中华人民共和国国家标准 建筑结构荷载规范GB 50009-2001(2006 年版)条文说明 2
4.1.2 作用在楼面上的活荷载，不可能以标准值的大小同时布满在所有的楼面上，因此在设计梁、墙、柱和基础时，还要考虑实际荷载沿楼面分布的变异情况，也即在确定梁、墙、柱和基础的荷载标准值时，还应按楼面活荷载标准值乘以折减系数后。
折减系数的确定实际上是比较复杂的，采用简化的概率统计模型来解决这个问题还不够成熟。目前除美国规范是按结构部位的影响面积来考虑外，其他国家均按传统方法，通过从属面积来虑荷载折减系数。在ISO 2103中，建议按下述不同情况对荷载标准值乘以折减系数λ。
当计算梁时：
1 对住宅、办公楼等房屋或其房间：
(4.1.2一1)
2 对公共建筑或其房间：
(4.1.2一2)
式中 A-所计算梁的从属面积，指向梁两侧各延伸1/2梁间距范围内的实际楼面面积。
当计算多层房屋的柱、墙和基础时：
1 对住宅、办公楼等房屋：
(4.1.2一3)
2 对公共建筑
(4.1.2一4)
式中n-所计算截面以上的楼层数，n ≥2。
对本规范表4.1.1中第1（1）项的各类建筑物，在设计其楼面梁时，可按式（4.1.2-1）考虑；第1(2)～7项的各类建筑物，可按式（4.1.2-2）考虑。为了设计方便，而又不明显影响经济效果，本条文的规定作了一些合理的简化。在设计柱、墙和基础时，对第1（1）建筑类别采用的折减系数改用 对第1(2)～8项的建筑类别，直接按楼面梁的折减系数，而不另考虑按楼层的折减。这与ISO 2103相比略为保守，但与以往的设计经验比较接近。
停车库及车道的楼面活荷载是根据荷载最不利布置下的等效均布荷载确定，因此本条文给出的折减系数，实际上也是根据次梁、主梁或柱上的等效均布荷载与楼面等效均布荷载的比值确定。
4.2 工业建筑楼面活荷载
4.2.1 在设计多层工业建筑结构时，面活荷载的标准值大多由工艺提供，或由土建设计人员根据有关资料自行计算确定。鉴于计算方法不一，计算工作量又较大，很多设计单位希望由本规范统一规定。在制订TJ 9-74荷载规范时，曾对全国有代表性的70多个工厂进行实际调查和分析，根据条件成熟情况，在附录C中列出了金工车间、仪器仪表生产车间、半导体器件车间、小型电子管和白炽灯泡车间、棉纺织造车间、轮胎厂准备车间和粮食加工车间等七类工业建筑楼面活荷载的标准值，供设计参照采用。
这次修订，除棉纺织造车间由中国纺织工业设计院根据纺织工业的发展现状重新修订外。其他仍沿用GBJ 9-87的规定。
金工车间的活荷载在TJ 9-74中是按车间的加工性质来划分的。根据调查，在加工性质相同的车间中，由于加工件不同，采用的机床型号有时差别很大，致使楼面活荷载的差异十分悬殊。事实上，确定楼面活荷载大小的主要因素是金工车间的机床设备，而不是它的加工性质。因此，在调查资料的基础上，按机床设备的重量等级，重新划分了活荷载的取值，而且是相互配套的。在实际应用中发现，有相当数量的设备超出TJ 9-74规定的机床设备重量等级。考虑到这个情况，GBJ 9-87规范对金工车间机床设备的重量等级范围作了相应的扩大。
这次修订，棉纺织造车间的活荷载修订原则与金工车间相同，即改为按织机型号的重量等级重新划分了活荷载的取值。
附录B的方法主要是为确定工业建筑楼面等效均布活荷载而制订的。为了简化，在方法上作了一些假设：计算等效均布荷载时统一假定结构的支承条件都为简支，并按弹性阶段分析内力力。这对实际上为非简支的结构以及考虑材料处于弹塑性阶段的设计时会有一定的设计误差。
计算板面等效均布荷载时，还必须明确板面局部荷载实际作用面的尺寸。作用面一般按矩形考虑，从而可确定荷载传递到板轴心面处的计算宽度，此时假定荷载按45°扩散线传递。
板面等效均布荷载按板内分布弯矩等效的原则确定，也即在实际的局部荷载作用下在简支板内引起的绝对最大的分布弯矩，使其等于在等效均布荷载作用下在该简支板内引起的最大分布弯矩作为条件。所谓绝对最大是指在设计时假定实际荷载的作用位置是在对板最不利的位置上。
在局部荷载作用下，板内分布弯矩的计算比较复杂，一般可参考有关的计算手册。对于边长比大于2的单向板，附录B中给；出更为具体的方法。在均布荷载作用下，单向板内分布弯矩沿板宽方向是均匀分布的，因此可按单位宽度的简支板来计算其分布弯矩；在局部荷载作用下，单向板内分布弯矩沿板宽方向不再是-均匀分布，而是在局部荷载处具有最大值，并逐渐向宽度两侧减小，形成一个分布宽度。现以均布荷载代替，为使板内分布弯矩等效，可相应确定板的有效分布宽度。在附录B中，根据计算结果，给出了五种局部荷载情况下有效分布宽度的近公式，从而可直接按公式(B.0.4-1)确定单向板的等效均布活荷载。
表C中列出的工业建筑楼面活荷载值，是对板跨在1.0～2.5m，梁跨4.0～6.0m的肋形楼盖结构而言，并考虑设备荷载处于最不利布置的情况下得出的。设备布置要考虑到有可能出现的密集布置，其间距根据各类车间的工艺特点而定：对由单台设备组成的生产区域，一般操作边取1.0～1.2m，非操作边取0.5～0.75m；对由不同设备组成的生产线，一般按实际间距采用，但当间距大于0.5m时按0.5m考虑。
