高层建筑新规定范文

导语：如何才能写好一篇高层建筑新规定，这就需要搜集整理更多的资料和文献，欢迎阅读由公务员之家整理的十篇范文，供你借鉴。

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关键词：高层建筑，机构设计，问题汇总

自从改革开放以来，随着我国经济的高速增长，为适应社会的发展，高层建筑渐渐走入了我们的视线，并在设计上不断创新，不管是内部结构设计还是外部平面设计都有很大的改善。当然，新时代对于高层建筑结构设计本来就提出了更多的要求。框架结构体系就是在这个大环境下产生的。为适应目前城市地少人多的环境，高层建筑框架结构设计也要向着扩大空间兼具灵活的建筑平面布置方向发展。当然，在设计的过程中往往会出现一定的问题，如果处理不慎对于整个工程质量都会造成不利的影响。所以，我们有必要将搞成建筑框架结构设计中的常见问题进行总结分析，我们应该从高层建筑框架结构的设计要点入手，尽量规避这些问题在各个要点中发生，保证工程保质保量的完成。

一、简析高层建筑框架结构设计中的几个常见问题

关于高层建筑框架结构设计中的常见问题，笔者认为可以分为以下三点：

其一，结构的规范性问题。众所周知，新的高层建筑框架结构设计规范比起旧的变动非常大，新规范增添了更多的限制条件。比如平面规则性信息、嵌固端上下层刚度比信息等，同时新规范采用强制性条文明确规定“建筑不应采用严重不规则的设计方案”，因此结构工程师在遵循新规范的这些限制条件上必须严格注意，以避免后期施工图设计阶段工作的被动。

其二，结构的超高性问题。不管是抗震规范还是高层建筑设计规范，对于高层建筑的总高度都有限制，这点在新规定里体现的更加明确。针对之前的超高现象，新规定不仅将原来的限制高度设定为A 级高度的建筑外，而且增加了B级高度的建筑，所以这就要求结构工程师在进行结构设计的时候必须严格控制建筑物的高度，因为一点设计的结构达到或超过B级高度，整个设计方法的处理措施将发生比较大的变化。在以往的工程实际操作中，我们不难发现很多由于结构类型的变更而忽略了超高问题，最终导致施工图审核没有通过，进而又重新进行设计等一系列劳民伤财的活动。最严重的是，此时影响的不仅是结构设计，对于整个工程进度，包括造价各方面都产生很严重的后果。所以，为了工期能够顺利的进行，在超高性问题上，工作人员一定要给予足够的重视。

其三，嵌固端的设置问题。一般来讲，高层建筑都带有两层或者两层以上的地下室和人防，所以嵌固端不但可以设置在地下室顶板，也可以设在人防顶板的位置。不过对于这个问题的处理，结构设计工程师却经常忽略由此引发的一系列问题。比如：嵌固端楼板的设计、嵌固端上下层刚度比的限制、嵌固端上下层抗震等级的一致性、在结构整体计算时嵌固端的设置、结构抗震缝设置与嵌固端位置的协调等等问题，而忽略其中任何一个方面都有可能导致后期设计工作的大量修改或埋下安全隐患。

最后，短肢剪力墙的设置问题。在新规范中，对墙肢截面高厚比为5―8的墙定义为短肢剪力墙，且根据实验数据和实际经验，对短肢剪力墙在高层建筑中的应用增加了相当多的限制，因此，在高层建筑结构设计中，结构工程师应尽可能少采用或不用短肢剪力墙，以避免给后期设计工作增加不必要的麻烦。

二、剖析高层建筑框架结构的设计要点

对于高层建筑框架结构设计而言，基础、柱、梁、板这些部分的设计都需要引起设计人员的高度重视。

关于基础部分设计要点

在此部分的设计中一定要注意如果遇到柱下扩展基础宽度比较宽或者是地基不均匀还有就是地基比较软的情况，最好采用柱下条基，这里要提醒的是一定要考虑到节点处基础底面被重复使用的不利影响，应该适当加宽基础。如果建筑地段相对较好，而且基础埋深大于三米，结构工程师可以建议甲方将此作为地下室使用。如果地基承载力充分满足设计要求，地下室底板可以不再外伸，这对于防水方面是很有利的。每隔30―40m设一后浇带，两个月后再用微膨胀混凝土浇注。设置地下室的作用主要是为了降低地基的附加应力，提高其承载力，减少地震对地上部分造成的不利影响。地下室在设计过程中应有相同的埋深，严禁设计地下室时采用局部设计。不过因为混凝土的坚固性，地下室外墙如果采用混凝土那么相应楼层处梁及基础梁可以取消不用。

关于柱部分设计要点

柱作为设计中不得不考虑的问题，它也有自己的设计要点。首先，地上如果采用圆柱，地下部分则应改为方柱，这是为了便于施工考虑的。另外，圆柱纵筋根数最少为8 根，箍筋用螺旋箍，并注明端部应有一圈半的水平段。方柱箍筋应使用井宁箍，并按规范加密。角柱、楼梯间柱应增大纵筋、并全柱高、加密箍筋。在设计异型柱的结构时，要注意梁纵筋一排的根数不要过多，而且柱端部的纵筋不要太密，这样才不会导致节点混凝土浇筑困难的问题。如果同时兼具矩形柱和异型柱，那么一定要注意两者的刚度不要相差太远。还有很重要的一点，为减小断面尺寸，柱最好采用高强度的混凝土以此来满足轴压比的限制。同时要尽量少使用短柱，如果必须使用则要保证其箍筋全高加密，纵筋不要过大。此外考虑到竖向地震作用，柱子的轴压比及配筋宜留有余地。

关于梁部分的设计要点

关于梁部分的设计，首先应该注意次梁，如果梁上有的话应附加箍筋或吊筋，使用前者最为理想。当然，附加筋也不是一定要有，这里说的只是一般状况。当主次梁截面相差不大，次梁荷载较大时，应加附加筋。当主梁高度很高，次梁截面很小、荷载很小时，如快接近板上附加暗梁，主梁可不加附加筋。梁上有次梁时，应避免次梁搭接在主梁的支座附近，否则应考虑由次梁引起的主梁抗扭，或增加构造抗扭纵筋和箍筋。原则上梁纵筋宜小直径小间距，有利于抗裂，但应注意钢筋间距要满足要求，并与梁的断面相应。箍筋按规定在粱端头加密，布筋时应将纵筋等距，箍筋肢距可不等，小断面的连续梁或框架梁，上、下纵筋均应采用同直径的，尽量不在支座搭接。

关于板部分的设计要点

对于板部分的设计来讲，首先要考虑板的钢筋问题，总体把握大直径大间距的概念。重点是最好保证板上板下钢筋的间距相同，当然钢筋的直径可以稍有不同，不过稍有不同的直径类型不宜过多。此外，相连几个房间使用同一型号而且间距相同的板底钢筋最好连通。

此外室内轻隔墙下一般不应加粗钢筋，一是轻隔墙有可能移位，二是板整体受力，应整体提高板的配筋。只有垂直单向板长边的不可能移位的隔墙，如厕所与其他房间的隔墙下才可以加粗钢筋。

三、结语

综合全文，在进行高层建筑框架结构设计时，考虑到国家的有关规定和整个工程的质量问题，一定要按照一定的技术设计要点进行设计。这样才能够规避很多不利的问题，使得整个工程可以安全可靠的进行。当然，作为设计工作者，我们也应该把工作中常见的问题进行总结，在不断完善中做好自己的本职工作将是我们日后职业生涯中的必经之路。

参考文献

[1] 姚中玲.高层建筑框架结构设计中应注意的技术问题分析[J].黑龙江科技信息，2011，（6）.

[2] 徐苏怡.高层建筑框架结构设计中应注意的几个问题[J].科技与生活，2010，（15）.

