1、會計學1 結構抗震設計課程結構抗震設計課程 圖8.1 磚煙囪震害破壞示意圖 第1頁/共135頁 磚煙囪的破壞程度與震害累積 、地基條件的影響 、破壞高度 、外形的影響等因素相關。其破壞程度可以劃分為以下五等，即： （1）完好； （2）輕微破壞：只需要略加修理或不修理就能繼續使用； （3）中等破壞：介于輕微破壞和嚴重破壞之間； （4）嚴重破壞：雖未掉頭，但必須拆除或需要特別修理才能繼續使用； （5）掉頭。 第2頁/共135頁 鋼筋混凝土煙囪的震害主要表現為裂縫（大部分為水平裂縫）、傾斜、彎曲、折斷、墜落等。磚煙囪的破壞形式與地震烈度的高低、地基場地的好壞有密切的聯系。 圖8.2 鋼筋混凝土煙囪破

2、壞形式示意圖 第3頁/共135頁 煙囪的選型及可不驗算范圍煙囪的選型及可不驗算范圍 煙囪筒身材料的選擇，應根據抗震設防烈度、場地土類別、煙囪高度和出口內徑、風荷載以及材料供應等具體情況綜合考慮決定。 對于抗震性能，鋼筋混凝土煙囪顯然比磚煙囪好。 磚砌體是脆性材料，抗震性能較差，即使配置鋼筋可以增加煙囪的抗彎、抗剪切和抗拉的能力，但其增加的程度仍然有限，這主要是由于磚砌體本身固有性能所決定的，另外在磚煙囪內由于配置豎向鋼筋而損傷了磚砌體，影響砌體強度；其次施工時，由于鋼筋細柔而容易擺動，鋼筋與砂漿之間粘結受到影響，影響兩者之間的共同工作。震害調查資料也表明，配筋煙囪在遇到強烈地震或地基場地條件較

3、差情況下，由于防震能力有限，常發生不同程度的破壞。 第4頁/共135頁 對于獨立式煙囪，當煙囪高度不超過60m，并在設防烈度6度地區建造III、IV類場地，以及在7度和8度地區建造在I、II類場地時，可采用配筋（豎向和環向）磚煙囪。磚煙囪筒身宜采用圓錐形，因為圓錐形煙囪比圓筒形和方形煙囪的穩定性和受力性能都好。 煙囪高度雖然不超過60m，但當建造在8度III、IV類場地或9度時，宜采用鋼筋混凝土煙囪。 對于煙囪高度超過60m時，一般均應采用鋼筋混凝土煙囪。如果屬于重要的煙囪，高度雖然沒有超過60m，亦宜采用鋼筋混凝土煙囪。 第5頁/共135頁 從震害調查資料得知，鋼筋混凝土煙囪的震害破壞，大多

4、數是在混凝土和鋼筋遭受到損傷和腐蝕的部位。因此，在煙囪筒身內應采取有效預防措施，盡可能地避免或減少有害氣體對筒壁材料的腐蝕和較大的溫差作用。 為了防止煙囪破壞危害人身安全和使鄰近建筑物遭到次生災害，自煙囪筒壁外邊緣到鄰近建筑物邊緣距離不宜小于810m。 第6頁/共135頁 ay f 235 ay f 235 第7頁/共135頁 第8頁/共135頁 第9頁/共135頁 圖8.11 水平地震作用煙囪計算簡圖 第10頁/共135頁 振型分解反應譜法主要步驟如下：振型分解反應譜法主要步驟如下： 第一，根據結構動力學的方法（精確法或近似法）計算出煙囪的自振特性。 第二，根據計算出的煙囪自振特性，應用反應

5、譜理論計算煙囪的各個振型下的水平地震作用。 第三，按照結構動力學的方法，進行計算各個振型水平地震作用標準值作用下的水平地震作用效應Sj（剪力和彎矩）。 第四，將各個振型水平地震作用效應Sj按照平方和的平方根方法進行組合，即得出所求地震作用效應 第11頁/共135頁 對高度不大于150m的獨立煙囪，使用該種方法計算的結果，與精確法計算結果相比較是相當接近的。對于高度在150210m的獨立煙囪，使用該法進行計算，其結果基本上也是能夠滿足設計要求的。 底部彎矩和剪力法底部彎矩和剪力法 首先計算獨立煙囪底部的彎矩和剪力。 再者，按照規定的彎矩和剪力分布圖形規律確定煙囪高度為Hi截面上的彎矩Mi，和剪力

6、Vi。 第12頁/共135頁 式中：1相應于煙囪基本周期T1的水平地震影響系數； Gk獨立煙囪恒荷載標準值； H0獨立煙囪基礎頂面至煙囪重心處的高度，一般H00.38H； H自基礎頂面算起獨立煙囪高度（m）。 煙囪底部由于水平地震作用標準值產生的彎矩： 010 HGM k 第13頁/共135頁 kc GV 10 煙囪底部由于水平地震作用標準值產生的剪力 式中c煙囪上部的剪力修正系數， 第14頁/共135頁 圖8.12 獨立煙囪水平地震作用效應分布 第15頁/共135頁 由地震的宏觀調查表明，在較高烈度地區豎向地震作用的影響是十分明顯的。國內外大量強震記錄也表明，地震除以水平運動為主外，豎向運動

7、分量約為水平運動分量的50%。在震中地區，有時豎向運動分量可能大于水平運動分量，其破壞性是很大的。 規范規定，除6度7度區的獨立煙囪可以不考慮豎向地震作用以外，對于8度、9度和10度區內的獨立煙囪，均應考慮上、下兩個方向的豎向地震作用和水平地震作用的不利組合。 豎向地震作用及其效應豎向地震作用及其效應 第16頁/共135頁 首先算出煙囪底部的總豎向地震作用標準值： F Evk = a vmax G eg 式中：a vmax豎向地震作用影響系數的最大值。8度和9度時可取avmax =0.65amax ；10度時可取a vmax =amax； G eg煙囪的等效總重力荷載，可取其重力荷載代表值的7

