脉冲荷载作用下钢筋砼梁破坏形态分析_吴平安

文章编号:1009-3443(2000)06-0001-06

脉冲荷载作用下钢筋砼梁破坏形态分析

吴平安1

,　方　秦2

,　王年桥1

,　郭志昆

1

(1.解放军理工大学工程兵工程学院,江苏南京210007;2.解放军理工大学科研部,江苏南京210007)

摘　要:在冲击、爆炸等脉冲荷载作用下,地下防护结构的破坏形态比核武器作用下的要复杂得多,可能由原来的延性弯坏变为脆性剪坏。以常规武器作用下土中浅埋钢筋混凝土框架结构为背景,将其顶板简化为梁或单向板,并基于Timo shenko 梁理论,采用有限差分方法,分析了钢筋混凝土梁或单向板的早期动力响应,最后提出了一种爆炸脉冲荷载作用下钢筋混凝土梁或单向板破坏形态的弹性预报方法。计算分析结果表明,预报方法与试验观察结果基本一致,具有一定的工程实用价值。关键词:钢筋砼梁;剪切破坏;有限差分法;脉冲荷载中图分类号:TU452

文献标识码:A

The Analysis of Failure Modes of RC Beams

Under Impulsive Loading

WU Ping -an 1

,　F AN G Qin 2

,　W AN G N ian -qiao 1

,　GUO Zhi -kun

1

(1.Engineering Institute of Enginee ring Co r ps ,PL A U ST ,N anjing 210007,China ;

2.Depa rtm ent o f Science Resea rch,PL A U ST ,N anjing 210007,China)

Abstract :Under the impulsiv e loading such as impact and bla sting ones,the failure m odes o f underg ro und defense structures are m uch mo re com plex than tho se under nuclea r loading ,as conv entional ductile bend-ing failure can be transfo rmed into brittle shear failure.In this paper,th e early stage dynamic respo nse of roof slabs o f shallow -buried RC frame structures under conv entional dy namic loads is studied.And a nu-m erica l prediction m ethod fo r failure modes o f this type of structures under impulsiv e loading is presented by using of the finite differential method based o n the Tim oshenko beam theo ry .The result demo nstrates that a goo d ag reement is obtained betw een the numerical prediction m ethod for the failure modes a nd ex-perim ental o bserva tio n,and that this predictio n method has high engineering application values.Key words :RC beam ;shea r failure ;the finite differential method ;impulsiv e loading

在冲击、爆炸等灾害性荷载作用下,钢筋混凝土梁的抗剪性能相当复杂,与通常静载作用下的钢筋混凝土梁有明显的不同,其主要原因是脉冲荷载具有高频成份丰富、应变速率效应明显等特点,钢筋混凝土梁破坏截面上的剪应力有可能先于弯曲正应力达到其破坏值而使破坏形态由通常的弯坏变为脆性剪坏。70年代末至80年代初,在美国进行的代号为FOAM HEST 的一系列现场模型试验中发现:土中浅埋钢筋混凝土结构在脉冲荷载作用下,原来按抗弯设计的部分结构却发生了脆性剪切破坏。后来国内外对这一现象展开了许多分析研究[1～7]。Krauthamm er 等[4,5]

以Timo shenko 梁理论为基础,应用数值分析手段进行了脉冲荷载作用下钢筋混凝土梁的动力响应和破坏分析。Ross [1]也利用Tim oshenko 梁理论,采用振型叠加法与傅利叶积

第1卷第6期2000年12月

解放军理工大学学报

Journal o f PLA Univ ersity of Science a nd Tech nolog y

V ol.1N o.6Dec.2000

收稿日期:2000-08-12

基金项目:国家自然科学基金资助项目(59708013)作者简介:吴平安(1973-),男,博士生.

分原理,获得了脉冲荷载作用下梁动力响应的弹性分析解,在弹性范围内从理论上证明了在某些情况下剪切破坏可能先于弯曲破坏发生。近年来,方秦等人[8,9]对这些问题进行了进一步研究,应用分层Tim oshenko梁有限元和二维固体非线性动力有限元,对钢筋混凝土结构在脉冲荷载作用下的动力响应和破坏特性进行了研究,得到了一些有价值的研究成果。

本文基于Tim oshenko梁理论,采用有限差分方法,对固支钢筋混凝土梁或单向板的破坏形态进行了预报。此方法既解决了文献[1]中解析方法处理边界条件时的困难,降低了分析的难度,同时又避免了文献[4,5]中处理边界条件时的过于简单,在实现位移连续的同时获得了边界上内力在同一时刻的平衡。文中最后对FOAM HES T等试验中的试件破坏形态进行了预报,提高了预报精度,取得了与试验现象相一致的结果。

1　基于Timoshenko梁理论的钢筋混凝土梁的有限差分方法

钢筋混凝土梁在脉冲荷载作用下的剪切破坏行为,与结构的动力响应和材料的动力力学行为不无关系。对于前者,主要应考虑构件的波动效应以及早期的动力响应;对于后者,主要应考虑材料的应变率效应。由于爆炸脉冲荷载具有高频成份丰富、应变速率效率明显等特点,对于构件的动力响应继续采用原来的单自由度方法进行分析已经不太适当,而必须考虑转动惯量和剪切变形的影响,即应采用Timoshenko梁理论[10]进行分析。

1.1　Timoshenko梁理论

考虑长度为d x的弹性Timo shenko梁单元,忽略轴向力的影响,动力平衡方程[10]为:

Q

X+q=d m A 2W

t2(1)

M

X-Q=-d m I 2U

t2(2)

其中w,U分别为横截面中性轴的横向位移和弯矩在该点所引起的转角;M、Q分别为弯矩和剪力;I、A 分别为横截面的转动惯量及横截面面积;d m为单位长度材料质量;q为横向均布外载;剪应变为V x y=W/x -U;弯矩所引起的曲率为h=-U/X。

假设剪力Q沿整个梁横截面均匀分布,在弹性条件下其表达式为

Q=K A f xy=K AG V x y=K AG W

x-U(3)

其中　K为剪应力分布系数;f x y为截面剪应力。

　对于横截面上的弯矩M,其表达式为

M=E I h=-EI U

x(4)

1.2　Timoshenko梁分析的有限差分格式

对于式(1)和式(2),在弹性情况下用振型分解技术求其理论解是可行的,在文献[1]中具有详细的阐述。总的说来该方法相对繁琐,过程比较复杂,并且对于边界条件复杂的构件,它很难求解。因此,本文采用有限差分方法进行求解。对中间结点采用中心差分格式,表达式如下:

w(x,t)

x=w(x+Δx,t)-w(x-Δx,t)

2Δx

(5)

2w(x,t)

x2=w(x+Δx,t)-2w(x,t)+w(x-Δx,t)

Δx2(6)

对于左边界结点和右边界结点,可得如下表达式:

2解　放　军　理　工　大　学　学　报第1卷

w (x ,t ) x =-25w (x ,t )+48w (x +Δx ,t )-36w (x +2Δx ,t )+16w (x +3Δx ,t )-3w (x +4Δx ,t )

12Δx (7) w (x ,t ) x =25w (x ,t )-48w (x -Δx ,t )+36w (x -2Δx ,t )-16w (x -3Δx ,t )+3w (x -4Δx ,t )12Δx (8)

对于时间的微分式也采用中心差分格式,最后代入式(1)和式(2),则得到

U (x ,t +Δt )=2U (x ,t )-U (x ,t -Δt )-Δt 2d m I M (x +Δx ,t )-M (x -Δx ,t )2Δx -Q (x ,t )

(9)W (x ,t +Δt )=2W (x ,t )-W (x ,t -Δt )+Δt 2d m A Q (x +Δx ,t )-Q (x -Δx ,t )

2Δx +q (x ,t )

(10)

