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02.《建筑结构荷载规范》GB50009-2012

针对4类地貌，风压高度变化系数分别规定了各自的截断高 度，对应A、B、C、D类分别取为5m、10m、15m和30m，即 高度变化系数取值分别不小于1.09、1.00、0.65和0.51。 在确定城区的地面粗糙度类别时，若无α的实测可按下述原 则近似确定： 1以拟建房2km为半径的迎风半圆影响范围内的房屋高 度和密集度来区分粗糙度类别，风向原则上应以该地区最大风的 风向为准，但也可取其主导风； 2以半圆影响范围内建筑物的平均高度h来划分地面粗糙 度类别，当h≥18m，为D类，9m

8.2.2地形对风荷载的影响较为复杂。原规范参考加拿大、

大利亚和英国的相关规范DB11／T 1615-2019 园林绿化科普标识设置规范，以及欧洲钢结构协会ECCS

针对较为简单的地形条件，给出了风压高度变化系数的修正系 数，在计算时应注意公式的使用条件。更为复杂的情形可根据相 关资料或专门研究取值。 本次修订将山峰修正系数计算公式中的系数K由3.2修改为 2.2，原因是原规范规定的修正系数在2/H值较小的情况下，与 日本、欧洲等国外规范相比偏大，修正结果偏于保守。

8.3.1风荷载体型系数是指风作用在建筑物表面一定面积范围 为所引起的平均压力（或吸力）与来流风的速度压的比值，它主 要与建筑物的体型和尺度有关，也与周围环境和地面粗糙度有 关。由于它涉及的是关于固体与流体相互作用的流体动力学问 题，对于不规则形状的固体，问题尤为复杂，无法给出理论上的 结果，一般均应由试验确定。鉴于原型实测的方法对结构设计的 不现实性，目前只能根据相似性原理，在边界层风洞内对拟建的 建筑物模型进行测试。 表8.3.1列出39项不同司类型的建筑物和各类结构体型及其 体型系数，这些都是根据国内外的试验资料和国外规范中的建议 性规定整理而成，当建筑物与表中列出的体型类同时可参考 应用。 本次修订增加了第31项矩形截面高层建筑，考虑深宽比D B对背风面体型系数的影响。当平面深宽比D/B<1.O时，背风 面的体型系数由一0.5增加到一0.6，矩形高层建筑的风力系数 也由1.3增加到1.4。 必须指出，表8.3.1中的系数是有局限性的，风洞试验仍应 作为抗风设计重要的辅助工具，尤其是对于体型复杂而且重要的 房屋结构。

8.3.2当建筑群，尤其是高层建筑群，房屋相互间距较

由于旋涡的相互十扰，房屋某些部位的局部风压会显著增大，设 计时应予注意。对比较重要的高层建筑，建议在风洞试验中考虑

周围建筑物的十扰因素。 本条文增加的矩形平面高层建筑的相互干扰系数取值是根据 国内大量风洞试验研究结果给出的。试验研究直接以基底弯矩响 应作为目标，采用基于基底弯矩的相互十扰系数来描述基底弯矩 由于干扰所引起的静力和动力十扰作用。相互十扰系数定义为受 扰后的结构风荷载和单体结构风荷载的比值。在没有充分依据的 请况下，相互干扰系数的取值一般不小于1.0。 建筑高度相同的单个施扰建筑的顺风向和横风向风荷载相互 干扰系数的研究结果分别见图6和图7。图中假定风向是由左向 右吹，6为受扰建筑的迎风面宽度，和分别为施扰建筑离受 扰建筑的纵向和横向距离

