建筑结构毕业设计word版全.doc 158页

'安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院建筑结构毕业设计word版摘要本工程为青岛鸿发集团综合办公楼工程，采用框架结构，主体为五层，本地区抗震设防烈度为7度，近震，场地类别为II类场地。主导风向为西南，基本风压0.60KN/M，基本雪压0.20KN/M。楼﹑屋盖均采用现浇钢筋混凝土结构。本设计贯彻“实用、安全、经济、美观”的设计原则。按照建筑设计规范，认真考虑影响设计的各项因素。根据结构与建筑的总体与细部的关系。本设计主要进行了结构方案中横向框架第12轴抗震设计。在确定框架布局之后，先进行了层间荷载代表值的计算,接着利用顶点位移法求出自震周期，进而按底部剪力法计算水平地震荷载作用下大小，进而求出在水平荷载作用下的结构内力（弯矩、剪力、轴力）。接着计算竖向荷载（恒载及活荷载）作用下的结构内力。是找出最不利的一组或几组内力组合。选取最安全的结果计算配筋并绘图。此外还进行了结构方案中的室内楼梯的设计。完成了平台板，梯段板，平台梁等构件的内力和配筋计算及施工图绘制。对楼板进行了配筋计算，本设计采用柱下独立基础以及联合基础，对基础进行了受力和配筋计算。整个结构在设计过程中，严格遵循相关的专业规范的要求，参考相关资料和有关最新的国家标准规范，对设计的各个环节进行综合全面的科学性考虑。总之，适用、安全、经济、使用方便是本设计的原则。设计合理可行的建筑结构方案是现场施工的重要依据。1第1页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院关键词：框架结构，抗震设计，荷载计算，内力计算，计算配筋1第1页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院ABSTRACTThisworksforQingdaohongfagroupintegratedofficebuilding,aframeworkstructureforafive-storeymain,intheregionearthquakeintensityof8degreesnearLansiteclassificationasClassIIvenues.Ledtothesouthwestdirection,thebasicPressure0.60KN/M,basicsnowpressure0.20KN/M.Floorroofwereusingcast-in-placereinforcedconcretestructure.Thedesignandimplement"practical,security,economic,aesthetic,"thedesignprinciples.Withthearchitecturaldesign,designseriouslyconsidertheinfluenceofthevariousfactors.Accordingtothestructuralandarchitecturaldetailandtheoverallrelationship.Thedesignofthemainstructureoftheprogramhorizontalframework12-axisseismicdesign.Indeterminingthedistributionframework,thefirstlayerofrepresentativevalueoftheload,Thenusevertexfromthedisplacementmethodforearthquakecycle,andthenatthebottomofshearhorizontalseismicloadcalculationundersize,thencalculatedthelevelofloadundertheInternalForces(bendingmoment,shearandaxialforce).Thencalculateverticalload(constantloadandliveload)undertheInternalForces.Identifythemostdisadvantagedgrouporaninternalforceseveralcombinations.SelectthebestsafetyresultsofthereinforcementandMapping.Inaddition,thestructureoftheprogramindoorstaircasedesign.Completionoftheplatformboards,boardsoftheladder,platformbeamcomponentandthereinforcementofinternalforcescalculationandconstructionmapping.Onthefloorreinforcementcalculation,thisdesignusestheundercolumnindependentfoundationandjointbasis,thefoundationreinforcementconductedforceandcalculated.Thewholestructureofthedesignprocess,instrictcompliancewiththerelevantprofessionalstandard,referencetorelevantinformationandthelatestnationalstandardsandspecifications,anddesignofthevariouscomponentsofacomprehensivescientificconsiderations.Inshort,application,security,economicanduser-friendlydesignistheprinciple.Designreasonableandworkablestructureoftheprogramistheconstructionsiteoftheimportantbasisfortheconstruction.KEYWORDS:FrameStructure,SeismicDesign,LoadCalculation，Internalforcecalculation,Calculationreinforcement.第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院前言本设计是按照安徽工业大学建筑工程学院土木工程专业2007级毕业设计要求编写的毕业设计。题目为“青岛鸿发集团综合办公楼设计”。内容包括建筑设计、结构设计两部分。办公楼是公共建筑，其规范要求比较严格，能体现出建筑和结构设计的很多重要的方面，选择办公楼建筑和结构设计，从而掌握办公楼设计的基本原理，妥善解决其功能关系，满足使用要求。框架结构的设计始于欧美，二十世纪厚得到了世界各地大范围的使用，其结构建筑平面布置灵活，使用空间大。延性较好。其具有良好的抗震能力。对办公楼有重要建筑结构非常适用。能满足其较大的使用面积要求。框架结构的研究，对于建筑的荷载情况，分析其受力，采用不同的方法分别计算出各种荷载作用下的弯矩、剪力、轴力，然后进行内力组合，挑选出最不利的内力组合进行截面的承载力计算，保证结构有足够的强度和稳定性。在对竖向荷载的计算种采用了弯矩分配法，对水平荷载采用了D值法，对钢筋混凝土构件的受力性能，受弯构件的正截面和斜截面计算都有应用。本结构计算选用一榀框架为计算单元，采用手算的简化计算方法，其中计算框架在竖向荷载下的内力时使用的弯距二次分配法，不但使计算结果较为合理，而且计算量较小，是一种不错的手算方法。本设计主要通过工程实例来强化大学期间所学的知识，建立一个完整的设计知识体系，了解设计总过程，通过查阅大量的相关设计资料，提高自己的动手能力。这次设计是在江涛老师的悉心指导下完成的，在此向您表示衷心的感谢！鉴于水平有限，设计书中还存在不少缺点甚至错误，敬请老师批评和指正。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院第一部分文献综述----浅谈办公楼建筑设计科学技术的发展对人类的行为产生直接的影响，使人类的生活变得高效舒适。办公楼智能化的发展虽然仅有几十年的历史，我国则更晚些，但一经发展又十分迅速。为使办公楼适应时代发展,将大楼的各办公室、电脑机房、票据交换室、档案室、会计凭证室、大会议室等采用综合布线技术,它使话音和数据通讯设备、交换设备和其他管理系统彼此相连,也使这些设备和外部通信网络相连。它包括外部电信网络的联结点与内部信息工作取得话音式数据终端之间的所有电缆及相关的布线部位。本文从设计的实际上程中遇到的一些问题展开，从办公楼的建筑设计，室内环境设计，建筑节能设计和智能化设计等力而作了介绍，以供研究讨论：1.办公楼的建筑设计按照办公楼的使用用途的不同，大约分类如下：（1）行政办公楼；（2）专业性办公楼：（3）出租写字楼；（4）综合性办公楼。不论是哪种办公楼，在设计时都必须包括总平面、平面、剖面、结构布置及室内环境等方面的设计，在这些设计过程中一般重点考虑以下几点：1.1办公楼的总平面设计设计总平面时，决定建筑在用地中的位置，重点要考虑标准层的平面设计同首层流线处理的整合性，将其同核心筒形式和位置放在一起考虑，另外，对红线控制，安全避难通道及消防通道等规范规定，停车场的设计，停车方式的研究以及周围建筑的协调道路情况也不能忽视。在设计流线中重点考虑的是，从停车场到大堂，管理人员房间，邮件处理房间，垃圾放置场等服务流线不要和主流线产生交叉。主流线除了白天人和物的出入外，还必须明确夜间和休息日等工作时间外的流线和进出。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院1.2办公楼的平面设计办公楼的平面构成，取决于对标准层的设计，标准层包括办公室空间和核心筒部分。核心筒包括电梯井、楼梯、卫生间和设备井等要素，作为整个建筑物内任何物的垂直流线的交通设计，要考虑到电梯的台数、规模、速度以及群体管理等的控制方式。在办公楼内使用的电梯有以下三种：载人电梯、载人载物电梯和消防电梯。核心筒和办公空间的不同组合产生不同平面形式，有中心筒式、双侧筒式、单侧筒式和外筒式等。办公空间的柱网尺寸的确定也是一个十分重要的问题，柱网选择的合理就会经济，否则会造成很大的浪费，从使用的灵活角度来看柱网尺寸越大越好，但从结构上讲这是不可能的，这就需要寻找一个结构上既合理可行，使用上又有一定的灵活性的尺寸。大空间一般采用7.8m~8.4m柱距较经济，它满足了办公间隔单元的要求，而且该柱距的结构梁高也不大，即使作厚板也很经济，且从使用上来说，这样的开间有一定的灵活性：即使对停车场也是一个比较理想的尺寸，一般地下室设停车场会考虑到车道宽度和停车位置，而且在大办公室划分为小办公室时分为两至三开间均可。1.3办公楼的立面设计办公楼从立面风格总体上来说分为古典式和现代式。其中，现代式又分为：凸窗式、强调网格窗式、强调水平线条式，强调垂直线调试，幕墙式和综合式等。应根据规划要求，周围环境，业主要求等方面综合考虑。1.4办公楼的剖面设计建筑物层高的确定是剖面设计中的一个重要问题，错误地确定层高，会造成不可改变的遗憾。现代化的智能办公楼的层高概念不同于传统办公楼的层高概念，3.2m~3.3m的层高对智能建筑是不合适的，一般层高宜3.6m以上，还要特别注意架空地面的使用，架空地面使本来净高已十分紧张的空间变得更加紧张。智能建筑的管线多，占用的空间大，采用梁柱体系，梁高部分的空间很难利用，势必要加大层高，特别是高层建筑，采用厚板后层高可降到3.4m左右，总体上还要经济一些，智能化办公楼的结构形式、柱网及层高要经性综合分析，不能简单地只从结构本身的指标是否经济来决定。另外，办公楼底层入口门厅，结合使用功能可做上下联通的中厅处理。但应考虑空间尺度并应满足消防要求。1.5办公楼的室内环境设计办公楼绝大部分都采用空调和人工照明，人们长期工作在人造环境之中。为了追求高容积率而把房间的进深做得很大，只会恶化了工作环境，对身体很不利的，由于导入了自动化的机器，工作人员长时间的同机器设备打交道，很容易疲劳和头脑僵化，所以要适当的提供一些调节空间，及时地恢复一下体力。办公楼必须给工作人员创造一个良好的工作环境，包括建筑环境，空调环境和视觉环境等，这样才能构成一个完整的智能办公楼。而提高工作效率，是建造智能化办公楼的最终目的。如果达不到这样的目的建造智能化办公楼就失去了它的意义。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院1．6办公楼的建筑节能设计办公楼首先在布局朝向上，应该考虑建筑节能设计。并控制开窗面积。保证各部分维护结构的合理厚度及构造。做好屋面保温。给水排水、采暖通风空气调节、动力等所有带热和低温的管道均采取保温措施，以降低能耗。所有卫生洁具均应采用节水型配件。节约用电措施要满足使用和保证电能质量，采用节电设计方案和新型产品，提高电气设备使用效率，以节约能源。采暖通风空气调节设计应合理确定室内设计参数，减少冷却和加热空气所需要的能量。选配能效比高的暖通空调设备，减少运行能耗等。达到综合的建筑节能效果。2．办公楼的智能化设计在设计智能办公楼时，我们探讨了以下几个方面的概念：2．1智能建筑的概念智能建筑是以建筑为平台，兼备建筑设备办公自动化及通信网络系统，集结构、系统、服务、管理及它们之间的最优组合，向人们提供一个安全、高效、舒适、便利的建筑环境。现在人们在办公室几分钟之内可以同世界任何地方取得联系，几秒钟之内就可以通过电脑网络搜索到所需要的信息，并可以把决定通知给所需要通知的部门，大大提高了分析、判断、决策、指令的效率，这是智能建筑的主要内容，通常称为OA（OfficeAutomation）。2．2办公楼的布线系统智能办公楼就是靠盘根错节的各种线路连接控制室和终端来发挥作用，如何安排好这些线路，使其经济、有效，有三个方面的问题要很好的研究。第一个问题是线路如何走。水平走向的线路是在地面上还是在吊顶上？垂直走向的线路一般均在管道井中，设管道井时除了要有足够的面积外，还要注意位置和安排的合理性。第二个问题是要很好的研究配线如何与设备的连接。通常终端节点的位置不固定，经常根据使用要求的变化而变化。第三个问题是要满足使用环境进行调节的可能。线路走外墙的窗下，空调暖气结合起来。而配电箱很难找到安放位置时，也可以采用局部的独立的固定墙体安放较大的设备或布线。要做好天花板的设计和安排好诸多部件的位置，布置照明灯具、送风回风口、烟感温感报警器、自动喷洒头，还要布线，所以既要美观又不影响使用，考虑好管线的检修和预留检修孔。2．3工作站与系统家具智能化办公楼的出现要求相应的设备及配套设施也要作出相应的调整，工作站主要是由几组具有系统化、弹性化、功能化的家具组件所装配而成的，相互依存无法单一或个别使用。它的功能是在一个合理的空间内，四周所组成的系统家具，配合运作的设备，象“工作站”第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院一样。办公家具观念的改变尤为突出，作为智能化办公楼家具概念可转化成工作站的概念。（1）办公座椅要能调整高度并能旋转360度为宜，并要满足使用人员的各种动态时的稳定和安全。（2）活动隔断，办公室通常采用大空间的办公方式，即每个人各有独立的办公小空间。在大空间设有一定的分割，多采用活动隔断，对活动隔断的选择，要考虑高度的选择，坐时与对方交谈的空间等问题（3）桌子，既要考虑到书写和操作电脑的不同高度的要求，又要确定双腿在桌下有足够的自由活动的空间，还有收容电线的功能和有合适的出线孔。（4）储藏系统家具主要用于储藏各种文件和资料，即要有足够的容积放置文件和资料，可考虑用活动隔板解决此问题。（5）在现代的办公楼中办公文件、网络需要活动隔断还要有配线的功能，进线和出线口要安排合理。（6）家居颜色的选用要考虑到与周围环境的协调，同时也要注意它的发光强度与荧光灯的发光灯的发光强度对比不能太大，否则容易造成疲劳。3．建筑物层高的决定是剖面设计中个要认真考虑的问题，错误地确定层高，会造成不可改变的遗憾。现代化的智能化办公楼的层高概念不同于传统办公楼的层高概念，3．2～3．3m的层高对智能建筑是不合适的，一般层高宜3．6m以上，还要特别注意架空地面的使用，架空地面对本来净高已十分紧张的空司变得更加紧张。智能建筑的管线多占用的空间大，采用梁柱体系，梁高部分的空间很难利用，势必要加大层高，特别是高层建筑，采用厚板后层高可降到3．4m左右，总体上还要经济一些，智能化办公楼的结构形式、柱网及层高采用什么样的结构型式要进行综合分析，不能简单地只从结构本身的指标是否经济取舍。4.办公楼的室内环境设计：办公楼绝大部分都采用空调和人工照明，人们长期工作在人造环境之中。为了追求高容积率而把房间的进深做得很大，只会恶化了工作环境，对身体是很不利的，由于导入了自动化的机器，工作人员长时问地同机器设备打交道，很容易疲劳和头脑僵化，所以要适当地提供一些调节的空间，及时地恢复一下体力。办公楼必须给工作人员创造一个良好的工作环境，这样才能构成一个完整的智能办公楼。而提高工作效率，是建造智能化办公楼的最终目的，如果达不到这样的目的建造智能化就失去它的意义。5.　结束语第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院商业办公建筑的一个显著特点是让人从中感受到一种强烈的现代气息和时代精神。现代办公空间除了设备与装修,还应注重办公环境的塑造,光,色,绿化的引入及多种景观手法的运用为人们提供了一种舒适,幽雅的办公环境。建筑设计应坚持提高科技含量的指导思想,无论在结构材料的利用方面还是办公设施的更新上都应有超前意识。建筑实体是建筑艺术的载体,如果没有高科技含量的建筑实体如结构材料等,就很难想象建筑造型艺术的创新。只有不断地更新技术并注意结合艺术,建筑才有生命力,才会不断向前发展。【参考文献】:［1］《建筑设计资料集》编委会．建筑设计资料集（第二版）—4．北京：中国建筑工业出版社，1994．［2］华东建筑设计研究院．智能建筑设计技术（第二版）．上海：同济大学出版社，2002．［3］《办公楼建筑设计规范》，JGJ62-90［4］《民用建筑设计通则》，GB50352-2005［5］《办公楼》，中国建筑工业出版社[6]翁如壁.现代办公楼设计[M].中国建筑工业出版社[7]邓元庆.可持续发展意识与高层建筑[J].建筑科学.2000(2).第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院第二部分建筑设计第一章建筑设计§1.1设计理念作为一个办公公共空间专业设计个案，在平面规划中自始至终遵循实用、功能需求和人性化管理充分结合的原则。在设计中，既结合医院需求和工作流程，科学合理的划分职能区域，也考虑顾客与工作人员之间、职能区域之间的相互交流。材料运用耐磨、环保的现代材料。经过精心设计,在满足各种办公功能需要的同时,又简洁、大方、美观,能充分体现出医院的形象.在整个设计过程中，设计者本着“安全，适用，经济，美观”的原则，在满足设计任务书提出的功能要求前提下，完成了建筑设计这一环节，合理的选择框架结构形式，并为以后的结构设计打下了良好的基础。§1.2工程概况本办公楼位于青岛，该地段交通便利，地势平坦，环境较好。建筑面积为5945.1m2，长度为61.3m，主体共五层，总高为20.1m，设楼梯3个，电梯2个，该综合办公楼室内外高差为450mm，层高均为3.6m，结构形式为框架结构。§1.3设计依据　　1、安徽工业大学建筑工程学院土木工程专业2007级毕业设计任务书2、有关建筑、结构的规范、标准；3、有关施工规范、施工技术要求§1.4建筑设计方案§1.4.1总平面设计总平面布置的基本原则：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院1)应根据一栋楼或一个建筑群的组成和使用功能，结合所处位置和用地条件、有关技术要求，综合研究新建的、原有的建筑物、构筑物和各项设施等相互之间的平面和空间关系，充分利用土地，合理进行总体布局，使场地内各组成部分成为有机的整体，并与周围环境相协调而进行的设计2)应结合地形、地质、气象条件等自然条件布置，有效组织地面排水，进行用地范围内的竖向布置。3)建筑物的布置应符合防火、卫生等规范及各种安全要求，并应满足交通要求。4)建筑物周围布置应与城市主干道及周围环境相协调，合理组织场地内的各种交通流线（含人流、车流、货流等），并安排好道路、出入口，并考虑风向及人员出入的便利。§1.4.2平面设计建筑朝向为南北向，避免商品遭受阳光的爆晒。平面布置满足长宽比小于5，柱距除主楼梯及边跨外均为7.2m。鉴于本设计为综合办公楼，在平面上力求平面对称，对称平面易于保证质量中心与刚度中心重合，避免结构在水平力作用下扭转。§1.4.3立面设计立面设计时首先应推敲各部分总的比例关系，考虑建筑物整体的几个方面的统一，相邻立面的连接与协调，然后着重分析各立面上墙面的处理、门窗的调整和安排，对入口等进一步进行处理。节奏韵律和虚实对比，是使建筑立面高于表现力的重要设计手法，在建筑立面上，相同构件或门窗作有规律的重复和变化，给人们在视觉上得到类似音乐诗歌中节奏韵律的效果。立面的节奏感在门窗的排列组合、墙面的构件划分中表现得比较突出。该建筑立面为了满足采光和美观需求，设置了大面积的玻璃窗。§1.4.4剖面设计剖面设计主要分析建筑物各部分应有的高度，建筑层数、建筑空间的组合利用，以及建筑剖面中的结构、构造关系，建筑物的平面和剖面是紧密联系的。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院为满足住院部使用要求。正立面主要以推拉窗为主，兼到采光和美观的作用，同时也便于患者与医务人员休息，远眺，放松放松紧张的神经。办公门均采用木门，窗户均采用塑钢窗。整座大楼的立面美观大方，有一定的可观性。1)层高的确定层高是剖面设计的重要依据，是工程常用的控制尺寸，同时也要结合具体的物质技术、经济条件及特定的艺术思路来考虑，既满足使用又能达到一定的艺术效果。本建筑为五层，主要为办公室，层高确定为3.6m，这样的房间高度比较合适些，给人一正常的空间感觉。2)室内外高差的确定为防止室内受室外雨水的流渗，室内与室外应有一定的高差，且高差不宜过大，若过大便不利于施工和通行，故设计室内外高差为0.45m。4)楼梯剖面设计所有楼梯均采用现浇钢筋混凝土结构，其具有整体性好，坚固耐久，刚度好等特点。楼梯踏步面层要求耐磨、美观、防滑，便于清扫，踏步高为300mm,宽为150mm。第三部分结构设计第一章设计基本资料§1.1设计资料1.设计标高：室内外高差：450mm。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院2.地质资料：序号岩土分类土层深度(M)厚度范围(M)地基承载力fak1杂填土0.00～0.800.8--2粉土0.80～1.801.01203中砂1.80～2.801.02504砾砂2.80～6.503.73005圆砾6.50～12.506.0500注：1.地下稳定水位距地坪－8m以下；2.表中给定土层深度由自然地坪算起。3.地震烈度：本工程地震设防烈度为7度，设计地震分组第一组。建筑场地类别：Ⅱ类场地土。4.基本风压：0=0.6025.基本雪压：0.20第二章结构布置及计算简图§2.1结构布置及梁,柱截面尺寸的初选§2.1.1梁柱截面尺寸初选主体结构共5层，层高均为3.6m第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院，内外墙的做法：内墙做法：内外墙均砌240厚空心砌块砖，门窗详见门窗表，楼层屋盖均为现浇钢筋砼结构。（一）现浇板厚：根据《混凝土结构设计规范》10.1.1，对于民用建筑楼板，其最小厚度为60mm。而且，根据经验可知：为了使单向板具有一定的刚度，其厚度应不小于板跨度的L/40（连续板）、L/35（简支板）或者L/12（悬臂板）。为了使双向板具有一定的刚度，其厚度应不小于板跨度的L/50（连续板）、L/45（简支板）。故而，h≥(1/40)×3600=90mm（单向板）h≥(1/50)×3600=72mm（双向板）综上，取h=120mm。（二）结构布置如下图：柱网布置图如下图所示：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院（三）初估梁柱的截面尺寸梁的编号见上图1.梁的截面尺寸考虑到施工的方便，将框架梁全设计成同一截面。L1：L=7200mmh=(1/10---1/15)L=720--480mm取h=600mmb=(1/2---1/3)h=400--267mm取b=300mmL2：L=3000mmh=(1/10---1/15)L=300--200mm取h=450mm取b=250mmL3:L=7200mmh=(1/12---1/18)L=600--400mm取h=500mmb=(1/2---1/3)h=250--167mm取b=250mmL4：L=6000mmh=(1/12---1/18)L=500--334mm取h=500mmb=(1/2---1/3)h=250--167mm取b=250mm各梁截面：L1：b×h=300mm×600mmL2：b×h=250mm×450mmL3：b×h=250mm×500mmL4：b×h=250mm×500mm2．柱的截面尺寸(柱砼：C30)由于柱主要承受轴力为主，因此轴力应乘以增大系数1.2，根据《简明混凝土结构设计手册》4-3-1-3，当框架柱以承受轴向压力为主时，可按轴心受压构件估算截面尺寸。但考虑到实际存在的弯矩影响。可将轴向压力乘以1.2~1.4的增大系数。本设计乘以1.2的增大系数。框架柱截面尺寸根据柱的轴压比限制，按下式计算：1.柱组合的轴压比设计值按照公式1－1计算：(1－1)式中：：为考虑地震作用组合后柱轴力压力增大系数，边柱取1.3，等跨内柱取1.2,不等跨取1.25；第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院:为按照简支状态计算柱的负荷面积；：为折算后在单位面积上的重力荷载代表值，近似取12--15KN/;:为验算截面以上楼层层数；2.由于柱主要承受轴力为主，因此按柱的轴压比来进行截面初估。