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关键词：建筑设计；防火规范；设计策略

随着建筑行业发展规模的不断扩大，建筑防火设计也应当向着多样化、全面化、以及系统化的方向发展，以最大限度的保障建筑性能的安全与可靠。当前，高层、超高层建筑不断涌现，导致通用性《建筑设计防火规范》存在一定的不适应性，而针对高层建筑专用的《高层民用建筑设计防火规范》在具体规定上也与通用性标准存在一定的差异与矛盾。新版《建筑设计防火规范》为平衡现行通用性、特殊性标准在有关条款中的矛盾与差异，对相关规定作出了调整与修正，能够更加适用于新时期建筑防火设计的实践需求，值得关注。

1《建筑设计防火规范》与《高层民用建筑设计防火规范》之差异分析

国家立法中明确规定：凡国家标准规范，在效力上是完全平等的。但在特殊规定与普通规定均出自同一机关且内容发生冲突时，应当以特殊规定为适用标准；在新规定与既有规定相矛盾时，则应当以新规定为适用标准。但结合相关法规标准的实际使用情况来看，通用性标准中所制定的某些条款与内容较特殊性标准而言更为严格与严谨。结合建筑设计防火规范的相关标准与规定来看，认为在《建筑设计防火规范》与《高层民用建筑设计防火规范》中商存在以下差异性的内容与条款：1）针对建筑构件耐火标准的规定存在差异在《高层民用建筑设计防火规范》与《建筑设计防火规范》中，针对墙体、楼板、梁体、以及柱体等承重性构件的耐火等级标准规定有明显差异，且《高层民用建筑设计防火规范》中的相关规定更为严格与严谨，体现在消防电梯、防排烟系统、以及火警系统等内容的设置上，故而导致该规范中部分承重构件的耐火极限较《建筑设计防火规范》而言偏低。如《高层民用建筑设计防火规范》中针对人防工程的设计应当参考现行《人民防空工程设计防火规范》进行设计，但在人防工程建设标准中则要求以《建筑设计防火规范》为依据，合理设置地上部分与地下人防工程建筑的防火间距，在地面建筑外墙为防火墙的情况下不限防火间距。由于通用性规范与特殊规范在防火墙耐火极限方面的规定有所不同，进而导致地上建筑物符合《高层民用建筑设计防火规范》要求，但可能出现无法满足《建筑设计防火规范》要求的情况。2）安全疏散规定存在差异在有关疏散距离、地下室大小、出口可疏散人数、走廊顶端房间疏散距离等方面的规定上，《建筑设计防火规范》均较《高层民用建筑设计防火规范》更为严格。3）消防设施设置存在差异在《高层民用建筑设计防火规范》中，防排烟设置必须满足“内走道长度＞20米”的要求，但在《建筑设计防火规范》中，该标准为“＞40米”。4）防火分区允许最大建筑面积存在差异在《建筑设计防火规范》以及《高层民用建筑设计防火规范》中，均针对公共建筑地层、上层、乃至展厅的防火分区面积有明确规定，但《高层民用建筑设计防火规范》中对防火分区允许最大建筑面积的规定较《建筑设计防火规范》提高了1倍左右。

2新版《建筑设计防火规范》重要性分析

为了有效处理并平衡《建筑设计防火规范》以及《高层民用建筑设计防火规范》相关条款中存在的差异与矛盾，住房及城乡建设部于2015年5月1日起开始实施新版《建筑设计防火规范》（GB50016-2014），新版《建筑设计防火规范》将既往《建筑设计防火规范》以及《高层民用建筑设计防火规范》合二为一，通过对相关条款的整合修订，可适用于各类建筑的防火设计工作。其重要性体现在以下几个方面：1）解决规范适用性的问题旧版《建筑设计防火规范》以及《高层民用建筑设计防火规范》在适用范围上具有明确要求。但当前建筑领域工况复杂程度不断提高，在工程实践中常常会遇到选用何种规范作为设计依据的问题。为解决该问题，将两项规范合二为一，在新版《建筑设计防火规范》中纳入各类工业、民用建筑，统一根据建筑高度进行划分，从而能够解决规范适用性方面的问题。2）解决安全尺度的问题在旧版《建筑设计防火规范》与《高层民用建筑设计防火规范》独立并行的背景下，两部规范自身均具有合理性、系统性的特点。但综合对比分析可见，在《高层民用建筑设计防火规范》中一些适用于高层建筑防火设计的条款与设计标准设置较多层、单层建筑更低，设防内容还该不够全面。而将两项规范合二为一后，新版《建筑设计防火规范》能够对防火设计的相关问题进行更全面的审视，从而确定更加科学合理的安全尺度。

3新版《建筑设计防火规范》的补充与修订分析

1）新版《建筑设计防火规范》中独立增设了“灭火救援设施”章节新版《建筑设计防火规范》中针对旧规中的消防电梯、消防车道等设置设计标准作出了修订与完善，如在以下条件中应设置消防电梯：①建筑整体高度＞33米；②埋深＞10米；③建筑面积＞3000米²。同时，消防电梯应当按照防火分区的划分标准进行设置，至少需要满足1个防火分区设置1台消防电梯的标准。同时，本章节中还针对消防车辆登高操作场地等与灭火救援相关的内容作出了完善，如消防车辆的登高操作场地应当沿周边长度1/4且＞长边长度的底边连续布置形成，且需要符合“裙房进深≤4米”的要求。2）新版《建筑设计防火规范》对超高层公共建筑防火要求进行了完善针对当前层高在100米以上的超高层公共建筑而言，新版《建筑设计防火规范》中对楼板结构的耐火极限自旧规中的1.5小时提高至2小时。同时，从以下几个方面对超高层公共建筑避难层防火要求作出了完善：①第一避难层楼地面与救援场所地面高度距离应＞50米；②两相邻避难层间高度差异应＜50米；③避难层进入楼梯间入口、疏散楼梯位置应当增设明显的警示标志；④消防标志备用电源连续供电时间应＞1.5小时。

4结束语

新版《建筑设计防火规范》集中体现了在建筑火灾防控领域中所取得的理论成果与实践经验，将旧版《建筑设计防火规范》以及《高层民用建筑设计防火规范》进行了整合优化，在建筑防火设计领域中具有非常重要的意义。深入理解新版《建筑设计防火规范》对于最大限度规避建筑火灾隐患，提高火灾抵抗能力有重要意义，值得引起重视。

参考文献

[1]曹顺学.消防产品技术标准与现行防火设计规范的衔接问题[J].消防科学与技术,2010,29(7):636-637.

[2]曾绪斌,张红.建筑材料燃烧性能分级体系与防火设计规范相协调的思考[J].消防科学与技术,2011,30(1):11-16.

[3]李凌高,尹正,陈译民等.高层住宅剪刀楼梯间防火设计规范解析[J].消防科学与技术,2016,(2):218-221.

[4]陆德伟.构建建筑与消防的和谐整体——建筑防火规范问题研究[J].建筑科学,2012,(1):65-69,54.

[5]刘贵,张格梁.对《建筑设计防火规范》通用技术权威性的思考[J].消防科学与技术,2008,27(12):889-891.

[6]张志平.高层民用建筑设计防火规范GB50045-95(2005年版)问题探讨[J].建筑创作,2010,09:160-165.

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关键词 建筑；初期消防用水量；确定

中图分类号 TU823 文献标识码 A 文章编号 1673-9671-（2012）111-0092-02

1 关于高层建筑高位水箱中消防储水量的确定

GB50084—2001《自动喷水灭火系统设计规范》（以下简称《喷规》）第10.3.1条规定：采用临时高压给水系统的自动喷水灭火系统，应设高位消防水箱，其储水量应符合现行有关国家标准的规定。

GB50045—95《高层民用建筑设计防火规范》（以下简称《高规》）第7.4.7.1条规定：高位消防水箱的消防储水量，一类公共建筑不应小于18 m3，二类公共建筑和一类居住建筑不应小于12 m3，二类居住建筑不应小于6 m3。

GB50016—2006《建筑设计防火规范》（以下简称《建规》）第8.4.4.2条规定：消防水箱应储存10 min的消防用水量。当室内消防用水量不超过25 l/s，经计算水箱消防储水量超过12 m3时，仍可采用12 m3；当室内消防用水量超过25 l/s，经计算水箱消防储水量超过18 m3时，仍可采用18 m3。

根据《建规》的规定，高位水箱的消防储水量的最大值即为18 m3。在《高规》第7.4.7条的条文说明中指出当消火栓给水系统和自动喷水灭火系统分设水箱时，水箱应按系统分别保证。那么两系统不分设水箱时，应该将两套系统的用水量叠加，那么一栋超过50米的一类高层公共建筑设有室内消火栓给水系统和自动喷水灭火系统，高位水箱的消防储水量一般为（40+20）×10×60/1000=36 m3。如设有需同时开启的水幕设备、泡沫灭火系统等，高位水箱的消防储水量又将大大增加，在建筑设计中处理比较困难。

究竟如何合理的理解规范，采用何值才既安全适用，又经济合理呢？从火灾发生的规律出发，分析如下：

1）当火灾发生时，如果有人在现场，则会使用灭火器、室内消火栓来进行扑救初期火灾，一般不会使自动喷水灭火系统大面积喷水；同样，在火灾初期，不大可能出现6—8支水枪同时灭火的情况。

