冷弯加劲高强度钢梁受力性能及经济性分析

随着炼钢技术的进步,高强钢材在建筑领域逐渐得到应用。相比于普通钢材,高强度钢材具有节约钢材、减小截面尺寸、减轻结构重量、提高抗震性能等优点。对于宽厚比较大的板件,在压力作用下易发生局部屈曲从而降低了构件的承载能力。而设置加劲肋改变了原板件的受力性能和屈曲行为,可以提高被加劲板件的综合刚度,且冷弯加劲具有制作方便、加工成本低的优势。

为了探明采用冷弯半圆形加劲的高强度钢梁的受力性能及经济性,采用 ABAQUS 有限元模型,并与两端夹支、跨中单点加载的 H 形钢梁试验结果进行对比,验证有限元模型的准确性后,建立翼缘和腹板加劲的 H 形和箱形截面钢梁受弯分析模型。分别选择 4 种截面尺寸的 H 形截面钢梁考察翼缘加劲对钢梁强度和稳定承载力的影响大小,对 H 形、上翼缘加劲、上下翼缘均加劲的三种截面类型进行数值模拟,对比不同截面形式钢梁受弯强度承载力,通过改变上下翼缘厚度,得到与 Q355 级 H 形截面钢梁极限承载力相同时翼缘的厚度,得出不同尺寸情况下相应的用钢量减少比例。分别对 H 形和箱形腹板设置加劲肋的钢梁截面进行尺寸优化,在保持截面用钢量不变的情况下增加翼缘厚度,对比不同优化截面尺寸时 Q355 级腹板加劲截面相比于不加劲 H 形截面钢梁的受弯强度承载力;通过优化的截面尺寸,得到相同承载力时加劲高强 Q690 钢梁相比于 Q355 钢梁用钢量的节约程度。

研究表明:H 形钢梁上翼缘朝外加劲与朝内加劲相比具有更高的受弯强度承载力,翼缘加劲会显著降低整体失稳承载力;相同截面面积的翼缘加劲 Q690 钢梁比 Q355 钢梁受弯强度承载力提高 1 倍以上,相同强度承载力的翼缘加劲,Q690 钢梁比 Q355 钢梁用钢量节约 50%左右;腹板减薄厚度且设置一个加劲肋,保证用钢量不变的情况下增加翼缘厚度,钢梁受弯强度承载力更高;H 形 Q690 钢梁采用优化截面时在保证承载力与 Q355 钢梁相等的情况下,节省用钢量 40%左右;箱形 Q690 钢梁采用优化截面时在保证承载力与 Q355 钢梁相等的条件下,节省用钢量30%左右。

随着炼钢技术的进步,高强钢材在建筑领域逐渐得到应用。相比于普通钢材,高强度钢材具有节约钢材、减小截面尺寸、减轻结构重量、提高抗震性能等优点。对于宽厚比较大的板件,在压力作用下易于发生局部屈曲从而降低了构件的承载能力。设置加劲肋改变了原板件的受力性能和屈曲行为,可以提高被加劲板件的综合刚度,且冷弯加劲具有制作方便、加工成本低的优势。

现代钢结构体系中,高强度钢材得到了越来越多的应用。Ban 等和 Cao 等进行了高强钢力学性能试验,分析发现,随着高强度钢屈服强度的增加,高强钢的应力-应变曲线屈服平台愈加不明显,甚至消失,屈强比逐渐增大接近 1.0,塑性变形能力降低。葛建舟等进行了 20 个 Q690D 试件的断裂破坏试验,分析了加载制度对试样承载能力和变形能力的影响,研究表明,Q690D 钢材没有明显的屈服平台,存在明显的缺口强化效应和循环软化现象。王彦博等对高强钢轴心受压构件进行了参数分析,研究表明,Q460 高强钢焰割边焊接 H 形柱相比于普通强度钢柱,初始几何缺陷对其极限承载力影响更小,柱的稳定系数有所提高。申红侠等对国内外研究学者在高强钢构件稳定性能方面的研究最新成果进行了综述,包括高强钢材的常温力学性能、残余应力和高强钢构件整体稳定、局部稳定及局部和整体稳定的相关性研究。李翔等对高强 Q690焊接 H 形钢柱在高温下轴心受压的局部稳定性能进行研究,得到焊接 H 形高强 Q690 钢柱在不同温度下的局部屈曲应力和极限应力。研究表明:当温度低于 550 ℃ 时,钢柱在高温下和常温下屈曲应力具有相同的变化趋势;高温下的残余应力值和初始几何缺陷对钢柱极限应力影响较小,对屈曲应力影响较大。相关文献研究了 460 MPa 或 690 MPa等级的高强钢焊接箱形、工形和 T 形截面残余应力,分析材料强度与板件宽厚比等因素对残余应力数值的影响,提出对应强度和截面类型的分布规律及其模型。

