DB22/T 5096-2024 房屋结构安全性与抗震鉴定标准.pdf
吉林省工程建设地方标准 房屋结构 安全性与抗震鉴定标准 Standard for structural safety and seismic appraisal of buildings DB22/T 5096 -2024 主编部门：吉林省建设标准化管理办公室 批准部门：吉林省住房和城乡建设厅 吉林省市场监督管理厅 施行日期：2024年10月21日 2024-长春
吉林省住房和城乡建设厅 古林省市场监督管理厅 2024年10月21日
本标准主要技术内容：1总则：2术语和符号：3基本规定： 4地基基础：5研体结构：6钢筋混凝土结构：7钢结构：8底层 框架砖房和内框架结构：9砖木结构.
本标准修订的主要技术内容：1确定了既有建筑鉴定基本原则： 2进一步明确了排查及各类鉴定的适用情况，以适应工程现实的各 种需求：3细化了排查、鉴定工作流程，取消了原标准中排查、鉴 定的房屋状况分类，使鉴定程序简化，便于实际操作：4细化了安 全性鉴定评级方法，以弥补现行标准与工程实际的偏差：5与现行 通用规范相协调.
本标准由吉林省建设标准化管理办公室负责管理.
由吉林省阳 光硕苑结构设计事务限公司负责具体技术内容的解释.
执行本 标准的过程中，如有意见或建议，请至：吉林省建设标准化管 理办公室（地址：长春市贵阳街287号建设大厦，邮编：130051， 电子邮箱：jsbz@126.） 本标准主编单位：吉林省阳光硕苑结构设计事务限公司 吉林省硕苑建设工程检测有限公司 本标准主要起草人员：张玲杨红卫曲波张信祥 王彬马进宋政明邹文龙 苏正瑞高嘉骑刘继龙
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DB22/T 5165-2024 建设工程消防验收现场评定标准.pdf
吉林省工程建设地方标准 建设工程 消防验收现场评定标准 Standard for acceptance inspection and site assessment of building fire protection installation DB22/T 5165 -2024 主编部门：吉林省建设标准化管理办公室 批准部门：吉林省住房和城乡建设厅 吉林省市场监督管理厅 施行日期：2024年10月21日 2024长春
原《房屋结 构安全性与抗震鉴定标准》DB22/T5096-2015同时废止， 吉林省住房和城乡建设厅 吉林省市场监督管理厅 2024年10月21日
本标准主要技术内容：1总则：2术语：3基本规定：4现场评 定准备：5现场评定内容：6现场评定方法：7现场评定结论.
本标准由吉林省建设标准化管理办公室负责管理，由吉林省建 筑材料工业设计研究院负责具体技术内容解释.
本标准在执行过程中，请各单位注意总结经验、积累资料，随 时将有关意见和建议给吉林省建设标准化管理办公室（地址： 长春市贵阳街287号建设大厦，邮a政编码130051，Email：jsbz@126.）， 以供今后修订时参考.
本标准主编单位：吉林省建筑材料工业设计研究院 本标准主要起草人员：彭晓丽杜森张雪楠李秀 李静影吕罐鹏董璐孙鹏 鄂彤赵巍孙宇航于闯 王梓晨李晓明 林思媛吕月 王宇涵刘雪莹 孙润钧钱红宇 刘世举蔡岩 张悦唐明 刘士睿付宣仁 马明明李晶静 高金峰于海涛 本标准主要审查人员：徐庆鸿周毅陶乐然 衣建全 邵子平胡文武车红锐
1.0.2本标准适用于新建、改建和扩建建设工程消防验收的现场评定.
住宅室内装饰装修、村民自建住宅、教灾和非人员密集场所的 临时性建筑、生产和储存民用爆炸物品的建筑不适用本标准.
1.0.3建设工程消防验收现场评定，除应符合本标准外，尚应符合 国家现行有关标准的规定.
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DB22/T 5166-2024 烧结复合保温砌块墙体工程技术标准.pdf
吉林省工程建设地方标准 烧结复合保温砌块 墙体工程 技术标准 Technical standard for sintered posite thermal Insulation block wall engineering DB22/T 5166 -2024 主编部门：吉林省建设标准化管理办公室 批准部门：吉林省住房和城乡建设厅 吉林省市场监督管理厅 施行日期：2024年10月21日 2024-长春
原《房屋结 构安全性与抗震鉴定标准》DB22/T5096-2015同时成止， 吉林省住房和城乡建设厅 吉林省市场监督管理厅 2024年10月21日
本标准主要技术内容：1总则：2术语：3基本规定：4材料： 5设计：6施工：7验收.
本标准由吉林省建设标准化管理办公室负责管理.
由吉林省墙 材革新与建筑节能办公室负责具体技术内容解释.
本标准在执行过程中，请各单位注意总结经验、积累资料，随 时将有关意见和建议给吉林省建设标准化管理办公室（地址： 长春市贵阳街287号建设大厦31楼，邮编：130051，Email:jsbz@126.）， 以供今后修订时参考.
本标准主编单位：吉林省墙材革新与建筑节能办公室 吉林省建筑材料工业设计研究院 本标准参编单位：吉林省伊通满族自治县方正新型建材有限公司 吉林省墙材革新与建筑节能协会 吉林省建筑科学研究设计院 中国水利水电第一工程局有限公司 本标准主要起草人员：钱红宇张雪楠许大辉彭晓丽 刘世举吕耀鹏杜森郭彤 关俊泽姜洪日李露露郭斌 王方成李晓明曹洋董嘉峰 刘晓晴张悦林思媛孙润钧 马明明王航高歌张哲
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DB22/T 5167-2024 市政桥梁结构监测系统运行维护与管理标准.pdf
吉林省工程建设地方标准 市政 桥梁结构监测系统 运行维护与管理标准 Standard for municipal bridge structure monitoring seue pue soueuue Suun sss DB22/T 5167 -2024 主编部门：吉林省建设标准化管理办公室 批准部门：吉林省住房和城乡建设厅 吉林省市场监督管理厅 施行日期：2024年10月21日 2024长春
吉林省住房和城乡建设厅 古林省市场监督管理厅 2024年10月21日
本标准的主要技术内容：1总则：2术语：3基本规定：4系 统交付：5日常检查与维护：6定期检查与维护：7特殊事件检查 与应急处置：8系统管理.
本标准由吉林省建设标准化管理办公室负责管理，由长春市智 慧城市科技有限公司负责具体技术内容的解释.
本标准在执行过程中，请各单位积极总结经验，积累资料，随 时将有关意见和建议给吉林省建设标准化管理办公室（地址： 长春市贵阳街287号建设大厦31楼：邮编：130051：邮箱： jljsbz@126.），供今后修订参考.
本标准主编单位：长春市智慧城市科技有限公司 长春市市政工程设计研究院有限责任公司 本标准参编单位：长春市市政设施维护管理中心 北京煜星科技股份有限公司 吉林省瑞凯科技股份有限公司 吉林大学 中公智联（北京）科技有限公司 本标准主要起草人员：王霞马腾峰邹亮杜艳韬 李学颖赵立权于立杰李壮 张天申王伯昕车功健林旺 肖波王景鹏陈小旭王子豪
18 8.4 数据交互与共享 19 附录A 日常检查记录表 20
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DB23/T 3854-2024 城市轨道交通消防安全检查规程.pdf
ICS13. 220.01 CCS C 80 DB23 黑龙江省地 也方标准 DB23/T3854 -2024 城市轨道交通消防安全 检查规程 2024-08-30发布 2024-09-29实施 黑龙江省市场监督管理局 发布
5 6.4消防配电检查. 6 6.5应急广播系统和消防电话检查 7消防管理检查 6 7.1消防安全制度检查， 6 7.2消防控制室值班人员检查.
7 7.3防火检查、巡查检查 7.4消防安全宣传教育和培训检查 7.5灭火和应急疏散预案演练检查 7.6微型消防站检查.
7.7消防档案检查 8检查记录 附录A（资料性） 城市轨道交通消防安全检查记录表示例，
请注意本文件的某些内容可能涉及专利.
本文件的发布机构不承担识别专利的责任.
本文件由哈尔滨市消防救援支队提出.
本文件由黑龙江省消防救援总队归口.
本文件起草单位：哈尔滨市消防救援支队、哈尔滨宏兴消防工程检测有限公司、黑龙江省松达消防 设施安装有限责任公司、黑龙江省龙和泰建筑工程技术有限公司、黑龙江三舍消防安全技术有限公司.
本文件主要起草人：杨伟杰、徐晶、王梁、王彪、沈长浩、侯立新、卢健、李岩、庄唯、孙琪、高 健、邹飞、王姣、李珊珊、唐继明、郭洪林、陈节伦、部忠奇.
II
本文件适用于黑龙江省城市轨道交通的车站与区间、控制中心与主变电所及车辆基地、配套设施的 防火检查.
2规范性引用文件 下列文件中的内容通过文中的规范性引用而构成本文件必不可少的条款.
其中，注日期的引用文件， 仅该日期对应的版本适用于本文件：不注日期的引用文件，其最新版本（包括的修改单）适用于本 文件.
GB8624-2012建筑材料及制品燃烧性能分级 GB16806-2006消防联动控制系统 GB25201-2010建筑消防设施的维护管理 GB25506-2010消防控制室通用技术要求 GB/T40248-2021人员密集场所消防安全管理 GB50016-2014建筑设计防火规范 GB50140-2015建筑灭火器配置设计规范 GB50166-2019火灾自动报警系统施工及验收标准 GB51298-2018地铁设计防火标准 GB55037-2022建筑防火通用规范 XF503-2004建筑消防设施检测技术规程 XF1131仓储场所消防安全管理通则 3术语和定义 GB51298界定的以及下列术语和定义适用于本文件.
3. 1 城市轨道交通 采用专用轨道导向运行的城市公共客运交通车辆、车站与区间及车辆基地等主体建筑、附属建筑、 装饰和设施，包括地铁系统和轻轨系统.
3. 2 安全出口 供人员安全疏散，并能直接通向室内、外安全区域的车站出口、楼梯或扶梯出口、联络通道的入口、 区间风井内直通地面的楼梯间入口.
[来源：GB51298 2.0.1]
[来源：GB51298，2.0.2] 3. 4 联络通道 联接相邻两条单洞单线载客运营地下区间、可供人员安全疏散用的通道.
[来源：GB51298，2.0.4] 3.5 消防专用通道 供消防人员从地面进入站厅、站台、区间等区域进行灭火救援的专用通道和楼梯间.
[来源：GB 51298，2.0.5] 3. 6 纵向疏散平台 在区间内平行于线路并靠站台侧设置，供人员疏散用的纵向连续走道.
[来源：GB51298 2.0.6] 4车辆、车站与区间、车辆基地检查 4.1车辆检查 4.1.1每个司机室至少配置1具手提式灭火器，同时宜配置1具防毒面具：每个客室至少配置2具手 提式灭火器，其类型及配置符合GB50140-2005中4.2和第6章的规定.
4.1.2司机室能正常启动应急广播和应急对讲按钮.
4.1.3在显著位置设置明显的禁烟标识.
4.2车站与区间检查 4.2.1地下车站与地下区间 4.2.1.1站台和站厅公共区划分为同一个防火分区的，站厅公共区的建筑面积不宜大于5000m.
4.2.1.2站厅设备管理区防火分区的建筑面积不大于1500㎡.
4.2.1.3地下一层侧式站台上任一点至疏散通道口的最大距离不大于50m.
4.2.1.4寒冷季节，车辆基地轨道出入段线处的防寒门在车辆进出后及时关闭.
4.2.1.5在显著位置设置明显的禁烟标识.
4.2.2主变电所与控制中心 4.2.2.1主变电所需独立建造、具备条件的控制中心宜独立建造.
4.2.2.2主变电所与控制中心的平面布置、使用功能与设计一致，并避开易燃、易爆场所.
4.2.3车站内商铺 4.2.3.1乘客疏散区以及疏散通道内，不设置商铺和非轨道交通运营用房.
4.2.3.2禁止经营和储存甲、乙类火灾危险性的商品.
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DB33/T 1394-2024 公路工程智慧工地建设规范.pdf
ICS 93.080.01 CCSP 66 DB33 浙江省地方标 東准 DB33/T 1394 -2024 公路工程 智慧工地建设规范 Specification for construction of highway engineering smart construction site 2024-09-30发布 2024-10-30实施 浙江省市场监督管理局 发布
请注意本标准的某些内容可能涉及专利.
本标准的发布机构不承担识别专利的责任.
本标准由浙江省交通运输厅提出并组织实施.
本标准由浙江省公路工程标准化技术委员会归口.
本标准起草单位：浙江省交通工程管理中心、浙江交投高速公路建设管理有限公司、浙江数智交院 科技股份有限公司、浙江杭宣高速公路有限公司、浙江公路水运工程监理有限公司.
本标准主要起草人：王新平、陈妙初、翁辉、翟、沈坚、刘俊珂、顾森华、沈宏辉、封露、徐雷、 陆琛、杨程、张林、王培利、高棱韬、陈国伟、周晓栋、何春锋、王安娜、吴作铃、涂杰文、吴智豪、 金林洁、郑炜、马晶、杨焕.
III
本标准适用于新建（改扩建）公路工程智慧工地建设.
2规范性引用文件 下列文件中的内容通过文中的规范性引用面构成本标准必不可少的条款.
其中，注日期的引用文件， 仅该日期对应的版本适用于本标准：不注日期的引用文件，其最新版本（包括的修改单）适用于本 标准.
GB/T22239信息安全技术网络安全等级保护基本要求 GB/T25070信息安全技术网络安全等级保护安全设计技术要求 GB/T28264起重机械安全监控管理系统 GB/T32419.5信息技术S0A技术实现规范第5部分：服务集成开发 JTGF40公路沥青路面施工技术规范 JTGF80/1公路工程质量检验评定标准第一册土建工程 JTG/T3650公路桥涵施工技术规范 JTG/T 3660公路隧道施工技术规范 3术语和定义 下列术语和定义适用于本标准.
3. 1 智慧工地smart construction site 运用物联网、互联网、人工智能、虚拟现实、BIM协同等数字化手段，通过软件平台和硬件设施对 公路工程施工过程进行数字化管理的工地.
[DB33/T 1248，2.0.1定义，有修改] 3.2 智慧工地管理系统managementsystemofsmartconstructionsite 对智慧工地产生的数据进行全面采集、共享、协同运作，实现全面感知、互联协同、辅助决策、科 学管理等功能的管理系统.
3. 3 工地建设construction site 围绕工地施工过程，采用全天候管理监控、全流程安全监督、全方位智能分析的手段，并依托实际 工程需求，进行的相关建设.
4缩略语
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DB34/T 1798-2024 曳引驱动可变速电梯监督检验和定期检验规程.pdf
ICS91. 140. 90 CCS Q 78 DB34 安徽省地方 标 電准 DB34/T1798 -2024 代替DB34/T1798-2018 曳引 驱动可变速电梯监督检验和定期检验 规程 Regulation for traction drive variable-speed lift supervisory inspection and periodical inspection 2024-09-14发布 2024-10-14实施 安徽省市场监督管理局 发布
本文件代替DB34/T1798-2018《曳引驱动可变速电梯监督检验和定期检验规程》，与DB34/T 1798-2018相比，除结构调整和编辑性修改外，主要技术变化如下： a）更改了范围（见1 2024版1）： b）更改了部分规范性引用文件（见2，2024版2）： c）更改了相关术语和定义（见3，2024版3）： e) 更改了“检验现场的安全性规定”有关内容（见4.4.6 2024版4.4.6）： g）更改了“附录A检验内容和要求”有关内容（见附录A，2024版附录A）： h）更改了“1.1制造资料”有关内容（见附录A，2024版附录A）： i）更改了“2.1机器空间”有关内容，删除“运载装置，斜行电梯相关字词，顶层工作区域内容” （见附录A，2024版附录A）： j）更改了“2.2井道”有关内容，删除“运载装置、平衡重、斜行电梯、消防员电梯、液压电梯、” 相关字词（见附录A，2024版附录A）： 1）更改了“2.5悬挂装置、补偿装置及旋转部件”有关内容，更改表1-4中的相关标注序号（见 附录A，2024 版附录A）： m）更改了“2.6轿厢与对重、2.7层门和桥门、3试验”有关内容（见附录A，2024版附录A）.
请注意本文件的某些内容可能涉及专利.
本文件的发布机构不承担识别专利的责任.
本文件由安徽省特种设备检测院提出.
本文件由安徽省市场监督管理局归口.
本文件起草单位：安徽省特种设备检测院.
本文件主要起草人：范林静、黄西广、李翔、张鑫、徐金根、洪程、徐亮、柏艳、王峰、苏琦、储 海燕、肖硕、徐航、房天舒、叶沛、李硕、杨军、马广振、杨骋.
本文件及其所代替文件的历次版本发布情况为： -2012年首次发布为DB34/T1798-2012，2018年第一次修订： 一一本次为第二次修订.
DB34/T 1798-2024 曳引驱动可变速电梯监督检验和定期检验规程 1范围 本文件规定了曳引驱动可变速电梯监督检验和定期检验应包含的项目和要求.
本文件适用于电力驱动，额定速度不大于2.5m/s的可变速电梯（不包括液压电梯、防爆电梯、消 防员电梯、杂物电梯和斜行电梯）的监督检验和定期检验.
2规范性引用文件 下列文件中的内容通过文中的规范性引用面构成本文件必不可少的条款.
其中，注日期的引用文件， 仅该日期对应的版本适用于本文件：不注日期的引用文件，其最新版本（包括的修改单）适用于本 文件.
GB/T7024电梯术语 GB/T7588.1电梯制造与安装安全规范 TSGT7001电梯监督检验和定期检验规则 DB34/1799曳引驱动可变速电梯安装验收技术条件 3术语和定义 GB/T7024和IGB/T7588.1界定的以及下列术语和定义适用于本文件.
3.1 可变速电梯variable-speedlift 一种根据轿厢实际载荷，在曳引机输出功率许可范围内，使运行速度随载荷变化而相应变化的曳引 驱动电梯.
3.2 额定速度ratedspeed 可变速电梯设计中，电梯以额定载重量上升或者下降时的稳定运行速度.
3.3 负载额定速度ratedspeedwithload 当电梯轿厢载有满载和空载之间的载荷时，可变速电梯控制系统选择的稳定运行速度.
3. 4 最高速度maximum speed 最大的负载额定速度.
3.5 负载率loadratio 实际载重量与额定载重量的比值.