(1－2)[n]——:轴压比限值(根据《建筑抗震设计规程》第6.3.7条规定，为了防止脆性破坏抗震等级为三级的框架轴压比的限值是0.9)N——柱的轴向力设计值A——柱截面面积fc——混凝土抗压强度设计值本工程为现浇钢筋混凝土结构，7度设防，高度<30m，抗震等级为三级，取底层柱估算柱尺寸，根据经验荷载为15kN/m2：根据《混凝土结构设计规范》第4.1.4条，C25混凝土的轴心抗压强度设计值＝14.3N/mm2。由计算简图可知边柱和中柱的负载面积可知：中柱：7.2×5.1㎡边柱：7.2×3.6㎡边柱：中柱：根据上述计算结果，并综合考虑其他因素，取柱截面为正方形，初步估计柱的尺寸为600㎜×600㎜＝360000>，为计算简便，中柱和边柱的尺寸相同，均为600㎜×600㎜。故初选柱的尺寸为600㎜×600㎜。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院§2.2框架结构的计算简图取一榀横向平面框架计算，见下图注：室内外高差0.45m,基础埋深0.5m,h=0.45+0.5+3.6=4.55m第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院第三章重力荷载代表值的计算§3.1荷载计算§3.1.1屋面及楼面恒荷载计算一.屋面（上人）防水层（刚性）30厚C20细石混凝土0.3×22＝0.66找平层（柔性）三毡四油油铺小石子0.4KN/㎡找平层：15mm厚水泥砂浆0.015m×20＝0.3找坡层：40mm厚水泥石灰砂浆3‰找0.04m×14＝0.56保温层：80mm厚矿渣水泥0.08m×14.5＝1.16结构层：120mm厚现浇钢筋混凝土板0.12m×25＝3.0抹灰层：10mm厚混合砂浆0.01m×17＝0.17合计6.25二.各层走廊楼面：水磨石楼面：水磨石地面（10㎜面层20㎜水泥砂浆打底）0.65结构层：120mm厚现浇钢筋混凝土板0.12m×25＝3.0抹灰层：10mm厚混合砂浆0.01m×17＝0.17合计3.82三.标准层楼面：水磨石楼面水磨石地面（10㎜面层20㎜水泥砂浆打底）0.65结构层：120mm厚现浇钢筋混凝土板0.12m×25＝3.0第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院抹灰层：10mm厚混合砂浆0.01m×17＝0.17合计3.82四.楼梯，水泥砂浆楼面构造层：0.5结构层：120mm厚现浇钢筋混凝土板0.12m×25＝3.0抹灰层：10mm厚混合砂浆0.01m×17＝0.17合计：3.67§3.1.2屋面及楼面活荷载计算一.根据《荷载规范》查得：上人屋面：2.0楼面：2.0(办公楼)走廊:2.5二.雪荷载基本雪压（50年一遇）：0.2kN/m雪荷载标准值：Sk=S0查荷载规范GB50009-2001表6.2.1：=1.0Sk=1.0×0.20kN/m＝0.20kN/m屋面活荷载与雪荷载不同时考虑，两者取大者.§3.1.3梁，柱，墙，门窗重力荷载的计算一.梁自重：1.边横梁，纵梁：b×h=300㎜×600㎜第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院梁自重：25×0.3m×(0.6m-0.12m)=3.6KN/m抹灰层10厚混合砂浆：0.01m×[(0.6m-0.12m)×2+0.30m]×17=0.2142KN/m合计：3.8142KN/m2．中横梁：b×h=250㎜×450㎜梁自重：25×0.25m×(0.45m-0.12m)=2.0625KN/m抹灰层10厚混合砂浆：0.01m×[(0.45m-0.12m)×2+0.25m]×17=0.1547KN/m合计：2.2172KN/m3.次梁：b×h=250㎜×500㎜梁自重：25×0.25m×(0.5m-0.12m)=2.375KN/m抹灰层10厚混合砂浆：0.01m×[(0.5m-0.12m)×2+0.25m]×17=0.1717KN/m合计：2.5467KN/m4.基础梁：b×h=250㎜×400㎜梁自重：25×0.25m×0.4m=2.5KN/m二.柱自重：1.柱：b×h=600㎜×600㎜柱自重：25×0.6m×0.6m=9KN/m第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院抹灰层10厚混合砂浆：0.01m×0.6m×4×17=0.408KN/m合计：9.408KN/m2.构造柱：b×h=240㎜×240㎜柱自重：25×0.24m×0.24m=1.44KN/m抹灰层10厚混合砂浆：0.01m×0.24m×4×17=0.16KN/m合计：1.6KN/m三.外纵墙自重：标准层纵墙：（3.6-1.8-0.5）m×0.24m×18=5.616KN/m铝合金窗：0.35KN/㎡×1.8m=0.63KN/m水刷石外墙面：（3.6m-1.8m）×0.5KN/㎡=0.9KN/m水泥粉刷内墙面：（3.6m-1.8m）×0.36KN/㎡=0.648KN/m合计：7.794KN/m底层：纵墙（4.55m-1.8m-0.6m-0.4m）×0.24m×18=7.56KN/m铝合金窗：0.35KN/㎡×1.8m=0.63KN/m水刷石外墙面：（3.6m-1.8m）×0.5KN/㎡=0.9KN/m水泥粉刷内墙面：（3.6m-1.8m）×0.36KN/㎡=0.648KN/m合计：9.738KN/m第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院四.内墙自重：标准层纵墙：（3.6m-0.6m）×0.24m×18=12.96KN/m水泥粉刷墙面：（3.6m-0.6m）×0.36KN/㎡×2=2.16KN/m合计：15.12KN/m底层：纵墙：（4.55m-0.6m）×0.24m×18=17.064KN/m水泥粉刷墙面：（4.55m-0.6m）×0.36KN/㎡×2=2.844KN/m合计：19.908KN/m五.女儿墙自重：纵墙：1.1×0.24×18=4.752水泥粉刷墙面：1.1×0.36KN/㎡×2=0.792KN/m合计：5.544KN/m第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院第四章框架侧移刚度的计算横向框架梁柱的线刚度计算§4.1框架梁柱的线刚度计算§4.1.1框架梁柱的线刚度计算框架梁柱的相对线刚度如图4－1所示，作为计算各节点弯矩分配的依据.在框架结构中，现浇楼板的楼可以作为梁的有效翼缘，增大梁的有效翼缘，增大梁的有效刚度，减少框架的侧移。为考虑这一有利的作用，对现浇楼面的边框架取(为梁的截面惯性矩)，对中框架梁取。（4－1）1.横梁线刚度计算见表1。（梁采用C30混凝土）表1框架梁的线刚度梁号截面跨度m惯性矩边框横梁中框横梁bhL13006007.25.4×10-38.1×10-33.38×10410.8×10-34.5×104L22504503.01.9×10-32.85×10-32.85×1043.8×10-33.8×104L32505007.22.6×10-33.9×10-31.08×1045.2×10-32.17×104L42505006.02.6×10-33.9×10-31.95×1045.2×10-32.6×1042.柱的线刚度计算见表2。柱的线刚度表2柱号截面面积(m2)柱高度h(m)惯性矩Ic(m4)线刚度icZ10.6×0.64.5510.8×10-37.12×104Z20.6×0.63.610.8×10-39×104中间框架梁柱刚度见下图第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院§4.1,2.梁柱的线平均刚度比一.底层(4-2)(4-3)由公式（4－2）、（4－3）可求梁柱线刚度为：1.B,E梁柱线刚度为：（KN/M）2.C,D梁柱的线刚度为：（KN/M）二.标准层：(4-4)(4-5)第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院由公式（4－2）、（4－3）可求梁柱线刚度为：1.B,E梁柱的线刚度为：（KN/M）2.C,D梁柱的线刚度为：（KN/M）故横向框架的侧移刚度见表4－1，4－2表4－1横向框架2～5层D值构件名称D值（KN/M）数量D（KN/M）B柱13185.1858105481.48C柱26333.3338210666.664D柱26333.3338210666.664E柱13185.1858105481.48D632296.288表4－2横向框架首层D值构件名称D值（KN/M）数量D（KN/M）B柱17746.2638141970.104C柱21717.148173737.12D柱21717.148173737.12E柱17746.2638141970.104631414.448第5章横向水平作用下荷载作用下框架内力和侧移计算§5.1水平地震作用下结构各层的总重力荷载代表值计算§5.1.1墙自重第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院一.外纵墙：采用240厚灰砂砖(18KN/m3),一侧水刷石墙面(0.5KN/m3),另一侧为20mm厚的抹灰（17KN/m3），则墙面单位面积的重力荷载为：1.底层：(1).B轴线上的纵墙面积：(2).E轴线上纵墙的面积：(3).5－16轴线上纵墙的面积：合计：97.92+111.96+79.2=289.08则底层外墙自重为：5.16×289.08=1491.65KN2.标准层：(1).B轴线上的纵墙面积：(2).E轴线上纵墙的面积：(3).5～16轴线上纵墙的面积：合计：72.36+77.76+79.2=229.32则标准层外墙自重为：5.16×229.32=1183.29KN第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院3.顶层：(1).B轴线上的纵墙面积：(2).E轴线上纵墙的面积：(3).5～14轴线上纵墙的面积：合计：72.36+77.76+79.2=229.32则顶层外墙自重为：5.16×229.32=1183.29KN二.内墙采用240厚灰砂砖(18KN/m3),两侧均为20mm厚抹灰，墙面单位面积荷载为：1.底层：(1).C轴线上的横墙面积：(2).D轴线上横墙的面积：(3).B～E轴线上横墙的面积：--------------------------------------------------------合计；91.68+98.76+199.62=390.06则底层内隔墙自重为：5×390.06=1950.3KN2.标准层：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院(1).C轴线上的横墙面积：(2).D轴线上横墙的面积：(3).B～E轴线上横墙的面积：――――――――――――――――――――――――――――合计；88.2+69.12+173.58=330.9则标准层内墙自重为：5×330.9=1654.5KN3.顶层：(1).C轴线上的横墙面积：(2).D轴线上横墙的面积：(3).B～E轴线上横墙的面积：合计：88.2+69.12+173.58=330.9则顶层的内墙自重为：5×330.9=1654.5KN三.卫生间隔墙：采用200厚蒸压粉煤灰加气砼砌块（5.5KN/m3）,两侧贴瓷砖（0.5KN/m3）,墙面单位面积重力荷载为为：1.底层：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院―――――――――――――――――――――――――――――则底层卫生间隔墙自重为：2.1×86.3=181.23KN2.标准层：则标准层卫生间隔墙自重为：2.1×63.12=132.55KN3.顶层：则顶卫生间隔墙自重为：2.1×63.12=132.55KN四.女儿墙自重：采用240厚加气砼砌体，5.5KN/m3,两侧均为20mm厚抹灰，墙高1100mm，墙面单位面积的重力荷载为:1.女儿墙―――――――――――――――――――――――――――――则女儿墙的自重：2×126.72=253.44KN§5.1.2梁门窗重力荷载标准值汇总一.梁重力荷载标准值汇总表：表5-1梁重力荷载标准值汇总构件层次b/mh/m梁重g/KN跨度L/mg×L根数nGi/KN横梁1～50.30.63.81KN/m7.227.4616439.36走道梁1～50.250.452.22KN/m3.06.66853.28次梁1～50.250.52.55KN/m7.218.3610180.6第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院纵梁1～50.30.63.81KN/m7.223.8528667.8二.门重力荷载标准值汇总表：(除大门为玻璃门，办公室为木门)底层：表5-2门重力荷载标准值汇总门标号尺寸数量荷载标准值M21.2m×2.1m13个GM2=0.2×1.2m×2.1m×13=6.55KNM31.8m×3m2个GM3=0.45×1.8m×3m×2=4.86KNM43.6m×3m1个GM4=0.45×3.6m×3m×1=4.86KN∑=16.27KN标准层：门标号尺寸数量荷载标准值M21.2m×2.1m13个GM2=0.2×1.2m×2.1m×13=6.55KN∑=6.55KN顶层门标号尺寸数量荷载标准值M21.2m×2.1m13个GM2=0.2×1.2m×2.1m×13=6.55KN∑=6.55KN三：窗自重:(均为铝合金窗)底层：表5-3窗重力荷载标准值汇总窗标号尺寸数量荷载标准值C11.8m×1.8m13个C22.4m×1.8m1个C31.2m×1.8m4个C52.4m×0.9m1个∑=20.03KN第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院标准层：窗标号尺寸数量荷载标准值C11.8m×1.8m25个C31.2m×1.8m4个C52.4m×0.9m1个∑=23.06KN顶层：窗标号尺寸数量荷载标准值C11.8m×1.8m17个C31.2m×1.8m4个C52.4m×0.9m1个∑=23.06KN§5.1.3集中于各楼层标高处的重力荷载代表值Gi根据《抗震规范》（GB50011—2001）第5.1.3条：顶层的荷载代表值包括：屋面荷载、50%的屋面雪荷载、顶层纵墙框架自重、顶层半层墙柱自重。其它层重力荷载代表值包括：楼面恒载、50%楼面均布荷载、该层纵墙框架横梁自重、该层上下各半层柱及墙体自重。各楼层重力荷载代表值Gi确定如下：顶层：梁：G=横梁＋次梁＋走道梁+纵梁＝439.36+53.28+180.6+667.8=1341.04KN柱：G＝承重柱/2=9.4083.6320.5=541.9KN墙：女儿墙＋外纵墙/2+内隔墙/2＋卫生间隔墙/2＝第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院253.44+1183.29/2+1654.5/2+132.55/2＝1738.61KN板：G＝6.2540.2m17.4m=4371.75KN门：G=6.55KN窗：G=23.06KN雪荷载：,雪荷载组合系数为0.5，则顶层重力荷载代表值为：∑＝1341.04KN+541.9KN+1738.61KN+4371.75KN+6.55KN＋23.06KN＋139.9KN＝8162.81KN合计：∑＝8162.81KN标准层:梁：G=横梁＋次梁＋走道梁+纵梁＝439.36+53.28+180.6+667.8=1341.04KN柱：G＝承重柱/2=9.4083.6320.5=541.9KN墙：女儿墙＋外纵墙/2+内隔墙/2＋卫生间隔墙/2＝253.44+1183.29/2+1654.5/2+132.55/2＝1738.61KN板：：G＝3.8240.2m17.4m=2672.01KN门：G=6.55KN窗：G=23.06KN楼面活荷载：∑＝1341.04KN+541.9KN+1738.61KN+2672.01KN+6.55KN＋23.06KN＋729.63KN＝7052.8KN合计：∑＝7052.8KN底层：梁：G=横梁＋次梁＋走道梁+纵梁第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院＝439.36+53.28+180.6+667.8=1341.04KN柱：G＝承重柱/2=9.4083.6320.5=541.9KN墙：女儿墙＋外纵墙/2+内隔墙/2＋卫生间隔墙/2＝253.44+1491.65/2+1950.3/2+181.23/2＝2065.03KN板：G＝3.8240.2m17.4m=2672.01KN门：G=16.27KN窗：G=20.03KN楼面活荷载：∑=1341.04KN+541.9KN+2065.03KN+2672.01KN+16.27KN+20.03KN+729.63=7385.91KN合计：∑＝7385.91KN§5.2水平地震作用下框架内力合侧移的计算§5.2.1横向自振周期1.质点重力荷载见图5-1：图5－1结构质点重力荷载（单位：KN）1.水平地震力作用下框架的侧移验算。按顶点位移法计算框架的自振周期.第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院顶点位移法是求结构基本频率的一种近似方法。将结构按质量分布情况简化为无限质点的悬臂直杆，导出以直杆顶点位移表示的基频公式。这样，只要求出结构的顶点水平位移，就可以按下式求得结构的基本周期.式中:—基本周期调整系数,考虑填充墙使框架自振周期减少的影响,框架结构取0.6—0.7，该框架取=0.7—框架的顶点位移在未求框架的周期前,无法求出框架的地震力及位移,是将框架的重力荷载示为水平作用力,求出框架的假想位移,然后,由求出T1,再用T1求出框架结构的底部剪力,进而求出框架各层剪力及结构真正的位移.横向框架顶点位移计算见下表5-4表5－4横向框架顶点位移计算层次Gi(KN)∑Di层间相对位移△i58162.818162.81632296.2880.0130.17647052.815215.61632296.2880.0240.16337052.822268.41632296.2880.0350.13927052.829321.21632296.2880.0460.10417385.9136707.12631414.4480.0580.058则自振周期为:s3.横向地震作用计算根据《建筑设计抗震规范》（GB50011—2001）第5.1.2第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院条规定，对于高度不超过40米，以剪切变形为主，且质量和刚度沿着高度方向分布比较均匀的结构，以及近似于单质点体系的结构，可以采用底部剪力法等简化方法计算抗震作用。因此本框架采用底部剪力法计算抗震作用。在Ⅱ类场地，7度设防区，设计地震分组为第一组情况下，由《建筑设计抗震规范》（GB50011—2001）表5.1.4—1和表5.1.4—2可查得：结构的特征周期和水平地震影响系数最大值为：Tg=0.35sαmax=0.12由于结构总水平地震作用标准计算：(5-1)(5-2)(5-3)式中：：结构基本自振周期的水平地震影响系数值；：结构等效总重力荷载，多质点可取总重力荷载代表值的85％；：结构总水平地震作用标准值；结构等效总重力荷由公式（5－1）计算得：因为，所以考虑顶部附加水平地震作用，其附加地震作用为：所以对于多质点体系，结构底部纵向水平地震作用标准值：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院附加顶部集中力：各质点的水平地震作用按公式（5－3）计算：将代入式：各楼层地震剪力按:计算：各层水平地震作用及楼层地震剪力见表5-5。表5-5各层水平地震作用及楼层地震剪力层编号53.618.958162.81154685.250.3553858.47858.4743.615.357052.8108260.480.2487600.91459.3733.611.757052.882870.40.1903459.81919.1723.68.157052.857480.320.1320318.942238.1114.554.557052.832090.240.0737178.072416.18多遇地震作用下，层间弹性位移验算见下表5-6表5-6层间弹性位移验算层5858.47632296.2880.001363.60.0003841459.37632296.2880.002313.60.0006431919.17632296.2880.003043.60.0008422238.11632296.2880.003543.60.0009812416.18631414.4480.003834.550.00084第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院最大位移发生在第二层，其楼层最大位移与楼层高之比：，小于《建筑设计抗震规范》（GB50011—2001）第5.5.1条规定的位移极限值[]=1/550满足位移要求§5.2.2水平地震作用下框架内力计算一.框架第Ⅰ层J柱分配盗的剪力Vij以及该柱上，下端的弯矩和分别按下列各式计算:（5-4）（5-5）（5-6）（5-7）其中，为标准反弯点高度比，可由查表得。本设计中，底层柱只需考虑修正值;第二层柱需考虑修正值，其余各柱均无修正，具体计算过程及结果见表5－8，表5－9。表5－7所查反弯点高度表摘要njk0.50.60.70.80.91.02.050.250.300.300.300.350.350.4040.350.350.400.400.400.400.4530.400.450.450.450.450.450.5020.500.500.500.500.500.500.5010.750.700.700.650.650.650.55从上表可得各层反弯点高度比y,由于K值界于二者之间，则可以由插值取值。二.框架柱剪力和柱端弯矩计算采用D值法，计算过程见下表5－8,5-9,5-10表5－8框架柱K值和y值表层B柱C柱D柱E柱kykykyky50.50.250.920.350.920.350.50.25第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院40.50.350.920.400.920.400.50.3530.50.400.920.450.920.450.50.4020.50.500.920.500.920.500.50.5010.630.701.1660.631.1660.630.630.70表5－9各层边柱B(E))柱端弯矩及剪力计算层次y53.6858.47632296.2913185.18517.900.50.2516.1148.3343.61459.37632296.2913185.18530.430.50.3538.3471.2133.61919.17632296.2913185.18540.020.50.4057.6386.4423.62238.11632296.2913185.18546.670.50.5084.0184.0114.552416.18631414.4517746.26367.910.630.70216.2992.70三.梁端弯矩，剪力及轴力分别按下式计算：(5.8)(5.9)(5.10)(5.11)具体过程见表5－11表5－10各层中柱C(D)柱端弯矩及剪力计算层次y53.6858.47632296.2926333.33335.750.920.3545.0583.6643.61459.37632296.2926333.33360.780.920.4087.52131.2833.61919.17632296.2926333.33379.930.920.45129.49158.2623.62238.11632296.2926333.33393.210.920.50167.78167.7814.552416.18631414.4521717.1483.101.1660.63238.21139.90表5－11梁端弯矩，剪力及柱轴力的计算层次边梁走道梁柱轴力边柱中柱57.248.3345.3613.013.038.3038.3025.53-13.01-12.52第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院47.287.3295.6125.413.080.7280.7253.81-38.42-40.9237.2124.78133.2635.843.0112.5112.575.00-74.26-80.0827.2141.64161.1842.063.0136.1136.190.73-116.32-128.817.2176.71166.8247.713.0140.86140.8693.91-164.03-175注：（1）柱轴力中的负号表示拉力，当为地震作用时候，两侧两根柱为拉力，对应的右侧两根柱为压力。（2）表中分别为节点在左，右梁端的弯矩，单位为（3）式中分别为节点在左，右梁的线刚度，单位为图5-2梁端弯矩，剪力计算简图5－3梁端弯矩，剪力计算简图第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图5-4地震作用下的框架弯矩图第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图5-5框架结构梁端剪力，轴力图注：剪力逆时针为“－”§5.3横向风荷载作用下框架结构内力和侧移的计算第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院§5.3.1风荷载标准值《荷载规范》规定，对于高度大于30m，且高宽比大于1.5的房屋结构，应采用风振系数未考虑风压脉动影响，本设计房屋高度H=20.05m<30m,但是H/B=20.10m/17.4m=1.16<1.5，因此取＝1.0。查《荷载规范》得体型系数值：迎风面=0.8,背风面=-0.5,取=1.3基本风压：各层风荷载标准值计算结果见（表5-12）。取11轴框架为计算单元，楼层节点上集中力:计算在风荷载作用下各楼层节点上集中力时，假定风荷载在层间为均匀分布，并假定上下相邻各半层层高范围内的风荷载按集中力作用在本层楼面上。表5-12风荷载计算表层数Z（m）B（m）518.950.61.211.001.307.20.94415.350.61.151.001.307.20.90311.750.61.051.001.307.20.8228.150.61.001.001.307.20.7814.550.61.001.001.307.20.78注：1.