2）当火灾发生时，如果无人在现场，则只有自动喷水灭火系统工作，而闭式喷头的动作也是喷头一个一个的逐步喷水，从第一个喷头喷水到一个作用面积喷水应该有段时间，从大量成功的火灾案例来看，大多数情况下，自动喷水灭火系统往往只需要数个，一般不超过4个喷头动作就能很好的扑灭或控制初期火灾，即使发生轰燃，动作的也只是自动喷水灭火系统，因此如果设置的是闭式自动喷水灭火系统，在前10 min，一般不大可能喷完20×10×60=12 m3水。

3）现在一般的高位水箱都采用消防用水与生活用水合用的水箱，一般水箱中仍应存有部分生活用水，即使按照卫生部新规定生活用水不得和消防用水合用水箱或者合用时恰好生活用水用完，生活水泵也将启动供水。因此，一般的消防水箱中的实际消防可用水量应该远远不止计算的消防储水量。

根据上面的分析，高位水箱的消防储水量的确定在计算中应该有别于消防水池有效容量的确定，消防水池的有效容量应满足在火灾延续时间内消防用水量的要求，考虑了火灾初期控制不理想，造成火灾蔓延，扑救大面积火灾而需要的最大消防用水量。而高位水箱的消防储水量是用于扑救初期火灾的，重要的是灭火系统动作的可靠性和有效性，而不是储水量的大小，只要室内消火栓给水系统和自动喷水灭火系统有一个系统能有效动作，一般初期火灾都能被控制，如果系统不能正常动作，高位水箱中的消防储水量也就毫无意义了，只有等消防队到达后实施灭火了。而且如果根据用水量的计算，《高规》完全没有必要有第7.4.7.1条的规定，因为规范中18 m3、12 m3、6 m3都是相应建筑室内消火栓给水系统10 min消防用水量计算的最小数据。对初期用水量来说，高层建筑和多层建筑应该没有很大区别，其实《建规》中已经包括了高层工业建筑，在这个问题的执行上《建规》和《高规》应该统一。因此高位水箱中的消防储水量不应该完全采用计算确定，《建规》中允许把18 m3作为最大值，《高规》也应该允许把18 m3定为最大值，使18 m3成为经验数据，而不是计算数据。在高层建筑中，高位水箱的消防储水量应该参照《建规》中的有关规定，《高规》第7.4.7.1条应改为：高位消防水箱应储存10 min的消防用水量。无论有几个消防灭火系统，当计算水箱消防储水量超过18 m3时，仍可采用18 m3。特殊的建筑（同一时间的发生火灾部位超过一个的建筑）和设有开式灭火系统的建筑高位水箱消防储水量应适当增加。

2 自动喷水灭火系统的初期供水流量和增压设施的确定

《高规》第7.4.8条规定：设有高位消防水箱的消防给水系统，其增压设施应符合下列规定：

7.4.8.1 增压水泵的出水量，对消火栓给水系统不应大于5 L/S；对自动喷水灭火系统不应大于1 L/S。

7.4.8.2 气压水罐的调节水量宜为450 L。

《高规》对第7.4.8条的条文说明是：设置增压设施的目的主要是在火灾初起时，消防水泵启动前，满足消火栓和自动喷水灭火系统的水压要求。对增压水泵，其出水量应满足一个消火栓用水量或一个自动喷水灭火系统喷头的用水量。对气压给水设备的气压水罐，其调节水容量为两支水枪和5个喷头30 S的用水量，即2×5×30+5×1×30=450 L。

《喷规》第10.3.1条规定：采用临时高压给水系统的自动喷水灭火系统，应设高位消防水箱，其储水量应符合现行有关国家标准的规定。消防水箱的供水，应满足系统最不利点处喷头的最低工作压力和喷水强度。

10.3.2条 建筑高度不超过24 m、并按轻危险级或中危险级场所设置湿式系统、干式系统或预作用系统时，如设置高位水箱确有困难，应采用5 L/S流量的气压给水设备供给10 min初期用水量。

增压设施有两种，一为稳压用，在准工作状态时运作，稳压泵流量应分别不大于5 L/S和1 L/S，另一种为增压用，在灭火时动作，增压泵的流量应分别不小于5 L/S和1 L/S，《高规》第7.4.8条为作区分是个缺陷。如果根据《高规》对第7.4.8条的条文说明“对增压水泵，其出水量应满足一个消火栓用水量或一个自动喷水灭火系统喷头的用水量”，笔者认为《高规》第7.4.8.1条规定的“增压水泵的出水量，对消火栓给水系统不应大于 5L/S；对自动喷水灭火系统不应大于1 L/S”可能是规范出现的笔误，这条应该改为“增压水泵的出水量，对消火栓给水系统不应小于5 L/S；对自动喷水灭火系统不应小于1 L/S”。

从以上条文可见，对于自动喷水灭火系统初期消防用水流量的问题，《建规》没有明确规定。《高规》第7.4.8.2条条文解释对气压给水设备的气压水罐，其调节水容量为两支水枪和5个喷头30 S的用水量，即2×5×30+5×1×30=450 L，理解为自动喷水灭火系统的初期消防用水流量应为5 L/S。《喷规》第明确规定应采用5 L/S流量的气压给水设备供给10 min初期用水量，亦即自动喷水灭火系统的初期消防用水流量应为5 L/S。5 L/S的流量大致相当于4个喷头的开启流量，而该流量对扑救初期火灾非常有利。从大量成功火灾案例看，大多数情况下自动喷水灭火系统往往只需要数个，一般不超过4个喷头动作就能很好地扑灭或控制初期火灾（详见表1）。

上表数据表明，一个喷头动作的灭火成功率为875/1394×100%=62.8%，而四个喷头动作的灭火成功率达（875+269+89+48）/1394×100%=91.9%。

另外，《建规》第8.6.9条规定：“消防水泵应保证在火警后30 s内开始工作，…”，《自动喷水灭火系统施工及验收规范》第7.2.3.1条规定：“以自动或手动方式启动消防水泵时，消防水泵应在30s内投入正常运行。”，第7.2.3.2条规定：“以备用电源切换时，消防水泵应在30s内投入正常运行。”从上述规范可以看出，消防泵都有一个允许的滞后启动时间。但众所周知，在火灾初期，系统延误动作，就意味着可能延误了最佳的扑灭初期火灾的机会，也就意味着可能酿成大火。而若设增压泵时，增压泵往往因其功率较小，且常常设在屋顶，是轻载启动，其启动速度快，反而对扑救初期火灾有利，是消防泵出现故障或消防泵启动前几分钟内扑灭初期火灾的一种重要的补充手段。

但是如果把所有建筑的自动喷水灭火系统的初期供水流量都定为5 L/S，那么大部分系统都必须设置增压设施，这也不尽合理。《喷规》第5.0.1条和第5.0.5条规定的系统最不利点的工作压力，不应低于0.05 Mpa，就变的毫无意义。根据《喷规》第5.0.1条的条文说明，降低最不利点处喷头的工作压力，就是为了降低高位水箱的设置高度，而作出的必要放宽。

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关键词：飘窗；飘窗台面；飘窗护栏；隐形防护网

所谓飘窗，一般呈矩形或梯形向室外凸起，不像传统的平窗只有一面是玻璃，而是三面都装有玻璃。大块采光玻璃和宽敞的窗台，使人们有了更广阔的视野，更赋予生活以浪漫的色彩。目前飘窗的设计和应用已经非常流行了，合理地利用飘窗，更能为居室带来意想不到的效果。飘窗该如何设计才能把它变成一个人人都羡慕的场所呢？

1、飘窗的优点

目前流行的飘窗多分为两种形态，一种是有窗台的，一种是完全落地、与地面浑然一体的，它们不仅增加了户型采光、通风的功能，而且也为商品房的外立面增添了建筑魅力。

低窗台的飘窗设计在老上海的花园小洋房中经常可以见到。现在国内许多住宅也采用飘窗设计，在追求外表美观的同时还追求实用。

在卧室配有飘窗，不但可以享受充足的室内光线，还可以扩大室内视野，饱览室外秀美景观，主卧的飘窗更注重体现温馨宁静。飘窗还可以作为很不错的观景台，躺在窗台上，上面放上两个靠垫，或坐或卧，白天看车水马龙，晚上看满天星斗。

而且住建部文件规定：净高2.2米以内的飘窗不算面积，也不会算入销售面积，因此业主购买房屋时不需为飘窗面积增加费用，因此普遍受到购买者的喜欢。另因飘窗丰富了建筑立面，飘窗可直可弧，出挑宽度可大可小，在建筑立面产生丰富的阴影变化，体块穿插，虚实对比，因此也是设计师喜欢的设计元素。

2、飘窗的缺点

因为飘窗的窗台离地较低，一般为0.3米，小孩和大人都喜欢在上面，如果大力碰撞玻璃窗，就会容易出现玻璃破碎而人掉下去的事故。自从有了飘窗设计后，就有小孩从飘窗台坠楼身亡的事发生，在家居安全隐患调查排列中，飘窗的危险系数排在第一。我国的各种设计规范对飘窗的安全性有明确规定，但还是不断有不安全事故发生，主要原因有：

