加劲肋设计
x
14
x
1200
10
14
y 5ql 4 5n 2 − 4 3 v= + Pl 384 EI 384nEI 5 × 1.6 × 12 4 × 1012 5 × 4 2 − 4 × 201× 103 × 123 × 109 = + 5 4 384 × 2.06 × 10 × 453511× 10 384 × 4 × 2.06 × 105 × 453511× 10 4 l l l = 18.9mm = < vQ = < [vT ] = F F 635 500 400 F / 2 F F /2
F /2
F
F
F
F /2
区格4右侧：V4 = 395.5 − 256 − 1.2 ×1.6 × 6 = 128kN M 4 = 1570kN ⋅ m My1 1570 × 10 × 600 σ= = = 202.4 N / mm 2 453511×10 4 Ix
6
3m
3m
3m
3m
M2 V2
M4
V4
V1 128 ×103 τ= = = 10.7 N / mm 2 hwt w 1200 ×10
> 0.8 235 = 1.04 235 < 1.2
τ cr = [1 − 0.59(λs − 0.8)] f v = [1 − 0.59 × (1.04 − 0.8)]× 125 = 107.3N / mm 2
(σ σ cr )2 + (τ τ cr )2 = (151.3 215)2 + (32.5 107.3)2 = 0.59 < 1
1
2
3
4
σ cr = 215 N / mm 2
τ cr = 107.3N / mm 2
8 ×1500 = 12000
(σ σ cr )2 + (τ τ cr )2 = (202.4 215)2 + (10.7 107.3)2 = 0.90 < 1
工作平台布置示例
平台主梁——加劲肋设计 加劲肋设计 平台主梁
梁的局部稳定和腹板加劲肋设计
翼缘
腹板
焊接组合梁局部失稳
1）翼缘不发生局部失稳条件: ）翼缘不发生局部失稳条件
当采用塑性设计时
b1 t
235 b / t ≤13 fy
235 b / t ≤ 15 fy
b0
当采用弹性设计时
箱型梁翼缘板
235 b0 / t ≤ 40 fy
y
3
(
)
14
S = 30 ×1.4 × 60.7 + 1× 60 × 30 = 4349cm
② 内力计算
F /2
F
F
F
F /2
主梁的自重标准值为： 204×10 × 7850×10 = 160kg / m = 1.6 kN / m
4 −6
3m 3m
3m
3m
V = 1.5 × 256 + 1.2 × 1.6 × 6 = 395 .5kN
M = 1.5× 256× 6 − 256× 3 +1.2 ×1.6 ×122 / 8 = 1570kN ⋅ m
③ 强度验算
受压翼缘宽厚比为 145 / 14 = 10 .4 < 13 235 / f y = 13
M 1570×106 = = 202.4N / mm2 < f = 215N / mm2 σ= γ xWnx 1.05× 7386×103
bs
y
ts z
图 加劲肋构造
z
（5）大型梁，可采用以肢尖焊于腹板的角钢加劲肋， 大型梁，可采用以肢尖焊于腹板的角钢加劲肋， 其截面惯性矩不得小于相应钢板加劲肋的惯性矩。 其截面惯性矩不得小于相应钢板加劲肋的惯性矩。 （6）横向加劲肋切角 （7）直接受动荷的梁,中间 直接受动荷的梁, 横肋下端不应与受拉翼缘焊接, 横肋下端不应与受拉翼缘焊接, 50-100mm缝隙 缝隙。 下面留 有50-100mm缝隙。 bs/3(≤40) bs/2