式中Δx ,Δt 分别为构件空间距离的步长和时间步长,其它符号意义同前。

式(9)、式(10)为三阶显式差分格式,当要求t +Δt 时刻的位移U (x ,t +Δt ),w (x ,t +Δt )时,只须知道前

两步的位移。因此,根据初始条件,输入第一、第二步的位移、内力值后,在以后任一时间步的中间结点位移都可以根据其前两步的位移和内力值及边界条件求得。1.3　边界条件

由前所述,对于构件的其它位移,如V x y (x ,t )、h (x ,t )等,其表达式在前面已有表述,但只适用于中间结点,对于边界结点只能采用形如式(7)、(8)的向前或向后差分格式,分别替代V xy (x ,t )、h (x ,t )表达式中w 、U 关于x 的一阶偏导数,根据边界上力的平衡条件以及位移相容条件,从而获得该位移值。限于篇幅,下面仅列出几种常见的边界条件差分表达式:

(1)简支边界。由此边界结点上竖向位移和弯矩为零可得到

U (0,t )=0.04(48U (Δx ,t )-36U (2Δx ,t )+16U (3Δx ,t )-3U (4Δx ,t ))

(11) (2)固支边界条件。由此边界结点上竖向位移和转角为零可得到

W (x ,t )=0,U (x ,t )=0

(12)

(3)转动弹性约束边界。由此边界结点上竖向位移为零以及转动方向的弯矩平衡可得到

U (0,t )=K ′(48U (1,t )-36U (2,t )+16U (3,t )-3U (4,t ))

(13)式中

K ′=EI 25E I -12Δx K s

其中EI 为构件横截面的抗弯刚度;K s 为外加弹簧的刚度。

(4)滑动支座边界。如果构件和荷载都对称,可以仅取半跨进行计算,形成滑动边界,由此边界结点上转角和竖向剪力为零可得到其右端边界结点上边界条件为

U (x ,t )=0,　Q (x ,t )=V x y (x ,t )=0

(14) 由式(13),并将剪应变表达式中w 对于x 的一阶偏导数用形如式(8)的向后差分格式离散,可导得

　W (x ,t )=0.04(48W (x -Δx ,t )-36W (x -2Δx ,t )+16W (x -3Δx ,t )-3W (x -4Δx ,t ))(15)其中x 表示构件右端结点坐标。

2　钢筋混凝土梁破坏形态的数值预报方法

本文利用前述Tim oshenko 梁模型和有限差分方法,对爆炸条件下钢筋混凝土箱形结构动力响应和破

坏形态的试验试件[11,12]

进行了数值分析。2.1　钢筋混凝土梁的破坏标准及判别方法

一般来说,在脉冲荷载作用下钢筋混凝土梁的破坏形态主要有弯曲破坏和剪切破坏两种。2.1.1　弯曲破坏标准

当梁某一截面弯矩达到其极限破坏值时,该截面即发生弯曲破坏,其极限弯矩值M ur 为[1]

:

M ur =K f ′c k bd 2(1-0.59k )

(16)

3

第6期吴平安等:脉冲荷载作用下钢筋砼梁破坏形态分析

其中K 为与应变速率有关的强度提高系数;f ′c 为混凝土的单轴抗压强度;k 为与主筋有关的参数,其表达式

为k =A s f ′y /bdf ′c ;f ′

y 为主筋屈服强度;b 、d 分别为梁的宽度和有效深度;A s 为受拉主筋配筋率。表1　试件几何、材料参数表

Tab .1　The geometry ,material parameters of test elements 参 数第一组试件

第二组试件第三组试件长　度(cm)121.9

113.67113.67

厚度(cm )14.218.4218.42有效高度(cm )

12.216.3616.36配筋率0.010.00750.012混凝土强度(M Pa )34.4748.2648.26受拉钢筋横截面积(cm 2

)

0.32260.32260.50钢筋强度(M Pa)482.6482.6482.6剪切模量(M Pa )

11721.113789.513789.5梁密度(kg /m 3)

245024502450泊桑比0.250.250.25支端约束

固支固支固支动力强度提高系数 1.51.55 1.6平均加载率(M Pa /s)41368.562052.875842.3计算破坏弯矩(N ·m )2602.43767.425876.0计算破坏剪力(N )

63109.1

75553.1

103774.4

*此时各试件为对称布筋且构件宽度为2.54cm 。

2.1.2　剪切破坏标准

目前对于动载作用下钢筋混凝土构件的剪切破坏机理尚不太清楚,故假定钢筋混凝土梁的动力剪切屈服模式能够由以前所研究的静力剪切屈服模式通过考虑构件的应变速率效应而获得。本文采用Hawkins [13]模型,梁截面的极限剪力值为:

V u =K (8

f ′c +0.8d s f y )bh ≤0.35f ′

c hb

(17)

其中d s 为梁轴向的拉筋与压筋配筋率之和;h 为梁的高度,其它参数同前。

2.1.3　判别方法

由于爆炸脉冲荷载具有高频成分丰富,应变速率效应明显等特点,因而对钢筋混凝土梁的破坏形态在某些情况下有可能从原有的弯曲破坏转变成脆性剪切破坏,即剪切破坏先于弯曲破坏发生[1,4,5]。针对这种对于钢筋混凝土构件剪切破坏形态的普遍认识,本文将试验[11,12]中钢筋混凝土箱形结构的顶板简化为单位宽度的固支梁,将中性轴取为梁横截面(对称布筋)水平中心轴,此时完全符合梁的基本假定。然后利用前述Timoshenko 梁模型和有限差分方法,在求出构件破坏截面上的弯矩和剪力时程曲线基础上,判断哪一条时程曲线先达到其相应的极限破坏值,即表示为该种破坏形态。其主要依据是:①假定单向板能够由单位宽度的梁所代替,而对计算结果的影响很小。将平面应变问题化为平面应力问题进行处理,忽略了泊桑效应的影图1　试验简图

Fig.1　The simple testing figur e

响,应该说误差并不是很大;②脉冲荷载作用时间短,结构构件往往来不及充分变形;③钢筋混凝土结构剪切破坏属于脆性破坏,即在构件破坏时所产生的塑性变形往往都相当小。试验结果[11,12]证实了上述假定。

2.2　计算模型及参数

本文的分析对象是试验[11,12]中的几组试件,试验简图如图1。考虑到试验中构件承受的脉冲荷载作用时间短,因此忽略框架结构的整体运动和底板构件变形对顶板构件的影响,这样的简化是可行的,不会产生过大的误差

[14]

。同时忽略顶板支座的转动效应,将其视为固定边

界[15]。对于构件所承受的脉冲荷载,如图1所示,本文直接取构件顶部压力实测值,而不必考虑顶部浅埋土层对荷载的影响,并将荷载

时程曲线简化为沿梁跨均匀分布的三角形脉冲荷载,在分析试件动力响应时忽略顶部土层的影响。试件的几何尺寸、材料参数及各构件所承受的简化后的动载等参数均取自试验结果[1,5],见表1与表2。2.3　计算结果及讨论

试验中框架结构顶板破坏形态的数值预报结果与试验后的真实破坏情况的对比见表3。由表3可知,本文所提出的方法对破坏形态的预报结果与试验结果基本一致。弯曲破坏和剪切破坏情况下的构件典型的内力时程曲线见图2至图5,图中纵坐标为实际内力值除以相应的极限破坏值后的相对值。