近年来也有学者对加劲构件受力性能进行研究,例如:刘梅等对 4 种截面类型共 10 根闭口加劲薄壁铝合金试件进行轴压试验,结果表明,各试件均发生局部屈曲与塑性屈服耦合破坏。袁霖等对包含球头的 8 个方管、10 个十字形和 13 个工字形截面轴压柱模型进行了数值模拟研究,研究表明,相比未设加劲肋的构件,设置球头加劲肋时其局部稳定承载力可提高 10% ~ 43%。赵秋等考虑加劲肋腹板宽厚比、母板宽厚比和加劲肋翼缘与腹板间弯曲半径,对 U 形肋加劲板的局部稳定性能进行了试验研究,发现试件的破坏模式随着板件宽厚比的增大,从强度破坏变为失稳破坏,且表现出越来越明显的失稳破坏特征。刘连杰等对 4 种设置不同角度加劲肋的冷弯薄壁卷边钢梁畸变屈曲进行分析,研究表明,卷边角度越小,加劲肋加固效果越好。张洋对腹板与翼缘加劲的冷弯薄壁型钢闭合截面梁的受弯承载力进行研究,参数分析表明:腹板加劲与翼缘加劲均能显著提高拼合梁的受弯承载力,拼合梁极限受弯承载力随着腹板加劲肋高度与腹板高度之比和翼缘加劲肋宽度与翼缘长度之比的增加而增加,随着翼缘宽厚比的增加而减小。还有学者对不同形式加劲板的稳定性能进行了理论分析,并提出了相应的设计方法。

H 形和箱形截面钢梁翼缘和腹板设置加劲肋可以降低板件的宽厚比,提高加劲板件的面外刚度,从而有效提高板件受压时的局部稳定性。基于装配式高强冷弯加劲钢管建筑框架结构体系技术的研发,提出了针对冷弯加劲梁的冷弯加工制作方法及与其他构件采用精加工螺栓套管的连接接头及形式,以实现冷弯加劲钢梁与其他构件间的良好连接和共同受力。本文采用 ABAQUS 软件,建立翼缘和腹板加劲的 H 形和箱形截面钢梁受弯分析模型,考察加劲方向、加劲大小和翼缘或腹板加劲对承载力的影响大小,通过优化截面尺寸,主要从强度承载力方面得到相同承载力时加劲高强 Q690 钢梁相比于 Q355钢梁用钢量的节约程度,可为高强度 Q690 钢材在建筑结构中的应用探索提供参考。

1.1 钢材的材料属性

钢材的应力-应变关系通常采用理想弹塑性模型、双折线弹性强化模型等。本文中采用理想弹塑性模型,Q355 钢 材 和 Q690 钢材强度均取标准值355 MPa 和 690 MPa,钢材的密度取 7800 kg/m3,泊松比取 0.3,弹性模量取 2.06×10 ⁵ MPa。

1.2 单元类型和网格划分

单元采用考虑大变形的线性缩减薄壳单元(S4R),考虑到计算结果的精度和时间成本,在确定壳单元网格尺寸时,使各边网格尺寸之比不大于 2,通过网格敏感性分析确定网格尺寸为 10 mm,得到尺寸疏密合适、形状规整的网格,如图 1 所示。