8、5%。 第17頁/共135頁 計算各質點mi的豎向地震作用標準值，按下式計算： EVK j jj ii Vi F HG HG F 1 式中:G j集中質點mj的重力荷載代表值； H j集中質點mj處的計算高度； G i集中質點mi處的重力荷載代表值； H i集中質點mi處的計算高度。 第18頁/共135頁 根據算出的各質點mi處的豎向地震作用F vi，便可計算出沿煙囪高度各截面的軸力效應。抗震規范建議，豎向地震作用效應的增大系數，可采用2.5。 第19頁/共135頁 M=1.3M p +1.40.2M w+M f 地震作用效應和其他荷載作用效應的組合地震作用效應和其他荷載作用效應的組合 在煙囪

9、截面設計計算中，起控制作用的是彎矩，在地震作用下煙囪的組合彎矩可按下式計算。 對于磚煙囪： M=1.3M p +1.40.2M W 對于鋼筋混凝土煙囪： 式中：M p 地震作用產生的彎矩； MW風荷載作用產生的彎矩； M f地震、風、基礎傾斜等產生的附加彎矩。 第20頁/共135頁 煙囪的地震附加彎矩煙囪的地震附加彎矩 Ehi p hfi M B GH M 2 0 35. 0 式中：M i ，M fi 高度為H i截面上的地震彎矩效應和附加彎矩效應（kNm）； Eh水平地震作用分項系數，采用 Eh =1.3； h附加彎矩高度變化系數，按圖采用； G煙囪總重力荷載標準值（不包括基礎）（kN）；

10、B p煙囪重心高度處水平截面考慮材料塑性影響的抗彎剛度（kN.m2）對于圓形煙囪 B p= p E ct r3t p考慮材料塑性影響的截面抗彎剛度折減系數，采用 p =0.2； r、t煙囪重心處截面平均半徑和筒壁厚度； E ct考慮高溫受熱影響后的混凝土彈性模量（Mpa），按現行煙囪設計規范取值。 第21頁/共135頁 地震附加彎矩高度變化系數h值 1H=100m, 2100mH=150m, 3150mH=210m, H 煙囪高度(m) Hi計算截面高度(m) 第22頁/共135頁 煙囪抗震構造措施煙囪抗震構造措施 對于磚煙囪，在材料強度等級上磚應采用不低于MU7.5，砂漿應采用不低于M5。對

11、于鋼筋混凝土煙囪，在材料強度等級上混凝土應采用不低于C20。磚煙囪的配筋應按計算確定，但配筋范圍和最低構造配筋量應大于下表中的規定。 配筋方式 6度III、IV類場地7度I、II類場地7度III、IV類場地 8度I、II類場地 配筋范圍由0.5H到頂部H30m，0.4H到頂部 豎向配筋68500-700且不少于6根610500-700且不少于6根 環向配筋85008300 注：1、宜有一般鋼筋延伸到下部；2、當砌體內有環向溫度鋼筋時，環向配筋可適當減 少；3、表中H為煙囪高度。 磚煙囪上部最小配筋率要求表 第23頁/共135頁 根據震害情況和理論分析計算，磚煙囪的配筋主要應配置在煙囪的上部，隨

12、著地震烈度的增高，配筋范圍逐漸自底部擴大，配筋率也是上大下小。 對于只要求在上部配筋的磚煙囪，應注意避免剛度的突變，配筋量應從中部向底部逐漸減少，宜有一半鋼筋延伸到下部并伸入基礎內，磚煙囪頂部應設置鋼筋混凝土圈梁，8度時在總高度2/3處亦宜加設鋼筋混凝土圈梁一道。圈梁截面高度不宜小于180mm，寬度不宜小于筒壁的2/3且不小于240mm，圈梁內縱筋不宜小于412，箍筋間距不應大于250mm。 磚筒壁內豎向鋼筋應錨入圈梁內，錨入長度應不小于15d，端部加彎鉤，豎向鋼筋和環向鋼筋的接頭在同一截面內都不應超過總根數的1/4，其搭接長度不應小于40d，鋼筋端部均應設彎鉤。 對于豎向配筋接頭，宜在搭接部

13、分全長上用鐵絲綁扎牢固，不貫通的豎向鋼筋端頭應錨入在砌體的預留孔內，并用砂漿填實。 第24頁/共135頁 磚煙囪的配筋，在構造方式上有多種作法，右圖所示為常見的幾種磚煙囪抗震構造措施和加固措施示意圖，應因地制宜，根據實際情況參考采用 。 第25頁/共135頁 圖a：磚筒壁外預先留槽，然后將豎向和環向鋼筋放入槽內，用C20細石混凝土澆灌填實。 圖b：磚筒砌體外面設置豎向扁鋼拉條和環向扁鋼箍的作法，環箍按計算配置，間距為0.5m1.5m，寬度不宜小于60mm，厚度不宜小于6mm，每圈環箍的扣環不應少于2個，且環箍長度不大于5m。環箍扣環上的連接螺栓宜采用I級鋼（A3），其凈截面面積不小于環箍截面面

14、積。為保持環箍與筒壁緊密結合，環箍在安裝時，放置在豎向扁鋼拉條的外側并施加預應力。 設置豎向拉條和環箍作法便于施工，也適用于加固措施。但對于環內鋼箍和豎向拉條應采取防腐蝕措施。 圖e：將鋼筋均勻分布在磚筒壁的磚縫內。這是一種比較有效的方法，它能使鋼筋與磚筒砌體結合為共同工作的整體，而且不再需要防腐蝕等措施，但要求有貫通的豎縫，施工不便，施工質量不易保證。 對于圓形磚煙囪，也可在磚筒壁砌體外面鋪設鋼筋網，再抹上水泥砂漿或噴注細右混凝土。這種做法也適用于加固措施。 對于方形磚煙囪，可以采用在橫向設置扁鋼箍和在四角處加設豎向角鋼的作法，見圖8.22d。這種作法要求采取防腐蝕措施。 第26頁/共135

15、頁 鋼筋混凝土煙囪與煙道的接口處，由于煙囪與煙道的動力特性不同，在接口處應設置防震縫。防震縫的寬度，當煙道高度不超過15m時，可采用50mm；當煙道高度超過15m時，6度、7度、8度和9度，相應高度每增加5m、4m、3m和2m時，加寬15mm。 第27頁/共135頁 塔架抗震設計塔架抗震設計 塔架的特點是高度和橫向尺寸之比較大，橫向荷載起主導作用。塔架是高柔結構，對風振或地震作用都是比較敏感的。 塔架按材料基本上可分為鋼筋混凝土結構和鋼結構兩種。 鋼筋混凝土塔架絕大多數是圓筒形塔身，因為圓筒體結構風阻較小，剛度較大，容易施工，比較經濟，個別電視塔因建筑藝術上要求，可能做成多邊形或其他非圓形截面

