高層建筑新規定范文

導語：如何才能寫好一篇高層建筑新規定，這就需要搜集整理更多的資料和文獻，歡迎閱讀由公務員之家整理的十篇范文，供你借鑒。

篇1

關鍵詞：高層建筑，機構設計，問題匯總

自從改革開放以來，隨著我國經濟的高速增長，為適應社會的發展，高層建筑漸漸走入了我們的視線，并在設計上不斷創新，不管是內部結構設計還是外部平面設計都有很大的改善。當然，新時代對于高層建筑結構設計本來就提出了更多的要求。框架結構體系就是在這個大環境下產生的。為適應目前城市地少人多的環境，高層建筑框架結構設計也要向著擴大空間兼具靈活的建筑平面布置方向發展。當然，在設計的過程中往往會出現一定的問題，如果處理不慎對于整個工程質量都會造成不利的影響。所以，我們有必要將搞成建筑框架結構設計中的常見問題進行總結分析，我們應該從高層建筑框架結構的設計要點入手，盡量規避這些問題在各個要點中發生，保證工程保質保量的完成。

一、簡析高層建筑框架結構設計中的幾個常見問題

關于高層建筑框架結構設計中的常見問題，筆者認為可以分為以下三點：

其一，結構的規范性問題。眾所周知，新的高層建筑框架結構設計規范比起舊的變動非常大，新規范增添了更多的限制條件。比如平面規則性信息、嵌固端上下層剛度比信息等，同時新規范采用強制性條文明確規定“建筑不應采用嚴重不規則的設計方案”，因此結構工程師在遵循新規范的這些限制條件上必須嚴格注意，以避免后期施工圖設計階段工作的被動。

其二，結構的超高性問題。不管是抗震規范還是高層建筑設計規范，對于高層建筑的總高度都有限制，這點在新規定里體現的更加明確。針對之前的超高現象，新規定不僅將原來的限制高度設定為A 級高度的建筑外，而且增加了B級高度的建筑，所以這就要求結構工程師在進行結構設計的時候必須嚴格控制建筑物的高度，因為一點設計的結構達到或超過B級高度，整個設計方法的處理措施將發生比較大的變化。在以往的工程實際操作中，我們不難發現很多由于結構類型的變更而忽略了超高問題，最終導致施工圖審核沒有通過，進而又重新進行設計等一系列勞民傷財的活動。最嚴重的是，此時影響的不僅是結構設計，對于整個工程進度，包括造價各方面都產生很嚴重的后果。所以，為了工期能夠順利的進行，在超高性問題上，工作人員一定要給予足夠的重視。

其三，嵌固端的設置問題。一般來講，高層建筑都帶有兩層或者兩層以上的地下室和人防，所以嵌固端不但可以設置在地下室頂板，也可以設在人防頂板的位置。不過對于這個問題的處理，結構設計工程師卻經常忽略由此引發的一系列問題。比如：嵌固端樓板的設計、嵌固端上下層剛度比的限制、嵌固端上下層抗震等級的一致性、在結構整體計算時嵌固端的設置、結構抗震縫設置與嵌固端位置的協調等等問題，而忽略其中任何一個方面都有可能導致后期設計工作的大量修改或埋下安全隱患。

最后，短肢剪力墻的設置問題。在新規范中，對墻肢截面高厚比為5―8的墻定義為短肢剪力墻，且根據實驗數據和實際經驗，對短肢剪力墻在高層建筑中的應用增加了相當多的限制，因此，在高層建筑結構設計中，結構工程師應盡可能少采用或不用短肢剪力墻，以避免給后期設計工作增加不必要的麻煩。

二、剖析高層建筑框架結構的設計要點

對于高層建筑框架結構設計而言，基礎、柱、梁、板這些部分的設計都需要引起設計人員的高度重視。

關于基礎部分設計要點

在此部分的設計中一定要注意如果遇到柱下擴展基礎寬度比較寬或者是地基不均勻還有就是地基比較軟的情況，最好采用柱下條基，這里要提醒的是一定要考慮到節點處基礎底面被重復使用的不利影響，應該適當加寬基礎。如果建筑地段相對較好，而且基礎埋深大于三米，結構工程師可以建議甲方將此作為地下室使用。如果地基承載力充分滿足設計要求，地下室底板可以不再外伸，這對于防水方面是很有利的。每隔30―40m設一后澆帶，兩個月后再用微膨脹混凝土澆注。設置地下室的作用主要是為了降低地基的附加應力，提高其承載力，減少地震對地上部分造成的不利影響。地下室在設計過程中應有相同的埋深，嚴禁設計地下室時采用局部設計。不過因為混凝土的堅固性，地下室外墻如果采用混凝土那么相應樓層處梁及基礎梁可以取消不用。

關于柱部分設計要點

柱作為設計中不得不考慮的問題，它也有自己的設計要點。首先，地上如果采用圓柱，地下部分則應改為方柱，這是為了便于施工考慮的。另外，圓柱縱筋根數最少為8 根，箍筋用螺旋箍，并注明端部應有一圈半的水平段。方柱箍筋應使用井寧箍，并按規范加密。角柱、樓梯間柱應增大縱筋、并全柱高、加密箍筋。在設計異型柱的結構時，要注意梁縱筋一排的根數不要過多，而且柱端部的縱筋不要太密，這樣才不會導致節點混凝土澆筑困難的問題。如果同時兼具矩形柱和異型柱，那么一定要注意兩者的剛度不要相差太遠。還有很重要的一點，為減小斷面尺寸，柱最好采用高強度的混凝土以此來滿足軸壓比的限制。同時要盡量少使用短柱，如果必須使用則要保證其箍筋全高加密，縱筋不要過大。此外考慮到豎向地震作用，柱子的軸壓比及配筋宜留有余地。

關于梁部分的設計要點

關于梁部分的設計，首先應該注意次梁，如果梁上有的話應附加箍筋或吊筋，使用前者最為理想。當然，附加筋也不是一定要有，這里說的只是一般狀況。當主次梁截面相差不大，次梁荷載較大時，應加附加筋。當主梁高度很高，次梁截面很小、荷載很小時，如快接近板上附加暗梁，主梁可不加附加筋。梁上有次梁時，應避免次梁搭接在主梁的支座附近，否則應考慮由次梁引起的主梁抗扭，或增加構造抗扭縱筋和箍筋。原則上梁縱筋宜小直徑小間距，有利于抗裂，但應注意鋼筋間距要滿足要求，并與梁的斷面相應。箍筋按規定在粱端頭加密，布筋時應將縱筋等距，箍筋肢距可不等，小斷面的連續梁或框架梁，上、下縱筋均應采用同直徑的，盡量不在支座搭接。

關于板部分的設計要點

對于板部分的設計來講，首先要考慮板的鋼筋問題，總體把握大直徑大間距的概念。重點是最好保證板上板下鋼筋的間距相同，當然鋼筋的直徑可以稍有不同，不過稍有不同的直徑類型不宜過多。此外，相連幾個房間使用同一型號而且間距相同的板底鋼筋最好連通。

此外室內輕隔墻下一般不應加粗鋼筋，一是輕隔墻有可能移位，二是板整體受力，應整體提高板的配筋。只有垂直單向板長邊的不可能移位的隔墻，如廁所與其他房間的隔墻下才可以加粗鋼筋。

三、結語

綜合全文，在進行高層建筑框架結構設計時，考慮到國家的有關規定和整個工程的質量問題，一定要按照一定的技術設計要點進行設計。這樣才能夠規避很多不利的問題，使得整個工程可以安全可靠的進行。當然，作為設計工作者，我們也應該把工作中常見的問題進行總結，在不斷完善中做好自己的本職工作將是我們日后職業生涯中的必經之路。

參考文獻

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[2] 徐蘇怡.高層建筑框架結構設計中應注意的幾個問題[J].科技與生活，2010，（15）.