1）施工单位按设计图纸施工，在飘窗装有护栏，但有些业主装修时觉得不太美观，就自行拆除了。拆除后，有的业主会自己重新安装更为美观的防护栏，有的业主则不再安装，这就容易造成以上的意外。

2）施工单位安装护栏质量不好，不够牢固，小孩在上面爬时容易拉开，发生事故，因此专家也建议不要把飘窗设在儿童房。

3、根据需求做设计

飘窗设计，首先要根据飘窗的空间大小、采光及室外景观等实际情况而定。飘窗的进深一般是600mm以上，长度会根据房屋采光和日照的强度来设计，约在1200mm以上。如果有窗台，窗台一般不会太高，如果是落地窗，落地窗的高度会在2200mm左右。一般的飘窗呈矩形或梯形，从室内向室外凸起，三面都装有玻璃，既增加了房屋的采光和通风功能，又创造出宽敞的空间，开阔了视野。还有一种号称270°景观的圆弧形大飘窗，一般采用全落地设计，大多将飘窗正对园景或者江景，作为观景场所，其在室内设计中不用多做改动，只搭配圆台和一两把椅子，作为一个休闲区就已足够。

在住宅设计中，一般高层建筑不允许做外开平开窗，这是为了防止窗户坠落伤人。一般是内平开加内倒窗，还可以在窗把手配上儿童锁，儿童锁锁上后，窗开启扇只能内倒，不能平开，既能防止儿童从开启的窗扇处坠落，又可以防止窃贼从窗外轻易爬入，因此儿童锁值得推广。

4、台面选择需谨慎

飘窗处一般光照充足，因此，台面需要考虑耐晒，不然会导致变色、变形；由于冬天室内外温差很大，飘窗处可能会有冷凝水出现，要避免所用材质因受潮而变形。台面最好选择大理石等石材或桑拿板，既防水防晒又好打理，避免出现以上问题。如果选择大理石台面，可在上面搭配一些靠垫和垫子，这样在上面坐着、躺着都不会感觉太冰冷。考虑到北方的灰尘较大，可以在台面上放一块可以拆洗的海绵垫，方便打理。

飘窗处的装修设计还需与整体装修风格保持一致，如果室内是田园风格，且窗台宽度较大，可以考虑用桑拿板或防水地板把窗台到地面全部包上，这样使窗台、窗套和地面的整体风格保持一致，然后在其上摆些颜色鲜艳的沙发靠垫，效果更好。

田园风格也可以用绿植或花器来点缀，如果是新古典风格，可在落地飘窗处摆一把休闲单椅，配几个靠包和一块毛皮地毯即可。

5、慎选不实用设计

有人把单人床摆在飘窗处，幻想设计成一个浪漫梦幻的睡眠空间，一般把床放在这里也是作为休闲用，很少能真的把这里代替卧室使用。首先，把床放在飘窗处，会影响窗户的开启，导致室内通风不畅；其次，由于太靠近窗户，外来噪音比较大，难以得到很好的休息；最重要的是，在三面玻璃的空间中，私密性非常弱。如果确实要把这里设计成睡眠空间，则平时都需要拉严窗帘，而飘窗空间大多是利用外景来营造气氛，如果整日拉着窗帘，那就失去飘窗的实际意义了。

有人在飘窗上搁置电脑桌，但飘窗处一般光线很足，直接在其上搁置书桌、使用电脑并不适合。使用时一般会将窗帘拉上，但如此也就失去飘窗的特色了。

还有人将飘窗处设计成梳妆台，由于飘窗处光线强，不大适合梳妆，而且很多化妆品不适宜暴晒，否则容易变质。同时，如果长期在飘窗处搁置木制的梳妆台、书桌、椅子等，很容易使其被晒得变形、变色，业主应谨慎使用。

6、飘窗如何防止漏水

高层的外窗尤其是飘窗是最容易漏水的地方，现在南方一般外窗大都采用塑钢窗或者彩铝，安装塑钢窗有一个重要的环节，就是在型材和墙体之间添加发泡剂（密封胶），这一层发泡剂就是用于防止雨水倒灌、渗漏的，如果在施工时没有用弹性材料填满型材与墙体之间的空隙，过一段时间涂于表面的发泡剂局部脱落，就会导致雨水渗漏。如果发现外窗型材和墙体接触面有密封胶脱落的现象，一定要及时补上。

现在北方一般外窗大都采用断桥铝合金，外墙面做保温。一般铝合金窗厂家采用左图的施工方法，用小副框固定在外墙保温板上，然后再安装铝合金主框。此种方法在保温板处存在漏水的隐患，而且由于钢副框与主体结构之间空隙较大，在保温板处一旦漏水，也难以修复。而且还有一种弊病，是在钢副框处易产生冷桥，在冬天钢副框处容易产生冷凝水。

现在采用新型的施工方法，用比保温层稍薄的较大钢副框，钢副框固定在主体结构上，钢副框与主体结构之间只有1厘米缝隙，密封胶封堵后，可以防止漏水，而且钢副框外为保温材料，又避免了冷桥。

7、飘窗护栏的新规范

2012年8月，住建部与国家质检总局联合新版《住宅设计规范》（以下简称新规范），对飘窗问题进行了较为详细的规定。

新规范中称飘窗为凸窗。其中提到，窗外没有阳台或平台的外窗，窗台距离楼面、地面的净高低于0.90米，应设置防护设施。在这条规定后，又提到，当设置凸窗时，应符合下列规定：

1）窗台高度低于或等于0.45米时，防护高度从窗台台面起算不应低于0.90米。

2）可开启窗扇窗洞口底距窗台台面的净高低于0.90米时，窗洞口处应有防护措施，其防护高度从窗台台面起算不应低于0.90米。

不过，这只是新规范中的新规定，在此之前执行的是旧版《住宅设计规范》，其中没有如此详细的规定，但也要求外窗窗台距离楼面、地面的净高低于0.90米时，应有防护设施。

8、隐形防护网

现在一些工程或个人装修为了美观，在飘窗开启扇不安装普通护栏，而安装隐形防护网。隐形防护网是在飘窗周边安装铝合金槽，再将一根根钢丝固定在槽内，钢丝直径最细的不到2毫米。在选购隐形防护网时应注意以下几点：

1）钢丝的结实程度无法用肉眼鉴定，选购时要选择信誉好的商家。

2）隐形防护网的安装很重要，要选择有资质、有经验的人员安装，确保牢固。

3）钢丝不是越粗越好，材料品质和拉力才是选择的重要标准。

4）经常检查防护网是否有松动现象，及时做好安全维护。

5）要经常检查隐形防护网铝合金框与飘窗框的连接，确保牢固。

参考文献：

篇5

关键词：钢框架震害节点设计衬板

1．前言

1994年1月17日发生在美国加州圣费南多谷地的北岭地震（NorthridgeEarthquake）和正好一年后1995年1月17日发生在日本兵库县南部地区的阪神地震(Hyogoken-NanbuEarthquake)是两次陆域型强震，都导致了焊接钢框架梁-柱附性连接节点的广泛破坏。震后两国进行了大量的调查和研究，揭示了破坏的原因，在此基础上提出了改进钢框架节点设计的技术措施。两国在此期间都发表了不少论文，所作的讨论开拓了人们的眼界，提供了对钢框架的节点设计的更多了解，对今后钢框架节点设计有深远的影响。我们受中国建筑科学研究院抗震所委托，对有关资料进行了搜集、整理和归纳，现将其主要内容在此作一介绍。

2．美日两国钢框架节点的破坏情况

两国钢框架破坏情况的报导，主要集中在梁柱混合连接节点上，因此本文也以梁柱混合连接为主要对象。混合连接是一种现场连接，其中梁翼缘与柱用全熔透坡口对接焊缝连接，梁腹板通过连接板与柱用高强度螺栓连接。美国惯常采用焊接工字形柱，日本则广泛采用箱形柱，仅在一个方向组成刚架时采用工字形柱。在梁翼缘连接处，工字形柱腹板上要设置加劲肋(美国称为连续板)，在箱形柱中则要设置隔板。

美、日两国梁杠混合连接节点的典型构造。在节点设计上，两国都采用弯矩由翼缘连接承受和剪力由腹板连接承受的设计方法，美国还规定，当梁翼缘承受的弯矩小于截面总弯矩的70％或梁腹板承受的弯矩大于截面总弯矩的30％时，要将梁腹板与连接板的角部用角焊缝焊接。日本则规定腹板螺栓连接应按保有耐力即框架达到塑性阶段时的承载力设计，螺栓应设置2-3列，也是为了考虑腹板可能承受的的弯矩。梁翼缘处的柱加劲肋，美国过去根据传力的需要由计算确定，其截面较小。日本根据构造要求采用，其截面较大。