4解　放　军　理　工　大　学　学　报第1卷

表2　荷载参数

Tab .2

　The loading parameters 组　别

试　件峰值压力(M Pa )升压时间(ms)作用时间(ms)第一组

第二组

第三组

F H 110.340.050.76F H230.300.10 1.20F H 3

17.200.050.66F H419.300.050.86DS 1-126.900.050.76DS1-233.100.070.66DS 1-320.000.050.66DS1-426.200.050.66DS 1-5

37.200.100.56DS2-149.600.050.66DS 2-244.800.100.66DS2-320.700.050.96DS 2-4

55.800.050.66DS2-537.900.100.66DS 2-6

33.10

0.05

0.76

表3　破坏形态预报结果与试验观察结果对比

Tab .3　The comparison of prediction results of f ailure

modes with experimental observat ion 组　别

试　件 试验观察 数值预报 第一组

第二组

第三组

F H1弯　坏弯　坏F H 2弯剪破坏剪　坏F H3弯　坏弯　坏F H 4

弯　坏弯　坏DS1-1剪　坏剪　坏DS1-2剪　坏剪　坏DS1-3剪　坏剪　坏DS1-4剪　坏剪　坏DS1-5剪　坏剪　坏DS2-1

剪　坏剪　坏DS2-2剪　坏剪　坏DS2-3剪　坏剪　坏DS2-4剪　坏剪　坏DS2-5剪　坏剪　坏DS 2-6

剪　坏

剪　

坏

图2　试件D S1-1的破坏形态判定图(剪坏) 图3　试件FH1的破坏形态判定图(弯坏)Fig.2　T he failure mo des predictio n fig ure Fig.3　T he failure modes predictio n fig-o f case DS1-1

ur e of case

FH1

图4　试件DS2-1的破坏形态判定图(剪坏) 图5　试件F H4的破坏形态判定图(弯坏)Fig.4　Th e failur e modes predictio n figur e Fig.5　The failur e modes pr edictio n

o f ca se DS 2-1

fig ure o f ca se F H 4

5

第6期

吴平安等:脉冲荷载作用下钢筋砼梁破坏形态分析

3　结　论

本文以弹性Timoshenko 梁理论为基本框架,并采取有限差分解法,对几组脉冲荷载作用下钢筋混凝土框架顶板的破坏形态进行了分析,数值预报结果与试验后观察完全一致。由此可见,本文所提出的方法是可以准确分析预报脉冲荷载作用下钢筋混凝土结构的弯曲和剪切破坏形态,具有一定的工程实用价值。参考文献:

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(责任编辑:熊　云

)

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6解　放　军　理　工　大　学　学　报第1卷

荷载试验方案

荷载试验方案

目录 一、荷载试验概述 (1) 1.1 桥梁概况 (1) 1.2 主要技术指标 (1) 1.3 试验目的 (1) 1.4 试验依据 (2) 1.5 试验荷载 (2) 1.6 加载原则 (3) 1.7 荷载试验结果分析的原则 (4) 1.8 试验加载程序 (5) 1.9 各工况试验车辆载位布置原则和方法 (6) 二、桥梁静载试验 (7) 2.1控制截面和试验工况 (7) 2.1.1控制截面 (7) 2.1.2试验工况 (7) 2.1.3载位布置 (8) 2.2桥梁外观检查与裂纹观测 (10) 2.3 挠度测量 (10) 2.4 应变测量 (10) 2.5 温度观测 (11) 三、桥梁动载试验 (12) 3.1无障碍行车试验 (12) 3.2有障碍行车试验 (12) 3.3制动试验 (12) 3.4动载试验分析工具 (13) 四、试验检测人员 (14) 五、试验仪器 (15)

一、荷载试验概述 1.1 桥梁概况 本桥设计为上下分幅，主梁为（30+50+30）m变高度预应力混凝土连续箱梁，采用C50混凝土，单箱双室直腹板结构。中支点梁高3m，跨中梁高1.7m，梁高按圆曲线变化。 1.2 主要技术指标 ?道路等级：一级公路（兼具城市主干道）； ?设计荷载：公路-I级； ?设计速度：60km/h； ?桥面宽度：双向八车道+双侧人行道+双侧非机动车道，总宽 44.5m； ?设计洪水频率：1/100； ?地震动参数：地震动峰值加速度0.05g，反应谱特征周期0.35s； ?通航等级：Ⅶ级； ?最小纵坡：0.3%； ?竖曲线最小半径：5000m； 1.3 试验目的 在工程交、竣工前应该进行桥梁的动静载试验，其主要目的是： 1）检验桥跨结构的实际承载能力、结构变形及抗裂性标准是否满足有关技术规要求，并结合理论计算分析结果，科学评定桥梁结构目前的技术状态是否满足设计要求，能否交付正常使用；

单桩竖向承载力特征值计算方法

单桩竖向承载力特征值按《建筑桩基技术规范》JGJ94 -2008第5.2.2条公式5.2.2计算： R a=Q uk/K 式中： R a——单桩竖向承载力特征值； Q uk——单桩竖向极限承载力标准值； K——安全系数，取K=2。 1. 一般桩的经验参数法 此方法适用于除预制混凝土管桩以外的单桩。 按JGJ94-2008规范中第5.3.5条公式5.3.5计算： 式中： Q sk——总极限侧阻力标准值； Q pk——总极限端阻力标准值； u——桩身周长； l i——桩周第i 层土的厚度； A p——桩端面积； q sik——桩侧第i 层土的极限侧阻力标准值；参考JGJ94-2008规范表5.3.5-1取值，用户需在地质资料土层参数中设置此值；对于端承桩取q sik=0； q pk——极限端阻力标准值，参考JGJ94-2008规范表5.3.5- 2取值，用户需在地质资料土层参数中设置此值；对于摩擦桩取q pk=0； 2. 大直径人工挖孔桩（d≥800mm）单桩竖向极限承载力标准值的计算 此方法适用于大直径（d≥800mm）非预制混凝土管桩的单桩。按JGJ94-2008规范第5.3.6条公式5.3.6 计算： 式中： Q sk——总极限侧阻力标准值； Q pk——总极限端阻力标准值； q sik——桩侧第i层土的极限侧阻力标准值，可按JGJ94-2008规范中表5.3.5-1取值，用户 需 1取值，用户需在地质资料土层参数中设置此值；对于扩底桩变截面以上2d范围不计侧阻力；对于端承桩取q sik=0； q pk——桩径为800mm极限端阻力标准值，可按JGJ94-2008规范中表5.3.6- 1取值；用户需在地质资料土层参数中设置此值；对于摩擦桩取qpk=0； ψsi，ψp——大直径桩侧阻、端阻尺寸效应系数，按JGJ94-2008表5.3.6-2取值；

风荷载标准值

For personal use only in study and research; not for commercial use For personal use only in study and research; not for commercial use 风荷载标准值 关于风荷载计算 风荷载是高层建筑主要侧向荷载之一，结构抗风分析（包括荷载，内力，位移，加速度等）是高层建筑设计计算的重要因素。 脉动风和稳定风 风荷载在建筑物表面是不均匀的，它具有静力作用（长周期哦部分）和动力作用（短周期部分）的双重特点，静力作用成为稳定风，动力部分就是我们经常接触的脉动风。脉动风的作用就是引起高层建筑的振动（简称风振）。 以顺风向这一单一角度来分析风载，我们又常常称静力稳定风为平均风，称动力脉动风为阵风。平均风对结构的作用相当于静力，只要知道平均风的数值，就可以按结构力学的方法来计算构件内力。阵风对结构的作用是动力的，结构在脉动风的作用下将产生风振。 注意：不管在何种风向下，只要是在结构计算风荷载的理论当中，脉动风一定是一种随机荷载，所以分析脉动风对结构的动力作用，不能采用一般确定性的结构动力分析方法，而应以随机振动理论和概率统计法为依据。 从风振的性质看顺风向和横风向风力 顺风向风力分为平均风和阵风。平均风相当于静力，不引起振动。阵风相当于动力，引起振动但是引起的是一种随机振动。也就是说顺风向风力除了静风就是脉动风，根本就没有周期性风力会引起周期性风振，绝对没有，起码从结构计算风载的理论上顺风向的风力不存在周期性风力。 横风向，既有周期性振动又有随机振动。换句话说就是既有周期性风力又有脉动风。反映在荷载上，它可能是周期性荷载，也可能是随机性荷载，随着雷诺数的大小而定。 有的计算方法 根据现有的研究成果，风对结构作用的计算，分为以下三个不同的方面： （1）对于顺风向的平均风，采用静力计算方法 （2）对于顺风向的脉动风，或横风向脉动风，则应按随机振动理论计算 （3）对于横风向的周期性风力，或引起扭转振动的外扭矩，通常作为稳定性荷载，对结构进行动力计算