a—无加劲钢梁; b—上翼缘加劲钢梁。

图 1 网格划分示意

1.3 边界条件设置

夹支梁端部构造能保证梁端弯曲和翘曲不受约束,同时确保梁端不扭转,但由于实际工程中钢梁梁端构造不采用简支或夹支设计,且试验中通常难以实现理想夹支条件,因此有限元模型中对梁端截面建立耦合约束,并对耦合点施加边界条件以模拟梁端的构造。图 2 为受弯钢梁有限元模型边界条件示意图。在钢梁上翼缘上表面和钢梁端部形心位置处建立参考点,将钢梁跨中处上翼缘上表面和梁端的位移和转角分别与参考点之间建立耦合约束,如图 2a 和2b。对梁端参考点处施加边界条件,其中一侧约束 x 、 y 、 z 方向平动自由度和 z 方向的转动自由度,即 U _x = U _y = U _z = 0, U _Rz = 0;另一侧约束 x 、 y 方向平动自由度和 z 方向的转动自由度,即 U _x = U _y = 0, U _Rz = 0。针对钢梁整体失稳破坏和强度破坏的有限元模型均采用位移加载方式,整体失稳破坏时对梁跨中参考点处施加沿 y 方向的位移,强度破坏时同时限制加载点处 x 方向的位移。荷载大小通过反力得到。分析中按初弯曲的 1/1000 考虑了几何缺陷,由于本文主要分析强度破坏,没有考虑残余应力的影响。

a—跨中耦合约束; b—梁端耦合约束; c—梁端边界条件; d—跨中加载边界条件。

图 2 有限元模型相互作用和边界条件

2.1 试验概况

为了验证本文有限元模型的可靠性, 选取文献中的一根焊接 H 形钢梁试件(编号 C1),建立梁构件受弯模型。文献中构件 C1 为有侧向支撑双轴对称焊接 H 形截面梁构件,实测试件截面尺寸为: 高 270.22 mm,宽 179.9 mm, 翼缘厚度10.45 mm,腹板厚度 9.01 mm,试件长度为 5000 mm。钢材强度等级为 Q460,材性参数取实测值如表 1。文献中梁两端夹支,在梁跨中单点加载,通过安装在加载框上的侧向限位轴承支承试验梁上下翼缘,以约束试件的扭转,同时限位轴承跟随加载框和构件上下移动。加载点处的截面仅发生竖向位移和绕 y 轴的转动。

表 1 钢材材料属性取值

注:其中, t 为钢板厚度, f _y 为钢材屈服强度, f _u 为钢材抗拉强度, E 为弹性模量, ε _y 为屈服应变, ε _u 为极限应变。

根据试验中的实际试件采用上节方法建立有限元模型,模型的长度取构件的实际长度,截面尺寸和材料属性均取实测值。根据试验构件的真实构造在钢梁跨中截面处增加加劲肋,在加载截面处,对试件约束跨中加劲肋和加载点处 x 方向的自由度 U _x 。

2.2 分析结果和试验结果对比

试验结果与有限元模拟结果的试件荷载-跨中挠度曲线对比如图 3 所示,可以看出,模拟结果的荷载-跨中挠度曲线相较于试验的具有更高的初期刚度,这是由于有限元模型更理想化,模型与试验试件相比梁端约束较强,且未考虑试件的初始几何缺陷和残余应力等,试件屈服后荷载-跨中挠度曲线趋于一致。试验测得试件极限承载力为 268.75 kN,模拟得到极限承载力为 273.47 kN,两者之间的误差在 5%以内。

图 3 钢梁试验和模拟荷载-跨中挠度曲线对比

对比试验和模拟的试件破坏形态如图 4 所示。试验加载初期主要产生平面内的竖向变形;随着荷载增大,试件左右两段的侧向位移出现反号;试件屈服后,试件侧向位移和扭转角向两个方向增长迅速,试件形态呈现 S 形,随后荷载开始下降,试件发生整体失稳。从图 4 中可以看出,试件发生破坏时跨中产生较大塑性变形,破坏形态呈 S 形,与试验结果一致。因此可以认为有限元模型可以较好地预测试件的力学响应。

图 4 模拟和试验破坏形态对比

钢梁尺寸分别选择 200 mm × 150 mm × 8 mm ×8 mm(S1)、300 mm×175 mm×10 mm×10 mm(S2)、400 mm× 200 mm × 12 mm × 12 mm(S3) 和 600 mm ×300 mm×14 mm×14 mm(S4) 四种 H 形截面,长度 l 分别为 3,6,9,12 m。在横截面面积相同的情况下,对翼缘添加对称的加劲肋,加劲肋形式为半圆形,上翼缘加劲截面如图 5 所示。加劲肋与腹板的距离(图 5 中参数 b)固定为 2 倍翼缘厚度。