16、。 鋼結構塔架則采用空間桁架或空間剛架，截面為三邊形以上的多邊形形式，單軸對稱或雙軸對稱。構件采用鋼管、圓鋼、角鋼或其組合形式，用焊接或螺栓進行連接。 第28頁/共135頁 塔架生根于地面，計算簡圖相當于懸臂梁，如圖所示： 塔架示意圖 第29頁/共135頁 塔架在地震作用下的破壞特征與破壞形式是復雜多樣的。 對于像鋼筋混凝土筒體結構電視塔等，一般在低烈度區會產生斜裂縫或交叉裂縫，在高烈度區會產生水平裂縫、錯動、扭轉、頂部塌落等，且隨著烈度增高其產生破壞部位的高度也有所降低。 塔架的自振周期比較長，與軟弱地基的卓越周期接近，因此在軟弱地基上的塔架結構震害較重，且豎向地震對塔架的影響比較大，特別是

17、震中區或高烈度區這一影響尤為顯著。鋼結構塔架來說一般震害較輕。 第30頁/共135頁 水塔也是一種高柔構筑物，它的主要組成部分有水柜、支承和基礎，荷載作用主要集中在上部，好象一個倒擺。 水塔的支承形式，主要有磚筒壁、磚柱、鋼筋混凝土筒壁、鋼筋混凝土柱、鋼柱等等。 水塔的破壞不是發生在水柜和基礎上，而是發生在支承部分。支承震害中，磚柱和磚筒壁支承的破壞現象較為普遍。 當地震烈度為7度時，磚柱和磚筒壁支承就有破壞現象發生。 在強烈地震下，磚筒壁就會出現斷裂，甚至水柜傾倒落地。 第31頁/共135頁 磚筒壁破壞部位，一般在筒壁高度中部以下及門窗洞口處。破壞形式為斜裂縫、環形裂縫和水平錯動等等。 磚筒

18、壁支承破壞形式示意圖 磚柱支承的水塔抗震性能最差，地震破壞主要部位是在水柜底部聯系梁與磚柱接頭處，出現水平裂縫、錯動、甚至扭轉、倒塌等。 第32頁/共135頁 鋼筋混凝土支承比磚筒支承的抗震性能好，地震時嚴重破壞的實例不多。鋼筋混凝土筒壁支承比鋼筋混凝土柱支承的抗震性能為好 。 對于鋼筋混凝土柱支承，主要破壞部位在梁柱接頭處。如云南某地100t水塔，由六根高度7m，中間帶有橫向聯系粱的鋼筋混凝土柱支承，經8度地震，水柜下面橫粱下柱內出現水平裂縫，梁柱接頭出現0.1mm寬度的斜向和豎向裂縫，其裂縫示意圖如圖所示。 鋼筋混凝土柱支承裂縫示意圖 第33頁/共135頁 塔架在水平地震力作用下的計算塔架

19、在水平地震力作用下的計算 塔架可將其簡化成具有多個集中質量的多質點振動體系。 由于其結構大都為對稱結構，在受到水平地震作用時可不考慮扭轉效應，計算時分別按兩個主軸方向考慮。 塔架在水平地震作用下的計算一般可按振型分解反應譜法進行。 對于象水塔一類的塔架，可以認為地震反應以第一振型為主，且第一振型的形狀接近于倒三角形。此時用底部剪力法可滿足設計要求。 復雜的塔架結構，可以采用時程分析法。 第34頁/共135頁 抗震規范對高聳結構豎向地震作用的計算采用反應譜法，并做了適當的簡化。規范規定，對烈度8度以上地區的高聳結構，應考慮豎向地震作用，其總的豎向地震作用標準值可表示為豎向地震影響系數的最大值與等

20、效總重力荷載代表值的乘積，即： FEVK=avmax Gveq 式中:FEVK結構總的豎向地震作用標準值； avmax一豎向地震影響系數的最大值，可取為水平地震影響系數最大值的65%； Gveq結構等效總重力荷載，可取其總重力荷載代表值的75%。 第35頁/共135頁 EVK j jj ii Vi F HG HG F 1 式中: G j集中質點mj的重力荷載代表值； H j集中質點mj處的計算高度； G j集中質點mi處的重力荷載代表值； H i集中質點mi處的計算高度。 各個質點的豎向地震作用標準值如下是所示： 第36頁/共135頁 風荷載與地震作用的比較風荷載與地震作用的比較 塔架主要荷載

21、是橫向荷載，包括風荷載和地震作用。風荷載沿結構的整個高度作用，地震作用則通過地面運動加速度對結構施加影響,具有以下特點： 1、結構周期的影響 對于周期較長的高聳結構，風振的影響要大于地震作用所產生的影響。 2、結構振型的影響 風振的影響更大一些，地震作用在高度上的變化比較強烈。 第37頁/共135頁 3、結構體型和重量的影響 地震作用與結構體型無關，僅與結構重量有關。風荷載與結構的重量無太大關系，卻與結構的體型與擋風面積密切相關，是決定風振作用大小的關鍵因素之一。 4、結構高度的影響 結構的高度越高，一般周期就越長，風荷載的作用相應就更大一些。此外，由于風荷載是沿結構整個高度作用的，高度系數也

22、相應增大，這也顯著增大了風振的作用。因此高度較高的結構，相應風的作用更大一些，而低矮的結構，可能地震作用會更大些。 第38頁/共135頁 實踐表明，下列高聳結構可不做抗震計算，僅滿足抗震構造要求即可： （1）6度，任何場地的高聳結構及地基基礎。 （2）7度，I、II類場地，基本風壓=0.4kN/m2 7度，III、IV類場地，基本風壓=0.7kN/m2 8度，I、II類場地，基本風壓=0.7kN/m2； （3）小于或等于8度，I、II類場地，不帶塔樓的鋼塔架及其地基基礎。 高聳結構風振的影響一般要大于地震的影響，但是如果結構的重量較大，并且處在高烈度地區，則地震的影響可能會更強烈。同時由于豎向