3.6 负载额定速度的设定标准standards set byratedspeed withload 可变速电梯出厂随机文件中载荷与负载速度的对应关系.
DB34/T 1798-2024 4一般要求 4.1检验机构的规定 4.1.1检验机构应当配备能够满足本规则附录A所述检验要求和方法的检验检测仪器设备，仅器设备 应经过检定或者校准，并在有效期内.
4.1.2检验人员必须按照国家有关特种设备检验人员资格考核的规定，取得国家市场总局颁发的相应 资格证书后，方可以从事批准项目的电梯检验工作.
现场检验至少由2名具有电梯检验员或者以上资格 的人员进行.
4.1.3检验机构应当根据本规程规定，参照TSGT7001规定的检验程序、内容、要求和方法（包含音 像记录）制定包括检验程序和检验流程图在内的电梯检验作业指导文件.
并且按照相关法规、本规程和 检验作业指导文件的规定，对电梯检验质量实施严格控制，对检验结果及检验结论的正确性负责，对检 验工作质量负责.
4.1.4检验机构应当统一制定电梯检验原始记录格式及其要求，在本单位正式发布使用.
原始记录内 容可参照本文件表1的内容编制.
必要时，相关项目应当另列表格或者附图，以便数据的记录和整理.
4.2施工单位和维保单位的规定 4.2.1实施电梯安装、改造或者重大修理的施工单位（以下简称施工单位）应当在按照规定履行告知 后、开始施工前（不包括设备开箱、现场勘测等准备工作）向检验机构申请监督检验：电梯使用单位应 当在电梯使用标志所标注的下次检验日期届满前1个月（不超过2个月），向检验机构申请定期检验.
4.2.2施工单位应当按照设计文件和标准的要求，对电梯机房（或者机器设备间）、井道、底坑等涉 及电梯施工的土建工程进行检查，对电梯制造质量（包括零部件和安全保护装置等）进行确认，并且做 好记录，符合要求后方可进行电梯施工.
4.2.3施工单位或者维护保养单位应当具有覆盖可变速电梯的最高速度的资质，按照相关安全技术规 范和标准的要求，保证施工或者日常维护保养质量，对施工或者日常维护保养质量以及提供的相关文件、 资料、真实性及其与实物的一致性负责.
4.2.4施工单位、维护保养单位和使用单位应当向检验机构提供符合表1要求的有关技术文件、资料， 安排相关的专业人员配合检验机构实施检验.
4.3检验机构检验项目的一般性规定 4.3.1检验机构应按照作业指导文件的要求开展检验工作.
4.3.2电梯监督检验项目不分类别，定期检验项目分关键检验项目（有*标志）和一般检验项目.
定期 检验项目在符合TSGT7001的规定的同时应增加本文件附录A中的3.13和3.14项.
4.4检验现场的安全性规定 4.4.1现场检验条件应符合TSGT7001的规定.
4.4.2检验现场必须确定一名安全负责人，对现场安全负责.
4.4.3现场检验时，应有施工单位或者维护保养单位的2名以上持电梯修理资质证书并熟悉设备的专 业人员配合检验.
4.4.4现场检验时，检验人员应当配备和穿戴必需的防护用品，检查并确保通讯工具安全可靠：并且 遵守施工现场或者使用单位明示的安全管理规定.
4.4.5检验现场应放置标明正在进行检验的标识牌：检验过程中，应避免与检验无关人员进入机房、 轿顶、轿厢、底坑等敏感部位，以防引发安全事故.
2
4.4.7现场检验中，检验人员认为继续检验可能危及检验人员或者他人安全和健康的，或者电梯无法 正常运行的，应终（中）止检验，检验人员应出具《特种设备检验意见通知书》（以下简称《通知书》） 告知使用单位和施工单位.
4.5检验记录 应符合TSGT7001的规定.
4.6检验报告 应符合TSGT7001的规定.
4.7检验意见通知书 应符合TSGT7001的规定.
4.8各类检验项目和检验报告结论的判定条件 4.8.1各单项检验项目的合格判定条件应符合表1的规定.
4.8.2监督检验和定期检验的整体合格判定条件应符合TSGT7001的规定.
4.8.3经检验，凡符合本文件第4.8.2款规定的合格判定条件的电梯，应当判定为“合格”.
检验机 构应当依据TSGT7001规定的时限等要求出具检验报告.
对于检验结论为不合格的电梯，受检单位组织 相应整改或者修理后可以再申请检验.
其中，对于监督检验，对于不能判定合格的电梯应提出检验意见， 直至电梯检验结论判定为“合格”：对于定期检验，凡不符合本文件第4.8.2款规定的合格判定条件 的电梯，判定为“不合格”，待使用单位提出复检申请后开展复检，复检仍按照本文件第4.8.2款规 定的合格判定条件判定.
4.8.4监督检验报告只允许使用“合格”结论：定期检验报告只允许使用“合格”、“不合格”、“整 改后合格”三种检验结论.
4.9不合格电梯的处理方法 对于判定为“不合格”的电梯、未执行《通知书》提出的整改要求并且已经超过电梯使用标志所标 注的下次检验日期的电梯，检验机构应当将检验结果、检验结论及有关情况报告负责设备使用登记的特 种设备安全监察机构.
5检验内容和要求 具体检验内容和要求见附录A.
3
资源链接 请先登录（扫码可直接登录、免注册）点此一键登录 ①本文档内容版权归属内容提供方。如果您对本资料有版权申诉，请及时联系我方进行处理（联系方式详见页脚）。
DB34/T 1799-2024 曳引驱动可变速电梯安装验收技术条件.pdf
ICS91. 140. 90 CCS Q 78 DB34 安徽省地方 标 准 DB34/T 1799 -2024 代替DB34/T 1799-2018 曳引 驱动可变速电梯安装验收技术条件 Specification for acceptance of tarction drive variable-speed lift installation 2024-09-14发布 2024-10-14实施 安徽省市场监督管理局 发布
4.2使用资料 4.3验收现场的工作条件 2 5机房及相关设备 2 5.1机房通道、结构与设备 5.2供电系统的断相、错相保护装置或保护功能 2 5.3主开关.. 2 5.4电气安装 5.5驱动主机 2 6井道.. 6.1井道的封闭.
6.2检修门、井道安全门和检修活板门 3 6.3面对轿厢入口的层门与电梯井道壁的结构 f 6.4位于轿厢与对重下部空间的防护 3 6.5井道内的防护 3 6.6可变速电梯的安全间距. 6.7导轨.... 6.8随行电缆的安装..... 5 6.9井道照明 5 6.10底坑... 6.11缓冲器.. 6.12可变速电梯极限开关的设置 7悬挂装置、补偿装置和超速保护装置 5 7.1悬挂装置... 5 7.2安装后的钢丝绳 5 7.3补偿装置 5 7.4更换悬挂钢丝绳和补偿钢丝绳 6 7.5史引轮、滑轮等旋转部件的防护 6 7.6安全钳.. 6 7.7限速器. 7.8轿厢上行超速保护装置
8 9.13变速功能试验， 6 附录A（资料性）轿厢称重装置误差评定试验的数据处理方法 10 附录B（资料性）变速功能试验示例 12 II
本文件代替DB34/T1799-2018《虫引驱动可变速电梯安装验收技术条件》，与DB34/T1799-2018 《曳引驱动可变速电梯安装验收技术条件》相比，除结构调整和编辑性修改外，主要变化如下： a）更改了范围（见1 2018版1）： b）更改了部分规范性引用文件（见2.2018版2）： c）更改了相关术语和定义（见3.6 2018版3.6）： d）更改了4.1的标题，将标题修改为“资料和文件”（见4.1 2018版4.1）： e）更改了4.1.2的相关资料要求（见4.1.2 2018版4.1.2）： g）更改了“6.6可变速电梯的安全间距”条款，删除“运载装置、平衡重以及液压驱动电梯”相 关字词（见6.6.1，6.6.2 .2 2018版6.6.1，6.6.2）： h）更改了“悬挂装置、补偿装置和超速保护装置”条款（见7.1，7.3.1，7.7.1，7.8.1 2018 版7.1 7.3.1 7.7.1 7.8.1); ，回，“，！
试”并对试验顺序进行了调整（见9，2018版9）： j）更改了附录A及附录B总则部分内容（见附录A 附录B，2018版附录A，附录B）.
请注意本文件的某些内容可能涉及专利.
本文件的发布机构不承担识别专利的责任.
本文件由安徽省特种设备检测院提出.
本文件由安徽省市场监督管理局归口.
本文件起草单位：安徽省特种设备检测院.
本文件主要起草人：范林静、李翔、黄西广、徐金根、汪秋怡、洪程、柏艳、徐亮、王峰、赵君麟、 肖硕、徐航、房天舒、叶沛、李硕、杨军、马广振、杨骋.
本文件及其所代替文件的历次版本发布情况为： --2012年首次发布为DB34/T1799-2012，2018年第一次修订： 一一本次为第二次修订.
III
本文件适用于电力驱动，额定速度不大于2.5m/s的可变速电梯（不包括液压电梯、防爆电梯、消 防员电梯、杂物电梯和斜行电梯）.
2规范性引用文件 下列文件中的内容通过文中的规范性引用面构成本文件必不可少的条款.
其中，注日期的引用文件， 仅该日期对应的版本适用于本文件：不注日期的引用文件，其最新版本（包括的修改单）适用于本 文件.
GB/T7024电梯、自动扶梯、自动人行道术语 GB/T7588.1电梯制造与安装安全规范 GB/T10058电梯技术条件 GB/T10059电梯试验方法 GB/T10060电梯安装验收规范 TSGT7001-2023电梯监督检验和定期检验规则 DB34/T1798曳引驱动可变速电梯监督检验和定期检验规程 3术语和定义 GB/T7024和GB/T7588.1界定的以及下列术语和定义适用于本文件.
3. 1 可变速电梯variable-speed lift 一种根据轿厢实际载荷，在曳引机输出功率许可范围内，使运行速度随载荷变化面相应变化的曳引 驱动电梯.
3.2 额定速度ratedspeed 可变速电梯设计中，电梯以额定载重量上升或者下降时的速度.
3.3 负载额定速度ratedspeedwithload 当电梯轿厢载有满载和空载区间的某个载荷时，可变速电梯控制系统根据设计文件应选择的稳定运 行速度.
3.4 最高速度maximum speed 最大负载额定速度.
3.5 负载率loadratio 实际载重量与额定载重量的比值.
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DB34/T 3267-2024 公路养护工程设计文件编制规范.pdf
ICS91. 200 CCS P 66 DB34 安徽省地方 标 嬰准 DB34/T3267 -2024 代替DB34/T3267-2018 公路养护工程设计 文件编制规范 Specification for design documents of highway maintenance engineering 2024-09-14发布 2024-10-14实施 安徽省市场监督管理局 发布
本文件代替DB34/T3267-2018《公路养护工程设计文件编制规范》，与DB34/T3267-2018相比， 除结构调整和编辑性改动外，主要技术变化如下： ），，，“ 章，2018版的第3.1、3.2、3.3、3.4)； 集），，（ 较大工程”的有关内容（见第4章，2018年版的第4章）： e）更改了各类养护工程方案设计内容分类和桥梁病害设计图内容（见附录A，2018年版的附录A）： f）更改了各类养护工程施工图设计内容分类和桥梁、隧道病害设计图内容，增加了施工图设计方 案一览表和必要的结构验算、计算验证（见附录B，2018年版的附录B）.
请注意本文件的某些内容可能涉及专利，本文件的发布机构不承担识别专利的责任.
本文件由安徽省交通运输厅提出并归口.
本文件起草单位：安徽省公路管理服务中心、合肥市公路管理服务中心、六安市公路管理处.
本文件主要起草人：汪波、徐继欣、曾保军、叶代青、蔡翔、金科、齐磊、武东超、吴宇、马文平、 王琼、傅宜嘉、吴嫡、于浩然、吉鹏飞.
本文件及其所代替文件的历次版本发布情况为： -2018年首次发布为DB34/T3267-2018，2024年第一次修订； 一一本次为第一次修订.
DB34/T 3267-2024 公路养护工程设计文件编制规范 1范围 本文件规定了公路养护工程总体要求、方案设计、施工图设计、设计成果的提交等内容.
本文件适用于安徽省等级公路养护工程设计文件的编制.
拆除重建的桥梁、隧道设计文件可按照《公 路工程基本建设项目设计文件编制办法》编制，管理服务设施养护设计文件按有关行业标准要求编制.
2规范性引用文件 下列文件中的内容通过文中的规范性引用面构成本文件必不可少的条款，其中，注日期的引用文件， 仅该日期对应的版本适用于本文件：不注日期的引用文件，其最新版本（包括的修改单）适用于本 文件.
JTG5110公路养护技术标准 JTG5120公路桥涵养护规范 JTG5210公路技术状况评定标准 JTG5610公路养护预算编制导则 JTGF90公路工程施工安全技术规范 JTGH12公路隧道养护技术规范 JTGH30公路养护安全作业规程 3术语和定义 下列术语和定义适用于本文件.
3.1 预防养护preventive maintenance 公路整体性能良好但有轻微病害，为延缓性能过快衰减、延长使用寿命而预先采取的主动防护工程.
3.2 修复养护corrective maintenance 公路出现明显病害或部分丧失服务功能，为恢复技术状况而进行的功能性、结构性修复或定期更换， 包括大修、中修、小修.
3.3 专项养护specialmaintenance 为提升或恢复公路基础设施服务功能面集中实施的完善增设、加固改造、拆除重建或灾后恢复等工 程.
3. 4 应急养护emergency maintenance 在突发情况下造成公路损毁、中断、产生重大安全隐患等，为较快恢复公路安全通行能力面实施 的应急性抢通、保通、抢修.
DB34/T 3267-2024 3.5 综合养护prehensive maintenance 同时包含两项或两项以上内容的养护工程.
3. 6 新型养护模式newmodesofhighwaymaintenance 区别于传统养护模式之外的养护工程，如设计施工总承包（EPC）、基于产出和性能的公路合同（OPRC 合同）等养护模式.
3. 7 动态设计dynamic design 公路养护工程实施过程中，根据地质水文条件、病害发展及交通组织变化等情况进行的设计.
4总体要求 4.1养护工程规划项目库作为养护工程立项依据，养护工程设计应综合考虑养护历史，结合近、远期 改扩建计划需求，通过路况调查检测，根据公路技术状况评定开展养护需求分析和科学决策.
4.2在公路技术状况评定、养护需求分析和科学决策等前期工作确定的前提下，技术简单的养护工程 一般采用一阶段施工图设计.
其他养护工程一般应采用方案设计和施工图设计两阶段设计.
技术复杂的 养护工程还应开展专项方案设计.
4.3设计原则应遵循以下要求： a）因地制宜、就地取材、循环利用、绿色环保： b）针对不同病害的分布特点进行分类、分段设计： c)做好交通组织设计，降低养护工程施工对交通的影响，保障运行安全： d）完善配套附属设施的设计.
4.4采用新型养护模式时，设计还应遵循以下要求： a）应提出有效的养护评价指标和绩效考核指： b）采用EPC养护模式时，应以及时的道路检测数据与科学的数据处理分析为基础，动态调整设 计方案，确保公路病害处治的针对性： c）采用OPRC合同养护模式时，应围绕科学合理的养护绩效目标，通过精细化设计和精准化施工 的有效联动，形成性能可靠、适用耐久、经济合理的养护方案.
4.5设计应当以有效期内的专项调查、检测或评定为依据，加强结构物和既有公路技术状况评价，强 化对显性、隐性病害的诊断分析.
4.6设计文件应当对交通组织方案、工程材料技术指标、施工工艺、技术措施及验收标准进行明确规 定.
4.7涉及危险性较大的养护工程，设计文件应符合JTGF90的要求.
4.8设计单位应做好技术交底，及时解决施工中出现的问题.
4.9设计单位应加强动态设计，及时跟踪公路病害发展状况，进行设计变更或优化设计.
4.10设计文件应当通过审查或审批后方可使用.
5方案设计 5.1目的与要求 5.1.1在养护决策的基础上，根据公路技术状况、病害情况、发展趋势，综合考虑安全、环保、技术、 2
5.1.2方案设计应： a）对修复养护及专项养护工程的结构修复设计，应结合必要的结构验算确定设计方案： b）应充分利用既有检测资料，必要时补充桥隧构造物的几何构造数据、地质及水文等勘察及调 查： c）应确定设计方案，提供文字说明及图表资料，计算工程数量，拟定施工设计技术方案及交通 组织方案，编制设计概算.
5.2文件的组成与内容 一般包括总说明书、既有公路调查检测与评定、路线、路基路面工程、桥涵工程、隧道工程、交通 工程及沿线设施、环境工程等内容，具体内容应按照附录A的有关规定执行.
6施工图设计 6.1目的与要求 6.1.1根据方案设计的审查或批复意见及相关资料，进行施工图设计，编制施工图预算，满足审查及 施工需要.
6.1.2施工图设计应包括以下内容： a）说明方案设计审查、批复意见的执行情况： b）在方案设计的基础上补充必要的调查、检测及评定资料： c）优化养护路段、内容及设计方案： d）路基标准横断面： e）路基路面排水系统和支挡、防护工程的结构类型及尺寸，绘制相应布置图和结构设计图： f)路面结构类型、路面混合料类型，绘制路面结构图及路面病害处置图： g）桥梁维修加固内容及结构设计图： h）维修或拆除重建涵洞的位置、孔数及孔径、结构类型及布置图： i）隧道及其附属设施维修加固内容及设计图： j）路线交叉形式及设计图： k）沿线设施和机电工程设计内容及图纸、交通安全设施的各项工程位置、类型及设计图： 1）监测系统测点总体布置图及监测项布置图等，监测内容、测点和设备布置、数据管理、结构 监测预警值及预警方案等： m）养护工程施工期间的交通组织设计及保通方案： n）环境保护、循环利用等相关内容及设计图： o）其它工程及相关设计： p）施工组织设计： q）各项工程数量； r）施工图预算.
6.1.3一阶段施工图设计除满足上述要求外，还应增加补充必要的比选方案及图表资料.
6.2文件的组成与内容 一般包括总说明书、调查检测与评定、路线、路基路面工程、桥涵工程、隧道工程、交通工程及沿 线设施、环境工程等内容，具体内容应按照附录B的有关规定执行.