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關鍵詞：建筑設計；防火規范；設計策略

隨著建筑行業發展規模的不斷擴大，建筑防火設計也應當向著多樣化、全面化、以及系統化的方向發展，以最大限度的保障建筑性能的安全與可靠。當前，高層、超高層建筑不斷涌現，導致通用性《建筑設計防火規范》存在一定的不適應性，而針對高層建筑專用的《高層民用建筑設計防火規范》在具體規定上也與通用性標準存在一定的差異與矛盾。新版《建筑設計防火規范》為平衡現行通用性、特殊性標準在有關條款中的矛盾與差異，對相關規定作出了調整與修正，能夠更加適用于新時期建筑防火設計的實踐需求，值得關注。

1《建筑設計防火規范》與《高層民用建筑設計防火規范》之差異分析

國家立法中明確規定：凡國家標準規范，在效力上是完全平等的。但在特殊規定與普通規定均出自同一機關且內容發生沖突時，應當以特殊規定為適用標準；在新規定與既有規定相矛盾時，則應當以新規定為適用標準。但結合相關法規標準的實際使用情況來看，通用性標準中所制定的某些條款與內容較特殊性標準而言更為嚴格與嚴謹。結合建筑設計防火規范的相關標準與規定來看，認為在《建筑設計防火規范》與《高層民用建筑設計防火規范》中商存在以下差異性的內容與條款：1）針對建筑構件耐火標準的規定存在差異在《高層民用建筑設計防火規范》與《建筑設計防火規范》中，針對墻體、樓板、梁體、以及柱體等承重性構件的耐火等級標準規定有明顯差異，且《高層民用建筑設計防火規范》中的相關規定更為嚴格與嚴謹，體現在消防電梯、防排煙系統、以及火警系統等內容的設置上，故而導致該規范中部分承重構件的耐火極限較《建筑設計防火規范》而言偏低。如《高層民用建筑設計防火規范》中針對人防工程的設計應當參考現行《人民防空工程設計防火規范》進行設計，但在人防工程建設標準中則要求以《建筑設計防火規范》為依據，合理設置地上部分與地下人防工程建筑的防火間距，在地面建筑外墻為防火墻的情況下不限防火間距。由于通用性規范與特殊規范在防火墻耐火極限方面的規定有所不同，進而導致地上建筑物符合《高層民用建筑設計防火規范》要求，但可能出現無法滿足《建筑設計防火規范》要求的情況。2）安全疏散規定存在差異在有關疏散距離、地下室大小、出口可疏散人數、走廊頂端房間疏散距離等方面的規定上，《建筑設計防火規范》均較《高層民用建筑設計防火規范》更為嚴格。3）消防設施設置存在差異在《高層民用建筑設計防火規范》中，防排煙設置必須滿足“內走道長度＞20米”的要求，但在《建筑設計防火規范》中，該標準為“＞40米”。4）防火分區允許最大建筑面積存在差異在《建筑設計防火規范》以及《高層民用建筑設計防火規范》中，均針對公共建筑地層、上層、乃至展廳的防火分區面積有明確規定，但《高層民用建筑設計防火規范》中對防火分區允許最大建筑面積的規定較《建筑設計防火規范》提高了1倍左右。

2新版《建筑設計防火規范》重要性分析

為了有效處理并平衡《建筑設計防火規范》以及《高層民用建筑設計防火規范》相關條款中存在的差異與矛盾，住房及城鄉建設部于2015年5月1日起開始實施新版《建筑設計防火規范》（GB50016-2014），新版《建筑設計防火規范》將既往《建筑設計防火規范》以及《高層民用建筑設計防火規范》合二為一，通過對相關條款的整合修訂，可適用于各類建筑的防火設計工作。其重要性體現在以下幾個方面：1）解決規范適用性的問題舊版《建筑設計防火規范》以及《高層民用建筑設計防火規范》在適用范圍上具有明確要求。但當前建筑領域工況復雜程度不斷提高，在工程實踐中常常會遇到選用何種規范作為設計依據的問題。為解決該問題，將兩項規范合二為一，在新版《建筑設計防火規范》中納入各類工業、民用建筑，統一根據建筑高度進行劃分，從而能夠解決規范適用性方面的問題。2）解決安全尺度的問題在舊版《建筑設計防火規范》與《高層民用建筑設計防火規范》獨立并行的背景下，兩部規范自身均具有合理性、系統性的特點。但綜合對比分析可見，在《高層民用建筑設計防火規范》中一些適用于高層建筑防火設計的條款與設計標準設置較多層、單層建筑更低，設防內容還該不夠全面。而將兩項規范合二為一后，新版《建筑設計防火規范》能夠對防火設計的相關問題進行更全面的審視，從而確定更加科學合理的安全尺度。

3新版《建筑設計防火規范》的補充與修訂分析

1）新版《建筑設計防火規范》中獨立增設了“滅火救援設施”章節新版《建筑設計防火規范》中針對舊規中的消防電梯、消防車道等設置設計標準作出了修訂與完善，如在以下條件中應設置消防電梯：①建筑整體高度＞33米；②埋深＞10米；③建筑面積＞3000米²。同時，消防電梯應當按照防火分區的劃分標準進行設置，至少需要滿足1個防火分區設置1臺消防電梯的標準。同時，本章節中還針對消防車輛登高操作場地等與滅火救援相關的內容作出了完善，如消防車輛的登高操作場地應當沿周邊長度1/4且＞長邊長度的底邊連續布置形成，且需要符合“裙房進深≤4米”的要求。2）新版《建筑設計防火規范》對超高層公共建筑防火要求進行了完善針對當前層高在100米以上的超高層公共建筑而言，新版《建筑設計防火規范》中對樓板結構的耐火極限自舊規中的1.5小時提高至2小時。同時，從以下幾個方面對超高層公共建筑避難層防火要求作出了完善：①第一避難層樓地面與救援場所地面高度距離應＞50米；②兩相鄰避難層間高度差異應＜50米；③避難層進入樓梯間入口、疏散樓梯位置應當增設明顯的警示標志；④消防標志備用電源連續供電時間應＞1.5小時。

4結束語

新版《建筑設計防火規范》集中體現了在建筑火災防控領域中所取得的理論成果與實踐經驗，將舊版《建筑設計防火規范》以及《高層民用建筑設計防火規范》進行了整合優化，在建筑防火設計領域中具有非常重要的意義。深入理解新版《建筑設計防火規范》對于最大限度規避建筑火災隱患，提高火災抵抗能力有重要意義，值得引起重視。

參考文獻

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[4]陸德偉.構建建筑與消防的和諧整體——建筑防火規范問題研究[J].建筑科學,2012,(1):65-69,54.

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關鍵詞 建筑；初期消防用水量；確定

中圖分類號 TU823 文獻標識碼 A 文章編號 1673-9671-（2012）111-0092-02

1 關于高層建筑高位水箱中消防儲水量的確定

GB50084—2001《自動噴水滅火系統設計規范》（以下簡稱《噴規》）第10.3.1條規定：采用臨時高壓給水系統的自動噴水滅火系統，應設高位消防水箱，其儲水量應符合現行有關國家標準的規定。

GB50045—95《高層民用建筑設計防火規范》（以下簡稱《高規》）第7.4.7.1條規定：高位消防水箱的消防儲水量，一類公共建筑不應小于18 m3，二類公共建筑和一類居住建筑不應小于12 m3，二類居住建筑不應小于6 m3。

GB50016—2006《建筑設計防火規范》（以下簡稱《建規》）第8.4.4.2條規定：消防水箱應儲存10 min的消防用水量。當室內消防用水量不超過25 l/s，經計算水箱消防儲水量超過12 m3時，仍可采用12 m3；當室內消防用水量超過25 l/s，經計算水箱消防儲水量超過18 m3時，仍可采用18 m3。

根據《建規》的規定，高位水箱的消防儲水量的最大值即為18 m3。在《高規》第7.4.7條的條文說明中指出當消火栓給水系統和自動噴水滅火系統分設水箱時，水箱應按系統分別保證。那么兩系統不分設水箱時，應該將兩套系統的用水量疊加，那么一棟超過50米的一類高層公共建筑設有室內消火栓給水系統和自動噴水滅火系統，高位水箱的消防儲水量一般為（40+20）×10×60/1000=36 m3。如設有需同時開啟的水幕設備、泡沫滅火系統等，高位水箱的消防儲水量又將大大增加，在建筑設計中處理比較困難。

究竟如何合理的理解規范，采用何值才既安全適用，又經濟合理呢？從火災發生的規律出發，分析如下：

1）當火災發生時，如果有人在現場，則會使用滅火器、室內消火栓來進行撲救初期火災，一般不會使自動噴水滅火系統大面積噴水；同樣，在火災初期，不大可能出現6—8支水槍同時滅火的情況。

2）當火災發生時，如果無人在現場，則只有自動噴水滅火系統工作，而閉式噴頭的動作也是噴頭一個一個的逐步噴水，從第一個噴頭噴水到一個作用面積噴水應該有段時間，從大量成功的火災案例來看，大多數情況下，自動噴水滅火系統往往只需要數個，一般不超過4個噴頭動作就能很好的撲滅或控制初期火災，即使發生轟燃，動作的也只是自動噴水滅火系統，因此如果設置的是閉式自動噴水滅火系統，在前10 min，一般不大可能噴完20×10×60=12 m3水。

3）現在一般的高位水箱都采用消防用水與生活用水合用的水箱，一般水箱中仍應存有部分生活用水，即使按照衛生部新規定生活用水不得和消防用水合用水箱或者合用時恰好生活用水用完，生活水泵也將啟動供水。因此，一般的消防水箱中的實際消防可用水量應該遠遠不止計算的消防儲水量。