对于不同用途的工业建筑结构，通过对计算资料的分析表明，其板、次梁和主梁的等效均布荷载的比值没有共同的规律，难以给出统一的折减系数。因此，表中对板、次梁和主梁，分别列出了等效均布荷载的标准值。对柱、墙和基础，一概不考虑按楼层数的折减。
表中所列板跨或次梁(肋)的间距以1.2m为下限，小于1.2m的一般为预制槽板。此时，在设计中可将板面和肋视作一个整体，按梁的荷载计算。
表中荷载值已包括操作荷载值，但不包括隔墙自重。当需要考虑隔墙自重时，应根据隔墙的实际情况计算。当隔墙可能任意移动时，建议采用重量不超过300kg／m的轻质隔墙，此时(考虑隔墙后)的活荷载增值一般可取1.0kN/m2。
不同用途的工业建筑，其工艺设备的动力性质不尽相同。对一般情况，荷载重已考虑动力系数1.05～1.1；对特殊的专用设备和机器，可提高到1.2～1.3。
4.2.2 操作荷载对板面一般取2kN／m2。对堆料较多的车间，如金工车间，操作荷载取2.5kN／m2。有的车间，例如仪器仪表装配车间，由于生产的不均衡性，某个时期的成品、半成品堆放特别严重，这时可定为4kN／m2。还有些车间，其荷载基本上由堆料所控制，例如粮食加工厂的拉丝车间、轮胎厂的准备车间、纺织车间的齿轮室等。
操作荷载在设备所占的楼面面积内不予考虑。
4.3 屋面均布活荷载
4.3.1 对不上人的屋面均布活荷载，以往规范的规定是考虑在使用阶段作为维修时所必需的荷载，因而取值较低，统一规定为0.3kN／m2。后来在屋面结构上，尤其是钢筋混凝土屋面上，出现了较多的事故，原因无非是屋面超重、超载或施工质量偏低。特别对无雪地区，当按过低的屋面活荷载设计，就更容易发生质量方面的事故。因此，为了进一步提高屋面结构的可靠度，在田GBJ 9-87中将不上人的钢筋混凝土屋面活荷载提高到0.5kN／m2。根据原颁布的GBJ 68-84，对永久荷载和可变荷载分别采用不同的荷载分项系数以后，荷载以自重为主的屋面结构可靠度相对又有所下降。为此，GBJ 9-87有区别地适当提高其屋面活荷载的值为0.7kN／m2。
由于本次修订在条文第3.2.3条中已补充了以恒载控制的不利组合式，而屋面活荷载中主要考虑的仅是施工或维修荷载，故将原规范项次1中对重屋盖结构附加的荷载值0.2kN/m2取消.也不再区分屋面性质，统一取为0.5kN／m2。但在不同材料的结构设计规范中，当出于设计方面的历史经验而有必要改变屋面荷载的取值时，可由该结构设计规范自行规定，但其幅度为±0.2kN／m2。
关于屋顶花园和直升机停机坪的荷载是参照国内设计经验和国外规范有关内容而增添的。
4.4 屋面积灰荷载
4.4.1 屋面积灰荷载是冶金、铸造、水泥等行业的建筑所特有的问题。我国早已注意到这个问题，各设计、生产单位也积累了一定的经验和数据。在制订TJ 9-74前，曾对全国15个冶金企业的25个车间，13个机械工厂的18个铸造车间及10个水泥厂的27个车间进行了一次全面系统的实际调查。调查了各车间设计时所依据的积灰荷载、现场的除尘装置和实际清灰制度，实测了屋面不同部位、不同灰源距离、不同风向下的积灰厚度，并计算其平均日积灰量，对灰的性质及其重度也做了研究。
调查结果表明，这些工业建筑的积灰问题比较严重，而且其性质也比较复杂。影响积灰的主要因素是：除尘装置的使用维修情况、清灰制度执行情况、风向和风速、烟囱高度、屋面坡度和屋面挡风板等。
确定积灰荷载只有在考虑工厂设有一般的除尘装置，且能坚持正常的清灰制度的前提下才有意义。对一般厂房，可以做到3～6个月清灰一次。对铸造车间的冲天炉附近，因积灰速度较快，积灰范围不大，可以做到按月清灰一次。
调查中所得的实测平均日积灰量列于表4.4.1-1中。
表4.4.1-1 实测平均日积灰量车 间 名 称 平均日积灰量(cm)
贮矿槽、出铁场 炼钢车间：有化铁炉 无化铁炉 铁合金车间 烧结车间：无挡风板 有挡风板(挡风板内) 铸造车间 水泥厂：窑房 磨房 生、熟料库和联合贮库 0.08 0.06 0.065 0.067～0.12 0.035 0.046 0.18 0.044 0.028 0.045
对积灰取样测定了灰的天然重度和饱和重度，以其平均值作为灰的实际重度，用以计算积灰周期内的最大积灰荷载。按灰源类别不同，分别得出其计算重度(见表4.4.1-2)。
4.4.2 易于形成灰堆的屋面处，其积灰荷载的增大系数可参照雪荷载的屋面积雪分布系数的规定来确定。
表4.4.1-2积灰重度车间名称 灰源类别 重度(kN／m3) 注
天然 饱和 计算
炼铁车间 炼钢车间 铁合金车间 高炉 转炉 电炉 13.2 9.4 8.1 17.9 15.5 16.6 15.55 12.45 12.35
烧结车间 烧结炉 7.8 15.8 11.80
铸造车间 冲天炉 11.2 15.6 13.40
水泥厂 生料库 熟料库 8.1 12.6 10.35 15.00 建议按熟 料库采用
4.4.3 对有雪地区，积灰荷载应与雪荷载同时考虑。此外，考虑到雨季的积灰有可能接近饱和，此时的积灰荷载的增值为偏于安全，可通过不上人屋面活荷载来补偿。
4.5 施工和检修荷载及栏杆水平荷载
4.5.1 设计屋面板、檩条、钢筋混凝土挑檐、雨篷和预制小粱时，除了按第3.3.1条单独考虑屋面均布活荷载外，还应另外验算在施工、检修时可能出现在最不利位置上，由人和工具自重形成的集中荷载。对于宽度较大的挑檐和雨篷，在验算其承载力时，为偏于安全，可沿其宽度每隔1.0m考虑有一个集中荷载在验算其倾覆时，可根据实际可能的情况，增大集中荷载的间距，一般可取2.5～3.Om。