h0
bs
ts z
图 加劲肋构造
z
（4）加劲肋的刚度
y
1 3 横向： 横向 I z = ts (2bs + tw )3 ≥ 3h0t W 12
纵向： 纵向 a
＞ 0. 85h δ
0
a a 2 3 I y ≥ (2.5 − 0.45 )( ) h0t W h0 h0
3
W
y
a
h0
0.85h0 I y ≥ 1 . 5 h0 t
Ace—端面承压面积 端面承压面积
3.支承加劲肋与腹板的连接焊缝 3.支承加劲肋与腹板的连接焊缝 τf =
F ≤ f fw 0.7hf ∑ lw
梁传来的集中荷载， 承受由次 梁传来的集中荷载， 工作平台的主梁为等截面简支梁， 面简支梁， 43系列 系列, 标准值为 201 kN ， 设计值256 kN ，钢材为 Q 235 钢，焊条为E 43系列, 手工焊。 承加劲肋。 是否满足要求。 手工焊。在次梁连接处设置有支 承加劲肋。试验算该梁 是否满足要求。
VS 3955×103 × 4349 103 . × τ= = = 37.9N / mm2 < fv =125N / mm2 I xtw 453511 104 ×10 ×
局部压应力和折算应力 都不需验算。 都不需验算。
④ 整体稳定验算
y
300
l1 / b1 = 3000 / 300 = 10 < 16 235 f y = 16
c,cr τ cr cr σ σ
—临界应力。
图 应力形式
①σ cr的表达式，以λb = fy σcr 作为参数： 的表达式， 作为参数： 当 λ b ≤ 0.85时， 当 λ b >1.25时，
σcr ＝ f σcr =1.1 f / λ 2 b
图 应力形式
当 0.85 < λ b ≤1.25时， σcr =[ 1 − 0.75(λ b − 0.85 ) ] f
由 λ= h0/iz
z cc z cc
z
F--集中荷载或支座反力 --集中荷载或支座反力
φ—稳定系数
按b类查表
iz —绕z轴的回转半径
图 支承加劲肋
F 2.端面承压强度 2.端面承压强度
F σ ce = ≤ fce Ace
ts
t
≤2t
F
z Ace
图5.26
Ace
支承加劲肋
fce—钢材端面承压强度设计值 钢材端面承压强度设计值
腹板局部稳定计算
仅用横向加劲肋加 强的腹板
a
h0
图 设置横向加劲肋 同时受正应力、 同时受正应力、剪应力和 边缘压应力作用。 边缘压应力作用。 σ )2 σ c (τ )2 ≤ 1 稳定条件： 稳定条件： (σ + σ + τ cr c,cr cr
σ—腹板边缘的弯曲压应力,由区格内的平均弯矩计算； 腹板边缘的弯曲压应力,由区格内的平均弯矩计算； /(l σc—腹板边缘的局部压应力,σc=F/( ztw) 腹板边缘的局部压应力,σ /( τ—腹板平均剪应力,τ= /( wtw )； 腹板平均剪应力,τ=V/( ,τ= /(h
(
)
[ ]
刚度满足要求。 刚度满足要求
3m
3m
3m
3m
⑥ 腹板局部稳定计算
F /2
F
F
F
F /2
hw / t w = 1200 / 10 = 120
应按计算配置横向加劲 肋
3m
3m
3m
3m
M2 V2
M4
横向加劲肋的间距应满足： 0.5h0 ≤ a ≤ 2h0，即600mm ≤ a ≤ 2400mm
h0 t w
fy 235
当 1.5 < a h 0 ≤ 2 时： fy h0 tw λc = 28 18.9 − 5a / h 0 235
加劲肋构造和截面尺寸
（1）双侧配置的横肋 单侧增加20%） 20%） （单侧增加20%
y
