综合楼框架结构毕业设计

'综合楼框架结构毕业设计第1章.绪论某市经济发展迅速，交通便利，人口众多，于俄罗斯等临国保持着密切的商业及文化等的往来，尤其是大冬会举办以来，更加促进了哈市的经济，文化，建筑等行业的发展，为保证我市各行各业的稳定发展，对外来人口起到检查，监控的作用，哈市建委决定拟建一座边检站。边检站综合楼应满足员工的正常生活需求。关于综合楼建筑设计还应结合多元化和多样化合理分区的性质、特及发展趋势，采用先进的管理方式适应现代化综合服务的要求，力求实用性强，造型美观，与环境协调。由于某市经济的迅速发展，随着社会的进步和科技的发展，人们对物质和精神文化的要求也就越来越高，对生活环境的要求也越来越高了，钢筋混凝土框架结构则能满足很多难以完成的建筑商的各种结构要求，另外，建筑整体结构的定型也有助于人们在附加装饰上寻求舒适、美观、大方等方面的需要，因此当今公共建筑和民用建筑多采用钢筋混凝土框架结构，虽然框架结构的建筑形式总是显得传统，但即使最富丽堂皇的建筑也绝对不是作为艺术品而建，建筑的使用性才是建筑的先提条件，而框架结构正解决了以往小空间和建筑用地紧张的问题，加上建筑立面，建筑形式和建筑材料三者共同调节小气候，用以缓解控制自然气候对建筑内部的影响，用再次强调了建筑设计表优于里的特点，这里所说的表是指建筑的立面，里是指建筑的附加设施，诸如空调风扇等人为调节措施，现在的能源消耗已经使地球不堪重负，建筑设计走向提倡生态筑和绿色建筑早已经提上了日程。在设计中，考虑通过建筑构形设计使建筑能直接利用周围的自然资源，包括地形、地势、采光、通风等，-28- 在没有额外的如空调风扇等机电设备时，建筑仍然能以一种低能消耗的方式正常运行，使得建筑以一种自然的姿态满足它的功用要求，建筑的立面也就成为环境的过滤器，有效阻止废气不直接排放，同时不良的室外环境也被拒之在外。立面不仅仅是美化建筑，它的功能扩展为遮荫，自然的通风和采光，冷却夏季的高温对室内的影响，保持室温，还可以保持与外部的视觉联系。即使如此，建筑的外衣功能仍然不能忽视，建筑仍然需要美观。因而本设计的建筑外墙面采用灰色的高强防水涂料，其表面粗糙，使这个大体量的建筑看起来庄严和凝重，女儿墙和阶梯屋面用暗红色的相同材质，在颜色和凸凹上形成的对比，为建筑又增加一丝活泼的生气。建筑细部建筑的立面处理完全依赖结构，用建筑的节点作为建筑的细部，因而在建筑上没有为了装饰而存在的构件，那就要求平面布局和结构本身为建筑的形体塑造创造条件。本设计雨水管是采用轻质铝合金材料的，它容易因为各种腐蚀而变得丑陋，做在建筑的外表面很容易影响美观，因此在上面涂有银白色高强防腐涂料，这样既做到防腐又显得立面美观。框架结构是现代建筑的主要结构形式，框架结构使用的主要材料是的钢筋混凝土，钢筋混凝土是以混凝土材料为主，并根据需要配置受力的钢筋、分布筋、箍筋，弯起筋等。框架结构亦是由梁，柱，节点及基础组成的一种结构形式，框架结构按照结构布置的不同，主要分为横向框架承重，纵向框架承重及双向承重三种方案。横向框架承重方案中，竖向荷载主要由横向框架承担，楼板为预制时应沿横向布置，楼板为现浇时一般设次梁将荷载传至横向框架。此外，横向框架还要承受横向的水平地震作用，在纵向框架承重方案中，竖向荷载主要由纵向框架承担，预制楼板布置方式和次梁设置方向与横向承重框架相反，双向承重方案纵横向均为主要受力方向，其中，钢筋混凝土结构充分利用了钢筋、混凝土间能够协同工作的机理，用抗拉强度很高的钢筋来协助混凝土抵抗拉应力，大大提高了混凝土结构的抗拉强度。-28- 第二章建筑设计首先根据任务书要求、地理环境和自然气候条件，工程投资规模大小，建材供应情况和施工技术条件，以及各种设计、使用经验、资料等进行方案构思，做出总体布置方案。然后，从总体布局入手，再对建筑各单体、各布局进行深入的单元设计，按照各单体、各布局的性质、功能和使用顺序进行分区分类和空间组合。在单元设计和空间组合中，不断地与总体布局取得协调。当单体、局部设计趋于成熟时，即形成建筑的初步设计。这个设计过程实际是一个由“总体—单体—总体”的多次循环过程。2.1平面设计本工程的指导思想是满足基本使用要求，功能分区正确，主体部分主要以宿舍为主(层)，穿插办公室、会议室、活动场所等必备功能区。标准层层高不变化，因为建筑在北方地区，考虑保温、功能分区以及人流组织等条件，采用内廊式布局，主体结构宽度小于20米。主体部分面向南方，面向主干道，利于采光。为了避开喧嚣，减少噪音影响，主体结构尽量远离主干道。首先在场地的四周布置绿化带，减少噪音，美化环境。为满足防火要求，建筑物前布置十米宽的消防道路，并兼做交通道路，同时也使建筑物与绿化带分开，以免树木发生火灾影响建筑物。2.2立面设计建筑师对所设计的建筑的“形”是很重视的这“形”-28- 的塑造到目前为止还受到力学结构，材料和施工的极大制约，本身的可塑性不大，但人们普遍对此有着较高的需求。那些体型简单单调，外墙采用各种材料幕墙的盒子建筑，缺乏变化和可识别性，因此在本次设计中希望有所改变，有所突破。本例的窗的材料采用白色带形玻璃窗，避免反光造成城市污染。窗框采用铝合金材料，能给人以现代科技成就的力量感。立面上外墙采用瓷砖贴面，给人以高贵自然的视觉感受。立面及侧面大量采用玻璃幕墙，使立面造型更加新颖，也加大了室内的采光面积，为本设计建筑增添光彩。2.3剖面设计剖面设计表示建筑物在垂直方向房屋各部分的组合关系，主要分析建筑物各部分应有的高度、建筑层数，建筑空间的组合和利用，以及建筑剖面中的结构，构造关系等，它和房屋的使用，造价和节约用地等有密切关系，也反映了建筑标准的一个方面其中一些问题需要平，剖面结合起来一起研究，才能具体确定下来。采光，通风的设计也影响到剖面设计的效果，室内光线的强度和照度是否均匀，除了和平面中窗户的亮度和位置有关外，还和窗户在剖面中的高低,房间里光线的照射有关。房间里光线的照射深度，主要是靠侧窗的高度解决，本例中大部分都是自然采光。2.4防火设计-28- 总平面中设置火灾自动报警和固定灭火装置。总平面内还设有供消防车取水的消防池。本设计中每一层设计防火分区建筑物内的主要分隔墙，砌至梁板的底部，管道穿过隔墙，楼板时，应采用非燃烧材料将其周围的空隙紧紧填塞。附设在建筑中的固定灭火装置的设备室。通风，空调机房.等应采用耐火极限不低于3.00小时的隔墙和2.00小时的楼板与其它部位隔开。隔墙的门应采用甲级防火门。电梯井内严禁敷设可燃气体和易燃，可燃液体管道，也不应敷设与电梯无关的电缆，电线等。楼梯间内除开设楼梯门洞和通气孔洞外，不应开设其它洞口。管道井等竖向管的井壁应为耐火等级限不应低于1.00小时的非燃体[9]。井壁上的检查门应采用丙级防火门。通向前室和楼梯间的门均应设乙级防火门，应采用单向弹簧门并向疏散方向开启。2.5建筑装饰材料装饰是建筑物不可缺少的有机组成部分，具有使用功能和装饰性能两重性，装饰的功能主要有以下几个方面：保护建筑物的各种构件；改善生活、生产和工作环境方便生产生活；利用材料纹理、色彩改变空间观感。综合楼中所用的装饰材料：墙面采用陶瓷贴面材料，具有强度高、耐蚀性好，品种多等特点。外墙面砖主要采用品质均匀耐火度较高的粘土空心砌块制成，此种砌块具有重量轻，砌筑容易的特点，在施工过程中容易运输。内墙面采用240mm厚粘土空心砌块，表面光滑、平整，不易起尘，质地密实、均匀，不易污染，耐水耐蚀性好。瓷砖正面上有印花，图案，装饰效果好。地面砖采用强度大、硬度高、耐磨性好的材料-28- ，不易起尘的，质地密实、密实，吸水性一般较小，抗冲击韧性高。卫生间地面采用陶瓷锦砖，容易清洁，给人以清新洁净的感觉。吊顶采用V型轻钢龙骨吊顶，有三层9mm厚纸面石膏板，有5mm厚岩棉保温层，既能起到装饰的作用，又起到保温的效果。玻璃幕墙是一种新型非承重外墙，赋予建筑物的最大好处是将建筑美学，建筑功能和建筑结构等因素有机的结合。玻璃幕墙建筑效果较好，自重轻，从不同的角度和时间进行观察，会呈现出不同的色调变化，给人以动态的美。办公楼的玻璃幕墙采用明框玻璃幕墙，玻璃板镶嵌在铝框内，成为四边有铝框的幕墙构件。幕墙构件镶嵌在横梁上，形成横梁、立柱均外露，铝框分格明显的立面。这种幕墙是最传统的形式，应用最广泛，工作性能可靠，对施工技术要求容易满足。2.6细部处理1楼地面构造中柱为联合基础，边柱为阶梯式柱下独立基础，在室内地坪以下50mm处设防潮层，用1：3水泥沙浆3%的防水剂，各层外墙都为490mm，内墙都为240mm.底层地面（图2.1）图2.1地面构造-28- 1-5层楼面（图2.2）图2.2楼面构造屋面做法为：20mm厚细石混凝土保护层8mm厚捷罗克防水层20mm厚水泥砂浆2%找坡层100mm厚水泥蛭石保温层100mm厚现浇钢筋混凝土板V型轻钢龙骨吊顶（一层9mm纸面石膏，板底有50mm厚的岩棉板保温层）主筋保护层最小厚度：基础40mm，梁板35mm，其余现浇板15mm，梁柱30mm[2]。梁、板、柱通长钢筋的接头：(1)板中受力钢筋及次梁中小于16的纵向钢筋可采用搭接接头，位置应相互错开，从任一接头中心至1.3倍搭接长度区段范围内，有接头的受拉钢筋截面面积不得超过受拉钢筋总面积的25%，有接头的受压钢筋截面面积不得超过受压钢筋总面积的50%，且搭接范围内梁箍筋间距小于等于100mm，搭接长度按规范要求。(2)框架梁纵向钢筋及次梁中大于16的纵向钢筋采用预埋压力焊连接接头，接头应相互错开，上部钢筋在跨中附近接头，下部钢筋在支座处接头。(3)框架柱中的纵向钢筋采用预埋压力焊连接接头。-28- 2散水、勒脚、踢脚1.散水采用100mm厚的C20素混凝土随捣随压光。2.做500mm厚的炉渣垫层，防止土壤冻涨引起散水开裂。3.在散水长度方向每隔12m设置一温度缝，内填沥青油膏，防止散水因热胀冷缩而引起开裂。4.在散水与墙体相交处，留20mm的缝，内填沥青油膏。5.勒脚采用1：3水泥沙浆抹面，高度为750mm。6.踢脚采用20mm厚黑色大理石，高度为120mm。-28- 第3章.结构设计概述3.1设计依据本设计是根据统一下发的09届土木工程专业毕业设计题目中综合楼组的毕业设计任务书的具体要求进行设计的。本设计的建筑结构工程均按国家现行各有关设计规范：《建筑结构荷载规范》、《建筑结构抗震规范》、《混凝土结构设计规范》、《公共建筑设计规范》、《建筑结构制图标准》、《建筑结构设计手册》、《建筑地基基础设计规范》等相关规定进行的。自然条件:(1)场地安全等级：二级；防火等级：二级；抗震设防烈度按7度进行设计，场地土类型为Ⅱ类，抗震设计分组为第Ⅱ组。(2)气象资料冬季室外平均最低气温—25℃，全年主导风向为东北风；(3)地质资料根据工程地质勘察报告，室外地面海拔标高214.5m，土层分布均匀，自地面以下土质情况和土层厚度依次为：杂填土1.0m粉土层0.8m地基承载力130粉质粘土层3.2m地基承载力230中沙层2.4m地基承载力270地下静止水位距室外地面5.4m，水质对建筑物无腐蚀作用，冬季土壤冰冻深度为-1.8m。设计荷载:(1)屋面活荷载=0.5kN/m2。(2)楼面活荷载=2.0kN/m2。(3)楼梯=3.5kN/m2。一般说明:(1)本设计采用钢筋混凝土框架结构，梁、板、柱、基础均现浇，采用纵横向架承重方式。(2)楼梯、雨篷也是现场浇筑。-28- 各部分结构构件材料强度等级:(1)梁、板混凝土强度等级采用C30级,柱采用C35级。(2)框架梁、柱纵向受力钢筋采用HRB335级热轧钢筋，梁、柱的箍筋和现浇板中的受力钢筋均采用HPB235级钢筋。(3)楼梯采用C20级混凝土、HPB235级钢筋。(4)基础采用C20级混凝土，其中受力筋采用HPB235级钢筋，基础下铺100mm厚C15素混凝土垫层。(5)梁受力钢筋接头采用焊接接头，柱采用电渣压力焊。3.2结构布置3.2.1结构选型及布置本例的体型仍采用传统的矩形棱柱体，从几何观点来看对侧移颇为为敏感，而由于它的几何形体所具有的固有强度，使结构更为有效或者造价更可能降低，而房屋又能建得更高，总之，它是较为经济的体型。平面布置采用核心式，左右基本对称，多层综合楼建筑的主要垂直交通是楼梯，对于楼梯的选则及其在建筑物中的分布，将决定综合楼的合理使用，提高效率和降低造价。因此在平面设计中，主要考虑以下几个方面：一集中,楼梯是出入建筑物的人经常使用的交通工具，所以设置在容易看到的地方。本设计是边检站综合楼，考虑是员工工作和生活的地方，设计应最大程度的满足员工的正常工作生活需求，一层平面主要包括员工活动大厅，食堂，文化展厅（兼接待室），二层以会议室和办公室为主，三到六层为员工宿舍，-28- 分高级宿舍和普通宿舍两种，同时六楼设有男女浴室，功能分区上能够满足正常使用。任何建筑在使用时都会同时受到垂直荷载和水平荷载的作用，随着建筑高度的增加，水平作用力的影响不断加大，并逐渐成为主要的控制因素。同时，垂直作用的影响也相对减小，而侧向位移迅速增大，使高层建筑的设计不仅要求结构的足够强度，而且更重要的是要求结构有足够的刚度，把水平作用引起的侧向位移限制在一定范围内，确保建筑物的安全。框架是由柱子与柱子相连的横梁所组成的承重骨架，框架系统的优点是建筑平面布置灵活，可以形成较大的空间，能够满足各类建筑不同的使用和生产要求。框架结构是目前国内各种类型建筑中经常采用的一种结构体系。本工程设计的是六层的综合楼，要求大空间结构，多种类型房屋组合，经分析比较，决定采用框架结构体系，经济合理，平面布置灵活。结构平面布置图如图3.1所示。图3.1结构平面布置图-28- 3.2.2构件截面尺寸确定1.梁截面尺寸确定梁的截面尺寸应满足承载力、刚度及延性要求，截面高度按梁跨度的1/12～1/8估算，为防止梁产生剪切脆性破坏，梁的净跨度与截面高度之比不宜小于4，梁截面宽度可取1/3～1/2梁高，同时不宜大于1/2柱宽，且不应小于200mm[4]，由此估算的梁截面尺寸见表3.1，混凝土强度等级为C30（fc=14.3N/mm2）表3.1梁截面尺寸（mm）及各层混凝土强度等级层次混凝土强度等级边横梁（b×h）中横梁（b×h）纵梁（b×h）1～6C30300×600300×400300×6002.柱截面尺寸确定抗震设防烈为7度，因该工程建筑总高度H=21.6m<30m，抗震等级为三级，查得轴压比限值由图3.1可知边柱和中柱的负载面积分别为(6600×3300)mm2和(6600×4650)mm2，C35混凝土fc=16.7N/mm2，重力荷载代表值取12KN/m2。（1）边柱=135636mm2（2）中柱=183773mm2如取柱的截面为正方形，则边柱和中柱截面高度分别为369mm和429mm。根据上诉计算结果并综合考虑其它因素，本设计柱截面尺寸取值如下：1层600mm600mm2~6层500mm500mm基础选用阶梯式独立柱基础，埋深2.5m，室内外高差0.3m。框架结构计算简图如图3.2所示，取柱的形心线作为框架柱的轴线；梁轴线取至板底，2-6层柱高度即为层高，取3.6m；底层柱高度从基础顶面取至一层板底，即h=3.6+2.5-1.2-0.1+0.3=5.1m.-28- 图3.2框架结构计算简图3.3重力荷载计算3.3.1屋面及楼面的荷载计算1.屋面荷载（不上人屋面，自上而下）20mm厚细石混凝土保护层220.02=0.44kN/m28mm厚捷罗克防水层0.1kN/m220mm厚水泥砂浆找平层20×0.02=0.4kN/m2-28- 100mm厚水泥蛭石保温层5×0.1=0.5kN/m2100mm厚现浇钢筋混凝土板0.1×25=2.5kN/m2V型轻钢龙骨吊顶（一层9mm纸面石膏，板底有50mm厚的岩棉板保温层）0.17kN/m2屋面恒荷载标准值：∑G=4.11kN/m22.