5 吊车荷载
5.1 吊车竖向和水平荷载
5.1.1 按吊车荷载设计结构时，有关吊车的技术资料(包括吊车的最大或最小轮压)都应由工艺提供。过去公布的专业标准《起重机基本参数尺寸系列》(EQ1-62～8-62)曾对吊车有关的各项参数有详尽的规定，可供结构设计使用。但经多年实践表明，由各工厂设计的起重机械，其参数和尺寸不太可能完全与该标准保持一致。因此，设计时仍应直接参照制造厂当时的产品规格作为设计依据。
选用的吊车是按其工作的繁重程度来分级的，这不仅对吊车本身的设计有直接的意义，也和厂房结构的设计有关。国家标准《起重机设计规范》(GB3811-83)是参照国际标准《起重设备分级》(ISO 4301-1980)的原则，重新划分了起重机的工作级别。在考虑吊车繁重程度时，它区分了吊车的利用次数和荷载大小两种因素。按吊车在使用期内要求的总工作循环次数分成10个利用等级，又按吊车荷载达到其额定值的频繁程度分成4个载荷状态(轻、中、重、特重)。根据要求的利用等级和载荷状态，确定吊车的工作级别，共分8个级别作为吊车设计的依据。
这样的工作级别划分在原则上也适用于厂房的结构设计，虽然根据过去的设计经验，在按吊车荷载设计结构时，仅参照吊车的载荷状态将其划分为轻、中、重和超重4级工作制，而不考虑吊车的利用因素，这样做实际上也并不会影响到厂房的结构设计，但是，在执行国际标准《起重机设计规范》(GB3811-83)以来，所有吊车的生产和定货，项目的工艺设计以及土建原始资料的提供，都以吊车的工作级别为依据，因此在吊车荷载的规定中也相应改用按工作级别划分。
这次修订采用的工作级别是按表5.1.1与过去的工作制等级相对应的。
表5.1.1 吊车的工作制等级与工作级别的对应关系工作制等级 轻级 中级 重级 超重级
工作级别 A1～A3 A4，A5 A6，A7 A8
5.1.2 吊车的水平荷载分纵向和横向两种，分别由吊车的大车和小车的运行机构在启动或制动时引起的惯性力产生，惯性力为运行重量与运行加速度的乘积，但必须通过制动轮与钢轨间的摩擦传递给厂房结构。因此，吊车的水平荷载取决于制动轨的轮压和它与钢轨间的滑动摩擦系数，摩擦系数一般可取0.14。
在规范TJ 9-74中，吊车纵向水平荷载取作用在一边轨道上所有刹动轮最大轮压之和的10％，虽比理论值为低，但经长期使用检验，尚未发现有问题。太原重机学院曾对1台300t中级工作制的桥式吊车进行了纵向水平荷载的测试，得出大车制动力系数为0.084～0.091，与规范规定值比较接近。因此，纵向水平荷载的取值仍保持不变。
吊车的横向水平荷载可按下式取值：
T＝α(Ｑ+Ｑ1)g (5.1.2)
式中Ｑ--吊车的额定起重量；
Ｑ1--横行小车重量；
g--重力加速度；
α--横向水平荷载系数（或称小车制动力系数）
如考虑小车制动轮数占总轮数之半，则理论上α应取0.07，但TJ 9-74当年对软钩吊车取α不小于0.05，对硬钩吊车取α为0.10，并规定该荷载仅由一边轨道上各车轮平均传递到轨顶，方向与轨道垂直，同时考虑正反两个方向。
经浙江大学、太原重机学院及原第一机械工业部第一设计院等单位，在3个地区对5个厂房及12个露天栈桥的额定起重量为5～75t的中级工作制桥式吊车进行了实测。实测结果表明：小车制动力的上限均超过规范的规定值，而且横向水平荷载系数α往往随吊车起重量的减小而增大，这可能是由于司机对起重量大的吊车能控制以较低的运行速度所致。根据实测资料分别出5～75t吊车上小车制动力的统计参数，见表5.1.2。若对小车制动力的标准值按保证率99.9％取值，则Th=μT+3σT，由此得出系数α，除5t吊车明显偏大外，其他约在0.08～0.11之间。经综合分析比较，将吊车额定起重量按大小分成3个组别，分别规定了软钩吊车的横向水平荷载系数为0.12，0.10和0.08。
对于夹钳、料耙、脱锭等硬钩吊车，由于使用频繁，运行速度高，小车附设的悬臂结构使起吊的重物不能自由摆动等原因，以致制动时产生较大的惯性力。TJ 9-74规范规定它的横向水平荷载虽已比软钩吊车大一倍，但与实测相比还是偏低，曾对10t夹钳吊车进行实测，实测的制动力为规范规定值的1.44倍。此外，硬钩吊车的另一个问题是卡轨现象严重。综合上述情况，GBJ 9-87已将硬钩吊车的横向水平荷载系数。提高为0.2。
表5.1.2 吊车制动力统计参数吊车额定 起重量(t) 制动力T (kN) 标准值Tk (kN)
均值μT 标准差σT
5 10 20 30 75 0.056 0.074 0.121 0.181 0.405 0.020 0.022 0.040 0.048 0.141 0.116 0.140 0.247 0.325 0.828 0.175 0.108 0.079 0.081 0.080
经对13个车间和露天栈桥的小车制动力实测数据进行分析，表明吊车制动轮与轨道之间的摩擦力足以传递小车制动时产生的制动力。小车制动力是由支承吊车的两边相应的承重结构共同承受，并不是TJ 9-74规范中所认为的仅由一边轨道传递横向水平荷载。经对实测资料的统计分析，当两边柱的刚度相等时，小车制动力的横向分配系数多数为0.45／0.55，少数为0.4／0.6，个别为0.3／0.7，平均为0.474／0.526。为了计算方便，GBJ 9-87规范已建议吊车的横向水平荷载在两边轨道上平等分配，这个规定与欧美的规范也是一致的。