图6单个施扰建筑作用的顺风向风荷载相互干扰系数

单个施扰建筑作用的横风向风荷载相

建筑高度相同的两个干扰建筑的顺风向荷载相互干扰系数见 图8。图中为两个施扰建筑A和B的中心连线，取值时1不能

和1，和12相交。图中给出的是两个施扰建筑联合作用时的最不 利情况，当这两个建筑都不在图中所示区域时，应按单个施扰建 筑情况处理并依照图6选取较大的数值

施扰建筑作用的顺风向风荷载相互王

8.3.3通常情况下，作用于建筑物表面的风压分布并不均匀， 在角隅、檐口、边棱处和在附属结构的部位（如阳台、雨篷等外 挑构件），局部风压会超过按本规范表8.3.1所得的平均风压 局部风压体型系数是考虑建筑物表面风压分布不均匀而导致局部 部位的风压超过全表面平均风压的实际情况作出的调整。 本次修订细化了原规范对局部体型系数的规定，补充了封闭 式矩形平面房屋墙面及屋面的分区域局部体型系数，反映了建筑 物高宽比和屋面坡度对局部体型系数的影响。 8.3.4本条由原规范7.3.3条注扩充而来，考虑了从属面积对 高部体型系数的影响，并将折减系数的应用限于验算非直接承受 风荷载的围护构件，如標条、幕墙骨架等，最大的折减从属面积 由10m²增加到25m²，屋面最小的折减系数由0.8减小到0.6。

8.3.4本条由原规范7.3.3条注扩充而来，考虑了从

高部体型系数的影响，并将折减系数的应用限于验算非直接 风荷载的围护构件，如標条、幕墙骨架等，最大的折减从属 由10m²增加到25m²，屋面最小的折减系数由0.8减小到0

8.3.5本条由原规范7.3.3条宽

某一面有主导洞口的情况，主导洞口是指开孔面积较大且天风期

间也不关闭的洞口。对封闭式建筑物，考虑到建筑物内实际存在 的个别孔口和缝隙，以及机械通风等因素，室内可能存在正负不 司的气压，参照国外规范，大多取士（0.18～0.25）的压力系数 本次修订仍取士0.2。 对于有主导洞口的建筑物，其内压分布要复杂得多，和洞口 面积、洞口位置、建筑物内部格局以及其他墙面的背景透风率等 因素都有关系。考虑到设计工作的实际需要，参考国外规范规定 和相关文献的研究成果，本次修订对仅有一面墙有主导洞口的建 筑物内压作出了简化规定。根据本条第2款进行计算时，应注意 考虑不同风向下内部压力的不同取值。本条第3款所称的开放式 建筑是指主导洞口面积过大或不止一面墙存在大洞口的建筑物 （例如本规范表8.3.1的26项）。

8.3.6风洞试验虽然是抗风设计的重要研究手段，但必须清

一定的条件才能得出合理可靠的结果。这些条件主要包括：风洞 风速范围、静压梯度、流场均匀度和气流偏角等设备的基本性 能；测试设备的量程、精度、频响特性等；平均风速部面、瑞流 度、积分尺度、功率谱等大气边界层的模拟要求；模型缩尺比、 阻塞率、刚度；风洞试验数据的处理方法等。由住房与城乡建设 部立项的行业标准《建筑工程风洞试验方法标准》正在制订中 该标准将对上述条件作出具体规定。在该标准尚未颁布实施之 前，可参考国外相关资料确定风洞试验应满足的条件，如美国 ASCE编制的WindTunnelStudiesofBuildingsandStructures、 日本建筑中心出版的《建筑风洞实验指南》（中国建筑工业出版 社, 2011,北京) 等。

8.4.1参考国外规范及我国建筑工程抗风设计和理论研究的实 践情况，当结构基本自振周期T≥0.25s时，以及对于高度超过 30m且高宽比大于1.5的高柔房屋，由风引起的结构振动比较明 显，而且随着结构自振周期的增长，振也随之增强。因此在设

计中应考虑风振的影响，而且原则上还应考虑多个振型的影响； 对于前儿阶频率比较密集的结构，例如榄杆、屋盖等结构，需要 考虑的振型可多达10个及以上。应按随机振动理论对结构的响 应进行计算。 对于T<0.25s的结构和高度小于30m或高宽比小于1.5的 房屋，原则上也应考虑风振影响。但已有研究表明，对这类结 构，往往按构造要求进行结构设计，结构已有足够的刚度，所以 这类结构的风振响应一般不大。一般来说，不考虑风振响应不会 影响这类结构的抗风安全性

