面处 的剪力， 可将截面剪力 Vx按上、 下肢的刚度分配得 到， 与式 2 中的计算方法相同; Ii中 i 取1 和2， 分别 为上肢和下肢截面惯性矩; Si中 i 取1 和2， 分别为上 29 图 7h0 /H 对 ηsτ的影响曲线 Fig． 7Influence curve of h0/H on ηs τ 肢和下肢计算截面处以上毛截面对中和轴的面积 矩; 其余符号同上。 3稳定计算准则 开孔钢梁的整体稳定和局部稳定计算均比较复 杂， 目前对开孔钢梁的稳定性问题研究相对较少。 文献［ 6］ 通过对开孔钢梁整体稳定性的数值分析， 认 为腹板上开孔对钢梁的弯扭屈曲临界荷载的影响并 不显著。文献［ 6］ 算例表明， 试件开孔面积占整个腹 板未开孔面积的 53. 2， 而弯扭屈曲荷载与未开孔 试件相比仅减少约 10。因此， 开孔钢梁整体稳定 的计算， 可采取近似处理的方式， 将其视为一般实腹 钢梁， 按 GB 500172003钢结构设计规范 ［7 ］的有 关规定处理， 但其截面特征应按空腹部分的钢梁截 面计算。这种偏安全的近似处理方式， 在蜂窝梁中 也普遍采用。 由于孔口边缘采用纵向和横向加劲肋加强， 使 开孔对腹部局部稳定的影响显著减小， 因此矩形开 孔钢梁翼缘的局部稳定问题与实腹钢梁类似， 可通 过限制翼缘板的宽厚比， 保证其不超过容许值; 而对 腹板的局部稳定， 可通过设置各种加劲肋来保证， 并 应按 GB 500172003 的有关公式验算各区格的局部 稳定。 总的来说， 对开孔钢梁的稳定计算， 目前研究还 较少， 有待于进一步研究得出能反映开孔钢梁自身 特点的稳定验算公式。 4挠度计算准则 开孔钢梁的腹板由于开孔的影响， 截面刚度降 低， 挠度随之增大。同时， 由于腹部受到较大削弱， 剪切变形也较大， 不能忽略。剪力的存在还会在孔 口产生次弯矩， 继而产生附加挠度。因此， 开孔钢梁 的挠度计算应包括弯矩、 剪力、 次弯矩三部分产生的 挠度。对一般蜂窝梁， 多数国家的设计规范采用按 实腹钢梁计算其挠度然后乘以挠度修正系数 η f w的方 法进行计算， 即 f η f wfs 6 式中 fs为相应实腹钢梁的计算挠度; ηf w的取值各国 并不相同， 如日本钢结构协会采用值为 1. 2 ～ 1. 5， 美 国为 1. 1 ～1. 3， 苏联为 1. 1 ～ 1. 2， 原联邦德国为 1. 2 ～1. 3。实际工程计算时， 对于扩张比 蜂窝梁的截 面高度与原工字钢梁截面高度之比 小于 1. 5 的蜂 窝梁， η f w可按表 2 取值。 表 2蜂窝梁挠度修正系数 ηf w Table 2Modification coefficient ηfwof castellated beams 高跨比 H/L1/401/321/27 1/231/201/18 ηfw1. 101. 151. 201. 251. 351. 40 对于开孔钢梁， 其开孔面积通常没有蜂窝梁多， 而且孔口周围一般用加劲肋补强， 补强后其截面抗 弯刚度降低很少， 甚至有所增强， 如文献［ 5］试验结 果表明， 补强后的抗弯刚度反而增加了约 25。因 此， 开孔钢梁挠度的修正， 应主要考虑剪切变形和次 弯矩引起的附加挠度。本文分析了不同高跨比 H/L 的开孔钢梁挠度修正系数 η k w。 由于开孔钢梁的孔洞 具有非连续性和无规律的特点， 其精确计算很难保 证， 计算模型中， 对不同跨度 分别为 3. 8 m、 5. 0 m、 6. 2 m、 7. 4 m、 8. 6 m、 9. 8 m 和11. 0 m 的钢梁 工字型 截面尺寸均为 400 mm 200 mm 8 mm 12 mm， 孔 口纵向加劲肋的面积为下翼缘面积的 0. 3 倍 ， 按本 文所建议的构造要求， 最大限度地在腹板开孔， 所计 算的开孔钢梁挠度修正系数 η k w如图 8 所示。 图 8大尺度矩形孔的钢梁挠度修正系数 ηk w Fig． 8Modification coefficient ηk wof steel girders with large rectangular openings 从图 8 可以看出， 开孔钢梁挠度修正系数 η k w与 高跨比 H/L 近似成线性关系， 可用式 7 计算。 η k w 5. 3 H L 0. 82 1/29 ≤ H/L ≤ 1/10 7 当 H/L ＜1/29 时， 开孔对挠度的影响可以忽略， η k w近似取 1。 39 5算例验证 图 9 为某楼面钢梁， 其截面尺寸为 400 mm 200 mm 8 mm 12 mm， 在图示位置开有不同尺寸的孔 Ⅰ 400 mm 200 mm 和孔Ⅱ 600 mm 200 mm 。 楼面荷载折合为均布线荷载 40 kN/m， 钢材为 Q235 级钢。钢梁两端简支， 上翼缘与楼板连接为整体。 图 9算例开孔几何尺寸 Fig． 9Geometrical opening size of example 表 3强度验算结果 Table 3Results of strength assessment 计算截面 实腹截面正应力/ Nmm －2 空腹截面正应力/ Nmm－2 实腹截面剪应力/ Nmm－2 截面 A 孔口影响 区域以内 截面 B 孔口影响 区域以外 截面 C 孔角附近 截面 D 翼缘附近 截面 E 孔口影响 区域以内 截面 F 孔口影响 区域以外 空腹截面 G 剪应力/ Nmm －2 本文计算 1179. 6166. 6 177. 4155. 081. 142. 178. 8 有限元计算 2162. 3158. 7 167. 2151. 770. 345. 872. 1 1 / 21. 111. 051. 061. 021. 150. 