5.2 多台吊车的组
5.2.1 设计厂房的吊车梁和排架时，考虑参与组合的吊车台数是根据所计算的结构构件能同时产生效应的吊车台数确定。它主要取决于柱距大小和厂房跨间的数量，其次是各吊车同时集聚在同一柱距范围内的可能性。根据实际观察，在同一跨度内，2台吊车以邻接距离运行的情况还是常见的，但3台吊车相邻运行却很罕见，即使发生，由于柱距所限，能产生影响的也只是2台。因此，对单跨厂房设计时最多考虑2台吊车。
对多跨厂房，在同一柱距内同时出现超过2台吊车的机会增加。但考虑隔跨吊车对结构的影响减弱，为了计算上的方便。容许在计算吊车竖向荷载时，最多只考虑4台吊车。而在计算吊车水平荷载时，由于同时制动的机会很小，容许最多只考虑2台吊车。
5.2.2 TJ 9-74规范对吊车荷载，无论是由2台还是4台吊车引起的，都按同时满载，且其小车位置都按同时处于最不利的极限工作位置上考虑。根据在北京、上海、沈阳、鞍山、大连等地的实际观察调查，实际上这种最不利的情况是不可能出现的。对不同工作制的吊车，其吊车载荷有所不同，即不同吊车有各自的满载概率，而2台或4台同时满载，且小车又同时处于最不利位置的概率就更小。因此，本条文给出的折减系数是从概率的观点考虑多台吊车共同作用时的吊车荷载效应组合相对于最不利效应的折减。
为了探讨多台吊车组合后的折减系数，在编制 GBJ 68-84时，曾在全国3个地区9个机械工厂的机械加工、冲压、装配和铸造车间，对额定起重量为2～50t的轻、中、重级工作制的57台吊车做了吊车竖向荷载的实测调查工作。根据所得资料，经整理并通过统计分析，根据分析结果表明，吊车荷载的折减系数与吊车工作的载荷状态有关，随吊车工作载荷状态由轻级到重级而增大；随额定起重量的增大而减小；同跨2台和相邻跨2台的差别不大。在对竖向吊车荷载分析结果的基础上，并参考国外规范的规定，本条文给出的折减系数值还是偏于保守的；并将此规定直接引用到横向水平荷载的折减。这次修订，在参与组合的吊车数量上，插入台数为3的可能情况。
5.3 吊车荷载的动力系数
5.3.1 吊车竖向荷载的动力系数，主要是考虑吊车在运行时对吊车梁及其连接的动力影响。根据调查了解，产生动力的主要因素是吊车轨道接头的高低不平和工件翻转时的振动。从少量实测资料来看，其量值都在1.2以内。TJ 9-74规范对钢吊车梁取1.1，对钢筋混凝土吊车梁按工作制级别分别取1.1，1.2和1.3。在前苏联荷载规范CHиΠ6-74中，不分材料，仅对重级工作制的吊车梁取动力系数1.1。GBJ 9-87修订时，主要考虑到吊车荷载分项系数统一按可变荷载分布系数1.4取值后，相等于以往的设计而言偏高，会影响吊车梁的材料用量。在当时对吊车梁的实际动力特性不甚清楚的前提下，暂时采用略为降低的值1.05和1.1，以弥补偏高的荷载分项系数。
TJ 9-74规范当时对横向水平荷载还规定了动力系数，以计算重级工作制的吊车梁上翼缘及其制动结构的强度和稳定性以及连接的强度，这主要是考虑在这类厂房中，吊车在实际运行过程中产生的水平卡轨力。产生卡轨力的原因主要在于吊车轨道不直或吊车行驶时的歪斜，其大小与吊车的制造、安装、调试和使用期间的维护等管理因素有关。在下沉的条件下，不应出现严重的卡轨现象，但实际上由于生产中难以控制的因素，尤其是硬钩吊车，经常产生较大的卡轨力，使轨道被严重啃蚀，有时还会造成吊车梁与柱连接的破坏。假如采用按吊车的横向制动力乘以所谓动力系数的方式来规定卡轨力，在概念上是不够清楚的。鉴于目前对卡轨力的产生机理、传递方式以及在正常条件下的统计规律还缺乏足够的认识，因此在取得更为系统的实测资料以前，还无法建立合理的计算模型，给出明确的设计规定。TJ 9-74规范中关于这个问题的规定，已从本规范中撤消，由各结构设计规范和技术标准根据自身特点分别自行规定。
5.4 吊车荷载的组合值、频遇值及准备久值
5.3.2 处于工作状态的吊车，一般很少会持续地停留在某一个位置上，所以在正常条件下，吊车荷载的作用都是短时间的。但当空载吊车经常被安置在指定的某个位置时，计算吊车梁的长期荷载效应可按本条文规定的准永久值采用。
6 雪荷载
6.1 雪荷载标准值及基本雪压
6.1.2 基本雪压s0的修订是根据全国672个地点的气象台(站)，从建站起到1995年的最大雪压或雪深资料，经统计得50年一遇最大雪压，即重现期为50年的最大雪压，以此规定当地的基本雪压。
当前，我国大部分气象台(站)收集的都是雪深数据，而相应的积雪密度数据又不齐全。在统计中，当缺乏平行观测的积雪密度时，均以当地的平均密度来估算雪压值。
各地区的积雪的平均密度按下述取用：东北及新疆北部地区的平均密度取150kg／m3；华北及西北地区取130kg／m3，其中青海取120kg／m3；淮河、秦岭以南地区一般取150kg／m3，其中江西、浙江取200kg／m3。
年最大雪压的概率分布统一按极值I型考虑，具体计算可按附录D的规定。在制订我国基本雪压分布图时，应考虑如下特点：