23、地震對高聳結構的明顯作用，會使結構軸向力驟然增大數倍甚至出現拉應力，因此在設計高聳結構時要充分考慮風荷載和地震作用的影響，以保證結構的安全。 第39頁/共135頁 水塔的抗震計算水塔的抗震計算 水塔結構選型及可不驗算抗震范圍水塔結構選型及可不驗算抗震范圍 圓形水柜與矩形水柜相比較，無論對于承受靜水壓力還是承受動水壓力，前者都較好。在選擇水柜型式時，應首先考慮采用圓形水柜。 水塔的支承結構，當基本烈度為10度時，均應采用鋼筋混凝土水塔或鋼水塔。 即使基本烈度為8度的III、IV類場地和9度時，亦宜首先考慮采用鋼筋混凝土水塔或鋼水塔。 只有當基本烈度8度的I、II類場地和6、7度時，且水柜容積不大

24、于50m3時，才可以考慮采用磚筒壁支承的水塔。 第40頁/共135頁 磚柱支承，一般當基本烈度為6度和7度的I、II類場地，并且水柜容積不大于20m3時才允許采用。 對于在II、III、IV類場地上的柱支承水塔基礎，均應采用整片基礎或環形基礎。當采用單獨基礎時，均應設置基礎聯系梁，以加強各個單獨基礎間的整體性。 第41頁/共135頁 根據震害調查和理論分析，水柜部分一般可以不進行抗震截面強度驗算，也可不采取另外的抗震構造措施。 對于8度的III、IV類場地和9度區，支架式水塔、水柜的下環梁還應進行抗震截面強度驗算。 對于水塔的支承結構部分，屬于下述情況者均可不進行抗震截面強度驗算，但應符合構造

25、要求。其中有： 基本烈度為7度時I、II類場地的鋼筋混凝土支架，水柜容積不大于50m3，且高度不大于20m的磚筒支承水塔的筒壁，以及水柜容積不大于20m3，且高度不大于7m的磚柱支承水塔的柱和梁。以及基本烈度為7度時和8度時I、II類場地的鋼筋混凝土筒支承水塔的筒壁。 第42頁/共135頁 水塔抗震計算水塔抗震計算 在地震作用下，為確保水塔安全、不遭破壞，水塔的設防烈度宜按基本烈度采用。 水塔的抗震計算一般應考慮水柜滿載與空載兩種情況。 對于支架式水塔，以及平面為多角形的水塔，均應分別按正向和對角線向兩個主軸方向進行驗算。 當設防烈度為7度時，水塔抗震計算可以只考慮水平方向的地震作用。 當設防

26、烈度為8度、9度和10度時，應按水平地震作用和豎向地震作用同時作用的最不利組合情況進行驗算。 在計算地震作用時，水塔自重、設備重量和水重均取其全部，一般不考慮水柜與水柜中水的地震運動不同步的影響，即對其作用效應不再折減，這是偏于安全的。 第43頁/共135頁 水塔是高柔構筑物，在地震作用下進行分析計算時，計算簡圖可視為一豎直懸臂桿件，如圖所示。 水柜連同水柜中的水視為一整體，通常稱作頭部，頭部重量視為集中在頭部的重心處。對于支承結構的質量，根據動能等效原則，可將其折算至頭部重心處。這樣，計算簡圖便成為一單自由度體系的豎直懸臂桿件，水塔支承結構便是無質量的彈性桿件。按此單自由度體系進行分析計算的

27、結果，與按多自由度體系進行分析計算的結果相比較，一般是很接近的。顯然，頭部重量所占比例越大，就越精確。 水塔計算簡圖 第44頁/共135頁 對于支架水塔，水平地震作用標準值產生的底部地震彎矩可按下式確定： M0=a1 (Gt+mGts)H0 式中M0水平地震作用標準值在水塔底部產生的彎矩（kN.m）； a1相應于水塔基本自震周期的水平地震影響系數； Gt水柜的重力荷載代表值（kN）； Gts水塔支承結構和附屬設備平臺等的重力荷載代表值(kN)， m彎矩等效系數，等剛度支承結構可采用0.35，變剛度支承結構可適當減小，但不應小于0.25； H0水塔基礎頂面至水柜重心的高度（m）。 第45頁/共1

28、35頁 對于高度較大的磚筒壁支承和鋼筋混凝土筒壁支承的水塔，或筒壁高度與直徑之比大于3.5的水塔，宜采用振型分解反應譜法計算。水柜和水柜中的水作為一集中質點，筒壁沿高度劃分成幾個段落，簡化為多個集中質點系的問題。在抗震計算中，可只考慮基本振型一項，不進行多振型的組合。 對于豎向地震作用的計算，亦可采用前述方法。但應注意，當水塔簡化為單自由度體系時，水塔的等效總重力荷載代表值不應再有折減系數0.75，其他均相同。 對于較低的磚筒壁支承和鋼筋混凝土筒壁支承的水塔，當高度低于10m時，可采用前述的底部彎矩和剪力法進行計算。 第46頁/共135頁 至于水塔按單自由度體系計算簡圖進行分折的自振周期計算公

29、式為 ： g GG T tsmt )( 2 1 g重力加速度，為9.81m/s2； 在頭部重心處作用單位水平集中力，在該處引起的水平位移，其計算公式為： GA H EI H 3 3 EI支承結構橫截面的抗彎剛度； GA支承結構橫截面的抗剪剛度； 支承結構橫截面剪應力分布不均勻系數。 第47頁/共135頁 水塔支承結構越細長，即高度H與支承結構外徑D之比H/D越大，剪切變形的影響越小。對于鋼筋混凝土支承和磚筒壁支承，當H/D4時，剪切變形的影響不到5%；當H/D2時，剪切變形的影響不到10%。在抗震計算中，為使計算簡化，當H/D2時，可只取彎曲變形項影響，或者在計算彎曲變形一項影晌基礎上再增加5

30、10%，近似計算公式為： EI H 3 )10. 105. 1 ( 3 第48頁/共135頁 貯倉貯倉 抗震計算抗震計算 截面抗震驗算的水平地震影響系數最大值表 max 烈度6789 抗震計算水準A0.040.080.160.32 抗震計算水準A0.130.250.501.00 貯倉應按下列抗震計算水準A確定地震影響系數并進行水平地震作用和作用效應計算。 第49頁/共135頁 （1）、構筑物的地震影響系數，應根據烈度、場地指數和結構自振周期按圖8-16確定，其下限值不應小于最大值的10 。 圖8-16 地震影響系數曲線 注： 地震影響系數； max地震影響系數最大值 T結構自振周期(s)； T