表中通过内插法求得，等效节点集中风荷载计算：五层：F5=1.8×7.2×0.94=12.18KN四层：F4=3.6×7.2×0.90=23.33KN三层：F3=3.6×7.2×0.82=21.25KN二层：F2=3.6×7.2×0.78=20.22KN一层：F1=（4.55+3.60）/2×7.2×0.78=22.89KN第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图5-6风荷载作用下荷载分布图§5.3.2风荷载作用下的水平位移验算根据图5-4所示的水平荷载由公式(5-12)计算层间剪力，然后根据轴线，框架的层间侧移刚度，按公式(5-13),(5-14)计算各层的层间位移，相对侧移和绝对侧移(5-12)(5-13)(5-14)表5－13风荷载作用下的框架层间剪力及侧移计算第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院层512.1812.18632296.2880.0190.4451/189474423.3335.51632296.2880.0560.4261/64286321.2556.76632296.2880.0900.371/40000220.2276.98632296.2880.1220.281/29508122.8999.87631414.4480.1580.1581/28797由表5－13所示，风荷载作用下框架的最大层间位移角为1/28797远小于1/550,满足规范要求！§5.3.3风荷载作用下的框架结构的内力计算所取11轴线框架共有2根中柱，2根边柱，各柱分配到的剪力按公式（5－15）,公式（5－16）计算。（5－15）（5－16）具体计算过程结果见表5－14，5－15所示。梁端弯矩，剪力及柱轴力的计算过程和结果见表5-16框架的弯矩图，梁端的剪力图，梁端剪力图及柱轴力见图5-7，图5-8所示：表5-14各层边柱柱端弯矩层y53.612.1879037.0413185.1852.0320.57.320.251.835.4943.635.5179037.0413185.1855.9240.521.330.357.4713.8633.656.7679037.0413185.1859.4690.534.090.4013.6420.45第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院23.676.9879037.0413185.18512.8420.546.230.5023.1223.1114.5599.8778926.8117746.26322.4550.5102.170.7071.5230.65表5-15各层中柱柱端弯矩层y53.612.1879037.0426333.3334.0580.9214.610.355.119.543.635.5179037.0426333.33311.8310.9242.590.4017.0425.5533.656.7679037.0426333.33318.9110.9268.080.4530.6437.4423.676.9879037.0426333.33325.6480.9292.330.5046.1746.1614.5599.8778926.8121717.1427.480.92125.030.6378.7746.26表5-16梁端弯矩，剪力及柱轴力层LL边柱N中柱N边中边梁走道梁柱轴力55.499.55.495.157.21.484.354.353.02.9-1.48-1.42415.6930.6615.6916.627.24.4914.0414.043.09.36-4.49-6.29327.9254.4827.9229.547.27.9824.9424.943.016.63-7.98-14.94236.7576.836.7541.647.210.8935.1635.163.023.44-10.89-27.49153.7792.4353.7750.117.214.4342.3242.323.028.21-14.43-41.27第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图5-7风荷载作用下框架的弯矩图图5-8风荷载作用下框架结构梁端剪力，轴力图第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院第六章竖向荷载作用下内力计算§6.1框架结构的荷载计算§6.1.1板传荷载计算计算单元见下图所示：因为楼板为整体现浇，本板选用双向板，可沿四角点沿45°线将区格分为小块，每个板上的荷载传给与之相邻的梁，板传至梁上的三角形或梯形荷载可等效为均布荷载。图6-1框架结构计算单元一.B～C(D～E)轴间框架梁：屋面板传荷载：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院恒载：活载：楼面板传荷载：恒载：活载：梁自重：3.8142KN/mB～C(D～E)轴间框架梁均布荷载为：屋面梁：恒载＝梁自重＋板传荷载＝3.8142KN/m+20.04KN/m=23.85KN/m活载＝板传荷载＝6.41KN/m楼面板传荷载：恒载＝梁自重＋板传荷载＝3.8142KN/m+12.25KN/m=16.06KN/m活载＝板传荷载＝6.41KN/m二.C～D轴间框架梁：屋面板传荷载：恒载：活载：楼面板传荷载：恒载：活载：梁自重：2.2172KN/mC～D轴间框架梁均布荷载为：屋面梁：恒载＝梁自重＋板传荷载＝2.2172KN/m+11.72KN/m=13.94KN/m活载＝板传荷载＝3.75KN/m楼面板传荷载：恒载＝梁自重＋板传荷载第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院＝2.2172KN/m+7.16KN/m=9.38KN/m活载＝板传荷载＝3.75KN/m三.B轴柱纵向集中荷载计算：顶层柱：女儿墙自重：（做法：墙高1100㎜,100㎜的混凝土压顶）顶层柱恒载＝女儿墙＋梁自重＋板传荷载顶层柱活载＝板传荷载＝标准层柱恒载＝墙自重＋梁自重＋板荷载标准层柱活载＝板传荷载＝基础顶面荷载＝底层外纵墙自重＋基础自重＝四.C柱纵向集中力计算：顶层柱荷载＝梁自重＋板传梁荷载顶层柱活载=板传荷载第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院标准柱恒载=墙＋梁自重＋板传荷载标准层活载＝板传荷载＝基础顶面恒载=底层外纵墙自重＋基础自重五．框架柱自重：柱自重：底层：1.2×0.6m×0.6m×25×4.55m=49.14KN其余柱：1.2×0.6m×0.6m×25×3.6m=38.88KN§6.2恒荷载作用下框架的内力§6.2.1恒荷载作用下框架的弯矩计算一.恒荷载作用下框架可按下面公式求得：故：KN·mKN·m第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院KN·m恒荷载作用下框架的受荷简图如图6-3所示:图6-2竖向受荷总图注：1.图中各值的单位为KN2.图中数值均为标准值3.图中括号数值为活荷载第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图6-3：恒载作用下的受荷简图二.根据梁，柱相对线刚度，算出各节点的弯矩分配系数:令＝1.0,则其余各杆件的相对线刚度为：＝＝＝则分配系数如图6－5,图6－6所示：图6-4B柱弯矩各层分配系数简图B柱底层：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院标准层：顶层：C柱：图6－5C柱弯矩各层分配系数简图C柱：底层：标准层：顶层：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院三.恒荷载作用下的弯矩剪力计算，根据简图6－3梁：（6－4）柱：（6－5）四.恒荷载作用下的边跨框架的轴力计算，包括连梁传来的荷载及柱自重.恒荷载作用下的中跨框架的轴力计算：五.弯矩分配及传递第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院弯矩二次分配法比分层法作了更进一步的简化。在分层法中，用弯矩分配法计算分层单元的杆端弯矩时，任一节点的不平衡弯矩都将影响到节点所在单元中的所有杆件。而弯矩二次分配法假定任一节点的不平衡弯矩只影响至与该节点相交的各杆件的远端。因此可将弯矩分配法的循环次数简化到一次分配、一次传递、再一次分配。所以本框架设计采用弯矩分配法计算框架内力，传递系数为1/2。各节点分配两次即可。如图6－6所示：图6－6恒载作用下的框架弯矩内力二次分配表第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院六.恒载作用下的的框架弯矩图第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院对于无荷载直接作用的杆件（如柱），将其柱端的弯矩连以直线，即为该杆件的弯矩图；对于有荷载作用的杆件（如梁），则以杆端弯矩的连线为基线。叠加相应简支梁的弯矩图，即为该杆件的弯矩图。弯矩图如图6－8所示.则梁跨中弯矩为：七.恒载作用下剪力计算1.梁端剪力：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院2.柱端剪力：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图6－7恒载作用下的剪力图注：由于该框架结构左右对称，所以竖向荷载作用下框架剪力图反对称第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图6－8恒荷载作用下的弯矩图单位（KN.m）§6.3活荷载作用下框架的内力第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院§6.3.1活载作用下的框架内力同恒载作用下用弯矩分配法计算框架内力，折减系数为1/2，各节点分配两次即可。活荷载作用下框架内力如图6－10所示：§6.3.2活荷载作用下框架的内力计算一.梁端的固端弯矩可按下面的方法求得；故：二.活载作用下的的框架弯矩图对于无荷载直接作用的杆件（如柱），将其柱端的弯矩连以直线，即为该杆件的弯矩图；对于有荷载作用的杆件（如梁），则以杆端弯矩的连线为基线。叠加相应简支梁的弯矩图，即为该杆件的弯矩图。弯矩图如图6－11所示梁跨中弯矩为：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院三.活荷载作用下的框架剪力计算根据推导公式计算其活荷载作用下的剪力如图（6－9）所示：1.梁端剪力：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院2.柱端剪力：活载作用下的剪力图详见图6－9三.活荷载作用下的内力计算1.边跨框架的轴力计算，包括连梁传来的荷载及柱自重第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院2.活荷载作用下的中跨框架的轴力计算：图6－9活载作用下的剪力图第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图6－10活荷载作用下的弯矩内力二次分配表第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图6－11活荷载作用下的弯矩图第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图6－12活载作用的轴力图单位KN第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院第七章框架结构的内力组合§7.1框架结构梁内力组合§7.1.1框架结构梁的内力组合在竖向荷载作用下，可以考虑梁端塑性变形内力重分布而对梁端负弯距进行调幅，调幅系数为现浇框架：0.8-0.9，本设计取0.85。计算结果见表7-1横梁弯矩调幅。由于风荷载作用下的组合与考虑地震组合相比，一般较小，对于结构设计不起控制作用，故不考虑。只考虑以下三种组合形式：一.由可变荷载效应控制的组合：恒荷载+活荷载二.由永久荷载效应控制的组合：恒荷载+活荷载三.竖向荷载与水平地震作用下的组合：具体组合过程见表7.2，其中弯矩KN.m，剪力KN，弯矩的上部受拉为负，剪力的产生顺时针为正。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院表7-1横梁弯矩调幅横梁弯距调幅(单位:KN.M)荷载类型恒荷载层号左梁右梁跨度荷载跨中弯距左调幅右调幅跨中调幅5-81.5891.787.223.8567.9-69.3478.0180.87-24.3124.31313.94-8.63-20.6620.66-4.98-91.7881.587.223.8567.9-78.0169.3480.874-69.4269.647.216.0634.54-59.0159.1944.97-8.198.1939.382.36-6.966.963.59-69.6469.427.216.0634.54-59.1959.0144.973-65.3267.357.216.0637.74-55.5557.2547.67-10.1310.1339.380.42-8.618.611.94-67.3565.327.216.0637.74-57.2555.5547.672-65.5768.347.216.0637.12-55.7358.0947.16-9.289.2839.381.27-7.897.892.66-68.3465.577.216.0637.12-58.0955.7347.161-61.7765.157.216.0640.61-52.5055.3850.13-12.1412.1439.38-1.59-10.3210.320.23-65.1561.777.216.0640.61-55.3852.5050.13荷载类型活载层号左梁右梁跨度荷载跨中弯距左调幅右调幅跨中调幅5-22.4825.037.26.4117.78-19.1121.2821.35-6.226.2233.75-2.00-5.295.29-1.07-25.0322.487.26.4117.78-21.2819.1121.354-26.8127.267.26.4114.50-22.7923.1718.56-3.723.7233.750.50-3.163.161.06-27.2626.817.26.4114.50-23.1722.7918.563-26.0726.887.26.4115.01-22.1622.8519.04-4.044.0433.750.18-3.433.430.79-26.8826.077.26.4115.01-22.8522.1619.042-26.1726.947.26.4114.98-22.2422.9018.97-3.993.9933.750.23-3.393.390.83-26.9426.177.26.4114.98-22.9022.2418.971-24.6526.007.26.4116.21-20.9522.120.02-4.854.8533.75-0.63-4.124.120.10-26.0024.657.26.4116.21-22.1020.9520.02表7-2框架梁内力组合第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院层次位置内力恒载活载地震荷载竖向荷载组合永久荷载组合竖向荷载与地震力组合①②③1.2①+1.4②1.2①+0.7*1.4②1.2(①+0.5②)+1.3③5B右M-69.34-19.1148.33-48.33-109.96-101.94-31.85-157.50V84.4422.7213.01-13.01133.14123.59131.8798.05C左M78.0121.2845.36-45.36123.40114.47165.3547.41V-87.28-23.4313.01-13.01-137.54-127.70-101.88-135.71C右M-20.66-5.2938.30-38.30-32.20-29.9821.82-77.76V20.915.6325.53-25.5332.9730.6161.66-4.72D左M20.665.2938.30-38.3032.2029.9877.76-21.82V-20.91-5.6325.53-25.53-32.97-30.614.72-61.66D右M-78.01-21.2845.36-45.36-123.40-114.47-47.41-165.35V87.2823.4313.01-13.01137.54127.70135.71101.88E左M69.3419.1148.33-48.33109.96101.94157.5031.85V-84.44-22.7213.01-13.01-133.14-123.59-98.05-131.87跨中80.8721.351.49-1.49126.93117.97111.79107.92-4.98-1.070.000.00-7.47-7.02-6.62-6.6280.8721.351.49-1.49126.93117.97111.79107.924B右M-59.01-22.7987.32-87.32-102.72-93.1529.03-198.00V57.7923.0125.41-25.41101.5691.90116.1950.12C左M59.1923.1795.61-95.61103.4793.73209.22-39.36V-57.85-23.1425.41-25.41-101.82-92.10-50.27-116.34C右M-6.96-3.1680.72-80.72-12.78-11.4594.69-115.18V12.145.6353.81-53.8122.4520.0987.90-52.01D左M6.963.1680.72-80.7212.7811.45115.18-94.69V-12.14-5.6353.81-53.81-22.45-20.0952.01-87.90D右M-59.19-23.1795.61-95.61-103.47-93.7339.36-209.22V57.8523.1425.41-25.41101.8292.10116.3450.27E左M59.0122.7987.32-87.32102.7293.15198.00-29.03V57.79-23.0125.41-25.4137.1346.8088.5822.51跨中44.9718.564.15-4.1579.9572.1570.5059.713.591.060.000.005.795.354.944.9444.9718.564.15-4.1579.9572.1570.5059.71第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院层次位置内力恒载活载地震荷载竖向荷载组合永久荷载组合竖向荷载与地震力组合①②③1.2①+1.4②1.2①+0.7*1.4②1.2(①+0.5②)+1.3③3B右M-55.25-22.16124.78-124.78-97.32-88.0282.62-241.81V57.7322.9635.84-35.84101.4291.78129.6436.46C左M57.2522.85133.26-133.26100.6991.09255.65-90.83V-58.10-23.1935.84-35.84-102.19-92.45-37.04-130.23C右M-8.61-3.43112.5-112.5-15.13-13.69133.86-158.64V12.145.6375.00-75.0022.4520.09115.45-79.55D左M8.613.43112.5-112.515.1313.69158.64-133.86V-12.14-5.6375.00-75.00-22.45-20.0979.55-115.45D右M-57.25-22.85133.26-133.26-100.69-91.0990.83-255.65V58.1023.4335.84-35.84102.5292.68130.3737.19E左M55.2522.16124.78-124.7897.3288.02241.81-82.62V-57.73-22.9635.84-35.84-101.42-91.78-36.46-129.64跨中47.6719.044.24-4.2483.8675.8674.1463.121.940.790.000.003.433.102.802.8047.6719.044.24-4.2483.8675.8674.1463.122B右M-55.73-22.24141.64-141.64-98.01-88.67103.91-264.35V57.4322.9742.06-42.06101.0791.43137.3828.02C左M58.0922.90161.18-161.18101.7792.15292.98-126.09V-58.20-23.1842.06-42.06-102.29-92.56-29.07-138.43C右M-7.89-3.39136.10-136.10-14.21-12.79165.43-188.43V12.145.6390.73-90.7322.4520.09135.90-100.00D左M7.893.39136.10-136.1014.2112.79188.43-165.43V-12.14-5.6390.73-90.73-22.45-20.09100.00-135.90D右M-58.09-22.90161.18-161.18-101.77-92.15126.09-292.98V58.2023.1842.06-42.06102.2992.56138.4329.07E左M55.7322.24141.64-141.6498.0188.67264.35-103.91V-57.43-22.9742.06-42.06-101.07-91.43-28.02-137.38跨中47.1618.979.77-9.7783.1575.1880.6855.272.660.830.000.004.354.013.693.69Mde47.1618.979.77-9.7783.1575.1880.6855.27层次位置内力恒载活载地震荷载竖向荷载组合永久荷载组合竖向荷载与地震力组合第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院①②③1.2①+1.4②1.2①+0.7*1.4②1.2(①+0.5②)+1.3③1B右M-52.50-20.95176.71-176.71-92.33-83.53154.15-305.29V57.3522.8947.71-47.71100.8791.25144.5820.53C左M55.3822.10166.82-166.8297.4088.11296.58-137.15V-58.29-23.2647.71-47.71-102.51-92.74-21.88-145.93C右M-10.32-4.12140.86-140.86-18.15-16.42168.26-197.97V12.145.6393.91-93.9122.4520.09140.03-104.14D左M10.324.12140.86-140.8618.1516.42197.97-168.26V-12.14-5.6393.91-93.91-22.45-20.09104.14-140.03D右M-55.38-22.10166.82-166.82-97.40-88.11137.15-296.58V58.2923.2647.71-47.71102.5192.74145.9321.88E左M52.5020.95176.71-176.7192.3383.53305.29-154.15V-57.35-22.8947.71-47.71-100.87-91.25-20.53-144.58跨中50.1320.024.95-4.9588.1879.7878.6065.730.230.100.000.000.420.370.340.3450.1320.024.95-4.9588.1879.7878.6065.73§7.1.2梁端弯矩控制值梁的支座截面考虑了柱支撑宽度的影响，按支座边缘截面的弯矩计算，即：（7-4），式中：M为梁内力组合表中支座轴线的弯矩值；V为相应的支座剪力；b为相应的柱的宽度；计算结果见表7－3表7－3梁端弯矩控制值层次位置内力竖向荷载与地震力组合b(mm)M1=M-V*b/2M1"=M-V*b/2第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院1.2(①+0.5②)+1.3③5B右M-31.85-157.5600-71.41-186.92V131.8798.05C左M165.3547.41195.9188.12V-101.88-135.71C右M21.82-77.766003.32-76.34V61.66-4.72D左M77.76-21.8276.34-3.32V4.72-61.66D右M-47.41-165.35600-88.12-195.91V135.71101.88E左M157.531.85186.9271.41V-98.05-131.874B右M29.03-19860035.78-171.43V-22.5250.12C左M209.22-39.36224.30-4.46V-50.27-116.34C右M94.69-115.1860068.32-99.58V87.9-52.01D左M115.18-94.6999.58-68.32V52.01-87.9D右M39.36-209.226004.46-224.30V116.3450.27E左M198-29.03171.43-35.78V88.5822.513B右M82.62-241.8160043.73-252.75V129.6436.46C左M255.65-90.83266.76-51.76V-37.04-130.23C右M133.86-158.6460099.23-134.78V115.45-79.55D左M158.64-133.86134.78-99.23V79.55-115.45D右M90.83-255.6560051.72-266.81V130.3737.19E左M241.81-82.62252.75-43.73V-36.46-129.64续表7-3层次位置内力竖向荷载与地震力组合b(mm)M1=M-V*b/2M1"=M-V*b/21.2(①+0.5第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院②)+1.3③2B右M103.91-264.3560062.70-272.76V137.3828.02C左M292.98-126.09301.70-84.56V-29.07-138.43C右M165.43-188.43600124.66-158.43V135.9-100D左M188.43-165.43158.43-124.66V100-135.9D右M126.09-292.9860084.56-301.70V138.4329.07E左M264.35-103.91272.76-62.70V-28.02-137.381B右M154.15-305.29600110.78-311.45V144.5820.53C左M296.58-137.15303.14-93.37V-21.88-145.93C右M168.26-197.97600126.25-166.73V140.03-104.14D左M197.97-168.26166.73-126.25V104.14-140.03D右M137.15-296.5860093.37-303.14V145.9321.88E左M305.29-154.15311.45-110.78V-20.53-144.58§7.1.3梁端截面组合的剪力设计值调整为防止梁在弯曲屈服前发生剪切破坏，即保证“强剪弱弯”截面设计须对有地震作用的组合剪力设计值按（7－5）进行调整。