房屋，原则上也应考虑风振影响。但已有研究表明，对这类结 构，往往按构造要求进行结构设计，结构已有足够的刚度，所以 这类结构的风振响应一般不大。一般来说，不考虑风振响应不会 影响这类结构的抗风安全性。 8.4.2对如何考虑屋盖结构的风振问题过去没有提及，这次修 订予以补充。需考虑风振的屋盖结构指的是跨度大于36m的柔 性屋盖结构以及质量轻刚度小的索膜结构。 屋盖结构风振响应和等效静力风荷载计算是一个复杂的问 题，国内外规范均没有给出一般性计算方法。自前比较一致的观 点是，屋盖结构不宜采用与高层建筑和高算结构相同的风振系数 计算方法。这是因为，高层及高笃结构的顺风向风振系数方法， 本质上是直接采用风速谱估计风压谱（准定常方法），然后计算 结构的顺风向振动响应。对于高层（箕）结构的顺风向风振，这 种方法是合适的。但屋盖结构的脉动风压除了和风速脉动有关 外，还和流动分离、再附、旋涡脱落等复杂流动现象有关，所以 风压谱不能直接用风速谱来表示。此外，屋盖结构多阶模态及模 态耦合效应比较明显，难以简单采用风振系数方法。 悬挑型大跨屋盖结构与一般悬臂型结构类似，第1阶振型对 凤振响应的贡献最大。另有研究表明，单侧独立悬挑型大跨屋盖 结构可按照准定常方法计算风振响应。比如澳洲规范（AS/NZS 1170.2：2002）基于准定常方法给出悬挑型大跨屋盖的设计风荷 载。但需要注意的是，当存在另一侧看台挑篷或其他建筑物干扰 时，准定常方法有可能也不适用。 8.4.3～8.4.6对于一般悬臂型结构，例如框架、塔架、烟窗等 高算结构，高度大于30m且高宽比大于1.5的高柔房屋，由于

频谱比较稀疏，第一振型起到绝对的作用，此时可以仅考虑结构 的第一振型，并通过下式的风振系数来表达：

中：Fk（）为顺风向单位高度平均风力（kN/m），可按下 计算：

Fdk(z) = Wo /μsμ,(z)B

水（z）为顺风向单位高度第1阶风振惯性力峰值（kN/m）， 于重量沿高度无变化的等截面结构，采用下式计算：

Fpk(2) = gu'mp,(z)0a

×/[/ / H;(初) 2 S(0)d

将风振响应近似取为准静态的背景分量及窄带共振响应分量 之和。则式（4）与频率有关的积分项可近似表示为：

[ Hq, (iw)|?St(w) . d X

而式（4）中与频率无关的积分项乘以Φ（之）/z（之）后以背景 分量因子表达：

将式（2）～式（6）代人式（1），就得到规范规定的风振系数计 算式(8.4.3)。 共振因子 R的一般计算式为：

元fS:(f) R= 45

St(f) = 3 2 3f (1 +x2)4/3

利用式（7）和式（8）可得到规范的共振因子计算公式（8.4.4 1）。 在背景因子计算中，可采用Shiotani提出的与频率无关的竖 向和水平向相干函数：

瑞流度沿高度的分布可按下式计算：

Iz() I1oIz() 1.(2) = (%)

式中α为地面粗糙度指数，对应于A、B、C和D类地貌，分别 取为0.12、0.15、0.22和0.30。110为10m高名义瑞流度，对 应A、B、C和D类地面粗糙度，可分别取0.12、0.14、0.23 和0.39，取值比原规范有适当提高。 式（6）为多重积分式，为方便使用，经过大量试算及回归 分析，采用非线性最小二乘法拟合得到简化经验公式（8.4.5）。 拟合计算过程中，考虑了迎风面和背风面的风压相关性，同时结 合工程经验乘以了0.7的折减系数。 对于体型或质量沿高度变化的高算结构，在应用公式 （8.4.5）时应注意如下向题：对于进深尺寸比较均匀的构筑物， 即使迎风面宽度沿高度有变化，计算结果也和按等截面计算的结 果十分接近，故对这种情况仍可采用公式（8.4.5）计算背景分 量因子；对于进深尺寸和宽度沿高度按线性或近似于线性变化、 而重量沿高度按连续规律变化的构筑物，例如截面为正方形或三