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DB34/T 4915-2024 桥式起重机风险管控与隐患排查导则.pdf
ICS 43. 020 CCS T 09 DB34 安徽省地方 标 東准 DB34/T4915 -2024 桥式起重 机风险管控与隐患排查导则 Guidelines for risk control and hidden danger investigation of bridge crane 2024-09-14发布 2024-10-14实施 安徽省市场监督管理局 发布
13 附录C（资料性） 风险分级管控清单 25 附录D（资料性） 重大风险告知栏 26 附录E（资料性） 隐患排查记录.. 27 附录F（资料性） 隐患排查治理台账， 参考文献. 38
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本文件的发布机构不承担识别专利的责任.
本文件由安徽省特种设备检测院提出.
本文件由安徽省市场监督管理局归口.
本文件起草单位：安徽省特种设备检测院、六安市特种设备监督检验中心.
本文件主要起草人：王贺涛、武利宇、蒋雨、朱亚栋、陈宇峰、黄奇、支有为、吴昊、马云峰、查 道鹏、李庆、禹言春、管国伟、许路夷.
I1
本文件适用于桥式起重机使用单位（以下简称“使用单位”）对桥式起重机进行风险源辨识和采取 风险控制措施、隐患排查治理的相关工作.
特种设备检验、检测机构、特种设备监管部门等相关单位参 照使用.
2规范性引用文件 下列文件中的内容通过文中的规范性引用而构成本文件必不可少的条款.
其中，注日期的引用文件， 仅该日期对应的版本适用于本文件：不注日期的引用文件，其最新版本（包括的修改单）适用于本 文件.
GB/T23694风险管理术语 TSG08特种设备使用管理规则 TSG51起重机械安全技术规范 3术语和定义 GB/T23694界定的以及下列术语和定义适用于本文件.
3.1 风险risk 失效发生的概率与失效后果严重程度的综合.
3.2 风险点risk site 伴随风险的部位、设施、场所和区域，以及在特定部位、设施、场所和区域实施的伴随风险的作业 及相关活动，或以上两者的组合.
3.3 风险管控riskmanagement and control 对风险源实施风险辨识、评价、风险控制、以及落实管控措施的过程.
3.4 桥式起重机风险源risksource ofbridgecrane 在桥式起重机使用环境、桥式起重机（包括桥式起重机附属设施、机械和电气部件部位）以及桥式 起重机相关作业活动（包括起吊物、检维修、应急救援等）中，具有潜在能量和物质释放危险的、可造 成人员伤害、在一定的触发因素作用下可转化为事故的部位、区域、场所、空间、设备及其位置.
3.5 隐患hidden risk
3.6 隐患排查治理troubleshootingof the hiddenrisks 使用单位采取技术、管理措施，及时发现并消除事故隐患.
3. 7 网格grid 使用单位将桥式起重机（本体、部件、部位）及其使用环境根据区域分部情况，自行划分单元网格， 通过对单元网格的巡查，强化隐患排查治理的效果.
4基本要求 4.1风险分级管控和隐患排查 使用单位依据本文件中安全风险分级管控标准及风险评价方法，进行桥式起重机的风险辨识、评价、 确定风险等级，明确分级管控的责任人，落实管控措施，形成风险分级管控清单.
使用单位根据风险管控清单，按照桥式起重机相关法律、法规、规章、安全技术规范、标准和设备 技术文件的要求，形成隐忠排查的内容标准，确定隐患排查的类型和周期，进行隐患排查治理.
使用单位通过开展安全风险分级管控，从源头上控制和降低风险，是隐患排查治理的前提和基础： 隐患排查以风险管控措施为排查重点，是控制和降低风险的有效手段.
两者相互促进、互为补充，达到 有效控制风险、预防事故的目的.
4.2部门设置 安全管理机构：使用单位应按TSG08的要求设置特种设备安全管理机构，配备桥式起重机专职安全 管理人员，组织桥式起重机风险分级管控和隐患排查治理工作.
4.3人员职责 4.3.1主要负责人职责： 一一对其使用的桥式起重机风险管控和隐患排查治理工作全面负责： 一一负责风险管控和隐患排查治理的组织领导工作： 一-组织定期评审： 一一及时、如实报告事故，组织事故抢救.
4.3.2安全管理负责人职责： 一一根据TSG08的要求，取得相应的特种设备安全管理人员资格证书： 一一协助主要负责人履行本单位桥式起重机安全的领导职责，组织和实施风险分级管控和隐患排 查治理： 一一宣传、贯彻《中华人民共和国特种设备安全法》以及和桥式起重机有关的法律、法规、规章 和安全技术规范： 一一负责组织起草本单位桥式起重机风险管控的相关工作方案和体系文件，确保桥式起重机的风 险管控和隐患排查治理得到有效实施： 一组织建立本单位桥式起重机安全管理制度，落实桥式起重机安全管理机构设置、专职安全管 理员配备： 2
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DB34/T 4917-2024 纯电动商用车换电站建设及验收技术规范.pdf
ICS 43.080 CCS T 47 DB34 安徽省地方标 准 DB34/T4917 -2024 纯电动商用车换电站建设及验收通用技术 规范 General technical specification for construction and acceptance of electric mercial vehicle battery-swap stations 2024-09-14发布 2024-10-14实施 安徽省市场监督管理局 发布
请注意本文件的某些内容可能涉及专利.
本文件的发布机构不承担识别专利的责任.
本文件由安徽省计量科学研究院提出.
本文件由安徽省市场监督管理局归口.
本文件起草单位：安徽省计量科学研究院、上海启源芯动力科技有限公司、上海融和智电新能源有 限公司、安徽启源焕电科技有限公司、上海玖行能源科技有限公司、上海融青新能源科技有限公司、四 川智锂智慧能源科技有限公司、安徽巨一科技股份有限公司.
本文件主要起草人：吴晓燕、罗浩亮、胡启迪、杨东辉、崔勇敢、张国俊、李立国、姬彦文.
DB34/T 4917-2024 纯电动商用车换电站建设及验收通用技术规范 1范围 本文件规定了纯电动商用车换电站建设的基本原则、通用设施设备、专用设施设备、安全要求和验 收 本文件适用于纯电动商用车换电站.
2规范性引用文件 下列文件中的内容通过文中的规范性引用面构成本文件必不可少的条款，其中，注日期的引用文件， 仅该日期对应的版本适用于本文件：不注日期的引用文件，其最新版本（包括的修改单）适用于本 文件.
GB2893安全色 GB2894-2008安全标志及其使用导则 GB/T7000.222灯具第2-22部分：特殊要求应急照明灯具 GB/T22239信息安全技术网络安全等级保护基本要求 GB/T22240信息安全技术网络安全等级保护定级指南 GB/T32895电动汽车快换电池箱通信协议 GB/T33341电动汽车快换电池箱架通用技术要求 GB/T41479信息安全技术网络数据处理安全要求 GB/T51077-2015电动汽车电池更换站设计规范 GB/T51410建筑防火封堵应用技术标准 DL/T448电能计量装置技术管理规程 NB/T33001电动汽车非车载传导式充电机技术条件 NB/T33004电动汽车充换电设施工程施工和竣工验收规范 NB/T33005电动汽车充电站及电池更换站监控系统技术规范 NB/T33021电动汽车非车载充放电装置技术条件 3术语和定义 GB/T29317-2021、GB/T29772界定的以及下列术语和定义适用于本文件.
3. 1 电池更换站battery swap station 为电动汽车提供电池更换服务的场所.
注：又称换电站.
[来源：GB/T 29317-2021，7.2，有修改] 3. 2 充电系统charging systom 由换电站内的充电设备、电缆及相关辅助设备组成的系统.
DB34/T 4917-2024 3.3 电池更换系统batteryswapsystem 实现电动汽车动力蓄电池更换的机械设备和电气设备组成的系统.
[来源：GB/T 29317-2021，8.1] 3. 4 动力蓄电池箱swappablebatterysystem；SBS 由若干单体蓄电池或动力蓄电池模块、箱体、电池信息采集单元及相关电气、机械附件等构成的装 置.
注：简称电池箱 [来源：GB/T 29317-2021，8.1.1] 3.5 后背式换电cab-backbattery swap 通过整体更换安装于驾驶室后方的电池系统，实现车辆能源补给的方式.
[来源：QC/T 1201-2023，3.2] 3. 6 预装式换电站prefabricated battery swap station 采用模块化预装，经过系统性验证，现场可快速拼装的电池更换系统为纯电动商用车提供电池更换 服务的换电站.
注：又称为撬装式换电站.
3.7 监控系统monitoring systen 应用信息、网络及通信技术，对电池更换站内设备运行状态和环境等进行监视、控制和管理的系统.
3.8 电池箱充电机SBScharger 为电池更换站内动力蓄电池箱充电的专用充电设备.
注：简称充电机.
[来源：GB/T 29317-2021 8.1.6] 3. 9 消防处置区fire fighting disposalarea 换电站区域内设置的用于对热失控电池箱进行隔离和消防处置的区域.
3.10 消防转运装置fire fighting transfer device 换电站区域内设置的用于将热失控电池箱转运至换电站外的移动装置.
4基本原则 4.1环境要求 换电站应满足以下运营及存储条件，有特殊要求的可单独定制： a）环境温度：-20℃~65C； b）存储温度：-20℃~65C； c)相对湿度：5%~99%； d海拔高度：≤2000m： 2
4.2选址及规划 4.2.1换电站的选址应根据当地国土空间规划及电网规划、业务发展规划进行综合考虑.
4.2.2换电站的选址应符合GB/T51077-2015的3.0.2的要求.
4.2.3换电站的区域规划和总布置应满足GB/T51077-2015的4.1、4.2、4.3和4.4的要求.
4.2.4换电站的选址面积宜能满足行车道、换电缓冲区域或停车位的设置要求.
4.3节能与环保 4.3.1换电站的建设宜使用节能技术降低能源消耗.
4.3.2换电站宜具备能源监控系统，可对换电站的能源消耗数据进行采集.
4.3.3换电站宜具备站网互动能力，在配电网负载率高、接纳能力紧张时，宜具备参与电网调峰、需 求响应等功能.
4.3.4换电站宜设置地面冲洗水、工作间排水等污水贮水池，有条件时应接入市政管网.
5通用设施设备 5.1供配电系统 5.1.1换电站的供配电系统应按照设计图纸进行安装施工，供电设备的安装应牢固可靠、标识明确、 内外清洁.
5.1.2电缆的敷设应排列整齐、捆扎牢固、标识清晰，端接处长度应留有适当富余量，不得有扭纹、 压扁和保护层断裂等现象.
电续接入供电和用电设备柜时，应捆扎固定，不应对柜内端子或连接器产生 额外应力.
5.1.3换电站宜分别配置独立的电量计量装置，分别计量站内电池系统充电电量及换电站运营电量.
5.1.4供配电系统电能计量应符合DL/T448的有关规定.
5.2监控及通信系统 5.2.1计算机、网络和通信等设备应按照设计图纸进行安装施工，监控系统各设备房间的设备布置、 线续布放与其他设备或障碍物的距离必须满足检修、维护、消防及设计文件的要求.
5.2.2监控系统功能和技术指标应符合NB/T33005的有关规定.
5.2.3监控系统使用外部网络进行数据采集、存储、传输、计算的，应符合GB/T22239、GB/T22240 和GB/T41479的相关规定.
5.3标志 5.3.1换电站的标志应符合规范性、系统性、醒目性、清晰性、协调性和安全性的要求.
5.3.2换电站的标志应包含设施标志、禁止标志、警告标志、指令标志、提示标志、消防安全标志和 公共信息标志.
5.3.3禁止标志、警告标志、指令标志和提示标志所用的颜色应符合GB2893的相关要求.
5.3.4禁止标志、警告标志、提示标志和指示标志需要增加辅助文字标志时，应符合GB2894-2008的 4.5的规定.
5.3.5标志的制作材料应选用环保、安全、耐用、阻燃、防腐蚀和易于维护的材料.
3
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钢筋混凝土结构重力二阶效应分析.pdf
建筑结构学报（增刊1） Joumal of Building Struc tures( Supplementary Issue 1) 钢筋 混凝土 结构重力 二阶 效应分析 李云贵，黄吉锋 （中国建筑科学研究院结构所，北京100013） 摘要：介绍了P4效应分析中常见的4种基本方法：基于几何刚度的有限元方法、基于等效水平力的有限元选代方法、折减 弹性抗弯刚度的有限元法以及结构位移和构件内力增大系数法，并对各种方法的特点作了简要分析.
对结构在考虑P 效应后其自振周期发生变化“的情况进行了讨论并指出其合理性.
最后通过算例，研究了P效应在不同高度的钢筋混 凝土高层建筑的总体结构反应中所占的可能的比例，以及考虑P效应时地震作用和风荷载引起的层间位移的变化规律.
关键词：钢筋混凝土：PA效应：几何刚度：周期 中图分类号：U375.01文献标识码：A Analysis ofgravitysecond-ordereffectfor reinforcedconcrete stnuctures LI Yungui HUANG Jifeng ( Institute of Building Structure China Academy of Building Research Beijing 100013 China) Abstraet: Four fundamental methods for analysis of P& effect and their characteristics were summarized in this paper such as the finite element method based on geometric stiffnes the finite element iteration method based on equivalent horizontal forces the finite element method based on reduction elastic flexural stifness and the structural disp lacement and intemal forces enhancement coeficient method The change of natural viriation period of structures considering P effect was discussed and its rationality was appioved Finally several examples have been used o demonstrate the pxoportion of P effect in the overall structure responses of highrise reinforced concrete building with diferent height as well as the change regulations of intersory disp lacement caused by earthquake action and wind lbad when con sidering P effect Keyword: reinforced concrete; Pf effect geometric stiffness period 0引言 建筑结构的几何非线性二阶效应一般认为由两部 结构总的二阶效应是P效应与P效应之和.
在 分组成：P6效应和P效应.
P&效应是指由于构件在不同的结构中，P6效应与P△效应所占的比例不同.
轴向压力作用下，自身发生挠曲引起的附加效应，可称P5效应与结构构件的长细比和轴向压力有关，在任何 之为”构件挑曲二阶效应”它通常指轴向压力在产生了结构中，只要构件中存在轴向压力，P&效应就存在，构 挠曲变形的构件中引起的附加弯矩.
附加弯矩与构件件的长细比越大、轴向压力越大，相应的P6效应就越显 的挠曲形态有关，一般中间大，两端小.
P△效应是指由著.
PA效应与结构在水平力作用下产生的侧移和重力 于结构的水平变形而引起的重力附加效应，可称之为荷载的大小有关.
在无侧移结构中，因结构的侧移绝对 “重力二阶效应”.
结构在水平力（风荷载或水平地震值很小，由P△效应引起的附加内力或附加变形很小， 力）作用下发生水平变形后，重力荷载因该水平变形而几乎可以忽略不计，这类结构的二阶效应以P&效应为 引起附加效应.
结构发生的水平侧移绝对值越大，P主：而在有侧移结构中，在水平力作用下结构的侧移变 效应越显著，若结构的水平变形过大，可能因重力二阶 形较大，P效应可使结构的位移和内力增大较多，其 效应而导致结构失稳.
二阶效应多以PA效应为主.
作者简介：李云贵（1962一）男，辽宁绥中人，工学博士，研究员.
收稿日期：2008年3月 208
在无侧移结构中，因结构的侧移绝 和P6效应具有很强的几何非线性特征，考虑P△效应对值很小，由PA效应引起的刚度矩阵变化量{K1很 和P&效应的结构分析，严格地讲，应同时考虑材料的非小，几乎可以忽略不计P效应，这类结构的二阶效应 线性和裂缝、构件的曲率和层间侧移、荷载的持续作用、以P6效应为主.
混凝土的收缩和徐变，以及上部结构与地基基础的相互 在仅考虑PA效应的结构分析中，可取{K1=0， 作用等因素.
但要实现比较全面的分析，在目前条件下 则结构的平衡方程可改写为 还存在困难，故在工程应用中，一般都采用近似的简化 ({K) -{K: j){a) = { F) (4) 分析方法，因此，如何合理地采用近似的简化分析来考 从式（4）可以看出，考虑P△效应的近似分析相当 虑PA效应和P6效应的影响，就成为工程、设计人员关 于将结构的初始刚度矩阵/K/修改为等效刚度矩阵 心的一个重要问题.
尤其在普遍采用CAD软件进行设 {K}{K）.经上述简化处理，使考虑P△效应的结构 计、计算的今天，深入了解PA效应和P6效应的计算方 弹性分析变得简单易行.
采用这种方法考虑PA效应 法、有关软件的实现机理，就显得更为重要.
的影响，与不考虑P效应的分析结果相比，结构的周 本文着重总结和介绍PA效应的计算原理和方法.
期、位移和构件的内力都有所不同.
PKM新规范版的 首先介绍P4效应分析中常见的4种基本方法：基于几 SATWETAT和PMSAP软件都采用了这种基于几何刚 何刚度的有限元方法、基于等效水平力的有限元选代方 度的有限元方法，ETABS软件也提供这种方法.
法、折减弹性抗弯刚度的有限元法以及结构位移和构件 内力增大系数法：然后对结构在考虑P效应后其自 2基于等效水平力的有限元选代法 振周期发生变化“的情况进行讨论：最后通过算例，显示 了PA效应在不同高度的高层建筑中、在总的结构反应 该方法的基本思路是：根据楼层重力荷载以及楼层 中所占的可能的比例.
在水平荷载作用下产生的层间位移，计算出考虑P△效 应的近似等效水平荷载向量，然后，对结构的有限元方 1基于几何刚度的有限元法 程进行选代求解，直到选代结果收敛，得到最终的位移 和相应的构件内力.
从原理上讲，这种方法是基于式 在采用有限元位移法进行结构的线弹性分析时，若 （4）的一种等价变形 不考虑二阶效应的影响，则结构的平衡方程将在结构的 {KJ/α)=(F} {△ F=) (5) 初始构型上建立，一般可记为 式中，△F:）={KJ/a为结构变形后因重力荷载作 {K]/ α/ = ( F} {1) 用点变化而产生的附加水平荷载向量.
式中，{K1为结构的初始线弹性刚度矩阵：/F}为水平 将式（5）改写为选代式为 荷载向量：/u/为在/F/作用下的结构位移向量.
{KJ (/ = {F} { F=).
(i = 0 1 2. .) (6) 结构的二阶效应实际上是一种几何非线性效应.
这就是基于等效水平力的有限元选代方法的基本 当考虑二阶效应影响时，结构的平衡方程可记为 计算公式.
这种计算方法计算效率不如等效几何刚度 {K; J/ a) = { F} 的有限元法，因为要对每一个水平荷载作用工况（或组 式中，{k1为考虑二阶效应影响的结构刚度矩阵：/u/ 合）进行选代求解.
