沈阳市林瑞建筑办公楼计算书完成版

'毕业设计（论文）目录毕业设计说明书毕业设计题目：沈阳市林瑞建筑办公楼学院：建筑与环境专业班级：土木工程08102学生姓名：性别：男指导教师：职称：教授2012年6月1日iii 毕业设计（论文）目录毕业设计（论文）任务书毕业设计（论文）题目：沈阳市林瑞建筑办公楼设计设计(论文)的基本内容：（1）确定建筑方案，进行初步设计；（2）建筑平面、立面和剖面设计；（3）结构细部详图（主要包括墙体及饰面、楼梯、门窗、屋面排水踢脚作法等）；（4）绘制建筑施工图包括总平面图；底层平面图、中间层平面图、正立面图、侧立面图不少于2张；剖面图1张；屋顶平面图；主要建筑、结构节点详图，每种不少于4个；框架配筋图；结构布置图；楼板布置图；楼梯配筋图；外墙大样详图1张；楼梯间详图等。毕业设计（论文）专题部分：题目：沈阳林瑞建筑办公楼设计设计或论文专题的基本内容：1.内容要求确定结构方案：上部承重结构方案与布置；楼（屋）盖结构方案与布置；基础方案布置；结构措施及其特殊部位的处理等。完成结构设计计算书一份（用统一稿纸）。2.结构设计计算荷载汇集；地震作用计算；风荷载计算；荷载组合及内力分析；框架计算；现浇板计算；楼梯计算；悬挑构件计算；基础设计计算；其它必要的构件计算。3.成果形式（1）结构设计说明书（2）结构设计计算书（3）绘制图纸：结构设计说明；基础平剖面布置图及基础详图；结构布置图及配筋图；框架配筋图；楼梯配筋图；其它必要的构件配筋图（如：雨蓬或挑梁）。学生接受毕业设计（论文）题目日期　　　　　　　　　　　　　第　1　周指导教师签字：年　　月　　日iii 毕业设计（论文）目录摘要本设计的设计题目是办公楼，该项目的名称是沈阳林瑞建筑办公楼，其位于沈阳市浑南新区。本工程占地面积约为872平方米左右，总建筑面积4514.2平方米，六层，首层层高3.9米，其余各层层高均为3.6米。办公楼主体结构采用钢筋混凝土现浇框架结构，柱网尺寸为6.9m×7.2m，总长度为50.4m，总宽度为16.5m,总高度为24.3m。本设计包括建筑设计和结构设计两个部分。设计内容包括（建筑设计部分）平面设计、立面设计、剖面设计及相应的构件设计，（结构设计部分）计算模型的选取、荷载计算、内力计算、构件设计及相应的配筋图。外墙采用300mm厚空心砖水泥砌块；楼梯间墙为300mm实心砌块；内墙采用300mm厚空心水泥砌块。柱子采用600mm×600mm方形柱，每层的柱子截面尺寸一样。梁的截面高度由其跨度确定，考虑到施工便利，边跨主梁尺寸为300mm×700mm，中跨主梁采用300㎜×700㎜，次梁均为300mm×600mm，所用钢筋为HRB400级，梁板混凝土为C30，柱子为C30。本设计依据现行国家规范和相关参考设计资料完成，根据经济、安全、适用、美观、私密性的原则，并且考虑了与周围环境的和谐和统一，进行设计。结构计算中，采用D值法，计算水平地震作用和风荷载作用下框架的顶点位移和内力；采用分层法计算竖向荷载作用下的框架内力，并考虑地震、风的影响进行内力组合。在此基础上，进行框架梁、柱的配筋设计计算。同时，还对楼板和楼梯进行了设计。关键词：钢筋混凝土；框架结构；结构设计；内力分析iii 毕业设计（论文）目录AbstractThedesignisaboutadormitory.TheofficewiththenameofLinrui-ConstuctionofficelocatedattheShenyanghunnanarea.Thisengineeringcoversanareaof988squaremeters,Thetotalbuildingareasis4940squaremeters.Therearefivefloorsandthefloorheightis3.6m.Themainbodystructureoftheteachingbuildingisreinforcedconcreteportalframestructure,thecolumnnetsizeis7.2m×8.4m,anditstotallengthis58.8m,totalwidthis16.8m,totalheightis18m.Thedesignincludesbuildingdesignandstructuredesign.Thecontentofdesignincludesplanedesign,elevationdesign,sectiondesign,correspondingcomponentdesign,theselectionofcalculationmodel,thecalculationofloadandinternelforce,thedesignofcomponent,andsomereinforcementgraghaboutthestructure.Theouterwalluseshollowcementartificialbrick，whosesizeis200㎜;andtheinsidewallis200mmofthehollowcementartificialbrick,exceptthatthewallofstairhallis200㎜withsolidbrick.Thesizeofcolumnsis600×600andcolumnsofotherfloorinthesamesize.Theheightofbeamisdeterminedbyitsspan.Thesectionsizeofthemainbeamis300㎜×700㎜,andthemid-spanis300㎜×700㎜.Consideringtheconstructionconvenience,thesectionsizeofallthesecondarygirderis300㎜×600㎜.AllthesteelofthereinforcedconcreteportalframestructureusetheHRB400.Thedesigncompletedbasesoncurrentnationalregulationandcorrelationreferencedesignmaterial,consideringeconomy,security,practicality,estheticappearanceandprivacy.Inthestructuralcomputation,Dmethodisadoptedtocalculatehorizontalearthquakeeffectandwindeffect,layercalculationproceduretocalculateframe’sinnerforces.Thecalculationsofinternalforceincludepermanentandliveload,andthecombinationofinnerlforceiscalculatedtoo,takingearthquake,windeffectintoconsideration.Andreinforcefortheframegirdersandcolumns.Furthermore,thestairandfloorslabsaredesigned.Keywords:Reinforcedconcrete;Frameconstruction;Structuraldesign；Internalforceanalyzingiii 毕业设计（论文）目录目录毕业设计（论文）任务书i摘要iiAbstractiii第1章绪论5第2章方案论述62.1建筑方案论述62.2结构设计论述7第3章结构方案设计93.1设计总说明93.1.1设计依据93.1.2设计概述93.1.4.各部分建筑构造93.2结构方案设计103.2.1设计规模103.2.2场地条件10第4章荷载计算114.1荷载汇集及截面尺寸的选取114.1.1框架柱114.1.2框架梁114.1.3材料情况114.2荷载汇集114.3计算简图及层数划分114.4各层重力荷载代表值计算11第5章水平地震作用下的框架内力分析175.1层间侧移刚度计算175.1.1梁线刚度175.1.2柱线刚度计算185.1.3柱侧移刚度计算18-8- 毕业设计（论文）目录5.2水平地震作用层间地震剪力和弹性位移的计算195.2.1结构基本自振周期计算195.2.2水平地震作用下的层间位移和顶点位移计算205.3水平地震作用下框架柱剪力和弯矩215.4水平地震作用下梁端弯矩235.5水平地震作用下的梁端剪力和柱轴力235.6水平地震作用下的框架内力图24第6章竖向荷载作用下框架内力分析266.1竖向荷载计算266.1.1恒荷载266.1.2活荷载276.2计算简图286.3梁端弯矩计算306.4内力分配系数306.5弯矩分配与传递方法316.6梁端剪力366.7柱轴力和剪力37第7章内力组合397.1内力组合公式：397.2框架梁内力组合417.2.1组合前弯矩的调整417.2.2框架梁内力组合447.3框架柱内力组合537.3.1无地震作用时的组合537.3.2有地震作用效应时的组合547.3.3框架柱组合过程54第8章框架配筋计算628.1框架梁的设计628.1.1梁的正截面配筋计算628.1.2梁的斜截面配筋计算69-8- 毕业设计（论文）目录8.2框架柱的设计738.2.1柱的正截面配筋计算738.2.2柱的斜截面配筋计算778.2.3柱斜截面受剪承载力78第9章现浇板配筋计算809.1荷载计算809.2配筋计算80第10章板式楼梯设计8210.1梯段板设计8210.2平台板设计8310.3平台梁设计83第11章基础的设计8511.1基础计算8511.1.1地基承载力特征值的深宽修正8511.1.2基础底面面积初算8611.1.3计算基础及台阶上的土自重8611.1.4计算基底抵抗拒8611.1.5计算基底边缘最大与最小压力8611.1.6验算基底压力8611.2基础底板厚度8611.2.1基底净反力8611.2.2系数C8611.2.3基础有效高度8611.2.4基础底板厚度h"8711.2.5设计采用基础底板厚度h8711.3基础底板配筋8711.3.1长边基础台阶宽高比8711.3.2柱与基础交界处的弯矩8711.3.3基础底板受力钢筋面积得8711.3.4基础底板每1m配筋面积87-8- 毕业设计（论文）目录第12章结论88参考文献89谢辞90附录A科技文献翻译91-8- 毕业设计（论文）目录第1章绪论本次我的毕业设计的题目是沈阳林瑞建筑办公楼，结构形式为现浇钢筋混凝土框架结构。