a—加劲方向朝内; b—加劲方向朝外; c—钢梁上下翼缘加劲。

图 5 钢梁上翼缘加劲截面示意

3.1 加劲方向对钢梁强度承载力的影响

对 H 形截面钢梁上翼缘分别设置朝内和朝外的半圆形加劲肋,半径为翼缘厚度的 2 倍,并与未加劲钢梁对比,分析加劲的朝向对钢梁受弯强度的影响。4 种截面尺寸中上翼缘不同加劲方向的钢梁与未加劲钢梁荷载-跨中挠度曲线对比如图 6 所示。可以看出,与加劲肋朝内和不加劲的钢梁相比,钢梁翼缘加劲方向朝外具有更高的受弯强度极限承载能力,这是因为向外加劲提高了截面的惯性矩。因此后续对翼缘加劲的分析均采用加劲朝外的形式。

a—S1 和 S2 截面; b—S3 和 S4 截面。

图 6 不同翼缘加劲朝向钢梁荷载-跨中挠度曲线对比

3.2 加劲对钢梁稳定破坏极限承载力的影响

分别选择 Q355 和 Q690 钢材,屈服强度取标准值,分析钢梁发生整体失稳破坏时的承载能力。根据 GB 50205—2020 《钢结构工程施工质量验收标准》的相关规定,初弯曲缺陷大小取为梁跨度的1/1000。为了在钢梁有限元模型中添加几何初始缺陷,首先进行特征值屈曲分析,将特征值屈曲分析(线性分析)所得到的结果中的某一模态或多个模态作为初始缺陷用于更新后屈曲分析(非线性分析)时模型的坐标。

以 S2 截面钢梁和加劲钢梁为例,发生稳定破坏时的整体失稳应力云图对比如图 7 所示。图 8 和图9 为钢梁整体失稳破坏的荷载-跨中挠度曲线对比。从图 7 中可以看出,H 形截面和上翼缘加劲截面钢梁整体失稳破坏模式一致,上翼缘产生较大的侧向位移。从图 8 和图 9 中可以看出,对于不同钢材强度等级,加劲后钢梁整体失稳极限承载力均呈现大幅下降趋势,主要原因是在用钢量不变情况下设置加劲肋后,钢梁翼缘宽度减小,截面绕 y 轴的截面模量和钢梁平面外刚度也随之减小,且钢梁模型平面外未设置支撑,导致钢梁易发生侧向失稳。实际工程中钢梁上方的楼板可提供足够的侧向约束,钢梁一般不会发生整体失稳破坏,因此对于翼缘加劲钢梁主要考虑钢梁强度破坏。

a—未加劲钢梁; b—翼缘加劲钢梁。

图 7 钢梁整体失稳应力云图对比 MPa

a—S1 和 S2 截面; b—S3 和 S4 截面。

图 8 Q355 钢梁整体失稳破坏荷载-跨中挠度曲线

a—S1 和 S2 截面; b—S3 和 S4 截面。

图 9 Q690 钢梁整体失稳破坏荷载-跨中挠度曲线

3.3 翼缘加劲高强钢梁经济性分析

根据对 Q355 钢梁的分析结果,采用高强 Q690钢进行经济性分析,分别对 H 形、上翼缘加劲、上下翼缘均加劲三种截面类型进行数值模拟,对比不同截面形式钢梁的受弯强度承载力,并通过改变上下翼缘厚度,得到与 Q355 H 形截面钢梁极限承载力相同时翼缘的厚度,计算得出相应的用钢量减少比例。上下翼缘加劲截面如图 5c 所示,设置加劲肋时,保持用钢量不变,即包含加劲肋的翼缘长度与 H形截面翼缘长度相等。加劲肋设置方向均为朝外,半径为 2 倍翼缘厚度,加劲肋边缘与腹板的距离(图 5c 中参数 b )固定为 2 倍翼缘厚度。

3.3.1 翼缘加劲钢梁受弯强度承载力对比

分析 Q690 翼缘加劲钢梁对其强度极限承载力的影响,并与 Q355 未加劲钢梁对比。以 S2 截面为例,上下翼缘加劲 Q690 钢梁在极限荷载时的应力、应变云图如图 10 所示。可以看出,对于上下翼缘加劲的 Q690 钢梁,其达到极限承载力时跨中的应力已达到钢材屈服强度,进入塑性阶段。4 种截面尺寸的荷载-跨中挠度曲线对比如图 11 所示,可以看出,H 形钢梁上下翼缘加劲与仅上翼缘加劲相比具有更高的受弯强度承载力,且均高于不加劲截面梁。上下翼缘加劲 Q690 钢梁与不加劲 Q355 钢梁受弯强度承载力对比如表 2 所示,承载力平均提高 111.3%。