31、g特征周期(s)。 第50頁/共135頁 （2）、 截面抗震驗算時，阻尼比為5的構筑物的水平地震影響系數最大值，應根據抗震計算水準按表8.7采用。除規范另有規定者外，構筑物的阻尼比可采用5。 （3）、特征周期，應根據場地指數按下式計算： 4 . 0 45. 065. 0 g T 場地指數，應按構筑物抗震設計規范規定計算。 對于基本自振周期大于1.5s且位于中軟、軟場地上的高柔構筑物，按上式確定的特征周期值宜增加0.15s。 第51頁/共135頁 （4）、當構筑物的阻尼比不等于5時，其水平地震影響系數應乘以阻尼修正系數；阻尼修正系數可按下列規定計算： （a）當T0.10s 5 . 0 09. 0

32、exp05. 0151/1T 水平地震影響系數的阻尼修正系數 結構的阻尼比。 （b）當T0.02s時， 0 . 1 （c）當結構自振周期在0.020.10s范圍內時，阻尼修正系數可按線性內插法確定。 第52頁/共135頁 （5）、多質點體系，當采用底部剪力法計算時，按圖8-22確定的水平地震影響系數，應乘以增大系數。水平地震影響系數的增大系數，應按下列公式確定： 當TTg， 當TTg， TTg h / 0 . 1 h 一水平地震影響系數的增大系數； 增大系數的結構類型指數，應根據結構類型按下表采用： h 結構類型剪切型結構彎剪型結構彎曲型結構 0.050.200.35 結構類型指數表 第53頁

33、/共135頁 （6）、豎向地震影響系數的最大值，可采用水平地震影響系數最大值的65。 第54頁/共135頁 對于鋼筋混凝土筒壁支承的水塔，筒壁厚度應不小于120mm，混凝土強度等級應不低于C20； 水柜部分的保溫護壁應與水柜錨固牢靠； 筒壁內的豎向鋼筋應不小于12，間距不大于200mm，搭接長度不應小于40倍鋼筋直徑，接頭位置應相互錯開，同一水平截面上的接頭數不應超過鋼筋總數的1/4，筒壁下部的大門宜設置鋼筋混凝土門框，門框的水平截面的面積宜不小于被門洞削弱的筒壁面積，門框與筒壁應錨固牢靠； 筒壁上的窗和洞口周圍，每周邊均應設置不少于212的加強鋼筋進行加固 塔架抗震構造措施塔架抗震構造措施

34、第55頁/共135頁 鋼筋混凝土柱支承和鋼柱支承的水塔，主要應使柱、粱和斜撐之間結點聯結牢靠，使水柜、支架和基礎形成為一整體，協同工作，有效地抵抗地震的反復作用。 柱支承的水塔基礎，宜采用整片基礎或環狀基礎。當采用單獨基礎時，應采用連系粱相互聯接，使成為一整體。 柱支架的橫梁應有較大的剛度，橫梁內鋼筋的搭接長度應不小于40倍的鋼筋直徑，箍筋間距應不大于200mm，橫梁兩端在等于梁高的一段長度范圍內，箍筋間距應不大于100mm。 在柱與水柜交接處以下和柱與基礎交接處以上各0.8m范圍內，以及梁柱節點上下各1倍柱寬，且又不小于1/6柱凈高的范圍內，柱的箍筋間距應不大于100mm，而且當基本烈度為8

35、度、9度和10度時，柱的箍筋直徑應不小于8。 水柜下的環粱和橫梁的粱端應加腋，當基本烈度為8度、9度和10度而且水塔高度大于20m時，沿支架高度每隔10m左右宜設置鋼筋混凝土水平交叉支撐一道，支撐截面一般不宜小于支架柱的截面。 第56頁/共135頁 磚筒壁和磚柱支承的砌體材料，均應采用強度等級不低于MU7.5的磚和不低于M5的水泥石灰砂漿砌筑。 磚筒壁支承的抗拉和抗剪能力一般都是較低的，必須采取措施提高其強度和延伸性能。有效的方法是配置適當的鋼筋，可以采取在筒壁砌體內配筋，也可以在筒壁外面預先留豎槽配置鋼筋，再灌注細石混凝土或用砂漿填實。 第57頁/共135頁 磚筒壁配筋范圍和數量應按計算確定

36、，但不得少于下表中規定的要求。 配筋方式6度III、IV類場地和7度I、II類場地7度III、IV類場地和8度I、II類場地 配筋范圍底部到0.6倍筒身高度全高度 砌體內豎向配筋10，間距500-700mm，且不少于6根10，間距500-700mm，且不少于6根 豎槽配筋每槽112，間距1000mm且不少于6道每槽114，間距1000mm且不少于6道 環向配筋8，間距360mm8，間距250mm 磚筒壁配筋范圍和最小配筋量表 第58頁/共135頁 鋼筋主要配置在磚筒壁的下部，隨著地震烈度的增高，配筋范圍應逐漸往上擴大，配筋率應該是下大上小。對于只要求在下半部配筋的磚筒支承，應避免剛度的突變，配

37、筋數量應從中部到上部逐漸減小，除豎向鋼筋的下部應與基礎錨固外，上部亦應保留有少量鋼筋伸入頂部與水柜錨固，不貫通的豎向鋼筋應錨入砌體預留孔內，用砂漿填實。鋼筋端部均應設置彎鉤，鋼筋搭接長度應不小于40倍鋼筋直徑，搭接部分在全長范圍應用鐵絲綁扎牢固。 采用留豎槽配筋作法，除應不少于6道槽外，豎槽間距還應不大于1m。 第59頁/共135頁 當設防烈度為7度III、IV類場地和8度I、II類場地時，磚筒壁內宜采用不少于4根加固構造柱，構造柱截面應不小于240240mm，配筋量不少于412，構造柱應與圈粱、筒壁、水柜、基礎等錨固聯成整體。沿筒壁高度每隔4m左右應設圈粱一道，圈梁截面高度不宜小于180mm