89规范版的SATWETAT软件是采 为考虑二阶效应影响的结构位移向量.
用这种方法考虑PA效应影响的，新规范版软件已经改 从构成机理上讲，/K/由3部分组成：结构的初始 用基于几何刚度的有限元法：自前的ETABS软件中还提 线弹性刚度{K）：结构构件在轴向力作用下因长细比效 供这种方法.
采用这种方法考虑PA效应影响，与不考 应而引起的刚度矩阵变化量（K1：结构侧移变形导致虑PA效应的分析结果相比，结构的周期不变，变化的 构件几何参数变化引起的刚度矩阵变化量（K1.
则仅是结构的位移和构件的内力.
（2）式可以改写为 （{K]-{K-{KJ）{)={F}（3) 3折减弹性抗弯刚度的有限元法 结构的P6效应主要是由于{K的存在而引起 的，其效应大小与结构构件的长细比和轴向力有关.
在 折减弹性抗弯刚度的有限元法是近年来美国、加拿 任伺结构中，只要构件中存在轴向力，P6效应就存在， 大等国家的设计规范推荐的一种考虑P△效应方法.
构件的长细比越大、轴向压力越大，相应的P&效应就越 这种分析方法的基本思想是采用折减等效刚度，近似地 考虑钢筋混凝土结构中各类构件在极限状态时因开裂 结构的P效应主要是由于{K;/的存在而引起 而导致刚度减小现象，使分析结果与设计状态尽可能一 的，其效应大小取决于结构在水平力作用下产生的侧移致.
如何合理地确定钢筋混凝土构件的弹性抗弯刚度 209
果（结构位移、构件弯矩和剪力），直接乘以增大系数，以 从理论上讲，弹性抗弯刚度折减系数的确定原则应近似考虑重力二阶效应的影响.
该使结构在不同的荷载组合方式下，采用折减弹性抗弯 钢筋混凝土高层建筑结构技术规程）（JG3一 刚度的弹性分析结果与按非线性有限元法所得结果相2002）（以下简称”高规“）第5.4.2条规定，高层建筑 当.
但由于钢筋混凝土结构中各构件承受荷载的差异， 结构的重力二阶效应，可采用弹性方法进行计算，也可 以及构件各截面开裂不同而导致刚度变化的复杂性，实 采用对未考虑重力二阶效应的计算结果乘以增大系数 际上很难实现上述原则的要求.
的方法近似考虑.
结构位移增大系数6、6以及结构 为了使用上的方便，不得不对的框架梁（包括 构件弯矩和剪力增大系数66，可分别按下列规定近 剪力墙洞口连梁）的柱、的剪力墙均分别取统似计算 一的弹性抗弯刚度折减系数，对其初始弹性抗弯刚度进 对于剪切型结构，如框架结构，则 行折减.
美国混凝土结构设计规范》（ACI318-99）明 确要求在结构一阶弹性分析时考虑弹性抗弯刚度折减， (7) 并且给出了钢筋混凝土构件弹性抗弯刚度折减系数的 取值建议：梁取0.35:柱取0.7：未开裂剪力墙取0.7.已 1.β 开裂剪力墙取0.3511 我国昆凝土结构设计规范》（GB500102002）” 引进了该方法，第7.3.12条规定，当采用考虑二阶效应 对于剪弯型和弯曲型结构，如剪力墙结构、框架剪 的弹性分析方法时，宜在结构分析中对钢筋混凝土构件 力墙结构、筒体结构等，则 的弹性抗弯刚度E乘以下列折减系数：梁取0.4.柱取 0.6.对未开裂的剪力墙和核心简壁取0.7.对已开裂的 (8) 剪力墙和核心筒壁取0.45.这些折减系数是参考美国 规范给出的，但与美国规范建议的取值略有不同.
式中，β，=0.14HG/（EJ），具体符号含义见高 钢筋混凝土结构在弹塑性阶段的刚度变化十分复 杂.
在极限状态下，未必构件都同时开裂，针对某 规“第5.4节.
一构件而言，在某一作用组合下可能开裂，而在另一些 键筑抗震设计规范》（GB50011-2001）第3.6.3 作用组合下未必一定开裂.
采用统一的刚度折减系数， 条的条文说明中给出了以楼层稳定系数日，表达的内力 仅可能近似地反映在极限状态下结构整体的、宏观的性 增大系数计算公式.
在弹性分析时，作为简化方法，重 能，但很难真实地反应结构在极限状态下的刚度变化规 力二阶效应的内力增大系数6，可近似取为 律，特别是内力变化规律.
有些文献中把这种方法称为 =1/(1-0，)(=1.2...，n）(9） “一种精度和效率较高的考虑二阶效应的方法”这种提 同时，键筑抗震设计规范》（GB50011-2001）在第 法不一定恰当.
而且，采用折减弹性抗弯刚度的有限元 3.6.3条的条文说明中还特别强调，混凝土柱考虑多遇 法进行结构分析，会产生一系列新的问题，如构件弹性 地震作用产生的重力二阶效应的内力时，不应与混凝 抗弯刚度折减后，按照目前的键筑抗震设计规范》（CB 土设计规范》（GB50010-2002）承载力计算时考虑的重 50011-2001）规定的反应谱方法计算的地震力随之 力二阶效应重复.
减小，该如何考虑构件的内力分布规律和位移沿高度的 P效应不仅使柱的弯矩、剪力增大，也会使与之相 分布规律发生的变化：键筑抗震设计规范第5.2.5条 连的框架梁的梁端弯矩、剪力相应增大，在梁端正截面、 规定的最小剪力系数是否针对这样分析的地震力：这样 斜截面承载力设计中，也应考虑由P效应导致的梁端 分析的位移是属于弹性位移还是弹塑性位移：结构的位 弯矩、剪力增大的影响，而在我国上述规范中并没有提 移该如何控制等等.
因为弹性位移和弹塑性位移控制 出要求.
目前的SATWETAT、PMSAP等软件中，都未提 条件相差很大.
鉴于上述原因.在目前的SATWETAT 供上述的”结构位移和构件内力增大系数法”.
PMSAP等软件中，都未提供折减弹性抗弯刚度的有限元 法.
上述问题还有待进一步研究.
5”基于几何刚度的有限元法"兮起的 结构基本周期改变 4结构位移和构件内力增大系数法 在采用’基于几何刚度的有限元法“计算PA效应 增大系数法是一种简单可行的考虑重力二阶效应 时，将在结构的总体刚度矩阵中直接叠加几何刚度 的方法.
这类方法是对不考虑重力二阶效应的分析结 {K:）.这通常会导致最终计算采用的结构刚度（/K）- 210
考虑PA效 应前后，由于结构总刚度的改变导致结构自振特 性的改变.
不考虑几何刚度时，结构的固有振动 问题可表示为 {K/Φ=入 {M {Φ) (10) 考虑几何刚度后，结构的固有振动问题可表 图1某10层框架结构透视图及典型平面 Fig 1 3D perspective view and p lan diagram 示为 of 10=storey frame structure （{K}-{K;））={M/（11） 式中，{M是结构的质量矩阵，入、//和P、//分别 柱尺寸为600mmm×600mm，典型梁尺寸300mm×600mm 是考虑PA效应前后的结构特征对，其余符号同前.
抗震设防烈度为7度，Ⅲ类场地，地震分组为第一组.
当采用前弱的总刚度（/K）-{K;/）按照（11）式计 基本风压0.55kN/m²，体形系数1.3，地面粗糙度类别为 算结构的自振特性时，通常结构的一阶侧振周期都会略 Ⅱ.
考虑PA效应前后结构周期、地震和风作用下的层 有延长（相对于（10）式初始刚度/K/对应的周期而 间位移结果见表1和表2.
言），延长的程度与结构的抗侧力刚度及所受竖向荷载 表110层框架结构周期 有关.
结构的竖向荷载越大、抗侧力刚度越小，P效 Tabke 1 Natnl vbntion perod of 10-sbry 应就越显著，同时结构的一阶侧振周期的延长程度也越 fram e stnucture 显著.
实际上从（10）、（11）两式的对比不难发现，不仅 探型 周期/s 无P 有 相对误差 周期会变化，考虑P效应后的结构振型也会有变化， 当然，这种变化一般而言都是较小的.
1 1.800 1. 825 1. 4 % 2 1. 752 1.775 考虑P效应会使结构的周期发生变化，可以直观 1. 3 % 3 1.718 1.738 1.2 % 地理解为：当高层建筑结构按照一阶侧向振动振型做往 4 0.597 0.599 0. 3 % 复运动时，竖向力就会在垂直于结构侧壁的方向产生二 5 0.579 0.580 0.2% 阶分量F，该二阶分量就是造成P效应的直接原 6 0.571 0.572 0. 2 % 因，而AF的作用方向在一阶侧向振动振型下一般总是 与高层结构弹性恢复力的方向相反，换言之，它会部分 表210层框架结构层间位移 Tabk 2 hterstbrey disphcementof 10-sbrey 地抵消恢复力.
恢复力减小了，运动的加速度、速度都 fram e stnucture 会随之减小（相对于恢复力未减小时）、从而最终造成振 楼层 地震作用下Y向层间位移 风荷载作用下Y向层间位移 动周期的延长.
值得指出的是，对于高阶振型而言，由 无P 有P 误差 无P 有P 误差 于振型形态的复杂性，竖向力的二阶分量的方向，在结 1 1/935 1/927 0.9 % 1/1176 1/1153 2.0 % 构的一部分位置上与恢复力相反，在另一些位置上则可 3 1/900 1/890 1.1 % 1/1183 1/1154 2.5 % 能与恢复力相同，导致总的作用效果难以确定，故对于 5 1/981 1/965 1.7 % 1/1369 1/1328 3.1 % 1/1138 1/1111 % 51/1 1/1683 4.2 % 高阶振型对应的周期，考虑PA效应后，也有可能略有 10 1/1878 1/1813 3.6 % 1/2574 1/24495.1% 缩短.
总而言之，在理论上（11）式的解比（10）式的解要 更为精确.
因此，在SATWE.TAT.IMSAP软件中，当考 算例2某31层框剪结构，总高度132m，典型平面 虑PA效应时，结构自振特性的计算，都采用了更为合 如图2所示，其外周最大尺寸约为31m×22m，底层典型 理的（11）式.
柱截面1000mm×1000mm，梁截面400mm×800mm，墙厚 350mm.
抗震设防烈度为7度，Ⅱ类场地，地震分组为第 6混凝土结构PA效应算例 一组.
基本风压0.55kN/m²，体形系数1.4 地面粗糙度 类别为Ⅲ考虑P效应前后结构周期，地震和风作用 采用”基于几何刚度的有限元法”，给出3个混凝土 下的层间位移结果见表3和表4.
结构PA效应算例，以便从数值上对于P效应的各个 算例3某53层框筒结构，总高度220m，典型平面 方面有一个定量认识.
如图3所示，平面外周最大尺寸约为70m×37m，中间为 算例1某10层框架结构，总高度38.4m.典型平 菱形混凝土核芯筒，外周为钢管混凝土框架柱，外周钢 面如图1所示，平面外周最大尺寸约为75m×18m，典型 管混凝土柱与混凝土核芯筒之间用钢梁连接.
抗震设 211
基本风 压0.6kN/m²，体形系数1.3.地面粗糙度类别为Ⅲ考 虑PA效应前后结构周期，地震和风作用下的层间位移 结果见表5和表6.
图3某53层框筒结构透视图及典型平面 Fig 3 3D penpective view and plan diagnam of 53=sbrey framercore wall structure 图2某31层框剪结构透视图及典型平面 表653层框筒结构层间位移 Fig 2 3D penpective view and plan diagnam of Tabk 6 hte rsbrey disp hcementof 53*sibrey 31*skomey framesheasvall structure fram e *co re wall struc tune 楼层 地震作用下Y向层间位移风荷载作用下Y向层间位移 表331层框剪结构周期 无P 有PA 误差 无P 有PA 误差 Tabk 3 Namnl vbratibn perbd of 31*sbrey 6 1/3537 1/3453 2.4% 1/2478 1/2362 4.9 % fram e*shea w a ll s tructure 18 1/1131 1/1100 2.8% 1/819 1/775 5.7 % 周期/s 30 1/872 1/841 3.7% C59/1 1/613 6.5 % 振型 无P 有Pb 相对误差 42 1/837 61 4.8 % 1/643 1/597 7.7 % 3. 499 3-588 2.5% 51 1/969 1/918 5.6 % 1/733 1/675 8.6 % 2 2-972 3-015 1.4 % 3 2.682 2.673 - 0. 3 % 通过算例1-算例3采用基于几何刚度的有限元 4 1.126 1.129 0. 3 % 法计算P△效应”3个算例的分析，可以得到以下结论： 5 1.118 1.119 0. 1 % （1）结构的1阶振型对应的周期通常有所延长，对 1.031 1.030 0. 1% 于上述10层框架、31层框剪和53层框筒3个实际工程 表431层框剪结构层间位移 算例，分别延长1.4%、2.5%和3.2%.
一般而言，结构 Tabk 4hte rsbrey disp hcem entof 31*sbrey 越是高柔，延长的越明显，但一般不超过5%.
另一方 fram e*shea w a ll s tructure 面，从第2个算例31层框剪结构可以看出，结构的扭转 楼层 地震作用下Y向层间位移 风荷载作用下Y向层间位移 周期和高阶周期还可能略有缩短（-0.3%、0.1%）， 无PA 有PA 误差 无P 有PA 误差 但缩短的幅度非常小.
3 1/3732 1/3660 2.0 % 1/3559 1/3477 10 1/1292 1/1262 2.4 % 1/1264 1/1229 2.5 % （2）地震作用下层间位移和风荷载作用下层间位 17 1/1266 1/1227 3.2 % 1/1264 1/1218 2.8 % 移一般都会增加，但风荷载层间位移增加的百分比要超 1/1416 SLE1/1 2.8 % 1/1491 1/1429 4.3 % 过地震层间位移增加的百分比.
这主要是因为风荷载 31 1/1890 1/1840 2.7 % 1/2466 1/2238 10.2 % 是拟静力计算，起作用的是PA效应因素，而地震反应 谱分析中，除了PA效应因素，还掺杂了基本周期延长 表553层框筒结构周期 的影响.
Tabk 5 Natunl vbratibn perod of 53=sbrey fram e*co re wall stuc tune 周期/s 7 结论 探型 无P4 有P 相对误差 1 5. 193 5.357 3.2 % 2 3. 704 3.755 通过研究P效应在不同高度的钢筋混凝土高层 1.4 % 3 3. 451 3.481 0.9% 建筑总的结构反应中所占的可能比例，以及考虑P△效 4 1- 193 1-195 0.2 % 应时地震作用和风荷载引起的层间位移变化规律，可以 5 1- 140 1-142 0.2 % 得到对”采用基于几何刚度的有限元法计算P△效应” 1- 027 1-028 0.1 ≤ 的一些结论： （下转第217页） 212 C 1994-2010 China Academic Joumal Electronic Publishing House. All rights reserved. .cnki.net
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我国混凝土框架结构强柱弱梁措施的实际控制效果.pdf
第37卷第8期 建筑结构 2007年8月 我国混凝土 框架结构 强柱 弱梁 措施的实际控制效果 韦锋傅剑平白绍良 （重庆大学土木工程学院400045) [提要]为了识别强柱弱梁措施的实际抗震控制效果，对影响框架结构梁、柱端抗弯能力及二者相对强度的 因素进行了分析归纳严格按中国规范设计出5个不同地震烈度分区的规则平面框架结构考察了这些结构 在采取强柱弱梁措施后其柱、梁之间的实际强度级差系数及其规律，对这些框架进行了多波输入下的非弹性 动力反应分析.
结果表明，在罕遇地震下，9度区（一级抗震等级）框架形成了抗震性能良好的梁较机构；而8 度区二级抗震等级和7度区三级抗震等级的框架形成了以柱较为主或柱较偏多的梁、柱较混合机构.
分析结 果揭示出，在现行强柱弱梁措施的调控下，不同抗震等级的框架结构在强震下所形成的塑性耗能机构存在明 显差异，并可能导致在抗震安全水平上的不一致性.
[关键词框架结构强柱弱梁非弹性动力分析塑性耗能机构抗震性能 Adtual Control Effed of Srongcolumn and Wesk2beam Measures of Reinforcad Concrete Frame Structures in ChinaP Wei Feng Fu Jianping Bai Shaolang( Fauly of Civil Enginering Chongqing Univesity Chongqing 40045 Chin) Abstract: To verify the actual control effedt of the strong2column and weak2beam measures the fickors influencing bending Capacities of columms and beams and their relative strengths are analyzed and summarized. Five regular reinfirced concrele frames are designad confkemed to the Chinee coxde in difere seismic frtification intensity. The achual strength hierarchy between columns and beams are imvestigated affer the columms enhanced. The nonlinear dynamic response analysis of these frames under multi2vave input is carried oul. The results show that under majr carthquake the fame df se isnic grade 1 in carthquake intensity 9 regin foms a beam2hinge mechanism with satisfickory seismic perkomance and the frames of seismic grade 2 in earthquake intensity 8 region and seismic grale 3 in earthquake intensity 7 region form column2hinge2dominated mecdhanisms or ones with mmjority of colum2hinge. The results show the distinat diflerence of plastic energ2dissipated medhanisms of frames in diferent seismic grades under strong motions and the inconsistence in amtiearthquake safety level between these structures which couk be a refernce for the oxde administrative goup. Keywords: frame structures; strong2column and weak2bam measures; nonlinear dynamic analysis;: plastic energy2disspated 0前言 段来检验其实际抗震效果.
钢筋混凝土框架结构是我国地震区广泛使用的一1影响强柱弱梁措施实际效果的两大因素 种结构形式.
我国规范主要通过一系列的抗震措施来111各种原因引起的梁端实际抗弯能力超强 保证按多遇地震设计的结构在更大地震作用下的抗震 在实际设计中，人为因素、构造要求及设计习惯等 性能，其中/强柱弱梁0是一项关键控制措施，其目的是原因均可造成梁端的实际抗弯能力以不同幅度超过其 使框架结构在强震下形成具有较好抗震性能的稳定的组合弯矩设计值.
从典型结构的设计和分析以及国外 屈服后塑性耗能机构，并避免结构形成同层柱端分析结果来看，梁端超强主要来自下列5个方面的原 均出现塑性较的层侧移机构.
抗震设计规范给出了因： GB50011）2001柱端抗弯能力增强系数的取值.