此次设计的目的旨在通过综合运用本科学习中所学到的专业知识，充分利用图书馆，网络等现有资源完成一个包括建筑方案和结构方案的确定，结构计算，建筑施工图和结构施工图的绘制以及经济技术分析，中英文摘要等内容的一个完整的设计任务，从而让我们通过设计了解建筑设计的一般过程，掌握建筑设计的全部内容，同时也可以培养我们综合运用基础理论和基本技能的能力，分析和解决实际问题的能力，还可以掌握多种绘图设计软件，以及word、excel等office软件的操作。更重要的是通过这次设计还可以让我们对大学所学的知识进行一次全面的融合，这是对我们本科学习来所学知识的一次具体的运用，对我以后的学习和工作帮助甚大。-8- 毕业设计（论文）第2章方案论述第2章方案论述2.1建筑方案论述本次毕业设计的题目为沈阳林瑞建筑办公楼。建筑场地条件良好，建筑面积4500~5000平方米左右，层数6层。结构形式采用钢筋混凝土框架结构，由上述基本条件进行方案设计首先根据建筑使用功能，和所给出的建筑环境加以分析，考虑到建筑与道路和原有建筑的对位关系，人流疏散的问题，和北方地区冬季寒冷等因素办公楼的布置主入口方向,主入口方向朝南。出于对所给场地局限性的分析，建筑抗震有利因素的考虑，和公寓楼对简洁的外观的要求，建筑的平面布置成对称形式最为合理。北方冬季寒冷，所以建筑平面方案多为内廊形式，且无论在建筑的节能与保温上还是在施工的经济性方面上内廊形式都应该是首选方案，本次设计采用内廊形式。由于办公楼建筑的使用功能和外观形式的要求，要求色彩简洁，外型简单，对称。首先根据给定的房间的面积、个数、用途初步定出功能分区，分别处理好主用功能与次要功能分区，静与闹的关系，建筑功能的对内对外的关系，同时注意人流分析，避免发生不必要的人流交叉。房间的布置，其中尽量把主要功能房间置于朝向较好的位置，而楼梯、卫生间等可安放在北朝向。通过各房间的初步尺寸确定各个房间的摆放关系，开间进深。在调整房间时宜考虑房间内的设施摆放，房间的长宽比，并考虑到框架结构的均匀布置，柱网布置变化不宜较大，要和房间尺寸有很好的协调关系，尽量使结构布置均匀对称，以尽量减少偏心，从而提高抗震性。依据《民用建筑设计通则》中给人最舒服感觉的房间尺度比例为1：1～1：2和我国现有经济和施工条件下最经济的跨度为6~8米等信息，为满足房间使用面积，经反复修改确定本设计选用开间7.2米，进深6.9米的柱网，考虑宿舍建筑的疏散要求，走廊宽2.7米。同时要考虑楼梯的疏散距离的要求，确定设计三个楼梯，在绝对保证疏散的同时，为了提高办公楼的经济性，同时考虑窗地面积比，满足采光要求，各层层高均为3.6米。采光以及通风，走廊两端分别设一个窗户增加采光。房间的门窗洞口均对应布置，加强通风，减小涡流。进而选择门窗的型号和布置。在建筑设计的过程中特别注意的是楼梯部分。楼梯疏散距离不能太远，防火要求之-8- 毕业设计（论文）第2章方案论述间距离以及距端部距离都有严格要求。楼梯的宽度应满足疏散人群的要求，楼梯的净高、坡度和踏板的宽度、踏步的高度都应满足疏散人群和使用功能的要求。经过认真的分析、比较，最后次要楼梯的布置有了较为合适的雏形，再全面的考虑楼梯等交通部分的布置和楼梯板下入口出对高度要求等因素最后确定楼梯的形式。最后经过多次修改，经指导老师对方案的调整最终敲定的方案为建筑设计的基本方案。（1）房间构成本工程为办公楼，根据办公楼的功能要求，此次设计该办公楼共包括普通办公室69间（30－40m2），高级办公室10间（50－60m2），中型会议室一个（100～150m2），小会议室四个（60～100m2），门卫室1间（10-20㎡/间），休息室1间（10-20㎡/间），各层均有公共卫生间1个。（2）房间布局充分考虑办公楼各种房间在功能和面积等方面的不同，尽量做到功能分区清晰，各功能分区之间联系紧密，以及结构布置合理等，在设计中主要注意了以下几点：①主要功能房间尽量布置在办公楼的阳面。②公共卫生间布置在阴面，卫生间都带有前室，且通风良好以减少异味，各层卫生间都上下对齐布置，方便穿管。2.2结构设计论述房屋的建筑方案确定后，开始考虑结构上的计算。结构形式上我根据任务书的要求采用了钢筋混凝土框架结构。框架结构体系采用梁、柱连接成骨架来承受荷载的体系，为保证其设置合理，宜先确定荷载的传播途径，即由楼板、屋面板荷载以均布荷载的方式传至次梁，再由次梁以集中力的形式传给主梁，再传给框架柱，由框架柱传给基础，最后由基础传给地基。梁与柱按固接计算连接，柱子与基础固接。在结构布置上易规则，以减少由于质量与刚度中心不对称产生的抗震不利。在框架的空间受力上，可将柱认为是支撑在基础的悬臂梁上的，它必须具有足够的刚度。但就单柱来说，其空间抗弯能力较小，为改变其整体受力性能，宜将柱子与水平体系做成固结，则它们之间有转动约束而使其整体性加强。水平部分体系将起到联系梁的作用，它可以阻止各个独立悬臂柱顶部的转动，并使顶部与底部相互反向弯曲，这就是框架作用。由于柱向相反方向弯曲，改善了每根柱的受力性能，使每根柱像两根短柱那样，反弯点的位置决定了弯曲。其结果减少了水平荷载作用下的变形，还改善了轴向-8- 毕业设计（论文）第2章方案论述作用下的抗压受弯能力。对于框架而言，它的轴力弯矩大小以及总变形量很大程度上取决于柱抗弯刚度在总体抗弯作用下的比例。其中梁与柱之间的刚度比大于等于4：1时，可以近似于完全框架作用，此时水平作用下反弯点位置将只在柱高的中央，柱子一半长度的所承担的只是全部弯矩的一半，弯矩的其余部分则由柱中轴力抵抗。此时柱的变形将是完全悬臂作用的四分之一。经过理论分析可知，多层框架柱能够减少总体上的受力性能，还可以降低柱的抗弯作用在整体弯矩中的比例。实际分析中增加柱或梁有利于整体性的加强。在计算地震水平作用时，采用D值法，此法是对反弯点修正后得到的。改进后考虑到框架柱的侧移刚度受梁的线形刚度的影响，并且反弯点位置随柱梁的线刚度比变化而变化。在竖向荷载作用分析中，出于计算简便，受力明确而采用弯矩二次分配法，可以满足工程上精度的要求。内力组合采用抗震设计组合方式，进行框架结构的不利内力计算。在柱子组合内力作用时，既要考虑地震作用的不确定性，边柱轴力产生的偏心弯矩的影响，活荷载的不利位置（考虑计算简便，采用活荷载满跨布置的方法），活荷载的层间折减系数。还有风荷载的影响。在计算框架柱配筋时，要考虑三种不利内力组合，以确定其最不利内力组合形式。在基础设计时，对中间柱联合基础，要考虑柱子的三种内力组合作用下对基础作用，并要分析地震作用下地震作用方向的变化，以及竖向荷载的柱子基底反力的影响。在楼梯设计时，宜将平台梁作用设置梁上柱而避免形成短柱，对于框架柱受力将会不利。综合以上因素进行结构计算，并完成此次设计任务。-8- 毕业设计（论文）第3章结构方案设计第3章结构方案设计3.1设计总说明3.1.1设计依据（1）土木工程专业2012届毕业设任务书。（2）国家规定的现行相关设计规范。3.1.2设计概述本次设计的题目为“沈阳林瑞建筑办公楼”。建筑面积：4514.4m2，占地面积：872m2，共6层，首层3.9m，其他各层层高为3.6m。室内外高差0.450m，室外地面标高为-0.450m。3.1.3结构说明本工程为钢筋混凝土现浇框架结构。外墙300mm厚空心砖，内墙300mm厚空心砖；女儿墙为300mm钢筋混凝土现浇墙。本工程抗震设防烈度为7度，设计地震分组为第一组。3.1.4.各部分建筑构造屋面：上人屋面保护层20厚1：3水泥砂浆改性沥青防水层20mm厚1:3水泥沙浆找平层100mm厚GRC增强水泥聚合苯复合保温板焦渣找坡层（最薄处30mm厚）100mm厚钢筋混凝土楼板20mm厚板下抹灰楼面：20mm厚花岗岩大理石地面20mm水泥砂浆100mm厚钢筋混凝土板20mm厚板下混合砂浆抹灰厕所：面砖地面50mm厚防水沙浆120mm厚钢筋混凝土板-10- 毕业设计（论文）第3章结构方案设计20mm厚混合砂浆抹灰3.2结构方案设计3.2.1设计规模该工程位于沈阳市，为永久性建筑，共六层。总建筑面积：4514.4m2，楼内3部楼梯。建筑用地872㎡，柱网尺寸见建筑图。3.2.2场地条件（1）自然条件：基本雪压：0.50kN/m2，不考虑风载。表3-1地质条件表序号岩土分类土层深度(M)厚度范围(M)地基承载力fk(kpa)压缩或变形模量Mpa1杂填土1.1—1.21.1—1.52粉土2.0—2.40.9—1.3140Es=53中砂3.6—4.31.6—2.2160Eo=9.54砾砂4.8—15.0320Eo=21.0注：1）、地下水未见，表中给定土层深度由自然地坪算起。2）、建筑场地所在地区的标准冻深（天然地面以下）为1.2m。3）、结构环境类别为二b类（基础部分）和一类（其余部分），地面粗糙度为B类。