楼面荷载（1~5层）10mm小瓷砖地面0.55kN/m2100mm厚钢筋混泥土板0.1×25=2.5kN/m2V型轻钢龙骨吊顶0.17kN/m2楼面恒荷载标准值：∑G=3.17kN/m23.屋面及各层楼面恒荷载标准值总重屋面4.11×15.9×54=3528.85kN楼面3.17×15.9×54=2721.76kN表3.2各层屋、楼盖恒荷载标准值汇总表层数62~51标准值（kN）3528.852721.762410.214屋面及楼面活荷载标准值（面荷载）不上人屋面荷载为0.5kN/m2楼面活荷载为2.0kN/m2楼梯活荷载为3.5kN/m25屋面及各层楼面的活荷载标准值总重表3.3各层屋、楼盖活荷载标准值汇总表层次62-51-28- 标准值（kN）429.3×0.5=214.651717.2×0.5=858.61520.64×0.5=760.323.3.2各层梁柱重力荷载汇总梁柱可根据截面尺寸、材料容重及粉刷等计算出单位长度上的重力荷载，具体计算过程从略，计算结果见表3.4。表3.4各层梁柱重力荷载标准值层次构件mmkN/mkN/mmkN∑kN1边横梁0.30.6251.054.7256.0720573.6151516.725中横梁0.30.4251.053.152.11066.15梯纵梁0.30.4251.053.153.3883.16普通纵梁0.30.6251.054.7256.028793.8柱0.60.6251.109.95.1402019.62-6边横梁0.30.6251.054.7256.0720573.6151516.725中横梁0.30.4251.053.152.11066.15梯纵梁0.30.4251.053.153.3883.16普通纵梁0.30.6251.054.7256.028793.8柱0.50.5251.106.8753.6409903.3.3各层门窗自重汇总木门单位面积重力荷载为；铝合金窗单位面积重力荷载取；钢铁门单位面积重力荷载为。计算出单位面积上的重力荷载。具体计算过程从略，计算结果见表3.5。-28- 表3.5各层门窗重力荷载层次123-6（kN）42.53445.7350．313.3.4各层墙体自重汇总外墙为490mm厚粘土空心砖，外墙面贴瓷砖（），内墙面为20mm厚抹灰，则外墙单位墙面重力荷载为0.5+15×0.49+17×0.02=8.19内墙为240mm厚粘土空心砖，两侧均为20mm厚抹灰，则内墙单位面积重力荷载为：15×0.24+17×0.02×2=4.28表3.6各层墙体自重标准值汇总表层数墙区别墙面积单位墙面重力荷载-28- 1外墙289.448.194846.19内墙578.434.282外墙304.568.195018.57内墙589.774.283~6外墙308.888.196410.62内墙906.754.283.3.5重力荷载代表值集中在个楼层标高处的各质点重力荷载代表值包括：屋、楼盖自重标准值；梁自重标准值；50%屋、楼面承受的活荷载标准值；上下个半层墙、柱、门窗等自重标准值之和。如图3.2所示：各楼层的重力荷载代表值计算如下：=屋盖重+框架梁重+1/2（墙重+柱重+门窗+50%屋盖活荷载=3662.01+1516.725+1/2（6410.62+990+50.31）+0.5×445.5=7184.48kN=盖重+框架梁重+++50%屋盖活荷载=2824.47+1516.725+1/2（6410.62+990+50.31）+1/2（6410.62+990+50.31）+0.5×891=12767.69kN==楼盖重+框架梁重+×2+50%屋盖活荷载-28- =2824.47+1516.725+1/2（6410.62+990+50.31）×2+0.5×891=12683.13kN=楼盖重+框架梁重+++50%屋盖活荷载=2824.47+1516.725+1/2（5018.57+990+45.738）+1/2（6410.62+990+50.31）+0.5×891=11984.82kN=楼盖重+框架梁重+（墙重+柱重+门窗+=2410.21+1516.725+（4846.19+2019.6+42.534）+1/2（5018.57+990+45.738）=17238.83kN图3.3各质点的重力荷载代表值-28- 3.4框架侧移刚度计算3.4.1横向框架梁的线刚度梁采用C30混凝土N/mm2，在框架结构中，对于现浇的楼面，楼面可以做为梁的有效翼缘，增大梁的有效刚度，见效框架的侧移。为了考虑这一影响，在计算梁的截面惯性矩时，对现浇楼面的边框架梁取，对中框架梁取。(1)横梁线刚度计算采用如下计算公式：，计算结果见表3.7。表3.7横梁线刚度计算表类别层次1.52边横梁1~63.0×104300×6005.4×10966002.45×10103.68×10104.91×1010走道梁1~63.0×104300×4001.6×10927001.78×10102.67×10103.56×10103.4.2横向框架柱的线刚度柱采用C35混凝土，N/mm2。柱线刚度采用如下计算公式：，计算结果见表3.8。表3.8柱线刚度计算表-28- 层次151003.15×104600×6001.08×10106.67×10102-636003.15×104500×5005.21×1094.56×1010柱的侧移刚度按式D=ac×12×ic/h²式中：D——柱的侧移刚度；ac——柱侧移刚度修正系数，对不同情况查表，其中K表示梁柱线刚度比；ic——柱的线刚度，ic=Ec×Ic/hc；Ic——柱的截面惯性矩；h——框架柱的计算高度。表中公式：（1层）（1层）（2-6层）（2-6层）。表3.9中框架柱侧移刚度D值（N/mm）层次中框架边柱中框架中柱c2-61.0770.35147781.8570.482026756072010.7360.45138481.2700.5416617487440表3.10边框架柱侧移刚度D值（N/mm）层次边框架边柱边框架中柱-28- 2-60.8070.29122441.3930.411731111822010.5520.41126170.9520.4915079110784表3.11横向框架层间侧移刚度层次12345598224678940678940678940678940／=598224/678940=0.88>0.7，所以该横向框架为规则框架。第四章横向水平力作用下框架的内力计算4.1水平地震作用下框架内力计算4.1.1横向自振周期计算表4.1结构顶点的假想侧移计算层次67184.487184.4867894010.6363.8512767.6919952.1767894029.4353.2412683.1332635.3067894048.1323.8312683.1345318.4367894066.7275.7211984.8257303.2567894084.4209.0117238.8374542.08598224124.6124.6-28- 结构基本自震周期，其中υT的量纲为m，取，则4.1.2水平地震作用及楼层地震剪力计算本设计中的房屋高度为21.6m，不超过40m，所取计算单元宽度B=15.9m，刚度和质量沿高度分布均匀，层数为6层的框架结构，因此采用底部剪力法进行计算。设防烈度按7度考虑，场地特征周期分区为二区，场地土为Ⅱ类，查表得：特征周期Tg=0.40s水平地震影响系数最大值,式中：Fi—质点i的水平地震作用标准值；Gi，Gj—分别为集中于质点i、j的重力荷载代表值，按建筑抗震规范5.1.3；Hi，Hj—分别为质点i、j的计算高度；α1—相应于结构基本自振周期的水平地震影响系数值；Geq—结构等效总重力荷载；FEK—结构底部剪力；δn—顶部附加地震作用系数。-28- 因为，所以应考虑顶部附加水平地震作用。顶部附加地震作用系数各质点的水平地震作用：表4.2各质点横向水平地震作用及楼层地震剪力计算表层次Hi（m）Gi（kN）GiHi（kN）Fi（kN）Vi（kN）623.17184.48165961.490.172477.6477.6519.512767.69248969.960.258716.41194.0415.912683.13201661.770.209580.31774.3312.312683.13156002.500.162449.82224.128.711984.82104267.930.108299.92524.015.117238.8387918.030.091252.72776.7-28- 各质点水平地震作用及楼层地震剪力沿房屋高度的分布见图4.1。（a）水平地震作用分布（b）层间剪力分布图4.1横向水平地震作用及楼层地震剪力4.1.3水平地震作用下的位移验算抗震变形验算H式中，—多遇地震作用标准值产生的楼层内最大的弹性层间位移；—弹性层间位移角限值，查表5.5.1，=1/550。水平地震作用下框架结构的层间位移和顶点位移按下式计算和,各层的层间弹性位移角，计算结果见表4.3。-28- 表4.3横向水平地震作用下的位移验算层次6477.66789400.7016.7136001/5143511946789401.7616.0136001/204544146.36789402.6114.2536001/137934936.66789403.2811.6436001/109822524.06789403.728.3636001/96812776.75982244.644.6451001/1099由表可见，最大层间弹性位移角发生在第2层，其值1/9681/550,满足要求,其中是由弹性层间位移角限值查得。4.1.4水平地震作用下弯矩、剪力及柱轴力计算1柱剪力=（D1/）×2反弯点高度比y=+++式中，y—各层柱的反弯点高度比；—标准反弯点高度比，依上下梁的平均线刚度与柱相对线刚度的比值，总层数，该层所在位置得出；—上下梁相对线刚度变化的修正值，各层线刚度无变化时取=0；—上下层高度变化修正值，由上层对该层层高比值确定（对于顶层可不考虑）二层以上无层高变化时，=0；-28- —下层层高变化修正值，由下层层高对该层层高比值确定（对于下层可不考虑），三层以上无层高变化是，=0。3柱端弯矩柱剪力按顺时针方向为正考虑，弯矩按实际方向考虑；=框架柱端剪力及弯矩按式；；。各柱反弯点高度比本例中底层柱需考虑修正值y2，第二层柱需考虑修正值y1和y3，其余柱无需修正。计算结果见表4.4。其余框架计算从略。表4.4各层柱端弯矩及剪力计算注：表中量纲为，量纲为。4.水平地震作用下梁端弯矩剪力及柱轴力计算-28- 弯矩以实际方向进行计算,剪力以顺时针方向为正，轴力以受压为正。中柱轴力：/边柱轴力：。梁端弯矩、剪力及柱轴力分别按式；；其中梁线刚度取自表3.7，具体计算过程见表4.5表4.5地震荷载作用下梁端弯矩、剪力及轴力计算层次边梁走道梁柱轴力边柱中柱620.1513.246.65.069.69.62.77.11-5.06-2.05557.3538.856.614.5828.1728.172.720.87-19.64-8.34494.3668.20.6.624.6349.4549.452.736.63-44.27-20.343131.2687.776.633.1963.6563.652.747.15-77.46-34.32146.92106.836.638.4577.4677.462.757.38-115.91-53.231171.54143.986.647.81104.39104.392.777.33-163.72-82.75注：1)柱轴力中的负号表示拉力。左地震作用时，左侧两根柱为拉力，对应的右侧两根柱为压力。2)表中单位为，单位为kN，单位为kN，单位为m水平地震作用下框架的弯矩图、梁端剪力图及柱轴力图如图4.2-28- （a）框架弯矩图（b）梁端剪力及柱轴力图图4.2左地震作用下框架弯矩图、梁端剪力及轴力图-28- 4.2水平风荷载作用下框架内力计算4.2.1水平风荷载标准值基本风压w0=0.55KN.m2。由《荷载规范》查得（迎风面）和（背风面），B类地区，H/B=23.1/54=0。428，查得：脉动影响系数=0.42.T1=0.72S，.查得脉动增大系数ξ=1.31。仍取图中⑥轴线横向框架，其负载宽度6.6m，沿房屋高度分布风荷载标准值根据各楼层标高处高度Hi查取，沿房屋高度的分布见图4.4。表4.6沿房屋高度分布风荷载标准值层次Hi（m）Hi/H（m）623.111.301.4235.3723.358519.50.8441.241.4234.9483.092415.90.6881.161.3744.4672.792312.30.5321.061.3263.9282.45528.70.3771.001.2763.5052.191111 15.10.2211.001.2073.2582.036（a）风荷载沿房屋高度的分布（单位：kN/m）（b）等效节点集中风荷载（单位：kN/m）图4.3框架上的风荷载《荷载规范》规定高度大于30m且高宽比大于1.5的房屋结构，应采用风振系数来考虑风压脉动的影响。本设计房屋高度H=22.5m<30m,H/B=1.36<1.5,但由表4.6可见，沿房屋高度在1.207-1.423范围内变化，即风压脉动的影响较大。因此，该设计房屋应考虑风压脉动的影响。111 框架结构分析时，应按静力等效原理将图4.4（a）的分布风荷载转化为节点集中荷载，如图4.4（b），具体计算过程如下：=1/2×8.04×3.6+1/3×(8.73-8.04）×3.6=15.3kN=(8.04+7.259)×3.6×1/2+（8.73-8.04）×3.6×1/2×1/3+（8.04-7.259）×3.6×1/2×2/3=28.89kN=(7.259+6.383)×3.6×1/2+（8.04-7.259）×3.6×1/2×1/3+（7.259-6.383）+（2.607-2.214）×3.6×1/2×2/3=27.13kN=(6.383+5.696)×3.6×1/2+（7.259-6.383）×3.6×1/2×1/3+（6.383-5.696）×3.6×1/2×2/3=23.92kN=(5.696+5.294)×3.6×1/2+（6.383-5.696）×3.6×1/2×1/3+（5.696-5.294）×3.6×1/2×2/3=21.16kN=5.294×3.6×1/2+1/6×(5.696-5.294)×3.6+1/3×5.294×5.1=18.77kN4.2.2风荷载作用下的水平位移验算根据图4.3（b）所示的水平荷载，由式计算层间剪力，然后依据表3.9求出框架的层间侧移刚度，再按式和式计算各层的相对侧移和绝对侧移。计算过程见表4.7。111 表4.7水平风荷载作用下框架层间剪力及侧移计算层次123456Fi（kN）18.7721.2623.9227.1328.8915.3Vi（kN）135.17116.495.2471.3244.1915.36093070090700907009070090700902.221.661.361.020.630.222.223.885.246.266.897.111/22971/21691/26471/35291/57141/16363由表4.7可见，风荷载作用下框架的最大层间位移角为1/2169,远小于1/550.