（7－5）式中：为梁的净跨；：为梁的重力荷载代表值，按简支梁分析的梁端截面剪力设计值；：分别为梁左右净截面，逆时针或顺时针方向的弯矩设计值；第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院：为梁端剪力增大系数，对于二级框架取1.2计算结果见表7－4表7－4梁端剪力设计值调整位置层数Ml/Mr/Ln/mQ1=-1.2×(Ml-Mr)/LnQ恒Q活Vg=1.2(Q恒+0.5Q活)Ln/2V左=Q1+Vg/kN(KN*m)(KN*m)(kN/m)(kN/m)BC跨5-74.41195.916.649.1523.856.41107.14156.29435.78224.36.634.2816.066.4176.29110.57343.73266.766.640.5516.066.4176.29116.84262.7301.76.643.4516.066.4176.29119.741110.78303.146.634.9716.066.4176.29111.26CD跨5-76.34-3.322.436.5113.943.7522.7759.284-99.58-68.322.415.639.383.7516.2131.843-134.78-99.232.417.789.383.7516.2133.992-158.43-124.662.416.899.383.7516.2133.101-166.73-126.252.420.249.383.7516.2136.45DE跨5-195.9174.416.648.6023.856.41107.14156.294-224.3-35.786.634.2816.066.4176.29110.573-266.81-43.736.640.5616.066.4176.29116.852-301.7-62.76.643.4516.066.4176.29119.741-303.14-110.786.634.9716.066.4176.29111.26§7.2框架结构柱的内力组合§7.2.1框架结构柱的内力组合柱上端控制值截面在梁底，下端在梁顶，应按轴线计算简图所得的柱端内力值换成控制截面的相应值，此计算为简化起见，采用轴线处内力值。计算结果见表7-5。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院表7－5框架柱内力组合B柱内力组合层次截面内力种类恒载活载地震地震内力组合最不利内力组合左右1.2恒+1.4活1.35恒+0.98活1.2(恒+0.5活)+MmaxMM①②③④1.3地震左1.3地震右NNmaxNmin5柱顶M81.5822.48-48.3348.33129.37132.1648.56174.21174.21132.1648.56N202.4839.28-13.0113.01297.97311.84249.63283.46283.46311.84249.63柱底M44.9515.26-16.1116.1175.3075.6442.1584.0484.0475.6442.15N241.3639.28-13.0113.01344.62364.33296.29330.11330.11364.33296.29V-35.18-10.4813.01-13.01-56.89-57.76-31.59-65.42　　　4柱顶M24.4711.56-71.2171.2145.5544.36-56.27128.87128.8744.36-56.27N416.01117.44-38.4238.42663.63676.70519.73619.62619.62676.70519.73柱底M32.6613.04-38.3438.3457.4556.87-2.8396.8696.8656.87-2.83N454.89117.44-38.4238.42710.28729.19566.39666.28666.28729.19566.39V-15.87-6.8325.41-25.41-28.61-28.129.89-56.18　　　3柱顶M32.6613.04-86.4486.4457.4556.87-65.36159.39159.3956.87-65.36N629.54195.60-74.2674.261029.291041.57776.27969.35969.351041.57776.27柱底M32.1512.84-57.6357.6356.5655.99-28.64121.20121.2055.99-28.64N668.42195.60-74.2674.261075.941094.06822.931016.001016.001094.06822.93V-18.09-7.1935.84-35.84-31.77-31.4720.57-72.61　　　2柱顶M33.4313.35-84.0184.0158.8158.21-61.09157.34157.3458.21-61.09N843.07273.76-116.32116.321394.951406.431024.721327.161327.161406.431024.72柱底M40.6416.22-84.0184.0171.4870.76-50.71167.71167.7170.76-50.71N881.95273.76-116.32116.321441.601458.921071.381373.811373.811458.921071.38V-20.58-8.2142.06-42.06-36.19-35.8325.06-84.30　　　1M21.138.43-92.7092.7037.1636.79-90.10150.92150.9236.79-90.1第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院柱顶N1056.59362.18-164.03164.031774.961781.331271.981698.461698.461781.331271.98柱底M11.564.22-216.29216.2919.7819.74-264.77297.58297.5819.7453.43N1105.73362.18-164.03164.031833.931847.671330.951757.421757.421833.93271.5V-7.18-2.7847.71-47.71-12.51-12.4251.74-72.31　　　续表7－5C柱内力组合层次截面内力种类恒载活载地震地震内力组合最不利内力组合左右1.2恒+1.4活1.35恒+0.98活1.2(恒+0.5活)+MmaxMM①②③④1.3地震左1.3地震右NNmaxNmin5柱顶M-67.48-18.81-83.6683.66-107.31-109.53-201.0216.50-201.02-109.53-201.02N223.0847.69-12.5212.52334.46347.89280.03312.59280.03347.89280.03柱底M-37.43-12.88-45.0545.05-62.95-63.15-111.215.92-111.21-63.15-111.21N261.9647.69-12.5212.52381.12400.38326.69359.24326.69400.38326.69　V29.148.8025.53-25.5347.2947.9673.447.06　　　4柱顶M-24.02-10.67-131.28131.28-43.76-42.88-205.89135.44-205.89-42.88-205.89N476.94141.47-40.9240.92770.39782.51604.01710.41604.01782.51604.01柱底M-28.61-11.42-87.5287.52-50.32-49.82-154.9672.59-154.96-49.82-154.96N515.82141.47-40.9240.92817.04835.00650.67757.06650.67835.00650.67　V14.626.1453.81-53.8126.1425.7591.18-48.73　　　3柱顶M-28.61-11.42-158.26158.26-50.32-49.82-246.92164.55-246.92-49.82-246.92N730.80235.26-80.0880.081206.321217.13914.011122.22914.011217.13914.01柱底M-26.61-11.31-129.49129.49-47.77-47.01-207.06129.62-207.06-47.01-207.06N769.68235.26-80.0880.081252.981269.62960.671168.88960.671269.62960.67　V15.346.3175.00-75.0027.2426.89119.69-75.31　　　第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院2柱顶M-32.45-11.64-167.78167.78-55.24-55.21-264.04172.19-264.04-55.21-264.04N984.66329.04-128.80128.801642.251651.751211.581546.461211.581651.751211.58柱底M-32.30-13.69-167.78167.78-57.93-57.02-265.09171.14-265.09-57.02-265.09N1023.54329.04-128.80128.801688.901704.241258.231593.111258.231704.241258.23　V18.547.0490.73-90.7332.1031.93144.42-91.48　　　1柱顶M-18.71-7.46-139.90139.90-32.90-32.57-208.80154.94-208.80-32.57-208.80N1238.52433.10-175.00175.002092.562096.441518.581973.581518.582096.441518.58柱底M-9.36-3.73-238.21238.21-16.45-16.29-323.14296.20-323.14-16.29-323.14N1287.66433.10-175.00175.002151.532162.781577.552032.551577.552162.781577.55　V6.172.4693.91-93.9110.8510.74130.96-113.20　　　D柱内力组合层次截面内力种类恒载活载地震地震内力组合最不利内力组合左右1.2恒+1.4活1.35恒+0.98活1.2(恒+0.5活)+MmaxMM①②③④1.3地震左1.3地震右NNmaxNmin5柱顶M67.4818.81-83.6683.66107.31109.53-16.50201.02201.02109.53201.02N223.0847.6912.52-12.52334.46347.89312.59280.03280.03347.89280.03柱底M37.4312.88-45.0545.0562.9563.15-5.92111.21111.2163.15111.21N261.9647.6912.52-12.52381.12400.38359.24326.69326.69400.38326.69　V-22.94-8.8025.53-25.53-39.85-39.590.38-66.00　　　4柱顶M24.0210.67-131.28131.2843.7642.88-135.44205.89205.8942.88205.89N476.94141.4740.92-40.92770.39782.51710.41604.01604.01782.51604.01柱底M28.6111.42-87.5287.5250.3249.82-72.59154.96154.9649.82154.96N515.82141.4740.92-40.92817.04835.00757.06650.67650.6742.88650.67　V-14.62-6.1453.81-53.81-26.14-25.7548.73-91.18　　　第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院3柱顶M28.6111.42-158.26158.2650.3249.82-164.55246.92246.9249.82246.92N730.80235.2680.08-80.081206.321217.131122.22914.01914.011217.13914.01柱底M26.6111.31-129.49129.4947.7747.01-129.62207.06207.0647.01207.06N769.68235.2680.08-80.081252.981269.621168.88960.67960.671269.62960.67　V-15.34-6.3175.00-75.00-27.24-26.8975.31-119.69　　　2柱顶M32.4511.64-167.78167.7855.2455.21-172.19264.04264.0455.21264.04N984.66329.04128.80-128.801642.251651.751546.461211.581211.581651.751211.58柱底M32.3013.69-167.78167.7857.9357.02-171.14265.09265.0957.02265.09N1023.54329.04128.80-128.801688.901704.241593.111258.231258.231704.241258.23　V-18.54-7.0490.73-90.73-32.10-31.9391.48-144.42　　　1柱顶M18.717.46-139.90139.9032.9032.57-154.94208.80208.8036.79208.80N1238.52433.10175.00-175.002092.562096.441973.581518.581518.581781.331518.58柱底M9.363.43-238.21238.2116.0316.00-296.38322.96322.9619.74322.96N1287.66433.10175.00-175.002151.532162.782032.551577.551577.551833.931577.55　V-6.17-2.4693.91-93.91-10.85-10.74113.20-130.96　　　续表7－5E柱内力组合层次截面内力种类恒载活载地震地震内力组合最不利内力组合左右1.2恒+1.4活1.35恒+0.98活1.2(恒+0.5活)+MmaxMM①②③④1.3地震左1.3地震右NNmaxNmin5柱顶M-81.58-22.48-48.3348.33-129.37-132.16-174.21-48.56-174.21-132.16-48.56N202.4839.2813.01-13.01297.97311.84283.46249.63283.46311.84249.63M-44.95-15.26-16.1116.11-75.30-75.64-84.04-42.15-84.04-75.64-42.15第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院柱底N241.3639.2813.01-13.01344.62364.33330.11296.29330.11364.33296.29V35.1810.4813.01-13.0156.8957.7665.4231.59　　　4柱顶M-24.47-11.56-71.2171.21-45.55-44.36-128.8756.27-128.87-44.3656.27N416.01117.4438.42-38.42663.63676.70619.62519.73619.62676.70519.73柱底M-32.66-13.04-38.3438.34-57.45-56.87-96.862.83-96.86-56.872.83N454.89117.4438.42-38.42710.28729.19666.28566.39666.28729.19566.39V15.876.8325.41-25.4128.6128.1256.18-9.89　　　3柱顶M-32.66-13.04-86.4486.44-57.45-56.87-159.3965.36-159.39-56.8765.36N629.54195.6074.26-74.261029.291041.57969.35776.27969.351041.57776.27柱底M-32.15-12.84-57.6357.63-56.56-55.99-121.2028.64-121.20-55.9928.64N668.42195.6074.26-74.261075.941094.061016.00822.931016.001094.06822.93V18.097.1935.84-35.8431.7731.4772.61-20.57　　　2柱顶M-33.43-13.35-84.0184.01-58.81-58.21-157.3461.09-157.34-58.2161.09N843.07273.76116.32-116.321394.951406.431327.161024.721327.161406.431024.72柱底M-40.64-16.22-84.0184.01-71.48-70.76-167.7150.71-167.71-70.7650.71N881.95273.76116.32-116.321441.601458.921373.811071.381373.811458.921071.38V20.588.2142.06-42.0636.1935.8384.30-25.06　　　1柱顶M-21.13-8.43-92.7092.70-37.16-36.79-150.9290.10-150.92-36.7990.10N1056.59362.18164.03-164.031774.961781.331698.461271.981698.461781.331271.98柱底M-11.56-4.22-216.29216.29-19.78-19.74-297.58264.77-297.58-19.74264.77N1105.73362.18164.03-164.031833.931847.671757.421330.951757.421847.671330.95V7.182.7847.71-47.7112.5112.4272.31-51.74　　　第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院§7.2.2柱端弯矩设计值调整框架结构抗震设计中，应体现“强柱弱梁”，即二级抗震框架节点处，除顶层轴压比小于0.15外，柱端弯矩应符合下列要求：（二级）其中：为节点上，下柱端截面，顺时针或逆时针组合的弯矩设计值之和，考虑底层柱纵向的钢筋不利情况配置，地震作用组合的框架组合的框架结构底层柱下端截面的弯矩设计值，对于二级抗震应考虑地震作用组合的弯矩设计值乘以1.25弯矩增大系数。一.B柱：（左边柱）由二.C柱：（左中柱）由第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院注：由于该框架结构对称，E柱右中柱与D柱相同，F柱右边柱与B柱相同§7.2.3柱端剪力设计值调整为满足“强剪弱弯”原则，二级框架柱端组合剪力值应进行调整，即：其中，为上下端顺时针或逆时针方向截面组合的弯矩设计值，且符合上述调整值要求，为柱净高。一.B柱端剪力设计值调整二.C柱端剪力设计值调整第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院第八章框架柱正、斜截面配筋计算§8.1框架柱的截面设计§8.1.1框架柱截面设计混凝土强度等级选用C30，，。纵向受力钢筋选用HRB335（），箍筋选用HRB235（）。柱的截面尺寸均为600×600.一.B轴柱截面设计：1.轴压比验算：底层柱：则底层柱B的轴压比满足要求。2.截面尺寸复核：取，因为，所以满足要求.3.正截面受弯承载力计算由于柱同一截面分别承受正反弯矩，故采用对称配筋。一层：B轴柱：从柱内力组合表可见:最不利组合为：M=371.98N=1833.93KN第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院,考虑偏心矩增大系数，取由于，根据《混凝土设计规范》规定取，按大偏心受压计算。根据对称配筋得：按构造配筋最小总配筋率查得：所以选用二层：B轴柱：从柱内力组合表可见:最不利组合为：M=182.83N=1458.92KN第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院,考虑偏心矩增大系数，取由于，根据《混凝土设计规范》规定取，故初步判定为小偏心受压故其为大偏心受压根据对称配筋得：按构造配筋最小总配筋率查得：所以选用一.C轴柱截面设计第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院1.轴压比验算：底层柱：则底层柱C的轴压比满足要求。2.截面尺寸复核：取，因为，所以满足要求.3.正截面受弯承载力计算由于柱同一截面分别承受正反弯矩，故采用对称配筋。一层：C轴柱：从柱内力组合表可见:最不利组合为：M=403.7N=2162.78KN,考虑偏心矩增大系数，取由于，根据《混凝土设计规范》规定取第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院，按大偏心受压计算。根据对称配筋得：按构造配筋最小总配筋率查得所以选用二层：C轴柱：从柱内力组合表可见:最不利组合为：M=332.34N=1704.24KN,考虑偏心矩增大系数，取第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院由于，根据《混凝土设计规范》规定取，按大偏心受压计算。根据对称配筋得：按构造配筋最小总配筋率查得：所以选用3层以上B,C柱的正截面配筋计算详看表8-1。