(1) 新疆北部是我国突出的雪压高值区。该区由于冬季受北冰洋南侵的冷湿气流影响，雪量丰富，且阿尔泰山、天山等山脉对气流有阻滞和抬升作用，更利于降雪。加上温度低，积雪可以保持整个冬季不溶化，新雪覆老雪，形成了特大雪压。在阿尔泰山区域雪压值达1kN／m2。
(2) 东北地区由于气旋活动频繁，并有山脉对气流的抬升作用，冬季多降雪天气，同时因气温低，更有利于积雪。因此大兴安岭及长白山区是我国又一个雪压高值区。黑龙江省北部和吉林省东部的广泛地区，雪压值可达0.7kN／m2以上。但是吉林西部和辽宁北部地区，因地处大兴安岭的东南背风坡，气流有下沉作用，不易降雪，积雪不多，雪压仅在0.2kN／m2左右。
(3) 长江中下游及淮河流域是我国稍南地区的一个雪压高值区。该地区冬季积雪情况不很稳定，有些年份一冬无积雪，而有些年份在某种天气条件下，例如寒潮南下，到此区后冷暖空气僵持，加上水汽充足，遇较低温度，即降下大雪，积雪很深，也带来雪灾。1955年元旦，江淮一带降大雪，南京雪深达51cm，正阳关达52cm，合肥达40cm。1961年元旦，浙江中部降大雪，东阳雪深达55cm，金华达45cm。江西北部以及湖南一些地点也会出现40～50cm以上的雪深。因此，这一地区不少地点雪压达0.40～0.50kN／m2。但是这里的积雪期是较短的，短则1、2天，长则10来天。
(4) 川西、滇北山区的雪压也较高。因该区海拔高，温度低，湿度大，降雪较多而不易溶化。但该区的河谷内，由于落差大，高度相对低和气流下沉增温作用，积雪就不多。
(5) 华北及西北大部地区，冬季温度虽低，但水汽不足，降：水量较少，雪压也相应较小，一般为0.2～0.3kN／m2。西北干旱地区，雪压在0.2kN／m2以下。该区内的燕山、太行山、祁连山等山脉，因有地形的影响，降雪稍多，雪压可在0.3kN／m2以上。
(6) 南岭、武夷山脉以南，冬季气温高，很少降雪，基本无积雪。对雪荷载敏感的结构，例如轻型屋盖，考虑到雪荷载有时会远超过结构自重，此时仍采用雪荷载分项系数为1.40，屋盖结构的可靠度可能不够，因此对这种情况，建议将基本雪压适当提高，但这应由有关规范或标准作具体规定。
6.1.4 对山区雪压未开展实测研究仍按原规范作一般性的分析估计。在无实测资料的情况下，规范建议比附近空旷地面的基本雪压增大20％采用。
6.2 屋面积雪分布系数
6.2.1 屋面积雪分布系数就是屋面水平投影面积上的雪荷载Sh与基本雪压ｓ0的比值，实际也就是地面基本雪压换算为屋面雪荷载的换算系数。它与屋面形式、朝向及风力等有关。
我国与前苏联、加拿大、北欧等国相比，积雪情况不甚严重，积雪期也较短。因此本规范根据以往的设计经验，参考国际标准 ISO 4355及国外有关资料，对屋面积雪分布仅概括地规定了8种典型屋面积雪分布系数(参见本规范表6.2.1)。现就这些图形作以下几点说明：
1 坡屋面
本规范认为，我国南部气候转暖，屋面积雪容易融化，北部寒潮风较大，屋面积雪容易吹掉，因此仍沿用旧规范的规定α≥50，μr=0和α≤25°，μr=1是合理的。
2 拱形屋面
本规范给出了矢跨比有关的计算公式，即μr =ι/8f(ι为跨度，f为矢高)，但μr规定不大于1.0及不小于0.4。
3 带天窗屋面及带天窗有挡风板的屋面
天窗顶上的数据0.8是考虑了滑雪的影响，挡风板内的数据1.4是考虑了堆雪的影响。
4 多跨单坡及双跨(多跨)双坡或拱形屋面
其系数1.4及0.6则是考虑了屋面凹处范围内，局部堆雪影响及局部滑雪影响。
5 高低屋面
前苏联根据西伯里亚地区的屋面雪荷载的调查，规定屋面积雪分布系数，但不大于4.0，其中h为屋面高低差，以m计，s0为基本雪压，以kN/m2计；又规定积雪分布宽度α1=2h，但不小于5m，不大于10m；积雪按三角形状分布，见图6.2.1。
我国高雪地区的基本雪压S0=0.5～0.8kN／m2，当屋面高低差达2m以上时，则μr=通常均取4.0。根据我国积雪情况调查，高低屋面堆雪集中程度远次于西伯里亚地区，形成三角形分布的情况较少，一般高低屋面处存在风涡作用，雪堆多形成曲线图形的堆积情况。本规范将它简化为矩形分布的雪堆，μr取平均值为2.0，雪堆长度为2h，但不小于4m，不大于8m。
6 其他屋面形式
对规范典型屋面图形以外的情况，设计人员可根据上述说明推断酌定，例如天沟处及下沉式天窗内建议μr=1.4，其长度可取女儿墙高度的1.2～2倍。
7 在表6.2.1中，对大部分屋面都列出了积雪均匀分布和不均匀分布两种情况，后一种主要是考虑雪的漂移和堆积后的效应。
6.2.2 设计建筑结构及屋面的承重构件时，原则上应按表6.2.1 中给出的两种积雪分布情况，分别计算结构构件的效应值，并按最不利的情况确定结构构件的截面，但这样的设计计算工作量较大。根据长期以来积累的设计经验，出于简化的目的，规范允许设计人员按本条文的规定进行设计。
7 风荷载
7.1 风荷载标准值及基本风压
7.1.1对于主要承重结构，风荷载标准值的表达可有两种形式，其一为平均风压加上由脉动风引起导致结构风振的等效风压；另一种为平均风压乘以风振系数。由于在结构的风振计算中，一般往往是第1振型起主要作用，因而我国与大多数国家相同，采用后一种表达形式，即采用风振系数βz，它综合考虑了结构在风荷载作用下的动力响应，其中包括风速随时间、空间的变异性和结构的阻尼特性等因素。