满足规范要求。4.2.3风荷载作用下弯矩、剪力及柱轴力计算表4.8各层柱端弯矩及剪力计算层次（m）（kN）(N/mm)边柱y63.615.370090147783.231.0770.455.236.4053.644.1970090147789.321.0770.5016.7816.7843.671.32700901477815.041.0770.5027.0727.07111 33.695.24700901477820.081.0770.5036.1436.1423.6116.40700901477824.541.0770.5044.1744.1715.1135.17609301384830.720.7360.70109.6747.00层次（m）（kN）(N/mm)中柱y63.615.370090202674.421.8570.457.168.7553.644.19700902026712.781.8570.5023.0023.0043.671.32700902026720.621.8570.5037.1237.1233.695.24700902026727.541.8570.5049.5749.5723.6116.40700902026733.661.8570.5060.5960.5915.1135.17609301661736.861.2700.64120.3167.67注：表中量纲为，量纲为kN。表4.9梁端弯矩、剪力及轴力计算层次边梁走道梁柱轴力边柱中柱66.405.076.61.743.683.682.72.73-1.74-0.99522.0117.486.65.8912.6812.682.79.39-7.72-4.4443.8534.856.611.9225.2725.272.716.72-19.64-11.2363.2150.256.617.1936.4436.442.726.99-36.83-21280.3163.866.621.8446.3046.302.734.30-58.67-33.46191.1774.356.625.0853.9153.912.739.93-83.75-92.13111 图4.4水平风荷载作用下框架梁柱弯矩(kNm)、剪力(kN)及轴力(kN)111 第五章竖向荷载作用下框架内力计算5.1计算单元取2轴线横向框架进行计算，计算单元宽度为6.6m，计算单元范围内的楼面荷载通过纵向框架梁以集中力的形式传给横向框架，作用于各节点上，由于纵向框架梁的中心线与柱的中心线重合，因此在框架节点上无集中力矩。图5.1横向框架计算单元5.2恒荷载作用下框架内力计算111 5.2.1荷载计算图5.2各层梁上作用的恒荷在图5.2中，、，为均布荷载形式。对于第六层和分别为房间和走道板传给横梁的三角形荷载，由图所示几何关系可得=4.11×3.3=13.563=3.17×3.3=10.461、分别为由边纵梁、中纵梁直接传给柱的恒载，它包括梁自重、楼板重等的重力荷载，计算如下：111 对于第层，包括梁自重和其上横梁自重，为均布荷载。其它荷载计算方法同第6层，结果为；=3.17×3.3=10.461；表5.1横向框架恒荷汇总表层次64.7253.1513.56311.097120.7157.321～54.7253.1510.4618.559100.23128.475.2.2内力计算1.梁端、柱端弯矩梁端、柱端弯矩采用弯矩二次分配法计算。由于结构和荷载均对称，故计算时可采用半框架。弯矩计算过程如图5.3所示，所得弯矩图如图5.4所示。111 图5.3恒荷作用下横向框架弯矩的二次分配法（M单位：）111 图5.4恒荷载作用下框架弯矩图（单位：）2.梁端剪力及柱轴力计算111 梁端剪力可根据梁上竖向荷载引起的剪力与梁端弯矩引起的剪力相叠加而得；柱轴力可由梁端剪力和节点集中力叠加得到，计算柱底轴力还需要考虑柱的自重，如表5.2和表5.3所列。(1).梁端剪力计算均布荷载作用下：AB跨：BC跨：弯矩作用下：AB跨：BC跨：表5.2永久荷载作用下梁端剪力层次荷载引起剪力（）弯矩引起剪力（）总剪力（）AB跨BC跨AB跨BC跨AB跨BC跨637.9711.74-0.90037.0738.8711.74532.8510.03-0.30032.5533.1510.03432.8510.03-0.37032.4833.2210.03332.8510.03-0.37032.4833.2210.03232.8510.03-0.39032.4633.2410.03132.8510.03-0.38032.4733.2310.03(2).柱轴力计算A柱：顶端：底端：B柱：顶端：底端：111 表5.3恒荷载作用下柱轴力表层次654321A柱157.77315.3472.76630.22787.75945.2182.52340.05497.51654.97812.5995.69B柱159.57345.94532.38718.82905.281091.73184.32370.69557.13743.57930.031142.22注：计算过程中用到的是由表6.4查得；是由表6.7查得。5．3活荷载作用下框架内力计算5.3.1荷载计算活荷载作用下的各层框架梁上的合作分布如图5.4所示图5.4各层梁上作用的活载对于地6层111 对于层表5.4横向框架活荷汇总表层次61.651.3510.8915.351-56.65.443.5661.385.2.2内力计算(1）梁端、柱端弯矩计算方法同恒荷载作用下的梁端、柱端弯矩计算,计算过程如图5.5所示。（2）梁端剪力及柱轴力计算1、梁端剪力计算均布荷载：AB跨：BC跨：弯矩作用下：AB跨：BC跨：111 计算结果见表5.5图5.5活荷作用下横向框架弯矩的二次分配法（M单位：）111 图5.6活荷载作用下框架弯矩图（单位：）111 表5.5活荷载作用下梁端剪力层次荷载引起剪力（）弯矩引起剪力（）总剪力（）AB跨BC跨AB跨BC跨AB跨BC跨61.110.91-0.0801.031.190.9154.463.65-0.0404.064.863.6544.463.65-0.3604.104.823.6534.463.65-0.3604.104.823.6524.463.65-0.3704.094.833.6514.463.65-0.3604.104.823.652.柱轴力计算（不计算柱自重）A柱：B柱：表5.6活荷载作用下柱轴力表（）层次654321A柱活荷载11.9259.54107.2154.86202.51250.17B柱活荷载16.5482.78148.98215.18281.39347.59第六章横向框架内力组合111 结果的抗震等级可根据结构类型，地震烈度，房屋高度等因素确定。该建筑结构类型为框架，地震烈度为7度，建筑高度30m，查规范可知，该框架抗震等级为三级。6.1梁的内力组合梁内力控制截面一般取两端支座截面及跨中截面。支座楼面内力有支座正，负弯矩及剪力，跨中截面一般为跨中正弯矩。本工程为三级框架，只考虑下面四种组合：(1)1.2+1.26；(2)1.2+1.3；(3)1.2+0.8×1.4（+）；(4)[1.2（+0.5）+1.3]。各层梁的内力组合表见后面，表中，两列中的梁端弯矩M为经过弯矩调幅后的弯矩。由于框架梁梁端的弯矩较大，配筋较多，但由于超静定结构具有内力重分布的特点，所以在重力荷载作用下可乘以弯矩调幅系数，适当降低梁端弯矩，表中的当梁受弯时取0.75，当柱受压时取0.8[8]。1.横梁内力组合表111 表6.1框架梁内力组合表层次截面位置内力→←→←1M-27.26--9.9791.17171.5469.60-160.15138.23-196.27-46.77-46.6798.48V32.474.1025.0847.8112.5375.73-17.6288.0515.4644.70M-29.28-10.7574.35143.98-142.3645-171.52109.19-50.29-50.19V33.234.8225.0847.8177.5514.3589.18-16.4849.6846.62M-5.65-2.1953.91104.3958.39-77.4795.71-107.85-9.82-9.85149.09V10.033.6539.9377.33-33.6866.95-73.3697.5417.1917.15143.07201.2696.7297.692M-27.81-10.1780.31146.9255.00-147.38113.64-172.85-47.71-47.6187.52111 V32.464.0921.8438.4516.5971.62-7.2977.6847.9144.68M-29.85-10.9663.86106.83-130.0930.83-135.9672.36-51.26-51.16V33.244.8321.8438.4573.4918.4678.86-6.1249.7046.65M-5.67-2.246.3077.4648.76-67.9169.43-81.62-9.85-9.88110.77V10.033.6534.3057.38-26.5859.85-51.3175.5017.1917.15续表6.1框架梁内力组合表层次截面位置内力--→←----→←--118.58176.3370.4580.84M-25.06-2.756.4020.15-25.47-41.60-4.15-43.44-36.58-33.9246.30V37.071.031.745.0643.5947.9732.7543.9351.0745.93M-29.78-2.935.0713.24-45.82-33.04-41.03-15.21-43.13-39.84V38.871.191.745.0650.3445.9545.8534.6653.6648.31M-8.26-0.563.689.6-5.98-15.251.67-17.05-11.71-10.7031.22V11.740.912.737.1111.7918.674.5820.3016.7615.36111 2.6640.614.3021.65111 2.横梁跨间最大正弯矩计算下面以第一层AB跨梁考虑地震作用的组合为例，说明各内力的组合方法。对支座负弯矩按相应的组合情况进行计算，求跨间最大正弯矩时，可根据梁端弯图6.1均布和梯形荷载下的计算简图矩组合值及梁上荷载设计值，由平衡条件确定。由图6.1可得=若，说明，其中为最大正弯距截面至A支座的距离，由下式求解：跨间最大正弯距：若，说明，则=跨间最大正弯距：若，则同理，可求得三角形分布荷载和均布荷载作用下的、、的计算公式；111 图6.2均布和三角形荷载下的计算简图由下式解得：跨间最大正弯矩为：(1)首先求本设计第一层AB跨间最大正弯矩：梁上荷载设计值=1.24.725=5.67=1.2（10.461+0.56.6）=16.51左震：=<0=0.75190.76=143.07右震：=111 =0.75268.35=201.26剪力计算AB净跨=6.6-0.6=6.0m左震：==104.921==右震：=103.59===+=178.09+179.28=357.37>230.61+139.77=370.38=则：=1.2=1.2=0.85115.86=98.48=0.85113.25=96.26BC跨间最大正弯矩：梁上荷载设计值=1.23.15=3.78=1.2（8.559+0.55.4）=13.51左震：=111 =0.75130.25=97.69右震：中跨左右两端和左震相同=剪力计算BC净跨=左震：===右震：===(2)再求本设计第二层AB跨间最大正弯矩：梁上荷载设计值=1.24.725=5.67=1.2（10.461+0.56.6）=16.51左震：=<0111 =右震：==剪力计算AB净跨左震：===右震：=====则：=1.2=1.2==111 BC跨间最大正弯矩：梁上荷载设计值=1.23.15=3.78kN/m=1.2（8.559+0.55.4）=13.51kN/m左震：==右震：中跨左右两端和左震相同=剪力计算BC净跨=左震：===右震：====111 (3)再求本设计六层AB跨间最大正弯矩：梁上荷载设计值=1.24.725=5.67左震：==右震：==剪力计算AB净跨左震：==111 =右震：=====则：=1.2=1.2==BC跨间最大正弯矩：梁上荷载设计值=1.23.15=3.78=1.2左震：==右震：中跨左右两端和左震相同111 =剪力计算BC净跨=左震：===右震：====6.2柱内力组合1.柱内力组合（A柱）考虑一下几种组合：组合(1)——；组合(2)——；组合(3)——；组合(4)——；组合(5)——111 表6.2横向框架A柱弯矩和轴力组合层次次截面内力SGKSQKSWKSEK1.2SGK+1.26（SQK+SWK）(1.2(SGK+0.5SQK)1.35SGK+SQK1.2SGK+1.4SQKNNMM6柱顶M31.323.446.420.1533.8549.9810.7652.6745.7242.452.6710.7645.72N157.7711.921.745.06202.15206.54151.92162.44224.91206.01162.44151.92224.91柱底M-20.84-5.385.230.85-25.20-38.38-11.30-33.87-33.51-32.54-38.38-11.30-33.51N182.5211.921.745.06231.85236.24175.68186.20258.32235.71236.24175.68258.325柱顶M15.946.9216.7846.56.7048.99-29.7466.9828.4428.8266.98-29.7428.44N315.359.547.7219.64443.65463.11310.84351.69485.20461.72351.69310.84485.20柱底M-17.53-6.4216.7831.0-7.89-50.2712.33-52.15-30.09-30.02-52.1512.33-30.09N340.0559.547.7219.64473.35492.81334.60375.45518.61491.42375.45334.60518.61111 4柱顶M17.536.4227.0763.36-4.9863.23-45.9885.8030.0930.0285.80-45.9830.09N472.76107.219.6444.27677.64727.13459.26551.35745.43717.39551.35459.26745.43续表6.2横向框架A柱弯矩和轴力组合层次截面内力SGKSQKSWKSEK1.2SGK+1.26（SQK+SWK）(1.2(SGK+0.5SQK)1.35SGK+SQK1.2SGK+1.4SQKNMM柱底M-17.53-6.4227.0751.844.98-63.2334.00-73.82-30.09-30.02-73.8234.00-30.09N497.51107.219.6444.27707.34756.83483.02575.11778.84747.09575.11483.02778.843柱顶M17.536.4236.1479.42-16.4174.66-62.69102.5130.0930.02102.51-62.6930.09N630.22154.8636.8377.46904.98997.79589.79759.901005.66973.07759.90589.791005.66柱底M-17.81-6.5236.1464.9815.95-75.1247.35-87.81-30.56-30.5-87.8147.35-30.56N654.97154.8636.8377.46934.681027.49622.55783.661039.071002.77783.66622.551039.07111 