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院表8－1边柱正截面配筋B轴框架柱正截面配筋计算截面二层一层　M(kN·m)182.8370.7661.09371.9819.7453.43N(kN)1373.811458.921024.721757.421833.93271.52642.642642.642642.642642.642642.642642.64大小偏心大大大大大大l0(mm)4.54.54.54.554.554.55e0(mm)133.0848.559.62211.6610.76196.8ea(mm)202020202020ei(mm)153.0868.579.62231.6630.76216.8l0/h(mm)7.57.57.57.587.587.58ζ1111111ζ2111111η1.1471.3281.2831.0991.7481.106ηei(mm)175.5891102.12254.6753.77239.8e(mm)435.58351362.12514.67313.77499.8x128.09136.0395.54163.8617125.31As=As"-425.32-1054.79-788.83329.82-1511.68-66.2ρ(%)0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%Asmin144014401440144014401440配筋实配面积(mm)1520mm21520mm21520mm21520mm21520mm21520mm2第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院续表8－1边柱正截面配筋B轴框架柱正截面配筋计算截面五层四层三层　M(kN·m)209.0575.6448.56144.9456.8756.27179.9155.9965.36N(kN)283.46364.33249.63619.62729.19519.73969.351094.06776.272642.642642.642642.642642.642642.642642.642642.642642.642642.64大小偏心大大大大大大大大大l0(mm)4.54.54.54.54.54.54.54.54.5e0(mm)737.49207.61194.53233.9277.99108.27185.651.1884.2ea(mm)202020202020202020ei(mm)757.49227.61214.53253.9297.99128.27205.671.18104.2l0/h(mm)7.57.57.57.57.57.57.57.57.5ζ1111111111ζ2111111111η1.031.0991.1051.0891.231.1751.1091.3161.216ηei(mm)779.99250.11237.03276.42120.49150.77228.193.68126.7e(mm)1039.99510.11497.03536.42380.49410.77488.1353.68386.7x26.4333.9723.2857.7767.9948.4690.38102.0172.38As=As"716.95-61.47-65.7216.85-544.14-333.17-132.78-871.42-545.83ρ(%)0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%Asmin144014401440144014401440144014401440配筋实配面积(mm)1520mm21520mm21520mm21520mm21520mm21520mm21520mm21520mm21520mm2第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院表8－2中柱正截面配筋C轴框架柱正截面配筋计算截面二层一层　M(kN·m)323.0457.02323.04261.1216.29261.12N(kN)1211.581704.241211.581518.582162.781518.582642.642642.642642.642642.642642.642642.64大小偏心大大大大大大l0(mm)4.504.504.504.554.554.55e0(mm)266.6333.46266.63171.957.53171.95ea(mm)202020202020ei(mm)286.6353.46286.63191.9527.53191.95l0/h(mm)7.507.507.507.587.587.58ζ11.0001.0001.0001.0001.0001.000ζ21.0001.0001.0001.0001.0001.000η1.0781.4211.0781.1201.8351.120ηei(mm)309.1375.96309.13214.9550.53214.95e(mm)569.13335.96569.13474.95310.53474.95x112.97158.90112.97141.59201.66141.59As=As"407.66-1263.68407.66-110.98-1648.55-110.98ρ(%)0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%Asmin1440.001440.001440.001440.001440.001440.00配筋实配面积(mm)1520mm21520mm21520mm21520mm21520mm21520mm2第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院续表8－2中柱正截面配筋C轴框架柱正截面配筋计算截面五层四层三层　M(kN·m)241.2263.15241.22253.0349.82253.03303.2647.01303.26N(kN)280.03400.38280.03604.04835.00604.04914.011269.62914.012642.642642.642642.642642.642642.642642.642642.642642.642642.64大小偏心大大大大大大大大大l0(mm)4.504.504.504.504.504.504.504.504.50e0(mm)861.41157.73861.41418.9059.66418.90331.7937.03331.79ea(mm)202020202020202020ei(mm)881.41177.73881.41438.9079.66438.90351.7957.03351.79l0/h(mm)7.57.57.57.57.57.57.57.57.5ζ11.0001.0001.0001.0001.0001.0001.0001.0001.000ζ21.0001.0001.0001.0001.0001.0001.0001.0001.000η1.0261.1271.0261.0511.2821.0511.0641.3951.064ηei(mm)903.91200.23903.91461.40102.16461.40374.2979.53374.29e(mm)1163.91460.231163.91721.40362.16721.40634.29339.53634.29x26.1137.3326.1156.3277.8656.3285.22118.3885.22As=As"885.99-166.54885.99587.18-680.45587.18547.95-1050.10547.95ρ(%)0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%0.80%Asmin1440.001440.001440.001440.001440.001440.001440.001440.001440.00配筋实配面积(mm)1520mm21520mm21520mm21520mm21520mm21520mm21520mm21520mm21520mm2§8.1.2柱斜截面受弯承载力计算考虑地震作用组合的框架柱的受剪截面应符合下面条件：当剪跨比大于2时，框架柱有：当考虑地震作用组合的框架柱的斜截面抗震受剪承载力符合下面要求：式中：；当当；第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院底层柱B:V=165.72KN,M=371.98KN,N=1833.93KN，取考虑到地震作用组合的框架柱的压力设计值：,取:满足按照构造配箍，选用复式箍箍筋，加密区取，非加密区。由柱剪力的调整可知，2层以上各层柱柱端剪力逐渐减小，均能满足小于的要求，且计算出来的小于0,或者数值很小，均按照构造配筋，选用复式箍箍筋。2层以上B,C柱的斜截面配箍计算详看表8－4表8－4框架柱斜截面配筋表层数B,E轴框架柱斜截面配筋计算一层二层三层四层五层N/kN1833.931458.921094.06729.19364.33V/kN165.72128.34115.16109.03141.60Hn(m)3.953333λ=Hn/(2h0)3.532.682.682.682.68λ(>3时取3)3.002.682.682.682.68960.96960.96960.96960.96960.96截面是否满足满足满足满足满足满足0.3fcbh(KN)1544.41544.41544.41544.41544.4N/kN(实取值)1833.931458.921094.06729.19364.33ASV/s(mm)-0.483-0.657-0.543-0.3660.166构造构造构造构造构造实配箍筋加密区4φ8@1004φ8@1004φ8@1004φ8@1004φ8@100非加密区4φ8@1504φ8@1504φ8@1504φ8@1504φ8@150第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院层数C,D轴框架柱斜截面配筋计算一层二层三层四层五层N/kN2162.781704.241269.62835.00400.38V/kN201.97262.15222.83178.77150.98Hn(m)3.953333λ=Hn/(2h0)3.532.682.682.682.68λ(>3时取3)3.002.682.682.682.68960.96960.96960.96960.96960.96截面是否满足满足满足满足满足满足0.3fcbh(KN)1544.41544.41544.41544.41544.4N/kN(实取值)2162.781704.241269.62835.00400.38ASV/s(mm)-0.3620.4110.3300.2050.229构造构造构造构造构造实配箍筋加密区4φ8@1004φ8@1004φ8@1004φ8@1004φ8@100非加密区4φ8@1504φ8@1504φ8@1504φ8@1504φ8@150§8.2框架梁的正，斜截面配筋计算§8.2.1正截面受弯承载力计算梁BC（300×600）一层：跨中截面下部配筋：上部按构造要求配筋。其余梁BC，梁CD各截面的正截面受弯承载力配筋计算详见表8－5第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院表8-5框架梁正截面配筋计算层号计算公式截面梁BC梁CD梁DEB右跨中C左C右跨中D左D右跨中E左5层M/(kN·m)186.92126.93195.9176.347.4776.34195.91126.93186.92　0.1390.0940.1460.1270.0120.1270.1460.0940.1390.1500.0990.1580.1360.0130.1360.1580.0990.1501202.98795.001266.24666.0561.11666.051266.24795.001202.98386.10386.10386.10241.31241.31241.31386.10386.10386.104Φ223Φ204Φ224Φ163Φ164Φ164Φ223Φ204Φ2215209411520804603804152094115204层M/(kN·m)171.4379.95224.3099.585.7999.58224.3079.95171.43　0.1270.0590.1670.1660.0100.1660.1670.0590.1270.140.060.180.180.010.180.180.060.141095.33490.941470.05890.8047.30890.801470.05490.941095.33386.10386.10386.10241.31241.31241.31386.10386.10386.104Φ223Φ164Φ224Φ183Φ164Φ184Φ223Φ164Φ22152060315201017603101715206031520续表8-5框架梁正截面配筋计算层号计算公式截面第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院梁BC梁CD梁DEB右跨中C左C右跨中D左D右跨中E左3层M/(kN·m)252.7583.86266.76134.783.43134.78266.7683.86252.75　0.190.060.200.220.010.220.200.060.190.210.060.220.260.010.260.220.060.211680.87515.781787.311257.6327.971257.631787.31515.781680.87386.10386.10386.10241.31241.31241.31386.10386.10386.104Φ253Φ164Φ254Φ223Φ164Φ224Φ253Φ164Φ251964603196415206031520196460319642层M/(kN·m)272.7683.15301.70158.434.35158.43301.7083.15272.76　0.200.060.220.260.010.260.220.060.200.230.060.260.310.010.310.260.060.231833.46511.262061.071526.5235.491526.522061.07511.261833.46386.10386.10386.10241.31241.31241.31386.10386.10386.104Φ283Φ164Φ284Φ253Φ164Φ254Φ283Φ164Φ28246360324631964603196424636032463续表8-5框架梁正截面配筋计算层号计算公式截面梁BC梁CD梁DEB右跨中C左C右跨中D左D右跨中E左第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院1层M/(kN·m)311.4588.18303.14166.730.42166.73303.1488.18311.45　0.230.070.230.280.000.280.230.070.230.270.070.260.330.000.330.260.070.272139.74543.312072.621626.142.851626.141264.55331.482139.74386.10386.10386.10241.31241.31241.31386.10386.10386.104Φ283Φ164Φ284Φ253Φ164Φ254Φ283Φ164Φ28246360324631964603196424636032463第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院§8.2.2斜截面受弯承载力计算梁BC底层：由于梁BC跨高比所以考虑地震作用组合的框架梁，其受剪截面必须满足下列公式：满足要求。考虑地震作用组合的框架梁，其斜截面受剪承载力应符合下列规定：按构造要求配箍，取双肢箍，S取min(8d,h/4，100mm),S取100mm加密区取，非加密区取。2层以上各层梁梁端剪力逐渐减小，均能满足小于的要求，且计算出来的数值很小，均按照构造配筋，选用复式箍箍筋。其余各梁BC，CD截面的斜截面受弯承载力配箍计算详见表8－6表8-6梁的斜截面配箍计算表框架横梁斜截面承载力构件层V　　　　选配双肢箍筋间距s(mm)左边跨5156.29706.59168.17-0.240构造8150/1004110.57706.59168.17-0.505构造8150/1003116.84706.59168.17-0.468构造8150/1002119.74706.59168.17-0.452构造8150/1001111.26706.59168.17-0.501构造8150/100中间跨559.28706.59168.17-0.801构造8150/100431.84706.59168.17-0.960构造8150/100333.99706.59168.17-0.947构造8150/100233.10706.59168.17-0.953构造8150/100136.45706.59168.17-0.933构造8150/100右边跨5156.29706.59168.17-0.240构造8150/1004110.57706.59168.17-0.505构造8150/1003116.84706.59168.17-0.468构造8150/1002119.74706.59168.17-0.452构造8150/1001111.26706.59168.17-0.501构造8150/100第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院第九章板配筋计算§9.1荷载计算§9.1.1设计资料结构布置如图9.1所示，板厚选用120mm，20mm厚水泥混凝土面层，15mm厚混合砂浆天棚抹灰，混凝土为C25,。图9－1结构平面布置图§9.1.2荷载计算1.楼面：恒载：活载：――――――――――――――――――――――――――――合计：2.走廊：恒载：活载：――――――――――――――――――――――――――――合计：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院3.屋面：恒载：活载：――――――――――――――――――――――――――――合计：§9.2楼板的计算由计算简图可知，,区格板按双向板计算，,区格板按单向板计算。将,楼板均按照双向板计算，按弹性理论计算。主梁的h＝600mm，宽度b=300mm，次梁的高度h＝500mm，宽度b=250mm,走道梁h＝450mm，宽度b=250mm.板的尺寸支撑情况如下图所示：§9.2.1双向板设计第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院1.计算跨度的求解：内跨的计算跨度取净跨，边跨的计算跨度为净跨加上板厚的一半，边跨内跨2.弯矩的求解：跨中最大弯矩发生在活载为棋盘式布置时，它可以简化当内支座为固定的作用下的跨中弯矩值与当内支座铰支时作用下的跨中弯矩值之和。支座最大负弯矩可近似按活载满布求得，即内支座固定时，作用支座弯矩，区格板可分为、类，计算弯矩时考虑泊松比影响，取。区格板区格板第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院3.截面设计截面的有效高度：选用的钢筋作为受力主筋，则（短跨）方向跨中的截面的。（短跨）方向跨中的截面的。支座截面处。截面弯矩设计：板四周与梁整浇，故弯矩设计值应按如下折减：（1）对于连续板的中间区格，其跨中截面及中间支座截面的折减系数为0.8。（2）对于边区格跨中截面及第一内支座截面：当，折减系数为0.8当，折减系数为0.9（3）楼板的角区格不折减。板的配筋计算见表9-1。表中，最小配筋率：因为，故取ρsmin=0.20%，此时可配8@150,钢筋表9-1板的配筋计算第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院截面（mm）（）()配筋实有（）跨中区格方向1005.463191.688@150335方向901.64864.258@150335区格方向1004.952173.758@150335方向901.57261.298@150335支座　1006.552229.898@150335　1005.449191.198@150335§9.2.2单向板设计以板为例，因该结构为整体现浇，边跨和中间跨取净距，可按等跨连续板计算。取1m宽板带作为计算单元，如下图所示。图9－2板的计算简图弯矩设计值：由表11-1可查得，板的弯矩系数分别为：端支座-1/16；边跨中1/14；离端第二支座-1/11；离端第二跨跨中1/16；中间支座-1/14。正截面受弯承载力计算：环境类别一级，C25混凝土，板的保护层厚度c=15mm。取c=20mm。板厚120mm，h0=120-20=100mm；板宽b=1000mm。C25混凝土，=1.0，=11.9N/mm2；HRB335钢筋，=300N/mm2。板配筋计算过程列于下表。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院表9-2板的配筋计算截面弯矩设计值（KN·m）　计算配筋（mm2）实际配筋（mm2）A-3.360.0280.028111.18@15013.840.0320.033130.98@150B-4.890.0410.042166.68@15022.660.0220.02287.38@150C-3.040.0260.026103.18@150计算结果表明，支座截面的均小于0.35，符号塑性内力重分布的原则，均按最小配筋率的要求配筋。，此值大于，同时大于。满足最小配筋率要求。§9.2.3次梁设计一：次梁次梁跨度7.2m，次梁截面高度h=500mm，截面宽度b=250mm。（1）荷载设计值板传来的荷载p=2pe=23.68kN/m次梁自重0.25×(0.5-0.12)×25×1.2=2.85kN/m次梁粉刷0.02×(0.5-0.12)×2×17×1.2=0.31kN/m则荷载总设计值g+q=26.84kN/m(2)计算简图主梁截面为300600mm,所以计算跨度：==7200-300=6900mm。次梁的计算简图如下：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图9－3次梁L3的计算简图(3)内力计算弯矩设计值：M1=(g+q)l02/8=26.84×6.92/8=159.73KN·m剪力设计值：VA=(g+q)l0/2=26.84×6.9/2=92.6KN（4）正截面受弯承载力计算跨中按T形截面计算.翼缘宽度=1400mm.所有支座截面纵向钢筋均布置一排。环境类别一级，C30混凝土，梁的最小保护层厚度c=25mm.一排纵向钢筋h0=500-35=465mm.混凝土强度等级为C30，fc=14.3N/mm2，ft=1.43N/mm2。纵向受力钢筋采用HRB335，fy=300N/mm2;箍筋采用HPB235，fyv=210N/mm2故跨中为第一类T形截面，可按矩形截面进行计算Asmin=250mm2跨中：配置420(As=1256mm2)（5）斜截面受剪承载力计算①验算截面尺寸,，由下式第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院可知截面尺寸满足要求②计算所需箍筋采用Φ6双肢箍筋，计算截面尺寸由,得故根据构造确定箍筋间距，取s=200mm二：次梁L4次梁L4跨度6m，h=5000mm，截面宽度b=250mm。（1）荷载设计值板传来的荷载p=2pe=22.52kN/m次梁自重0.25×(0.5-0.12)×25×1.2=2.85kN/m次梁粉刷0.02×(0.5-0.12)×2×17×1.2=0.31kN/m则荷载总设计值g+q=25.68kN/m(2)计算简图主梁截面为300600mm,所以计算跨度：==6000-300=5700mm。次梁的计算简图如下：(3)内力计算弯矩设计值：M1=(g+q)l02/8=25.68×5.72/8=104.29KN·m剪力设计值：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院VA=(g+q)l0/2=25.68×5.7/2=73.19KN（4）正截面受弯承载力计算跨内按T形截面计算.翼缘宽度=1350mm，h0=465mm故跨中为第一类T形截面，可按矩形截面进行计算Asmin=250mm2跨中：配置416(As=804mm2)（5）斜截面受剪承载力计算①验算截面尺寸,，由下式可知截面尺寸满足要求②计算所需箍筋采用Φ6双肢箍筋，计算截面尺寸由,得故根据构造确定箍筋间距，取s=200mm.§9.3屋面板的计算§9.3.1双向板设计采用弹性理论的设计方法来对板内力进行计算，并依板内力来进行配筋。双向板设计：取用代表性的区格双向板第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院1.计算跨度的求解：边跨内跨2.弯矩的求解：跨中最大弯矩发生在活载为棋盘式布置时，它可以简化当内支座为固定的作用下的跨中弯矩值与当内支座铰支时作用下的跨中弯矩值之和。支座最大负弯矩可近似按活载满布求得，即内支座固定时，作用支座弯矩，计算弯矩时考虑泊松比影响，取。计算过程见下表9-3。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院区格项目B9B10B11B12（m）3.63.363.363.6(m)7.25.765.767.2/0.500.580.580.500000第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院3.截面设计截面的有效高度：选用的钢筋作为受力主筋，则（短跨）方向跨中的截面的。（短跨）方向跨中的截面的。支座截面处。截面弯矩设计：板四周与梁整浇，故弯矩设计值应按如下折减：(1)对于连续板的中间区格，其跨中截面及中间支座截面的折减系数为0.8。（2）对于边区格跨中截面及第一内支座截面：当，折减系数为0.8当，折减系数为0.9（3）楼板的角区格不折减。板的配筋计算见表9-4。表中，最小配筋率：因为，故取ρsmin=0.20%，此时可配8@150,钢筋表9-4板的配筋计算第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院项目截面M配筋实有跨中B910011.156231.058@150335906.52975.248@150335B101009.155238.988@150335904.341119.498@150335B111003.214191.968@150335900.99683.948@150335B121003.140228.608@150335901.07879.038@150335支座B9-B10100-24.557391.588@120419B9-B12100-19.393266.498@120419B10-B11100-19.342319.478@120419B11-B12100-14.481234.188@120419§9.3.2次梁设计一：次梁次梁跨度7.2m，次梁截面高度h=500mm，截面宽度b=250mm。（1）荷载设计值板传来的荷载p=2pe=33.02kN/m次梁自重0.25×(0.5-0.12)×25×1.2=2.85kN/m次梁粉刷0.02×(0.5-0.12)×2×17×1.2=0.31kN/m第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院则荷载总设计值g+q=36.18kN/m(2)计算简图主梁截面为300600mm,所以计算跨度：==7200-300=6900mm。次梁的计算简图如下：图9－4次梁L3的计算简图(3)内力计算弯矩设计值：M1=(g+q)l02/8=36.18×6.92/8=215.32KN·m剪力设计值：VA=(g+q)l0/2=36.18×6.9/2=124.82KN（4）正截面受弯承载力计算跨中按T形截面计算.翼缘宽度=1400mm.所有支座截面纵向钢筋均布置一排。环境类别一级，C30混凝土，梁的最小保护层厚度c=25mm.一排纵向钢筋h0=500-35=465mm.