bs ≧ h0 /30 ～40 ts ≧ bs /15
（2）横向加劲肋间距 0.5 h0≦a ≦ 2 h0 （3）腹板同时设横肋和纵肋，相交处切断纵肋, 横肋连续 腹板同时设横肋和纵肋，相交处切断纵肋,
短加劲肋
柱间支撑
图
梁腹板的失稳
(a)弯曲正应力单独作用下；(b)剪应力单独作用下；(c)局部压应力单独作用下 (a)弯曲正应力单独作用下；(b)剪应力单独作用下；(c)局部压应力单独作用下 弯曲正应力单独作用下 剪应力单独作用下
横向加劲肋：防止由剪应力和局部压应力引起的腹板失稳； 横向加劲肋：防止由剪应力和局部压应力引起的腹板失稳； 剪应力 引起的腹板失稳 纵向加劲肋：防止由弯曲压应力引起的腹板失稳， 纵向加劲肋：防止由弯曲压应力引起的腹板失稳，通常布 弯曲压应力引起的腹板失稳 置在受压区； 置在受压区； 防止局部压应力引起的失稳，布置在受压区。 局部压应力引起的失稳 短 加 劲 肋： 防止局部压应力引起的失稳，布置在受压区。 同时设有横向和纵向加劲肋时， 同时设有横向和纵向加劲肋时，断纵不断横。
τ cr = fv
τ cr = 1.1 fv /λ s2
fy 235
图5.22
应力形式
当a h0 ≤1.0 时：
λ s=
41 4 + 5. 0 >1.0时：
λ s=
41 5.34 + 4(h0 a ) 2
h0 tw
fy 235
的表达式， 作为参数： ③ σc ,cr 的表达式，以 λ c = fy σc ,cr 作为参数： 当 λ c ≤ 0.9时，
加劲肋布置方式对刚接柱脚力学性能的影响
加劲肋布置方式对刚接柱脚力学性能的影响I. 引言-介绍加劲肋在结构工程中的应用背景和意义-概述本文研究的目的和重要性II. 文献综述-对加劲肋的定义、结构形式、成型方式和应用领域进行综述-阐述加劲肋对柱脚力学性能的影响，从理论和实验角度进行分析III. 材料和方法-介绍试验材料和样本准备的方法-描述试验装置和测试方法-阐述数据处理和分析策略IV. 结果与讨论-将实验结果进行展示-结合文献综述，讨论加劲肋对柱脚力学性能的影响-分析加劲肋的结构形式、数量和成型方式对力学性能的影响-探讨加劲肋的优化设计方法V. 结论-对本文研究结果进行总结-指出加劲肋对柱脚力学性能的重要性-提出未来研究的方向和建议VI. 参考文献-列出本文引用的参考文献注：在每个章节初都要进行大标题，章节一定要分明，便于阅读者阅读，同时内容要充分符合每个章节所描述的内容。
第一章：引言随着建筑工程的快速发展，柱子作为一种重要的结构部件，经常被广泛使用并且在其实际应用中起着至关重要的作用。
事实上，在某些情况下，柱子的设计被证明是决定整个建筑结构的性能和稳定性的关键因素之一。
对于柱子的设计，其力学特性被认为是至关重要的因素。
在柱子的设计中，柱子的底部承载承受的压力是一个极为重要的参数，因为这往往是造成结构失稳和崩溃的主要原因。
为了解决这个问题，设计师们采用了各种不同的方法和技术来增强柱子的力学性能。
加劲肋就是其中一种常见的用于强化柱子力学性能的技术。
加劲肋是在柱子的外表面增加的一些条状金属件，通常由轻质的材料制成。
加劲肋的加入主要是通过增加柱子的质量和刚度来改善柱子的力学性能，特别是在柱子受到相对高的压力时，这样做可以有效地减小柱子额外的弯曲变形，保证柱子整体的稳定性。
本文旨在研究加劲肋在柱子的底部接口处的力学性能表现。
具体地，我们将探索加劲肋的不同结构形式、成型方式和数量对柱子的力学性能的影响。
我们的研究目的是确定加劲肋的最佳设计方案，以强化柱子的力学性能，并为未来的实践提供重要的参考依据和优化建议。
梁的局部稳定与加劲肋设计