PKPM吊车荷载计算

PKPM吊车荷载计算 时间:2007-05-21 00:00来源:https://www.wendangku.net/doc/837212267.html,/s/blog 作者:admin 点击: 5814次 通常而言，这为我们结构设计提供了更先进的设计工具。这里我们来看看在软件中怎样实现这一功能。一．模型处理首先在PMCAD的建模中，在吊车荷载作用的有牛腿的楼层一般没有楼板，也要按"弹性楼板"考虑，需要增加"计算振型个数"且振型分析也应该采用"总刚模 通常而言，带吊车的结构大多是工业厂房的排架结构，近来也多用于多层工业厂房的框架，这种可移动荷载的空间整体分析在结构设计中显的越来越重要。目前有这种功能的计算软件很少，PKPM软件首先在TAT和SATWE中实现了吊车荷载的空间计算，这为我们结构设计提供了更先进的设计工具。这里我们来看看在软件中怎样实现这一功能。 一．模型处理 首先在PMCAD的建模中，由于吊车荷载作用在吊车柱的牛腿上，因此在牛腿处应该增设一个标准楼层，并且在沿吊车轨迹方向应定义布置框架梁，如吊车柱在吊车运行轨迹方向没有框架梁，也应把吊车梁作为两端铰接梁输入（如图一），吊车荷载的移动顺序是通过轨迹上的梁所确定的，这是吊车运行轨迹方向必须布置梁的原因。当吊车柱之间设有交叉支撑时，必须考虑支撑的作用，这样在吊车柱的设计中，可适当减少吊车柱在支撑布置方向的长度系数。 此外，在吊车荷载作用的有牛腿的楼层一般没有楼板，所以应考虑该层的节点为"弹性节点"，即不受刚性楼板假定的制约。即使是多层工业厂房，在吊车柱的外边有楼板，也要按"弹性楼板"考虑，或者不考虑楼板的存在和作用，这样可以比较安全地求出水平刹车力对上下梁的影响。同时由于设置了多个"弹性节点"后，结构的固有自由度增加，需要增加"计算振型个数"且振型分析也应该采用"总刚模型"分析方法。 这样我们就可以在高层版SATWE"特殊构件补充定义"或高层版TAT"特殊荷载查看和定义"中选择"吊车荷载"定义并布置。软件要求根据吊车的形式，给出最大轮压对柱的作用及最小轮压对柱的作用，这是一个综合的作用反力，它是需要通过对吊车梁、柱的影响线分析才能得到的（如果觉得手工计算烦琐，可利用STS 软件中"吊车定义"菜单功能由程序计算。季深PS:最大轮压及最小轮压应该由吊车厂家提供）。不论该吊车运行轨道上有几部吊车，均按此方式给出。位于一对轨道内的吊车荷载称为第一组吊车荷载（不论该对轨道内有几部吊车），第二对吊车轨道则可以定义为第二组吊车荷载等等。 二．结构计算在计算控制参数中需要将"吊车荷载计算"选项打钩。 （转载自https://www.wendangku.net/doc/837212267.html,/9529027_d.html

适筋梁受弯破坏试验设计方案

适筋梁受弯破坏试验设计方案 一、 试验目的： （1） 通过实践掌握试件的设计、实验结果整理的方法。 （2） 加深对混凝土基本构建受力性能的理解。 （3） 更直观的了解适筋梁受弯破坏形态及裂缝发展情况。 （4） 验证适筋梁破坏过程中的平截面假定。 （5） 对比实验值与计算理论值，从而更好地掌握设计的原理。 二、 试件设计： （1）试件设计的依据 根据梁正截面受压区相对高度ξ和界限受压区相对高度b ξ的比较可以判断出受弯构件的类型：当b ξξ≤时，为适筋梁；当b ξξ>时，为超筋梁。界限受压区相对高度 b ξ可按下式计算： b y s 0.8 10.0033f E ξ= + 在设计时，如果考虑配筋率，则需要确保1αρρξ≤=c b b y f f 其中在进行受弯试件梁设计时， y f 、s E 分别取《混凝土结构设计规范》规定的 钢筋受拉强度标准值和弹性模量；进行受弯试件梁加载设计时，y f 、s E 分别取钢筋试件试验得到钢筋受拉屈服强度标准值和弹性模量。 同时，为了防止出现少筋破坏，需要控制梁受拉钢筋配筋率ρ大于适筋构件的最小配筋率min ρ，其中min ρ可按下式计算： t min y 0.45 f f ρ= （2）试件的主要参数 ①试件尺寸（矩形截面）：b ×h ×l ＝180×250×2200mm ； ②混凝土强度等级：C35； ③纵向受拉钢筋的种类：HRB400； ④箍筋的种类：HPB300（纯弯段无箍筋）； ⑤纵向钢筋混凝土保护层厚度：25mm ； 综上所述，试件的配筋情况见图3和表1：

图3 梁受弯实验试件配筋 表1 试件 编号 试件特征 配筋情况 预估荷载P (kN) ① ② ③ P cr P y P u MLA 适筋梁 416 2φ10 φ8@50( 2) 32.729 147.266 163.629 说明：预估荷载按照《混凝土结构设计规范》给定的材料强度标准值计算，未计试件梁和分配梁的自重。 三、 试验装置： 图1为本方案进行梁受弯性能试验采用的加载装置，加载设备为千斤顶。采用两点集中力加载，以便于在跨中形成纯弯段。并且由千斤顶及反力梁施加压力，分配梁分配荷载，压力传感器测定荷载值。 梁受弯性能试验中，采用三分点加载方案，取2200L mm =，100a mm =，700b mm =，600c mm =。 图2.a 为加载简图，此时千斤顶加力为P ，经过分配梁后，可视为两个大小为/2P 的集中荷载分别作用于图示位置。 图2.b 为荷载作用下的弯矩图。由此图可知，纯弯段的弯矩最大，0.35M P =. 图2.c 为荷载作用下的剪力图。 1—试验梁；2—滚动铰支座；3—固定铰支座；4—支墩；5—分配梁滚动铰支座； 6—分配梁滚动铰支座；7—集中力下的垫板；8—分配梁；9—反力梁及龙门架；10—千斤顶； 图1 梁受弯试验装置图

单桩竖向极限承载力和抗拔承载力计算书

塔吊基础计算书 一、计算参数如下： 非工作状态工作状态 基础所受的水平力H：66.2KN 22.5KN 基础所受的竖向力P：434KN 513KN 基础所受的倾覆力矩M：1683KN.m 1211KN.m 基础所受的扭矩Mk：0 67KN.m 取塔吊基础的最大荷载进行计算,即 F =513KN M =1683KN.m 二、钻孔灌注桩单桩承受荷载： 根据公式: （注：n为桩根数,a为塔身宽） 带入数据得 单桩最大压力: Qik压＝872.04KN 单桩最大拔力：Qik拔＝-615.54KN 三、钻孔灌注桩承载力计算 1、土层分布情况： 层号 土层名称 土层厚度（m） 侧阻qsia（Kpa） 端阻qpa（Kpa） 抗拔系数λi 4 粉质粘土 0.95 22 / 0.75 5 粉质粘土 4.6 13 / 0.75 7 粉质粘土 5.6 16 /

0.75 8-1 砾砂 7.3 38 1000 0.6 8-2 粉质粘土 8.9 25 500 0.75 8-3 粗砂 4.68 30 600 0.6 8-4a 粉质粘土 4.05 32 750 0.75 桩顶标高取至基坑底标高，取至场地下10m处，从4号土层开始。 2、单桩极限承载力标准值计算： 钻孔灌注桩直径取Ф800，试取桩长为30.0 米，进入8-3层 根据《建筑地基基础设计规范》（GB50007－2002）8.5.5条： 单桩竖向承载力特征值计算公式： 式中：Ra---单桩竖向承载力特征值； qpa,qsia---桩端端阻力，桩侧阻力特征值； Ap---桩底端横截面面积； up---桩身周边长度； li---第i层岩土层的厚度。 经计算：Ra=0.5024×600+2.512×（22×0.95+13×4.6+16×5.6+38×7.3+25×8.9+30×2.65）＝2184.69KN>872.04KN满足要求。 单桩竖向抗拔承载力特征值计算公式： 式中：Ra，---单桩竖向承载力特征值； λi---桩周i层土抗拔承载力系数； Gpk ---单桩自重标准值（扣除地下水浮力） 经计算：Ra，＝2.512×（22×0.95×0.75+13×4.6×0.75+16×5.6×0.75+38×7.3×0.6+25