11各种构造原因造成的梁端钢筋超配 在实际工程中，规范所规定的其它抗震措施和配 构造原因包括：1）一定现浇板宽范围内与框架梁 筋设计的一些习惯做法都可能与强柱弱梁措施一起共平行的板筋参与抵抗负弯矩，使梁端抗负弯矩能力增 框架结构届服后的塑性耗能机构类型，最终影响框架 端抗正弯矩能力增大；3）梁下部钢筋整跨拉通，使组 结构在强震作用下的实际抗震性能.
因此，有必要分 合弯矩较小一端的梁下部钢筋增多；4）规范对梁端下 析和归纳框架柱、梁强度比的影响因素，考察框架结构 在设计完成后真实的柱、梁抗弯能力之比，并以有效手 国家自然科学基金资助项日（59878056 5
在结构进入届服状态之后，这 当梁下部受拉纵筋用量由抗震条件下的最小配筋率控种变化就更为明显.
随着塑性较的陆续出现，各构件 制时造成的超配；6节点左、右梁上部级筋按设计弯 之间及各楼层之间的刚度比例不断发生变化，这就将 矩较大一侧用量贯通布置，可使设计弯矩较小一侧的 进一步引起结构动力反应特征和各构件内力分布规律 梁端上部钢筋超配.
的更强烈变化.
21人为原因造成的梁端钢筋超配 在这个复杂的结构动力反应过程中，有以下两个 长期以来，一部分结构设计人员出于安全考虑人 因素对柱的受力不利：1）就各个框架柱段而言，内力重 为将各构件控制截面计算所得配筋根据自身经验加分布引起柱反弯点的位置在反应过程中产生移动，就 大.
如果只是人为增大梁端配筋量，而对柱配筋不作会导致柱两端弯矩比和节点上、下柱端的弯矩比均发 增大，这相当于增大了梁的实际抗弯能力，但又未按比 生变化，从而可能使柱的某一端弯矩增大以致超过其 例增大柱抗弯能力，这自然不利于防止柱端届服，从而 设计弯矩；2）在地震作用下，框架柱的轴力会发生较大 对结构整体抗震性能不利.
的变化，尤其是边柱，地震烈度越高，柱的轴力变化幅 31梁筋和柱筋进入届服后状态程度的差异 度越大，当柱轴力变小且处于大偏压受力状态时，其截 在避免柱端出现塑性较的前提下，充分转动的梁 面抗弯能力将会变小.
端塑性较中的纵筋将可能在一定程度上进入强化段， 综上所述，一方面，存在各种因素可能使梁端截面 而柱端纵筋则没有进入届服.
在梁纵筋使用届服平台 的抗正、负弯矩能力超过其最不利正、负组合弯矩设计 较短或无届服平台的钢筋时，这种差异较为明显.
但 值，或者说使梁端抗弯能力超强，另一方面，在强震作 当使用属服平台较长的钢筋时，即使梁较已充分转动， 用下的复杂非线性动力反应过程中，柱端截面实际内 其纵筋应变可能仍未进入强化段.
另外，若对柱端塑 力有可能大于其进行柱2梁强度级差调整后的设计内 性较的出现控制不严，即柱端亦可能进入届服时，这种 力，同时柱截面抗弯能力可能会因轴力的变化而减小.
差异也会相应减小.
因此，合理的柱抗弯能力增强措施应综合考虑以上两 41钢筋强度离散性导致梁筋强度偏高的可能性 方面的不利影响，才能在框架结构中实现真正的强柱 考虑到材料的离散性，在实际工程中存在梁筋实弱梁.
下面通过典型框架结构的设计算例，考察框架 际强度恰遇偏高，而柱筋实际强度恰遇偏低的可能性.
柱梁的实际抗弯强度比及其规律，并通过多波输入的 虽然难以把握其实际影响程度，但这也是引起梁端抗 非线性地震反应分析来识别其实际抗震性能.
弯能力超强的一个可能原因.
2设计算例 51梁筋用量受重力荷载组合控制所造成的超配 为了研究框架和框剪力墙结构抗震性能，以5 在7度0110g和0115g区，甚至8度区，因地震作 个3跨6层的框架结构展开讨论.
其余算例见文[2] 用偏小，梁端纵筋和跨中纵筋用量有可能受非抗震条 -[5] - 件下重力荷载为主的组合弯矩控制.
由于跨中下部钢 211设计及相关参数 筋全部伸入支座，这导致梁端下部钢筋用量亦由重力 图1所示的5个平面框架，分别属于7度0110g和 荷载为主的组合弯矩控制.
从而使梁端上、下部实际 0115g区 8度0120g和0130g区以及9度0140g区 均 钢筋用量与地震作用参与的组合弯矩所需的钢筋用量 按0类场地，第一设计分组进行抗震设计.该5个框 相比形成超配.
架的轴线尺寸、层数及高度完全相同，梁、柱截面如图 112结构动力反应过程中的柱端弯矩增大或抗力减小 1所示.
结构所承受的楼面但载按常规作法取为 由于钢筋混凝土结构具有非常明显的非弹性特 01ng架01g架00g0.0 征，因此在地震作用下实际处于非弹性受力状态的结 构的真实内力与按弹性分析得出的结构内力有明显的 差异.
以框架结构为例，在进入届服状态之前，不同受 力特征的构件弯曲刚度就将随其受力程度的增长而发 生不同程度的变化，且各类构件的刚度还将因剪切变 形、纵筋锚固段的粘结滑移以及斜裂缝的发展导致纵 筋内力重分布等因素的影响而发生变化.
这种刚度变 化将导致结构构件之间的内力重分布以及结构动力反 图15个框架算例的轴线尺寸及梁、柱截面尺寸 6
梁、柱的混 丰 丰 凝土强度等级为C30，纵筋采用HRB335级，现浇板厚 1.600.6% 100mm.在选用梁、柱截面尺寸以及混凝土强度等级 1.3 1.391. 151.8 1.n .23 1.6 3 时，控制底层柱的轴压比接近但不超过规范规定的轴 ' 1.90 2.25 压比限值，且使框架在多遇地震作用下的层间侧移接 2T810191 KTDT 近但不超过规范规定的小震变形控制条件.
同时，在 梁、柱截面选筋时，除因构造习惯而导致的配筋增大以 N 外，尽可能不再人为增大钢筋面积.
此外，各层柱的配 筋都是按其上下端所需配筋量的较大值贯通布置的.
0.10g 枢裂10.15g张 0.20g| 0.30g 0.40g 相发 1 可以认为，这样设计出来的框架满足规范的最小要求 图3框架各节点处的柱-浆抗弯能力之比 而且会处于偏不利的受力状况.
另外，为了避免商业 结构设计软件中可能存在的对设计过程的人为调控， 由图3可以看出，各框架结构节点处的级差系数 采用SAP2000软件进行结构内力分析和内力组合，严 有以下几个规律：1）边节点的级差系数普遍要比中间 格按规范规定的抗震措施进行内力调整，然后利用自 节点的大；2）边节点处顺时针和逆时针方向的级差系 编的工具软件，严格按调整后的组合内力及规范给出 数相差较大，而中节点处两个方向的级差系数相差较 的抗震构件截面设计方法进行构件的配筋计算.
图2 小；3）下部楼层的级差系数一般要比上部楼层的大； 给出了各框架的梁、柱截面配筋.
4）级差系数有随着地震烈度的增加而增大的趋势，而 212所设计框架结构的实际柱梁强度级差 中间节点的变化比边节点更明显.
按照框架实际配筋计算出梁、柱端各控制截面的 进一步考察各节点级差系数的具体数值，可以发 实际抗弯能力后，根据各杆端实际抗弯能力求得的框 现：5个框架的绝大多数边节点的级差系数都大于 架各节点顺时针和逆时针方向的柱、梁强度比（或柱、 113；三级抗震等级（0110g和0115g区）框架中间节点 梁强度级差系数，简称级差系数）示于图3中.
顶层节 的级差系数明显偏小，大部分小于110，这自然与其偏 点按现行规范不需采取强柱弱梁措施，故没有示出.
小的柱抗弯能力增强系数111有关；而二级抗震等级 需要说明的是，计算抗弯能力时材料强度取用强度标 （0120g和0130g区）框架中间节点的级差系数大部分 准值（只要柱、梁的材料强度均采用约定的统一水准， 在110-113之间，应该说其平均意义上的级差系数与 则计算出来的柱、梁强度级差系数原则上是一致的）； 规范规定的增强系数112大体相当；面一级抗震等级 在计算节点处顺时针或逆时针方向的柱端抗弯能力 （0140g区）框架的级差系数明显大于其它4个框架的， 时，取相应方向地震组合下的轴力值（标准值）作为柱 最小的级差系数为1136，且各节点的级差系数明显趋 端截面上的作用轴力，按偏心受压构件计算；另外，在 于均匀.
需要注意的是，这里的柱、梁强度均是按规范 计算梁的抗弯能力时，按我国设计习惯暂时未考虑与 公式计算的承载能力极限状态下的抗弯承载能力，与 梁轴线平行的板筋对梁端抗负弯矩能力的贡献.
柱、梁端截面恰好进入届服状态时的抗弯能力有一定 E5-I99" T8-3965 86 丰 NET 3L 23)309 31. 495 14 3*66. *r NO9T _ (I 2 38L6. (46) se) TE) 2830 3*5 19 265-811 85 182-208 stes 4463 HE-SPC seel eef. 16085 stes 7*85 0.20g策 0.30g 邯 0.40g 相架 图25个框架算例的梁、柱截面配筋 7
布以及整个时程中各层的最大层间位移角分布.
可以 在以上严格按规范设计的不同烈度区框架所形成 看出，7度0115g区和8度0120g区框架的总体位移反 的柱、梁强度级差的格局下，结构在强震下的实际抗震 应较大，其层间位移角在层4产生突变的趋势较其他 性能是学术界和工程界普通关注的问题.
近年来，随 框架更为明显，这主要是因为该两个框架相应楼层柱 者计算机技术的进步和结构模型化方法的发展，弹塑 端塑性较相对集中出现（见图6）-另外，各框架的最 性动力时程分析已成为研究各类结构在强震下的非弹 大层间位移角均未超出规范所规定的罕遇地震作用下 性动力反应规律的有效方法，是除地震灾害调查、结构 的框架结构弹塑性层间位移角限值0102.
各框架在其 动力试验之外的又一个检验结构抗震性能、改善抗震 它地面运动输入下的层间位移角分布也有类似的规 设计方法和措施的重要手段7.
因此，利用自编的并 律. 经严格校核的钢筋混凝土结构非弹性动力分析程序 5个框架在El Centro波输入下在结构反应的两个 FW2EPA”，对前述5个框架进行多波输入下的非弹性 偏不利时刻的各层侧向位移沿高度的分布示于图5 动力反应分析，以考察现行规范强震弱梁措施的实际 中.可以发现，除7度0110g区框架的项点侧移相对 抗震控制效果.
偏小之外，其余框架的项点侧移相差不大；8度0120g 3非弹性动力分析结果及讨论 区和7度0115g区框架结构的项点侧移反而大于9度 对上述每个框架结构均分别输入符合或接近0类 区框架的，面8度0130g区框架的顶点侧移则与9度 场地、第一设计分组条件的6条地面运动加速度时程， 区框架的相当.这表明，尽管8度区0130g和0120g 其中包括与抗震规范设计反应谱相适应的3条实际地 区以及7度0115g区框架的设防地震水准较9度区框 面运动记录和1条用自回归滑动平均模型（ARMA模 架逐次降低，但它们在罕遇水准地震下的总体位移延 型生成的人造地震波，另外还包括常用的E1Centro记 性需求与9度区框架是类似的，甚至可能大于9度区 录和Taf记录.
6条地面运动记录均按规范给定 框架.
的各烈度区的设防地震水准和罕遇水准的地面运动峰 312塑性较分布规律 值加速度进行直接标定.
只给出各框架在罕遇水准地 图6给出了5个框架在罕遇地震水准的ElCenro 面运动输入下的分析结果.
波输入下某层层间位移达到最大时刻的瞬间塑性较分 311位移反应 布情况及塑性较的转动大小.
图中圆圈表示该杆端在 图4以ElCentro波为例给出了5个框架在结构反 该时刻已经进入届服后状态，而圆圈的大小则表示弹 应的两个偏不利时刻（某层层间位移角达到最大的时 塑性转动的大小.
从图6及各框架在其它地面运动输 刻和顶点位移达到最大的时刻）的各层层间位移角分 入下的塑性较分布可以发现，7度0110g区框架形成的 0:000 0:905 0.000 0:015 0.000 0.005 0.010 0:915 0.029 层业移角（a） 0.000 0:005 0.010 0.015 0.000 0.000 0.005 0.010 0.015 0:000 0:005 0.010 0.015 ()0.10g 区 层间位移角(rd) (b)0.15g 区相架 (c)0.20g 2.8 6600.30g区图第 昆间应移角(mf) (e)0:40g[区.邯 星润位要角最大 项点位移最大 整个时程最大 图4罕遇地震水准 E Ce血ro被下的层间位移角 0.00 0.100.20 00′6 0.100.20 0.30 0006.100.200.30 00000 0010 位移(m) 易(m) 28(m) 位号(n) 600.3g区根奖 位募(m) (0)-0.10g区度 0)9.15g区积架 (c).20g 区都3 (0）0:40g区枢 显移最大 --厦点位移大 图5罕遇地震水准日 Cemo波下的层侧向位移 8
7度0115g区框架出较抗震等级结构有明显差别，而且0115g和0120g区框 数量增多，但柱较占主导地位，梁较仅在个别梁端形架出现了同层柱端或大部分柱端均出较的不利反 成，个别楼层甚至出现了同层柱端或大部分柱端应状况，这预示着二、三抗震等级框架的抗震安全水准 均出现塑性较的不利反应状况，预示着该框架存在较 与一级抗震等级框架相比可能偏低.
大的失效风险.
这两个框架的出较情况与其实际偏小 （4）尽管7，8度框架的设防地震水准明显低于9 的柱梁强度级差系数是对应的（见图3）.8度0120g 度区框架，但在各自相应罕遇水准地震作用下，其层间 区框架出现的塑性较更多，梁较数量有所增加，但仍以 位移角及项点侧移值均十分接近（7度区0110g框架除 桂较数量占多数，且柱较集中出现于局部楼层，同样出 外），表明在结构的承载能力设计基本由地震作用参与 现了同层柱端或大部分柱端均出现塑性较的不利 组合控制的情况下，它们在强震下的总体位移延性需 反应状况.
面8度0130g区框架的出铰数量进一步增 求是类似的因此，针对不同烈度区框架结构为保证 多，梁较在中间楼层普遍出现，同时出现不少柱较；但 其结构延性而采取的各项抗震措施，特别是强柱弱梁 梁、柱较的数量基本持平，即柱较所占比重较前述3个 措施不宜差别过大.
框架有所下降（在ElCentro波下该框架的塑性较数量 （5）根据初步分析结果"，认为可能有必要适度 比其它5条地面运动输入的都少，为了便于对比，这里 提高二、三级抗震等级的框架结构的柱抗弯能力增强 仍将其示出）.
9度区框架则形成了与其它框架有明 措施.
初步建议对8度区二级抗震等级框架也采用以 显区别的以梁较为主的塑性耗能机构，仅有极个别柱 梁端实际抗弯能力为基础的柱抗弯能力增强措施，但 端出现了塑性较，表明9度区框架按规范采取强柱弱 严格程度可略低于9度区框架，可取EM= 梁措施以后，可以有效地避免柱端塑性较的出现.
除 110EMhk；对7度区三级抗震等级框架则建议采用 8度区0130g框架以外，其它框架在各自的另外5条地 EM.
=113EM的增强方案-当然，最终的改进方案 面运动记录输入下的塑性较分布规律类似见文[5].
尚有待通过更多有效的研究和分析来确定.
参考文献 [1]建筑抗震设计规范（GB50011）200）[S]-北京：中国建筑工业出 般社 200. [2]邹胜斌工业建筑多层钢筋混凝土抗震框架的非线性动力反应 7度区00g相架7度区015g机架度区00g8度区.03g相现9度区040g 分析研究[D]重庆大学，200L [3]黄豪，韦锋，杨红等.钢筋混凝土乙类建筑抗震设计思路探计 图6B Ce症o被下各框架在层间位移角最大时刻的塑性较分布 [J].重庆建筑大学学报 2004 26(1)：5261 4结语 [4]陈个英.基于非线性动力分析的柜2剪结构抗震规定的验证 [D].重庆大学土木工程学院 2005. （1）按规范现行的强柱弱梁措施，以承载能力极 [5]韦锋.钢筋混凝土框架和框架2剪力墙结构非弹性地震反应性态 限状态的抗弯能力为基点，在未考虑板筋对梁端抗负 的识别[D].重庆大学土木工程学院 2005. 弯矩能力的贡献的前提下，严格按规范设计的结构算 [6] CERfib. Seismic Design of Reinfiroad Goecrate Srudures fx Cxetrdlled Inelastic Respons&Design Cancepes[M] . Canite Eua2intsmational de 例形成了7度区框架的柱梁强度级差系数明显偏小， Bton Bulletin d Insfrmticn No 240 1998 而其它地震烈度分区框架的柱梁强度级差系数基本大 [7] KARA 1 DOOLEY XOSEPH M IBRACC1. Seismic Evalaticn of 于110的格局，且级差系数随着地震烈度的增大而增 Golkm2s2Bem Stngh Ratiox in Reinbocod Conote Frames[ J]- 大.
但由于结构地震响应的复杂性及其它不利因素的 ACI Stuctum1 Joumal 2001 98( 6): 8432851. 影响，框架的柱、梁强度级差系数大于110并不能保证 （上接第9%页） 在强震下其柱端不出现塑性较.
参考文献 （2）9度区（一级抗震等级）框架在罕遇地震下形 [1]陆赐麟.预应力钢结构的基本理论及方法[J.钢结构 1998 成了抗震性能良好的梁铰机构，表明其强柱弱梁措施 (2). 是有效的，基本上可以有效限制塑性较只出现在梁端.