2－纵向加劲肋
3－短加劲肋
受弯构件中板件的局部失稳临界应力
• 受弯构件截面主要由平板组成，在设计时，从强度
方面考虑，腹板宜高一些，薄一些；翼缘宜宽一些， 薄一些；翼缘的宽厚比应尽量大。但如设计不当， 则在荷载作用下在受压应力和剪应力作用的腹板区 及受压翼缘有可能偏离其正常位置而形成波形屈 曲—即局部失稳。局部失稳的本质是不同约束条件 的平板在不同应力分布下的屈曲。局部失稳临界应 力的一般表达式为：
1.81 0.255 h0 a 1.683 h0 tw 84 235 f y
• 复合应力作用板件屈曲 ➢ 仅配置横向加劲肋
( )2 c ( )2 1
cr
ccr
cr
➢ 配有纵向加劲肋的上区格（偏心受压）
( )2 c ( )2 1
cr1
ccr1
cr1
➢ 配有纵向加劲肋的下区格（偏心受压，σc2≈σc）
h0 tw 85 235 f y
• 弯曲应力弹性屈曲
➢如不设加劲肋， k≈23.9,χ=1.66（1.23,扭转不约
束） cr
k
2
12(1
E 2
)
(
tw h0
)
2
793(100tw )2 h0
fVy
h0 tw 177 235 f y
h0 tw 153 235 f y
• 局部压应力弹性屈曲 ➢按a/h0=2设置横向加劲肋， k≈18.4,η=1.0
cr( cr )
k
2 E 12(1 2 )
( tw h0
)2
• 剪切应力屈曲
➢ 如不设加劲肋，a＞＞b，b/a→0，k≈5.34,χ=1.23
cr
k
加劲肋设计
短加劲肋
柱间支撑
图
梁腹板的失稳
(a)弯曲正应力单独作用下；(b)剪应力单独作用下；(c)局部压应力单独作用下
横向加劲肋：防止由剪应力和局部压应力引起的腹板失稳； 纵向加劲肋：防止由弯曲压应力引起的腹板失稳，通常布 置在受压区；
短 加 劲 肋： 防止局部压应力引起的失稳，布置在受压区。
0.85h0
bs
y
ts z
图 加劲肋构造
z
（5）大型梁，可采用以肢尖焊于腹板的角钢加劲肋， 其截面惯性矩不得小于相应钢板加劲肋的惯性矩。 （6）横向加劲肋切角
（7）直接受动荷的梁,中间 横肋下端不应与受拉翼缘焊接, 下面留 有50-100mm缝隙。 bs/3(≤40) bs/2
(≤60)
50-100
cr c,cr τ cr σ σ
—临界应力。
图 应力形式
①s cr的表达式，以 lb = fy scr 作为参数： 当 l b 0.85时，
scr ＝ f
当 0.85 < l b 1.25时， scr =[ 1 - 0.75(l b - 0.85 ) ] f
当 l b >1.25时，
scr =1.1 f / l 2 b
z
图 加劲肋构造
z
支承加劲肋的计算
1.腹板平面外的稳定性(绕z轴):按轴心压杆计算 截面面积：加劲肋面积+2c c=15tw 计算长度：h0 235 fy F F
ts
F f jA
由 λ = h0/iz
z cc z cc
z
F--集中荷载或支座反力
φ—稳定系数
按b类查表
iz —绕z轴的回转半径
图 支承加劲肋
钢结构加劲肋小结
钢结构加劲肋小结陈绍蕃《钢结构稳定设计指南》第三版7.4.1介绍了钢结构的加劲肋设计：加劲肋是保障板件不失稳的一项重要手段。
加劲肋的具体作用是在板件屈曲时保持挺直，从而对板件提供一条支撑边。
加劲肋必须设置在适当的位置，并具有足够的刚度和截面积，才能起到应有的作用。
均匀受压的板设置纵向加劲肋，位置设置在板宽度的中央，或者把板宽度分成三个或者更多的等分。
受弯的板在受压区设置纵向加劲肋，并偏向应力较大的一边。
受剪构件，可以设置纵向或者横向加劲肋。