对于围护结构，由于其刚性一般较大，在结构效应中可不必考虑其共振分量，此时可仅在平均风压的基础上，近似考虑脉动风瞬间的增大因素，原则上可通过局部风压体型系数μs1和阵风系数βgz来计算其风荷载。
对于房屋中直接承受风压的幕墙构件（包括门窗），按传统设计的经验，风荷载都是考虑脉动响应，应按第7.5.1条的规定采用相应的阵风系数，对非直接承受风压的幕墙构件，阵风系数可适当降低。对于其他的维护结构构件，出于传统设计经验，风荷载可仅通过局部风压体型系数予以增大而不考虑阵风系数。
7.1.2基本风压ω0是根据全国各气象台站历年来的最大风速记录，按基本风压的标准要求，将不同风仪高度和时次时距的年最大风速，统一换算为离地10m高，自记1Omin平均年最大风速(m/s)。根据该风速数据，按附录D的规定，经统计分析确定重现期为50年的最大风速，作为当地的基本风速υ0。再按贝努利公式
确定基本风压。以往，国内的风速记录大多数根据风压板的观测结果，刻度所反映的风速，实际上是统一根据标准的空气密度ρ=1.25kg／m3按上述公式反算而得，因此在按该风速确定风压时，可统一按公式计算。
鉴于通过风压板的观测，人为的观测误差较大，再加上时次时距换算中的误差，其结果就不太可靠，当前各气象台站已累积了较多的根据风杯式自记风速仪记录的10min平均年最大风速数据，因此在这次数据处理时，基本上是以自记得数据为依据。因此在确定风压时，必须考虑各台站观测当时的空气密度，当缺乏资料时，也可参考附录D的规定采用。
与雪荷载相同，规范将基本风压的重现期由以往的30年统.一改为50年，这样，在标准上将与国外大部分国家取得一致。但经修改后，各地的基本风压并不是全在原有的基础上提高10％，而是根据新的风速观测数据，进行统计分析后重新确定的。为了能适应不同的设计条件，风荷载也可采用与基本风压不同的重现期，附录D给出相应的换算公式。
资料表明，修订后的基本风压值与原规范的取值相比，总体上虽已提高了10％，但对风荷载比较敏感的高层建筑和高耸结构，以及自重较轻的钢木主体结构，其基本风压值仍可由各结构设计规范，根据结构的自身特点，考虑适当提高其重现期；对于围护结构，其重要性与主体结构相比要低些，可仍取50年；对于其他设计情况，其重现期也可由有关的设计规范另行规定，或由设计人员自行选用。
7.2 风压高度变化系数
7.2.1 在大气边界层内，风速随离地面高度而增大。当气压场随高度不变时，风速随高度增大的规律，主要取决于地面粗糙度和温度垂直梯度。通常认为在离地面高度为300～500m时，风速不再受地面粗糙度的影响，也即达到所谓"梯度风速"，该高度称之梯度风高度。地面粗糙度等级低的地区，其梯度风高度比等级高的地区为低。
原规范将地面粗糙度等级由过去的陆、海两类改成A、B、C三类，但随着我国建设事业的蓬勃发展，城市房屋的高度和密度日益增大，因此，对大城市中心地区，其粗糙程度也有不同程度的提高。考虑到大多数发达国家，诸如美、英、日等国家的规范，以及国际标准ISO 4354和欧洲统一规范EN 1991-2-4都将地面粗糙度等级划分为四类，甚至于五类(日本)。为适应当前发展形势，这次修订也将由三类改成四类，其中A、B两类的有关参数不变，C类指有密集建筑群的城市市区，其粗糙度指数a由0.2改为0.22，梯度风高度HG仍取400m；新增添的D类，指有密集建筑群且有大量高层建筑的大城市市区，其粗糙度指数a取0.3，HG取450m。
根据地面粗糙度指数及梯度风高度，即可得出风压高度变化系数如下：
在确定城区的地面粗糙度类别时，若无a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万来划分地面粗糙度类别，当≥18m，为D类，9m＜≤18m，为C类，＜9m，为B类；
3 影响范围内不同高度的面域可按下述原则确定，即每座建筑物向外延伸距离为其高度的面域内均为该高度，当不同高度的面域相交时，交叠部分的高度区大者；
4 平均高度取各面域面积为权数计算。
7.2.2 对于山区的建筑物，原规范采用系数对其基本风压进行调整，并对山峰和山坡也是根据山麓的基本风压，按高差的风压高度变化系数予以调整。这些规定缺乏根据，没有得到实际观测资料的验证。
关于山区风荷载考虑地形影响的问题，目前能作为设计依据的，最可靠的方法是直接在建设场地进行与邻近气象站的风速对比观测，但这种做法不一定可行。在国内，华北电力设计院与中国气象科学研究院合作，采用Taylor-Lee的模型，结合华北地区的山峰风速的实测资料，对山顶与山下气象站的风速关系进行研究(见电力勘测1997／1)，但其成果仍有一定的局限性。
国外的规范对山区风荷载的规定一般有两种形式：一种也是规定建筑物地面的起算点，建筑物上的风荷载直接按规定的风压高度变化系数计算，这种方法比较陈旧。另一种是按地形条件，对风荷载给出地形系数，或对风压高度变化系数给出修正系数。这次修订采用后一种形式，并参考加拿大、澳大利亚和英国的相应规范，以及欧洲钢结构协会ECCS的规定(房屋与结构的风效应计算建议)，对山峰和山坡上的建筑物，给出风压高度变化系数的修正系数。
7.3 风荷载体型系数