4）、建筑场地类别为Ⅱ类，场地土的特征周期为0.35s（3）材料情况：非承重空心砖；砂浆等级为M5；混凝土：C25（基础）、C30（板）、C30（梁）、C40（柱）纵向受力钢筋：HRB400级；箍筋：HPB235级钢筋（4）抗震设防要求：设防基本烈度为7度，设计地震分组为第一组，设计基本地震加速度值为0.10g。（5）结构体系：现浇钢筋混凝土框架结构。（6）施工：梁、板、柱均现浇。-10- 毕业设计（论文）第4章荷载计算第4章荷载计算4.1荷载汇集及截面尺寸的选取4.1.1框架柱根据轴压比公式初步估定柱截面尺寸：N/fcbh≤0.8（二级框架）（框架柱的负荷面积内每平米按12—14kN/m2初估）N=1.25×一根柱子的单层负荷面积×层数N=1.25×12×（7.2/2+2.7/2）×（7.2/2+7.2/2）×6=3207.6kNA>=N/0.9fc=3207.6×1000/0.8/14.3=280384.6㎜2.选定柱截面尺寸：bc×hc=600×600mm4.1.2框架梁h=（1/8～1/12）L；取h=700㎜b=（1/2～1/2.5）h；取b=300㎜选定横向框架梁截面尺寸为：b×h=300×700mm选定横向次梁截面尺寸为：b×h=300×600mm选定纵向框架梁截面尺寸选定为：b×h=300×700mm4.1.3材料情况非重承空心砖：砂浆等级为M5；混凝土：C25（基础）、C30（板）、C30（梁）、C40（柱）纵向受力钢筋：HRB400HRB335级；箍筋：HPB235级钢筋4.2荷载汇集（1）恒载1）屋面：保护层，改性沥青防水0.4kN/m220mm厚1：3水泥砂浆找平20×0.02=0.4kN/m2100mm厚GRC增强水泥聚合苯复合保温板3.5×0.10=0.35kN/m2120mm焦渣找坡（30mm～120mm）10×0.12=1.2kN/m2100mm厚钢筋混凝土板25×0.10=2.5kN/m220mm厚板下抹灰17×0.02=0.34kN/m2∑=4.89kN/m22）楼面：-16- 毕业设计（论文）第4章荷载计算20mm厚花岗岩大理石地面0.6kN/m220mm水泥砂浆20×0.02=0.4kN/m2水泥浆一道20×0.005=0.1kN/m2100mm厚钢筋混凝土板2.5kN/m220mm厚板下混合砂浆抹灰0.02×17=0.34kN/m2∑=4.0kN/m23）梁重：（考虑梁上抹灰，取梁自重26kN/m3）框架纵梁：26×0.30×0.70=5.46kN/m次梁：26×0.30×0.60=4.68kN/m框架横梁：26×0.30×0.60=5.46kN/m走廊框架横梁：26×0.3×0.50=3.9kN/m4）墙重：（砌体与抹灰之和）抹灰：外墙面外抹灰：20厚水泥砂浆0.4kN/m2外墙内抹灰及内墙面抹灰：20厚石灰砂浆0.34kN/m2墙重：外墙(200厚)：6.0×0.30+0.4+0.34=2.54kN/m2（加气混凝土单块，6.0kN/m3）内墙(200厚)：6.0×0.30+0.34×2=2.48kN/m2（加气混凝土单块，6.0kN/m3）5）柱：（考虑到柱子抹灰，取柱子自重27kN/m3）底层：27×0.60×0.60=9.72kN/m其他层：27×0.60×0.60=9.72kN/m6)门:0.2kN/m2窗:0.4kN/m2（2）活荷载：雪活载：0.50kN/m2风活载：0.55kN/m2厕所：2.0kN/m2办公楼楼面：2.0kN/m2走廊、楼梯、门厅：2.0kN/m2上人屋面：2.0kN/m2-16- 毕业设计（论文）第4章荷载计算4.3计算简图及层数划分图4-1计算单元简图图4-2层数划分4.4各层重力荷载代表值计算六层上半层女儿墙：[0.3×0.9×（21..6+16.5×2-2）×2+3.6×1.5×0.5×4×0.3]×26=822.75kN屋面：4.89×(9.37×16.5+14.4×16.5)=1918.07kN纵梁：5.46×（21.6－3×0.6）×4=432.44kN-16- 毕业设计（论文）第4章荷载计算横梁：[5.46×(6.9-0.6)×2+3.25×(2.7-0.6)]×4=302.48kN次梁：4.68×6.9×4=129.17kN柱子：16×1.8×9.72=279.94kN外墙：[(21.6－0.6×3)×(1.8-0.7)×2-12×1.1×1.8]×2.54+[(16.5－0.6×3)×（1.8-0.7）]×2.54×2=132.44kN内纵墙：[（7.2-0.6）×1.1×4-0.3×（1.2×6+2×1.8）]×2.48=63.99kN内横墙：1.2×6.9×4×2.48+（6.9-0.6）×1.1×2.48×9=150.79kN门：6×0.3×1.2×0.2+2×0.3×1.8×0.2=0.648kN窗：12×1.1×1.8×0.4=9.51kN∑=4242.23kNG6=∑+0.5活＝4242.23＋0.5×2×16.5×21.6=4687.73kN六层下半层柱子：16×1.8×9.72=27994kN外墙：(7.2－0.6×3)×1.8×3×2.54－12×1.0×1.8×2.54+(16.5－0.6×3)×1.8×2×2.54=227.69kN内纵墙：[（7.2-0.6）×4×1.8-1.2×1.8×6-1.8×1.8×2]×2.48=69.64kN内横墙：1.8×6.9×4×2.48+（6.9-0.6）×1.8×4×1.8×2.48=241.06kN门：(1.2×1.8×6+2×1.8×1.8)×0.2=7.128kN窗：12×1.8×1.0×0.4=8.64kN∑=830.86kN五层上半层1至3和6至8轴女儿墙：0.3×0.9×（16.5+14.4×2）×26=318.01kN屋面：4.89×14.4×16.5=1161.87kN纵梁：4×（7.2-0.6）×2×5.46=288.29N横梁：5.46×(6.9-0.6)×4+3.25×(2.7-0.6)×2=151.25kN次梁：4.68×6.9×3=96.88kN柱子：8×1.8×9.72=139.97kN外墙：[(14.4－0.6×2)×(1.8-0.7)×2-8×1.1×1.8]×2.54=74.60kN内纵墙：[（14.4-0.6×2）×2×（1.8-0.7）-0.3×1.2×7]×2.48=65.77kN内横墙：1.2×6.9×3×2.48+（6.9-0.6）×1.1×2×2.48=95.98kN-16- 毕业设计（论文）第4章荷载计算门：7×0.2×0.3×1.2=0.51kN窗：8×0.4×1.8×1.1=6.34kN∑＝2399.47kN五层上半层3至6轴楼面：4.0×21.6×16.5=1425.6kN纵梁：4×（21.6-0.6×3）×5.46=432.43N横梁：5.46×(6.9-0.6)×8+3.25×(2.7-0.6)×4=302.49kN次梁：4.68×6.9×4=129.17kN柱子：16×1.8×9.72=279.94kN外墙：[(7.2－0.6)×(1.8-0.7)×6-12×1.1×1.8]×2.54=50.30kN内纵墙：[（72-0.6）×6×（1.8-0.7）-0.3×1.2×7-0.3×1.8×2]×2.48=98.21kN内横墙：1.2×6.9×4×2.48+（6.9-0.6）×1.1×8×2.48=226.18kN门：8×0.2×0.3×1.2+2×0.2×0.3×1.8=0.80kN窗：12×0.4×1.8×1.1=9.51kN∑＝2954.63kNG5＝2×2399.47+2954.63+830.86+0.5×活=8774.51kN二-五层下半层柱子：32×1.8×9.72=559.88kN外墙：[(50.4－0.6×7)×1.8×2－28×1.0×1.8]×2.54+[(16.5－0.6×3)×1.8×2]×2.54=428.85kN内纵墙：（50.4-0.6×7）×2×1.8×2.48-（1.2×1.8×22+2×1.8×1.8）×2.48=278.56kN内横墙：1.8×6.9×10×2.48+（6.9-0.6）×1.8×12×2.48=645.49kN门：1.2×1.8×220.2+2×1.8×1.8×0.2=10.8kN窗：28×1.0×1.8×0.4=20.16kN∑=1943.74kN二-四层上半层楼面：4.0×50.4×16.5=3326.4kN纵梁：5.46×（50.4－7×0.6）×4=1009.01kN横梁：[5.46×(6.9-0.6)×2+3.25×(2.7-0.6)]×8=604.97kN-16- 