角形的高箕塔架及圆形截面的烟窗，计算结果表明，必须考虑外 形的影响，对背景分量因子予以修正。 本次修订在附录J中增加了顺风向风振加速度计算的内容。 顺风向风振加速度计算的理论与上述风振系数计算所采用的相 同，在仅考虑第一振型情况下，加速度响应峰值可按下式计算：

ap(z) = gpi(z) w Sa, (w)da

中，Sq（）为顺风向第1阶广义位移响应功率谱。 采用Davenport风速谱和Shiotani空间相关性公式，上式可 示为：

4 [ Ha, (iw) ] 2 St()da m

为便于使用，上式中的根号项用顺风向风振加速度的脉动系 数na表示，则可得到本规范附录J的公式（J.1.1）。经计算整 理得到na的计算用表，即本规范表J.1.2。 8.4.7结构振型系数按理应通过结构动力分析确定。为了简 化，在确定风荷载时，可采用近似公式。按结构变形特点，对高 耸构筑物可按弯曲型考虑，采用下述近似公式：

高层建筑，当以剪力墙的工作为主时，可按弯剪型考虑，采用 述近似公式：

, = tan [ ()

对高层建筑也可进一步考虑框架和剪力墙各自的弯曲和剪切 别度，根据不同的综合刚度参数入，给出不同的振型系数。附录 G对高层建筑给出前四个振型系数，它是假设框架和剪力墙均起 主要作用时的情况，即取入=3。综合刚度参数入可按下式确定：

Ct 框架剪切刚度； Cw 剪力墙剪切刚度； H 房屋总高。

8.5横风向和扭转风振

之间的矩形截面高层建筑的横风向广义力功率谱可按下列公式计 算得到：

力谱的特点，开参考相关研究成果，横风问加速度响应可只考虑 共振分量的贡献，由此推导可得到本规范附录了横风向加速度计 算公式（J.2.1）。 8.5.4、8.5.5扭转风荷载是由于建筑各个立面风压的非对称作 用产生的，受截面形状和流度等因素的影响较大。判断高层建 筑是否需要考虑扭转风振的影响，主要考虑建筑的高度、高宽 比、深宽比、结构自振频率、结构刚度与质量的偏心等因素。 建筑高度超过150m，同时满足H/V/BD≥3、D/B≥1.5、 VBD 振效应明显，宜考虑扭转风振的影响。 截面尺寸和质量沿高度基本相同的矩形截面高层建筑，当其 刚度或质量的偏心率（偏心距/回转半径）不大于0.2，直同时 满足H VBD /BD H.3计算扭转风振等效风荷载。 当偏心率大于0.2时，高层建筑的弯扭耦合风振效应显著， 结构风振响应规律非常复杂，不能直接采用附录H.3给出的方 法计算扭转风振等效风荷载；大量风洞试验结果表明，风致扭矩 VBD VBD 者的耦合作用易发生不稳定的气动弹性现象。对于符合上述情况 的高层建筑，建议在风洞试验基础上，有针对性地进行专门 研究。 8.5.6高尾建筑结构在脉动风益载作用下，其顺风向风荷载

8.5.6高层建筑结构在脉动风荷载作用下，其顺风向

关性较小，对于顺风向风荷载为主的情况，横风向风荷载不参与 组合；对于横风向风荷载为主的情况，顺风向风荷载仅静力部分 参与组合，简化为在顺风向风荷载标准值前乘以0.6的折减 系数。 虽然扭转风振与顺风向及横风向风振响应之间存在相关性： 旦由于影响因素较多，在目前研究尚不成熟情况下，暂不考虑扭 转风振等效风荷载与另外两个方向的风荷载的组合

8.6.1计算围护结构的阵风系数，不再区分幕墙和其他构件， 统一按下式计算：

βg = 1+2gl1o(10)