7.3.1 风荷载体型系数是指风作用在建筑物表面上所引起的实际压力(或吸力)与来流风的速度压的比值，它描述的是建筑物表面在稳定风压作用下的静态压力的分布规律，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，目前只能采用相似原理，在边界层风洞内对拟建的建筑物模型进行测试。
表7.3.1列出38项不同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外国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。有关本规范中列出的各类建筑物体型的体型系数的说明，可参见《建筑结构荷载规范》GBJ 9-87的条文说明。
这次修订将原第26项封闭式皮带通廊取消；原第34项塔架的内容，为了便于计算，将原来的安单片桁架的体型系数改为整体塔架的体型系数；将原第40项高层建筑改为封闭式房屋和构筑物，并将其中的矩形平面用原第37项(封闭式正方形及多边形构筑物)的内容代替。
必须指出，表7.3.1中的系数是有局限性的，这次修订强调了将风洞试验作为抗风设计辅助工具的必要性，尤其是对于体型复杂而且性质重要的房屋结构。
7.3.2 当建筑群，尤其是高层建筑群，房屋相互间距较近时，由于旋涡的相互干扰，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干扰因素。
根据国内有关资料(张相庭:《工程抗风设计计算手册》，中国建筑工业出版社，1998，第72～73页)，提供的增大系数，是根据国内试验研究报告取较低的下限而得出，其取值基本上与澳大利亚规范接近。当与邻近房屋的间距小于3.5倍的迎风面宽度且两栋房屋中心连线与风向成450时，可取大值；当房屋连线与风向一致时，可取小值；当与风向垂直时不考虑；当间距大于7.5倍的迎风面宽度时，也可不考虑。
7.3.3 风力作用在高层建筑表面，与作用在一般建筑物表面上一样，压力分布很不均匀，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)，局部风压会超过按表7.3.1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配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。
根据风洞实验资料和一些实测结果，并参考国外的风荷载规范，对负压区可根据不同部位分别取体型系数为-1.0～-2.2。
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同的气压，参照国外规范，大多取±(0.2～0.25)的压力系数，现取±0.2。
由于局部部位面积的大小不同，修正的程度也应有所不同，本规范参考国外规范的资料给出插值公式以予适当的调整。
7.4 顺风向风振及风振系数
7.4.1 参考国外规范及我国抗风振工程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，以及等于高度超过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，风振也随着增强，因此在设计中应考虑风振的影响，而且在原则上还应考虑多个振型的影响；对于前几个频率比较密集的结构，例如桅杆、屋盖等结构，需要考虑的振型可多达10个及以上。对此都应按结构的随机振动理论进行计算。
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，但经计算表明，这类结构的风振一般不大，此时往往按构造要求进行设计，结构已有足够的刚度，因而一般不考虑风振影响也不至于会影响结构的抗风安全性。
关于在设计中可以不考虑风振系数的结构，按以往的经验，仅限于基本自振周期不大于0.25s的高耸结构和高度不大于30m或高宽比不大于1.5的房屋。但是对大跨度的屋盖结构（包括悬挑屋盖结构）的风振问题过去没有明确，这次修订予以补充，这里的大跨度屋盖是指跨度在36m以上的屋盖（不包括索结构）。
7.4.2<, /SPAN>～7.4.6 对于一般悬臂型结构，例如框架、塔架、烟囱等高耸结构，高度大于30m且高宽比大于1.5且可以忽略扭转的高柔房屋，由于频谱比较稀疏，第一振型起到绝对的影响，此时可以仅考虑结构的第一振型，并通过风振系数来表达，计算可按结构的随机振动理论进行，条文中给出有关的公式和计算用表。
对于外形和重量沿高度无变化的等截面结构，如只考虑第一振型影响，可导出沿高度z处的风振系数：
风振动力系数ξ如取Davenport建议的风谱密度经验公式，并把响应近似取静态分量及窄带白噪声共振响应分量之和，则可得到：
式（7.4.2-1）中的ν为考虑风压脉动及其相关性的麦冬影响系数，对于无限自由度体系，可按下述公式确定:
(7.4.2-6)
对有限自由度体系，可按下述公式确定:
(7.4.2-7)
式中η是考虑风压脉动空间相对性的折算系数，可由随机振动理论导出，它的表达式为多重积分，需通过计算机确定，其中涉及的相关性系数，一般都采用简单的指数衰减规律。
脉动系数μf是根据国内实测数据，并参考国外规范资料取：
(7.4.2-8)