毕业设计（论文）第4章荷载计算次梁：4.68×6.9×10=322.92kN柱子：32×1.8×9.72=559.88kN外墙：[(50.4－0.6×7)×(1.8-0.7)×2-28×1.1×1.8+(16.5-0.6×3)×（1.8-0.7）×2]×2.54×2=199.49kN内纵墙：[（7.2-0.6）×1.1×7×2-0.3×1.2×22-1.8×0.3×2]×2.48=229.75kN内横墙：1.8×7.2×10×2.58+（6.9-0.6）×1.8×12×2.58=260.28kN门：22×0.3×1.2×0.2+2×0.3×1.8×0.2=1.80kN窗：28×1.1×1.8×0.4=22.18kN∑＝5976.8kNG4＝1943.74+5976.8+0.5×活=1943.74+5976.8+0.5×16.5×50.4×0.2=8003.7kN由于标准层布置相同，故：G3＝1943.74+5976.8+0.5×活=1943.74+5976.8+0.5×16.5×50.4×0.2=8003.7kNG2＝1943.74+5976.8+0.5×活=1943.74+5976.8+0.5×16.5×50.4×0.2=8003.7kN一层上半层楼面：4.0×50.4×16.5=3326.4kN纵梁：5.46×（50.4－7×0.6）×4=1009.01kN横梁：[5.46×(6.9-0.6)×2+3.25×(2.7-0.6)]×8=604.97kN次梁：4.68×6.9×10=322.92kN柱子：32×1.8×9.72=559.88kN外墙：[(50.4－0.6×7)×(1.95-0.7)×2-26×1.05×1.8－6×（2.7-1.95)]×2.54+[(16.5-0.6×3)×1.25×1.94×2=250.47kN内纵墙：[（7.2-0.6）×13-0.15×1.2×21-2×1.8×0.15]×2.48=202.07kN内横墙：1.35×7.2×10×2.48+（7.2-0.6）×1.25×12×2.48=476.53kN门：(21×0.15×1.2+2×0.15×1.8+0.75×6）×0.2=1.77kN窗：26×1.05×1.8×0.4=19.66kN∑＝6820.33kNG1＝1943.74+6820.33+0.5×活=1943.74+6820.33+0.5×16.5×50.4×0.2=8847.23kN∑G=G1+G2+G3+G4+G5+G6=48249.67kN∑A=16.5×50.4×5×0.2+21.6×16.5=4514.4㎡∑G/∑A=48249.67/4514.4=10.69kN/m2-16- 毕业设计（论文）第5章水平地震作用下框架内力分析第5章水平地震作用下的框架内力分析5.1层间侧移刚度计算5.1.1梁线刚度在计算梁线刚度时，考虑楼板对梁刚度的有利影响，即板作为翼缘工作。在工程上，为简化计算，通常梁均先按矩形截面计算某惯性矩I0，然后乘以增大系数。中框架梁I=2.0I0边框架梁I=1.5I0梁采用C30混凝土，EC=3.0×107kN/m2I0=1/12×bh3(m4)KB单位：kNm横向框架：边跨梁300×700mm中跨梁300×500mm中框架：中跨：边跨：边框架：中跨：边跨：5.1.2柱线刚度计算柱采用Cx30混凝土Ec=3.0×104N/，层高3.6m，柱截面：600mm×600mm5.1.3柱侧移刚度计算一般层：=D=（5-1）-24- 毕业设计（论文）第5章水平地震作用下框架内力分析首层：=D=（5-2）框架柱刚度计算柱高m根数∑Kb(kNm)αD∑D首层中框架3.6中柱428.821.600.4443.747.2边柱414.920.830.2932.442边框架3.6中柱425.221.400.4123.433边柱413.060.730.2672.2252层以上中框架3.6中柱1228.821.60.4443.793.904边柱1214.920.830.2932.442边框架3.6中柱421.621.20.3753.125边柱411.20.620.2371.9251层中框架4.9中柱1214.411.60.5833.882107.96边柱127.460.830.473.81边框架4.9中柱410.811.20.5313.481边柱45.600.620.4272.800表5-1框架柱刚度计算验证是否满足要求∑D1/∑D2=93.904/107.96=0.870﹥0.7,满足要求。5.2水平地震作用层间地震剪力和弹性位移的计算计算地震作用层间地震剪力和弹性位移时采用底部剪力法计算水平地震作用。5.2.1结构基本自振周期计算1)由经验公式求结构的自振周期T1：房屋高度H=3.6×5+3.9+1=22.9m房屋宽度B=6.9×2+2.7+0.6=17.1mT1=0.22+0.035=0.22+0.035=0.518S（5-3）场地Ⅱ类，Tg=0.35S,,T1﹥1.4Tg=0.49s所以=0又根据抗震规范可知ξ=0.05η2=1.0γ=0.9又因为：Tg（5-7）式中：——结构基本自震周期——结构的高度、宽度——建筑结构的特征周期——地震影响系数最大值——顶部附加地震作用系数——建筑结构的阻尼比——地震影响系数曲线下降段的衰减指数——阻尼调整系数，，当小于0.05时，应取0.05。——相应于结构基本自震周期的水平地震影响系数值——结构等效总重力荷载，单质点应取总重力荷载代表值，多质点可取总重力荷载代表值的85%——总重力荷载代表值——结构总水平地震作用标准值——顶部附加水平地震作用——质点i的水平地震作用标准值——建筑结构在水平地震作用下的层剪力——集中于质点i的重力荷载代表值——质点i的计算高度-24- 毕业设计（论文）第5章水平地震作用下框架内力分析——抗震验算时的水平地震剪力系数(根据规范5.2.5取0.016)H1=4.6mH2=4.6+3.6=8.2mH3=8.2+3.6=11.8mH4=11.8+3.6=15.4mH5=14.2+3.3=17.5mH6=17.5+3.3=20.8m表5-2水平地震作用下的层间剪力质点（kN）（kN）621.94687.734687.732296.68513.811541.4375.00518.38774.5113462.25621.171134.98215.40414.78003.721465.94455.531590.51343.46311.18003.729469.64342.191932.70471.5127.58003.737473.34231.032163.73599.5714.98847.2346320.57132.952296.68741.135.2.2水平地震作用下的层间位移和顶点位移计算表5-3水平地震作用下的层间位移和顶点位移计算层Vi(kN)hi(m)ΣDi(kN/m)*104Δuei=Vi/ΣDi(M)*10-3×hi*10-361541.433.647.2003.2666.5551134.983.693.9041.2086.5541590.513.693.9041.6946.5531932.703.693.9042.0586.5522163.733.693.9042.3046.5512296.684.9107.9602.4467.09﹤（5-8）——多遇地震作用标准值产生的楼层内最大的弹性层间位移——计算楼层层高所以满足规范规定的弹性位移要求。-24- 毕业设计（论文）第5章水平地震作用下框架内力分析图5-1水平地震作用下的楼层剪力分布图5.3水平地震作用下框架柱剪力和弯矩水平地震作用下框架柱剪力和弯矩的计算采用D值法。（5-9）—反弯点到柱下端结点的距离，即反弯点高度。—标准反弯点高度比。—上下横粱线刚度比对标准反弯点高度比的修正系数。—上层层高变化修正值。—下层层高变化修正值。—根据框架总层数，该柱所在层数和梁柱线刚度比查表得。-24- 毕业设计（论文）第5章水平地震作用下框架内力分析表5-4边柱层h(m)y0y1y2y3y63.60.830.350000.3553.60.830.4150000.41543.60.830.450000.4533.60.830.450000.4523.60.830.500000.5014.90.830.650000.65表5-5中柱层h(m)y0y1y2y3Y63.61.60.380000.3853.61.660.450000.4543.61.660.480000.4833.61.660.50000.523.61.660.50000.514.61.660.620000.62表5-6弯矩计算边柱层H∑DiDD/∑DiViVikM下M上(m)kN/m(×103))kN/m(×103))(kN)(kN)（kNm）(kNm)63.647.22.4420.0521514.4378.750.3599.23184.2853.693.9042.4420.0261134.9829.510.41544.0962.1543.693.9042.4420.0261590.9141.350.4566.9981.87333.693.9042.4420.0261932.7050.250.4581.4199.5023.693.9042.4420.0262163.7356.260.50101.27101.2713.9107.963.0810.0292296.6866.600.65168.83111.91表5-7弯矩计算中柱层H∑DiDD/∑DiViVikM下M上(m)(kN/m)(×103)(kN/m)(×103)(kN)(kN)（kNm）(kNm)63.647.23.70..0781514.43118.130.35148.84276.4253.693.9043.70.0391134.9844.260.41566.1293.2143.693.9043.70.0391590.5162.030.45100.48122.8233.693.9043.70.0391932.7075.380.45122.12149.2523.693.9043.70.0392163.7384.390.5151.90151.9013.9107.963.8220.0352296.6889.380.65203.76169.72注：（1）（5-10）（2）（5-11）-24- 毕业设计（论文）第5章水平地震作用下框架内力分析（3）（5-12）5.4水平地震作用下梁端弯矩根据节点平衡由柱端弯矩求得梁轴线处弯矩μB1=KB1/(KB1+KB2)（5-13）MB1=(MC上+MC下)×μB1（5-14）μB2=KB2/(KB1+KB2)（5-15）MB2=(MC上+MC下)×μB（5-16）表5-8水平地震作用下的梁端弯矩层A轴D轴MC上MC下μADMADMC上MC下μDAμDEMDAMDE6184.2899.231184.28276.42148.840.5180.482143.186133.234562.1544.091161.3893.2166.120.5180.482125.382116.668481.8766.991125.96122.82100.480.5180.48297.87191.069399.5081.411165.49149.25122.120.5180.482129.360120.372101.27101.271182.68151.90151.900.5180.482141.942132.0781111.91168.831192.18169.72203.760.5180.482155.519136.1015.5水平地震作用下的梁端剪力和柱轴力（5-19）式中，V——框架梁端水平地震作用下的剪力——水平地震作用下的梁端弯矩。