第二部分 风荷载计算

第二部分 风荷载计算 一：风荷载作用下框架的弯矩计算 （1）风荷载标准值计算公式：0k z s z W w βμμ=??? 其中k W 为垂直于建筑物单位面积上的风荷载标准值 z β为z 高度上的风振系数，取 1.00z β= z μ为z 高度处的风压高度变化系数 s μ为风荷载体型系数，取 1.30s μ= 0w 为攀枝花基本风压，取00.40w = 该多层办公楼建筑物属于C 类，位于密集建筑群的攀枝花市区。 （2）确定各系数数值 因结构高度19.830H m m =<，高宽比19.8 1.375 1.514.4 H B ==<，应采用风振 系数z β来考虑风压脉动的影响。该建筑物结构平面为矩形， 1.30s μ=，由《建筑结构荷载规范》第3.7查表得0.8s μ=（迎风面）0.5s μ=-（背风面），风压高度变化系数z μ可根据各楼层标高处的高度确定，由表4-4查得标准高度处的z μ值，再用线性插值法求得所求各楼层高度的z μ值。 （3）计算各楼层标高处的风荷载z q 。攀枝花基本风压取00.40/w KN mm =，取②轴横向框架梁，其负荷宽度为7.2m,由0k z s z W w βμμ=???得沿房屋高度分布风荷载标准值。 7.20.4 2.88z z s z z s z q βμμβμμ=?=，根据各楼层标高处的高度i H ，查得z μ代入上式，可得各楼层标高处的()q z 见表。其中1()q z 为迎风面，2()q z 背风面。 风正压力计算： 7. 1() 2.88 2.88 1.00 1.300.790.8 2.370/z s z q z KN m βμμ==????= 6. 1() 2.88 2.88 1.00 1.300.770.8 2.306/z s z q z KN m βμμ==????= 5. 1() 2.88 2.88 1.00 1.300.740.8 2.216/z s z q z KN m βμμ==????= 4. 1() 2.88 2.88 1.00 1.300.740.8 2.216/z s z q z KN m βμμ==????= 3. 1() 2.88 2.88 1.00 1.300.740.8 2.216/z s z q z KN m βμμ==????= 2. 1() 2.88 2.88 1.00 1.300.740.8 2.216/z s z q z KN m βμμ==????= 1. 1() 2.88 2.880.00 1.300.740.80.000/z s z q z KN m βμμ==????= 风负压力计算： 7. 2() 2.88 2.88 1.00 1.300.790.5 1.480/z s z q z KN m βμμ==????= 6. 2() 2.88 2.88 1.00 1.300.770.5 1.441/z s z q z KN m βμμ==????= 5. 2() 2.88 2.88 1.00 1.300.740.5 1.385/z s z q z KN m βμμ==????= 4. 2() 2.88 2.88 1.00 1.300.740.5 1.385/z s z q z KN m βμμ==????= 3. 2() 2.88 2.88 1.00 1.300.740.5 1.385/z s z q z KN m βμμ==????=

桥梁荷载试验方案

附件一：参考试验方案 吉祥路中桥荷载试验方案 一、桥梁概述 吉祥路中桥为1×25m正交预应力混凝土简支小箱梁桥。桥宽28m，横断面布置：6.75m （人行道）+14.5m（机动车道）+6.75m（人行道），横断面布置如图1所示，全桥共21片小箱梁。设计荷载：城—A级。 图1 桥梁上部横断面布置图（尺寸单位：cm） 二、荷载试验 （一）试验目的及试验依据 1、试验目的 1）检验该桥整体结构的质量和结构的可靠性； 2）判断桥跨结构在试验荷载作用下的实际受力状态和工作状态，评价结构的力学特性和工作性能，检验结构的承载能力是否能满足设计标准： 3）通过动荷载试验以及结构固有模态参数的实桥测试，了解桥跨结构的动力特性，以及各控制部位在使用荷载下的动力性能； 4）进行梁的强度、刚度及承载能力评估。 2、试验依据：

1）《公路旧桥承载能力鉴定方法》（以下简称《方法》）； 2）《城市桥梁设计荷载标准》（CJJ 77-98）； 3）《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60-2004）； 3）《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62-2004）； 4）吉祥路中桥施工图 （二）试验内容 1、试验部位 1）动载试验：试验项目为跑车、刹车和跳车。 2）静载试验：左辐和右幅主梁跨中最大弯矩加载。 2、主要试验设备 1）变形检测设备 精密水准仪（瑞士徕卡）二套，最小读数0.01mm ，精度0.4mm/km 2）应变检测设备 JMZX-2001综合测试仪（长沙金码高科）一套，精度为1με 3）动载试验设备 INV306动态数据采集处理系统一套（东方振动研究所） （三）结构理论分析原理及试验加载方案 1、 结构理论分析原理 吉祥路中桥，为1×25m 正交预应力混凝土简支空心板桥。桥横断面由21片小箱梁组成，4车道。 动载试验求动力增大系数时，将荷载布设在第2车道，求解第3车道拾振器处的静载理论挠度值f st 。根据实测动挠度幅值1y f ?，计算动力增大系数：1＋μ＝1＋1y f ?/f st 设计荷载：用铰接板梁法计算跨中荷载横向分布系数，利用试验断面的弯矩影响线进行

单桩竖向极限承载力

1、单桩的竖向极限承载力标准值的基本概念 单桩的竖向极限承载力标准值是基桩承载力的最基本参数，其他如特征值、设计值都是根据竖向极限承载力标准值计算出来的。新旧桩基规范对单桩的竖向极限承载力标准值的定义是一致的，是指单桩在竖向荷载作用下达到破坏状态前或出现不适合继续承载的变形时所对应的最大荷载，它取决于对桩的支承阻力和桩身材料强度。 对单桩竖向极限承载力的影响，一方面是可以人为控制的，包括桩的类型、材料、截面尺寸、入土深度、桩端进入持力层深度、成桩后休止时间以及成桩施工方法等；另一方面由桩端、桩侧土的性质决定，体现为土的极限侧阻力和极限端阻力，是决定承载力的基本因素，但其发挥受一方面因素的影响。 《建筑地基基础设计规范》GB50007-2002和《建筑基桩检测技术规范》均规定了单桩竖向极限承载力标准值确定方法，一般根据以下几点综合分析确定： （1）根据沉降随荷载变化的特征确定：对于陡降型Q-S曲线，取其发生明显陡降的起始点对应的荷载值。 （2）根据沉降随时间变化的特征确定：取s-lgt曲线尾部出现明显向下弯曲的前一级荷载值。 （3）某级荷载作用下，桩顶沉降量大于前一级荷载作用下沉降量的5倍，或桩顶沉降量大于前一级荷载作用下沉降量的2倍，且经24h尚未达到相对稳定标准，或已达到设计要求的最大加载量，取前一级荷载值。 （4）对于缓变型Q-S曲线可根据沉降量确定，宜取s=40mm对应的荷载值；当桩长大于40mm时，宜考虑桩身弹性压缩量；对直径大于或等于800mm的桩，可取s=0.05D（D为桩端直径）对应的荷载值。 对于单桩竖向抗压极限承载力标准值应明确以下几个概念： （1）它是实测值统计的结果； （2）根据规范公式计算的极限承载力标准值为设定极限承载力标准值，实际值应由实测值最后确定； （3）一些工程中，桩的检测没有达到极限承载力，而是根据规范公式计算出的设定值进行检测设计，达到设定值即终止检测，，而没有真正得到桩的极限承载力标准值，造成一定程度的浪费。 2、桩侧阻力和端阻力经验参数的调整背景 2.1 单桩侧阻力和端阻力经验参数的本质