加劲肋的设置类型（纵向、横向以及短加劲肋）和设置位置，是与板的屈曲破坏模式息息相关的：对于均匀受压板，屈曲失稳形态为沿着纵向形成一个或者若干个半波，如下图所示这样的失稳形态，设置纵向加劲肋当然效果做好，纵向加劲肋穿过失稳半波，加劲效果最好，而假横向加劲肋，则几乎没有效果。
受弯的板件（不均匀压力作用）板件一端受压一端受拉，失稳波形为在受压区附近的鼓曲变形，下图所示所以需要将纵向加劲肋加在受压区并靠向压应力较大的一边。
受剪板件的屈曲失稳波形为斜向45°左右的鼓曲变形，这样的变形，纵向或者横向加劲肋都会提高屈曲临界应力。
综上，加劲的设置位置，都是在受压区，是为了提高受压板件的屈曲临界应力，抑制屈曲变形。
《钢结构设计规范》GB50017-2003，4.3.6中，对于加劲肋的外伸宽度和厚度都做了具体的规定：在具体的钢结构设计过程中，我们经常会画如下图所示的节点：这样的节点，需要如何套用《钢结构设计规范》GB50017-2003，4.3.6条的板厚要求？15-15剖面的14mm厚的板子，与翼缘焊接区域长度为179mm,自由悬挑部分长度为110mm,如果按照 4.3.6条厚度的要求，板要做成（179+110）/15=20mm厚，还是做成179/15=12mm厚？15-15剖面的14mm厚的板子，支撑条件为一边全部简支，一边完全自由，另外两边有一部分简支一部分自由的板件，受力方式可以转化为在翼缘受集中压力和弯矩的剪弯构件，所以厚度的限制，应该取与翼缘焊接部分的长度179mm,板厚最少要做到12mm是比较合理的！。
加劲肋设置原则
加劲肋设置原则
1.确保加劲肋的位置合理，能够提供足够的支撑和稳定性。
2. 加劲肋的数量和布置应根据结构设计和受力情况来确定，不能过多或过少。
3. 加劲肋的截面形状和尺寸应满足结构强度和刚度的要求，不能过于浪费材料或设计不足。
4. 加劲肋的连接方式和材料应与主体结构相适应，确保连接牢固可靠。
5. 加劲肋的制造和安装应符合相关标准和规范，确保质量和安全性。
6. 在实际施工过程中，应根据具体情况对加劲肋进行检查和维护，以确保其正常运行和寿命。
- 1 -。
钢桥横隔板刚度及加劲肋验算内容及公式
横隔板刚度验算一、基本设计横隔板设计为实腹式，中间预留过人孔；在支座处横隔板加厚加密，间距1m ，厚度14mm ；在跨中段横隔板间距3m ，厚度12mm 。
在验算横隔板刚度时，取边支座、中支座和跨中段横隔板进行检算。
参考书籍《现代钢桥》（吴冲），横隔板按挖空比率可分为实腹式、框架式和桁架式。
定义开口率按公式1-1计算：ρ=√bℎBH ⁄当ρ≤0.4 时，横隔板可视为实腹式，主要考虑剪应力；当ρ≥0.8 时，为桁架式，可简化为仅受轴力的杆件；当0.4<ρ<0.8 时，横隔板受力性质介于实腹式和桁架式之间，简化为框架处理，考虑轴力和抗弯，横隔板类型判断如表2。
图1 横隔板开口率 表2 横隔板类型中支座处 跨中处 边支座处 横隔板厚度B （mm ） 0.014 0.012 0.014 横隔板面积A （mm 2） 24.838 13.425 18.860 横隔板开口面积A 1（mm 2）1.766 1.766 1.766 开口率ρ 0.267 0.363 0.306 横隔板类型实腹式实腹式实腹式二、计算根据规范《公路钢结构桥梁设计规范》(JTG D64-2015)规定，为了防止钢箱梁出现过大的畸变和面外变形，需要设置中间横隔板。
横隔板间距、刚度及近似应力验算方法采用日本公路钢结构桥梁设计指南中的规定。