38、，寬度不宜小于筒壁厚度的2/3且不宜小于240mm。構造柱和圈粱的混凝土強度等級均不宜低于C15；縱向鋼筋不應少于412，箍筋間距不應大于250mm。 磚筒壁底部門洞的上部和下部應各設置鋼筋混凝土圈粱一道，門洞兩側應設置鋼筋混凝土門框或磚柱門框加固。磚筒壁上的其他窗洞上下均應配置38的水平鋼筋，且每端伸入筒壁內不小于1m與筒壁錨牢。 第60頁/共135頁 貯倉抗震設計貯倉抗震設計 貯倉是指貯存粒狀和粒狀松散物體（如谷物、面粉、水泥和碎煤等）的立式容器，可作為生產企業調節和短期貯存生產原料，也可以作為長期存料的倉庫，這種貯倉都是倉頂進料，倉底卸料。 貯倉按材料分為鋼筋混凝土貯倉、鋼貯倉和磚砌貯倉

39、貯倉。鋼筋混凝土貯倉又可分為預制裝配式及整體澆注式，預應力與非預應力貯倉。從經濟、耐久性等方面考慮，工程上應用最廣泛的是整體澆注的普通鋼筋混凝土貯倉。 貯倉按照平面形狀分為圓形、矩形、多邊形等。目前應用最多的是圓形及矩形貯倉。我國鋼筋混凝土貯倉設計規范，根據貯倉高度與平面尺寸的關系，可分為淺倉和深倉兩類（圖8.6）。淺倉主要作為短期貯料用，由于在淺倉中所貯存的松散物體的自然坍塌線不與對面倉壁相交，一般不會形成料拱（圖8.7），因此可以自動卸料。 第61頁/共135頁 (a)深倉； （b）淺倉 圖8.6 貯倉的形式 第62頁/共135頁 深倉中所存松散物體的自然坍塌線經常與對面立壁相交，形成斜拱

40、引起卸料時堵塞，因此，從深倉中卸料需用動力設施或人力，深倉主要供長期貯科用。 深倉和淺倉的劃分界限為： 當H/D0（或H/b0）1.5時為深倉； 當H/D0（或H/b0）=1.5時為淺倉。 其中，H為貯料計算高度；D0為圓形貯倉的內徑；b0為矩形貯倉的短邊長。 第63頁/共135頁 淺倉的自然坍塌線圖 深倉的自然坍塌線圖 第64頁/共135頁 對貯倉震害調查表明：柱支承的貯倉倒塌所占的比例較高，主要表現在柱頭部位，因此，倉下支承柱縱筋的最小配筋率應達到設計要求。 第65頁/共135頁 貯倉的倉體可不進行抗震驗算，但應滿足抗震構造借施要求。符合下列條件的貯倉，其支承結構可不進行抗震驗算，但應滿足

41、抗震構造措施要求。 （1）、7度時，支承筒同一水平截面的孔洞圓心角總和不大于1000，且最大孔洞圓心角不大于500的鋼筋混凝土筒承式圓貯倉。 （2）、7度硬、中硬場地時，鋼筋混凝土柱承式圓貯倉。 （3）、7度硬、中硬場地時，柱底至倉頂的高度不大于15m，且單格倉的貯料荷載標準值不超過5000kN的鋼筋混凝土柱承式方倉。 （4）、7度時的鋼柱承式貯倉。 第66頁/共135頁 符合下列條件之一的柱承式貯倉的單層倉上建筑，可不進行抗震驗算，但應滿足抗震措施要求。 （1）、7度及8度硬、中硬場地時，鋼結構倉上建筑。 （2）、7度時，鋼筋混凝土結構倉上建筑。 （3）、7度硬、中硬場地時，磚混結構倉上建筑

42、。 第67頁/共135頁 貯倉的水平地震作用，可采用底部剪力法或振型分解反應譜法計算。 貯倉的水平地震作用計算時，貯料荷載組合值，筒承式圓貯倉可采用滿倉貯料荷載標準值的80%，柱承式貯倉可采用滿倉貯料荷載標準值的90%。 筒承式圓貯倉按底部剪力法計算時，倉體和倉上建筑宜采用多質點體系模型；倉上建筑的地震作用效應應乘以增大系數，其值可采用4.0，但增大部分不應往下傳遞。 第68頁/共135頁 柱承式貯倉按底部剪力法計算時，可采用單質點體系模型，且應滿足： （1）、質點位置可設于柱頂。 （2）、質點的重力荷載代表值，應按下列要求計算。 計算地震作用時，構筑物的重力荷載代表值應取結構構件、內襯和固定

43、設備自重標準值和可變荷載組合值之和； 可變荷載的組合值系數，除另有規定者外，應按下表采用 。 第69頁/共135頁 可變荷載組合值系數 可變荷載種類組合值系數 雪荷載（高溫部位不考慮）0.5 積灰荷載0.5 樓面和操作臺面活荷載 按實際情況考慮時1.0 按等效均布荷載考慮時0.50.7 第70頁/共135頁 貯料荷載組合值應為筒承式圓貯倉可采用滿倉貯料荷載標準值的80%，柱承式貯倉可采用滿倉貯料荷載標準值的90%。，倉上建筑自重標準值應按100%采用，支承結構自重標準值可按30%采用。 第71頁/共135頁 （3）、水平地震作用標準值的作用點，應置于倉體與貯料的質心處。 柱承式貯倉的倉上建筑的

44、水平地震作用，可采用置于剛性地面的單質點（單層時）或多質點（二層時）體系模型計算；倉上建筑的地震作用效應應乘以增大系數，其值可按表8.10采用，但增大部分不應往下傳遞。 表 倉上建筑地震作用效應增大系數 條件 單層倉上 建筑 二層倉上建筑 n50且 50m100 4.04.03.5 其它3.03.02.5 注：n為貯倉支承結構側移剛度與倉上建筑計算層的層間側秤剛度之比 m為倉體質量（含貯料）與倉上建筑計算層的質量之比。 第72頁/共135頁 柱承式方倉有橫梁支承結構的側移剛度計算簡圖如下： 圖8-17 側移剛度計算簡圖 第73頁/共135頁 側移剛度可按下列公式計算 n M K )22/()1

45、 ()1 (121 )1 (3 )1 ( )2(12 1 33 1 3 nnIIE h hn nn hhn hh h / 1 IlhI/ II / 11 式中K方倉支承結構的側移剛度（N/m）；m柱列數； n一一個柱列在單位水平力作用下，柱頂的水平位移(m/N) h支承柱全高（m）； h1梁以上柱高（m）； h2梁以下柱高（m）；l梁的跨度（m）； h橫梁的位置參數；梁與邊柱的線剛度比； 1中柱與邊柱的線剛度比； n個柱列的柱根數； E柱的混凝土彈性模量（N/m2）； I一邊柱截面慣性矩（m4）； I1一中柱截面慣性矩（m4）； I梁截面慣性矩（m4）。 第74頁/共135頁 8度軟場地和9度