根據上面的分析，高位水箱的消防儲水量的確定在計算中應該有別于消防水池有效容量的確定，消防水池的有效容量應滿足在火災延續時間內消防用水量的要求，考慮了火災初期控制不理想，造成火災蔓延，撲救大面積火災而需要的最大消防用水量。而高位水箱的消防儲水量是用于撲救初期火災的，重要的是滅火系統動作的可靠性和有效性，而不是儲水量的大小，只要室內消火栓給水系統和自動噴水滅火系統有一個系統能有效動作，一般初期火災都能被控制，如果系統不能正常動作，高位水箱中的消防儲水量也就毫無意義了，只有等消防隊到達后實施滅火了。而且如果根據用水量的計算，《高規》完全沒有必要有第7.4.7.1條的規定，因為規范中18 m3、12 m3、6 m3都是相應建筑室內消火栓給水系統10 min消防用水量計算的最小數據。對初期用水量來說，高層建筑和多層建筑應該沒有很大區別，其實《建規》中已經包括了高層工業建筑，在這個問題的執行上《建規》和《高規》應該統一。因此高位水箱中的消防儲水量不應該完全采用計算確定，《建規》中允許把18 m3作為最大值，《高規》也應該允許把18 m3定為最大值，使18 m3成為經驗數據，而不是計算數據。在高層建筑中，高位水箱的消防儲水量應該參照《建規》中的有關規定，《高規》第7.4.7.1條應改為：高位消防水箱應儲存10 min的消防用水量。無論有幾個消防滅火系統，當計算水箱消防儲水量超過18 m3時，仍可采用18 m3。特殊的建筑（同一時間的發生火災部位超過一個的建筑）和設有開式滅火系統的建筑高位水箱消防儲水量應適當增加。

2 自動噴水滅火系統的初期供水流量和增壓設施的確定

《高規》第7.4.8條規定：設有高位消防水箱的消防給水系統，其增壓設施應符合下列規定：

7.4.8.1 增壓水泵的出水量，對消火栓給水系統不應大于5 L/S；對自動噴水滅火系統不應大于1 L/S。

7.4.8.2 氣壓水罐的調節水量宜為450 L。

《高規》對第7.4.8條的條文說明是：設置增壓設施的目的主要是在火災初起時，消防水泵啟動前，滿足消火栓和自動噴水滅火系統的水壓要求。對增壓水泵，其出水量應滿足一個消火栓用水量或一個自動噴水滅火系統噴頭的用水量。對氣壓給水設備的氣壓水罐，其調節水容量為兩支水槍和5個噴頭30 S的用水量，即2×5×30+5×1×30=450 L。

《噴規》第10.3.1條規定：采用臨時高壓給水系統的自動噴水滅火系統，應設高位消防水箱，其儲水量應符合現行有關國家標準的規定。消防水箱的供水，應滿足系統最不利點處噴頭的最低工作壓力和噴水強度。

10.3.2條 建筑高度不超過24 m、并按輕危險級或中危險級場所設置濕式系統、干式系統或預作用系統時，如設置高位水箱確有困難，應采用5 L/S流量的氣壓給水設備供給10 min初期用水量。

增壓設施有兩種，一為穩壓用，在準工作狀態時運作，穩壓泵流量應分別不大于5 L/S和1 L/S，另一種為增壓用，在滅火時動作，增壓泵的流量應分別不小于5 L/S和1 L/S，《高規》第7.4.8條為作區分是個缺陷。如果根據《高規》對第7.4.8條的條文說明“對增壓水泵，其出水量應滿足一個消火栓用水量或一個自動噴水滅火系統噴頭的用水量”，筆者認為《高規》第7.4.8.1條規定的“增壓水泵的出水量，對消火栓給水系統不應大于 5L/S；對自動噴水滅火系統不應大于1 L/S”可能是規范出現的筆誤，這條應該改為“增壓水泵的出水量，對消火栓給水系統不應小于5 L/S；對自動噴水滅火系統不應小于1 L/S”。

從以上條文可見，對于自動噴水滅火系統初期消防用水流量的問題，《建規》沒有明確規定?！陡咭帯返?.4.8.2條條文解釋對氣壓給水設備的氣壓水罐，其調節水容量為兩支水槍和5個噴頭30 S的用水量，即2×5×30+5×1×30=450 L，理解為自動噴水滅火系統的初期消防用水流量應為5 L/S。《噴規》第明確規定應采用5 L/S流量的氣壓給水設備供給10 min初期用水量，亦即自動噴水滅火系統的初期消防用水流量應為5 L/S。5 L/S的流量大致相當于4個噴頭的開啟流量，而該流量對撲救初期火災非常有利。從大量成功火災案例看，大多數情況下自動噴水滅火系統往往只需要數個，一般不超過4個噴頭動作就能很好地撲滅或控制初期火災（詳見表1）。

上表數據表明，一個噴頭動作的滅火成功率為875/1394×100%=62.8%，而四個噴頭動作的滅火成功率達（875+269+89+48）/1394×100%=91.9%。

另外，《建規》第8.6.9條規定：“消防水泵應保證在火警后30 s內開始工作，…”，《自動噴水滅火系統施工及驗收規范》第7.2.3.1條規定：“以自動或手動方式啟動消防水泵時，消防水泵應在30s內投入正常運行。”，第7.2.3.2條規定：“以備用電源切換時，消防水泵應在30s內投入正常運行。”從上述規范可以看出，消防泵都有一個允許的滯后啟動時間。但眾所周知，在火災初期，系統延誤動作，就意味著可能延誤了最佳的撲滅初期火災的機會，也就意味著可能釀成大火。而若設增壓泵時，增壓泵往往因其功率較小，且常常設在屋頂，是輕載啟動，其啟動速度快，反而對撲救初期火災有利，是消防泵出現故障或消防泵啟動前幾分鐘內撲滅初期火災的一種重要的補充手段。

但是如果把所有建筑的自動噴水滅火系統的初期供水流量都定為5 L/S，那么大部分系統都必須設置增壓設施，這也不盡合理?！秶娨帯返?.0.1條和第5.0.5條規定的系統最不利點的工作壓力，不應低于0.05 Mpa，就變的毫無意義。根據《噴規》第5.0.1條的條文說明，降低最不利點處噴頭的工作壓力，就是為了降低高位水箱的設置高度，而作出的必要放寬。

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關鍵詞：飄窗；飄窗臺面；飄窗護欄；隱形防護網

所謂飄窗，一般呈矩形或梯形向室外凸起，不像傳統的平窗只有一面是玻璃，而是三面都裝有玻璃。大塊采光玻璃和寬敞的窗臺，使人們有了更廣闊的視野，更賦予生活以浪漫的色彩。目前飄窗的設計和應用已經非常流行了，合理地利用飄窗，更能為居室帶來意想不到的效果。飄窗該如何設計才能把它變成一個人人都羨慕的場所呢？

1、飄窗的優點

目前流行的飄窗多分為兩種形態，一種是有窗臺的，一種是完全落地、與地面渾然一體的，它們不僅增加了戶型采光、通風的功能，而且也為商品房的外立面增添了建筑魅力。

低窗臺的飄窗設計在老上海的花園小洋房中經?？梢砸姷健，F在國內許多住宅也采用飄窗設計，在追求外表美觀的同時還追求實用。

在臥室配有飄窗，不但可以享受充足的室內光線，還可以擴大室內視野，飽覽室外秀美景觀，主臥的飄窗更注重體現溫馨寧靜。飄窗還可以作為很不錯的觀景臺，躺在窗臺上，上面放上兩個靠墊，或坐或臥，白天看車水馬龍，晚上看滿天星斗。

而且住建部文件規定：凈高2.2米以內的飄窗不算面積，也不會算入銷售面積，因此業主購買房屋時不需為飄窗面積增加費用，因此普遍受到購買者的喜歡。另因飄窗豐富了建筑立面，飄窗可直可弧，出挑寬度可大可小，在建筑立面產生豐富的陰影變化，體塊穿插，虛實對比，因此也是設計師喜歡的設計元素。

2、飄窗的缺點

因為飄窗的窗臺離地較低，一般為0.3米，小孩和大人都喜歡在上面，如果大力碰撞玻璃窗，就會容易出現玻璃破碎而人掉下去的事故。自從有了飄窗設計后，就有小孩從飄窗臺墜樓身亡的事發生，在家居安全隱患調查排列中，飄窗的危險系數排在第一。我國的各種設計規范對飄窗的安全性有明確規定，但還是不斷有不安全事故發生，主要原因有：

1）施工單位按設計圖紙施工，在飄窗裝有護欄，但有些業主裝修時覺得不太美觀，就自行拆除了。拆除后，有的業主會自己重新安裝更為美觀的防護欄，有的業主則不再安裝，這就容易造成以上的意外。