混凝土强度等级为C30，fc=14.3N/mm2，ft=1.43N/mm2。纵向受力钢筋采用HRB335，fy=300N/mm2;箍筋采用HPB235，fyv=210N/mm2故跨中为第一类T形截面，可按矩形截面进行计算Asmin=250mm2跨中：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院配置425(As=1963mm2)（5）斜截面受剪承载力计算①验算截面尺寸,，由下式可知截面尺寸满足要求②计算所需箍筋采用Φ6双肢箍筋，计算截面尺寸由,得故根据构造确定箍筋间距，取s=200mm二：次梁L4次梁L4跨度6m，h=5000mm，截面宽度b=250mm。（1）荷载设计值板传来的荷载p=2pe=31.4kN/m次梁自重0.25×(0.5-0.12)×25×1.2=2.85kN/m次梁粉刷0.02×(0.5-0.12)×2×17×1.2=0.31kN/m则荷载总设计值g+q=34.56kN/m(2)计算简图主梁截面为300600mm,所以计算跨度：==6000-300=5700mm。次梁的计算简图如下：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图9－5次梁L4的计算简图(3)内力计算弯矩设计值：M1=(g+q)l02/8=34.56×5.72/8=140.36KN·m剪力设计值：VA=(g+q)l0/2=34.56×5.7/2=98.5KN（4）正截面受弯承载力计算跨内按T形截面计算.翼缘宽度=1350mm，h0=465mm故跨中为第一类T形截面，可按矩形截面进行计算Asmin=250mm2跨中：配置420(As=1256mm2)（5）斜截面受剪承载力计算①验算截面尺寸,，由下式可知截面尺寸满足要求②计算所需箍筋采用Φ6双肢箍筋，计算截面尺寸第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院由,得故根据构造确定箍筋间距，取s=200mm.第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院第10章楼梯计算§10.1楼梯的设计§10.1.1楼梯设计资料结构平面布置如图10-1所示。楼梯间开间为3.6m，进深为7.2。楼梯井宽100mm，踏步总数20，踏步宽度300mm，踏步高度150mm，休息平台宽度2400mm，扶手高度1000mm，扶手宽度60mm。楼梯使用活荷载标准值为2.5KN/㎡,踏步面层采用30㎜厚水磨石，底面为20厚混合砂浆抹灰层，采用C30混凝土，，梁中钢筋都采用HRB335，.箍筋采用HPB235.由下图10－1可知，由于梯段水平方向跨度大于3m，所以本设计采用梁式楼梯较为经济。梁式楼梯是由踏步板、梯段斜梁、平台板和平台梁组成，踏步板支撑于两侧斜梁上；梯段斜梁支撑于上下平台梁上；平台板支撑于平台梁和墙体上；平台梁支撑于楼梯间两侧的承重墙体上.§10.2梯段板TB1设计板倾斜角tanα=150/300=0.5，cosα=0.894。板斜长为3.6/0.894=4.03m，板厚约为板斜长的1/30，h=140mm。取1m宽板带计算。§10.2.1荷载计算梯段板的恒载:水泥砂浆面层(0.3+0.15)×0.5/0.3=0.75KN/m三角形踏步0.5×0.3×0.15×25/0.3=1.88KN/m斜板0.14×25/0.894=3.91KN/m板底抹灰0.01×17/0.894=0.19KN/m恒载标准值:6.73KN/m梯段板的活荷载标准值2.5KN/m取用恒载和活载的荷载分项系数，分别为：，基本组合的总荷载设计值为：P=1.2×6.73＋1.4×2.5＝11.58KN/m第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图10-1楼梯结构平面布置图§10.2.2截面设计板水平计算跨度，弯矩设计值。板的有效高度h0=140-20=120mm。截面抵抗矩系数则内力矩的力臂系数则选配12@120，实际As=942mm2进行最小配筋率的验算：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院而符合最小配筋率要求。值得注意的是，我们还应当在每级踏步下设置一根的分布筋。§10.3平台板设计§10.3.1荷载计算设平台板厚120mm，取1m宽带板计算。平台板的恒荷载：水泥砂浆面层120厚混凝土板板底抹灰恒载标准值:3.67梯段板的活荷载标准值2.5取用恒载和活载的荷载分项系数，分别为：，基本组合的总荷载设计值为：P=1.2×3.67＋1.4×2.5＝7.9§10.3.2截面设计板的计算跨度弯矩设计值板的有效高度h0=120-20=100mm选配8@150，实际As=335mm2最小配筋率的验算：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院而,符合最小配筋率要求。§10.4平台梁设计§10.4.1荷载计算设平台梁截面尺寸为200mm×400mm平台梁的恒荷载：梁自重0.2×0.4×25=2(KN/m)梁侧粉刷0.02×(0.4-0.1)×2×17=0.2(KN/m)梯段板传来6.73×4.78/2=16.08(KN/m)平台板传来3.67×2.3/2=4.22(KN/m)恒荷载标准值:22.5(KN/m)平台梁活荷载标准值2.5×(4.78/2+2.3/2)=8.85KN/m取用恒载和活载的荷载分项系数，分别为：，基本组合的总荷载设计值为：P=1.2×22.5+1.4×8.85=39.39(KN/m)§10.4.2截面设计计算跨度l0=1.05ln=1.05×3.6=3.78m弯矩和剪力的设计值分别为：1）、正截面受弯承载力计算（钢筋采用HRB335钢）：根据梁安置的位置和实际情况，我们把截面按倒L形截面计算，有：，而第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院，即为L截面的第一种类型。截面抵抗矩系数内力矩的力臂系数纵向受拉钢筋计算面积根据《高层建筑混凝土结构技术规程JGJ3-2002》规定：梁的纵向钢筋配置，一、二级抗震设计时钢筋直径不应小于14mm，故而我们选配320的纵向受力钢筋，实有.进行最小配筋率的验算：而符合最小配筋率要求。2）、截面尺寸复核，采用公式验算。截面尺寸满足要求3）、计算所需要的腹筋而V=74.45KN应当按照计算来配置箍筋。采用6@100双肢箍筋的布置方案。第11章基础配筋计算第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院使用材料及构造情况：基础采用C30混凝土，钢筋采用HRB335级钢筋，基础下采用混凝土做100厚细石混凝土垫层。考虑到本工程的建筑设计特点（柱距较大），我们对框架柱主要采用采用独立基础的形式。具体设计见下：§11.1设计资料§11.1.1工程地质资料序号岩土分类土层深度(M)厚度范围(M)地基承载力fak1杂填土0.00～0.800.8--2粉土0.80～1.801.01203中砂1.80～2.801.02504砾砂2.80～6.503.73005圆砾6.50～12.506.0500表11－1工程地址资料§11.1.2勘察资料地下水位距地坪-8m以下表中给定埋深由自然地坪算起。建筑场地类别：Ⅱ类场地土；地震设防烈度：7度§11.2基础顶面内力组合值计算第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院§11.2.1外柱基础对B轴柱：（1）标准组合基础上框架柱传来的荷载标准值：=11.56+4.22=15.78KN·m=1105.73+362.18=1467.91KN=7.18+2.78=9.96KN地基梁传来的荷载标准值：（由底层墙体构成）（由基础挑梁自重构成）（由底层墙体与基础挑梁构成）对上述荷载采用标准组合，具体如下：弯矩组合：＝＋＝15.78+14.77＝30.55轴力组合：＝＋＋＝1467.91＋64.86＋9＝1541.77KN剪力组合：＝＝9.96KN（2）基本组合基础上框架柱传来的荷载设计值：地基梁传来的荷载设计值：对上述荷载采用基本组合，具体如下：弯矩组合：轴力组合：剪力组合：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院§11.2.2内柱基础对C轴柱：（1）标准组合基础上框架柱传来的荷载标准值：=9.36+3.73=13.09KN·m=1287.66+433.10=1720.76KN=6.17+2.46=8.63KN地基梁传来的荷载标准值：（由底层墙体构成）（由基础挑梁自重构成）（由底层墙体与基础挑梁构成）对上述荷载采用标准组合，具体如下：弯矩组合：＝＋＝13.09+15.52＝28.61轴力组合：＝＋＋＝1720.76＋64.86＋12.75＝1798.37KN剪力组合：＝＝8.63KN（2）基本组合基础上框架柱传来的荷载设计值：地基梁传来的荷载设计值：对上述荷载采用基本组合，具体如下：弯矩组合：轴力组合：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院剪力组合：§11.3外柱基础设计§11.3.1地基持力层的确定由前面对工程概括的描述，可知：将持力层放在粉土层，基础埋深定位-1.3m。该层的地基承载力为。§11.3.2外柱独立基础设计1.确定基础埋深为d=1.3m。2.地基承载力特征值修正系数：因为d=1.3m>0.5m，故而还因对进行修正。查表《基础工程》（华南理工大学、浙江大学、湖南大学编）的表2-5（承载力修正系数）可知：=0.3,＝1.6。重度计算：杂填土属性系数：粉土属性系数：则基底平面以上图的加权平均重度为：3.基础底面尺寸的确定现假设基础受中心荷载作用，计算基底面积：，为满足要求和偏于安全考虑，我们取，选用矩形，其尺寸为：且由于，地基承载力不必对宽度进行修正。4.地基承载力验算(用标准组合)基础及回填土的重力:作用于基底中心的和分别为：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院，由此可知：，，故而承载力满足要求。1.基础剖面尺寸的确定作基础尺寸详图如下所示：图11－1外柱基础侧视图2.冲切验算（用基本组合）地基净反力的计算：（用公式）因h=1000mm，在800—2000之间，则受冲切承载力高度影响系数的取值可由线性内插法得到，所以=0.983基础有效高度：又因，则所以破坏锥体的底边落在基础底面积之内，则：则第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院选用公式（见《基础工程》）满足抗冲切要求。1.基础底板配筋计算（按基本组合来确定）由前面的计算可知：（1）1-1截面的配筋计算则实配：12@100，（2）2-2截面的配筋计算实配：10@200，第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院§11.4内柱基础设计§11.4.1地基持力层的确定由前面对工程概括的描述，可知：将持力层放在粉土层，基础埋深定位-1.3m。该层的地基承载力为。§11.4.2联合基础设计内柱（即为C和D轴柱）联合基础设计（按独立基础计算）：1.确定基础埋深为d=1.3m。2.地基承载力特征值修正系数：因为d=1.3m>0.5m，故而还因对进行修正。查表《基础工程》（华南理工大学、浙江大学、湖南大学编）的表2-5（承载力修正系数）可知：=0.3,＝1.6。重度计算：杂填土属性系数：粉土属性系数：则基底平面以上图的加权平均重度为：3.基础底面尺寸的确定现假设基础受中心荷载作用，计算基底面积：，为满足要求和偏于安全考虑，我们取，选用矩形，其尺寸为：且由于，地基承载力对宽度进行修正。=4.地基承载力验算（用标准组合）第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院基础及回填土的重力:作用于基底中心的和分别为：，由此可知：，，故而承载力满足要求。5.冲切验算（用基本组合）地基净反力的计算：（用公式）因h=1000mm，在800—2000之间，则受冲切承载力高度影响系数的取值可由线性内插法得到，所以=0.983基础有效高度：又因，则所以破坏锥体的底边落在基础底面积之内，则：则选用公式（见《基础工程》）满足抗冲切要求。6.基础底板配筋计算（按基本组合来确定）第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院由前面的计算可知：（1）1-1截面的配筋计算则实配：12@100，（2）2-2截面的配筋计算实配：10@200，§11.5基础梁的计算§11.5.1内外柱基础之间梁的配筋计算按两端简支计算，梁承受上部墙体荷载梁自重：第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院墙自重：则均布荷载：横向跨中弯矩横向基础梁配筋：选配钢筋为418，实配面积为1017§11.5.2联合基础之间梁的配筋计算按两端简支计算，梁底面承受地基净反力。地基净反力：则均布荷载为：则跨中弯矩为：选配钢筋为418，实配面积为1017外文翻译原文：SizeEffectsandtheDynamicResponseofPlainConcreteV.Bindiganavile1andN.Banthia2Abstract:Thispaperinvestigatesthespecimensizeeffectonthedynamicresponseof第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院plainconcrete.Thereportisbaseduponexperimentaldatabythewritersandothersandconsidersresultsfromcreeptestsonbeams,beamsunderflexuralimpact,andcylindersunderaxialimpactloading.SizeeffectisexaminedusingBažant’ssizeeffectlawandthemultifractalscalinglaw,andbothscalingmodelsareabletocapturethesizeeffectonstrength.Forfractureenergy,ontheotherhand,thesizeeffectmanifestsitselfonlyatimpactrates.Underquasistaticloading,plainconcreteincompressionislesssensitivetothespecimensize.Butunderimpact,thecompressiveresponseappearstobemoresizedependentthanflexure.However,uponaccountingforthestressrateeffects,theflexuralresponsedepictsamoresignificantsizeeffect,similartothatseenatquasi-staticrates.DOI:10.1061/(
ASCE)0899-1561(
2006)18:4(
485)CEDatabasesubjectheadings:Fracture;Concrete;Sizeeffect;Dynamicresponse.IntroductionThequestionofscalingisofafundamentalimportanceinanyphysicaltheory.InarecentarticleBažant(
1999)presentsthehistoryoftacklingthisissuewithinsolidmechanics.Inmoderntimes,theproblemhasbeenconsignedtotherealmofstatisticseversinceWeibullproposedhisapproach(
Weibull1939)basedontheconceptofthe“weakestlink”andtheincreasingprobabilityofitsoccurrencewithanincreaseinthespecimensize.Earlier,Griffith’senergy-basedapproachtocrackpropagation(
Griffith1921)envisagedasizeeffect,whichwasmaterialdependent.Inthelastcoupleofdecades,therehavebeennumerousreports
Bažant1984;CarpinteriandChiaia1997;Karihaloo1999;JenqandShah1985aboutthespecimensizeeffectsinquasibrittlematerials.Forthesematerials,Bažantstatesthatthesourceofthesizeeffectisamismatchbetweenthesizedependenceoftheenergyreleaserateandtherateofenergyconsumedbyfracture(
Bažant2000).Whereasasignificantportionoftheformerincreasesasthesquareofthespecimensize,thelatterincreaseslinearly.Thus,thereductioninthenominalstressisseenasameansofcompensatingforthisvariancebyreducingtheenergyreleaserateofthespecimen.Unlikewithquasi-staticloading,thestudyofspecimensizeeffectsinthedynamicdomainhasnotreceivedmuchattention.Suchattemptsareconfinedlargelytofiberreinforcedpolymers(
Morton1998;Qianetal.1990;Liuetal.1998;Han1998).Thedatawithrespecttocement-basedmaterialsisextremelyscarce(
BažantandGettu1992;OhandChung1988;Krauthammeretal.2003;Elfahaletal.2004;Banthiaand第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院Bindiganavile2002)andattentiontowardsimpactratesisveryrecent.Alackofdesigncodesorevenastandardmethodforlaboratorytestinghindersourabilitytocharacterizebuildingmaterialsforconstructingimpactandblastresistantfacilities.Moreover,impacttestingintroducesseveralextraneousinfluencessuchastheinertia(
Banthiaetal.1987)andtestmachineeffects(
BanthiaandBindiganavile2002).Perhapsthemostseriousimpedimentistheinherentstressratesensitivityofcementbasedcomposites.Mortonstatesthatitisnotpossibletoproduceanexactscalemodelforrate-sensitivematerials(
Morton1998).Further,thesuitabilityofknownscalingmodelsunderdynamicratesisstillunderscrutiny.Inthiscontext,aspecialemphasismustbeassignedtoexplainingtheissuesofscalingforcement-basedmaterialsunderhighstressrates.Inthispaper,thesizeeffectontheimpactresponseofconcreteispresentedthroughanassessmentofrecentlypublisheddatabythewritersandothers.Familiarscalinglawsdevelopedforquasistaticloadingareexaminedinthecontextofdynamicstressrates.Thispaperdiscussestheinterplaybetweenthespecimensize,matrixstrength,stressratesensitivity,andloadingconfiguration.ScalingLawsforQuasi-BrittleSystemsItiswellknownthatthequasi-staticresponseofplainconcreteisaffectedbythesizeofthespecimen.Evidencegatheredoverdecadesrevealsastrongdependenceonsizeforstructuralconcretebehaviorundercompression(
SabnisandMirza1979),tension(
Bažantetal.1991;vanMierandvanVliet2002),flexure(
Wright1952;BažantandLi1995;JueshiandHui1997),shear(
BažantandSun1987),andtorsion(
Zhouetal.1998).Threeapproachesdominatethestudyofsizeeffectsinquasi-brittlematerials(
BažantandChen1997):1.Thestatisticaltheoryofrandomstrength;2.Thetheoryofstressredistributionandfractureenergyreleasecausedbylargecracks;3.Thetheoryofcrackfractality.Thisreportfocusesonthetwolattermodelsandwillexaminethesizeeffectinplainconcreteunderdynamicratesofloading.第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院Fig.1.ScalinglawstodescribesizeeffectsinplainconcreteBažant’sSizeEffectLaw(Bažant1984)AccordingtoBažant,thesizeeffectinsolidsisasmoothtransitionfromthestrengthcriterionofplasticity(
applicabletosmallsizespecimens)tothecracksizedependenceoflinearelasticfracturemechanics(
LEFM)(
asseeninmuchlargerspecimens).Thefailurestressofaseriesofgeometricallysimilarspecimensofconcreteisdescribedbythefollowinginfiniteseries:(1)
whered=characteristicdimension;andB,d0,andAiareempiricalconstantsobtainedfromexperimentaldata.Forthesizerangeuptoβ≦1/20,theinfiniteseries,Eq.(
1),maybetruncatedtothefirsttwoterms.Thus,Bažant’ssizeeffectlaw
BSELreducesto(2)MultifractalScalingLaw(CarpinteriandChiaia1997)Carpinteriandhisassociatesusedtheconceptofself-similarmorphologieswithnonintegerdimensionscalledfractalstodescribethemicrostructureofquasi-brittlematerialssuchasconcrete.Withanincreaseinthescaleofobservation,thetopologicalfractalityisthoughttovanish.Asthemicrostructureofaheterogeneousmaterialremainsthesameregardlessofsize,theyproposedthattheinfluenceofmacroscopicsizeonthemechanicalpropertieswasaresultoftheinteractionbetweenthedimensionbanda第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院characteristiclengthlchforthespecimen.Onthebasisofthishypothesis,thefollowingmultifractalscalinglaw
MFSLwasproposed:(3)whereft=asymptoticvalueofthenominalstrengthσ
uatinfinitesizes.