单梁静载试验方案说明

兴赣高速预制梁（板） 静载试验方案 江西省交通工程质量检测中心 二零一五年七月 专业资料值得拥有

兴赣高速梁(板)静载试验初步方案 一、试验目的和内容 静载试验是对桥梁结构工作状态进行直接测试的一种鉴定手段。梁结构在试验荷载作用下，通过测试结构的静应变、静挠度，藉以判断桥梁结构的工作状态和受力性能。 本次试验的目的主要是对预制梁板在使用荷载下的受力性能进行测试，了解单梁的实际受力性能，从而积累科学技术资料，为设计提供试验资料。 二、试验技术标准和依据 1、《大跨径混凝土桥梁的试验方法》（经1982年10月在柏林举行的专题第五次专家会议通过），交通部公路科学研究所、交通部公路局技术处、交通部公路规划设计院，1982年10月，北京（以下简称《试验方法》）； 2、《公路工程质量检验评定标准》JTG F80/1-2004； 3、《公路桥涵设计通用规范》 JTG D60-2004； 4、《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 JTG D62-2004； 5、《公路桥涵设计规范汇编》2001年版人民交通出版社（以下简称《规范》）； 6、《公路桥梁承载能力检测评定规程》 JTG/T21-2011； 7、《桥梁工程检测手册》人民交通出版社。 8、设计施工图纸。 三、测试项目和测点布置 1、测试跨中应变：测试跨中应变能较好地反映设计和施工质量情况，预应力梁以砼应变为主，在梁跨中梁底截面布置2个应变测点，跨中腹板沿梁高布置3个应变测点（小箱梁两侧均需布置），共布置5个应变测点（小箱梁8个测点）。

2、测试跨中挠度：满足正常使用对结构的刚度要求，体现在跨中挠度应小于设计计算值或规范规定的允许值,梁跨中布置二个挠度测点。 3、测试支座变形（沉陷）：测定支座沉陷量是消除其对跨中挠度的影响,两端支座处分别布置二个测点检测支座变形（沉陷）。 4、测定残余值：试验荷载卸载后，测定梁挠度值、应变值与卸载后相对应的残余值比值，利于梁结构试验结果评定。 5、裂缝观测:试验前和试验过程中，对梁结构是否已出现裂缝进行观测，以了解梁施工质量和利于试验数据分析。 预制梁测点布置见图一。 主梁立面测点布置图 挠度测点 应变测点 支座截面 小箱梁横截面测点布置图 支点截面Ⅰ- 百分表测点支点截面Ⅰ-Ⅰ截面 应变测点百分表测点 T梁横截面测点布置图 图一测点布置示意图

承载力极限值、标准值、特征值与设计值的区别

单桩极限承载力标准值、承载力设计值、特征值单桩承载力设计值：=单桩极限承载力标准值/ 抗力分项系数（一般1.65左右）单桩承载力特征值：=静载试验确定的单桩极限承载力标准值/ 安全系数2 94桩基规范中单桩承载力有两个：单桩极限承载力标准值和单桩承载力设计值。单桩极限承载力标准值由载荷试验（破坏试验）或按94规范估算（端阻、侧阻均取极限承载力标准值），该值除以抗力分项系数（1.65、1.7，不同桩形系数稍有差别）为单桩承载力设计值，确定桩数时荷载取设计值（荷载效应基本组合），荷载设计值一般为荷载标准值（荷载效应标准组合）的1.25倍，这样荷载放大1.25倍，承载力极限值缩小1.65倍，实际上桩安全度还是2（，为了荷载与设计值对应，引入了单桩承载力设计值，在确保桩基安全度不低于2的前提下，规定桩抗力分项系数取1.65左右。所以，单桩承载力设计值是在当时特定情况下（所有规范荷载均取设计值），人为设定的指标，并没有实际意义。 02规范中地基、桩基承载力均为特征值，该值为承载力极限值的1/2（安全度为2），对应荷载标准值。同一桩基设计，分别执行两本规范，结果应该是一样的。 单桩承载力特征值×1.25=单桩承载力设计值； 单桩承载力特征值×2=单桩承载力极限值； 单桩承载力设计值×1.6=单桩承载力极限值。 “单桩承载力设计值”与“单桩承载力特征值”是两个时代的两个单桩承载力指标，没有可比性。犹如关公和秦琼。 当代的工程师忘了“单桩承载力设计值”这个没有意义的概念吧。 承载力特征值 在地基设计里，大多采用特征值，而不是设计值或标准值。实际上，这里的，同时具备了设计值和的含义。地基承载力特征值，指由载荷试验测定的地基土压力变形曲线线性变形内规定的变形所对应的压力值，其最大值为比例界限值。[1]

T梁静载试验方案

XXX桥梁工程 T梁静载试验方案 北京市建设工程质量第二检测所有限责任公司 二○一三年三月

XXX桥梁工程 T梁静载试验方案 编制： 审核： 批准： 北京市建设工程质量第二检测所有限责任公司 二○一三年三月

目录 1 概况 (1) 2 检测依据 (1) 3 试验方案 (2) 3.1加载方案 (2) 3.2试验控制参数 (2) 3.3试验程序 (2) 3.4量测方案 (3) 3.4.1变形量测 (3) 3.4.2 裂缝观测 (3) 3.5试验终止条件 (3) 3.6相对残余变形评定标准 (4) 4安全保证措施 (4) 4.1移梁就位 (4) 4.2试验加载 (4) 4.3防护措施 (4)

1 概况 XXX桥梁工程编号为中1号T梁，设计长度为32.88m，计算跨径为32.08m，梁高2.0m，宽度1.2m。混凝土设计强度等级为C50。中1号梁预应力混凝土T 梁结构尺寸和断面尺寸分别见图1-1和图1-2。 图1-1 中1预应力混凝土T梁(单位：cm) 图1-2 中1预应力混凝土T梁（单位：cm） 2 检测依据 本次检测主要遵循的规范、依据如下： 《混凝土结构试验方法标准》（GB 50152-92）； 设计方对试验的要求。

3 试验方案 3.1加载方案 静载试验在反力架试验台上进行，加载装置采用油压千斤顶分配梁（梁长4.0m，梁重18kN），以两点静荷载方式进行加载。（如图3.1） 横梁 传感器 千斤顶 分配梁 试验梁 传力框架 图3.1 试验加载装置图 3.2试验控制参数 由委托单位提供以下试验参数和要求： 中1预制T梁跨中试验控制弯矩M=4578kN·m。根据内力等效原则确定试验荷载最大加载量P为652.0kN（已包含分配梁重量18kN）。 图3.2 中1预应力混凝土T梁加载示意图(单位：cm) 3.3试验程序 为了使各部件良好接触，首先取标准荷载值的40%对试验梁进行预载。 标准试验荷载共分五级，逐级进行加载。每级加载完成后，持续10min位移稳定后再加下一级荷载。在持续时间内，记录挠度值并观测裂缝的出现和开展程度。达到试验荷载总加载量并持荷30min后记录挠度和裂缝出现、开展情况，然后进行卸载，卸载归零后45分钟记录残余变形。