2柱顶M16.956.2044.1781.94-27.5083.81-65.97104.4729.0829.02104.47-65.9783.81N787.75202.5158.67115.911126.541274.39732.90973.991265.971228.81973.99732.901274.39柱底M-17.8-6.5244.1781.9426.08-85.2365-105.44-30.55-30.49-105.4465-85.23N812.5202.5158.67115.911156.241304.09756.66997.751299.391258.51997.75756.661304.09续表6.2横向框架A柱弯矩和轴力组合柱顶M16.275.944789.6-32.2186.23-74.71111.6527.9027.84111.65-74.7186.23N945.2250.1783.75163.721343.931554.98857.201197.741526.11484.481197.74857.201554.981柱底M-8.14-2.97109.67209.06124.67-151.69208.18-270.15-13.96-13.93-270.15208.18-151.69N995.69250.1783.75163.721404.521615.57905.681246.211594.351545.071246.21905.681615.57表6.3横向框架A柱柱端组合弯矩设计值的调整层次6543211111 截面柱顶柱底柱顶柱底柱顶柱顶柱底柱底柱顶柱底柱顶柱底——69.26120.8771.88118.26————————————310.67——236.24351.69375.45551.35————————————1246.21表6.4横向框架A柱剪力组合(KN)层次SGKSQKSWKSEK1.2SGK+1.26（SQK+SWK）γRE[1.2（SGK+0.5SGK）+1.3SEK]1.35SGK+SQK1.2SGK+1.4SQK6-14.4-2.45±3.23±8.61-16.41-24.54-6.52-25.54-22.01-20.8231.685-9.30-3.71±9.32±21.53-4.09-27.5812.41-35.17-15.73-16.3550.064-9.74-3.57±15.04±322.76-35.1423.60-47.12-16.72-16.6949.89111 3-9.82-3.59±20.08±40.118.99-41.6132.47-56.17-16.85-16.8149.432-9.65-3.53±24.54±45.5214.89-46.9542.26-58.34-16.56-16.5256.381-4.79-1.75±30.72±58.5630.75-46.6658.93-70.49-8.22-8.2070.00注:表中V以绕柱端顺时针为正.V=γRE[ηvc为相应于本层柱净高上下两端的剪力设计值.表6.5横向框架B柱弯矩和轴力组合SGKSQKSWKSEK1.2SGK+1.26（SQK+SWK）(1.2(SGK+0.5SQK)+1.3SEK1.35SGK1.2SGK+111 层次截面内力+SQK1.4SQKNMM6柱顶M-26.91-2.968.7522.84-47.05-25.00-51.01-3.50-39.29-36.44-51.01-51.01-39.29N159.5716.540.992.05211.08213.57158.99163.26231.96214.64158.99158.99231.96柱底M17.834.647.1614.636.2618.2234.534.1628.5327.8936.2634.5327.89N184.3216.540.992.05240.78243.27182.75187.02265.37244.34240.78182.75244.345柱顶M-14.1-5.912352.42-53.354.61-70.8938.14-24.95-25.19-70.89-70.89-24.95N345.9482.784.48.34513.89524.97363.16380.51549.80531.02363.16363.16549.80柱底M15.245.522341.1838.98-18.9860.11-25.5526.0926.0260.1160.1126.09N370.6982.784.48.34543.59554.67386.92404.27583.21560.72386.92386.92583.214柱顶M-15.24-5.5237.1276.47-72.0121.53-96.8162.25-26.09-26.02-96.81-96.81-26.09N532.38148.9811.220.34812.46840.68561.44603.75867.69847.43561.44561.44867.69M15.245.5237.1262.5672.01-21.5382.34-47.7826.0926.0282.3482.3426.09111 柱底N557.13148.9811.220.34842.16870.38585.20627.51901.11877.13585.20585.20901.113柱顶M-15.24-5.5249.5788.88-87.7037.22-109.7275.16-26.09-26.02-109.72-109.72-26.09N718.82215.182134.31107.251160.17757.68829.031185.591163.84757.68757.681185.59柱底M15.455.649.5785.4088.05-36.86106.34-71.3026.4626.38106.34106.3426.46N743.57215.182134.31136.951189.87781.44852.791219.001193.54781.44781.441219.002柱顶M-14.77-5.3560.5998.89-100.8151.88-119.5986.10-25.29-25.21-119.59-119.59-25.29N905.28281.3933.4653.231398.731483.05948.781059.501502.521480.28948.78948.781502.52柱底M15.255.5260.5998.89101.60-51.09120.14-85.5626.1126.03120.14120.1426.11N930.03281.3933.4653.231428.431512.75972.541083.261536.931509.98972.54972.541536.93111 1柱顶M-14.3-5.1867.67149.48108.9561.58-171.67139.24-24.49-24.41-171.67-171.6761.58N1091.73347.5992.1382.751631.961864.121128.841300.961821.431796.701128.841128.841864.12柱底M7.152.59120.31243.89163.43-139.75261.15-245.5412.2412.21261.15261.15-139.75N1142.22347.5992.1382.751692.511924.671177.311349.431889.591857.291177.311177.311924.67表6.6横向框架B柱柱端组合弯矩设计值的调整层次6543211截面柱顶柱底柱顶柱底柱顶柱顶柱底柱底柱顶柱底柱顶柱底69.1680.99158.3591.68147.66102.61136.73112.65126.69126.54180.82301.01158.99240.78363.16386.92561.44585.20757.68781.44948.78972.541128.841177.31111 表6.7横向框架B柱剪力组合()层次SGKSQKSWKSEK1.2SGK+1.26（SQK+SWK）γRE[1.2（SGK+0.5SGK）+1.3SEK]1.35SGK+SQK1.2SGK+1.4SQKV=γRE[ηvc612.432.11±4.42±10.423.1412.0125.252.2618.8917.8736.7058.153.18±12.78±2629.89-2.3238.66-18.8014.1814.2361.1248.473.07±20.62±38.6240.01-11.9552.88-32.4714.5014.4661.1838.533.09±27.54±48.4148.83-20.5763.77-43.2214.6114.5660.9628.343.02±33.66±54.9456.22-28.6070.7650.6614.2814.2461.90111 14.211.52±36.86±77.1353.41-39.4890.30-80.167.207.1883.14注：表中V以绕柱端顺时针为正，为相应于本层柱净高上、下两端的剪力设计值。。111 第七章截面设计7.1框架横梁截面设计这里仅以第一层梁为例，说明计算方法和过程，其他层梁的配筋计算结构见表7.1框架梁横向钢筋计算表表7.1框架梁纵向钢筋计算表层次截面M（kN.m）ξ实配钢筋As6支座A-33.750.0098041724164.670.47BL-31.29<01634160.47AB跨36.810.0228041854164.350.47支座Br-45.57<02074160.73BC跨43.560.0218041944164.140.732支座A-115.720.01511378592182201.320.67B-118.56<07372182200.67AB跨115.900.106113785621821.320.67111 20支座Br64.97<05934181．03BC跨92.110.09411376892162181.651.031支座A-172.96<09072182200.60BL-147.96<06912182200.60AB跨195.050.01711379802182201.160.60支座Br82.03<06904180.73BC跨77.740.0409106102162181.490.837.1.1正截面承载力计算材料：纵向钢筋采用HRB400，N/mm2箍筋采用HPB235，=210N/mm2混凝土采用C30，N/mm2=16.7N/mm2从梁柱内力组合表中分别挑选出跨间截面及支座截面的最不利内力，并将支座中心处的弯矩换算为支座边缘控制截面的弯矩进行配筋计[9]。111 由梁剪力弯矩内力组合表查得：1.一层AB跨：支座处：261.69-103.590.6/2=-230.610.75×230.61=172.96228.76-104.920.6/2=197.280.75×197.28=147.96跨间弯矩取控制截面，即支座边缘处的正弯矩。由表2.49可求得相应的剪力V=1.3×47.81-（32.47+0.5×4.10）=27.63kN则支座边缘处268.35-27.63×0.6/2=260.06kNm0.75×260.06=195.05当梁下部受拉时，按T形截面设计，当梁上部受拉时，按矩形截面设计。翼缘计算宽度当按跨度考虑时，===2200mm，按梁间距考虑时，==300+6000=6300mm按翼缘厚度考虑时，=h-as=600-35=565mm，/=100/565=0.18>0.1，此种情况不起控制作用，故=2200mm。梁内纵向钢筋选HRB400级钢，（fy=f=360N/mm2），=0.518。下部跨间截面按单筋T形截面计算。因为=1.0×16.7×2200×100×（565-100/2）×=1892.11kNm>195.05kNm属于第一类T形截面==0.017111 111 实配钢筋218，220（AS=1137）。满足要求。将下部跨间截面的418钢筋伸入支座，作为支座负弯矩作用下的受压钢筋（），在计算相应的受拉钢筋，即支座A上部（计算梁上部钢筋截面时，将已计算所得的下部钢筋伸入支座，作为支座负完具作用下的受压钢筋，再进行计算相应的受拉钢筋截面面积，简单的说就是计算梁上部受拉钢筋时，按双筋矩形截面计算）说明富裕，且达不到屈服。可近似取mm2实取218，220（AS=1137）。支座Bl上部mm2实配钢筋418（AS=1017mm2）111 满足要求。2.一层BC跨支座弯矩跨间弯矩取控制截面，即支座边缘的正弯矩。由表可求得相应的剪力则支座边缘处当梁下部受拉时，按T形截面设计，当梁上部受拉时，按矩形截面设计。翼缘计算宽度当按跨度考虑时，===900mm，按梁间距考虑时，==300+6000=6300mm按翼缘厚度考虑时，==400-35=365mm，/=100/365=0.274>0.1，此种情况不起控制作用，故=900mm。梁内纵向钢筋选HRB400级钢，（fy=f=360N/mm2），=0.518。下部跨间截面按单筋T形截面计算。因为=1.0×16.7×900×100×（365-100/2）×=473.45kNm>77.74kNm属于第一类T形截面==0.040111 实配钢筋218，216（AS=910）满足要求。将下部跨间截面的416钢筋伸入支座，作为支座负弯矩作用下的受压钢筋（）再计算相应的受拉钢筋，即支座上部实配216，218（AS=804）。7.1.2斜截面承载力计算AB跨故截面尺寸满足要求。梁端加密区箍筋取4肢8@100，箍筋用HPB235级钢筋（）则111 配箍率也满足要求。因此，AB跨非加密区箍筋为@150加密区取4肢＠150，加密区长度取1.5h=900mm。BC跨：若梁端箍筋加密区取4肢＠100，则其承载力为由于非加密区长度较小，故全跨均可按加密区配置。