46、時，柱承式貯倉應計算重力偏心引起的附加水平地震作用，其標準值可按下列公式計算： Ekggk FF KhGeq g /5 . 2 式中 Fgk重力偏心引起的附加水平地震作用標準值（N）； FEk未計入重力偏心時的水平地震作用標準值（N）； g重力偏心作用系數，當小于0.05時，可采用0； GEQ貯倉結構單元等效總重力荷載（N），支承結構可不計入； K貯倉結構單元支柱的總彈性側移剛度（N/m）； h支柱的總高度（m）。 第75頁/共135頁 單排柱承式群倉，當采用底部剪力法且用單質點體系計算時，支柱的水平地震作用標準值效應應乘以扭轉效應系數，其值可按下表規定采用。 聯倉個數3456 扭轉效應系數1

47、.101.151.201.25 扭轉效應系數表 第76頁/共135頁 柱承式貯倉，支柱與基礎和倉體連接端的組合的彎矩設計值，應乘以增大系數；增大系數可按下表采用 。 柱端彎矩增大系數 支柱條件烈度 789 無橫梁1.21.41.6 有橫梁1.101.251.50 第77頁/共135頁 柱承式貯倉的支承結構，梁柱節點處的梁柱端彎矩和組合的剪力設計值，應分別符合以下規定： 第一、第二抗震等級框架的梁柱節點處，除頂層和柱軸壓比小于0.15者外，梁柱端的彎矩應分別符合下列公式要求： buac MM1 . 1 bjc MM1 . 1 bc MM1 . 1 第一抗震等級 第二抗震等級 或 第78頁/共13

48、5頁 節點上下柱端順時針或反時針方向截面組合的彎矩設計值之和（N.m），上下柱端的彎矩可按彈性分析分配； 節點左右梁端反時針或順時針方向實配的正截面抗震受彎承載力所對應的彎矩值之和（N.m），可根據實際配筋面積和材料強度標準值確定； 節點左右梁端反時針或順時針方向截面組合的彎矩設計值之和（N.m）； 節點實配增大系數，可按節點左右梁端縱向受拉鋼筋的實際配筋面積之和與計算面積之和的比值的1.1倍采用，或經分析比較后確定。 式中： c M bua M b M j 第79頁/共135頁 框架梁、柱、抗震墻和連梁，其端部截面組合的剪力設計值，應符合下式要求： )2 . 0( 1 0 bhfV c RE

49、 式中：V端部截面組合的剪力設計值（N）； fc混凝土軸心抗壓強度設計值（Pa）； b梁、柱截面寬度或抗震墻墻板截面寬度（m）； h0截面有效高度，抗震墻可取截面高度（m）。 RE承載力抗震調整系數，除另有規定外，按表8.13選取。 當僅按豎向地震作用計算時，結構構件承載力的抗震調整系 數可采用1.0。 第80頁/共135頁 承載力抗震調整系數 RE 材料 結構構件受力狀態 鋼 柱偏壓0.70 鋼筋混凝土廠房柱間支撐軸拉、軸壓0.80 構件焊縫軸拉、軸壓0.90 砌 體 兩端均有構造柱、芯柱的抗震墻受剪1.00 其它抗震墻受剪0.75 鋼 筋 混 凝 土 梁受彎0.75 軸壓比小于0.15的柱

50、偏壓0.80 軸壓比為0.15的柱偏壓0.85 軸壓比大于0.45的柱偏壓0.85 抗震墻偏壓0.85 各類構件受剪、偏壓0.85 RE 第81頁/共135頁 框架梁和抗震墻中跨高比大于2.5的連梁，其端部截面組合的剪力設計值，第一、第二抗震等級應按下列公式調整，第三抗震等級可不調整。 Gbn r buq L buq VlMMV/ )(05. 1 或 Gbn T b L bb VlMMV/ )(05. 1 第二抗震等級 Gbn T b L b VlMMV/ )(05. 1 第一抗震等級 第82頁/共135頁 式中： L buq M、 T buq M 分別為梁左右端順時針或反時針方向實配的正 截

51、面抗震受彎承載力所對應的彎矩值（N.m）， 可根據實際配筋面積和材料強度標準值確定； b 梁實配增大系數，可按梁的左右端縱向受拉鋼 筋實際配筋面積之和與計算面積之和比值的1.1倍 采用，或經分析比較后確定； L b M、 T b M 分別為梁的左右端順時針或反時針方向截面組合 的彎矩設計值（N.m）。 Ln 梁的凈跨（m） VGb 梁在重力荷載代表值作用下，按簡支梁計算的 梁端截面剪力設計值（N）； 第83頁/共135頁 框架柱和貯倉支承柱，其端部截面組合的剪力設計值，第一、第二抗震等級應按下列公式調整，第三抗震等級可不調整。 第一抗震等級 n l cuq u cuq hMMV/ )( 1 .

52、 1 或 n l C u Cc hMMV/ )(1 . 1 第二抗震等級 n l C u C hMMV/ )( 1 . 1 第84頁/共135頁 式中： u cuq M 、 l cuq M分別為柱上、下端即時針或反時針方向實配的正截面抗震承 載力所對應的彎矩值（N.m），可根據實際配筋面積、材料強 度標準值和軸壓力等確定； c 柱實配增大系數，可按偏壓柱上、下端實配的正截面抗震承 載力所對應的彎矩值之和與其組合的彎矩設計值之和的比值采 用，或經分析比較后確定； u C M l C M 分別為柱的上、下端順時針或反時針方向截面組合的彎矩設 計值（N.m）。 實配的正截面承載力，系指按實際配筋面積