[2]邓华 董石麟.拉索预应力空间网格结构的优化设计[J-计算 8度区二级抗震等级和7度区三级抗震等级的框架在 力学学报 2000 17(2): 202 213. 罕遇地震下形成了柱较为主或柱较偏多的梁、柱较混 [ 3 1 ZHANG AILN YANG HAURN et al. The shape optimiztie dsig 合机构，表明其偏弱的强柱弱梁措施不能有效避免柱 of peestresod cabldtrus stiuctusre bused an enolut ionary mcthod of 端出现塑性较.
nods[ C]BProceding of the Fouth Intrnatioma1 Gmferance mn Adances in Steel Stuuctures. Shmghai China 2005. （3）8度区二级抗震等级和7度区三级抗震等级 【4]陆国畸、尹思明、刘国良，现代预应力钢结构[M].北京：人民 的框架在强震下所形成的塑性耗能机构与9度区一级 交通出鞍社 200(12) 9
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钢筋混凝土板受冲切承载力对比分析.pdf
第27卷第4期 建筑科学与工程学报 Vol.27 No. 4 2010年12月 Journal of Architecture and Civil Engineering Dec. 2010 文意编号：1671-2049（2010)04-0044-13 钢筋 混凝土板受 冲切 承载力 对比分析 魏巍魏”，贡全鑫，田磊 （1.大连理工大学建设工程学都，辽宁大连116024：2.中交水运规划设计院有限公司，北京100007） 摘要：对中国规范GB50010-2002、美国规范ACI318-08和欧洲规范EN1992-1-1:2004中钢筋乳 凝土社支撑板在无不平街育经和有不平衡胃短作用下的受冲切承我力计算方法进行了对比，研究 了影响受冲切承载力的围素，并给出了不平衡胃疑作用下等效设计剪力系数的简化计算公式，结 果表明：中国和美国规范板受冲切承载力计算体系较为接近，但股润规范计算体系与中国、美国规 范相比差别较大：元不平衡弯短作用时混凝土强度、抵有效高度、杜边长比、抗冲切钢筋等因素对受 冲切承载力影响较大：有不平衡弯矩作用时受冲切承载力计算还取决于不平衡弯：推导得到的中 国、美国和欧洲规范中柱的等效设计剪力系数公式比较接近，即中国、美国和欧洲规范中的不平衡 胃疑系数是接近的.
关键询：钢筋泥凝土板；受冲切承载力：规范：配筋率：不平衡胃妮 中图分类号：TU375.2 文献标志码：A Comparative Analysis ofPunching Shear Capacity for Reinforced Concrete Slabs WEI Wei-wei' GONG Jin-xin' TIAN Lei²- (1. Faculty of Infrastrueture Fngineering Dalian University of Technology Delisn 116024 Lisoning Chins 2. China Communications Waer Transportaticn Planning and Design Institute Co. L.td Beijing 1oo07. China) Abstract ; Predietion models of punching shear capacity for reinforced concrete slabs with or without unbelanced morment based on GIB 50010-2002 ACI 318-08 and EN 1992-1-1 :2004 were pared and analyzed. Then. the factors influencing punching shear capacity were researched. Finally simplified calculation formulas of equivalent design shear coefficients under unbalanced moment were derived Results show that predietion models of punching shear capacity based on Chinese code are close to those of American code but different from those of Eurocode. The effeets of conerete strength effective depth of slabs. side ratio of column and punching resistance reinforcetments on punching shear capacity without unbalanced moment are significant. In addition to these fsctors unbalanced moment has influence on punching shear capacity with unbalanced motent Furthermore the derived formulas of equivalent design shear coefficients for interior column based on three codes are close to cach othcr and unbelanced moment coefficients based on three codes are close to each othet. Key words; reinforced concrete slabs punching shear capacity: codes reinforcement ratios unbal- anced moment 稿日期：201:0-09-15 （909190）日日 作者期分：提晚图（158g-)，文宁幕用人，工学排土研究生Emsl313456wwcwigmail.cm 万方数据
影响钢能混凝土板受 冲切承载力的因素很多，如混发土强度，柱截面尺寸 与板有效高度之比、抗剪强度与抗考强度之比、柱的 形状和横向约束等，由于冲切破坏机理比较复杂.
目前各国设计规范中计算无不平衡弯矩板的受冲切 承载力时采用的基本都是以试验为基础的经验公 式.
近年来，国际上很多学者也提出了不同的模型 和理论分析方法，如标架模拟”、断裂分析、有 限元分析、Hallgren的修正力学模型及Theod- orakopouls等”基于板柱连接的物理力学性能提 （）中国和买国规施 出的理论模型等，对于有不平衡弯矩板的受冲切承 1一冲切驱压整体的新碳面 3一每乔截由的用长 界 4一冲切破坏维体的底到线 载力，通过确定不平衡弯矩和剪力共同作用下产生 的临界截面的等效设计剪力，按照无不平衡弯矩板 图1临界做面 Fig. 1 Critical Seetien 受冲切承载力的方法进行计算.
荷载或集中反力作用面积中心至开孔外边面出的2 为了解各国钢筋混凝土规范中板抗冲切设计的 条切线4、4之间所包围的长度，如图2所示，当4> 方法，本文中对中国《混凝土结构设计规范）（GB 500102002）*美国规范AC1318-08和欣洲规 时，用√山代替美国规范规定，当润口离桂较 范EN1992-1-1：2004进行了对比分析，研究结果 近（10倍板厚以内或在柱上板带内）时.应认为由 可供修订中国规范参考.
口至柱中心的辐射线范围内的b（临界截润周长） 部分是无效的.
由此可见，对于柱边附近设置垂宜 1无不平衡弯矩板的受冲切承载力 润口的情况，中国、美国和欧洲规范的处理方法基本 1.1临界截面 是一致的，只是考虑的铜口对板受冲切承载力有影 临界截面计算钢筋混凝土板受冲切承载力时 响的距离不尽相网.
对应于冲切破坏面面采用的平面，不同观范规定的 1.2受冲切承载力 临界截厨不同，中国和美国规范中临界截面取距局 对于板-矩形柱结构，无不平衡弯矩作用时，板 部荷载或集中反力作用面积周边h/2处板垂截 的受冲切承载力按无抗冲切钢筋和有抗冲切钢筋2 面，冲切面相交处按直线考虑：欧洲规范中基本临界 种情况考虑.
截面取距加载区2d处的截面，角部按园弧处理，如 1.2.1无批冲切钢筋的板 图1所示，其中，h、d均为2个配筋方向上截面有 （1）中国规范 效高度的平均值，N为轴力.
中国、美国和欧洲规范 中国《混凝土结构设计规范）（GB50010-2002） 采用的冲切锥面与板面的夹角分别为45、4526.6 规定，局部荷裁或集中反力作用下不配置报筋或考起 为满足建筑的功能要求，有时需要在柱边附近 钢筋（抗冲切钢筋）板的受冲切承载力按下式计算 设置垂直的羽口，板中开润会减小冲切的最不利周 F≤0.7βf.puh (1) 长，从面降低板的受冲切承载力，为此，中国和欧洲 其中取下列两式的较小值 规范都规定，当板中有孔副且孔润至局部荷载或集 & 中反力作用向积边缘的距离不大于6h，时，受冲切 (2) 承载力计算中取用的临界截面周长，需要扣除局部 =0 5A 4x 万方数据
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国内外规范关于钢筋混凝土板冲切承载力的比较研究.pdf
第37卷第7期 建筑结构 2007年7月 国内外规范关于钢筋 混凝土 板冲切 承载力 的比较研究 刘立渠 （中国建筑科学研究院北京100013） [提要]对 6 种国外规范(DIN 1045(88) EN1992 Mbxdel Code 90 FIP- Remencdations 1996 BS8110 -97 ACIB318 - 02）和国内规范（（B50010－2002）的冲切承载力计算公式进行了详细的闸述与计算比较，选取三种规范 （GB50010-2002 ACB18一02，欧洲EN1992）进行相应的冲切影响因素在计算公式中考虑差异比较.
通过比较 分析可知，国外规范考虑不同的混凝土强度取值、纵筋配筋率等，其计算值与实际冲切破坏更加吻合.
[关键词]冲切承载力钢筋混凝土规范比较 Discussion on Calculating Pumching Shear Strength of Reinforced Concrete Sabs and Footings According to Different Codes/Liu Liqu(China Academy of Building Research Beijing 100013 China) Abstraet :To calculating punching shear strength six codes incluxding DIN 1045 (88) EN1992 Mbdel Gxe 90 FIP Remencdations 1996 BS8110 97 ACI318 02 and our country′ s code ( GB50010 2002) are chosen to discuss and pare. Discussons acording o diffeen codes are sh that foreign cdes povisions are always directly dependen on the recent research result of punching tests and in good agreement with a wide range of experimental data. Key words :punching shear strength ; reinforced concrete ; code ; paring 0引言 VV =0.167√ugAfy 从1907年美国的A.N.Tallbot进行了最早的板柱 V=0.5√u（配抗冲切钢筋） 冲切强度试验研究以来，冲切问题至今仍是结构设计 中的薄弱环节.
世界各国混凝土结构设计规范中基本 Vm=0.67uA（配抗冲切锚钉） 采用半理论半经验算法，根据各国实际情况对冲切计 式中a.
=40（内柱）30（边柱），20（角柱）：β.是柱子的 算公式进行调整与修正.
选取6种国外规范（DIN1045 边长比（21）：f为混凝土抗压强度（基于圆柱体抗压 (88) EN1992 Mbdel Code (MC) 90 FIP- Remendations 强度）；为临界截面周长，下同.
1996，BS811097，ACB1842）与国内现行规范 1.3英国规范BS8110l31 （GB50010-2002）进行详细的闸述与计算比较，并在相 1.无冲切筋时：V=ty(p）uh； 关文献试验数据整理基础上.比较冲切的主要影响因 2.有冲切筋时：VV.
当Vs1.6V时，V按无 素在各国设计规范冲切计算中的差异.
冲切筋板的冲切承载力公式计算.
1国内外规范抗冲切承载力计算公式的整理与分析 V = 0.95 Awfsin 1.1我国规范CB50010-2002111 1.无冲切筋时：V≤（0.7β0.150m）mmh； 当1.6V 切6板 20MPa (b)无冲切菌板 A=1.09 有代表性的欧洲规范（BN1992）和美国规范（ACIB318一 0.6 02），通过相应计算比较，分析以上主要影响因素在各 502 国设计规范计算公式考虑的差异.
3.1混凝土抗剪强度取值 0.2 9.1 作为板抗冲切计算公式中主要影响因素中的混凝 1.3 30 40 土抗剪强度，各国设计规范取值的方法不尽相同.
我 润炭土企方体抗压面成L(Mh) 国2002规范采用的是混凝土抗拉强度，美国ACI采用 DIN 1045IN 1992MC 90BS 811097AC131842R图冠范 (c)有*切族析-f-2IMs (4)有中切糖板，=1.59 的是混凝土抗压强度的1/2次方，欧洲规范采用混凝 土抗压强度的1/3次方.
为了比较混凝土抗剪强度取 图2普国设计规范公式计算结果比较 值在板抗冲切计算的影响，将在文献资料试验数据的 1%）时计算值较高：规范ACB18一02在混凝土立方体 整理及计算基础上进行比较.
抗压强度较高（f>30MPa）时计算值较高.
不少文献17.821认为，在混凝土强度不高（小于 （3）混凝土立方体抗压强度较高时（fa>40MPa）， C40）的情况下，板抗冲切承载力与混凝土抗拉强度基 按我国2002规范计算的值大于规范BN1992，MC90， 本上呈线性关系，如图3，4所示.
图4中P，在0.99% DIN1045 的.
-1.22%之间.
（4）由于我国规范没有完全考虑纵向钢筋配筋率 对冲切承载力的影响，故在纵向钢筋配筋率较高（P2 400 500 000 300 1%）时计算值偏低.
01020304050 100 3.对于有冲切筋的混凝土板，板中所配冲切筋按 照正交两个方向各配212弯起钢筋，=45°，从图2 L(Nms) (Nr) （c)（d）可知： 图3冲切承载力随混凝土抗压强度的关系 (1)欧洲规范（包括EN1992，MC90，BS8110-97)按 照纵向钢筋配筋率p，与混凝土立方体抗压强度两个 影响因素下计算值较高.
（2)DIN1045（88）在纵向钢筋配筋率P，与混凝土立 方体抗压强度两个影响因素下计算值偏低.
（3）BS8110在纵筋率较低时（P，≤0.5%）计算值最 小.但随着纵筋率的增加，计算值开始偏大.
J (Nma') 3 315 （4）我国规范与ACI都没有考虑纵向钢筋配筋率 的影响，在p，≥1%时计算偏低.
图4冲切承载力随混凝土抗拉强度的关系 由上述推论，结合文[7]，[14]，[15]，[16]可知，我 国规范对于有冲切筋板情况计算值偏低.
纵向钢筋配 从图4可以看出，当混凝土的立方体抗压强度在 筋率对冲切破坏的影响在各国规范的规定也不一样， 40N/mm²（相当于混凝土抗拉强度为3.15N/mm²，我国 按ACI公式的计算值是一条水平线，我国规范计算值 02规范中相应混凝土抗拉强度有所降低）以上时，冲 也是一条水平线，而在其它国家规范计算公式中一般 切强度不再随混凝土强度的提高而线性增加，意味着 都考虑了纵向钢筋配筋率对冲切破坏的影响.
另外， 再按线性关系取混凝土抗拉强度计算抗冲切时将过高 在混凝土强度发生改变时，由于各国规范采用的计算 估计板的抗冲切承载力.
为了更好地比较板抗冲切承 模型及混凝土强度对冲切破坏影响考虑的不同，在低 载力随混凝土抗拉强度变化的关系，将150个板抗冲 强度混凝土情况下计算值相差不是太大.随着混凝土 切试验数据整理成图5，其中V是试验的承载 强度的增大，规范计算值相互之间最大差至一倍.
因 力，V是按我国02规范的计算值.
48 3 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. .cnki.net
，欧洲规范中没有相关支撑短柱长短边之 力.结合前面图2（b），（d）可推知：1）冲切承载力与混凝 比的参数，可能原因是欧洲规范直接考虑冲切控制截 土抗拉强度的关系可用两段直线表示，当f2%时，纵筋率的增大对板的受冲切承载力影响不 3.2控制截面的周长（冲切面的形状） 大，见图6.
我国2002规范和美国AC1采用的控制截面基本 对于板中纵筋率对冲切极限承载力的影响，我国 一致，采用距短柱边，冲切面的形状按直线考虑：而 2002规范与美国ACI都没有在抗冲切承载力计算中考 欧洲规范EN1992采用的是距短柱边2h角部也按圆 虑.意味着不同纵筋率情况下钢筋混凝土板的抗冲切 弧处理，这比较符合实际冲切面形状及剪力分布.
对 承载力设计值是相同的，这与事实不符；欧洲规范 于支撑短柱长短边对板抗冲切承载力的试验研究不 EN1992已在抗冲切计算中考虑纵筋率，考虑到p：≤ 多，将查到的文献试验数据列于表2.
表中试件发生 2%（见表1）这与许多试验研究数据及成果较符合.
的都是冲切破坏，结合规范公式可知有如下特点.
同样在150个板抗冲切试验数据的基础上，根据 板中纵筋率与冲切承载力的变化整理成图7，其中V.
文献试验的试件几何尺寸、材料参数及试验数据 表2 是试验的承载力，V是按我国2002规范的计算值.
士(%/im²) 筋 板，板厚与短柱的尺寸（mm） 配极限 试件编号 笛等P，承力 h () 91.63601 23.36 220120 20281901.81 i. 01 文 4.23 38.8124.9 220128 6020101.71 8 -(0.615 # )f 4 变排. 国边支排 29.0 50 00.%2 109 A 注：a、b是板长宽，c.d是短柱的边长，A为板厚.
图6冲切承载力随纵筋率 图7冲切承载力 （1）在发生冲切破坏的情况下，板抗冲切承载力与 的变化关系[ 随纵筋率的变化关系 短柱支承面积有关，支承面积越大，抗冲切临界周长增 结合图2（a）.2（c）6.7可知：1）在纵筋率低于2% 大，板抗冲切承载力越大.
时，纵筋率可以提高板抗冲切承载力，应该在冲切承载 （2）我国2002规范计算中.在支撑短柱长短边之 力计算公式中给予考虑，当纵筋率较高时对板抗冲切 比s2时，不考虑支撑短柱长短边之比：当支撑短柱长 承载力及破坏形态的影响还需要更深入的研究：2）从 短边之比>2时，考虑由于支撑短柱长短边之比的影 整理的试验数据中可知.对于纵筋率大于2%的数据 1.8 还是不多，可能原因是当钢筋混凝土板中纵筋率大于 1.6 14 2%时，如果考虑钢筋的间距，板中已是较高配筋（钢筋 c1 间距较密）：3）当纵筋率较小时，板有可能发生弯曲破 2 ax 坏，反之则发生冲切破坏，当纵筋率在居中情况时，不 少学者认为可以考虑用界限配筋率P，来区分板的 9.2 冲切破坏与弯曲破坏.
20 06 100 120 4结语 图5冲切承载力随混凝土抗拉强度的关系 （1）各国规范冲切承载力计算公式都是基于冲切 破坏锥体计算模型建立的，因此建立的公式在形式上 49 O 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. .cnki.net
concrete slabs with presive membrane action [J ]. ACI Structural （2）国外设计规范结合冲切破坏的试验研究成果， Jourral 2003 100(4) : 471-479. [10] TENGS CHBONG H K KUANG K L et al. Punching shear 考虑了混凝土抗剪强度取值、冲切控制截面及纵筋配 dtrength of slabs with openings and sppored on rectamgular colums 筋率等对冲切承载力计算的影响，计算考虑较为全面， [3 1. ACI Sruxtural Jourrel 2004 101 (5) : 678-687. 计算值与冲切破坏实际情况较为接近.
[11] MARZDUK H. HUSSEIN A.Bperimerntal invesigation oa the （3）我国规范较多借鉴美国ACI，在冲切控制截面 behavior of higtr &rength concrete slabs[J | . ACI Sructural Jourmal . 周长取值、纵筋率考虑上都相同.但欧洲规范BN1992 1991 88 (6) : 701-713. 考虑了混凝土抗剪强度取值、控制截面及纵筋率的影 [12] PHIL.IPPE MENETREY. Analytical conputation αf te punching 响，值得我国规范借鉴.
Mrength of reinforced concrete[J 1. ACI Sruztural Joural 1996 93 (5) : 503-511. （4）我国2002规范在抗冲切计算考虑冲切影响因 [13] AL- YOUSIF A T REGAN P E Punching resistanes of RC dabs 素不够全面，随着高强混凝土的使用、矩形短柱在设计 sppoted by large and/or elongated olumns [J 1. The Sructundl 中的应用等，应该对混凝土抗剪强度取值、冲切周长 Engineer 2003 : 30-34. （短柱边长比）以及纵筋率进行深入研究.