表5-9水平地震作用下的梁端剪力和柱轴力标准值层AD跨梁端剪力DE跨梁端剪力柱轴力LL边柱中柱(m)(m)（kN）(kN)66.9184.28143.1947.462.7133.23133.2338.62-47.468.8456.9161.38125.3841.462.7116.67116.6733.82-89.017.7446.9125.9697.8732.442.791.0791.0726.40-121.456.0436.9165.49129.3642.732.7120.37120.3734.89-164.187.8426.9182.68141.9447.052.7132.08132.0838.28-211.238.7716.9192.18155.5247.492.7136.10136.1040.55-258.7210.97注：以上表中，L单位m，弯矩M单位kNm，剪力，轴力单位kN-24- 毕业设计（论文）第5章水平地震作用下框架内力分析5.6水平地震作用下的框架内力图图5-2水平地震作用下的框架内力图-24- 毕业设计（论文）第6章竖向荷载作用下框架内力分析第6章竖向荷载作用下框架内力分析弯矩二次分配法是一种近似计算方法，即将各节点的不平衡弯矩同时作分配和传递，并以两次分配为限。图6-1竖向荷载传递路线分析6.1竖向荷载计算纵向边跨梁:0.3×0.7×26=5.46kN/m女儿墙线荷载：0.3×0.9×26=7.02kN/m外墙线荷载：2.54kN/m内墙线荷载：2.48kN/m6.1.1恒荷载（1）屋面梁上线荷载标准值：a梁重：边跨梁5.46kN/m中跨梁3.25kN/mb屋面板荷载：屋面板边跨为3.6×6.9m，属于双向板，为梯形荷载：相应折减系数计算式：1-2×α2+α3其中α=（a/2）/b=（3.6/2）/6.9=0.261则1-2×α2+α3=0.882式中，a——板的短边计算长度b——板的长边计算长度-68- 毕业设计（论文）第6章竖向荷载作用下框架内力分析屋面板中跨为3.6m×2.7m，按双向板计算，为三角形荷载：相应折减系数：5/8=0.625则屋面梁上线荷载标准值为：边跨：g1=4.89×3.6×0.882+5.46=19.69kN/m中跨：g2=4.89×2.7×0.625+3.25=10.74kN/m（2）楼面梁上线荷载标准值：边跨：g3=4.0×3.6×0.882+5.46+（3.6-06）×2.48=24.54kN/m中跨：g4=4.0×2.45×0.625+3.25=9.325kN/m（三角形荷载）6.1.2活荷载（1）屋面边跨：q1=2.5×3.9×0.882=8.60kN/m中跨：q2=2.5×2.45×0.625=3.83kN/m（2）楼面边跨：q3=2.0×3.9×0.882=6.88kN/m中跨：q4=2.0×2.45×0.625=3.06kN/m-68- 毕业设计（论文）第6章竖向荷载作用下框架内力分析6.2计算简图图6-2框架计算简图-68- 毕业设计（论文）第6章竖向荷载作用下框架内力分析6.3梁端弯矩计算梁端弯矩以绕杆端顺时针为正，反之为负。M=QL2/12（6-1）表6-1竖向荷载作用下框架的固端弯矩荷载楼层边跨中跨跨度均布荷载固端弯矩跨度均布荷载固端弯矩左右左右恒载66.919.69-78.1278.122.710.74-6.526.521到5层6.924.54-97.3697.362.79.38-5.705.70活载66.98.60-34.1234.122.73.83-2.332.331到5层6.96.88-27.3027.302.73.06-1.861.866.4内力分配系数（1）转动刚度S及相对转动刚度计算表6-2转动刚度及相对转动刚度构件名称转动刚度S（kNm）相对转动刚度框架梁边跨4Kb=4×7.46×104=29.84×1042.15中跨2Kb=2×6.95×104=13.9×1041.000框架柱顶层4Kc=4×9×104=36×1042.591层4Kc=4×8.31×104=33.24×1042.39（2）分配系数计算：(6-2)-68- 毕业设计（论文）第6章竖向荷载作用下框架内力分析表6-3各杆件分配系数边节点层　　　　60.4530.54750.293—0.35350.353540.293—0.35350.353530.293—0.35350.353520.293—0.35350.353510.301—0.30350.3881中间节点60.2970.319—0.38450.2140.230.2780.27840.2140.230.2780.27830.2140.230.2780.27820.2140.230.2780.27810.1440.230.2840.2626.5弯矩分配与传递方法首先将各点的分配系数填在相应方框内，将梁的固端弯矩填写框架横梁相应位置上，然后将节点放松，把各节点不平衡弯矩同时进行分配。假定远端固定进行传递（不向滑动端传递），右（左）梁分配弯矩向左（右）梁传递，上（下）分配弯矩向下（上）柱传递（传递系数均为0.5）。第一次分配弯矩传递后，再进行第二次弯矩分配-68- 毕业设计（论文）第6章竖向荷载作用下框架内力分析表6-4恒荷载作用下的弯矩上柱下柱右梁左梁上柱下柱右梁0.5470.4530.3170.0000.3840.2970.000-78.1278.120.000-6.5242.73235.388-22.84-27.495-21.26517.2085-11.4217.694-12.741-10.6325-3.1663-2.62221.8122.1811.68756.774-56.77474.786-38.055-36.7310.35350.35350.2930.230.2780.2780.2140.000-97.3697.360.0000.000-5.7034.41734.41728.526-21.082-25.482-25.482-19.61421.36617.208-10.54114.263-13.7475-12.741-9.807-9.910-9.910-8.2145.0676.1256.1254.71545.87341.716-87.58995.608-33.105-32.098-30.4060.35350.35350.2930.230.2780.2780.2140.000-97.3697.360.0000.000-5.7034.41734.41728.526-21.082-25.482-25.482-19.61417.208517.2085-10.54114.263-12.741-12.741-9.807-8.44-8.44-6.9964.8365.8455.8454.50043.18643.186-86.37295.377-32.378-32.378-30.6210.35350.35350.2930.230.2780.2780.2140.000-97.3697.360.0000.000-5.7034.41734.41728.526-21.082-25.482-25.482-19.61417.208517.2085-10.54114.263-12.741-12.741-9.807-8.44-8.44-6.9964.8365.8455.8454.543.18643.186-86.37295.377-32.378-32.378-30.6210.35350.35350.2930.230.27780.2780.2140.000-97.3697.360.0000.000-5.7034.41734.41728.526-21.082-25.482-25.482-19.61417.208517.2085-10.54114.263-12.741-12.741-9.807-8.44-8.44-6.9964.8365.8455.8454.5043.18643.186-86.37295.377-32.378-32.378-30.6210.3630.3360.3010.2350.2840.2620.2190.000-97.3697.360.0000.000-5.7035.34232.71329.305-21.540-26.031-24.015-20.07417.20850.000-10.7714.6525-12.7410.000-10.037-2.337-2.163-1.9381.9092.3082.1291.77950.21430.55-80.76492.382-36.464-21.886-34.03215.275-10.943-68- 