2）施工單位安裝護欄質量不好，不夠牢固，小孩在上面爬時容易拉開，發生事故，因此專家也建議不要把飄窗設在兒童房。

3、根據需求做設計

飄窗設計，首先要根據飄窗的空間大小、采光及室外景觀等實際情況而定。飄窗的進深一般是600mm以上，長度會根據房屋采光和日照的強度來設計，約在1200mm以上。如果有窗臺，窗臺一般不會太高，如果是落地窗，落地窗的高度會在2200mm左右。一般的飄窗呈矩形或梯形，從室內向室外凸起，三面都裝有玻璃，既增加了房屋的采光和通風功能，又創造出寬敞的空間，開闊了視野。還有一種號稱270°景觀的圓弧形大飄窗，一般采用全落地設計，大多將飄窗正對園景或者江景，作為觀景場所，其在室內設計中不用多做改動，只搭配圓臺和一兩把椅子，作為一個休閑區就已足夠。

在住宅設計中，一般高層建筑不允許做外開平開窗，這是為了防止窗戶墜落傷人。一般是內平開加內倒窗，還可以在窗把手配上兒童鎖，兒童鎖鎖上后，窗開啟扇只能內倒，不能平開，既能防止兒童從開啟的窗扇處墜落，又可以防止竊賊從窗外輕易爬入，因此兒童鎖值得推廣。

4、臺面選擇需謹慎

飄窗處一般光照充足，因此，臺面需要考慮耐曬，不然會導致變色、變形；由于冬天室內外溫差很大，飄窗處可能會有冷凝水出現，要避免所用材質因受潮而變形。臺面最好選擇大理石等石材或桑拿板，既防水防曬又好打理，避免出現以上問題。如果選擇大理石臺面，可在上面搭配一些靠墊和墊子，這樣在上面坐著、躺著都不會感覺太冰冷?？紤]到北方的灰塵較大，可以在臺面上放一塊可以拆洗的海綿墊，方便打理。

飄窗處的裝修設計還需與整體裝修風格保持一致，如果室內是田園風格，且窗臺寬度較大，可以考慮用桑拿板或防水地板把窗臺到地面全部包上，這樣使窗臺、窗套和地面的整體風格保持一致，然后在其上擺些顏色鮮艷的沙發靠墊，效果更好。

田園風格也可以用綠植或花器來點綴，如果是新古典風格，可在落地飄窗處擺一把休閑單椅，配幾個靠包和一塊毛皮地毯即可。

5、慎選不實用設計

有人把單人床擺在飄窗處，幻想設計成一個浪漫夢幻的睡眠空間，一般把床放在這里也是作為休閑用，很少能真的把這里代替臥室使用。首先，把床放在飄窗處，會影響窗戶的開啟，導致室內通風不暢；其次，由于太靠近窗戶，外來噪音比較大，難以得到很好的休息；最重要的是，在三面玻璃的空間中，私密性非常弱。如果確實要把這里設計成睡眠空間，則平時都需要拉嚴窗簾，而飄窗空間大多是利用外景來營造氣氛，如果整日拉著窗簾，那就失去飄窗的實際意義了。

有人在飄窗上擱置電腦桌，但飄窗處一般光線很足，直接在其上擱置書桌、使用電腦并不適合。使用時一般會將窗簾拉上，但如此也就失去飄窗的特色了。

還有人將飄窗處設計成梳妝臺，由于飄窗處光線強，不大適合梳妝，而且很多化妝品不適宜暴曬，否則容易變質。同時，如果長期在飄窗處擱置木制的梳妝臺、書桌、椅子等，很容易使其被曬得變形、變色，業主應謹慎使用。

6、飄窗如何防止漏水

高層的外窗尤其是飄窗是最容易漏水的地方，現在南方一般外窗大都采用塑鋼窗或者彩鋁，安裝塑鋼窗有一個重要的環節，就是在型材和墻體之間添加發泡劑（密封膠），這一層發泡劑就是用于防止雨水倒灌、滲漏的，如果在施工時沒有用彈性材料填滿型材與墻體之間的空隙，過一段時間涂于表面的發泡劑局部脫落，就會導致雨水滲漏。如果發現外窗型材和墻體接觸面有密封膠脫落的現象，一定要及時補上。

現在北方一般外窗大都采用斷橋鋁合金，外墻面做保溫。一般鋁合金窗廠家采用左圖的施工方法，用小副框固定在外墻保溫板上，然后再安裝鋁合金主框。此種方法在保溫板處存在漏水的隱患，而且由于鋼副框與主體結構之間空隙較大，在保溫板處一旦漏水，也難以修復。而且還有一種弊病，是在鋼副框處易產生冷橋，在冬天鋼副框處容易產生冷凝水。

現在采用新型的施工方法，用比保溫層稍薄的較大鋼副框，鋼副框固定在主體結構上，鋼副框與主體結構之間只有1厘米縫隙，密封膠封堵后，可以防止漏水，而且鋼副框外為保溫材料，又避免了冷橋。

7、飄窗護欄的新規范

2012年8月，住建部與國家質檢總局聯合新版《住宅設計規范》（以下簡稱新規范），對飄窗問題進行了較為詳細的規定。

新規范中稱飄窗為凸窗。其中提到，窗外沒有陽臺或平臺的外窗，窗臺距離樓面、地面的凈高低于0.90米，應設置防護設施。在這條規定后，又提到，當設置凸窗時，應符合下列規定：

1）窗臺高度低于或等于0.45米時，防護高度從窗臺臺面起算不應低于0.90米。

2）可開啟窗扇窗洞口底距窗臺臺面的凈高低于0.90米時，窗洞口處應有防護措施，其防護高度從窗臺臺面起算不應低于0.90米。

不過，這只是新規范中的新規定，在此之前執行的是舊版《住宅設計規范》，其中沒有如此詳細的規定，但也要求外窗窗臺距離樓面、地面的凈高低于0.90米時，應有防護設施。

8、隱形防護網

現在一些工程或個人裝修為了美觀，在飄窗開啟扇不安裝普通護欄，而安裝隱形防護網。隱形防護網是在飄窗周邊安裝鋁合金槽，再將一根根鋼絲固定在槽內，鋼絲直徑最細的不到2毫米。在選購隱形防護網時應注意以下幾點：

1）鋼絲的結實程度無法用肉眼鑒定，選購時要選擇信譽好的商家。

2）隱形防護網的安裝很重要，要選擇有資質、有經驗的人員安裝，確保牢固。

3）鋼絲不是越粗越好，材料品質和拉力才是選擇的重要標準。

4）經常檢查防護網是否有松動現象，及時做好安全維護。

5）要經常檢查隱形防護網鋁合金框與飄窗框的連接，確保牢固。

參考文獻：

篇5

關鍵詞：鋼框架震害節點設計襯板

1．前言

1994年1月17日發生在美國加州圣費南多谷地的北嶺地震（NorthridgeEarthquake）和正好一年后1995年1月17日發生在日本兵庫縣南部地區的阪神地震(Hyogoken-NanbuEarthquake)是兩次陸域型強震，都導致了焊接鋼框架梁-柱附性連接節點的廣泛破壞。震后兩國進行了大量的調查和研究，揭示了破壞的原因，在此基礎上提出了改進鋼框架節點設計的技術措施。兩國在此期間都發表了不少論文，所作的討論開拓了人們的眼界，提供了對鋼框架的節點設計的更多了解，對今后鋼框架節點設計有深遠的影響。我們受中國建筑科學研究院抗震所委托，對有關資料進行了搜集、整理和歸納，現將其主要內容在此作一介紹。

2．美日兩國鋼框架節點的破壞情況

兩國鋼框架破壞情況的報導，主要集中在梁柱混合連接節點上，因此本文也以梁柱混合連接為主要對象?；旌线B接是一種現場連接，其中梁翼緣與柱用全熔透坡口對接焊縫連接，梁腹板通過連接板與柱用高強度螺栓連接。美國慣常采用焊接工字形柱，日本則廣泛采用箱形柱，僅在一個方向組成剛架時采用工字形柱。在梁翼緣連接處，工字形柱腹板上要設置加勁肋(美國稱為連續板)，在箱形柱中則要設置隔板。

美、日兩國梁杠混合連接節點的典型構造。在節點設計上，兩國都采用彎矩由翼緣連接承受和剪力由腹板連接承受的設計方法，美國還規定，當梁翼緣承受的彎矩小于截面總彎矩的70％或梁腹板承受的彎矩大于截面總彎矩的30％時，要將梁腹板與連接板的角部用角焊縫焊接。日本則規定腹板螺栓連接應按保有耐力即框架達到塑性階段時的承載力設計，螺栓應設置2-3列，也是為了考慮腹板可能承受的的彎矩。梁翼緣處的柱加勁肋，美國過去根據傳力的需要由計算確定，其截面較小。日本根據構造要求采用，其截面較大。