2.1美国北岭地震后对刚框架节点破坏的调查

从70年代以来，美国采用高强螺栓联接钢框架已很普遍，北岭地震后出现破坏的有100多幢[3](有的报导说90多幢[7]、150多幢[1]或200多幢[5])。为了弄清破坏的原因，北岭地震后不久，在美国联邦应急管理局(FEMA)资肋下，有加州结构工程协会(SEAOC)、应用技术研究会(ATC)和加州一些大学的地震工程研究单位(CU)等组成了被称为SAC和联合动机构，对此开展了深入调查和研究，以便弄清破坏原因和提出改进措施。

美国的钢框架梁-柱连接，在50年代多采用铆钉连接，60年代逐步改用高强度螺栓连接。为了评估栓焊混合连接的有效性，曾进行过一系列试验，这种由翼缘焊缝抗弯和腹板螺栓连接抗剪的节点，美国以前规定其塑性转角应达到O．015rad(≈1／65)，但大量试验表明，塑性转角的试验结果很离散，且出现了早期破坏，总的说来性能很不稳定。北岭地震前，德州大学教授Engelhardt就曾对这种连接在大震时的性能产生疑问，指出在大震时要密切注意，对它的的设计方法和连接构造要进行改进[7]。

北岭地震证实了这一疑虑，为此SAC通过柏克莱加州大学地震工程研究中心(EERC)等4个试验场地，进行了以了解震前节点的变形响应和修复性能为目的的足尺试验和改进后的节点试验。对北岭地震前通常做法的节点及破坏后重新修复节点的试验表明全部试验都观察到了与现场裂缝类似的早期裂缝，试验的特性曲线亦与以前的试验结果相同，梁的塑性转动能力平均为0.05弧度，是SAC经过研究后确定的目标值0．03弧度的1／6，说明北岭地震前钢框架节点连接性能很差，这与地震中的连接破坏是吻合的。而且破坏前没有看到或很少看到有延性表现，与设想能发展很大延性e6钢框架设计意图是违背的。焊接钢框架节点的破坏，主要发生在梁的下翼缘，而且一般是由焊缝根部萌生的脆性破坏裂纹引起的。裂纹扩展的途径是多样的，由焊根进入母材或热影响区。一旦翼缘坏了，由螺栓或焊缝连接的剪力连接板往往被拉开，沿连接线由下向上扩展。最具潜在危险的是由焊缝根部通过柱翼缘和腹板扩展的断裂裂缝。

从破坏的程度看，可见裂缝约占20-30％，大量的是用超声波探伤等方法才能发现的不可见裂纹。裂纹在上翼缘和下翼缘之间出现的比例为1：5-1：20，在焊缝和母材上出现的比例约为1：10到1：100。一般认为，混凝土楼板的组合作用减小了上翼缘的破坏，也有人认为上翼缘焊缝根部不象下翼缘那样位于梁的最外侧，因此焊根中引起的应力较低，减少了上翼缘破坏的概率[1]。

美国斯坦福大学Krawinkler教授对北岭地震中几种主要连接破坏形式作了归纳，由下翼缘焊缝根部开始出现的这样或那样的破坏，最多的是沿焊缝金属的边缘破坏，另有沿柱翼缘表面附近裂开的剥离破坏，也有沿腹板板切角端部开始的梁翼缘断裂破坏，或从柱翼缘穿透柱腹板的断裂破坏。

北岭地震虽然没有使钢框架房屋倒塌，也没有因钢框架节点破坏引起人身伤亡，但使业主和保险公司支付了大量的修复费用。仅就检查费用而言，不需挪动石棉时为每个节点800-1000美元，需挪动石棉时为每个节点1000-2000美元，对于有石膏抹灰和吊顶的高级住宅，每个节点达2000-5000美元，修复费用更高211。更重要的当然是对过去长期沿用的节点在抗震中的安全问题提出了疑问，必须认真研究和解决。

2．2日本贩神地震后对钢框架节点破坏的调查

阪神地震后，日本建设省建筑研究所成立了地震对策本部，组织了各方面人士多次参加的建筑应急危险度和震害的调查，民间有关团体也开展了各类领域的震害调查，但因钢结构相对于其它结构的震害较少，除新发现了钢柱脆断或柱脚拔起外，钢框架节点的破坏主要表现在扇形切角(scallop)工艺孔部位，但因结构体被内外装修所隐蔽，一般业主、设计或施工人员对此震害调查不太积极，对钢框架系统震害的调查遇到一定困难。仅管如此，日本学者还是就腹板切角工艺孔方面的问题进行了探索，如日本建筑学会结构连接委员会和钢材俱乐部等单位，专就工艺孔破坏状态等问题作了系统深入的研究。

日本对于混合连接的研究，早在1978年以后的石油危机中，就曾利用建筑处于低潮机会结合自屏蔽电弧焊的出现和应用，系统地开展过。进入90年代后，随着高层、超高层和大跨度钢结构建筑的增多，梁柱截面增大，若采用过去的梁悬臂段形式，由于运输尺寸上的限制，悬臂长度大致不能超过1m；另一方面，由于梁翼缘板厚增大，拼接螺栓增多，结果梁端至最近螺栓的距离只有500mm左右，截面受到很大削弱，对保证梁端塑性变形很不利。这样，在大型钢结构工程中，现在较多采用梁与柱的混合连接。图1是采用箱形柱时的混合连接示意图梁翼缘与箱形柱隔板直接焊接[7]。

日本在美国北岭地震前不久，曾对此种连接进行了试验研究，结果表明，梁端翼缘焊缝处的破坏几乎都是在梁下翼缘从扇形切角工艺孔端开始的，没有看到象在美国试验中和地震中出现的沿焊缝金属及其边缘破坏的情况，通过试验和版神地震观察到的梁端工艺孔处的裂缝发展情况。

日本钢材俱乐部研究了扇形切角工艺孔带衬板及底部有焊缝的两种节点试验。

美、日两国钢框架在地震中的梁柱节点破坏形式是有区别的，北岭地震中的裂缝多向柱段范围扩展，而阪神地震中的裂缝则多向梁段范围发展。对两国节点破坏情况的这种差异与其与构造差异的关系，还有待进一步探讨。

3．节点破坏原因与分析

北岭地震后，美日两国学者就节点破坏原因，通过现场调查、室内试验和现场检验，进行了结构响应分析、有限元分析、断裂力学分析等，还作了很多补充试验，结合震前研究，对节点破坏原因提出了一些看法。首先认为节点破坏与加劲板、补强板腹板附加焊缝等的变动，并没有什么直接关系，也并不是仅由设计或施工不良所能说明的，而是应从节点本身存在根本性缺陷方面去找原因。有以下几方面因素，被认为是决定和和影响节点性能而导致了破坏。

3．1焊缝金属冲击韧性低[3]

美国北岭地震前，焊缝多采用E70T-4或E70T-7自屏蔽药芯焊条施焊，这种焊条提供的最小抗拉强度480MPa，恰帕冲击韧性无规定，试验室试件和从实际破坏的结构中取出的连接试件在室温下的试验表明，其冲击韧性往往只有10-15J，这样低的冲击韧性使得连接很易产生脆性破坏，成为引发节点破坏的重要因素。在北岭地震后不久所作的大型验证性试验，对焊缝进行十分仔细的操作，做到了确保焊接质量，排除了焊接操作产生的影响。焊缝采用E70T-4型低韧性焊条，尽管焊接操作的质量很高，连接还是出现了早期破坏，从而证明了焊接缝金属冲击韧性低,是焊接破坏的因素之一。

3．2焊缝存在的缺陷[3]

对破坏的连接所作调查表明，焊接质量往往很差，很多缺陷可以看出明显违背了规范规定的焊接质量要求，不但焊接操作有问题，焊缝检查也有问题。很多缺陷说明，裂缝萌生在下翼缘焊缝中腹板的焊条通过孔附近，该处的下翼缘焊缝是中断的，使缺陷更为明显。该部位进行超声波检查也比较困难，因为梁腹板妨碍探头的设置。因此，主要的连接焊缝中由于施焊困难和探伤困难出现了质量极差的部位。上冀缘焊缝的施焊和探伤不存在梁腹板妨碍的问题，因此可以认为是上翼缘焊缝破坏较少的原因之一。

3．3坡口焊缝处的衬板和引弧板造成人工缝[4]