（1-1）BA=HBhbHA 1=bh位置参数1、 横隔板间距采用公式2-1计算：{L D ≤6m (L ≤50m ) L D ≤0.14L −1且≤20m (L >50m )式中：L ——桥梁等效跨径（m ）。
2、 横隔板刚度为了抵抗箱梁的畸变，横隔板必须有足够的刚度。
横隔板最小刚度K 应该满足下式要求：K ≥20EI dwL d3 I dw={α12F u (1+2b 1B u )2+α22F l (1+2b 2B l )2+2F ℎ(α12−α1α2+α22)} α1=e e +f B u +B l 4H ，α2=f e +f B u +B l4He =I fl B l B u +2B l 12F ℎ，f =I fu B u 2B u +B l12F ℎ式中： L d ——两横隔板间距，按式(1-2)计算； I dw ——箱梁截面主扇性惯矩；E ——钢材的弹性模量；F u ——钢梁上顶板截面积（包括加劲肋）； F l ——钢梁下底板截面积（包括加劲肋）； F ℎ——一个腹板的截面积； I fu ——顶板对箱梁对称轴的惯性矩； I fl ——底板对箱梁对称轴的惯性矩； H ——腹板长度。
加劲肋设计
h0
bs
ts
z
z
图精选p加pt劲肋构造
14
y
（4）加劲肋的刚度
横向： Iz=112 ts(2bs+tw)33h0tW 3 纵向：a ＞0.85h0 Iy(2.5-0.45ha0)(ha0)2h0tW 3 y
a 0.85h0 Iy 1.5h0tW 3
h0
bs
y
ts
z
z
图 精加选劲pp肋t 构造
15
可不设, 有局部压应力 按构造设置横肋
(2) 当 ho /tw > 80 235 fy
按计算设置横肋
(3) 当 ho /tw >170 235 fy
设置横肋, 在弯矩较大区段设置 纵肋,局部压应力很大的梁,在受 压区设置短加劲肋
(4) 支座及上翼缘有较大集中荷载处设支乘加劲肋
精选ppt
5
精选ppt
6
柱间支撑
精选ppt
7
精选ppt
8
图 梁腹板的失稳
(a)弯曲正应力单独作用下；(b)剪应力单独作用下；(c)局部压应力单独作用下
横向加劲肋：防止由剪应力和局部压应力引起的腹板失稳； 纵向加劲肋：防止由弯曲压应力引起的腹板失稳，通常布
置在受压区； 短 加 劲 肋： 防止局部压应力引起的失稳，布置在受压区。
F 1.腹板平面外的稳定性(绕z轴):按轴心压杆计算
截面面积：加劲肋面积+2c c=15tw 235
fy
ts
计算长度：h0
F f
jA
F
z
z
F--集中荷载或支座反力
φ—稳定系数
按b类查表
由 λ= h0/iz z
cc cc
加劲肋设计
s
=
My1 Ix
1143.4106 600 = 453511104
= 151.3N
/ mm2
t = V1 = 389.7103 = 32.5N / mm2
hwtw 120010
3m
3m 3m
3m
M2
M4
V2 V4
lb
=
2hc tw 153
f y = 1200 10 235 153
235 = 0.78 < 0.85 235
图5.22 应力形式
③sc,cr 的表达式，以l c = fy sc,cr 作为参数：
当l c 0.9时，
sc,cr＝ f
当 0.9< l c1.2时，sc,cr = [1-0.79(l c -0.9)] f
当 lc >1.2时，
sc, cr
=1.1 f
/
l
2 c
当 0.5 a h 0 1.5时：
=
90mm
厚度：bs
bs 15
=
90 15
=
6mm，取ts
= 8mm
Iz
=
1 12
0.8193
=
457 .3cm4
> 3h0tw3 = 3120 13 = 360 cm4