[14]高洪波，钢筋混减土板冲切锥体比段分析研究[1].工业建筑， 2002 (1) 步考文献 [15]周朝阳，任达、板及基础冲切承载力随混凝土强度的变化[1]- 青海大学学报（自然科学版），2002（1） [1]混减土结构设计规范（（B50010-2002）[S].北京：中国建筑工 [16]冯承辉，田明革.钢筋混凝土板冲切公式比较分析研究[1].建 业出版社，2002. 筑结构、2003（1） [ 2 | ACI 318 02[S] : ACI Gaemitee 318. [17]韩菊红，丁自强，钢筋混凝土四边支承矩形板抗冲切性能试验 [3]英国混凝土结构规范（BS8110）[S].北京：中国建筑科学研究 研究[1].建筑结构学报，1994（6） 院结构研究所 [18]石清林.部银生，何放龙，钢筋混凝土板柱节点受冲切承载力 [ 4 Punching of Srutural Gocrete Sabs[ R] : FB Bulletin 12. 的计算[1].湖南大学学报，1998，25（5） [ 5 EN1990 Basis of Sruxture Design (2002) [S]. Bunpeam Committe [19]林旭键，郑作椎，钱在技，混凝土弯冲板的破坏机构与校限强 for Sandrdization. 度[].工程力学，2003，20（1） [ 6 ] EN1992 Desiga of Concrte Structures ( 2002) [ S ]. Emopean [20]曹明，龚绍照，钢筋混凝土板柱节点弯冲界限破坏的分析[1]. Gemittee for Sandedzaion. 福州大学学报（增刊）.1996.24（9） [ 7 ] GHALI A MEGALL. YS. Design for punching shear arength with ACI [21]楼板及基础冲切强度专题组，钢脑混凝土板和基础冲切强度 318-95[J 1 . ACI Sructural Joural 1999 96(4) : 539-548. 的试验研究[1.建筑结构学报，1987 （上接第53页） 对墙板裂缝分布及发展和钢筋应力分布的理论分析结 但顶梁受荷侧局部承受的压应力较大.
并且随着加载 果可直接用于两侧等厚结构层的复合墙板.
步数的加大，拉、压应力越来越大.
（2）证明了由斜拉筋连接的复合墙板在边框的约 当荷载为348.5kN（蜂值荷载）时，同样整个墙板大 束下各部分能够很好地共同工作，其受力性能接近或 部分受压，只有墙板受荷侧下侧及对角线方向受拉，但 优于普通实心剪力墙，为将复合墙板简化为普通实心 顶梁受荷侧局部承受的压应力较大.
并且随着加载步 剪力墙进行设计提供了试验和理论依据.
数的加大，拉、压应力越来越大.
（3）边框面积的增大以及边框配筋的增加在一定 可见，随着侧向位移的逐步加大，整个墙板大部分 程度上可以大大提高复合墙板的承载能力以及延性耗 受压，且压应力越来越大，只有墙板受荷侧下侧及对角 能性能.
但要注意边框尺寸和配筋的匹配问题，不能 线方向受拉，且拉应力也越来越大，另外，受压对角线 盲目地增大边框尺寸和配筋量.
方向和顶梁受荷侧局部承受的压应力均较大.
这也恰 步考文献 与试验结果吻合1.
对SW3，SW4的分析也得到类似 [1] LI S JANGJ J YU Q R. Shear*resistant behavior analysis on Ight posite shes wall [1 1. Tsingha Science and Techrology . 2002 7 结论.
[21李升才，江见鲸，于庆荣、复合剪力墙板抗剪承载力计算方法 (6) : 560-566. 4结论 [3 ] 2000MSC. Sfwe Corporation. MSC. Marc Velume A B. Vension 的探讨[J1.建筑结构.2001.31(9)：32-33. （1）所建立的平面有限元模型和所选用的结构计 [4]李升才，轻型复合结构受力性能及计算方法研究[D].北京：清 2000 March 2000. 算程序对模拟两侧等厚结构层的复合墙板是有效的， 华大学.2002 50 3 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. .cnki.net
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钢筋混凝土基础的冲切强度试验研究.pdf
一九八七年 福州大学学报 3 第三期 JOURNALOF FUZHOU UNIVERSITY 1987 钢筋 混凝土 基础的冲切 强度 试验研究 陈维烈魏潮文 （土建系） 关键词：钢筋混土基础，冲切强度 提 本文从24个钢筋混极土试件试验结累，对基础的冲切破坏特征及影响冲切强度的主要因素造 行探讨，提出了冲切强度的理论公式，以及实用的简化公式，经计算比较，理论公式与试验结票 基本聊合，前简化计算公式与试验结果符合也良好， 一、引盲 自本世纪初以来，各国学者对例筋混减土的冲切强度问题，陆续进行过相当数量的试验 研究，并提出了一些冲切强度计算公式，但这些公式有的过于繁项，有的有较大的局限性.
同时，对于冲切破坏机理的认识，也还有待于深化.
为揽清这种结构的冲切被坏特征和影响 冲切强度的主要因索，我们进行了基础的冲切强度试验，根据试验结果分析，提出了冲切强 度计算的理论公式和实用的简化计算公式，且进行了计算比较和分析.
二、试验概况 （--）i试件 试件由250×250×100mm的短柱与板整体现浇而成，板底面尺寸为1200mm见方、1200 mm×800mm和1600mm×800mm三种.
试件截面形式有锥形和板形两种.
别筋均采用1般 筋，试件的施本数据见附表.
（二）试验装置与方法 试件在图1（a）所示的装置上进行，试验时，基础板受拉面向上，住头朝下.
试验中为了核拟均布荷载的作用，采用了多点加载的方式.
加载点的分布见图1（b），板 面上等距离布置的36个加载点，用分配梁合并成18个，用18个同步千斤顶联合加载.
试验采 用分级加载.
板上荷载的数值由电子称融测.
全部基确板边与板中心的相对挠度，分别山五个提度计测得.
本文1986年5月19日收到.
62 C 1994-2012 China Acadcmic Journal Electronic Publishing Housc. A1l rights reserved..cnki.net
1.弯曲破坏 当基础的弯曲强度低于冲切强度时发生弯曲破坏，弯由破坏的特征表现为，有载一- 度曲线上的水平段较长，从图2可见，DJ、DJ与DJ、DJ试件，除短柱平面尺寸稍有差异 外，其余尺寸均相同，而DJ、DJ为弯曲酸坏，DJ、DJ为冲切破坏，DJ、DJ比DJ、 DJ的变形火，水平段较长.
裂缝从柱顶板面先出现，随着荷载的增加，逐渐向外扩展.
破 坏时弯曲主裂缝明显，板底短柱边受压区混凝上表面剥落或压碎，分别见图3（a、b）.
纵向 钢第的应变值较大，一般达层服强度.
破坏瞬间板内发出轻微的响产，最后，板顶面微敲出 而破坏.
SE DJ. sol DJs 45 58 DJ: DJ DJ; D); f（mm) 图2荷载资度的线图 9 C 1994-2012 China Acadcmic Journal Electronic Publishing Housc. All rights reserved..cnki.nct
破坏时，没有预兆，发生非常突然，并伴有剧烈的响 声，短柱瞬间陷入板内，板受拉面的裂缝比弯曲破坏多而密，也不形成弯曲主裂缝.
最外一 圈裂缝是突然发生的，位于极中部分大致平行于板边，位于近板角部分呈圈形，不全闭合， 见图4.
图4冲切破坏裂缝图 破坏后，沿受拉面最外一图裂缝处混凝土保护层禽去，并截断钢崩，便可取出破坏 体，如图5所示.
冲切面锥面与板平面的夹角，随有效高度h.
而变，有效高度越大，夹角 这大，一般在40*至60°之间.
图5收坏维体图 （二）影响冲切强度的主要因素 64 C 1994-2012 China Academic Journal Electronic Publishing House. A1l rights rescerved. .cnki.net
2.纵向钢筋配率F， 纵向钢筋配筋率i，对冲切强度也有影响，由于纵向钢筋与冲切面相交，因此，纵向钢 筋能够承受一定的冲切有数，即所调的纵向钢筋的“榕栓”作用.
级向钢篇配篇率增大，冲 切强度也高，但纵向钢筋配筋率对冲切强度的提高有一定限度.
3.板的相对高度2h.
=D-D a-a: 号相同，尽管DJ板的配筋率产为1.02%，比DJ，板的μ，为1.62%小58.8%，但由于DJ，板的 相对高度0.278比DJ，板的相对高度0.208大，故DJ板的实测冲切破坏构载Q，为40.941T比 DJ板的Qp为26.438T的高.
板的相对高度对冲切强度的影响，本质上是提供冲切强度面积 A与产生冲切荷较面积A的络值大小的影响，A/A比值大.冲切强度高.
DJ板的A/A： 为0.166，大于DJ 板的0.12 故DJ板的冲切强度比DJ板的高.
四、钢筋混凝土方板基础冲切强度的理论推导 根据试验结果和刚期性理论，假定钢筋混凝土方板基础的冲切破坏机构如图6所示.
板 在冲切破坏时，分成由宽度很小（设为3）的耀性区相联系的两个刚性区1和】，塑性区经受 均匀变形，由虚位够原理，假设两刚性区之间产生相对位移v，位移方向与平行于塑性较线 的X轴成d角：见图6（d）.
按试验结果，我们将钢筋混凝土方板基础冲切破坏时的板底冲切裂缝和冲切面理想化为 图7所示的情况.
（一）冲切面的面积 冲切锥下底面积A：A=a4gh：ctgβπhetg²β (1) sinβ (2) （二）刚塑性区的应变能U 由刚塑性理论，假设应变集中于塑性区.
1.混凝土的应变能U.
假设X方向的长度没有改变，由图6（d）： txx 0 a0sina (3) S9 C 1994-2012 China Acadcmic Journal Electronic Publishing Housc. A1l rights reserved..cnki.net
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平板式筏基计算方法的改进和简化.pdf
第33卷第3期 建筑结构 2003年3月 平板式 筏基 计算方法 的改进和简化 陈育尹 陈家友 （陕西国泰建筑加固公司西安710054）（西安华美建筑设计公司西安710001） [提要]平板式筏基为无梁体系，传力简捷，整体刚度好，施工速度快，是框架结构常用的基础形式.
对等代框 架法和经验系数法进行分析比较后，提出了适用于平板式筏基的等代梁弯矩系数法，并结合新规范对板的冲 切计算、受剪计算、弯矩及配筋计算推导了较实用的简化公式和条件式，编制了计算表.
[关键词平板式筏基等代梁弯矩系数法简化公式计算表 Slab fundat in s one of popular styles of foundation in frames hich features slab sysem without girder specific me chanis escellent structural stifness and eusiness in construction. Based on analysis and parison betr een the method of equiv alent frames and the met hod of practical experience factor design a nenr design method of moment fae tor in equivalent beam for slab foumdation s obtained. Coenbined with the nenr codes t he formuls of sim plified caksula t ion and requirement induding the cakulation of pumching shear flexural and design for reinforcement are presented for practice. T he calulat ion charts for design are also givem. Keywords:slab foundation; momeot factor; equivalent beam method; simplified calulat ion formulas; design 一、引言 n = i/in () 平板式筏基的基底反力及内力计算（不包括抗冲 式中i为楼层柱、梁线刚度，为筏基柱、梁线 切计算，抗冲切板厚可按本文选用）有倒无梁楼盖法和 刚度.
弹性地基板法.
前者是流行的手算方法，计算过程 以常用楼板厚度h2=0.2m，筏基板厚度h=0.2 概念明确，计算结果可靠.
筏基规范JGJ6一99第 -1.2m 方柱宽b=0.7m 柱距1=6m l=6.6m，上 5.3.9条指出，“当地基比较均匀、上部结构刚度较好， 下层高H=4.2m代入式（1)，（2）可得柱梁线刚度比为 且柱荷载及柱间距的变化不超过20%时，按倒楼盖法 (2 × 0. 7°/12) × 6 进行计算”.
“当地基比较复杂，上部结构刚度较差，或 柱荷载及柱间距变化较大时，应按弹性地基板法进行 (0. 7°/ 12) × 6 (0.7°/12) × 6 计算.
弹性地基板法较为精确，但由于地基土性的复 杂多变，无论对地基采用文克尔假定或是无限弹性体 = 0. 030- 0.241 假定，均不能很好地反映地基的实际情况，计算中用到 筏基无梁楼盖等代框架的柱梁刚度比远小于楼层 的土的力学指标（如基床系数与弹性模量）也难以准确 无梁楼盖的值，可将柱忽略不计，而按等代梁计算 确定，因而计算结果往往与实际情况有出入.
较精 较为合理、简便.
确的计算方法有可能得出不精确的结果.
工程师采用 2.等代梁弯矩系数 弹性地基板法时，对电算结果应认真分析，并与手算结 无梁楼盖分两向计算，一般先计算总弯矩，再计算 果对比，以增加电算结果的可靠性.
对于平板式筏基， 支座及跨中弯矩，并分配给柱下板带和跨中板带，各分 宜采用等代梁弯矩系数法进行计算.
配宠矩算式见表1.
二、等代梁弯矩系数法 经验系数法和等代框架法弯矩 表1 1.等代框架与等代梁比较 计算方法 经验系数洁 等代框荣洁 筏基无梁楼盖的底板要承受上部结构总荷载产生 等代框架梁 的地基反力，筏基无梁楼盖只有上柱，且板较厚.
设楼 总弯矩 弯矩系数 层无梁楼盖等代框架的上下柱线刚度与梁线刚度之比 跨中 柱下板带 0WEE8I =1W M= 0 45M c M= 0 55Mc = 0. 041 7 为，筏基无梁楼盖等代框架的上柱线刚度与梁线刚 跨中板带 M= 0 1500 Moi = 0. 041 7 跨中板带 Mμ= 0 1667Mgt = 支座 = 0.080 3 度之比为，并由下面算式表示： 桂下板带M= 0 5000 M M= 0 75.M cc <= 0. 083 3 n =(1c 2.)/i (1) 注：为地基净反力设计值(LN/m²). 令等代框架法的分配弯矩算式与经验系数法弯矩 α ≤ 0. 7(0. 4 1. 2/B ) Bf (4) 算式相等，可得等代框架梁弯矩系数-，见表1. a =1- 1 以上跨中弯矩系数0.0417，支座弯矩系数0.0833与文 (5) 1 [3]附表B1（框架内力分析表）中当=416时的跨 中弯矩系数0.040-0.042支座弯矩系数0.083~ 符号意义见新地基规范. 式中，当柱截面长短边之比 0.085基本一致. 附表B1中，当n=0.25时的支座 小于2时，可取B=2. 受冲切承载力截面高度影响系 弯矩系数为0.095，上述筏基无梁楼盖等代框架梁的 数取B=0.9-1. 将B=2 B=0.95代入式（4）可得 =0.030-0.241<0.25.其支座弯矩系数应该大于 = 0. 665f (6) 0.095.取0.1同静力手册均布荷载三跨连续梁支座 1.不考虑附加剪力时 弯矩系数）. 内跨跨中弯矩系数取0.1×0.5=0.05. F;= 0. 665f u_ho (7) 轴等2等 等 令 F=N-(b 2hg)²q (8) 0.5.代梁宽. 代梁宽1.代宽.0.5 α= = 0. 665/ (9) 1 q= N/1 1 (10) αμ= 4( b hq) (11) 将式（8）-（11）代入式（7） N= 4a( b hg)hg (b2h)²g 中 =4(aq) h²4b(aq)hg qb² 移项并令 长带 （b)/（qb-N）=V (12) 可得简化公式 A =bhh (13) 式中：N为柱根轴力设计值（kN），5为方柱宽（矩形柱 时可近似用平均柱宽. a取值与混凝土等级有关， 图1等代梁宽及板带宽示意图 C30 α= 951; C35 α= 1 044; C40 α= 1 137; C45 α= 1197. 由b A查表2可得筏板厚度h. 3.适用条件 2.考虑附加剪力 （1）等代梁跨度取柱轴线间距离，等代梁宽度取另 令附加剪力系数 一向轴线间距离（等柱距）或相邻两柱距中至中距离 α=a Cxs/1. (14) （不等柱距），等代梁高度取板厚. 式中 Cxs= 0.5C (15) （2）等代梁的跨数不少于三跨，相邻跨长（柱距）之 ChC²h CCih 差不大于20%，任一区格长短边之比不大于1.5. (16) （3)上部结构全现浇，地下室各边列柱有挡墙（厚 C= h ho (17) 度不小于250mm）. C2 = b ho (18) （4底板挑出轴线以外长度不小于板厚加0.5柱 其中符号意义见筏基规范和新地基规范2. 宽（保持完整冲切面），不大于0.25内跨长（分布地基 令b=b=h C=C=C2=bho，将t（15）- 压力，平衡跨中弯矩. （18）代入式（14）简化可得 （5）冲切承载力计算（考虑附加剪力）、受剪承载力 验算、加强配筋计算等均根据《高层建筑箱形与筏形基 抗冲切板厚选用（表中0.435~6.168为A值）表2 础技术规范》及《建筑地基基础设计规范》公式推 导简化. 1. 1.s 1.*± 0 （6纵横向柱下板带和跨中板带的划分见图1. 61 三、冲切承载力计算 《建筑地基基础设计规范》（GB50007-2002）（简 称新地基规范第8.4.7条受冲切承载力计算公式 =F/ uhaMCs/ 1 (3） L2 VD 1. 2 (19) 受剪承载力计算系数x 表4 混凝土等级 C30 C35 C40 C45 由b.h查表3可得a 1 802 1 978 2 155 2 268 考虑附加剪力时 F; = (0. 665f : aMu) u_h (20) 五、弯矩及配筋计算 1.1.方向的弯矩及配筋 式中M是指作用在柱边0.5h处冲切临界截面重 心上的弯矩. 等代梁线荷载 对于内柱，由于对称关系，柱截面形心与冲切临界 q1= qfy (25) 截面重心重合，因此可取柱根弯矩. 当相邻跨长度 等代梁支座总弯矩 差小于20%时，柱根最大轴力组合相应的柱根弯矩较 M、=0.1q(1、-b)² (26) 小时，以及附加剪力系数a较小时（从表3可看出，大 等代梁跨中总弯矩 部分a值很小，对内柱边可不考虑附加剪力. 反之， M= 0. 05ql (↓ b)² (27) 当柱截面尺寸及筏板厚度较小时，应根据柱根弯矩考 用HRB335钢筋，f=300×10²=0.3（10为单位换 虑附加剪力，按式（12）用（a-aM）代替a来计算A 算值），将总弯矩乘以表1分配系数，除以板带宽及0.9 值. 对边柱，由于柱根轴力小于内柱，而筏板厚度又与 × 0.3(h-0.07) 并令 内柱筏板等厚，当边列柱有挡墙且底板挑出长度不小 F、= g(1、-b）² h-0.07 (28) 于0.55h（能保证完整冲切面）时，边柱边承受冲切 的能力较大，一般可不考虑附加剪力. 可得简化配筋（单位mm²/m）计算公式： 柱下板带跨中配筋 附加剪力系数a 表3 A a = 0. 204F、 (29) 跨中板带跨中配筋 A α = 0.166F (30) 2846 .13 跨中板带支座配筋 A a = 0. 185 F (31) 柱下板带支座配筋 A= 0.555F (32) 01S 2.1 方向的配筋 F、= q(1-b)2 四、受剪承载力验算 h-0.05 (33) 新地基规范第8.4.9条指出：平板式筏基除满足 将式（29）-（32）中角标x换作y，即为I、方向的配筋. 受冲切承载力外，尚应按下式验算受剪承载力 3.设上部带宽通长筋为AA.下部全宽通长 v. 130 7.天津大学等.地基与基础.中国建筑工业出版社，1978. （上接第22页） （4）设计的桩径以中350400为宜，桩距以在700 同一地区，土层情况各不相同，而且各夯实桩的组成材 -1100mm为宜，这样不仅有利于桩本身强度的发挥， 料特性、灰土比等都不尽相同，但在小沉降比情况下却 而且更有利于桩间土强度的提高.