9.1.1引起温度作用的因素很多，本规范仅涉及气温变化及太 阳辐射等由气候因素产生的温度作用。有使用热源的结构一般是 指有散热设备的厂房、烟岗、储存热物的简仓、冷库等，其温度 作用应由专门规范作规定，或根据建设方和设备供应商提供的指 标确定温度作用。 温度作用是指结构或构件内温度的变化。在结构构件任意截 面上的温度分布，一般认为可由三个分量叠加组成：①均匀分 布的温度分量△Tu（图9a）；②沿截面线性变化的温度分量（梯 度温差）△TMy、△TMz（图9b、c），一般采用截面边缘的温度差 表示；③非线性变化的温度分量△TE（图9d）。 结构和构件的温度作用即指上述分量的变化，对超天型结 构、由不同材料部件组成的结构等特殊情况，尚需考虑不同结构 部件之间的温度变化。对大体积结构，尚需考整个温度场的 变化。

图9结构构件任意截面上的温度分布

建筑结构设计时，应首先采取有效构造措施来减少或消除温 度作用效应，如设置结构的活动支座或节点、设置温度缝、采用

9.1.2常用材料的线膨胀系数表主要参考欧洲规范的数据确定

最低气温；我国行业标准《铁路桥涵设计基本规范》TB10002.1 2005采用七月份和一月份的月平均气温，《公路桥涵设计通用 规范》JTGD60－2004采用有效温度并将全国划分为严寒、寒冷 和温热三个区来规定。目前国内在建筑结构设计中采用的基本气 温也不统一，钢结构设计有的采用极端最高、最低气温，混凝士 结构设计有的采用最高或最低月平均气温，这种情况带来的后果 是难以用统一尺度评判温度作用下结构的可靠性水准，温度作用 分项系数及其他各系数的取值也很难统一。作为结构设计的基本 气象参数，有必要加以规范和统一。 根据国内的设计现状并参考国外规范，本规范将基本气温定 义为50年一遇的月平均最高和月平均最低气温。分别根据全国 各基本气象台站最近30年历年最高温度月的月平均最高和最低 温度月的月平均最低气温为样本，经统计（假定其服从极值I型 分布）得到。 对于热传导速率较慢且体积较大的混凝土及砌体结构，结构 温度接近当地月平均气温，可直接采用月平均最高气温和月平均 最低气温作为基本气温。 对于热传导速率较快的金属结构或体积较小的混凝土结构 它们对气温的变化比较敏感，这些结构要考虑昼夜气温变化的影 响，必要时应对基本气温进行修正。气温修正的幅度大小与地理 立置相关，可根据工程经验及当地极值气温与月平均最高和月平 均最低气温的差值以及保温隔热性能药情确定。

9.3.1均匀温度作用对结构影响最大，也是设计时最常考虑的 温度作用的取值及结构分析方法较为成熟。对室内外温差较大目 没有保温隔热面层的结构，或太阳辐射较强的金属结构等，应考 惠结构或构件的梯度温度作用，对体积较大或约束较强的结构 必要时应考非线性温度作用。对梯度和非线性温度作用的取值 及结构分析目前尚没有较为成熟统一的方法，因此，本规范仅对

均匀温度作用作出规定，其他情况设计人员可参考有关文献或根 据设计经验酌情处理。 以结构的初始温度（合拢温度）为基准，结构的温度作用效 应要考虑温升和温降两种工况。这两种工况产生的效应和可能出 现的控制应力或位移是不同的，温升工况会使构件产生膨胀，而 温降则会使构件产生收缩，一般情况两者都应校核。 气温和结构温度的单位采用摄氏度（℃），零上为正，零下 为负。温度作用标准值的单位也是摄氏度（℃），温升为正，温 隆为负