2.1美國北嶺地震后對剛框架節點破壞的調查

從70年代以來，美國采用高強螺栓聯接鋼框架已很普遍，北嶺地震后出現破壞的有100多幢[3](有的報導說90多幢[7]、150多幢[1]或200多幢[5])。為了弄清破壞的原因，北嶺地震后不久，在美國聯邦應急管理局(FEMA)資肋下，有加州結構工程協會(SEAOC)、應用技術研究會(ATC)和加州一些大學的地震工程研究單位(CU)等組成了被稱為SAC和聯合動機構，對此開展了深入調查和研究，以便弄清破壞原因和提出改進措施。

美國的鋼框架梁-柱連接，在50年代多采用鉚釘連接，60年代逐步改用高強度螺栓連接。為了評估栓焊混合連接的有效性，曾進行過一系列試驗，這種由翼緣焊縫抗彎和腹板螺栓連接抗剪的節點，美國以前規定其塑性轉角應達到O．015rad(≈1／65)，但大量試驗表明，塑性轉角的試驗結果很離散，且出現了早期破壞，總的說來性能很不穩定。北嶺地震前，德州大學教授Engelhardt就曾對這種連接在大震時的性能產生疑問，指出在大震時要密切注意，對它的的設計方法和連接構造要進行改進[7]。

北嶺地震證實了這一疑慮，為此SAC通過柏克萊加州大學地震工程研究中心(EERC)等4個試驗場地，進行了以了解震前節點的變形響應和修復性能為目的的足尺試驗和改進后的節點試驗。對北嶺地震前通常做法的節點及破壞后重新修復節點的試驗表明全部試驗都觀察到了與現場裂縫類似的早期裂縫，試驗的特性曲線亦與以前的試驗結果相同，梁的塑性轉動能力平均為0.05弧度，是SAC經過研究后確定的目標值0．03弧度的1／6，說明北嶺地震前鋼框架節點連接性能很差，這與地震中的連接破壞是吻合的。而且破壞前沒有看到或很少看到有延性表現，與設想能發展很大延性e6鋼框架設計意圖是違背的。焊接鋼框架節點的破壞，主要發生在梁的下翼緣，而且一般是由焊縫根部萌生的脆性破壞裂紋引起的。裂紋擴展的途徑是多樣的，由焊根進入母材或熱影響區。一旦翼緣壞了，由螺栓或焊縫連接的剪力連接板往往被拉開，沿連接線由下向上擴展。最具潛在危險的是由焊縫根部通過柱翼緣和腹板擴展的斷裂裂縫。

從破壞的程度看，可見裂縫約占20-30％，大量的是用超聲波探傷等方法才能發現的不可見裂紋。裂紋在上翼緣和下翼緣之間出現的比例為1：5-1：20，在焊縫和母材上出現的比例約為1：10到1：100。一般認為，混凝土樓板的組合作用減小了上翼緣的破壞，也有人認為上翼緣焊縫根部不象下翼緣那樣位于梁的最外側，因此焊根中引起的應力較低，減少了上翼緣破壞的概率[1]。

美國斯坦福大學Krawinkler教授對北嶺地震中幾種主要連接破壞形式作了歸納，由下翼緣焊縫根部開始出現的這樣或那樣的破壞，最多的是沿焊縫金屬的邊緣破壞，另有沿柱翼緣表面附近裂開的剝離破壞，也有沿腹板板切角端部開始的梁翼緣斷裂破壞，或從柱翼緣穿透柱腹板的斷裂破壞。

北嶺地震雖然沒有使鋼框架房屋倒塌，也沒有因鋼框架節點破壞引起人身傷亡，但使業主和保險公司支付了大量的修復費用。僅就檢查費用而言，不需挪動石棉時為每個節點800-1000美元，需挪動石棉時為每個節點1000-2000美元，對于有石膏抹灰和吊頂的高級住宅，每個節點達2000-5000美元，修復費用更高211。更重要的當然是對過去長期沿用的節點在抗震中的安全問題提出了疑問，必須認真研究和解決。

2．2日本販神地震后對鋼框架節點破壞的調查

阪神地震后，日本建設省建筑研究所成立了地震對策本部，組織了各方面人士多次參加的建筑應急危險度和震害的調查，民間有關團體也開展了各類領域的震害調查，但因鋼結構相對于其它結構的震害較少，除新發現了鋼柱脆斷或柱腳拔起外，鋼框架節點的破壞主要表現在扇形切角(scallop)工藝孔部位，但因結構體被內外裝修所隱蔽，一般業主、設計或施工人員對此震害調查不太積極，對鋼框架系統震害的調查遇到一定困難。僅管如此，日本學者還是就腹板切角工藝孔方面的問題進行了探索，如日本建筑學會結構連接委員會和鋼材俱樂部等單位，專就工藝孔破壞狀態等問題作了系統深入的研究。

日本對于混合連接的研究，早在1978年以后的石油危機中，就曾利用建筑處于低潮機會結合自屏蔽電弧焊的出現和應用，系統地開展過。進入90年代后，隨著高層、超高層和大跨度鋼結構建筑的增多，梁柱截面增大，若采用過去的梁懸臂段形式，由于運輸尺寸上的限制，懸臂長度大致不能超過1m；另一方面，由于梁翼緣板厚增大，拼接螺栓增多，結果梁端至最近螺栓的距離只有500mm左右，截面受到很大削弱，對保證梁端塑性變形很不利。這樣，在大型鋼結構工程中，現在較多采用梁與柱的混合連接。圖1是采用箱形柱時的混合連接示意圖梁翼緣與箱形柱隔板直接焊接[7]。

日本在美國北嶺地震前不久，曾對此種連接進行了試驗研究，結果表明，梁端翼緣焊縫處的破壞幾乎都是在梁下翼緣從扇形切角工藝孔端開始的，沒有看到象在美國試驗中和地震中出現的沿焊縫金屬及其邊緣破壞的情況，通過試驗和版神地震觀察到的梁端工藝孔處的裂縫發展情況。

日本鋼材俱樂部研究了扇形切角工藝孔帶襯板及底部有焊縫的兩種節點試驗。

美、日兩國鋼框架在地震中的梁柱節點破壞形式是有區別的，北嶺地震中的裂縫多向柱段范圍擴展，而阪神地震中的裂縫則多向梁段范圍發展。對兩國節點破壞情況的這種差異與其與構造差異的關系，還有待進一步探討。

3．節點破壞原因與分析

北嶺地震后，美日兩國學者就節點破壞原因，通過現場調查、室內試驗和現場檢驗，進行了結構響應分析、有限元分析、斷裂力學分析等，還作了很多補充試驗，結合震前研究，對節點破壞原因提出了一些看法。首先認為節點破壞與加勁板、補強板腹板附加焊縫等的變動，并沒有什么直接關系，也并不是僅由設計或施工不良所能說明的，而是應從節點本身存在根本性缺陷方面去找原因。有以下幾方面因素，被認為是決定和和影響節點性能而導致了破壞。

3．1焊縫金屬沖擊韌性低[3]

美國北嶺地震前，焊縫多采用E70T-4或E70T-7自屏蔽藥芯焊條施焊，這種焊條提供的最小抗拉強度480MPa，恰帕沖擊韌性無規定，試驗室試件和從實際破壞的結構中取出的連接試件在室溫下的試驗表明，其沖擊韌性往往只有10-15J，這樣低的沖擊韌性使得連接很易產生脆性破壞，成為引發節點破壞的重要因素。在北嶺地震后不久所作的大型驗證性試驗，對焊縫進行十分仔細的操作，做到了確保焊接質量，排除了焊接操作產生的影響。焊縫采用E70T-4型低韌性焊條，盡管焊接操作的質量很高，連接還是出現了早期破壞，從而證明了焊接縫金屬沖擊韌性低,是焊接破壞的因素之一。

3．2焊縫存在的缺陷[3]

對破壞的連接所作調查表明，焊接質量往往很差，很多缺陷可以看出明顯違背了規范規定的焊接質量要求，不但焊接操作有問題，焊縫檢查也有問題。很多缺陷說明，裂縫萌生在下翼緣焊縫中腹板的焊條通過孔附近，該處的下翼緣焊縫是中斷的，使缺陷更為明顯。該部位進行超聲波檢查也比較困難，因為梁腹板妨礙探頭的設置。因此，主要的連接焊縫中由于施焊困難和探傷困難出現了質量極差的部位。上冀緣焊縫的施焊和探傷不存在梁腹板妨礙的問題，因此可以認為是上翼緣焊縫破壞較少的原因之一。

3．3坡口焊縫處的襯板和引弧板造成人工縫[4]

實際工程中，往往焊接后將焊接襯板留在原處，這種做法已經表明，對連接的破壞具有重要影響。在加州大學進行的試驗表明，襯板與柱翼緣之間形成一條未熔化的垂直界面，相當于一條人工縫，在梁翼緣的拉力作用下會使該裂縫擴大，引起脆性破壞。其它人員的研究也得出相同結果。