毕业设计（论文）第6章竖向荷载作用下框架内力分析表6-5活载作用下的弯矩分配上柱下柱右梁左梁上柱下柱右梁0.5470.4530.3190.0000.3840.2970.000-34.1234.120.000-2.3318.66415.456-10.141-12.207-9.4424.8255-5.07057.728-3.536-4.7210.1340.1110.1690.2030.15723.624-23.62431.876-15.54-16.3360.35350.35350.2930.230.2780.2780.2140.000-27.3027.300.000-1.869.6519.6517.998-5.852-7.072-7.072-5.4444.82554.8255-2.9263.999-6.1035-3.536-2.722-397-3.97-3.2911.9232.3252.3251.79015.01310.507-25.52027.37-10.851-8.283-8.2360.35350.35350.2930.230.2780.2780.2140.000-27.3027.300.000-1.869.6519.6517.998-5.852-7.072-7.072-5.4444.82554.955-2.9263.999-3.536-3.536-2.722-2.377-2.377-1.971.3331.6111.6111.24012.1012.10-24.2026.78-8.997-8.997-8.7860.35350.35350.2930.230.2780.2780.2140.000-27.327.30.000-1.869.6519.6517.998-5.852-7.072-7072-5.4444.82554.8255-2.9263.999-3.536-3.536-2.722-2.377-2.377-1.971.3331.6111.6111.240121012.1-24.2026..78-8.997-8997-8.78760.35350.35350.2930.230.2780.2780.2140.000-27.327.30.000-1.869.6519.6517.998-5.852-7.072-7.072-5.4444.82554.955-2.9263.999-3.536-3.6125-2.722-2.423-2.423-2.0081.3501.6321.6321.25712.05412.183-24.23726.797-8.976-8.976-8.8450.3630.3360.3010.2350.2840.2620.2190.000-27.3027.300.000-1.869.9109.1738.217-5.979-7.225-6.665-5.5714.82550.000-2.98954.1085-3.5360.000-2.7855-0.666-0.617-0.5530.5200.6280.5800.48514.0708.556-22.62625.95-10.137-6.085-9.7324.278-3.0435-68- 毕业设计（论文）第6章竖向荷载作用下框架内力分析图6-6恒载作用下的弯矩分配图-68- 毕业设计（论文）第6章竖向荷载作用下框架内力分析图6-7活恒载作用下的弯距图-68- 毕业设计（论文）第6章竖向荷载作用下框架内力分析6.6梁端剪力均布荷载下:V’=V—q×b/2（7-3）6.6.1恒载作用下梁端剪力表6-6恒载作用下梁端剪力层g(kN/m)L(m)∑M(kNm)边跨619.696.918.165.3270.5459.3964.54524.546.98.0283.5085.8376.1478.46424.546.99.0183.3685.9776.0078.61324.546.99.0183.3685.9776.0078.61224.546.99.0783.3585.9875.9978.62124.546.911.6282.9986.3575.6278.99中跨510.742.7014.5014.5011.3611.369.3752.7012.6612.669.849.8449.3752.7012.6612.669.849.8439.3752.7012.6612.669.849.8429.3752.7012.6612.669.849.8419.3752.7012.6612.669.849.84表6-7活载作用下梁端剪力层q(kN/m)L(m)∑M(kNm)边跨68.66.98.2528.4730.8725.8928.296886.91.8523.4724.0021.4021.9446.886.92.5823.3624.1121.3022.0536.886.92.5823.3624.1121.3022.0526.886.92.5623.3624.1121.3022.516.886.93.3223.2524.2221.9122.15中跨63.832.705.175.174.24.253.062.704.134.133.213.2143.062.704.134.133.213.2133.062.704.134.133.213.2123.062.704.134.133.213.2113.062.704.134.133.213.21-68- 毕业设计（论文）第6章竖向荷载作用下框架内力分析6.7柱轴力和剪力表6-8恒载作用下边柱产生的轴力和剪力层截面横梁剪力纵向荷载柱重kN边柱轴力边柱剪力（kN）（kN）（kN）（kN）（kN）6上端65.32179.335.0244.62244.6228.51下端279.62279.625上端83.50144.2435.0227.62507.3623.58下端262.74542.364上端83.36144.2435.0227.62770.1023.99下端262.74805.103上端83.36144.2435.0227.621032.8423.99下端262.741067.842上端83.35144.2435.0227.621295.5825.94下端262.741330.581上端82.99144.2437.9227.231557.8111.75下端265.131595.71说明：假定外纵墙受力荷载完全由纵梁承受；表6-9恒载作用下中柱产生的轴力和剪力层截面横梁剪力纵向荷载柱重kN边柱轴力边柱剪力（kN）（kN）（kN）（kN）（kN）6上端56.04176.2935.0232.33232.3319.77下端267.33267.335上端73.17194.9235.0269.09535.4217.97下端303.09570.424上端73.31194.9235.0268.23838.6517.97下端303.23873.653上端73.31194.9235.0268.231141.7417.97下端303.231176.742上端73.32194.9235.0268.241444.9819.18下端303.241479.981上端73.69194.9237.9268.611748.5918.42下端306.511786.49α=a/2/b=2.4/2/8.4=0.143说明:纵向荷载:系数a=1－2×（0.143）2＋（0.143）3＝0.962-68- 毕业设计（论文）第6章竖向荷载作用下框架内力分析表6-10活载作用下柱的轴力和剪力层截面纵向荷载（kN）边柱轴力(kN)边柱剪力(kN)kNkN纵向荷载(kN)中柱轴力（kN）中柱剪力(kN)6上端28.4739.1567.6210.7330.875.1786.4122.447.33下端5上端23.4731.32122.416.2824.004.1369.12219.694.8下端4上端23.3631.32177.206.7224.114.1369.12317.055.0下端3上端23.3631.32231.886.7124.114.1369.12414.415.0下端2上端23.3631.32286.567.2924.114.1369.12511.775.31下端1上端23.2531.32341.131.3224.224.1369.12609.242.34下端-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合第7章内力组合7.1内力组合公式：框架梁:1.梁端负弯矩组合公式:不考虑地震作用1.2恒+1.4×0.7活+1.4风1.2恒+1.4活+1.4×0.6风1.35恒+1.4×0.7活考虑地震作用1.3水平地震+1.2重力荷载2、梁端正弯矩组合公式:不考虑地震作用1.4风-1.0恒考虑地震作用1.3水平地震-1.0重力荷载3、梁跨中正弯矩组合公式:不考虑地震作用1.2恒+1.4×0.7活+1.4风1.2恒+1.4活+1.4×0.6风1.35恒+1.4×0.7活考虑地震作用1.3水平地震+1.2重力荷载4、梁端剪力组合公式:不考虑地震作用1.2恒+1.4×0.7活+1.4风1.2恒+1.4活+1.4×0.6风1.35恒+1.4×0.7活考虑地震作用1.3水平地震+1.2重力荷载-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合框架柱：最大弯矩对应的轴力和剪力：不考虑地震作用1.2恒+1.4×0.7活+1.4风1.2恒+1.4活+1.4×0.6风1.35恒+1.4×0.7活考虑地震作用1.3水平地震+1.2重力荷载2、最大轴力对应的弯矩：不考虑地震作用1.2恒+1.4×0.7活+1.4风1.2恒+1.4活+1.4×0.6风1.35恒+1.4×0.7活考虑地震作用1.3水平地震+1.2重力荷载3、最小轴力对应的弯矩：不考虑地震作用1.4风-1.0恒考虑地震作用1.3水平地震-1.0重力荷载7.2框架梁内力组合7.2.1组合前弯矩的调整①梁端负弯矩的塑性调幅（前面已经完成）弯矩调幅即将框架梁支座处的负弯矩乘以一个小于己于1的系数,称为调幅系数。