921. 09 经检验本例题中钢梁符合设计建议中的构造要 求， 其强度验算如表 3 所示， 其中有限元计算应用 ANSYS 软件， 单元选用三维 4 节点壳单元， 孔口周围 采用较小的单元细化。钢材弹性模量为 2． 06 105 N/mm2， 泊松比为 0． 3。有限元计算时考虑的荷载与 边界条件与例题中一致。从表中可以看出， 本文简 化计算值与有限元计算值基本一致。计算结果误差 较大的为孔口影响区域以内的正应力和剪应力， 分 别达到 10. 6和 15. 4， 这是因为偏安全的将弯矩 和剪力设计值取为整个孔口影响区域的最大设计 值， 同时， 忽略了加劲肋的有利影响。需要指出的 是， 孔口影响区域以外的实腹截面 F， 其剪应力简化 计算值比有限元计算值小 8， 是因为有限元模型支 座处边界条件的影响。 由于钢梁上翼缘与楼板连接为整 体， 按 GB 500172003， 可不计算钢梁的整体稳定性。同时， 经 检验翼缘板的宽厚比小于15235/f 槡 y， 因此翼缘板在 屈服前不会局部失稳; 腹板的高厚比小于 80， 因此不 另外配置加劲肋可保证腹部的局部稳定 孔口周边 的加劲肋除外 。 挠度 f η k wfs， 其中 fs为相应实腹钢梁挠度， 经 计算为 15. 2 mm; 根据式 7 计算， η k w 1. 17， 进而得 到 f 17. 8 mm。有限元计算的挠度值为16. 2 mm， 简 化式计算值比有限元计算值约大 9. 7， 这是因为式 7 中考虑的挠度修正系数为在最不利情况下计算 得到 满足构造要求情况下， 最大限度在腹板开孔 。 而本例中钢梁腹板开孔布置较为稀疏， 因此计算值 略为偏大。 6结论 1 结合国内外相关文献对腹板开孔的钢梁或 钢与混凝土组合梁的构造要求， 提出了关于矩形开 孔钢梁构造措施的建议。 2 基于文献［ 5］ 对开设大尺度矩形孔钢梁的研 究， 对影响开孔钢梁截面应力分布的开孔参数进行 进一步分析， 提出了开孔影响区域的实腹截面正应 力和剪应力的简化计算方法及计算式。 3 对矩形开孔钢梁的稳定验算进行分析， 开孔 钢梁整体稳定的计算可采取近似处理， 但仍有待于 进一步的研究。 4 开孔钢梁的孔洞具有非连续性和无规律的 特点， 其挠度的精确计算较为困难， 因此提出采用近 似计算的方法， 即按实腹钢梁计算其挠度然后乘以 修正系数的方法进行计算， 并按最不利情况给出了 开孔钢梁挠度修正系数的计算式。 5 通过算例验证， 证实了本文设计建议的可行 性和实用性， 为大尺度矩形孔钢梁的设计提供参考。 49 参考文献 ［ 1］ Chung K F， Lawson R M．Simplified design of composite beams with large web openings to Eurocode 4 ［ J］ ． Journal of Constructional Steel Research，2001， 57 2 135- 163． ［ 2］ University of Western Sydney． Centre for Construction Technology ＆ Research．Design of simply- supported composite beams with large web penetrations［M］ ． AustraliaOneSteel Manufacturing Pty Limited， 2001． ［ 3］ The Finnish Constructional Steelwork Association． Weld profilesmanual［ M］ ．FinlandTheFinnish Constructional Steelwork Association， 2005 117- 125． ［ 4］ JGJ 991998高层民用建筑钢结构技术规程［ S］ ． 北京 中国建筑工业出版社， 1998． JGJ 991998 Technicalspecificationforsteelstructureoftall buildings［S］ ． BeijingChina Architecture ＆ Building Press， 1998． in Chinese ［ 5］ 童乐为，宋涛炜，江蓓， 等． 大尺度开孔钢梁性能的 试验研究和数值分析［ J］ ． 同济大学学报自然科学 版，2008，36 8 1050- 1056． Tong Lewei，Song Taowei，Jiang Bei，et al． Experimental and numerical study on behavior of steel girders with large web openings［J］ ．Journal of Tongji UniversityNatural Science， 2008， 36 8 1050- 1056． in Chinese ［ 6］ 李波． 带孔钢梁承载力研究［ D］ ． 上海同济大学， 2005 39-49． Li Bo． Study on load carrying capacity of beams with web openings［D］ ．ShanghaiTongji University， 2005 39-49． in Chinese ［ 7］ GB 500172003钢结构设计规范［ S］ ． 北京 中国 计划 出 版 社， 2003． GB 500172003Code for design of steel structures［ S］ ． BeijingChina Planning Press， 2003． in Chinese 59