实际工程中，往往焊接后将焊接衬板留在原处，这种做法已经表明，对连接的破坏具有重要影响。在加州大学进行的试验表明，衬板与柱翼缘之间形成一条未熔化的垂直界面，相当于一条人工缝，在梁翼缘的拉力作用下会使该裂缝扩大，引起脆性破坏。其它人员的研究也得出相同结果。

1995年加州大学Popov等所作的试验，再现了节点的脆性破坏，破裂的速度很高，事前并无延性表现，因此破坏是灾难性的。研究指出,受拉时切口部位应力最大，破坏是三轴应力引起的，表现为脆性破坏，外观无屈服。他们还通过有限元模拟计算，得出最大应力集中系数出现在梁缘焊接衬板连接处中部，破坏时裂缝将从应力集中系数最大的地方开始,此一结论已为试验所证实。研究表明：大多数节点破坏都起源于下部衬板处。引弧板同样也会引发裂缝。

3.4梁翼缘坡口焊缝出现的超应力[3]

北岭地震后对震前节点进行的分析表明，当梁发展到塑性弯矩时,梁下翼缘坡口焊缝处会出现超高应力。超应力的出现因素有：当螺栓连接的腹板不足以参加弯矩传递时，柱翼缘受弯导致梁翼缘中段存在着较大的集中应力；在供焊条通过的焊接工艺孔处，存着附加集中应力；据观察，有一大部分剪力实际是由翼缘焊缝传递，而不是象通常设计假设的那样由腹板的连接传递。梁翼缘坡口焊缝的应力很高，很可能对节点破坏起了不利影响。Popov[4]采用8节点块体单元有限元模拟分析发现，节点应力分布的最高应力点，是在梁的翼缘焊缝处和节点板域，节点板域的屈服从中心开始，然后向四周扩散。岭前进行的大量试验表明,当焊缝不出现裂纹时，节点受力情况也常常不能满足坡口焊缝近处梁翼缘母材不出现超应力的要求。日本利用震前带有工艺孔的节点，在试验荷载下由应变仪测得的工艺孔端点翼缘内外的应变分布，应变集中倾向出现在翼缘外侧端部，内侧则在工艺孔端部，最大应变发生在工艺孔端点位置上.应变集中的原因,不仅大于工艺孔造成的不连续性，还在于工艺孔部分梁腹板负担的一部分剪力由翼缘去承担了，使翼缘和柱隔板上产生了二阶弯曲应力。这些试验与分析均指出，今后对节点性能的改进，不仅应改善焊缝，而且还应降低梁翼缘坡口焊缝处的应力水平。

3．5其它因素[3]

有很多其它因素也被认为对节点破坏产生潜在影响，包括：梁的屈服应力比规定的最小值高出很多；柱翼缘板在厚度方向的抗拉强度和延性不确定；柱节点域过大的剪切屈服和变形产生不利影响；组合楼板产生负面影响。这些影响因素可能还需要一定时间进行争论,才能弄清楚。

4．改进节点设计的途径

4．1将塑性铰的位置外移[2][3][4]

在北岭地震之前，美国UBC和NEHRP两本法规对节点设计的规定，都是根据在柱面产生塑性铰的假定提出的。由于在北岭地震中发现梁在柱面并没有产生塑性变性，却出现了裂缝。切口处的破坏是由三轴应力引起的，从而导致了脆性破坏。过去采用的焊接钢框架节点标准构造，不能提供可靠的非弹性变形。试验表明，其节点转动能力不超过O．005rad，大大小于SAC建议的最小塑性转动能力0．03rad。另一方面，从受力情况看，塑性铰出现在柱面附近的梁上，还可能在柱翼缘的材料中引起很大的厚度方向应变，并对焊缝金属及其周围的热影响区提出较高的塑性变形要求，这些情况也可能导致脆性破坏。因此，为了取得可靠的性能，最好还是将梁柱连接在构造上使塑性铰外移。将塑性位置从柱面外移有两种方法，一种是将节点部位局部加强，一种是在离开柱面一定距离处将梁截面局部削弱。钢梁中的塑性铰典型长度约为梁高的一半，当对节点局部加强时，可取塑性铰位置为距加强部分的边缘处梁高的1／3。节点局部加强固然也可使塑性铰外移，但应十分注意不要因此出现弱柱，有背强柱弱梁的原则。

也有一部分专业技术人员认为，在构造上采取某些措施仍可使塑性铰出现在柱面附近，这些措施包括限制构件的截面，控制梁柱钢材的有关强度，使母材和焊缝金属有足够的冲击韧性，在节点构件上消除缺口效应等。但是由于没有足够的研究来肯定这些建议，使得这种建议在美国迟迟未能落实。而将塑性铰自柱面外移的建议，试验已表明是可行的和行之有效的。目前，美国对节点局部加强及梁截面减弱，都已提出了若干构造方案。实际上，将梁截面减弱使塑性铰外移的方法，早在北岭地震以前即有学者提出过，北岭地震后又作了研究，在技术上己较成熟[4]，从近期在美国盐湖城建造的25层办公楼中采用的犬骨式(dog-bone)连接，就可以看到它的构造细节。目前，美国虽未提出今后在抗震框架中推荐采用何种节点形式，但从实际情况看，上述犬骨式连接已成为主导形式[3]。因它制作方便、省工，由美国公司设计的我国天津国贸大厦钢框架中也已采用了这种节点形式。

日本阪神地震后，没有象美国采用将塑性铰外移的方案。日本1996年发表的《钢结构工程技术指针》和1997年发表的《钢结构技术指针》JASS6等，仅提出了钢框架梁柱连接节点的构造改进形式，对节点构造特别是扇形切角工艺孔作了不少规定，目的也是消除可能出现的裂缝，保证结构的非弹性变形。也就是说，日本与美国分别采用了不同的避免脆性破坏的途径。

4.2梁冀缘焊缝衬板缺口效应的处理[11][6]

在北岭地震前，美国钢框架节点施工中，通常将衬板和引弧板焊接后留在原处，这种做法，如前所述存在缺口效应，会导致开裂，现在则在焊后将下翼缘的衬板和引弧板割除，同时对焊缝进行检查[11]。正如前面曾指出的，在下翼缘的焊缝中部由于焊条通过切角困难，焊接和探伤操作都要被迫中断，通常存在缺陷，割除衬板后可以目视观察，从而减少在此部位不易查看到的裂纹。衬板和引弧板可用气刨割除后再清根补焊，但费用较高，操作不慎还可能伤及母材。研究表明，衬板也可不去除，而将衬板底面边缘与柱焊接，缺点是无法象去除衬板后能对焊缝进行仔细检查。

由于上翼缘焊缝处衬板的缺口效应不严重，而且它对焊接和超探也没有妨碍，出于费用考虑，割除上翼缘衬板可能不合算，如果将上翼缘衬板边缘用焊缝封闭，试验表明并无利影响，因此美国现时做法是上翼缘衬板仍然保留并用焊缝封口。

坡口焊缝的引弧板，在上下翼缘处通常都切除，因为引弧和灭弧处通常都有很多缺用气切切除后还需打磨，才能消除潜在的裂缝源。

在消除衬板的缺口效应方面，日本是非常重视的。在阪神地震后发表的技术规定中,对采用H型钢梁、组合梁，以及采用组合梁时梁预先焊接或与衬板同时装配，不论是否切角，均采用衬板，对其构造包括引弧板，分别作了详细规定。

4．3扇形切角构造的改进[8][9]

在日本阪神大地震中，由于扇形切角工艺孔的端部起点存在产生裂缝的危险，是否设置形切角以及如何设置，已成为关系到抗震安全的一项重要问题。日本震后发表的技术规范中，对扇形切角的设置也提出一系列规定，包括不开扇形切角和开扇形切角两大类，并规定扇形切角可采用不同形状；对于柱贯通形和梁贯通形节点分别规定了不同的构造形式。柱贯通型节点的扇形切角形式有两种，其特点是将扇形切角端部与梁翼缘连接处圆弧半径减小，以便减少应力集中。日本早就研究不设扇形切角以提高梁变形能力的方案，在最近公布的技术规定中，根据目前的焊接技术水平已将此种方案付诸实施[8][9]。

4．4选用有较高冲击韧性的焊缝[2][6]

如前所述，焊缝冲击韧性不足会引起节点破坏。那么焊缝究竟要有多大的冲击韧性才能防止裂纹出现呢?美国提出，焊缝的恰帕冲击韧性(CVN)最小值取-29℃时27J(相当于-200F时20ft-1bs)是合适的，可以发展成为事实上的标准。在最近美国的实际工程中，采用E71T-8型和E70TG-K2型焊条的普通手工焊电弧焊已表明焊缝最小冲击韧性可满足上述要求，而采用E7018型药芯焊条的''''贴紧焊''''焊缝冲击韧性值更高，但都必须按AWS规定的焊接和探伤方法操作。