框架梁端负弯矩调幅实际是在竖向荷载作用下考虑框架梁的塑性内力重分布《混凝土高规》对调幅系数作了规定，并规定竖向荷载作用下的弯矩应先调幅，再与其他荷载效应进行组合。现浇框架支座负弯矩调幅系数为0.8～0.9；此处取0.8。支座负弯矩降低后，跨中弯矩应加大，应按静力平衡条件计算调幅后梁的跨中弯矩值。这样，在支座出现塑性铰后，不会导致跨中截面承载力不足。梁跨中弯矩应满足下列要求：（8-1）-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合（8-2）式中、、——分别为调幅后梁两端负弯矩及跨中正弯矩；——按简支梁计算的跨中弯矩。②将梁端柱轴线处的弯矩调整为控制截面处的弯矩无论采取何种内力分析方法，所得到的框架梁端弯矩均为柱轴线处弯矩，截面配筋计算时，应采用构件端部截面（柱边缘截面）的弯矩，而不是柱轴线处的弯矩，因而，在内力组合前应将梁端柱轴线处的弯矩调整为梁控制截面处的弯矩。梁控制截面处（柱边缘截面）的弯矩可按下式求得:（8-3）式中——柱轴线处的弯矩；——梁控制截面处的弯矩；——按简支梁计算的支座处剪力；——支座（柱）宽度。表7-1水平地震作用下AB跨梁控制截面内力层数654321V47.4641.5632.4442.7347.0547.49b0.60.60.60.60.60.6左端M184.28161.38125.96165.49182.68192.18M"133.19116.6491.04119.57132.029139.50右端M143.19125.3897.87129.36141.94155.52M"102.0887.8468.5690.6799.44110.17跨中M15.5614.428.714.4516.314.67-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合表7-2水平地震作用下BC跨梁控制截面内力层数654321V38.6233.8226.4034.8938.2836.55b0.60.60.60.60.60.6左端M133.234116.66891.069120.37132.078136.101M"95.0083.1964.9485.8394.1997.92右端M133.234116.66891.069120.37132.078136.101M"95.0083.1964.9485.8394.1997.92跨中M000000表7-3竖向荷载下AB跨梁左端控制截面处的内力层数654321b060.60.60.60.60.6恒载M-56.77-87.59-86.37-86.37-86.37-80.76V"59.3976.1476.0076.0075.9975.62M"-27.60-47.23-46.30-46.30-46.30-41.92活载M-23.624-25.52-24.2-24.2-24.237-22.626V"25.8921.421.321.321.321.91M"-11.13-14.00-12.97-12.97-13.01-11.53重力荷载M-68.58-100.35-98.47-98.47-98.49-92.073V"72.3486.8486.6586.6586.6486.58M"-33.17-54.23-52.79-52.79-52.77-47.69表7-4竖向荷载下AB跨梁右端控制截面处的内力层数654321b0.60.60.60.60.60.6恒载M74.7995.6195.3895.3895.4492.38V"64.5478.4678.6178.6178.6278.99M"40.4752.9552.7252.7252.7850.21活载M31.8827.3726.7826.7826.8025.95V"28.2921.9422.0522.0522.0522.15M"17.0215.3114.8114.8114.8314.12重力荷载M90.73109.30108.77108.77108.84105.36V"78.6989.4389.6489.6489.6590.07M"48.9860.6160.1360.1360.2057.27-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合表7-5竖向荷载下BC跨梁左端控制截面处的内力层数654321b0.60.60.60.60.60.6恒载M-36.73-30.41-30.62-30.62-30.56-34.03V"11.369.849.849.849.849.84M"-25.98-21.38-21.54-21.54-21.50-24.27活载M-16.34-8.24-8.79-8.79-8.85-9.73V"4.023.213.213.213.213.21M"-11.87-5.63-6.07-6.07-6.13-6.82重力荷载M-44.9-34.53-35.02-35.02-34.99-38.90V"13.3711.0311.0311.0311.0311.03M"-31.92-24.20-24.58-24.58-24.56-27.687.2.2框架梁内力组合（1）梁端最大负弯矩和剪力的组合无地震作用时的组合:①永久性荷载效应起控制作用时:1.35×+1.4×0.7×=1.35×+1.4×0.7×②可变荷载效应起控制作用时,因永久性荷载产生的弯矩与楼面活荷载产生的弯矩及风荷载产生的弯矩方向相同,属于永久性荷载效应对结构不利情况,取,故:1.2×+1.4(或1.3)×0.7×+1.4×1.0×或1.2×+1.4(或1.3)×1.0×+1.4×0.6×=1.2×+1.4(或1.3)×0.7×+1.4×1.0×或=1.2×+1.4(或1.3)×1.0×+1.4×0.6×式中——无地震作用时的梁端最大负弯矩组合设计值；——永久性荷载标准值产生的弯矩；——楼面活荷载标准值产生的弯矩；——风荷载标准值产生的弯矩。——无地震作用时的梁端剪力组合设计值；——永久性荷载标准值产生的剪力；——楼面活荷载标准值产生的剪力；-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合——风荷载标准值产生的剪力。有地震作用效应时的组合：因重力荷载产生的弯矩与产生的弯矩水平地震作用标准值产生的弯矩及风荷载标准值产生的弯矩方向相同,属于重力荷载效应对结构不利情况,取,故对于所有多层及一般高层建筑：=1.2×+1.3×=1.2×+1.3×——为重力荷载代表值产生的弯矩；——水平地震作用标准值产生的弯矩,尚应乘以相应的增大系数或调整系数；——为重力荷载代表值产生的剪力；——水平地震作用标准值产生的剪力,尚应乘以相应的增大系数或调整系数；梁端最大正弯矩的组合无地震作用时的组合:梁端最大正弯矩由可变荷载效应起控制作用，永久性荷载产生的弯矩与风荷载产生的弯矩方向相反,属于永久性荷载效应对结构有利情况,取,一般情况下，楼面活荷载产生的弯矩起有利作用，不考虑其影响，故:=1.4-1.0有地震作用效应时的组合：因重力荷载产生的弯矩与水平地震作用标准值产生的弯矩及风荷载标准值产生的弯矩方向相反,属于重力荷载效应对结构有利情况,取,故:对于所有多层建筑及一般高层建筑：=1.3-1.0（3）跨中最大正弯矩的组合无地震作用时的组合:①永久性荷载效应起控制作用时:=1.35×+1.4×0.7×②可变荷载效应起控制作用时,因永久性荷载产生的弯矩与楼面活荷载产生的弯矩及风荷载产生的弯矩方向相同,属于永久性荷载效应对结构不利情况,取,故:=1.2×+1.4(或1.3)×0.7×+1.4×1.0×或1.2×+1.4(或1.3)×1.0×+1.4×0.6×有地震作用效应时的组合：-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合因重力荷载产生的弯矩与产生的弯矩水平地震作用标准值产生的弯矩及风荷载标准值产生的弯矩方向相同,属于重力荷载效应对结构不利情况,取,故:对于所有多层及一般高层建筑：=1.2×+1.3×表7-6六层横梁内力组合六层横梁内力组合杆件名称AB跨B跨截面位置A右跨中B左B右跨中内力种类MVMMVMVM竖向恒载①-27.60059.39083.150-40.470-64.540-25.98011.360-16.190竖向活载②-11.13025.89037.110-17.020-28.290-11.8704.020-8.380重力荷载代表值⑤-33.16572.335101.705-48.980-78.685-31.91513.370-20.380地震作用（左）⑥133.190-47.46015.560-102.080-47.46095.000-38.6200.000地震作用（右）⑦-133.19047.460-15.560102.08047.460-95.00038.6200.000内1.2恒+1.4×0.7活①+②或①+②力-44.02796.640136.148-65.244-105.172-42.80917.572-27.640组1.2恒+1.4活①+②或①+②合-48.702107.514151.734-72.392-117.054-47.79419.260-31.1601