表7.2框架梁箍筋数量计算表层次截面（kN）（kN）梁端加密区非加密区实配筋Asv/s实配筋6ABL46.30566.13>-0.75四肢φ8@100(2.01)四肢φ8@200(0.447)Br31.22365.73-0.75φ8@100(2.01)φ8@200(2.01)2ABL87.52566.13-0.75四肢φ8@100(2.01)四肢φ8@200(0.447)Br110.77365.73-0.75φ8@100(2.01)φ8@150(0.447)1ABL98.48566.13-0.75四肢φ8@100(2.01)四肢φ8@200(0.447)Br149.09365.73-0.75φ8@100(2.01)φ111 8@200(0.447)注：表中v为换算至支座边缘处的梁端剪力7.2框架柱截面设计7.2.1剪跨比和轴压比验算表7.3框架柱的剪跨比和轴压比验算柱号层次A柱160056016.7148.8782.931661.613.2>20.28<0.8250046016.7139.2968.641330.334.41>20.32<0.8650046016.770.2330.05314.995.08>20.08<0.8B柱160056016.7228.89106.241569.753.85>20.26<0.8250046016.7159.4583.251296.724.16>20.30<0.8650046016.768.0129.71321.044.98>20.08<0.87.2.2正截面承载力计算遵循强柱弱梁的设计原则，为了保证框架柱的受弯承载力大于梁的受弯承载力，避免柱中出现塑性铰而形成柱铰型破坏机构。以第二层B柱为例说明。根据B柱内力组合表，将支座中心处的弯矩换算至支座边缘，并于住端组合弯矩的调整值比较后，111 选出最不利内力，进行配筋计算。B节点左、右梁端弯矩B节点上、下柱端弯矩，在节点处将其按弹性弯矩分配给上、下柱端，即取20mm和偏心方向截面尺寸的1/30两者中的较大值，即500/30=25mm，故取=20mm。柱的计算长度按公式确定，其中111 因为，故应考虑偏心距增大系数对称配筋为大偏压的情况。再取以及相应的进行计算，，节点上、下柱端弯矩111 此组内力是非地震组合情况，且无水平荷载效应，故不必进行调整，且取。16.06+20=36.06mm=4.5×103/500=9>5,故应考虑偏心增大系数。同理可求得>1.0(取1.0)为小偏压的情况。按上式计算时，应满足,及，因为N=1536.93KN<按构造配筋，据《建筑抗震设计规范》（GB500011－2001）6.3.8条，当抗震等级为三级时，柱纵向钢筋的最小总配筋率，对于中柱和边柱为0.7%，同时每一侧配筋率不应小0.2％，故故配420(=1256mm2)。配筋率：111 满足要求。7.2.3斜截面承载力计算为防止构件发生脆性剪切破坏，宜使构件的斜面的受剪承载里大于构件弯曲屈服时实际达到的剪力，以第1层柱为例进行计算。由上可知，上柱柱端弯矩设计值为对二级抗震等级，柱底弯矩设计值则框架柱的剪力设计值满足要求。其中取较大的柱下端值，而且、不应考虑，故为将表6.5查得的值除以0.8，为将表6.6查得的值除以0.85.与相应的轴力N=1411.05<0.3fcbh=0.3×16.7×6002/1000=1803.6kN取N=1411.05kN111 该层柱应按构造配筋，根据抗震设计规范6.3.12条，柱端加密区ρv不应小于0.6％，1层B柱的轴压比查表8.3得0.026，查得最小配箍特征值λv=0.105。则最小体积配箍率取10=78.5，则。根据构造要求，取加密区箍筋为410@100，加密区长度按照规范要求取一层柱底为，柱顶取。非加密区选用4肢箍8@200。表7.4框架柱箍筋数量表柱号层次实配箍筋加密区非加密区A柱631.68768.20281.141252.5<00.5644φ8@2004φ8@200256.38768.201592.991252.5<00.5484φ8@2004φ8@200170.001122.241943.731803.6<00.7324φ8@2004φ8@200111 B柱636.70768.2086.451252.5<00.5644φ8@2004φ8@200261.90768.201185.981252.5<00.5484φ8@2004φ8@200183.141122.241411.051803.6<00.7324φ8@2004φ8@200111 第八章板设计本工程采用双向现浇板的楼面和屋面，楼板和屋面板均采用100mm厚，混凝土强度等级为C25，，钢筋采用HPB235级钢筋，，设计时按弹性理论设计，采用以单区格板为计算基础的计算8.1屋面板设计方法，假定支撑梁不产生竖向位移且不受扭。8.1.1内力计算1．荷载设计值屋面活荷载设计值：恒荷载设计值：g=1.2×4.11=4.93N/m22计算跨度内跨：（轴线间距离），边跨：各区格板的计算跨度列于表111 3弯矩计算本工程边梁对板的作用视为固定支座，所以区格按其位置和尺寸分为A，B，C，D，E，F六类。跨中最大弯矩为当内支座固定时在作用下的跨中弯矩值，与内支座铰支是在作用下的跨中弯矩值之和。本设计计算时混凝土泊松比取0.2；支座最大负弯矩为当内支座固定时作用下的支座弯矩。A区格板：查表得B区格：查表得其他区格计算从略，结果见表8.1。111 表8.1正截面受弯承载力设计值（按弹性理论计算）区格项目ABCDEF(m)2.72.76.286.283.92.7(m)6.63.96.286.66.286.280.410.6910.950.620.431.8641.5154.95611.8723.4221.8870.4200.7714.9564.971.4523.97-3.482-3.041-11.289-12.104-6.637-3.458-3.482-3.0410-12.104-6.637-3.458-2.311-2.3150000-2.311-2.315-11.289-11.619-4.846-2.3158.1.2截面设计有效高度：短跨方向，长跨方向，钢筋截面，为便于计算取0.95。截面配筋计算结果及实际配筋列出表111 表8.2截面配筋项目截面mmMkN·mmm2配筋实有跨中A区格方向801.864116.79@200169.56方向700.42030.08@40098.91B区格方向801.51594.92@200169.56方向700.77155.21@40098.91C区格方向804.956310.53@150385方向704.956310.53@150385D区格方向8011.872743.86@100863方向704.97355.89@200471E区格方向803.422214.41@150217方向701.452103.97@200170F区格方向801.887118.23@200170方向703.97284.28@100311111 支座A-A80-3.482218.17@150217A-B80-3.482218.17@150217A-D80-12.104752.76@100863A-F80-6.637415.85@200471B-E80-12.104752.76@100863C-D80-11.289707.33@100863C-F80-11.619728.01@100863D-D80-11.619728.01@100863D-E80-3.482218.17@1502178.2楼板设计方法，假定支撑梁不产生竖向位移且不受扭。8.2.1荷载设计值屋面活荷载设计值：恒荷载设计值：1.2×3.17=3.80kN/m28.2.2截面设计111 表8.3正截面受弯承载力设计值（按弹性理论计算）区格项目ABCDEF(m)2.72.76.286.283.92.7(m)6.63.96.286.66.286.280.410.6910.950.620.432.4662.0086.517.1504.5742.6100.6141.0556.516.5432.0220.681-3.966-3.457-12.948-13.88-7.612-3.966-3.966-3.457-12.948-13.88-7.612-3.966-2.650-2.655-12.948-13.327-5.558-2.655-2.650-2.655-12.948-13.327-5.558-2.655111 表8.4截面配筋项目截面mmMkN·mmm2配筋实有跨中A区格方向802.466154.51@200170方向700.61443.97@40098.91B区格方向802.008125.81@200170方向701.05571.97@40098.91C区格方向806.51407.89@200471方向706.51407.89@200471D区格方向807.150447.99@200471方向706.543468.53@200471E区格方向804.574286.59@100311方向702.022144.79@200170111 F区格方向802.610163.53@200170方向700.68148.76@40098.91支座A-A80-3.966248.5@100311A-B80-3.966248.5@100311A-D80-13.327835.03@100863A-F80-3.966248.5@100311B-E80-7.612476.94@200471C-D80-13.88869.67@100863C-F80-12.948811.28@100863D-D80-13.88869.67@100863D-E80-13.327835.03@100863111 第九章楼梯设计本工程采用板式楼梯，混凝土强度等级C25，fc=9.6N/mm2，平台板，楼梯板受力钢筋及构造筋均采用HPB235钢筋，=210N/mm2，平台梁纵向受力筋采用HRB335级钢筋=300N/mm2.111 图9.1楼梯简图9.1梯段板设计9.1.1内力计算1．取板厚t=(1/25-1/30)=(1/25-1/30)3600=120mm-144mm，取板厚h=120板倾斜角cos=0.894取1m宽板带计算，根据楼梯板构造按带平台楼梯板构造计算。2荷载计算表9.1梯段板的荷载表荷载种类荷载标准值（）水磨石面层（0.3+0.15）111 恒荷载0.65/0.3=0.98三角形踏步0.50.30.1525/0.3=1.88120厚混凝土斜板0.1225/0.894=3.3620厚板底抹灰0.0217/0.894=0.38小计6.6活荷载3.5恒荷载分项系数=1.2；活荷载分项系数=1.4。总荷载设计值P＝1.26.6+1.43.5=12.82/m9.1.2截面设计正截面承载力计算板的有效高度=120-20=100，板水平计算跨度=3.3m，楼梯板两端与梁的固结作用，板跨中的最大弯距：==0.938=选配10@110()。配筋率为，满足要求。分布筋选，即每一踏步下放一根。9.2平台板的设计取1m宽板带计算平台板的厚度取h=80，=h-20=80-20=60111 9.2.1内力计算表9.2梯段板的荷载表荷载种类荷载标准值（）恒载水磨石面层0.6580mm厚混凝土板0.0825=220厚板底抹灰0.0217=0.34小计2.99活载3.5总荷载设计值P＝1.22.99+1.43.5=8.49。9.2.2截面设计平台板的计算跨度=1.8-0.2/2-0.12/2=1.64m弯矩设计值：==0.973=选配6@150，()，满足要求。分布钢筋选用@300。9.3平台梁设计设平台梁截面尺寸为bh=200350。梁的计算跨度表9.3平台梁的荷载表111 荷载种类荷载标准值（）恒荷载梁自重0.2（0.35-0.08）25=1.35梁侧粉刷0.02（0.35-0.08）217=0.18平台板传来2.991.80.5=2.69梯段板传来6.63.30.5=10.89小计2.91+0.28+2.12+11.45=16.76活荷载3.5（3.3/2+1.8/2）=8.93总荷载设计值P＝1.215.02+1.48.93=30.53/m。弯矩设计值剪力设计值==0.96=选配，。配筋率为故截面尺寸满足要求。111 所以不需计算配筋，只按构造配筋，故选用8@150的双肢箍。第十章基础设计选用钢筋混凝土柱下独立梯阶基础，选用混凝土，HPB235级钢筋。根据冻土深度与建筑物对基础埋深的要求，假定基础底面标高为-2.1m,假定基础高度为2.0m，基础顶面到自然地面的高度为0.1m。本设计111 只计算A柱，B柱基础设计从略。10.1内力计算10.1.1荷载设计值、基底面积的确定由柱内力表查得，作用在柱底的荷载设计值=270.15=1615.57kN=70.49kN基础底面尺寸的初步确定基底地基承载力考虑偏心荷载不利影响1、考虑偏心受压，将基础底面积增大10%所以故取基础宽度不大于3m2、计算基础及台阶上的土自重3、计算基底抵抗矩4、计算基底边缘最大与最小应力10.1.2验算基础底面应力，不安全。因此需要重新设计基底尺寸将基础底面积增大20%所以故取111 2、计算基础及台阶上的土自重3、计算基底抵抗矩4、计算基底边缘最大与最小应力验算基础底面应力，安全。10.1.3基础底板厚度的确定基底净反力系数C已知基础有效高度基础底板厚度设计采用基础底板厚度取2级台阶，各厚600mm，则111 ，采用实际基础有效高度。10.2基础底板配筋基础台阶高宽比柱与基础交界处的弯矩（因无偏心荷载，故）基础底板受力钢筋面积由公式求得基础底板每1m配筋面积采用@200111 结论本次毕业设计做的是一个框架结构，其设计包括建筑设计和结构设计。在建筑设计方面，包括平面、立面、剖面的设计。在结构设计方面，主要做了一榀横向框架的结构计算与设计，即在选定了结构体系，确定了计算简图后，通过计算出水平力与竖向力，便得出了作用在结构上的内力，然后就可以进行内力组合，找出最不利内力，并对截面进行配筋设计。然后分别是板、楼梯的设计。特别要注意的是，在计算时许多方面要符合有关规范的要求，截面的配筋同时要满足构造要求。此外，在结构设计中，还做了一个柱下独立基础，再加上通过使用CAD、PKPM等绘图软件，最终准时完成某市科技学院建筑工程学院土木工程专业下达的综合楼毕业设计任务。111 参考文献1GB5006-2006建筑设计防火规范[S]北京：中国计划出版社2006。2吴建东唐晓涛中国教育部综合办公楼世界建筑杂志2006.04301J304、01(03)J304楼地面建筑构造[S]北京中国建筑标准设计研究院，2006。4沈蒲生混凝土结构设计高等教育出版社2006。5梁兴文史庆轩土木工程专业毕业设计指导[M]北京科学出版社2005。6中国有色工程设计总院混凝土构件设计手册建筑工业出版社20057东南大学天津大学同济大学混凝土结构与砌体设计[M]中国建筑工业出版社2005。8尚建宇多层钢筋混凝土框架结构抗震设计山西建筑第29卷第3期。9尚建宇多层钢筋混凝土框架结构抗震设计山西建筑第29卷第3期2003。10熊丹安钢筋混凝土框架结构设计武汉理工大学出版社2002。11李培林吴学敏多层及高层混凝土建筑结构设计中国建筑工业出版社1998:151-154。12程文瀼楼梯阳台和雨篷设计[M]南京东南大学出版社1998。13东南大学程文瀼混凝土结构与砌体结构设计中册2005.07。14GB5009-2001，GB50010-2002建筑结构荷载规范[S]北京中国建筑工业出版社2002。15裘锋柱下钢筋混凝土独立基础的优化设计基建优化第27卷第3期2006。16华南理工大学浙江大学湖南大学基础工程[M]中国建筑工业出版社2005。17Experimentalstudyofas-builtandcompositematerialsretrofittedreinforcedconcretecolumns.By:Shuenn-YihChang;I-ChauTsai.CanadianJournalofCivilEngineering,Apr2005,Vol.32Issue2,p454-460,7p,5charts,1diagram,2graphs;DOI:10.1139/L04-120;(AN17186988).18ShansM,SaadeghvaziriMA.Stateoftheartofconcretefilledsteeltubularcolumns[J].ACI,StructuralJournal,1997,94(5):558-57.111 附录1海底冲刷对结构的影响分析摘要很多在海洋中的结构的稳定性受海底冲刷的影响,冲刷的深度是决定基础最低极限深度的重要参数.