AsopposedtoBSEL,MFSLappearstosuitunnotchedspecimens,astheyhavearesidualstrengthevenforextremelylargesizes.Fig.1graphicallydescribesthetwoscalingmodels.Ascanbeseen,BSELdescribesthesizeeffectwithadownwardconcavity,indicatingzerostrengthatinfinitesize.Ontheotherhand,MFSLpredictsaresidualstrengthatinfinitesizeforthespecimen.Fig.2.DimensionsandtestdetailsofloadrelationtestsbyBažantandGettu
1992DetailsofMaterials,Specimens,andTestsInpreparingthisreport,datafromthefollowingstudieshasbeencollated:BažantandGettu(
1992),Chen(
1995),Krauthammeretal.(
2003),Elfahaletal.(
2004),andthepresentstudy.Insuchanexercise,awidevariationinthemixdesigns,specimens,andtestsetupswithinthesestudiesistobeexpected.Nevertheless,somegeneralsimilaritieswereidentifiedtojustifyananalysisoftheresults.Forinstance,normalstrengthconcreteinallcasesreferstoa28daycompressivestrengthbetween27and40MPa.Fortheflexuraltests,thebeamshadaspan-to-depthratiobetween2.5to3andweretestedundersimilarsupportconditions.TestsbyBažantandGettu(1992)Notchedbeams(
notchdepth=1/6thofbeamdepth)withthreesizesscalingas1:2:4wereinvestigated,asshowninFig.2.Themaximumaggregatesizewas13mm.Inthisstudyofloadrelaxationinplainconcrete,thetime-to-peakloadvariedfrom1.2to20,000s.ThreespecimenswereexaminedforeachdataPoint.ResultsfromKrauthammeretal.(2003)AndElfahaletal.(2004)AsshowninFig.3,thisstudyexaminedconcretecylindersoffourdifferentsizeswith第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院thefollowingdimensions(diameter×height):75×150mm;150×300mm;300×600mm,and600×1,200mm.Inadditiontothenormalstrengthmix(
Elfahaletal.2004),highstrengthconcretecylinders(
Krauthammeretal.2003)weremadetoachieve100MPacompressivestrength.Eachdatapointwasobtainedbytestingthreespecimens.Thecylindersweretestedquasi-staticallyandundertworatesofimpactloadingatincidentvelocitiesof5and7m/s.Althoughfourdifferentimpacthammerswereused
ranginginmassfrom60to3,000kg,theincidentvelocitywaskeptconstantthroughouttheirprogram.Fig.3.DimensionsofcylinderstestedincompressionbyKrauthammeretal.
2003andElfahaletal.
2004Fig.4.Dimensionsofbeams
squarecrosssectiontestedinflexureinpresentstudy(
Note:Quasi-statictestswereconductedunderfour-pointloading;actualbeamdimensionswere500×150×150mm,350×100×100mm,and450×50×50mm,resultinginoverhanglengthsof25,25,and150mm,respectively)PresentStudyPlainconcretebeamsofthreedifferentsizeswereexaminedunderthree-pointimpact.Usinga60kghammer,impacttestswereconductedatfourratescorrespondingtoincidentvelocitiesof1.98,3.13,3.83,and4.43m/s.Sixspecimensweretestedforeachdatapoint.DimensionsandtestconditionsfortheflexuraltestsareshowninFig.4.Theoverhangforthethreesizeswereasfollows:150mmforthe50×50×150beams,25mmforthe100×100×300beams,and25mmforthe150×150×450beams.[ThelengthoftheoverhangwasaccountedforthroughEq.(
4),whereitfactorsintotheinertialcorrection.]Themaximumaggregatesizewas10mm.Quasi-staticdatawasobtainedfromthestudybyChen(
1995),whoexaminedthebeamsunderfour-pointloadingasperASTMC1018andJSCESF4.第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院Bažantindicatedthat,inordertostudyspecimensizeeffects(
Bažant1984),atleastthreedifferentsizesmustbeinvestigatedandtheymustscaleingeometricproportion
e.g.(1:2:4).However,inthepresentstudy,thewriterswereconstrainedbythesizeofthestrikingwedgeintheimpactmachine;hence,thebeamsscaleas1:2:3.Further,forplainconcretebeamsunderimpactloading,caremustbetakentoaccountfortheinertialcomponentoftheloadasrecordedduringthetest.Banthiaobtainedthefollowingexpressiontodescribetheinertialcorrection,Pi(t),forbeamsunderthree-pointloading(
Banthia1987):
（4）Thus,thetruestressingload,Pb(t),intheimpacttestingofbeamswasobtainedas（5）wherePt(t)=loadasrecordedbythehammer.DiscussionStrengthTheresultsofimpacttestsinthisstudyaswellasthosefrompreviousreportswerefittedtoBažant’ssizeeffectlaw[Eq.(
2)]bymeansofamathematicalsoftware,employingtheLevenbergMarquardtprinciple,toarriveatoptimizedvaluesford0andBft.Similarly,thesamedatawasplottedaccordingtothemultifractalscalinglaw[Eq.(
3)],whereonceagaintheoptimizedvaluesforftandlchweredeterminedbycurve-fitting.Fig.5showsthedatafromcompressiontestsonnormalstrengthconcrete(
Elfahaletal.2004)undervariousstressrates.ThedataisplottedaccordingtoBSELandimpliesanincreasinglylinearelasticresponseforhigherratesofloading.Clearly,thereisasizeeffectforthecompressivestrength,whichamplifieswithanincreaseintherateofloading.InFig.6,thesamedataisdescribedinaccordancewithMFSL.AswithBSEL,heretooanincreaseintherateofloadingleadstoamorepronouncedsizeeffect.However,accordingtoMFSL,anincreaseintheimpactrateleadstoanincreaseinthecharacteristiclength(
ductility?)ofthespecimen.Here,itisofinteresttonotethatforlowvelocities(<10m/s),theenergyrequiredtofractureabeamdoesincreasewithanincreaseintheloadingrate.Thishasbeenseennotonlyforplainnormalstrengthconcretebutalsoforhighstrengthconcrete,fiber-reinforcedconcrete,andconventionallyreinforcedconcrete(
Banthia1987).第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院Fig.5.Sizeeffectinnormalstrengthcylinders
Elfahaletal.2004asdescribedbyBSELFigs.7and8describetheflexuralresponseofplainconcreteinaccordancewithBSELandMFSL,respectively.Noticeonceagainthat,whilebothmodelspredictanincreaseinthesizeeffectwithanincreaseinthestressrate,thesizeeffectisseentobegreaterforlargersizesinBSEL,whereaswhendescribedbyMFSL,theoppositetrendemerged.BSELwaspostulatedprimarilyfornotchedspecimens.However,fromFigs.5and7,itisclearthatevenforunnotchedspecimens,theimpactresponseisdescribedwellbyBSEL.Here,itshouldbekeptinmindthat,althoughfourdifferentsizesofcylinderswereexamined(
Elfahaletal.2004),forsometests,thesmallestcylinder(75×150mm)yieldedresultsinconsistentwiththethreelargerspecimens.TherangeofspecimensizeconsideredinFigs.5–8liesbetween1and8.Insuchasmallrange,ithasbeenshownbeforethatthedatafallswithinthezoneofoverlapbetweenthetwoscalinglaws(
Carpinterietal.1997).Otherresearchershavealsosimilarlyalludedtothisfact(
NfmfcfkandBittnar2004),includingastudythatcoveredarangeof1:32,thewidestknownsofar(
Burtscher2002).Thus,itisnotclearfromthedatapresentedinthisreportastowhichofthetwosizeeffectmodelsisabetterdescriptionoftheimpactresponse.EffectofLoadingConfigurationItemergesthatthetypeofloadingitselfinfluencesthesizeeffect.Figs.9and10comparethecompressiveandflexuralresponseofplainconcreteundertworatesofloading.Noticethat,fortheimpactresponse,anearidenticalimpactvelocitywaschosenforcomparison.Thisfollowsfromanearlierobservation(
BanthiaandBindiganavile2002)thattheimpactresponseofplainconcretefromtwodifferenttestmachinesmaybe第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院comparedforanidenticalvelocityofimpact,evenifthekineticenergyimpartedisdifferent.AsseenfromFigs.9and10,bothmodelspredictthat,forthequasi-staticloading,plainconcreteisseentoexhibitlessofasizeeffectincompressionthaninflexure.Thisisconsistentwithpreviouswork(
KimandYi2002),whereinitwasseenthatthesizeeffectincompressionisnotasdistinctasinuniaxialtension.Thisisbelievedtobeduetotheconsiderablymoremicrocrackingduringcompression,whichisspreadoveralargerregionthanintensilefailure.However,itappearsfromFigs.9and10thatunderimpactloadingthesizeeffectismorepronouncedforthecompressiveresponse.So,dohighstressratesinduceaswitchintermsofthesizeeffectaswitnessedundercompressionandflexure?Fig.6.Sizeeffectinnormalstrengthcylinders
Elfahaletal.2004asdescribedbyMFSLFig.7.Sizeeffectinnormalstrengthbeams
presentstudyasdescribedbyBSEL第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院Fig.8.Sizeeffectinnormalstrengthbeams
presentstudyasdescribedbyMFSLInordertoresolvethisquestion,letusexaminethestressratesexperiencedbythespecimensunderimpact.Ashasbeenpointedoutearlier(
BindiganavileandBanthia2004),duringtheimpacttestingofconcrete,specimensofdifferentsizeexperiencedifferentstressrates.AsshowninFig.11,smallerspecimensexperienceahigherstressrate.Forastress-ratesensitivematerialsuchasconcrete,ahigherstressrateleadstoahigherapparentvalueforstrength.Therefore,onecannotbesurewhethertheapparentdecreaseinthestrengthofalargerspecimenisaresultofthesizeeffectorduetothelowerstressrateexperiencedbyitrelativetoasmallerspecimen.Evidently,thestressrateeffectsinterferewiththespecimensizeeffect.Inthisstudy,theresultsofimpacttestswerenormalizedwithrespecttoareferencestressrateforagivenspecimensize(
cylinder:300×600mm;beam:100×100×300mm).ThenormalizedcompressionandflexuraltestresultsfornormalstrengthconcretearenowplottedinFigs.12and13.Noticethat,whenthestressrateeffectsaretakenintoaccount,thereisareductioninthesizeeffectundercompression.Further,underbothstaticandimpactloading,thecompressiveresponseisnowlesssizedependentthantheflexuralresponse,whichisinkeepingwiththemorebrittlenatureoftheflexuralresponseofplainconcrete.Clearly,inordertoenablethestudyofsizeeffectsinratesensitivematerials,thepost-testanalysismustisolateanycompetinginfluences(
suchasthestressrateeffects)thatshallinvariablyoccurduringimpactloading.Fornow,themethodrecommendedhereisafirstapproximation,becausethereisnoevidencetosuggestthatthestress-ratesensitivityremainsthesameacrossallsizes(
ElfahalandKrauthammer2004).第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院FractureEnergyFig.14showstheeffectofsizeandstressrateonthefractureenergyofplainconcretebeams.Thedatashownincludestheresultsofcreeptests
BažantandGettu1992andimpacttests
presentstudytoyieldarangeofstressrateover10ordersofmagnitude.Thecreeptestswerecarriedoutonbeamsof38,76,and152mminsize,whereastheimpacttestswerecarriedoutonbeamsofsizes50,100,and150mm.Whileanalyzingthisdata,beamsof38and50mmontheonehandand76and100mmontheotherhandhavebeenconsideredasequivalenttofacilitateourstudy.InFig.14,theeffectofspecimensizeisnoticeableonlyfortheimpactratesofloading.Indeed,accordingtoMindess
1984forquasi-staticloading,thefractureenergyofplainconcretedoesnotexhibitasizeeffect,especiallyaftertakingtheself-weightintoaccount.However,inthepresentscenario,theself-weightremainsconstantregardlessofloadingrateanditsinfluenceonthesizeeffectisexpectedtobemarginal,especiallyduringimpactloading.ItisseeninFig.14thatthefractureenergyofsmallerbeamsismorestress-ratesensitive.EffectofMatrixStrengthThesizeeffectbecomesmorepronouncedinahigherstrengthconcrete.Thisphenomenonhasbeenreportedbeforeforthequasi-staticresponseofplainconcrete(