a—应力云图,MPa; b—等效塑性应变云图。

图 10 极限荷载时上下翼缘加劲 Q690 钢梁应力、应变云图

表 2 上下翼缘加劲 Q690 钢梁与 Q355 钢梁受弯强度承载力对比

a—S1 和 S2 截面; b—S3 和 S4 截面。

图 11 各截面尺寸钢梁荷载-跨中挠度曲线

3.3.2 用钢量减少比例

基于以上结果,分别分析上下翼缘加劲 Q690钢梁不同厚度时的受弯强度承载力,并与不加劲 H形 Q355 钢梁承载力对比,通过线性插值得出承载力相等时 Q690 钢梁腹板和翼缘厚度,进一步得出用钢量减少的比例。不同板件厚度翼缘加劲 Q690钢梁与不加劲 H 形 Q355 钢梁承载力对比如图 12所示。相同承载力时截面用钢量减少的比例如表 3所示,对于 4 种截面尺寸,翼缘加劲 Q690 钢梁用钢量平均减少 52%。

a—S1 和 S2 截面; b—S3 和 S4 截面。

图 12 翼缘加劲 Q690 钢梁与 H 形 Q355 钢梁荷载-跨中挠度曲线

表 3 不同厚度翼缘加劲 Q690 钢梁用钢量减少比例

对 H 形和箱形钢梁腹板设置加劲肋,在保持截面用钢量不变的情况下增加翼缘厚度,对比 Q355腹板加劲截面相比于不加劲 H 形截面钢梁受弯强度承载力,得到优化的截面尺寸。基于该优化截面尺寸的腹板厚度,通过调整翼缘厚度使腹板加劲Q690 钢梁与 H 形 Q355 钢梁承载力相等,得出相应的用钢量减少比例。

4.1 H 形截面钢梁的截面优化

对于 H 形截面 Q355 钢梁,GB 50017—2017《钢结构设计标准》中腹板高厚比限值为 75.7,选取截面尺寸为 400 mm×200 mm×5.5 mm×13 mm,该截面腹板高厚比约等于 GB 50017—2017《钢结构设计标准》限值。通过减薄腹板厚度并在腹板设置一个半圆形加劲肋,半径为 2 倍腹板厚度,将减薄腹板节省的用钢量增加到翼缘厚度上,对比钢梁在均布荷载下的受弯强度承载力。截面尺寸及相应极限承载力如图 13 和表 4 所示。

由表 4 可以看出,当腹板厚度减薄较少时极限承载力提高不明显;当腹板厚度减薄至 3.5 mm 并设置一个加劲肋时,此时腹板厚度减小 36.4%,保持用钢量不变的同时翼缘厚度增加至 15.1 mm,此时钢梁承载力提高效果最好,为 5.39%;当腹板厚度减薄至 3 mm 时,腹板发生局部屈曲,如图 14 所示,钢梁承载力严重降低;因此得到在保证用钢量不变时,减薄腹板厚度并设置一个加劲肋的优化截面尺寸为 400 mm×200 mm×3.5 mm×15.1 mm。

图 13 腹板加劲 H 形钢梁受弯强度承载力

图 14 腹板减薄后发生局部屈曲

表 4 腹板加劲 H 形钢梁受弯强度承载力提高比例

4.2 箱形截面钢梁的截面优化

对于箱形钢梁,按照 GB 50017—2017 中腹板高厚比限值,选取截面尺寸为 400 mm× 200 mm ×5.2 mm × 7 mm,该截面腹板宽厚比约等于 GB50017—2017 的限值。通过减薄腹板厚度并设置一个加劲肋,半径为 2 倍腹板厚度,将减薄腹板节省的用钢量增加到翼缘厚度上,对比钢梁在均布荷载下的受弯强度承载力,以研究腹板加劲对于局部屈曲的有利作用。考虑腹板厚度为 5.2 mm 时已达到不发生局部屈曲的临界尺寸,故将腹板减薄一半,即腹板厚度减为 2.6 mm,此时腹板高厚比仍满足 GB50017—2017 中规定的腹板高厚比限值。截面尺寸及相应承载力对比如图 15 和表 5 所示。

由图 15 和表 5 可以看出,当腹板厚度减薄至2.6 mm 时,由于腹板发生局部屈曲,钢梁承载力发生降低;当腹板厚度减薄至 2.6 mm 且设置一个加劲肋,此时腹板不发生局部屈曲,同时翼缘厚度增加至12.1 mm,此时钢梁承载力提高效果最好,为 22.25%。