文献显示没有太多的关于海底冲刷的参考依据,因此做一试验,在具有平稳潮流的条件下将直径50毫米至110毫米的桩埋至在一道30米长的海底峡沟软泥沙的粘土土壤中,峡沟2.0米宽、1.7米深.用特殊的仪器观察在到达海底冲刷极限深度的过程中桩的变化.研究表明冲刷深度受桩的直径、雷诺数模型、流Froude数、剪应力、土壤特征的影响.基于上述结果,提出了几个结构之间的关系及其他参数如冲刷深度、雷诺数、Froude数、土壤层强度等.关键词冲刷桩当前稳定粉质粘土.1.引言一些结构以桩基础坐落在海底,由于支撑这些结构的桩的影响,导致海水流场冲刷.这些基础结构位于沿海软粘土中容易被冲刷.由于冲刷加速流动,导致海水旋转,在附近形成一个旋涡,致使泥沙颗粒造成阻塞.当水流冲刷超过剪力临界值时.这是一个泥沙剪切功能的特色.冲刷深度与宽度是受流体流动、几何的底座、海床沉积特征影响.2.冲刷机理一些复杂的机制,可以用冲刷二维流方式解释,海底边界层相当于一个垂直的圆筒,设定压力梯度在上游,由于流速降低,流程速度减少,最大值在自由表面上,滞压(ρu2/2)随距离水面的增大,压力差驱使水流流动,形成一个新旋转的漩涡,形成的旋涡冲击海底面.这主要是由于初级旋涡冲刷的力量体系形成了前面的圆桶.如果压力足够强大,它可导致三维滚动在码头之前形成马掌界限的分离漩涡系统(Niedoroda和多尔顿(1981)).随着流通格局的影响导致水流冲刷汽缸.随着旋涡的旋转在码头边界形成系统的剪切层.远离在码头边的隔离线.在图线上显示的是它们摆脱码头后交替变换的旋转图线。旋涡的大小主要受直径影响,他们的强度是由码头形状和流程速度来影响的."冲刷"的发现是由于阻力和推力的腐蚀程度超出标准引起发现的,统一的强度流动使微粒使微粒聚集。由于阻力增加了流动速度,并且诱导加速微粒物质对桩的侵蚀.约翰进行了一系列试验显示范粘性土壤中桩遭受水流冲刷并指出上水流上升导师海底冲刷导致海底冲刷，底部的集中冲刷剪切力,是由对流阻挠加速流动形成的.3.粘性土冲刷:简评由此可言,当侵蚀发生时,黏土壤发生可变的剪力是能充足的克服材料和被淹没的单位重量的抗拉强度的土壤.问题的一个复杂原因是;物理化学的方面对冲刷的抵抗在黏性土壤中111 的影响,由变化繁多治理在沉积物产导致.冲刷机理的不同情况是由粘性土与颗粒土这二者之间存在很大差异群体的互动与flowinduced水动力影响的.被淹没土壤的密度和重力力量是抵抗侵蚀的主要力量,但是在黏土里是充当一个重要角色的物理化学的产物.具有吸引力的净跨颗粒表面的力量是大自然力量的电化学腐蚀控制的阻力.对粗粒土壤冲刷现象已广泛研究的几个研究者,hjorth,1975;吴薇和菲舍尔1979年;imberger等.1982年.herbich等.1984年;梅尔维尔与萨瑟兰,1988;ettema,1990年;苏美尔等.1992年;kandasamy和梅尔维尔,1998).就在粘性土冲刷,已被提到了作品partheniades(1965);partheniades和paaswell(1970);克里斯和资本(1974年);ariathurai和arulanandan(1974);kamphuis和大厅(1983年);parchure和梅达(1985)、谢赫等.(1988).从这些作品可以断定,侵蚀的速度取决于许多参数,如剪应力所致,土壤含水量和密度类型,土壤抗剪强度、粘土及其吸附型复杂,温度等等.在这项调查中,冲刷模型桩粘性土已引起广泛重视.4.实验方案试验桩试验,取直径50毫米丁=90毫米垂直放置110毫米嵌入粉质软粘土层形成一个一致性的IC集成电路(0.27)(当地设置)/(当地图书馆).这一现象是地方土壤储蓄的领域情况.PVC管子被使用可以使他们顺利地被水流冲刷的最大流量可以得到保证.可以注意到,在任何一个桩表面光滑、雷诺数(苏美尔等.(1993))影响的冲刷下.土壤高出近三倍,形成了直径阻塞(300毫米厚),这足以使最大冲刷深度显现出来.从海洋工程30(2003)893-920梅尔维尔著作和萨瑟兰(1988),梅尔维尔(1998)及ettema沙质土壤中可以了解到,最大冲刷深度被发现有秩序的直径为2.0至2.5倍的阻力.由此,有人建议以黏土床厚度(300毫米)这几乎是三倍阻碍的直径进行研究,这类型研究项目是可接受的,这仅限于积1.5米×2.0米,中央部分为水槽的土壤床面上.由于土壤的含水量高,所有这些研究在水槽宽2.0米,长30.0米,深1.7米水槽中进行.考虑到横向冲刷距离可延伸至最高达2.5至3.5d,试验水槽宽度被认为是足够大,没有侧面墙的干涉(Carstens和Sharma(1975))。假设底部已建成150米以上的永久性的地面水槽,它们之间的空间作为水库.来自水库的供水和污水通过进气道水泵流动,从而产生引起潮流的特殊速度,另一末端释放流入水库。水道设施使其能引起一只巨大的恒定的放电潮流为指定的水深度.舷梯有充足的倾斜被提供了在上游末端光滑的转折面为流程测试部分,这个实验计划,重点是放在了冲刷的时间段上和基本的参量的影响譬如堆直径和方法速度在擦深度,899M.Rambabu等/海洋工程学30(2003)893-920.5.工作仪器（1）冲刷传感器模型由不锈钢探针,直径2.0毫米导线和足够高的模具组成,模型被埋置在特别做成的凹陷在外周围的墙壁里.该仪器是由丘吉尔开发,他是在测量冲刷深度时被开发的产品.凹线与嵌入不锈钢探针导线在黏土海床中填装了绝缘材料这样可以使它的表面具有平滑性.可以注意到,凹线与探针导线埋置在黏土外部的导线未用绝缘材料填充.（2）定标111 最初地模型嵌入探针与导线被埋在土壤里面。波浪显示器调整到零基准线以及模型由已知的高度上升(暴露探针导线).这表明冲刷发生过在桩附近并且被测量,据电压由波浪显示器作为产品。相似,模型被举了到不同的已知高度和产品,图表显示冲刷深度和电压关系,被发现为直线.校正前每套重复测量.6.综述与结论冲刷实验显示一系列水槽实验与水流实验可基于冒些条件下沉积的粘性土壤中做分析.一般影响冲刷极限深度的参量是流程速度、桩直径和水深度.冲刷实验的主要实验目的是冲刷过程直径阻挠和流速影响雷诺数,Froude数、材料的耐腐蚀性.从以上结果,可以得到下列结论.1.利用测试所得数据进行粘性土研究,最终对冲刷深度探讨.观察海水对淤泥中桩基础的冲刷可得到"双曲"模型理论。与同类研究实验相比,在沙质土壤中与黏性土壤中相比在黏性土壤中桩基础比较稳定.2.冲刷深度增量以Reynolds.number表示被提出。3.根据实验结果,一个重要的提议被提出:一个简单单一的海水冲切适合于黏性泥土壤中的桩基础附录2111 Current-inducedscouraroundaverticalpileincohesivesoilAbstractStabilityofmanyoceanstructuresisaffectedbyseabedscourinducedbyunder-currents.Thedepthofscourisanimportantparameterfordeterminingtheminimumdepthoffoundationsasitreducesthelateralcapacityofthefoundations.Areviewoftheliteraturerevealsthatthereisnotmuchinformationavailableinthefieldofscourincohesivesoils.Hence,adetailedlaboratorytestingprogrammeonmodelpilesofdiameters50mmto110mmembeddedinsoftsiltyclaysoilwascarriedoutinawaveflumeof30mlong,2.0mwideand1.7mdeep,whichhasthecapabilityofsimulatingsteadycurrents.Scouraroundthepileduetosteadystreamingismonitoredbyusingspecialinstrumentation.Aprocedurehasbeensuggestedtopredicttheultimatescourdepthsbasedontheobservedvariationinscourdepthoveralimitedtimeperiod.Thestudyindicatesthattheultimatescourdepthiscontrolledbydiameterofobstruction,currentvelocity,modelReynoldsnumber,flowFroudenumber,shearstress,andsoilcharacteristics.Basedontheseresults,afewfunctionalrelationshipsaresuggestedbetweenscourdepthandotherparameterslikeReynoldsnumber,Froudenumber,andstrengthofthesoilbed.KeywordsScour;Piles;Steadycurrent;Siltyclay1.IntroductionThereareseveralstructureswithpilefoundationsrestinginanerodibleseabed.Thepresenceofthepilessupportingthesestructureschangestheflowfieldthatleadstoscour.Someofthefoundationsofcoastalstructureslocatedinsoftclayarepronetoscour.Localscouringisaresultoftheaccelerationofflowandtheformationofflow-inducedvorticesinthevicinityofanobstructioncausingerosionofsedimentparticles.Sedimentparticlesarehydraulicallyscouredwhenthefluidshearexceedsacriticalvalue.Thiscriticalshearisafunctionofthesedimentcharacteristics(averageparticlesizeandthesubmergeddensity).Thedepthandextentofscourisinfluencedbyfluidflow,geometryofthesubstructure,andbedsedimentcharacteristics.111 2.MechanismofscourSomeofthecomplexmechanismsresponsibleforscourcanbeexplainedforatwo-dimensionalflowinthefollowingmanner(Fig.1(a)).Theseabedboundarylayerapproachingaverticalcylindersetsupapressuregradientontheupstreamfaceofthecylinder.Theapproachflowvelocitygoestozeroattheupstreamfaceofthecylinder.Sincetheflowvelocitydecreasesfromamaximumatthefreesurfacetozeroatthebed,thestagnationpressure(ρU2/2)decreaseswithdistancefromthewatersurfaceandthispressuredifferencedrivestheflow.Arecirculatingeddy(primaryvortex)isformedwhentheflowimpingeswiththeseabed;theresultingvortexsystemwrapsaroundthecylinderandtrailsoffdownstream.Themainscouringforceistheprimaryvortexsystem,whichdevelopsinfrontofthecylinder.Ifthepressurefieldinducedbythepierissufficientlystrong,itcausesathree-dimensionalseparationoftheboundarylayerswhichrollupaheadofthepiertoformthehorseshoevortexsystem(NiedorodaandDalton(1981)).Flowpatternsinthewakeofthecylinderalsoinfluencethescour.Wakevortexsystemsareformedbytherollingupoftheunstableshearlayersgeneratedatthesurfaceofthepierandthesearedetachedfromboththesidesofthepierattheseparationline.TheyareshedalternatelyfromthepierandaretraileddownstreamasshowninFig.1(b)(Stevensetal.