1995年加州大學Popov等所作的試驗，再現了節點的脆性破壞，破裂的速度很高，事前并無延性表現，因此破壞是災難性的。研究指出,受拉時切口部位應力最大，破壞是三軸應力引起的，表現為脆性破壞，外觀無屈服。他們還通過有限元模擬計算，得出最大應力集中系數出現在梁緣焊接襯板連接處中部，破壞時裂縫將從應力集中系數最大的地方開始,此一結論已為試驗所證實。研究表明：大多數節點破壞都起源于下部襯板處。引弧板同樣也會引發裂縫。

3.4梁翼緣坡口焊縫出現的超應力[3]

北嶺地震后對震前節點進行的分析表明，當梁發展到塑性彎矩時,梁下翼緣坡口焊縫處會出現超高應力。超應力的出現因素有：當螺栓連接的腹板不足以參加彎矩傳遞時，柱翼緣受彎導致梁翼緣中段存在著較大的集中應力；在供焊條通過的焊接工藝孔處，存著附加集中應力；據觀察，有一大部分剪力實際是由翼緣焊縫傳遞，而不是象通常設計假設的那樣由腹板的連接傳遞。梁翼緣坡口焊縫的應力很高，很可能對節點破壞起了不利影響。Popov[4]采用8節點塊體單元有限元模擬分析發現，節點應力分布的最高應力點，是在梁的翼緣焊縫處和節點板域，節點板域的屈服從中心開始，然后向四周擴散。嶺前進行的大量試驗表明,當焊縫不出現裂紋時，節點受力情況也常常不能滿足坡口焊縫近處梁翼緣母材不出現超應力的要求。日本利用震前帶有工藝孔的節點，在試驗荷載下由應變儀測得的工藝孔端點翼緣內外的應變分布，應變集中傾向出現在翼緣外側端部，內側則在工藝孔端部，最大應變發生在工藝孔端點位置上.應變集中的原因,不僅大于工藝孔造成的不連續性，還在于工藝孔部分梁腹板負擔的一部分剪力由翼緣去承擔了，使翼緣和柱隔板上產生了二階彎曲應力。這些試驗與分析均指出，今后對節點性能的改進，不僅應改善焊縫，而且還應降低梁翼緣坡口焊縫處的應力水平。

3．5其它因素[3]

有很多其它因素也被認為對節點破壞產生潛在影響，包括：梁的屈服應力比規定的最小值高出很多；柱翼緣板在厚度方向的抗拉強度和延性不確定；柱節點域過大的剪切屈服和變形產生不利影響；組合樓板產生負面影響。這些影響因素可能還需要一定時間進行爭論,才能弄清楚。

4．改進節點設計的途徑

4．1將塑性鉸的位置外移[2][3][4]

在北嶺地震之前，美國UBC和NEHRP兩本法規對節點設計的規定，都是根據在柱面產生塑性鉸的假定提出的。由于在北嶺地震中發現梁在柱面并沒有產生塑性變性，卻出現了裂縫。切口處的破壞是由三軸應力引起的，從而導致了脆性破壞。過去采用的焊接鋼框架節點標準構造，不能提供可靠的非彈性變形。試驗表明，其節點轉動能力不超過O．005rad，大大小于SAC建議的最小塑性轉動能力0．03rad。另一方面，從受力情況看，塑性鉸出現在柱面附近的梁上，還可能在柱翼緣的材料中引起很大的厚度方向應變，并對焊縫金屬及其周圍的熱影響區提出較高的塑性變形要求，這些情況也可能導致脆性破壞。因此，為了取得可靠的性能，最好還是將梁柱連接在構造上使塑性鉸外移。將塑性位置從柱面外移有兩種方法，一種是將節點部位局部加強，一種是在離開柱面一定距離處將梁截面局部削弱。鋼梁中的塑性鉸典型長度約為梁高的一半，當對節點局部加強時，可取塑性鉸位置為距加強部分的邊緣處梁高的1／3。節點局部加強固然也可使塑性鉸外移，但應十分注意不要因此出現弱柱，有背強柱弱梁的原則。

也有一部分專業技術人員認為，在構造上采取某些措施仍可使塑性鉸出現在柱面附近，這些措施包括限制構件的截面，控制梁柱鋼材的有關強度，使母材和焊縫金屬有足夠的沖擊韌性，在節點構件上消除缺口效應等。但是由于沒有足夠的研究來肯定這些建議，使得這種建議在美國遲遲未能落實。而將塑性鉸自柱面外移的建議，試驗已表明是可行的和行之有效的。目前，美國對節點局部加強及梁截面減弱，都已提出了若干構造方案。實際上，將梁截面減弱使塑性鉸外移的方法，早在北嶺地震以前即有學者提出過，北嶺地震后又作了研究，在技術上己較成熟[4]，從近期在美國鹽湖城建造的25層辦公樓中采用的犬骨式(dog-bone)連接，就可以看到它的構造細節。目前，美國雖未提出今后在抗震框架中推薦采用何種節點形式，但從實際情況看，上述犬骨式連接已成為主導形式[3]。因它制作方便、省工，由美國公司設計的我國天津國貿大廈鋼框架中也已采用了這種節點形式。

日本阪神地震后，沒有象美國采用將塑性鉸外移的方案。日本1996年發表的《鋼結構工程技術指針》和1997年發表的《鋼結構技術指針》JASS6等，僅提出了鋼框架梁柱連接節點的構造改進形式，對節點構造特別是扇形切角工藝孔作了不少規定，目的也是消除可能出現的裂縫，保證結構的非彈性變形。也就是說，日本與美國分別采用了不同的避免脆性破壞的途徑。

4.2梁冀緣焊縫襯板缺口效應的處理[11][6]

在北嶺地震前，美國鋼框架節點施工中，通常將襯板和引弧板焊接后留在原處，這種做法，如前所述存在缺口效應，會導致開裂，現在則在焊后將下翼緣的襯板和引弧板割除，同時對焊縫進行檢查[11]。正如前面曾指出的，在下翼緣的焊縫中部由于焊條通過切角困難，焊接和探傷操作都要被迫中斷，通常存在缺陷，割除襯板后可以目視觀察，從而減少在此部位不易查看到的裂紋。襯板和引弧板可用氣刨割除后再清根補焊，但費用較高，操作不慎還可能傷及母材。研究表明，襯板也可不去除，而將襯板底面邊緣與柱焊接，缺點是無法象去除襯板后能對焊縫進行仔細檢查。

由于上翼緣焊縫處襯板的缺口效應不嚴重，而且它對焊接和超探也沒有妨礙，出于費用考慮，割除上翼緣襯板可能不合算，如果將上翼緣襯板邊緣用焊縫封閉，試驗表明并無利影響，因此美國現時做法是上翼緣襯板仍然保留并用焊縫封口。

坡口焊縫的引弧板，在上下翼緣處通常都切除，因為引弧和滅弧處通常都有很多缺用氣切切除后還需打磨，才能消除潛在的裂縫源。

在消除襯板的缺口效應方面，日本是非常重視的。在阪神地震后發表的技術規定中,對采用H型鋼梁、組合梁，以及采用組合梁時梁預先焊接或與襯板同時裝配，不論是否切角，均采用襯板，對其構造包括引弧板，分別作了詳細規定。

4．3扇形切角構造的改進[8][9]

在日本阪神大地震中，由于扇形切角工藝孔的端部起點存在產生裂縫的危險，是否設置形切角以及如何設置，已成為關系到抗震安全的一項重要問題。日本震后發表的技術規范中，對扇形切角的設置也提出一系列規定，包括不開扇形切角和開扇形切角兩大類，并規定扇形切角可采用不同形狀；對于柱貫通形和梁貫通形節點分別規定了不同的構造形式。柱貫通型節點的扇形切角形式有兩種，其特點是將扇形切角端部與梁翼緣連接處圓弧半徑減小，以便減少應力集中。日本早就研究不設扇形切角以提高梁變形能力的方案，在最近公布的技術規定中，根據目前的焊接技術水平已將此種方案付諸實施[8][9]。

4．4選用有較高沖擊韌性的焊縫[2][6]

如前所述，焊縫沖擊韌性不足會引起節點破壞。那么焊縫究竟要有多大的沖擊韌性才能防止裂紋出現呢?美國提出，焊縫的恰帕沖擊韌性(CVN)最小值取-29℃時27J(相當于-200F時20ft-1bs)是合適的，可以發展成為事實上的標準。在最近美國的實際工程中，采用E71T-8型和E70TG-K2型焊條的普通手工焊電弧焊已表明焊縫最小沖擊韌性可滿足上述要求，而采用E7018型藥芯焊條的''''貼緊焊''''焊縫沖擊韌性值更高，但都必須按AWS規定的焊接和探傷方法操作。