Gettuetal.1998).Itisbelievedthat,becausehigherstrengthleadstoamorelinearelasticfractureresponse,thematerialbehavesinamorebrittlemanner,whichischaracterizedbyanincreaseinthespecimensizeeffect.Intherangeofspecimensizeexaminedhere,bothBSELandMFSLareinagreement.Itiswelldocumentedthatanincreaseinthematrixstrengthleadstoadropinthestress-ratesensitivityofthestrengthofplainconcrete(
Bindiganavileetal.2002).Inthepresentreport,sizeeffectswereseentobemoreprominentforhigherstrengthconcrete.Ontheotherhand,thecompressivestrengthofplainconcreteisknowntobelessstress-ratesensitivethantheflexuralstrength(
Banthiaetal.2003).Asseeninthisreport,sizeeffectswerelessprominentincompressionthaninflexure.Thatistosay,justbecauseamaterialpropertyismorestressratesensitive,onecannotdiscernifthesamepropertywillbeequallysensitivetosizeeffects.ItappearsthatthefracturemechanismsthatdominateunderhighstressratesaredifferentfromthosethatleadtosizeEffects.ClosingRemarksPlainconcreteisseentoexhibitasizeeffectunderdynamicstressratesincludingimpact.第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院Bothnominalstrengthandfractureenergyaresizedependent,althoughforfractureenergy,thesizeeffectbecomessignificantonlyunderimpactloading.Forbothnotchedandunnotchedspecimens,Bažant’ssizeeffectlawaswellasthemultifractalscalinglawsucceededincapturingthesizeeffect.Whenthestress-rateeffectswereaccountedfor,theflexuralresponseofplainconcretewasseentobemoresensitivetothespecimensizethanthecompressiveresponseunderbothquasistaticandimpactloading.Finally,itwasseenthatnolinkexistsbetweenthestress-ratesensitivityofamaterialpropertyanditssizedependence.Fig.9.EffectofloadconfigurationonsizeeffectinplainnormalstrengthconcreteasdescribedbyBSELwithoutnormalizingforstressrateFig.10.EffectofloadconfigurationonsizeeffectinplainnormalstrengthconcreteasdescribedbyMFSLwithoutnormalizingforstressrate第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院Fig.11.EffectofspecimensizeonstressrateexperiencedbyplainconcretebeamssubjectedtoimpactloadingAcknowledgmentsThewriterswouldliketothankSyntheticIndustries,Chattanooga,Tennessee,forfundingpartoftheresearchpresentedhere.Inaddition,thecontinuedsupportoftheNaturalSciencesandEngineeringResearchCouncilofCanada(
NSERC)tothesecondwriterisgratefullyacknowledged.Fig.12.EffectofloadconfigurationonsizeeffectinplainnormalstrengthconcreteasdescribedbyBSELafternormalizingforstress第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院Fig.13.EffectofloadconfigurationonsizeeffectinplainnormalstrengthconcreteasdescribedbyMFSLafternormalizingforstressRateFig.14.Stress-ratesensitivityoffractureenergyforbeamsofdifferentsizes[Note:Subscriptsdands=dynamicandreferencestaticrate;creeptestdatafromBažantandGettu(
1992);quasi-staticdatafromBažantandGettu(
1992)andChen(
1995)]翻译：素混凝土的尺寸效应及动态响应仲青华指导老师：郭进军摘要：本文研究了素混凝土试样动力响应的尺寸效应。该报告是根据作者和其他人的实验数据并考虑了梁的蠕变、弯曲影响下的梁和受轴向冲击载荷作用的圆柱体的试验结果。尺寸效应是通过使用Bažant第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院的规模效应法和多重标法则来监测的，而且缩放模式能够捕捉尺寸效应的强度。对于断裂能，换言之，规模效应仅仅体现在影响率上。在准静态荷载作用下，受压素混凝土对试件尺寸更加不敏感。但是在冲击作用下，压缩反应相对于弯曲作用似乎更依赖尺寸。然而，考虑到应力变化率的影响，弯曲响应描绘了更加重要的尺寸效应，它类似于准静态荷载作用下的响应。DOI（数字对象唯一标识）:10.1061/（ASCE）0899-1561（2006）18:4（485）土木工程数据库主题词：断裂；混凝土；尺寸效应；动态响应。前言尺度问题在任何物理理论都具有重要地位。在最近的一篇Bažant所写的文章中介绍了运用固体力学解决这一问题的历史。在现代，自从Weibull提出其办法以来该问题已经归于统计学领域，其方法是基于“薄弱环节”理念和“薄弱环节”的发生概率随试样尺寸大增大而增加。早些时候，Griffith的基于能量的用于解决裂纹扩展的方法假象过规模效应，不过这种方法具有物质依赖性。在过去的几十年中，在过去的几十年中，有许多关于准脆性材料试件尺寸效应的报告。针对这些材料，Bažant认为源于裂纹能量吸收率和释放率的不匹配。能量吸收率的增加的很大一部分随着尺寸平方的增加而增加，然而释放率的增加确实线性的。因此，通过减少标本的能源释放率，减少名义应力被看作是补偿差额的一种手段。不同于准静态荷载，在动力学领域样本尺寸效应的研究还没有获得很大的重视。这种尝试是主要限于纤维增强聚合物。关于水泥基材料的数据极为稀缺并且近期已开始关注冲击速率。设计规范及试验标准方法的缺乏阻止我们赋予建筑材料抵抗冲击和爆炸的能力。此外，冲击试验介绍一些不相干的影响，诸如惯性和试验机的影响。也许最严重的障碍是水泥基复合材料的固有的应力变化率敏感性。Morton说建立一个精确的速率敏感性材料的规模模型是不太可能的。此外，在动力作用下尺度模式的适宜性仍在研究中在本文中，我们将着重研究在高频应力作用下水泥基材料的尺寸问题。在本文中，关于混凝土冲击反应的尺寸效应将通过对其他学者发表的数据的估计来阐明。为我们所熟悉的用于准静态荷载的标度率在动应力作用的背景下将被再度审视。这篇文章,讨论试样尺寸、强度矩阵、应力速率敏感性及加载形式之间的相互作用。准脆性系统的标度律众所周知，素混凝土准静态响应受试样尺寸的影响。几十年来收集的资料的显示了结构用混凝土在压缩、拉伸、弯曲、剪切、扭转作用下其性能对尺寸强烈的依赖性。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院三种方法主导了对准脆性材料尺寸效应的研究：1.随机强度的统计理论；2.宽裂缝导致应力重分布和断裂能的释放的理论；3.裂纹分形性理论。这篇文章的重点是后两种模型并且将检验动荷载作用下素混凝土的尺寸效应。图1标度率描述素混凝土的尺寸效应Bažant尺寸效应律（Bažant1984）据Bažant，固体的尺寸效应是从适用于小尺寸试样的塑性强度准则向大尺寸试样中常见线弹性断裂力学裂缝尺寸依赖性的一种平稳过渡。一系列几何相似的混凝土试样的破坏应力通过下列无穷级数来描述：}(1)d为特征尺寸；B,和是实验数据中的经验常数。因为尺寸，无穷级数公式（1）能化简为两项。因此，Bažant的尺寸律简化为(2)多边标度律（Carpinteri和Chiaia1997）Carpinteri第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院和他的同事通过使用自相似形态学的概念和被称作分形的非整数尺寸来描述诸如混凝土这样的准脆性材料的微观结构。随着探测程度的加深，拓扑分形性被认为将要消失。由于这一混合材料依然不受尺寸影响，因此他们假定宏观尺寸对力学性能的影响是试样尺寸b和特征长度相互作用的结果。在此假设基础之上，建议如下所示的多分形标定律（MFSL）：(3)此处为尺寸无限大前提下的名义应力的渐近值。（和BESL截然不同的是，MFSL似乎适合无凹槽的试样，因为试样仍然有残余应力即使尺寸很大。图21992年Bažant和Gettu荷载关系试验的尺寸数据及试验细节材料，试样和试验的细节为了准备这篇论文，下面的研究数据已被整理：Bažant和Gettu（1992）,Chen（1995）,Krauthammer等人（2003）,Elfahal等人（2004）,同时还有最近的研究数据。在这样的运用中，研究范围内配合比设计，试样和测试设置的变化是可以预料的。然而，一些常见相似之处被认为是一些结果分析的证明。例如，通常情况下，普通强度混凝土28天抗压强度介于27至40MPa之间。弯曲试验中，梁具有介于2.5至3之间的跨高比同时在相似的支撑条件下试验。Bažant和Gettu试验（1992）如图2所示，开槽梁（槽深=1/6梁高，试样尺寸比例1：2：4）经过了调查。最大整数尺寸是13mm。在这次素混凝土卸载研究中，最大时间高峰在1.2至20000s间变化。三个分别被测试用来获取各自的数据点。来自Krauthammer等人（2003)及Elfahal等人（2004）的结果如图3所示，这项研究测试了四组如下不同尺寸的混凝土圆柱体：直径和高分别为：75和150mm；150和300mm；300和600mm；600和1200mm。除了普通的混凝土配置强度（Elfahalet等人[2004]），高强混凝土圆柱体（Krauthammer等人[2003]）的抗压强度可达到100MPa。每个数据点都是通过测试三件试样获得的。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院圆柱体试样在准静态及两种不同速率的冲击荷载作用条件下接受测试，冲击荷载速率分别为5m/s和7m/s。虽然使用了四种质量不同的力锤（60kg至3000kg），在整个进程中，冲击速率始终保持为常数。图3Krauthammer等人（2003）及Elfahal等人（2004）的抗压试验中圆柱体尺寸图4本次研究中弯曲试验梁（方形截面）的尺寸（注：准静态试验采用四点加载方式进行；梁的实际尺寸为：500×150×150,350×100×100,450×50×50,这导致悬挑长度分别为25mm，25mm，150mm）研究现状在三点冲击荷载作用下对三种不同尺寸的素混凝土梁进行测试，通过使用60kg的力锤，冲击试验在如下四种冲击速率下进行：1.98,3.13,3.83,和4.43m/s。每个数据点通过6个试样来采集。弯曲试验中的尺寸和试验条件如图4所示。三种尺寸试样的悬挑长度如下：50×50×150型号梁为150mm,100×100×300型号梁为25mm,150×150×450型号梁为25mm。[借助于公式（4）悬挑长度被考虑到，公式中考虑了惯性校正。]最大骨料粒径为10毫米。准静态数据从chen（1995）的研究中获得，他按照美国材料标准（ASTM）方法和日本土木工程协会方法（JSCE-SF4），在四点加载的条件下对梁进行检测。Bažant指出，为了研究试样的尺寸效应（Bažant1984）至少需要研究三种不同尺寸的试样，并且必须按一定比例缩放（如1：2：4）。然而，在现今研究中，学者们被冲床作用下劈裂楔形物的尺寸所限制；因此，梁的尺寸比例为1：2：4第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院。此外，对于冲击荷载作用下的素混凝土梁，试验荷载记录期间必须留心考虑荷载的惯性成分。对于三点荷载作用下的梁（Banthia1987），Banthia通过下式来描述惯性校正：（4）因此，梁冲击试验中，实际应力荷载是通过下式获得：（5）此处为力锤记录的荷载。讨论强度借助于数学软件，本次研究中冲击试验的结果以及从先前论文中获得的结果都与Bažant的尺寸效应规律[公式2]相吻合，运用Levenberg-Marquardt准则，得到了及优化值。类似的，公式3中相同的数据由多重标度律得到，其中的和的优化值也是通过曲线拟合获得的。图·5显示了来自不同应力加载速率的混凝土标准强度压缩试验的数据（Elfahal等人2004）。这些数据的绘制是根据BSEL，并且逐渐明显的显示出对更高加载速率荷载的线弹性反应。显然，对于压缩强度存在尺寸效应，它随着加载速率的增加而更加明显。在图6中同样的数据是是按照MFSL描述的。正如BSEL，荷载速率的增加同样导致了更加明显的尺寸效应。然而，依据MFSL,冲击速率的增加将导致试件特征长度的增加。在此，我们惊奇地发现在低速率情况下（<10m/s），梁断裂所需要的能量随着荷载速率的加大而升高。这种现象不仅仅见于普通强度素混凝土，在高强混凝土、纤维混凝土以及传统的钢筋混凝土中也很常见（Banthia1987）。图7和图8分别按照BSEL和MFSL来描述素混凝土的弯曲响应。再次注意，虽然两种模型都预测尺寸效应都随着应力速率的增加二更加明显，BSEL模型显示的确实如此，但MFSL显示的却恰恰相反。BSEL主要适用于切口试件。然而，从图5和图7，即使对于非切口试件，BSEL描述的亦是如此。此处，需要留意的是，在一些试验中，虽然测试了四种不同尺寸的圆柱体（Elfahal等人2004），然而最小试件（75×150mm）的屈服结果与其它三件试样的结果不一致。图5至图8中的试样尺寸变化比例在1和8之间。在这样一个小范围，在两个标度律的数据重叠之前已经显现上述的不一致了（Carpinteri等人·1997）。其他研究人员也得到了类似的事实（NfmfcfkandBittnar第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院2004），这其中也包括试样尺寸变化比例在1和32之间的一项研究，其试样变化范围是目前所知的最大的（Burtscher2002）。因此，由论文中的数据很难判断两种模型哪种更加符合试样的冲击反应。加载配置的影响可以看出，加载类型本身影响尺寸效应。图9和图10比较了在两种不同加荷速率下，素混凝土的抗压和抗弯性能。注意到，对于冲击反应，我们选择了近乎相同的冲击速率以便于比较。早期的观测显示即使在传授动能不同的情况下，只要加荷的速率相同，不同机器加载下的试样其冲击反应依然可以比较。图9和图10显示，两种模型都显示在准静态荷载作用下，受压的素混凝土试样相对受玩试样表现出更少的尺寸效应。这与以前的研究（KimandYi2002）是一致的，显而易见，受压试样的尺寸效应不如受轴向拉力作用时尺寸效应明显。这被认为是由于在压缩过程中存在许多微裂纹，相对受拉时，这些微裂纹扩展范围更广。然而，由图9和图10可知，尺寸效应对于受压更加敏感。那么，高应力速率是否会导致试样分别受压和受弯时尺寸效应的转变呢？为了解决这个问题，让我们来检测试样受冲击荷载作用时的应力速率。正如先前指出的（BindiganavileandBanthia2004），在混凝土的冲击试验中，不同尺寸的试样经历了不同的应力速率。如图11所示，试件尺寸越小，承受的应力速率越高。对于应力速率敏感的材料，如混凝土，应力速率越高，表观强度愈高。所以我们不能确定，更大尺寸的试样表观强度的下降是由于尺寸效应还是由于相对小尺寸试样，它承受了相对更低的应力速率。图5BSEL描述的普通强度混凝土柱的尺寸效应第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图6MFSL描述的普通强度混凝土柱的尺寸效应图7BSEL描述的普通强度梁（最近研究）的尺寸效图8MFSL描述的普通强度梁（最近研究）的尺寸效应第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院显然，应力变化率效应影响试件的尺寸效应。在本项研究中，根据对施加于试件的参考应力速率，对冲击试验的结果进行了归一化（圆柱体300×600mm；梁:100×100×300mm）。图12和图13显示了素混凝土压弯试验的标准化结果。我们注意到，当考虑应力速率影响时，压力作用下试件的尺寸效应将减弱。进而言之，无论在静荷载或是在动荷载作用下，相比受弯时，试件受压时更少依赖于尺寸，这与素混凝土受弯时表现的脆性更加相符。显然，为了使对于应力速率敏感材料研究顺利进行，试验后分析必须排除一些冲击荷载作用下不可避免的显著影响（如应力速率影响）。目前，这里建议的方法只是一次近似，因为没有证据表明对于任何尺寸的试件，其应力速率敏感性保持不变（Elfahal和Krauthammer2004）。断裂能显示了尺寸和应力速率对素混凝土梁断裂能的影响。显示的数据包括蠕变试验（Bažant和Gettu1992）的结果和冲击试验（本研究）的结果，数据中有的应力速率超过了10个数量级。蠕变试验是针对尺寸为38，76和152mm的梁，而冲击试验是针对尺寸为50，100，150mm的梁。然而分析数据时，38，50mm梁和76，100mm梁是等效的。在图14中，试件尺寸的影响仅仅在其受冲击荷载时才明显。事实上，如Mindess（1984）所言，对于准静态荷载，素混凝土的断裂能并未显示出尺寸效应，尤其是在考虑试件自重时。然而，在目前的情况下，自重任始终忽略荷载的速率，并且自重对尺寸效应的影响是边际的，尤其是在冲击荷载作用下。由图14可知，梁尺寸愈小，其断裂能对应力速率愈加敏感。第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图9BSEL描述的未针对应力速率做归一化的荷载组成对普通强度素混凝土尺寸效应的影响图10MFSL描述的未针对应力速率做归一化的荷载组成对普通强度素混凝土尺寸效应的影响基体强度的影响随着混凝土强度的提高，尺寸效应变的更加明显。这种现象在之前对素混凝土的准静态反应（Gettu等人1998）中已经被论述过。众所周知，混凝土强度增高将导致一种更加明显的线弹性断裂反应，材料也将表现出更加明显的脆性，这些特性受到试件尺寸效应影响。在本文试件的尺寸范围内，BSEL和MFSL是一致的。记录表明，基体强度的提高将导致素混凝土强度对加载速率的敏感性降低（Bindiganavile等人.2002）。在本研究中，尺寸效应对于高强混凝土影响更加显著。另一方面，我们知道，素混凝土的抗压强度对于加载速率的敏感性相对其抗弯强度要低（Banthiaetal.2003）。有本文可知，相对受弯时，承压状态下尺寸效应的影响较小。那就是说，仅仅因为一种材料对于应力速率更加敏感，所以我们不能看出同种性质的材料对于尺寸效应的敏感程度是否也相同。这看来，在高应力速率下起主导作用的断裂机制不同于导致尺寸效应的那些机制。结束语素混凝土在包括冲击荷载的动荷载作用下表现出了尺寸效应。虽然对于断裂能，尺寸效应只在冲击荷载作用下有重大意义，但是名义强度和断裂能都是受尺寸影响的。对于刻槽和不刻槽的件，Bažant第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院的尺寸效应律和多重分形标度律成功的发现尺寸效应。当考虑应力速率时，相对于在准静态和冲击荷载作用下的抗压反应，素混凝土的抗弯反应对于试件的尺寸更加敏感。最后可知材料性能的应力敏感性和其尺寸依赖性没有联系。图11冲击荷载作用下的素混凝土梁的关于应力速率的尺寸效应感谢作者在此想感谢合成工业Chattanooga和Tennessee对本项研究的部分资助。此外，还要感谢NaturalSciences和加拿大工程研究委员会（NSERC）对第二作者始终如一的支持。图12应力速率正则化后MFSL描述的荷载组成对普通强度素混凝土的影响第158页共158页 安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院图13应力速率正则化后MFSL描述的荷载组成对普通强度素混凝土的影响图14不同尺寸梁的断裂能的应力速率敏感性参考文献[1].《工程结构抗震》，丰定国主编，北京：地震出版社，2005；[2].《房屋建筑学》，李必瑜主编，武汉大学出版社，2000-07；[3].《基础工程》，赵明华主编、徐学燕副主编，北京：高等教育出版社，2003；[4].《土木工程制图》，朱育万主编，北京：高等教育出版社，2000；[5].《结构力学》，包世华主编，武汉理工大学出版社，2003；[6].《高等学校建筑工程专业毕业设计指导》，沈蒲生、苏三庆主编，北京：中国建筑工业出版社，2000-06；[7].《土木工程专业毕业设计指导》，梁兴文、史庆轩主编，北京：科学出版社，2002；第158页共158页 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安徽工业大学毕业实践（设计、论文）成果建筑工程学院在这次毕业设计中，我首先要感谢我的指导老师，他的严谨求实的治学态度、高度的敬业精神、兢兢业业、孜孜以求的工作作风对我产生重要影响。他们用自己的言行来告诉我们应以什么样的心态去学习、去工作。是他们的鼓励和帮助才使我顺利完成设计。在毕业设计过程中，老师都给我极大的帮助。在此，向他们表达深深的谢意。其次，我还要感谢帮助过我的同学。成功完成本次设计，离不开很多同学对我的帮助。在与大家交流的过程中，我学到了知识，接受了别人看问题的独特视角和解决问题的独到方法，他们真的给了我很大帮助。任何一项工程都不可能是一个人在一个与外界绝缘的环境中独立完成的，交流是一种重要的学习方法，有助于我们能力的提高。我可爱的同学们，你们真的很棒！最后，再次感谢母校和老师们。致谢人：李小龙2011-5-10第158页共158页'