式中α为地面粗糙度指数，对应于A、B、C和D四类地貌，分别取0.12、0.16、0.22和0.30；μf为高度变化系数。
很多高耸构筑物的截面沿高度是有变化的，此时在应用公式(7.4.2)时应注意如下问题：对于结构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，计算结果表明，与按等截面计算的结果十分接近，故对这种情况仍可公式(7.4.2)计算风振系数；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耸塔架及圆形截面的烟囱，计算结果表明，必须考虑外形的影响。此时，除在公式(7.4.2)中按变截面取结构的振型系数外，并对脉动影响系数也要按第7.4.4条的规定予以修正。
7.5 阵风系数
7.5.1 计算围护结构的风荷载时所采用的阵风系数，是参考国外规范的取值水平，按下述公式确定。
(7.5.1-1)
式中 μf--脉动系数，按式（7.4.2-8）确定；
k--地面粗糙度调整系数，对A、B、C、D四种类型，分别取0.92、0.89、0.85、0.80。
对于低矮房屋的围护结构，按本规范提供的阵风系数确定的风荷载，与某些国外规范专为低矮房屋制定的规定相比，有估计过高的可能。考虑到近地面湍流规律的复杂性，在取得更多资料以前，规范暂时不明确低矮房屋围护结构风荷载的具体规定，但容许设计者参照国外对低矮房屋的边界层风洞试验资料或有关规范的规定进行设计。
7.6 横风向风振
7.6.1 当建筑物受到风力作用时，不但顺风向可能发生风振，而且在一定条件下，也能发生横风向的风振。横风向风振都是由不稳定的空气动力形成，其性质远比顺风向更为复杂，其中包括旋涡脱落Vortex-shedding、驰振Galloping、颤振F1utter、扰振Buffeting等空气动力现象。
对圆截面柱体结构，当发生旋涡脱落时，若脱落频率与结构自振频率相符，将出现共振。大量实验表明，旋涡脱落频率fs与风速υ成正比，与截面的直径D成反比。同时,雷诺数（υ为空气运动粘性系数，约为1.45×10-5m2/s）和斯脱落哈数在识别其振动规律方面有重要意义。
当风速较低，即Re≤3×105时，一旦fe与结构频率相符，即发生亚临界的微风共振，对圆截面柱体，St≈0.2；当风速增大而处于超临界范围，即3×105≤Re＜3.5×106时，旋涡脱落没有明显的周期，结构的横向振动也呈随机性；当风更大，Re≥3.5×106，即进入跨临界范围，重新出现规则的周期行旋涡脱落，一旦与结构自振频率接近，结构将发生强风共振。
一般情况下，当风速在亚临界或超临界范围内时，只要采取适当构造措施，不会对结构产生严重影响，即使发生微风共振，结构可能对正常使用有些影响，但也不至于破坏，设计时，只要按规范公式(7.5.1-2)的要求控制结构顶部风速即可。
当风速进入跨临界范围内时，结构有可能出现严重的振动，甚至于破坏，国内外都曾发生过很多这类的损坏和破坏的事例，对此必须引起注意。
计算临界风速的公式(7.6.1-1)中的结构自振周期,应考虑不同的振型情况,虽然对亚临界的微风共振验算,只要考虑第一振型,但是在验算临界强风共振时,必须考虑不同的振型。
原公式（7.6.1-2）中的风荷载分项系数γw， 实际上是在考虑跨临界强风共振时，为了在设计中不致低估横风向的风振影响而设置的，主要是考虑结构在强风共振时的严重性及试验资料的局限性，一些国外规范如ISO 4354就要求考虑增大验算风速。为了不致与分项系数的原意相混淆，现将原公式（7.6.1-2)中的风荷载分项系数γw取消，而在跨临界强振的验算条件的顶部风速增大1.2倍。
计算雷诺数Re＝69000υD中，网速υ沿着结构高度是变化的，对亚临界的微风共振验算，υ取得愈小愈不利，但对于跨临界强风共振验算，υ取得愈大愈易发生强风共振。但是为了设计上的方便，这里将二者统一取为υcr值。当在应用时如有重要提高要求时，也可对跨临界强风共振将υ取为υH值。
7.6.2 对跨临界的强风共振，设计时必须按不同振型对结构予以验算，规范公式(7.6.2-1)中的计算系数λj是对j振型情况下考虑与共振区分布有关的折算系数，若临界风速起始点在结构底部，整个高度为共振区，它的效应为最严重，系数值最大；若临界风速起始点在结构顶部，不发生共振，也不必验算横风向的风振荷载。根据国外资料和我们的计算研究，认为一般考虑前4个振型就足够了，但以前两个振型的共振为最常见。公式中的临界风速υcr计算时，应注意对不同振型是不同的。
公式(7.6.2-1)中的计算系数λj是根据起始高度为H1，终止高度近似取结构全高H的条件下算出，并列入表7.6.2，当在结构上计算得出起始高度位置很低，而终止高度远低于全高时，可按临界速度的锁住区计算终止高度H2＝H×(1.3υcr／υH)l／a，再按λj＝λj(H1)一λj(H2)确定。
7.6.3 在风荷载作用下，同时发生的顺风向和横风向风振，其结构效应应予以矢量叠加。一般情况下，当发生强风共振时，横风向的影响起主要的作用。
7.6.4 对于非圆截面的柱体，同样也存在旋涡脱落等空气动力不稳定问题，但其规律更为复杂，国外的风荷载规范逐渐趋向于也按随机振动的理论建立计算模型，目前，规范仍建议对重要的柔性结构，应在风洞试验的基础上进行设计。