(1991)).Thedimensionsofthevortexsystemprimarilydependonthediameterofobstruction,andtheirstrengthisafunctionofthepiershapeandflowvelocity.The“scour”findsitsoriginwhenthedragandliftforcesappliedbytheerodingflowexceedthegravitational,frictional,and/orcohesiveforcesactingtoholdtheparticlestogetherorgroupofparticlesinplace.Duetotheincreaseinvelocitynearthevicinityoftheobstruction,thereisaninductionofgreaterdragandliftforcesontheparticlesandthematerialiseroded.Hjorth(1975)carriedoutaseriesofmodeltestsonpilesburiedincohesionlesssoilssubjectedtocurrentsandobservedthatincreaseinbedshearleadstoscour.Scourinitiatesfromtheconcentrationofbottomfluidshearstress,whichisproducedbytheconvectiveaccelerationoftheprimaryflowduetotheobstruction.111 3.Scourincohesivesoils:abriefreviewItisbelievedthaterosionincohesivesoilsoccurswhenthefluidshearissufficienttoovercomethetensilestrengthofthebedmaterialandthesubmergedunitweightofthesoil.Verylittleworkhasbeencarriedoutonthebasicmechanismsinvolvedinthescouringofcohesivesoils.Onereasoncouldbethecomplexityoftheproblem;thephysico–chemicalaspectsandtheresistancetoscourincohesivesoils,particularly,aregovernedbywidevariationsinthesedimentproperties.Thescourmechanismisdifferentinthecaseofcohesivesoilsfromthatofgranularsoils.Asubstantialdifferenceexistsbetweenthesetwogroupsintheirinteractionwiththeflowinducedhydrodynamicforces.Forcohesionlesssediments,thesubmergeddensityofthesoilandgravityforcesprovidethemainresistancetoerosion,whereasinclaysitisessentiallythephysico–chemicalpropertiesthatplayanimportantrole.Thenetattractiveinter-particlesurfaceforcesthatareelectrochemicalforcesinnaturecontroltheresistancetoerosion.Inthecaseofcoarse-grainedsoils,thescourphenomenonhasbeenstudiedextensivelybyseveralresearchers(Hjorth,1975;JainandFischer,1979;Imbergeretal.,1982;Herbichetal.,1984;MelvilleandSutherland,1988;Ettema,1990;Sumeretal.,1992;KandasamyandMelville,1998).Withrespecttoscouringincohesivesoils,mentionhastobemadeoftheworksofPartheniades(1965);PartheniadesandPaaswell(1970);ChristensenandDas(1974);AriathuraiandArulanandan(1974);KamphuisandHall(1983);ParchureandMehta(1985),andShaikhetal.(1988).Fromtheseworks,itcanbeconcludedthattherateoferosionisdependentonmanyparameterssuchasinducedshearstress,moisturecontentanddensityofthesoiltype,shearstrengthofthesoil,typeofclayanditsadsorbedcomplex,temperature,etc.Inthisinvestigation,anattempthasbeenmadetostudythecurrent-inducedscouringaroundamodelpileincohesivesoil.4.ExperimentalprogrammeTestswereconductedonmodelpilesofdiametersD=50mm,90mm,and110mmplacedverticallyandembeddedinsiltyclaysoilbedformedatasoftconsistency(Ic_0.27)whereIc_(LL_nmc)/(LL_PL).Thisconsistencyisthesameasthatofthelocalsoildepositinfieldcondition.ThePVCpipesusedtorepresentpileswereselectedsothattheirsurfacewas111 hydraulicallysmoothfortheflowandmaximumscourcouldbeensured.Itmaybenotedthatinthecaseofasmoothsurfacepile,theinfluenceoftheReynoldsnumberonthescourdepthcouldbenoticed(Sumeretal.(1993)).Thesoilbedformedwasnearlythreetimesdeeperthanthediameteroftheobstruction(300mmthickness),whichissufficienttoallowthemaximumscourdepthtodevelop.Fromtherecent898M.Rambabuetal./OceanEngineering30(2003)893–920worksofMelvilleandSutherland(1988),andEttemaandMelville(1998)onsandysoils,themaximumdepthofscouringisfoundtobeintheorderof2.0to2.5timesthediameteroftheobstruction.Inviewofthis,itissuggestedthatformationofaclaybedthickness(300mm)ofnearlythreetimesthediameteroftheobstructionforthistypeofstudyisacceptable.Thesoilbedwasconfinedtoanarea1.5mx2.0minthecentralportionoftheflume.Afairlyhomogenoussoilbedcouldbeformedbecauseofthehighwatercontentused.Allthesestudieswerecarriedoutinaflumeof2.0mwide,30.0mlong,and1.7mdeep.Consideringthatthescouringcanextendtoamaximumlateraldistanceupto2.5to3.5Dfromthefaceoftheobstruction(CarstensandSharma(1975)),thewidthofthetestflumeisconsideredtobesufficientlylargesuchthattherewasnointerferenceduetosidewalls.Thedetailsoftheflumeandexperimentalset-upareshowninFig.2.Afalsebottomhasbeenconstructed1.5mabovethepermanentflumefloorleveloftheflumeandhencethespaceinbetweenthemservesasareservoir.Thewaterispumpedfromthereservoiranddischargesthroughtheinletlevelwiththefalsebottom,thusgeneratingthecurrentataparticularvelocity.Theoutletprovidedattheotherenddischargestheflowintothereservoir.Theflumefacilityemployediscapableofgeneratingonlyconstantdischargethatcangenerateonlyonemagnitudeofcurrentforagivenwaterdepth.Aramphavingsufficientslopewasprovidedattheupstreamendtohaveasmoothtransitionfortheflowonthetestsection.Inthisexperimentalprogram,anemphasiswaslaidonthetimedevelopmentofthescourandtheinfluenceofthebasicparameterssuchaspilediameterandapproachvelocityonscourdepth.5.Instrumentation5.1.ScoursensorModelsofsufficientheightwereadopted,andstainlesssteelwireprobes111 of2.0mmdiameterwereembeddedinthespeciallymadegroovesontheouterperipheryofthemodelwall.Theinstrumentationconsistsofawavemonitor(Churchilltype)tomeasuretheoutputthatgivesthedevelopedscourdepthatanyinstant.Thegrooveswithembeddedstainlesssteelprobewiresabovetheclayeybedwerefilledwithinsulatingmaterialtomakeitinsensitivetootherchangeswhileretainingthesurfacesmoothnessofthepile.Itistobenotedthatthegrooveswithprobewiresembeddedintheclaybedwerenotfilledwiththeinsulatingmaterial.ThedetailsofthisarrangementareshowninFig.3.Atthetopofthemodel,probewireswereextendedtothewavemonitor.Scourcausedaroundthemodelremovesthesoilaroundtheprobeelementsthatinturnchangesthecurrentflowbetweentheprobeelementsgivingvoltageasoutputandataparticularinstantgivesoutputvoltageproportionaltothescourdeveloped.5.2.CalibrationInitially,themodelwithembeddedprobewireswasmadetorestinsidethesoilbedmadeoftherequiredconsistency.Thewavemonitorwassettozerodatumandthemodelwasraisedbyaknownheight(exposesprobewires).Thisindicatesthatscourhasoccurredaroundthepileandthisismeasuredintermsofvoltagebythewavemonitorasoutput.Inthesameway,themodelwasliftedtodifferentknownheightsandoutputvoltagewasmeasured.Theassessmentofscourisbasedonthepreparedcalibrationchartgivingtherelationshipbetweenscourdepthandvoltage,whichwasfoundtobelinear.Thecalibrationwasrepeatedbeforeeachsetofmeasurements.6.SummaryandconclusionsThepredictionofscouraroundapileincohesivesoilsundercertaindepositionalconditionscanbemadebasedonaseriesofflumetestswithwatercurrents.Generalparameterswhichdescribetheboundaryconditionsforthelocalscourprocessareapproachflowvelocity,pilediameter,andwaterdepth.ThemainparametersgoverningthescouringprocessseemtobethediameterofobstructionandtheflowvelocityinfluencingtheReynoldsnumber,Froudenumber,andtheresistanceofthebedmaterialtoerosion.Fromtheseresults,thefollowingconclusionsaredrawn.1.Usingthedataobtainedfromshortdurationtestscarriedoutinclayeysoils,itispossibletoevaluatetheultimatescourdepth.Ultimatescourdepthsforpilesembeddedincohesivesedimentsareobtainedusinga111 theoretical“hyperbolic”model.Incomparisonwithsimilarstudiesmadeinsandysoils,thetimeperiodrequiredtoreachsteadystateisgreaterincohesivesoils.2.Thenormalizedequilibriumscourdepthisfoundtodecreasewithincreaseintheaverageundrainedshearstrength.3.ThescourdepthincreaseswiththeReynoldsnumberandanexpressionforthevariationispresented.ReferencesASTMD422-63.1972.Standardmethodforparticlesizeanalysisofsoils.AnnualBookofASTMStandards,04:08,83-92.ASTMD4318.1984b.StandardTestmethodforLiquidlimit,PlasticlimitandPlasticityIndexofSoils.AnnualBookofASTMStandards,04:08,579-589.Christensen,R.W.,Das,B.M.,1974.HydraulicErosionofRemouldedCohesiveSoils.SpecialReportNo.135,SoilErosion:CausesandMechanisms,PreventionandControl,pp.8-9.Hjorth,P.1975.Studiesonthenatureoflocalscour.Dept.ofwaterresourcesEngineering,LundInst.ofTechnology,Univ.ofLund,Sweden,BulletinSeriesA,No.46.Melville,B.W.,Sutherland,A.J.,1988.DesignMethodforLocalScouratBridgePiers.ProceedingsofASCEJournalofHydraulicEngineering114(10),1210–1226.Partheniades,E.,1965.ErosionandDepositionofCohesiveSoils.JournaloftheHydraulicsDivision,ASCE,Proc.Paper4204,Jan.105-138.111 摘要本毕业设计是某市边检站综合楼设计，包括建筑设计和结构设计两部分，采用钢筋混凝土框架结构。