4．5將梁腹板與柱焊接[3]

美國SAC在采用犬骨式連接時建議：將以往的腹板栓接改為焊接，用全熔透坡口焊縫將梁腹板直接焊在柱上或通過較厚連接板焊接。在北嶺地震前，就已有很多研究指出腹板焊接比栓接性能好，它能更好地傳力，從而減小梁冀緣和翼緣坡口焊縫的應力。日本在阪神地震前的研究也已指出，梁端腹板用高強度螺栓連接時，與焊接相比抗彎能力變小，塑性變形能力有明顯差異，但在日本新規定中尚未看到與美國提出的相類似的要求。

5.美、日節點構造的比較、根據美、日鋼框架梁-柱節點構造及震后的改進情況，可以看到下列差異：

1)美國認為梁端不能產生塑性變形，采取了將塑性鉸外移的基本對策，提出將節點局部加強或將梁局部削弱的方法，雖然目前尚無定論，但從實際發展情況看，因削弱梁截面的方法省工、效果好，已在某些工程中采用。但日本卻沒有采用將塑性鉸外移的方法，而是采取在原構造的基礎上消除裂縫的病灶的方法。

2)兩國都注意到了梁翼緣坡口焊縫的焊接襯板邊緣存在的缺口效應所帶來的嚴重后果，在北嶺地震和阪神地震后都采取了相應對策。美國SAC建議，下翼緣焊縫的襯板宜割除，然后清根補焊；考慮上翼緣焊縫缺陷一般較少，受力條件較有利以及費用等原因，可對襯邊緣用焊縫封閉。而日本則對H型鋼梁和焊接組合梁(包括梁先焊好和梁與襯板同時裝配兩種情況)以及節點為柱貫通型或梁貫通型時襯板的設置，作了詳細規定。

3)美國在梁腹板端部襯板通過處采用矩形切角(端部呈半圓形)，而不象日本采用圓弧形切角，由于腹板受彎矩較大時將連接板與腹板焊接，從有關震害情況報導看，沒有發現這種形式的切角引發多少裂縫。日本為消除梁端扇形切角端部的應力集中，作出一系列規定，包括不作扇形切角、梁腹板用直線切剖不設扇形切角的方法以及允許采用不同形式的切角等，如在與梁翼緣連接處將曲率半徑變小和采用類似美國采用的切角形式。

4)美日兩國都規定，節點按翼緣連接受彎矩和腹板連接受剪力的要求設計。美國附加規定了當梁翼緣的受彎承載力小于截面受彎承載力的70％或梁腹板受彎承載力大于截面受彎承載力的30％時，在柱連接板角部應將梁腹板與連接板焊接。日本過去在梁端混合連接中，采用彎矩由翼緣連接承受，剪力由腹板連接承受的設計方法，螺栓一般配置一列。在94年的文獻[5]中指出，"現在該處的連接必需滿足保有耐力連接的條件，考慮腹板高強螺栓連接也要部分地承受彎矩，要求布置2列到3列，與以前的連接相比，抗彎承載力儲備提高了，這是結構設計上的一個特點。"這些都是北嶺和阪神地震前的情況，震后基本上沒有改變。只是北嶺地震后，美國建議將梁腹板直接與柱焊接或與連接板焊接，以便減小梁翼緣焊縫處的焊縫應力，日本則尚無此規定。

5)與梁翼緣對應位置的柱加勁肋(美國叫做連續板)，日本一貫規定應比對應的梁翼緣厚度大一級，認為這是關鍵部位，為此多用一點材料是很值得的。美國過去根據傳遞梁翼緣壓力的需要確定，考慮一部分內力由柱腹板直接傳遞，加勁肋厚度顯著小于梁翼緣厚度。而且曾有一些設計規定，例如可取厚度等于梁翼緣厚度的一半。有的文獻認為，太厚了可能產生較大殘余應力，最好用試驗確定。北嶺地震中，有些加勁肋屈曲了，有的學者己提出改為與梁翼緣等厚的建議。

6)美國強調焊縫沖擊韌性的重要性，規定了節點翼緣焊縫的沖擊韌性指標，嚴格焊接工藝的探傷要求。日本一貫重視焊接質量，還沒有看到在這方面有什么新的規定。

7)美國認為，鋼材屈服點高出標準值較多是鋼框架震害的重要原因之一，這也許在美國特別突出。美國鋼材屈服點超過標準值很多，過去就有報導，如低碳鋼A36的屈服強度可高達48ksi，抗拉強度可高達701Csi，它使連接實際要求的承載力大大提高，當按設計不能滿足時，就要出現破壞。根據美國型鋼生產商研究會所作調查和建議，AISC于97年規定將框架連接計算中的強度增大系數由過去的1.2提高到1.5(對A36)和1.3(對A572)，其它鋼號仍保留1.2，強柱弱梁條件式中柱的抗彎承載力也作了相應提高。

6．我國采取的對策

我國早期的高層建筑鋼結構基本上都是國外設計的，我國的設計施工規程是在學習國外先進技術的基礎上制訂的。由于日本設計的我國高層鋼結構建筑較多，我國的設計、制作和安裝人員對日本的鋼結構構造方法比較熟悉，設計規定特別是節點設計，大部分是參照日本規定適當考慮我國特點制訂的，部分規定吸收了美國的經驗。美國北嶺地震和日本阪神地震后所發表的報導，對我們有很大啟示，在我國抗震規范中對高層鋼結構的節點設計擬提出如下建議：

1)將梁截面局部削弱，可以確保塑性鉸外移，這種構造具有優越的抗震性能。根據美國報導，梁翼緣削弱后可將受彎承載力降至0．8Mp，因鋼材用量要增多，結合我國情況作為主要形式推廣將難以接受，可將此方案列入了條文說明，必要時可參考采用。

2)參考日本新規定，將混合連接上端扇形切角的上部圓弧半徑改為10-15mm，與半徑35mm的切角相接；同時，規定圓弧起點與襯板外側焊縫間保持10-15mm的間隔，以減小焊接熱影響區的相互影響。至于日本采用的不開切角以及直通式不設切角的構造，因為我們沒有經驗，不敢貿然采用，有持今后對其性能進行驗證后再作取舍。

3)在消除襯板的缺口效應方面，考慮割除襯板弄得不好會傷及母材，且費用較高，故采用角焊縫封閉襯板邊緣的方法。上翼緣襯板影響較小，暫不作處理。下翼緣襯板邊緣建議用6mm角焊縫沿下翼緣全寬封閉。因仰焊施工不便，角焊縫最多只能做到6mm；為了更好地消除缺口效應，應要求焊沿翼緣全寬滿焊。

4)在翼緣焊接腹板栓接的混合連接中，按照彎矩僅由翼緣連接承受和剪力僅由腹板連接承受的原則設計時，在某些情況下是不安全的，因為當腹板的截面模量較大時，腹板要承受一部分彎矩。抗震規范修訂草案除規定腹板螺栓連接應能承受梁端屈服時的剪力外，還規定當梁翼緣截面模量小于梁截面模量70％時，腹板螺栓不得少于2列，每列的螺栓數不得少于采用一列時的數量。