图 15 腹板加劲的箱形钢梁受弯强度承载力

表 5 腹板加劲的箱形钢梁受弯强度承载力提高比例

4.3 H 形截面腹板加劲 Q690 钢梁经济性分析

采用 4.1 节所得 H 形优化截面尺寸,通过调整翼缘厚度,使钢梁采用 Q690 钢材时与 Q355 不加劲钢梁承载力相等,得出相应的用钢量减少比例。按照优化分析所得截面,采用 Q690 时计算钢梁承载力,发现此时钢梁腹板发生严重局部屈曲,因此根据GB 50017—2017 中对腹板高厚比的要求,将腹板厚度乘以钢号调整系数按比例提高为 4.5 mm,即截面尺寸为 400×200 × 3.5 × t _f 。采用不同翼缘厚度 t _f 计算钢梁承载力,结果如图 16 和表 6 所示。

由表 6 可以看出,翼缘厚度分别为 6 mm 和7 mm 的 Q690 钢梁接近 H 形截面 Q355 钢梁极限承载力,发生破坏时翼缘和腹板均发生局部屈曲,应力云图如图 17 所示。由线性插值得出承载力相等时的翼缘厚度为 6.45 mm,分别计算其截面面积,得出可节省的用钢量如表 7 所示。可知:腹板加劲的Q690 钢梁采用优化截面在保证承载力与 Q355 钢梁相等的情况下节省用钢量为 40.32%左右。

图 16 腹板加劲、不同翼缘厚度的 H 形钢梁受弯强度承载力对比

表 6 腹板加劲、不同翼缘厚度的 H 形钢梁受弯强度承载力提高比例

a—H-690-N1-t4.5-f6; b—H-690-N1-t4.5-f7。

图 17 腹板加劲、不同翼缘厚度的 Q690 H 形钢梁应力云图 MPa

表 7 腹板加劲、不同翼缘厚度的 Q690 H 形钢梁节约用钢量

4.4 Q690 箱形腹板截面钢梁经济性分析

按照 4.2 节优化分析所得箱形截面尺寸,采用Q690 强度时腹板发生局部屈曲,因此根据 GB50017—2017 中钢号调整系数将腹板厚度按比例提高为 3.7 mm,即截面尺寸为 400 × 200 × 3.7 × t _f ,采用不同翼缘厚度 t _f ,计算钢梁受弯强度承载力,得到与不加劲箱形 Q355 钢梁承载力相等时的翼缘厚度及相应的用钢量减少比例,结果如图 18 和表 8所示。

图 18 腹板加劲、不同翼缘厚度的箱形钢梁受弯强度承载力对比

表 8 腹板加劲、不同翼缘厚度的箱形钢梁受弯强度承载力提高比例

由表 8 可以看出,翼缘厚度为 4 mm 和 4.1 mm的 Q690 钢梁接近不加劲箱形钢梁极限承载力,发生破坏时腹板和翼缘均发生局部屈曲,应力云图如图 19 所示。由线性插值得出承载力相等时的翼缘厚度为 4.05 mm,分别计算截面面积得出可节省用钢量如表 9 所示。可知,采用优化截面的 Q690箱形钢梁在保证承载力与 Q355 钢梁相等的情况下节省用钢量为 33.44%左右。

图 19 腹板加劲翼缘不同厚度箱形 Q690 钢梁应力云图 MPa

表 9 腹板加劲、不同翼缘厚度的 Q690 箱形钢梁节约用钢量

通过对 H 形和箱形加劲截面钢梁受力性能进行有限元模拟和分析,得到以下结论:

1) H 形钢梁上翼缘朝外加劲与朝内相比具有更高的受弯强度承载力;

2) 保持截面用钢量不变,翼缘加劲会显著降低整体失稳承载力;

3) 相同截面面积的翼缘加劲,Q690 钢梁比Q355 钢梁受弯强度承载力提高 1 倍以上,相同强度承载力的翼缘加劲,Q690 钢梁比 Q355 钢梁用钢量降低 50%左右;

4) H 形和箱形截面腹板减薄厚度且设置一个加劲肋,在保持用钢量不变的情况下增加翼缘厚度,钢梁受弯强度承载力更高;

5) Q690 H 形钢梁采用优化截面在保证承载力与 Q355 H 形钢梁相等的情况下节省用钢量 40%左右;

6) Q690 箱形钢梁采用优化截面在保证承载力与 Q355 箱形钢梁相等的情况下节省用钢量 30%左右。