9.3.2影响结构平均温度的因素较多，应根据工程施工期间和

对暴露于环境气温下的室外结构，最高平均温度和最低平均 温度一般可依据基本气温T和Tmin确定。 对有围护的室内结构，结构最高平均温度和最低平均温度， 般可依据室内和室外的环境温度按热工学的原理确定，当仅考虑 单层结构材料且室内外环境温度类似时，结构平均温度可近似地 取室内外环境温度的平均值。 在同一种材料内，结构的梯度温度可近似假定为线性分布。 室内环境温度应根据建筑设计资料的规定采用，当没有规定 时，应考虑夏季空调条件和冬季采暖条件下可能出现的最低温度 和最高温度的不利情况。 室外环境温度一般可取基本气温，对温度敏感的金属结构， 尚应根据结构表面的颜色深浅及朝向考虑太阳辐射的影响，对结 构表面温度予以增大。夏李太阳辐射对外表面最高温度的影响， 与当地纬度、结构方位、表面材料色调等因素有关，不宜简单近 以。参考早期的国际标准化组织文件《结构设计依据一温度气候 作用》技术报告ISOTR9492中相关的内容，经过计算发现， 影响辐射量的主要因素是结构所处的方位，在我国不同纬度的地 方（北纬20度～50度）虽然有差别，但不显著。 结构外表面的材料及其色调的影响背定是明显的。表7为经

过计算归纳近似给出围护结构表面温度的增大值。当没有可靠资 料时，可参考表 7 确定。

对地下室与地下结构的室外温度，一般应考虑离地表面深度 的影响。当离地表面深度超过10m时，土体基本为恒温，等于 年平均气温。 9.3.3混凝士结构的合拢温度一般可取后浇带封闭时的月平均 气温。钢结构的合拢温度一般可取合拢时的日平均温度，但当合 拢时有日照时，应考虑日照的影响。结构设计时，往往不能准确 确定施工工期，因此，结构合拢温度通常是一个区间值。这个区 间值应包括施工可能出现的合拢温度，即应考虑施工的可行性和 工期的不可预见性

常规武器地面爆炸冲击波最大超压（N/mm）△Pcm可按下 式计算：

△Pm = 1. 316( V +0.369(

式中： C 等效TNT装药量（kg），应按国家现行有关规定 取值； R一一爆心至作用点的距离（m），爆心至外墙外侧水平距 离应按国家现行有关规定取值。 地面爆炸空气冲击波按等冲量简化的等效作用时间to（s），

内力（如弯矩、剪力、轴力）等与动荷载作用下相应内力最大值 相等TCHTS 10033-2021 公路钢桥面聚酯型聚氨酯混凝土铺装技术指南.pdf，这样即可把动荷载视为静荷载。

psw 2umax Pa = 1+ PRd g (△t)2

式中： psw 关键构件的自重； 关键构件的在正常情况下的抗力设计值： umax 关键构件破坏时的最大位移； g 重力加速度。

10.3.1当电梯运行超过正常速度一定比例后，安全钳首先作 用，将轿厢（对重）卡在导轨上。安全钳作用瞬间，将轿厢（对 重）传来的冲击荷载作用给导轨，再由导轨传至底坑（悬空导轨 除外）。在安全钳失效的情况下，轿厢（对重）才有可能撞击缓 冲器，缓冲器将吸收轿厢（对重）的动能DB11／T 1596-2018 公园绿地改造技术规范，提供最后的保护。因 比偶然情况下，作用于底坑的撞击力存在四种情况：轿厢或对重 的安全钳通过导轨传至底坑；轿厢或对重通过缓冲器传至底坑。 由于这四种情况不可能同时发生，表10中的撞击力取值为这四 种情况下的最大值。根据部分电梯厂家提供的样本，计算出不同 的电梯品牌、类型的撞击力与电梯总重力荷载的比值（表8）。 根据表8结果，并参考了美国IBC96规范以及我国《电梯

制造与安装安全规范》GB7588－2003，确定撞击荷载标准值。 规范值适用于电力驱动的拽引式或强制式乘客电梯、病床电梯及 载货电梯，不适用于杂物电梯和液压电梯。电梯总重力荷载为电 梯核定载重和轿湘自重之和，忽略了电梯装饰荷载的影响。额定 速度较大的电梯，相应的撞击荷载也较大，高速电梯（额定速度 不小于 2. 5m/s）宜取上限值。

撞击力与电梯总重力荷载比值计算结