12 34 81500 =12000
bs
bs
c
cc
考虑加劲肋两端各切去 宽30mm，高50mm的斜角， 以减少焊接应力。
⑥支承加劲肋
工作平台布置示例
平台主梁——加劲肋设计
梁的局部稳定和腹板加劲肋设计
翼缘
腹板
焊接组合梁局部失稳
1）翼缘不发生局部失稳条件:
当采用塑性设计时 b / t 13 235 fy
铝板加劲肋设置
3.加劲肋与铝板组装要求
加劲肋与铝板板块的连接方式的不同，也会直接影响加劲肋的作用。
由于加劲肋的计算按等弯矩原则化为等效均布荷载，加劲肋为固定边支撑形式，因此，加劲肋与铝板连接采用胶结比较好，符合计算形式。
而目前铝板加劲肋与铝板的组装基本上采用电栓钉固定。
若严格地说，电栓钉固定加劲肋，当建筑幕墙外部荷载为负值时，加劲肋就不会是与铝板等同受力了，不能按照等效均布荷载计算考虑了，见图3.。
铝板是靠周边弯边（或边肋）与龙骨连接固定的，因此，铝板加劲肋应该与铝板弯边（或边肋）有可靠地连接固定。
这样不管幕墙的荷载方向如何，受力值正与负，加劲肋都能够承担一定的荷载并有效地传递到龙骨上，减少铝板应力造成的变形与破坏。
见图4。
4.加劲肋的设计计算
加劲肋的计算，我们上边已经提到过，其依据按照等效均布荷载前提下来进行计算的。
这只是一个近似计算方法，但对于建筑幕墙铝板板块来说比较接近实际的一种计算方法。
我们在计算加劲肋时，需要知道加劲肋的间距，也就是幕墙铝板板块计算的区格单元尺寸。
其次还要设计加劲肋的抗弯强度与变形挠度。
4.1加劲肋的间距计算
加劲肋间距，要满足铝板板块的区格抗弯强度的设计计算要求。
其大小取决于铝板本身的抵抗变形的能力，与铝板材质、规格和外部荷载有关。
4.2加劲肋的设计计算
加劲肋的设计，要考虑加劲肋本身的强度与挠度在极限允许的范围内。
在外部条件不变的前提下，影响加劲肋强度变化的是加劲肋的抵抗矩；影响加劲肋挠度变化的是加劲肋的惯性矩，因此，在加劲肋设计时只要我们采用的加强肋的抵抗矩与惯性矩满足相应的技术要求就可以了。
4.2.1 加劲肋的最小抵抗矩。
梁腹板加劲肋设计纵向加劲肋横向加劲肋短加劲肋SteelStructure
截面塑性抵抗矩与传统的截面弹性抵抗矩之比称为截面形状系数
f Wpn / Wn
对于矩形截面（图6.18）， 绕强轴（x-x轴）弯曲时，
fx
Wpnx
/ Wnx
2
1 bh 2
h 4
/
1 6
bh
2
1.5
绕弱轴（y-y轴）弯曲时，
fy
Wpny
/ Wny
2
1 2
bh
b 4
/
1 6
hb2
=56.2N/mm2
fv
180N/mm2
抗剪强度 满足要求
（3）腹板局部承压强度
由于在支座反力作用处设置了支承加劲肋，因而不必验算腹板局部承压强度。
（4）刚度计算
正常使用极限状态下钢梁上的荷载效应组合：
梁跨中的最大挠度：
qk GK Q1K 20 30 50kN/m
T
5 qkl4 384 EIx
折算应力的验算截面
eq
2
2 c
c
3 2
1 f
, , c －腹板计算高度边缘同一点上的弯曲正应力、剪应力和局部
压应力。
β1－验算折算应力的强度设计值增大系数。当σ与σc异号时， 取β1=1.2；当σ与σc同号时，β1=1.1。
在上式中将强度设计值乘以增大系数1，是考虑到某一截面处腹板边缘
的折算应力达到屈服时，仅限于局部，所以设计强度予以提高。
a– 支承长度，吊车轮压取50mm hR– 轨道高度 hy– 自梁顶面至腹板计算高度上边缘的距离
梁的局部受压
梁端 lz= a+2.5hy+a1
梁中部 lz= a+5hy
局部压应力
梁中部 lz = a+5hy+2hR 局部压应力