4．5将梁腹板与柱焊接[3]

美国SAC在采用犬骨式连接时建议：将以往的腹板栓接改为焊接，用全熔透坡口焊缝将梁腹板直接焊在柱上或通过较厚连接板焊接。在北岭地震前，就已有很多研究指出腹板焊接比栓接性能好，它能更好地传力，从而减小梁冀缘和翼缘坡口焊缝的应力。日本在阪神地震前的研究也已指出，梁端腹板用高强度螺栓连接时，与焊接相比抗弯能力变小，塑性变形能力有明显差异，但在日本新规定中尚未看到与美国提出的相类似的要求。

5.美、日节点构造的比较、根据美、日钢框架梁-柱节点构造及震后的改进情况，可以看到下列差异：

1)美国认为梁端不能产生塑性变形，采取了将塑性铰外移的基本对策，提出将节点局部加强或将梁局部削弱的方法，虽然目前尚无定论，但从实际发展情况看，因削弱梁截面的方法省工、效果好，已在某些工程中采用。但日本却没有采用将塑性铰外移的方法，而是采取在原构造的基础上消除裂缝的病灶的方法。

2)两国都注意到了梁翼缘坡口焊缝的焊接衬板边缘存在的缺口效应所带来的严重后果，在北岭地震和阪神地震后都采取了相应对策。美国SAC建议，下翼缘焊缝的衬板宜割除，然后清根补焊；考虑上翼缘焊缝缺陷一般较少，受力条件较有利以及费用等原因，可对衬边缘用焊缝封闭。而日本则对H型钢梁和焊接组合梁(包括梁先焊好和梁与衬板同时装配两种情况)以及节点为柱贯通型或梁贯通型时衬板的设置，作了详细规定。

3)美国在梁腹板端部衬板通过处采用矩形切角(端部呈半圆形)，而不象日本采用圆弧形切角，由于腹板受弯矩较大时将连接板与腹板焊接，从有关震害情况报导看，没有发现这种形式的切角引发多少裂缝。日本为消除梁端扇形切角端部的应力集中，作出一系列规定，包括不作扇形切角、梁腹板用直线切剖不设扇形切角的方法以及允许采用不同形式的切角等，如在与梁翼缘连接处将曲率半径变小和采用类似美国采用的切角形式。

4)美日两国都规定，节点按翼缘连接受弯矩和腹板连接受剪力的要求设计。美国附加规定了当梁翼缘的受弯承载力小于截面受弯承载力的70％或梁腹板受弯承载力大于截面受弯承载力的30％时，在柱连接板角部应将梁腹板与连接板焊接。日本过去在梁端混合连接中，采用弯矩由翼缘连接承受，剪力由腹板连接承受的设计方法，螺栓一般配置一列。在94年的文献[5]中指出，"现在该处的连接必需满足保有耐力连接的条件，考虑腹板高强螺栓连接也要部分地承受弯矩，要求布置2列到3列，与以前的连接相比，抗弯承载力储备提高了，这是结构设计上的一个特点。"这些都是北岭和阪神地震前的情况，震后基本上没有改变。只是北岭地震后，美国建议将梁腹板直接与柱焊接或与连接板焊接，以便减小梁翼缘焊缝处的焊缝应力，日本则尚无此规定。

5)与梁翼缘对应位置的柱加劲肋(美国叫做连续板)，日本一贯规定应比对应的梁翼缘厚度大一级，认为这是关键部位，为此多用一点材料是很值得的。美国过去根据传递梁翼缘压力的需要确定，考虑一部分内力由柱腹板直接传递，加劲肋厚度显著小于梁翼缘厚度。而且曾有一些设计规定，例如可取厚度等于梁翼缘厚度的一半。有的文献认为，太厚了可能产生较大残余应力，最好用试验确定。北岭地震中，有些加劲肋屈曲了，有的学者己提出改为与梁翼缘等厚的建议。

6)美国强调焊缝冲击韧性的重要性，规定了节点翼缘焊缝的冲击韧性指标，严格焊接工艺的探伤要求。日本一贯重视焊接质量，还没有看到在这方面有什么新的规定。

7)美国认为，钢材屈服点高出标准值较多是钢框架震害的重要原因之一，这也许在美国特别突出。美国钢材屈服点超过标准值很多，过去就有报导，如低碳钢A36的屈服强度可高达48ksi，抗拉强度可高达701Csi，它使连接实际要求的承载力大大提高，当按设计不能满足时，就要出现破坏。根据美国型钢生产商研究会所作调查和建议，AISC于97年规定将框架连接计算中的强度增大系数由过去的1.2提高到1.5(对A36)和1.3(对A572)，其它钢号仍保留1.2，强柱弱梁条件式中柱的抗弯承载力也作了相应提高。

6．我国采取的对策

我国早期的高层建筑钢结构基本上都是国外设计的，我国的设计施工规程是在学习国外先进技术的基础上制订的。由于日本设计的我国高层钢结构建筑较多，我国的设计、制作和安装人员对日本的钢结构构造方法比较熟悉，设计规定特别是节点设计，大部分是参照日本规定适当考虑我国特点制订的，部分规定吸收了美国的经验。美国北岭地震和日本阪神地震后所发表的报导，对我们有很大启示，在我国抗震规范中对高层钢结构的节点设计拟提出如下建议：

1)将梁截面局部削弱，可以确保塑性铰外移，这种构造具有优越的抗震性能。根据美国报导，梁翼缘削弱后可将受弯承载力降至0．8Mp，因钢材用量要增多，结合我国情况作为主要形式推广将难以接受，可将此方案列入了条文说明，必要时可参考采用。

2)参考日本新规定，将混合连接上端扇形切角的上部圆弧半径改为10-15mm，与半径35mm的切角相接；同时，规定圆弧起点与衬板外侧焊缝间保持10-15mm的间隔，以减小焊接热影响区的相互影响。至于日本采用的不开切角以及直通式不设切角的构造，因为我们没有经验，不敢贸然采用，有持今后对其性能进行验证后再作取舍。

3)在消除衬板的缺口效应方面，考虑割除衬板弄得不好会伤及母材，且费用较高，故采用角焊缝封闭衬板边缘的方法。上翼缘衬板影响较小，暂不作处理。下翼缘衬板边缘建议用6mm角焊缝沿下翼缘全宽封闭。因仰焊施工不便，角焊缝最多只能做到6mm；为了更好地消除缺口效应，应要求焊沿翼缘全宽满焊。

4)在翼缘焊接腹板栓接的混合连接中，按照弯矩仅由翼缘连接承受和剪力仅由腹板连接承受的原则设计时，在某些情况下是不安全的，因为当腹板的截面模量较大时，腹板要承受一部分弯矩。抗震规范修订草案除规定腹板螺栓连接应能承受梁端屈服时的剪力外，还规定当梁翼缘截面模量小于梁截面模量70％时，腹板螺栓不得少于2列，每列的螺栓数不得少于采用一列时的数量。

5)我国在梁翼缘对应位置设置的柱加劲肋，从一开始就注意到了日本的经验，规定了与梁翼缘等厚，北岭地震表明这样规定是适合的。

6)翼缘焊缝的冲击韧性要满足-30℃时27J的要求，这种试验我国过去没有做过，对于我国钢结构制作单位是否可以做到，需待调查后再确定是否列入。

这时要附带说明，美国SAC的有关规定是适用于美国3、4类地区，大体相当于7度强、8、9度地区，我国6度地区可适当放宽。

参考文献

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10.吴志超，框架梁刚性连接焊接节点，钢结构，1997，3