防火等级为三级，安全等级为二级，抗震设防烈度为七度的丙类建筑，耐久年限为50年，总建筑面积为4185，共六层，层高为3.6m，建筑总高度为21.6m，室内外高差为0.3m，屋面为不上人屋面,女儿墙高900mm。主要使用房间设有办公室、宿舍、活动室，餐厅等用房，整体采用一字型内廊式平面设计，设有防火分区。结构设计部分是初步估算荷载以确定梁、柱截面尺寸，并验算满足刚度要求，然后计算框架荷载、在水平地震作用（采用底部剪力法）、风荷载、竖向荷载作用下的内力，并进行内力组合，根据内力组合对梁、板、柱、基础进行配筋计算，基础采用独立柱基础，并进行楼梯设计（现浇板式楼梯），根据规范的要求来确定结构构件的构造措施。使建筑结构满足安全性、适用性及耐久性。关键词：框架结构防火地震作用独立柱基础I AbstractThegraduationprojectistheFrontierInspectionStationofHarbincomplexdesign,includingarchitecturaldesignandstructuraldesignoftwoparts,theuseofreinforcedconcreteframestructure.Fireratingforathree-tiersecurityratingof2,fortheseismicintensityof7degreesCconstruction,durablelifespanof50years,withatotalconstructionareaof4185,atotalofsix-storey,layerheight3.6m,thetotalbuildingheightof21.6m,indoorandoutdoorreliefforthe0.3m,forthenon-MasterRoofingRoofing,highparapet900mm.Themainuseoftheroomwithoffices,dormitories,activityrooms,restaurantsandotherbuildings,theoveralluseofafont-stylegraphicdesignwithintheGallery,withthefiredistrict.Partofthestructuraldesignofthepreliminaryestimatestodeterminetheloadbeamandcolumnsectionsize,andcheckedtomeetthestiffnessrequirementsoftheframeworkforcalculationofload,inthelevelofseismicaction(usingthebottomshearmethod),windload,verticalloadoftheinternalforce,andinternalforcetoportfoliomixaccordingtotheinternalforceofbeams,plates,columns,reinforcedconcretefoundation,thefoundationforthebasisofanindependentcolumnandstaircasedesign(cast-in-placestairsplate),inaccordancewiththerequirementsofnormstodeterminethestructureofstructuralmeasures.Sothatstructuresmeetthesafety,suitabilityanddurability.Keywords:framestructurefireindependentearthquakecolumnbasisI I 摘要.............................................................IAbstract........................................................II第一章绪论......................................................1第二章建筑设计..................................................32.1平面设计................................................32.2立面设计................................................32.3剖面设计................................................42.4防火设计................................................42.5建筑装饰材料............................................52.6细部处理................................................6第三章结构设计概述..............................................93.1设计依据................................................93.2结构布置...............................................103.2.1结构选型及布置...................................103.2.1构件截面尺寸确定.................................123.3重力荷载计算...........................................133.3.1屋面及楼面的荷载计算.............................133.3.2各层梁柱重力荷载汇总.............................153.3.3各层门窗自重汇总.................................153.3.4各层墙体自重汇总.................................163.3.5重力荷载代表值...................................173.4框架侧移刚度计算.......................................193.4.1横向框架梁的线刚度...............................193.4.2横向框架柱的线刚度...............................19第四章横向水平力作用下框架的内力计算...........................224.1水平地震作用下框架内力计算.............................224.1.1横向自震周期计算.................................224.1.2水平地震作用及楼层地震剪力计算...................22I 4.1.3水平地震作用下的位移验算.........................254.1.4水平地震作用下弯矩、剪力及柱轴力计算..............264.2水平风荷载作用下框架内力计算...........................294.2.1水平风荷载标准值.................................294.2.2风荷载作用下的水平位移验算.......................314.2.3风荷载作用下弯矩、剪力及柱轴力计算................32第五章竖向荷载作用下框架的内力计算.............................355.1计算单元..............................................355.2恒荷载作用下框架内力计算...............................365.2.1荷载计算.........................................365.2.2内力计算.........................................375.3活荷载作用下框架内力计算...............................415.3.1荷载计算.........................................415.3.2内力计算.........................................42第六章横向框架内力组合.........................................466.1梁的内力组合...........................................466.2柱的内力合.............................................57第七章截面设计.................................................667.1框架横梁截面设计.......................................667.1.1正截面承载力计算.................................677.1.2斜截面承载力计算.................................717.2框架柱截面设计.........................................737.2.1剪跨比和轴压比验算...............................737.2.2正截面承载力计算.................................747.2.3斜截面承载力计算.................................77第八章板的设计.................................................808.1屋面板设计.............................................808.1.2截面设计.........................................828.1.1内力计算.........................................808.2楼板设计...............................................848.2.1内力计算.........................................84I 8.2.2截面设计.........................................84第九章楼梯设计.................................................889.1梯段板设计.............................................889.1.1内力计算.........................................889.1.2截面设计.........................................899.2平台板设计.............................................909.2.1内力计算.........................................909.2.2截面设计.........................................909.3平台梁设计.............................................91第十章基础设计.................................................9310.1内力计算..............................................9310.2基础底板配筋..........................................95结论...........................................................96致谢............................................................97参考文献........................................................98附录1..........................................................99附录2.........................................................102I -8.1736.12I'