风荷载标准值

风荷载标准值 关于风荷载计算 风荷载是高层建筑主要侧向荷载之一，结构抗风分析（包括荷载，力，位移，加速度等）是高层建筑设计 计算的重要因素。 脉动风和稳定风 风荷载在建筑物表面是不均匀的，它具有静力作用（长周期哦部分）和动力作用（短周期部分）的双重特 点，静力作用成为稳定风，动力部分就是我们经常接触的脉动风。脉动风的作用就是引起高层建筑的振动 （简称风振）。 以顺风向这一单一角度来分析风载，我们又常常称静力稳定风为平均风，称动力脉动风为阵风。平均风对 结构的作用相当于静力，只要知道平均风的数值，就可以按结构力学的方法来计算构件力。阵风对结构的 作用是动力的，结构在脉动风的作用下将产生风振。 注意：不管在何种风向下，只要是在结构计算风荷载的理论当中，脉动风一定是一种随机荷载，所以分析 脉动风对结构的动力作用，不能采用一般确定性的结构动力分析方法，而应以随机振动理论和概率统计法 为依据。 从风振的性质看顺风向和横风向风力 顺风向风力分为平均风和阵风。平均风相当于静力，不引起振动。阵风相当于动力，引起振动但是引 起的是一种随机振动。也就是说顺风向风力除了静风就是脉动风，根本就没有周期性风力会引起周期性风 振，绝对没有，起码从结构计算风载的理论上顺风向的风力不存在周期性风力。 横风向，既有周期性振动又有随机振动。换句话说就是既有周期性风力又有脉动风。反映在荷载上，它可能是周期性荷载，也可能是随机性荷载，随着雷诺数的大小而定。 有的计算方法 根据现有的研究成果，风对结构作用的计算，分为以下三个不同的方面： （1）对于顺风向的平均风，采用静力计算方法 （2）对于顺风向的脉动风，或横风向脉动风，则应按随机振动理论计算 （3）对于横风向的周期性风力，或引起扭转振动的外扭矩，通常作为稳定性荷载，对结构进行动力计算 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

吊车梁最大弯矩点计算

吊车梁最大弯矩点 内力计算 1．计算吊车梁的内力时，由于吊车荷载为动力荷载，首先应确定求各内力所需吊车荷载的最不利位置，再按此求梁的最大弯矩及其相应的剪力、支座最大剪力，以及横向水平荷载作用下在水平方向所产生的最大弯矩M T（当为制动梁时）或在吊车梁上翼缘的产生的局部弯矩M H（当为制动桁架时）。 2．常用简支吊车梁，当吊车荷载作用时，其最不利的荷载位置、最大剪矩和剪力，可按下列情况确定： (2)两个轮子作用于梁上时（图8-4） 最大弯矩点（C）的位置为：a2= a1/4最大弯矩为：（8-6） 最大弯矩处的相应剪力为：（8-7） (2)三个轮子作用于梁上时（图8-5） 最大弯矩点（C）的位置为：最大弯矩为：（8-8） 最大弯矩处的相应剪力为：（8-9） (3)四个轮子作用于梁上时（图8-6） 最大弯矩点（C）的位置为： 最大弯矩为：（8-10）

最大弯矩处的相应剪力为：（8-11） 当时 最大弯矩及其相应剪力均与公式（8-10）及公式（8-11）相同，但公式中的应用代入 （4）六个轮子作用于梁上时（图8-7）： 最大弯矩点（C）的位置为： 最大弯矩为：（8-12） 最大弯矩处的相应剪力为：（8-13） 当及时，最大弯矩点（C点）的位置为： 其最大弯矩及相应剪力均与公式（8-12）及公式（8-13）相同，但公式中的应用代入 （5）最大剪力应在梁端支座处。因此，吊车竖向荷载应尽可能靠近该支座布置（图8-4b）至图8-7b），并按下式计算支座最大剪力： (8-14) 式中n—作用于梁上的吊车竖向荷载数。

选择吊车梁截面时所用的最大弯矩和支座最大剪力，可用吊车竖向荷载作用下所产生的最大弯矩和支座最大剪力乘以表8-2的（为考虑吊车梁等自重的影响系数）值，即 (8-15) (8-16) 3.吊车横向水平荷载作用下，在水平方向所产生的最大弯矩，可根据图8-4（a）至图8-7(a)所示荷载位置采用下列公式计算： 当为轻、中工作制（A1-A5）吊车梁的制动梁时，(8-17) 当为重级或特重级工作制（A6-A8）吊车梁的制动梁时，(8-18) （2）吊车横向水平荷载作用下制动桁架在吊车梁翼缘所产生的局部弯矩可近似地按下列公式计算（图8-8）： 当为起重量Q≥75t的轻、中级工作制吊车的制动桁架时 (8-19) 当为起重量Q≥75t的重级工作制（特重级不受起重量限制）吊车的制动桁架时 (8-20) 当为起重量Q≤50t的轻、中级工作制吊车的制动桁架时 (8-21) 当为起重量Q≤50t的重级工作制（特重级不受起重量限制）吊车的制动桁架时 (8-22)

管桩桩身的竖向极限承载力标准值设计值与特征值的关系

管桩桩身的竖向极限承载力标准值设计值与特 征值的关系 标准化管理处编码[BBX968T-XBB8968-NNJ668-MM9N]

管桩桩身的竖向极限承载力标准值、设计值 与特征值的关系 （一）、计算公式： 管桩桩身的竖向极限承载力标准值Qpk、桩身竖向承载力设计值Rp与单桩竖向承载力最大特征值Ra的计算： 1、管桩桩身竖向承载力设计值Rp的确定： 根据03SG409《预应力混凝土管桩》国家标准图集中的说明第6.2.5条的计算式可以计算出桩身竖向承载力设计值Rp：Rp=AfcΨc。式中Rp—管桩桩身竖向承载力设计值KN；A—管桩桩身横截面积mm2； fc—混凝土轴心抗压强度设计值MPa； Ψc—工作条件系数，取Ψc=0.70 。 2、单桩竖向承载力最大特征值Ra的确定： 根据03SG409《预应力混凝土管桩》国家标准图集中的说明第6.2.6条的计算式可以计算出单桩竖向承载力最大特征值Ra：Ra= Rp/1.35。 3、管桩桩身的竖向极限承载力标准值Qpk的确定： 第一种确定方法：根据GB50007—2002《建筑地基基础设计规范》附录中单桩竖向桩身极限承载力标准值Qpk=2 Ra。

第二种确定方法：根据以下公式计算Qpk=（0.8fck-0.6σpc）A。式中Qpk—管桩桩身的竖向极限承载力标准值KN； A—管桩桩身横截面积mm2； fck—混凝土轴心抗压强度标准值MPa；σpc—桩身截面混凝土有效预加应力。 管桩桩身的竖向极限承载力标准值Qpk相当于工程施工过程中的压桩控制力。 4、综合以上计算公式，管桩桩身的竖向极限承载力标准值Qpk、桩身竖向承载力设计值Rp与单桩竖向承载力最大特征值Ra的关系如下： Ra= Rp/1.35； Qpk=2 Ra=2 Rp/1.35约等于1.48 Rp。 （二）、举例说明： 一、例如，根据03SG409《预应力混凝土管桩》国家标准图集标准，现对PC —A500（100）的管桩分别计算管桩桩身的单桩竖向极限承载力标准值、设计值与特征值如下，以验证以上公式的正确性： 1、管桩桩身竖向承载力设计值Rp的计算： Rp=AfcΨc=125660 mm2×27.5 MPa×0.7=2419KN；03SG409《预应力混凝土管桩》中为2400 KN，基本相符。 2、单桩竖向承载力最大特征值Ra的计算： Ra= Rp/1.35=2419 KN/1.35=1792 KN。 3、管桩桩身的竖向极限承载力标准值Qpk的计算：

梁的极限荷载

梁的极限荷载 梁在横向力作用下，除了产生弯矩外，通常还产生剪力。一般来说，剪力对梁的极限荷载影响很小，可忽略不计。故，考虑梁的极限荷载前面的分析结果仍然有效。 一、静定梁的极限荷载 图（a ） 图（b ） 图（c ） L/2 L/2 图示矩形等截面简支梁，跨中受由零逐渐增加的集中荷载P 作用。在加载初期，梁的各截面均处于弹性阶段，随着荷载的增加，跨中截面的最外侧纤维先达到屈服极限σy ，该截面的弯矩达到M y ，弹性阶段结束。此时的荷载称为弹性极限荷载P y 。 由静力平衡条件可得： 4L P M y y = ，于是，L M P y y 4= 当荷载继续增加时，中间截面的塑性范围逐渐加大，最后达到极限弯矩M u ，形成塑性铰而使结构成为机构。此时，位移可任意增大，而承载力却不能增大，即，荷载达到极限P u 而使结构处于极限状态。 由静力平衡条件， 4L P M u u = ，于是，L M P u u 4= 如图（b ）所示。 极限荷载P u 与弹性极限荷载（屈服极限）P y 的比值： 5.1===αy u y u M M P P