53、、材料強度標準值 和對應于重力荷載代表值的軸向力計算的正截面承載力。 Hn 柱的凈高（m）； 第85頁/共135頁 8度、9度時，支承結構可分別按第二、第一抗震等級的框架計算。 采用筒與柱聯合支承的貯倉，支筒與支柱的地震剪力，可按剛度比例進行分配，但支柱的地震剪力應乘以1.5且不應小于支承結構底部總地震剪力的10%。 9度時，鋼筋混凝土柱承式貯倉的抗震變形驗算，可按規范第 節有關規定計算。 8度和9度時，倉斗與堅壁之間的連接焊縫或螺栓，應按規定計算豎向地震作用的影響。 第86頁/共135頁 （1）、進行抗震變形驗算時，水平地震影響系數應按上述方法確定，但最大值應按表8.14采用。 max 烈度

54、 789 0.500.901.40 抗震變形驗算的水平地震影響系數最大值 抗震變形驗算抗震變形驗算 第87頁/共135頁 （2）、框排架結構，結構層的層間最大彈甥性位移，可選取薄弱層部位進行計算，井應符合下列規定： （a）薄弱層位置的確定： 結構層屈服強度系數沿高度分布均勻的結構，可取底層； 結構層屈服強度系數沿高度分布不均勻的結構，可取該系數最小或相對較小的結構層； 排架結構，可取上柱。 第88頁/共135頁 (b)結構層層間最大彈塑性位移，可按下列公式確定： y py y exp 1.9 1 u u 其中： 分別為層間最大彈塑性位移和屈服位移(m)； 結構層屈服巋度系數 y y E V V

55、 yE VV， py uu， 分別為結構層屈服剪力和彈性地震剪力(N)； 第89頁/共135頁 （3）、柱承式貯倉的最大彈塑性位移，可按下式計算： 2 y E p y 1.32 2.78 u M u M 式中 p u 柱頂最大彈塑性位移（m） 柱頂屈服位移（m），可按柱頂作用1.42倍屈服彎 矩。采用彈性分析確定； E M 柱頂彈性地震彎矩（Nm）； 柱頂屈服彎矩（Nm）。 y M y u 第90頁/共135頁 （4）、框排架結構或柱承式貯倉的結構層或柱頂彈塑性位移，應符合下式要求： hu pp 式中 ： 結構層高度、排架上柱高度或柱承式貯倉柱的全高(m)； 層間彈塑性位移角限值 p h 第9

56、1頁/共135頁 框排架結構和柱承式貯倉的層間彈塑性位移角限值，可按下列規定采用： A）、對于框排架結構，可按下表采用。 層間彈塑性位移角限值 結構類型 無貯倉 框架結構 排架結構 1/50 1/30 有貯倉 框架結構 排架結構 1/60 1/40 p 第92頁/共135頁 B）、對于柱承式貯倉，可按下式確定： ck p f T 4 . 1 1 25. 0 式中：T1貯倉的基本自振周期(s)； fck 混凝土軸心抗壓強度標準值(Mpa) 第93頁/共135頁 一、一般要求 本章適用于貯存散狀物料的柱承式方倉和直徑不大于20m的柱承式、筒承式及筒與柱聯合支承的圓貯倉。貯倉外形宜簡單、規則，質量和

57、剛度分布宜均勻對稱；群倉平面布置宜采用矩形或三角形。6度和7度時，篩分間不宜設在倉頂，8度和9度時不應設在倉頂。 貯倉結構的選型、選材，應符合下列規定： （1）、鋼筋混凝土貯倉，宜采用筒承式圓貯倉。 （2）、8度和9度時，應采用現澆鋼筋混凝土結構。 （3）、9度時，柱承式貯倉可采用鋼結構。 （4）、6度和7度時，直徑不大于6m的筒承式圓貯倉，可采用磚砌體結構，但與通廊應脫開。 （5）、柱承式貯倉不應采用磚砌體結構。 貯倉抗震構造要求：貯倉抗震構造要求： 第94頁/共135頁 鋼筋混凝土柱承式貯倉的支承結構，應符合下列規定： （1）、方倉的支柱，宜延伸至倉頂。 （2）、柱間宜設置橫梁。 （3）、

58、9度時，宜設置鋼筋混凝土抗震墻，并應對稱布置。 第95頁/共135頁 倉上建筑宜符合下列規定： （1）、倉上建筑的承重結構，宜采用現澆鋼筋混凝土框架；9度時，可采用鋼結構；6度及7度硬、中硬場地，兩層倉上建筑的總高度不超過8m，單層倉上建筑的高度不超過4m時，也可采用磚混結構。 （2）、倉上建筑的屋蓋，除磚墻承重外，宜采用輕型結構或現澆鋼筋混凝土結構，8度及8度以下時，也可采用裝配式鋼筋混凝土結構；倉上建筑的樓板，宜采用現澆鋼筋混凝土結構。 （3）、倉上建筑的圍護墻，當8度中軟、軟場地或9度以及倉上建筑為鋼結構承重時，宜采用輕質材料。 第96頁/共135頁 貯倉在下列部位宜設置防震縫，防震縫的

59、寬度應符合下列規定： （1）、群倉上局部設有篩分間且形成較大高差處應設置防震縫。 （2）、貯倉與輔助建筑毗鄰處應設置防震縫。 （3）、當有下列情況之一時，應設置防震縫： （a）房屋貼建于框排架結構； （b）結構的平面布置不規則； （c）質量和剛度沿縱向分布有突變。 （4）、防震縫的兩側應各自設置承重結構。 第97頁/共135頁 （5）、除膠帶運輸機外，設備不應跨防震縫布置。 （6）、防震縫的最小寬度： （a）貼建房屋與框排架結構間： 6度、7度時60mm； 8度時 70mm； 9度時 80mm。 （b）框排架結構單元間，當結構高度在15m以下時，可采用70mm，當結構高度超過15m時,對6度、

60、7度、8度和9度，分別每增高5、4、3、2m宜加寬20mm。 第98頁/共135頁 二、構造措施 柱承式貯倉有橫梁的支承結構，應符合下列規定： （1）、橫梁與柱的線剛度比，不宜小于0.8；計算柱線剛度時，柱高應取基礎頂面至倉底的距離。 （2）、在滿足工藝要求的前提下，橫梁頂面至倉底的距離與柱全高之比，不宜小于0.3，且不宜大于0.5。 （3）、橫梁截面的高寬比不宜大于4。 第99頁/共135頁 柱承式貯倉的柱軸壓比限值，應符合下表的規定。柱承式貯倉的柱凈高與截面高度之比不宜小于4。 烈度 6789 軸壓比0.800.750.650.55 柱承式貯倉的柱軸壓比限值表 第100頁/共135頁 支柱