有着相近的承载力以及复合地基的压缩模量等则是很 （5）关于一些参数的取值：1）当通过钻芯或通过预 值得研究的.
从中也可以推想为什么夯实桩复合地基 制试块取得试块无侧限抗压强度值/时，f按试 处理深度并不大而其沉降却都比较小的原因.
验结果取用.
至于室内试验结果与工程桩的实际强度 四、夯实桩复合地基的设计建议 误差则应区别现场取芯与预制试块以及当地应用此类 （1）复合地基的最终承载力要由现场载荷试验来 桩的经验，在强度折减系数1中予以综合考虑；2桩周 确定，特别是对于用桩量很大或土层变化较大、地质条 土层的侧摩阻力q.建议按混凝土灌注桩侧摩阻力的 件复杂的工程应进行试桩工作，这关系到工程的安全 0.5-0.8倍取用；3）复合地基中的单桩承载力应考虑 与经济问题.
群桩效应；4桩间土承载力共同工作影响系数B建议 （2对于复合地基承载力的载荷试验要求，设计人 取 0. 8~ 1. 2.
要特别提出要求，在设计图纸上注明载荷试验必须提 参考文献 供复合地基的最大承载能力，而不得以“满足（或达到） 1.建筑地基处理技术规范（JGJ79-91）.中国计划出版社 2000. 设计承载力”为最终结论.
2.阎明礼.张东刚CFC桩复合地基技术及工程实践中国水利电 （3）当工程量比较小而建设单位又要求时间很紧 力出版社 2001. 时，设计人员只得凭借经验依据式（1）-（3）进行估算.
3祝龙根，刘利民，耿乃兴，地基基硅测试新技术，机械工业出版社 1999 9. 对公式中参数的取值要结合当地各种实际情况进行综 4.戴彦杰，王笃礼钻孔夯扩挤密复合桩地基试验研究岩土工程技 合分析考虑，以选择合适的参数值.
术 2001 ( 4)-
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DB34/T 4931-2024 内河航道涉航建筑物通航标准.pdf
ICS93.140 CCS R 60 DB34 安徽省地方 标 嬰准 DB34/T4931 -2024 内河航道涉航 建筑物通航标准 Navigation standard of inland waterway related buildings 2024-09-14发布 2024-10-14实施 安徽省市场监督管理局 发布
请注意本文件的某些内容可能涉及专利.
本文件的发布机构不承担识别专利的责任.
本文件由安徽省地方海事（港航）管理服务中心提出.
本文件由安徽省交通运输厅归口.
本文件起草单位：安徽省地方海事（港航）管理服务中心、安徽省交通运输厅、安徽省交通勘察设 计院有限公司.
本文件主要起草人：童娟娟、黄莉芸、尤兴涛、方强、张华、徐闻东、李森、沈保根、张威、刘磊、 王韩军、孙曙光、王辰宇、于聪、吴子元、韩继超、骆李雷、陈立、原贺军、柳军、萄有为、刘跃、黄 赛、刘琦、鲁天龙、杨宇、骆仁佳、丁娟娟.
DB34/T 4931-2024 内河航道涉航建筑物通航标准 1范围 本文件确立了内河航道的航道等级，并规定了内河航道涉航建筑物中的过河建筑物、临河建筑物、 拦河建筑物等与通航有关的技术要求.
本文件适用于长江干线航道以外的内河航道上涉航建筑物的规划、设计和管理.
2规范性引用文件 下列文件中的内容通过文中的规范性引用而构成本文件必不可少的条款，其中，注日期的引用文件， 仅该日期对应的版本适用于本文件：不注日期的引用文件，其最新版本（包括的修改单）适用于本 文件.
GB5863内河助航标志 GB 50139内河通航标准 3术语和定义 下列术语和定义适用于本文件.
3.1 通航净空尺度dimensionsof navigation clearance 水上过河建筑物通航净高和净宽尺度的总称.
[来源：GB50139-2014，2.0.3] 3.2 涉航建筑物navigationrelated building 在内河航道上，对航道通航条件有影响的过河、临河、拦河的设施.
4航道等级 4.1内河航道上涉航建筑物规划设计应符合航道发展规划技术等级或航运发展长远需求.
4.2航道等级根据内河通航船舶的吨级分为8级，见表1.
表1航道等级划分 航道等级 I II I1I IV v vI VII IIIA 船舶吨级（t) 3000 2000 1000 500 300 100 50 30 注1：船舶吨级按船舶设计载重吨确定.
注2：通航3000吨级以上船舶的航道列入1级航道.
5过河建筑物
表2水上过河建筑物通航净空尺度表 单位： 航道等级 航道属性 净高 单向通航孔 双向通航孔 净宽 上底宽 侧高 净宽 上底宽 侧高 天然和渠化河流 10 75 56 6 210或150 183或131 6 11 8° 75 210° - 限制性航道 10 - 70 52 6 天然和渠化河流 10 55 41° 6° 110 96° 6′ 111 7 - 限制性航道 10 - 60 45′ 6′ 7 - IV 天然和渠化河流 7 45 - 90 限制性航道 - 55 天然和渠化河流 5 40 - 08 限制性航道 45 VI 天然和渠化河流 25 40 限制性航道 5 - 30 YII、VIII 天然和渠化河流 5 20 32 限制性航道 - 25 注：淮河、江淮运河以外的干线航道，水上过河建筑物通航净宽范围内通航净高按不小于7控制.
适用于淮河（临淮岗～蚌埠闸）.
适用于淮河（蚌埠闸～红山头）.
适用于江淮运河菜子湖线.
5.1.2在水运繁忙的宽阔河流上，水上过河建筑物通航孔的布置应满足多线通航的要求：在限制性航 道上，新（改）建的水上过河建筑物应一孔跨过通航水域.
5.1.3天然和渠化河流中水上过河建筑物轴线法线方向与水流流向存在交角时，通航净宽的计算按公 式（1）计算： Bm = (B bg × tan α) × cos α (1) 式中： B一一水上过河建筑物通航净宽，单位为米（m）： 水上过河建筑物轴线方向通航净宽，单位为米（m）： 顺水流方向水上过河建筑物碍航宽度，单位为米（m）： α一一水上过河建筑物轴线法线方向与水流流向的交角，单位为度（°）.
5.1.4位于通航水域范围内的墩柱承台应符合下列规定： a）位于通航水域范围内的墩柱，其承台顶面应设置在设计最高通航水位以上或者泥面以下： 承台顶面设置在设计最高通航水位以上时，其高程宜高于设计最高通航水位2m以上，并设 置助航标志、警示标志和必要的防撞保护设施： 2
5.1.5水上过河缆线工程宜采用一档过河，无法满足一档过河要求的续线，其位于通航水域范围内的 跨越杆（塔）应设置助航标志、警示标志和必要的防撞保护设施.
5.1.6电力、通信、水文测验和其他水上过河续线的通航净高，应按续线垂弧最低点至设计最高通航 水位的垂直距离计算，其净高值不应小于最大船舶空载高度、船舶航行安全富裕高度与缆线安全富裕高 度之和：缆线垂弧最低点至设计最高通航水位的垂直距离（Hm），应按公式（2）计算： Hmin = H H2 H- . (2) 式中： Hm-一缆线垂弧最低点至设计最高通航水位的垂直距离，单位为米（m）： H一一最大船舶空载高度，单位为米（m）： H一一船舶航行安全富裕高度，单位为米（m）： H；一一缆线安全富裕高度，单位为米（m）.
5.1.71级航道过河缆线最大船舶空载高度和船舶航行安全富裕高度之和应通过论证确定：11级以下 航道过河缆线最大船舶空载高度和船舶航行安全富裕高度之和（HH2）按表3取值，缆线安全富裕高 度H：按表4取值.
表3最大船舶空载高度和船舶航行安全富裕高度之和（HH2） 单位：m 航道等级 I1 III IV V~VII1 高度 17.0 16.5 16.0 12.5 表4缆线安全富裕高度H 类别 电力线 通信和 线路电压 1以下 1~10 35~110 220 330 005 750 1000 ±500 ±800 ±1100 广播电 (kV) 视线 安全富裕 高度（m） 1. 0 1.5 2.0 3.0 4.0 6.0 8 0 10.0 6.0 10.5 13.0 1.0 5.2水下过河建筑物 5.2.1在航道和通航水域内布置水下过河缆线、管道、涵管和隧道等水下过河建筑物，应埋置于河床 内，其顶部设置深度应符合下列规定： a）II级及以上航道不应小于发展规划航道底高程以下4m，III~V级航道不应小于发展规划航 道底高程以下2m，VI~VI1I级航道不应小于发展规划航道底高程以下1m：其埋置深度，尚 应考虑河床冲刷、船舶应急抛锚等影响： b）有硬质防护层的水下过河建筑物顶部设置深度应从硬质防护层顶部起算，埋深基准面应取航 道规划设计断面与现状泥面高程的低值.
5.2.2水下过河建筑物应避开码头、船台滑道和锚地、停泊区、水上服务区，满足相关设施正常水上 作业和水下过河建筑物安全保护的要求.
不能避开上述设施时，应考虑河床极限冲刷、船舶抛锚贯入和 3
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DB35/T 2189-2024 建筑用涂料与胶粘剂挥发性有机化合物控制指南.pdf
ICS13. 040. 20 CCS Z 60 DB35 福建省地方标 電准 DB35/T2189 -2024 建筑用 涂料与胶粘剂挥发性有机化合物控 制指南 Guidelines for controlling volatile organic pounds in building coatings and adhesives 2024-07-03发布 2024-10-03实施 福建省市场监督管理局 发布 福建省生态环境厅
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本文件由福建省产品质量检验研究院提出.
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本文件主要起草人：李捷、周姆婷、叶兴联、邹悬、曾兵、许一婷、林美、苏宁子、江风玲、欧阳 友华、王纲、罗勇、谢剑锐、甘勇强、陈桓、张欣涛、何阳、陈仕人、王彦端、姚忠、陈建敏、陈玲、 康惠阳、王志彬、阮君瑞、鲍银梯、蔡德河、陈晓豪、池永亮、吴俊杰、颜志成.
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本文件适用于指导建筑用涂料与胶粘剂挥发性有机化合物的控制管理.
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GBZ159工作场所空气中有害物质监测的采样规范 GBZ/T300.103工作场所空气有毒物质测定第103部分：丙酮、丁酮和甲基异丁基甲酮 GB/T1725色漆、清漆和塑料不挥发物含量的测定 GB/T3186色漆、清漆和色漆与清漆用原材料取样 GB/T6750色漆和清漆密度的测定比重瓶法 GB/T13252-2008包装容器钢提桶 GB/T15170-2007包装容器工业用薄钢板圆罐 GB/T17343-2023包装容器金属方桶 GB18191-2008包装容器危险品包装用塑料桶 GB18581-2020本器涂料中有害物质限量 GB18582-2020建筑用墙面涂料中有害物质限量 GB18583室内装饰装修材料胶粘剂中有害物质限量 GB19160-2008包装容器危险品包装用塑料罐 GB/T19161-2016包装容器复合式中型散装容器 GB/T20740胶粘剂取样 GB/T23985-2009色漆和清漆挥发性有机化合物（V0C）含量的测定差值法 GB/T23986.2-2023色漆和清漆挥发性有机化合物（V0C）和/或半挥发性有机化合物（SVOC） 含量的测定第2部分：气相色谱法 GB30982建筑胶粘剂有害物质限量 GB/T32371.1低溶剂型或无溶剂型胶粘剂涂敷后释放特性的短期测量方法第1部分：通则 GB/T32371.2低溶剂型或无溶剂型胶粘剂涂敷后释放特性的短期测量方法第2部分：挥发性有 机化合物的测定 GB33372-2020胶粘剂挥发性有机化合物限量 GB/T36799胶粘剂挥发性有机化合物释放量的测定微舱法 GB/T36803胶粘剂挥发性有机化合物释放量的测定袋式法 GB37824-2019涂料、油墨及胶粘剂工业大气污染物排放标准
3.1 挥发性有机化合物volatile orgenic pounds V0Cs 参与大气光化学反应的有机化合物或者根据有关规定确定的有机化合物.
注：根据行业特征和环境管理要求，用于表征大气污染物排放或能自然蒸发的任何有机物.
3. 2 挥发性有机化合物含量volatile organic pounds content VOCs含量 在规定条件下，所测得的单位体积或质量的涂料或胶粘剂中挥发性有机化合物的质量.
3.3 总挥发性有机化合物释放量totalvolatileorganicpoundsemissionlevel TVOC释放量 在规定条件下，涂料或胶粘剂试样向空气中释放的挥发性有机物总量.
2
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DB35/T 2192-2024 河湖智慧监管体系构建导则.pdf
ICS 13. 020.99 CCS Z 04 DB35 福建省地方 标 東准 DB35/T2192 -2024 河湖智慧监管体系构建导则 Guidelines for the construction of intelligent supervision system for rivers and lakes 2024-07-03发布 2024-10-03实施 福建省市场监督管理局 发布
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本文件由福建省水利厅提出并归口.
本文件起草单位：莆田市水利局、福建省水利厅、莆田市河务管理中心、福建省水资源与河务管理 中心、河海大学、福建省标准化研究院、莆田市市场监督管理局、莆田市河长制办公室、仙游县河长制 办公室、荔城区河长制办公室、城厢区河长制办公室、涵江区河长制办公室、秀屿区河长制办公室、福 建省标院信息技术有限公司.
本文件主要起草人：林国富、蔡开国、谢光球、郑金海、廖立伟、翰茂森、梁静、黄德元、李汞、 陈吉明、丘柯昌、陈嘉、陈柴桑、张晓、王山东、夏继红、吴宸晖、许敬诚、吴太夏、黄璟勝（中国台 湾）、郑何敏、吴佩玲、许妩、黄群彬、陈顺妹、胡凯、余晓彬、蔡晴怡、周治宇、吴振凯、吴龚莉、 林聪贵、朱乾德、顾文杰、兰祥辉.
I1
本文件适用于河湖智慧监管体系的构建与实现.
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GB/T17278数字地形图产品基本要求 GB/T22239信息安全技术网络安全等级保护基本要求 GB/T31506信息安全技术政务网站系统安全指南 GB/T35282信息安全技术电子政务移动办公系统安全技术规范 GB/T38664（部分）信息技术大数据政务数据开放共享 GB/T38667信息技术大数据数据分类指南 GB/T38672信息技术大数据接口基本要求 GB/T38676信息技术大数据存储与处理系统功能测试要求 GB/T40767地理空间数据交换基本要求 GB/T41818信息技术大数据面向分析的数据存储与检索技术要求 GB/T42583信息安全技术政务网络安全监测平台技术规范 CH/Z9011地理信息公共服务平台电子地图数据规范 HJ718环境信息共享互联互通平台总体框架技术规范 HJ915地表水自动监测技术规范（试行） SL/Z351水利基础数字地图产品模式 SL380水资源监控管理数据库表结构及标识符标准 SL604水利数据中心管理规程 SL/T793河湖健康评估技术导则 DB35/T1957河湖长制工作管理规范 DB35/T2096河湖（库）健康评价规范 DB35/T2164河湖巡查与间题处置准则 3术语和定义 下列术语和定义适用于本文件.
3. 1 河湖智慧监管体系intelligent supervision system for rivers and lakes
3.2 湿地wetland 天然的或人工的，永久的或间歇性的沼泽地、泥炭地、水域地带，带有静止或流动、淡水或半成水 及咸水水体，包括低潮时水深不超过6m的海域.
[来源：GB/T24708-2009，2.1] 3.3 滩涂shoaly land 海滩、河滩和湖滩的总称.
注：包括沿海大潮高潮位与低潮位之间的潮浸地带，河流湖泊常水位至洪水位间的滩地，时令潮、河洪水位以下的 滩地，水库、坑塘的正常蓄水位与最大洪水位间的滩地.
4总体要求 4.1围绕河长制工作“六大任务”和“一河一长、一河一策、一河一档”三条主线，融合应用大数据、 湖智慧监管目标.
4.2按照DB35/T1957的规定，结合智慧水利建设、数字李生流域建设等，构建河湖智慧监管体系.
4.3构建河湖智慧监管体系时，应综合考虑先进性、安全性、可操作性.
5监管体系框架 河湖智慧监管体系包括基础应用系统、应用支撑系统、集成应用平台、配套设施设备、运行保障系 统和智慧监管应用，具体框架见图1. 智慧监管应用 河湖巡查 河湖健康评价 综合决策支持 集成应用平台 套设施设 配 盗易 数据应用 数字展示 数据服务！
行保障系 运 备 应用支撑系统 统 地理信息 算法模型 基础应用系统 “天空地” 一体化监测感知体系 图1河湖智慧监管体系框架图
资源链接 请先登录（扫码可直接登录、免注册）点此一键登录 ①本文档内容版权归属内容提供方。如果您对本资料有版权申诉，请及时联系我方进行处理（联系方式详见页脚）。
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