篇6

目前国内对钢管混凝土框架结构的抗震性能研究主要集中在简单框架的拟静力试验和理论研究方面。有关试验研究在韩林海等(2009)[1]中有全面归纳。对钢管混凝土框架结构的模拟地震振动台试验研究主要有：黄襄云等(2000)[2]、童菊仙等(2005)[3]、许成祥等(2006)[4]、Han等(2009)[5]等。理论分析方面，如刘晶波等(2008)[6]用SAP2000对组合梁-方钢管混凝土柱框架结构进行了非线性分析。王文达等(2008)[7]在考虑材料非线性和几何非线性的基础上基于非线性纤维梁-柱单元理论进行了钢管混凝土柱-钢梁平面框架的数值模拟。王文达等(2008)[8]基于理论分析结果建议了单层钢管混凝土框架的荷载-位移恢复力模型。Han等(2008)[9]采用ABAQUS软件，建立了钢管混凝土柱-钢梁框架结构的三维有限元分析模型，并进行了该类框架工作机理的细致剖析(Wang等，2009[10])。王文达等(2009)[11]建立了钢管混凝土框架的简化二阶弹塑性分析方法。王文达等(2009)[12]基于非线性纤维梁柱单元理论对钢管混凝土单层框架进行了滞回性能数值分析。刘晶波等(2009)[13]对某15层的方钢管混凝土柱-组合梁框架进行了理论分析，讨论了方钢管混凝土柱截面含钢率、楼板厚度和组合梁钢梁高度变化对结构抗震性能的影响规律。我国的场地类别划分与等效剪切波速和建筑场地的覆盖层厚度有关，《建筑抗震设计规范》(GB50011-2010)[14]对场地类别的划分有了新规定，对原有的四类场地类别进行了修改，不但将I类场地类别分成了I0和I1两个亚类，而且还将等效剪切波速的范围重新进行了划分，这种划分是在尽量保持抗震规范延续性的基础上，进一步考虑了覆盖层厚度的影响，从而形成了以平均剪切波速和覆盖层厚度作为评定指标的双参数分类方法，目的是为了在保障安全的条件下尽可能减少设防投资，在保持技术上合理的前提下适当扩大了II类场地的范围。另外，由于我国规范中I类、II类场地的Tg值与国外抗震规范相比是偏小的，因此有意识地将I类场地的范围划得比较小。本文以美国地质勘探局(USGS)对场地类别的分类方法，研究场地类别对钢管混凝土框架结构地震反应的影响，选取了28条不同地震波进行分析，分析结果也可对钢管混凝土框架结构时程分析时的地震动选择有一定参考.

1模型建立

1.1几何模型的建立本文试设计了一10层钢管混凝土组合框架结构，层高均为3.3m，结构高度为33m，结构平面为矩形，长度方向尺寸为30m，宽度方向尺寸为15.3m，如图1所示(图1中未标注的梁为B-1)。主要设计参数如下：抗震设防烈度为8度，地震分组为第二组，建筑场地类别为Ⅱ类。采用Q235钢材，C40混凝土。梁B-1截面尺寸为I488mm×300mm×11mm×18mm，梁B-2截面尺寸为I400mm×200mm×8mm×13mm，钢管混凝土柱截面尺寸为B×t=500mm×16mm。采用OpenSees程序中的非线性纤维梁柱单元(NonlinearBeam-ColumnElement)来模拟框架结构中的梁和柱，楼板用刚性隔板单元模拟。钢梁、方钢管混凝土柱截面纤维划分如图2(a)、图2(b)所示。参考《高层建筑钢-混凝土混合结构设计规程CECS230：2008》[15]，在进行动力时程分析时模型阻尼比ξ暂取为0.05。1.2基本假定本文计算中采用了以下假定：1)钢管与混凝土之间粘结良好，二者变形协调，无相对滑移；2)构件变形满足平截面假定；3)不考虑剪切变形的影响。1.3材料本构模型王文达等(2009)[12]基于OpenSees平台进行了钢管混凝土平面框架滞回曲线的数值计算，数值模拟结果和试验曲线吻合良好。本文基于OpenSees平台在进行钢管混凝土多层框架动力时程分析时，采用类似的材料模型，即混凝土采用OpenSees软件中提供的混凝土材料模型，其单轴应力-应变关系表达式采用Kent-Scott-Park混凝土模型，用考虑线性软化的Concrete02模型模拟钢管混凝土柱核心混凝土。需要输入的参数为：受压时的混凝土峰值强度σc0及应变εc0，破坏强度σcu及应变εcu，混凝土抗拉强度σt及关系曲线中线性下降段的斜率Ets。钢管和钢梁材料采用OpenSees平台中的Steel02材料的双线性随动强化模型，强化段的模量取为0.01Es，Es为钢材的弹性模量，加卸载刚度采用初始弹性模量Es，通过材料参数设置改变可考虑一定范围内材料的包辛格效应。材料模型中的参数取值可参考王文达等(2009)[12]确定。1.4地震波选取为了研究场地类别对钢管混凝土组合框架结构的影响，从PEER强震记录数据库中选取了28条远场(距离大于10km)强震地震动记录，然后将其按照美国地质勘探局(USGS)对场地类别的分类方法划分成了A、B、C、D四组进行计算(其中，A类场地剪切波速为大于750m/s，B类场地剪切波速为360m/s~750m/s，C类场地剪切波速为180m/s~360m/s，D类场地剪切波速为小于180m/s)。选取地震动记录按照以下条件选取：1)地震震级大于6.5级；2)PGA>0.2g，PGV>15m/s。

2计算结果与分析

分别以设防烈度为8度时的多遇地震作用下的峰值加速度0.07g和罕遇地震作用下的峰值加速度0.4g作为输入地震动的峰值进行计算。图3为多遇地震(PGA=0.07g)时，不同场地类别下结构地震反应的平均值。图3(a)为层间位移反应最大时结构各层层间位移反应，由图3(a)可见，当场地类型从A变化到D时，结构的层间位移反应有所不同，反应最明显的发生在C类场地，依次为D类、B类和A类场地；图3(b)为顶点位移最大时结构各层的位移反应，由图3(b)可见，从场地类别A到场地类别D，最大顶点位移反应发生在场地类别D类场地上，依次为C类、B类和A类场地.图4是设防烈度为8度罕遇地震(PGA=0.4g)作用时，不同场地类别的地震动作用下，10层钢管混凝土框架结构的地震反应平均值。其中图4(a)为层间位移反应最大时结构各层层间位移，从图4(a)可见，从A类场地到D类场地，最大反应发生在D类场地，依次为C类、A类和B类场地。图4(b)为顶点位移最大时结构各层的位移，可见，最大顶点位移反应发生在D类场地上，依次为C类、A类和B类场地。通过计算还发现：多遇地震作用时，模型结构的层间位移最大值绝大多数是发生在结构层第3层上，有少部分发生在结构层第2层、第4层和第5层上，当对其进行取平均值时，层间最大位移发生在结构层第3层，最大值为7.3mm，层间位移角为1/452；罕遇地震作用时，模型结构的层间位移最大值绝大多数发生在结构层第3层上，另外有少部分发生在结构层第4层上，并且位移反应较为集中，当对其进行取平均值时，层间最大位移发生在结构层第3层，数值为56.93mm，层间位移角为1/58。通过对多遇和罕遇地震作用下的结构位移反应分析可见，不同地震动作用对结构的位移反应不同，层间位移最大值所在位置也不同，但总体上结构的薄弱部位是可以预测的，例如对于本文模型，薄弱层可以初步判断为结构层第3层，这也许和本文模型本身的几何特性等有关。为比较钢管混凝土组合框架结构Pushover分析中荷载分布模式的不同，通过将动力时程分析所得的结果与Pushover分析中采用均布加载模式和倒三角加载模式所得的结果进行了对比，分析结果如图5所示。采用对比方法及具体步骤如下：1)取出峰值加速度相同的每条地震动下，结构各层的层间位移绝对值最大值。2)将取得的最大值求和取平均，得到不同峰值加速度下结构各层层间位移在不同地震动下的平均值。3)将求得的平均值作为结构的层间位移，然后将其看作是一种静力加载模式(这里将其称为等效静力加载模式)下结构的层间位移反应值。4)将各层层间位移叠加，得到结构的顶点位移最大值。5)以4)中得到的顶点位移值作为两种不同静力加载模式的控制位移，对结构进行加载，最后得到结构的位移反应。6)将等效加载模式得出的结果与均布加载模式和倒三角加载模式下Pushover分析结果对比。由图5可见，采用倒三角加载模式与本文描述的等效加载模式分析结果接近，结构的薄弱层同样发生在结构层第3层上；而均布加载模式则与等效加载模式相差较大，不仅薄弱层的层间位移较大，而且发生的位置也不一样，发生在结构层的第2层上。可见对于本文所选择的规则框架结构模型而言，倒三角加载模式下结构的反应相对来说更接近动力时程分析得到的地震反应。对于实际工程结构，尚需进行专门的分析对比。图6是设防烈度为8度时的多遇地震和罕遇地震作用下结构各层层间位移和位移反应平均值。可见，罕遇地震作用下结构的变形相比多遇地震作用下更集中，主要在框架的下部楼层，并且相对于结构上部楼层变形量大很多，说明罕遇地震作用下结构发生了较大的塑性变形。图7为将罕遇地震作用下各地震动计算得到的层间位移最大值u0.4与多遇地震作用下各地震动计算得到的层间位移最大值u0.07的比值(μ=u0.4/u0.07)作为y轴，将罕遇地震作用下各地震动计算得到的层间位移最大值u0.4作为x轴。可见，尽管计算结果有一定的离散性，但总体上在所选地震动作用下，随着最大层间位移的增加，即随着结构逐渐进入弹塑性阶段，这种比值有增大的趋势。