二、超静定梁的极限荷载 超静定梁有多余约束，故在出现多个塑性铰后才丧失承载力。 例1． 图示两端固定的等截面梁AB ，其正、负弯矩的极限值都是M u ，均布荷载q 逐渐增加。求极限荷载q u ，并分析荷载q 与跨中截面C 的竖向位移ΔCV 之间的关系。 q 图（a ） L/2 L/2 ①当梁处于弹性状态时的弯矩图如下 qL 2/12 qL 2/12 图（b ） qL 2/24 ②当q 逐渐增大时，A 、B 两处的弯矩先同时达到极限M u ，此时，A 、B 、C 三处的弯矩关系仍然保持。 M u M u 图（c ） M u /2 ③当q 逐渐增大至q 1时，A 、B 两处的弯矩同时达到极限M u ，A 、B 截面已成为塑性铰， M u 不变，梁已经变为简支。此时刻梁的受力认为是两端作用M u ，承受均布荷载q 1 的简支梁，如下图。 M u M u q 1L/8 图（d ） 由于②、③两个弯矩图是一致的，故，中点的弯矩为8 2 1L q u M -=2u M ， 从而得：2 112L M q u = 由于此时刻的梁已可看作简支梁，故，求中点C 的竖向位移，可作如下的M 图 图（e ）

单梁静载试验方案

目录 一、桥梁概述 (1) 二、检测依据及技术标准 (1) 三、试验检测的目的 (2) 四、单梁静载试验 (2) 4.1试验前准备工作 (2) 4.2试验内容、要求及方法 (5) 4.3测点布置 (5) 4.4试验加载 (6) 五、单片梁试验主要仪器设备 (7) 六、人员配备 (7) 七、费用报价 ................................................................. 错误！未定义书签。附件（收费标准）： ..................................................... 错误！未定义书签。

*** 工程 空心板单片梁台座静载试验方案 一、桥梁概述 主要技术标准 桥梁设计荷载：公路I级；人群荷载：3.0KN/m2；结构安全等级：一级；桥涵设计基准期：100年；抗震设防烈度：7度。 主要材料 混凝土：空心板主梁、湿接缝等采用C50混凝土，预应力筋封端的混凝土为C40微膨胀细石混凝土，不得使用任何含有氯化物的外加剂，重力密度γ,弹性模量为3.45×104MPa；空心板桥面铺装混凝土采用C50，重= 26 0. m kN/ 力密度m γ，弹性模量为 3.25×104MPa；桥面铺装采用沥青混凝土，25 = kN/ 0. 重为密度m γ。 = 0. 24 kN/ 预应力钢绞线：预应力钢筋采用《预应力混凝土用钢绞线》（GB/T5224-2 003）标准的低松弛高强度钢绞线，其抗拉强度标准值f pk=1860Mp，抗拉设计强度f pd=1260Mp，弹性模量Ep=1.95×105MPa，松弛系数3.0 ξ，公称直径d= = 15.24mm，公称截面面积A=139mm2。 受业主委托，我中心负责以上桥梁的单片梁台座静载试验，对以上桥的梁体质量、工作状态及承载能力作出评价。 二、检测依据及技术标准 本次荷载试验依据或参考下列规范或文件进行： 1)《大跨径混凝土桥梁的试验方法》(1982)； 2)《公路桥梁承载能力检测评定规程》（JTG/T J21-2011）； 3)《混凝土结构工程施工质量验收规范》（GB 50204-2002）； 4)《城市桥梁工程施工与质量验收规范》（CJJ2-2008）；

结构在风荷载作用的研究现状浅谈

结构在风荷载作用的研究现状浅谈 摘要：为了满足建筑的经济性、安全性以及舒适性的要求，本文主要介绍了风荷载的定义记忆结构在风荷载作用下的研究现状，为设计者提供一定的参考价值。 关键词：风荷载；结构；研究现状 1、引言 风灾是自然灾害中影响较大的一种，它每年都给人类生命和财产带来巨大的损失。据估计，全球每年由于风引起的损失高达100亿美元。在结构设计特别是在高耸结构、大跨度桥梁、屋盖结构中，风荷载是一个极其重要的设计荷载。而对于高耸、高层结构和玻璃幕墙结构来说，风荷载引起的响应在总荷载中占有相当大的比重，甚至起着决定性的作用，合理的抗风设计对保障这些建筑结构的功能有重要的意义。在风力作用下，屋面常受到很大的吸力，如果自重等荷载的作用不足以抵抗吸力的作用，屋面将会被掀起而破坏。风荷载作为屋盖结构的主要外来荷载，是引起破坏的主要原因。 2、风荷载的基本概念 在工程设计中，风力常用风压来表示。根据测得的风速可以求出风压，风速是随高度、周围地貌的变化而变化的。在设计中所用的风压是基本风压。基本风压是按规定的地貌和高度所测风速经统计换算确定的。离地面越近，地面对风的摩阻也越大，风速便会减小。我国现行《建筑结构荷载规范》规定的基本风压是以10米高为标准高度。风速与地表的粗糙度有关，粗糙度越大，风能消耗也越大，平均风速便减小，我国将地表粗糙度分为A、B、C三种。风载具有很大的随机性，因而对最大风速的测试结果各年都不一样，但在结构设计中必须保证结构的安全性，也就是所用的风荷载必须具有很大的代表性和预防性。 我国目前所用的最大风速的重现期对一般结构是30年一遇;对高层建筑是50年一遇;对特别重要的结构是100年一遇。屋盖结构是房屋中的重要部分，它起着围护及承重作用。在风力的作用下，屋盖受到很大的风荷载，如果结构的自承重等荷载不足以抵抗吸力的作用，屋盖则有可能被掀起而破坏。因此在屋盖设计中，风荷载是一个比较重要的设计荷载。在实际情况下，风的方向是任意的。对一个具体结构来说，在风荷载的作用下，既有水平分力，又有竖向分力。对大多数结构，水平风力起主导作用。对屋盖结构而言，当风力沿水平方向时，其风荷载通常是垂直于屋面的，沿竖向方向的分力很大。因而对屋盖结构既得考虑水平方向的风荷载，也得考虑垂直方向的风荷载。 3、结构在风荷载作用下的研究现状 3．1我国风荷载规范的在结构中的应用研究现状

吊车荷载吊车竖向和水平荷载

吊车荷载吊车竖向和水平荷载 6.1 吊车竖向和水平荷载 6.2 多台吊车的组合 6.3 吊车荷载的动力系数 6.4 吊车荷载的组合值、频遇值及准永久值 第一章6.1 吊车竖向和水平荷载 6.1.1 吊车竖向荷载标准值，应采用吊车的最大轮压或最小轮压。 6.1.2 吊车纵向和横向水平荷载，应按下列规定采用： 1 吊车纵向水平荷载标准值，应按作用在一边轨道上所有刹车轮的最大轮压之和的10％采用；该项荷载的作用点位于刹车轮与轨道的接触点，其方向与轨道方向一致。 2 吊车横向水平荷载标准值，应取横行小车重量与额定起重量之和的百分数，并应乘以重力加速度，吊车横向水平荷载标准值的百分数应按表6.1.2采用。 3 吊车横向水平荷载应等分于桥架的两端，分别由轨道上的车轮平均传至轨道，其方向与轨道垂直，并应考虑正反两个方向的刹车情况。 注：1 悬挂吊车的水平荷载应由支撑系统承受；设计该支撑系统时，尚应考虑风荷载与悬挂吊车水平荷载的组合；

2 手动吊车及电动葫芦可不考虑水平荷载。 条文说明 6.1 吊车竖向和水平荷载 6.1.1 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。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》GB 3811-83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，在执行国家标准《起重机设计规范》GB 3811-83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。采用的工作级别是按表5与过去的工作制等级相对应的。 6.1.2 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轮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车轮最大轮压之和的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