5)我國在梁翼緣對應位置設置的柱加勁肋，從一開始就注意到了日本的經驗，規定了與梁翼緣等厚，北嶺地震表明這樣規定是適合的。

6)翼緣焊縫的沖擊韌性要滿足-30℃時27J的要求，這種試驗我國過去沒有做過，對于我國鋼結構制作單位是否可以做到，需待調查后再確定是否列入。

這時要附帶說明，美國SAC的有關規定是適用于美國3、4類地區，大體相當于7度強、8、9度地區，我國6度地區可適當放寬。

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篇6

目前國內對鋼管混凝土框架結構的抗震性能研究主要集中在簡單框架的擬靜力試驗和理論研究方面。有關試驗研究在韓林海等(2009)[1]中有全面歸納。對鋼管混凝土框架結構的模擬地震振動臺試驗研究主要有：黃襄云等(2000)[2]、童菊仙等(2005)[3]、許成祥等(2006)[4]、Han等(2009)[5]等。理論分析方面，如劉晶波等(2008)[6]用SAP2000對組合梁-方鋼管混凝土柱框架結構進行了非線性分析。王文達等(2008)[7]在考慮材料非線性和幾何非線性的基礎上基于非線性纖維梁-柱單元理論進行了鋼管混凝土柱-鋼梁平面框架的數值模擬。王文達等(2008)[8]基于理論分析結果建議了單層鋼管混凝土框架的荷載-位移恢復力模型。Han等(2008)[9]采用ABAQUS軟件，建立了鋼管混凝土柱-鋼梁框架結構的三維有限元分析模型，并進行了該類框架工作機理的細致剖析(Wang等，2009[10])。王文達等(2009)[11]建立了鋼管混凝土框架的簡化二階彈塑性分析方法。王文達等(2009)[12]基于非線性纖維梁柱單元理論對鋼管混凝土單層框架進行了滯回性能數值分析。劉晶波等(2009)[13]對某15層的方鋼管混凝土柱-組合梁框架進行了理論分析，討論了方鋼管混凝土柱截面含鋼率、樓板厚度和組合梁鋼梁高度變化對結構抗震性能的影響規律。我國的場地類別劃分與等效剪切波速和建筑場地的覆蓋層厚度有關，《建筑抗震設計規范》(GB50011-2010)[14]對場地類別的劃分有了新規定，對原有的四類場地類別進行了修改，不但將I類場地類別分成了I0和I1兩個亞類，而且還將等效剪切波速的范圍重新進行了劃分，這種劃分是在盡量保持抗震規范延續性的基礎上，進一步考慮了覆蓋層厚度的影響，從而形成了以平均剪切波速和覆蓋層厚度作為評定指標的雙參數分類方法，目的是為了在保障安全的條件下盡可能減少設防投資，在保持技術上合理的前提下適當擴大了II類場地的范圍。另外，由于我國規范中I類、II類場地的Tg值與國外抗震規范相比是偏小的，因此有意識地將I類場地的范圍劃得比較小。本文以美國地質勘探局(USGS)對場地類別的分類方法，研究場地類別對鋼管混凝土框架結構地震反應的影響，選取了28條不同地震波進行分析，分析結果也可對鋼管混凝土框架結構時程分析時的地震動選擇有一定參考.

1模型建立

1.1幾何模型的建立本文試設計了一10層鋼管混凝土組合框架結構，層高均為3.3m，結構高度為33m，結構平面為矩形，長度方向尺寸為30m，寬度方向尺寸為15.3m，如圖1所示(圖1中未標注的梁為B-1)。主要設計參數如下：抗震設防烈度為8度，地震分組為第二組，建筑場地類別為Ⅱ類。采用Q235鋼材，C40混凝土。梁B-1截面尺寸為I488mm×300mm×11mm×18mm，梁B-2截面尺寸為I400mm×200mm×8mm×13mm，鋼管混凝土柱截面尺寸為B×t=500mm×16mm。采用OpenSees程序中的非線性纖維梁柱單元(NonlinearBeam-ColumnElement)來模擬框架結構中的梁和柱，樓板用剛性隔板單元模擬。鋼梁、方鋼管混凝土柱截面纖維劃分如圖2(a)、圖2(b)所示。參考《高層建筑鋼-混凝土混合結構設計規程CECS230：2008》[15]，在進行動力時程分析時模型阻尼比ξ暫取為0.05。1.2基本假定本文計算中采用了以下假定：1)鋼管與混凝土之間粘結良好，二者變形協調，無相對滑移；2)構件變形滿足平截面假定；3)不考慮剪切變形的影響。1.3材料本構模型王文達等(2009)[12]基于OpenSees平臺進行了鋼管混凝土平面框架滯回曲線的數值計算，數值模擬結果和試驗曲線吻合良好。本文基于OpenSees平臺在進行鋼管混凝土多層框架動力時程分析時，采用類似的材料模型，即混凝土采用OpenSees軟件中提供的混凝土材料模型，其單軸應力-應變關系表達式采用Kent-Scott-Park混凝土模型，用考慮線性軟化的Concrete02模型模擬鋼管混凝土柱核心混凝土。需要輸入的參數為：受壓時的混凝土峰值強度σc0及應變εc0，破壞強度σcu及應變εcu，混凝土抗拉強度σt及關系曲線中線性下降段的斜率Ets。鋼管和鋼梁材料采用OpenSees平臺中的Steel02材料的雙線性隨動強化模型，強化段的模量取為0.01Es，Es為鋼材的彈性模量，加卸載剛度采用初始彈性模量Es，通過材料參數設置改變可考慮一定范圍內材料的包辛格效應。材料模型中的參數取值可參考王文達等(2009)[12]確定。1.4地震波選取為了研究場地類別對鋼管混凝土組合框架結構的影響，從PEER強震記錄數據庫中選取了28條遠場(距離大于10km)強震地震動記錄，然后將其按照美國地質勘探局(USGS)對場地類別的分類方法劃分成了A、B、C、D四組進行計算(其中，A類場地剪切波速為大于750m/s，B類場地剪切波速為360m/s~750m/s，C類場地剪切波速為180m/s~360m/s，D類場地剪切波速為小于180m/s)。選取地震動記錄按照以下條件選?。?)地震震級大于6.5級；2)PGA>0.2g，PGV>15m/s。

2計算結果與分析

分別以設防烈度為8度時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作為輸入地震動的峰值進行計算。圖3為多遇地震(PGA=0.07g)時，不同場地類別下結構地震反應的平均值。圖3(a)為層間位移反應最大時結構各層層間位移反應，由圖3(a)可見，當場地類型從A變化到D時，結構的層間位移反應有所不同，反應最明顯的發生在C類場地，依次為D類、B類和A類場地；圖3(b)為頂點位移最大時結構各層的位移反應，由圖3(b)可見，從場地類別A到場地類別D，最大頂點位移反應發生在場地類別D類場地上，依次為C類、B類和A類場地.圖4是設防烈度為8度罕遇地震(PGA=0.4g)作用時，不同場地類別的地震動作用下，10層鋼管混凝土框架結構的地震反應平均值。其中圖4(a)為層間位移反應最大時結構各層層間位移，從圖4(a)可見，從A類場地到D類場地，最大反應發生在D類場地，依次為C類、A類和B類場地。圖4(b)為頂點位移最大時結構各層的位移，可見，最大頂點位移反應發生在D類場地上，依次為C類、A類和B類場地。通過計算還發現：多遇地震作用時，模型結構的層間位移最大值絕大多數是發生在結構層第3層上，有少部分發生在結構層第2層、第4層和第5層上，當對其進行取平均值時，層間最大位移發生在結構層第3層，最大值為7.3mm，層間位移角為1/452；罕遇地震作用時，模型結構的層間位移最大值絕大多數發生在結構層第3層上，另外有少部分發生在結構層第4層上，并且位移反應較為集中，當對其進行取平均值時，層間最大位移發生在結構層第3層，數值為56.93mm，層間位移角為1/58。通過對多遇和罕遇地震作用下的結構位移反應分析可見，不同地震動作用對結構的位移反應不同，層間位移最大值所在位置也不同，但總體上結構的薄弱部位是可以預測的，例如對于本文模型，薄弱層可以初步判斷為結構層第3層，這也許和本文模型本身的幾何特性等有關。為比較鋼管混凝土組合框架結構Pushover分析中荷載分布模式的不同，通過將動力時程分析所得的結果與Pushover分析中采用均布加載模式和倒三角加載模式所得的結果進行了對比，分析結果如圖5所示。采用對比方法及具體步驟如下：1)取出峰值加速度相同的每條地震動下，結構各層的層間位移絕對值最大值。2)將取得的最大值求和取平均，得到不同峰值加速度下結構各層層間位移在不同地震動下的平均值。3)將求得的平均值作為結構的層間位移，然后將其看作是一種靜力加載模式(這里將其稱為等效靜力加載模式)下結構的層間位移反應值。4)將各層層間位移疊加，得到結構的頂點位移最大值。5)以4)中得到的頂點位移值作為兩種不同靜力加載模式的控制位移，對結構進行加載，最后得到結構的位移反應。6)將等效加載模式得出的結果與均布加載模式和倒三角加載模式下Pushover分析結果對比。由圖5可見，采用倒三角加載模式與本文描述的等效加載模式分析結果接近，結構的薄弱層同樣發生在結構層第3層上；而均布加載模式則與等效加載模式相差較大，不僅薄弱層的層間位移較大，而且發生的位置也不一樣，發生在結構層的第2層上。可見對于本文所選擇的規則框架結構模型而言，倒三角加載模式下結構的反應相對來說更接近動力時程分析得到的地震反應。對于實際工程結構，尚需進行專門的分析對比。圖6是設防烈度為8度時的多遇地震和罕遇地震作用下結構各層層間位移和位移反應平均值?？梢?，罕遇地震作用下結構的變形相比多遇地震作用下更集中，主要在框架的下部樓層，并且相對于結構上部樓層變形量大很多，說明罕遇地震作用下結構發生了較大的塑性變形。圖7為將罕遇地震作用下各地震動計算得到的層間位移最大值u0.4與多遇地震作用下各地震動計算得到的層間位移最大值u0.07的比值(μ=u0.4/u0.07)作為y軸，將罕遇地震作用下各地震動計算得到的層間位移最大值u0.4作為x軸。可見，盡管計算結果有一定的離散性，但總體上在所選地震動作用下，隨著最大層間位移的增加，即隨著結構逐漸進入彈塑性階段，這種比值有增大的趨勢。