.35恒+①+②0.7×1.4活-48.167105.549148.620-71.314-114.853-46.70619.276-30.0691.2重力+⑤+⑥或⑤+⑦1.3水平地震-212.945148.500142.274-191.480-156.120-161.798-34.162-24.4561.3水平地震-⑥-|⑤|或⑦-|⑤|1.0重力荷载139.98210.63781.47783.724-16.98791.585-36.836-20.380-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合表7-7五层横梁内力组合五层横梁内力组合杆件名称AB跨B跨截面位置A右跨中B左B右跨中内力种类MVMMVMVM竖向恒载①-47.23076.14095.950-52.950-78.460-21.3809.840-12.830竖向活载②-14.00021.40026.290-15.310-21.940-5.6303.210-2.840重力荷载代表值⑤-54.23086.840109.095-60.605-89.430-24.19511.445-14.250地震作用（左）⑥116.640-41.56014.400-87.840-41.56083.190-33.8200.000地震作用（右）⑦-116.64041.560-14.40087.84041.560-83.19033.8200.000内1.2恒+1.4×0.7活①+②或①+②力-70.396112.340140.904-78.544-115.653-31.17314.954-18.179组1.2恒+1.4活①+②或①+②合-76.276121.328151.946-84.974-124.868-33.53816.302-19.3721.35恒+①+②0.7×1.4活-77.481123.761155.297-86.486-127.422-34.38016.430-20.1041.2重力+⑤+⑥或⑤+⑦1.3水平地震-216.708158.236149.634-186.918-161.344-137.181-30.232-17.1001.3水平地震-⑥-|⑤|或⑦-|⑤|1.0重力荷载97.40232.81290.37553.587-35.40283.952-32.521-14.250-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合表7-8四层横梁内力组合四层横梁内力组合杆件名称AB跨B跨截面位置A右跨中B左B右跨中内力种类MVMMVMVM竖向恒载①-46.30076.00096.530-52.720-78.610-21.5409.840-13.000竖向活载②-12.97021.30027.050-14.810-22.050-6.0703.210-3.280重力荷载代表值⑤-52.78586.650110.055-60.125-89.635-24.57511.445-14.640地震作用（左）⑥91.040-32.44028.700-68.560-32.44064.940-26.4000.000地震作用（右）⑦-91.04032.440-28.70068.56032.440-64.94026.4000.000内1.2恒+1.4×0.7活①+②或①+②力-68.271112.074142.345-77.778-115.941-31.79714.954-18.814组1.2恒+1.4活①+②或①+②合 -73.718121.020153.706-83.998-125.202-34.34616.302-20.1921.35恒+①+②0.7×1.4活-75.216123.474156.825-85.686-127.733-35.02816.430-20.7641.2重力+⑤+⑥或⑤+⑦1.3水平地震-181.694146.152169.376-161.278-149.734-113.912-20.586-17.5681.3水平地震-⑥-|⑤|或⑦-|⑤|1.0重力荷载65.56744.47872.74529.003-47.46359.847-22.875-14.640-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合表7-9三层横梁内力组合三层横梁内力组合杆件名称AB跨B跨截面位置A右跨中B左B右跨中内力种类MVMMVMVM竖向恒载①-46.30076.00096.530-52.720-78.610-21.5409.840-13.000竖向活载②-12.97021.30027.050-14.810-22.050-6.0703.210-3.280重力荷载代表值⑤-52.78586.650110.055-60.125-89.635-24.57511.445-14.640地震作用（左）⑥119.570-42.73014.450-90.670-42.73085.830-34.8900.000地震作用（右）⑦-119.57042.730-14.45090.67042.730-85.83034.8900.000内1.2恒+1.4×0.7活①+②或①+②力-68.271112.074142.345-77.778-115.941-31.79714.954-18.814组1.2恒+1.4活①+②或①+②合-73.718121.020153.706-83.998-125.202-34.34616.302-20.1921.35恒+①+②0.7×1.4活-75.216123.474156.825-85.686-127.733-35.02816.430-20.7641.2重力+⑤+⑥或⑤+⑦1.3水平地震-218.783159.529150.851-190.021-163.111-141.069-31.623-17.5681.3水平地震-⑥-|⑤|或⑦-|⑤|1.0重力荷载102.65631.10191.27057.746-34.08687.004-33.912-14.640-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合表7-10二层横梁内力组合二层横梁内力组合杆件名称AB跨B跨截面位置A右跨中B左B右跨中内力种类MVMMVMVM竖向恒载①-46.30075.99096.500-52.780-78.620-21.5009.840-12.950竖向活载②-13.01021.30027.020-14.830-22.050-6.1303.210-3.340重力荷载代表值③-52.80586.640110.010-60.195-89.645-24.56511.445-14.620地震作用（左）④132.029-47.05016.300-99.440-47.05094.180-38.2800.000地震作用（右）⑤-132.02947.050-16.30099.44047.050-94.18038.2800.000内1.2恒+1.4×0.7活①+②或①+②力-68.310112.062142.280-77.869-115.953-31.80714.954-18.813组1.2恒+1.4活①+②或①+②合-73.774121.008153.628-84.098-125.214-34.38216.302-20.2161.35恒+①+②0.7×1.4活-75.255123.461156.755-85.786-127.746-35.03216.430-20.7561.2重力+③+④或③+⑤1.3水平地震-235.004165.133153.202-201.506-168.739-151.912-36.030-17.5441.3水平地震-④-|③|或⑤-|③|1.0重力荷载118.83325.47588.82069.077-28.48097.869-38.319-14.620-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合表7-11一层横梁内力组合一层横梁内力组合杆件名称AB跨B跨截面位置A右跨中B左B右跨中内力种类MVMMVMVM竖向恒载①-41.92075.62099.980-50.210-78.990-24.2709.840-15.720竖向活载②-11.53021.91028.120-14.120-22.150-6.8203.210-4.030重力荷载代表值⑤-47.68586.575114.040-57.270-90.065-27.68011.445-17.735地震作用（左）⑥139.500-47.49014.670-110.170-47.49097.920-36.5500.000地震作用（右）⑦-139.50047.490-14.670110.17047.490-97.92036.5500.000内1.2恒+1.4×0.7活①+②或①+②力-61.603112.216147.534-74.090-116.495-35.80814.954-22.813组1.2恒+1.4活①+②或①+②合-66.446121.418159.344-80.020-125.798-38.67216.302-24.5061.35恒+①+②0.7×1.4活-67.891123.559162.531-81.621-128.344-39.44816.430-25.1711.2重力+⑤+⑥或⑤+⑦1.3水平地震-238.572165.627155.919-211.945-169.815-160.512-33.781-21.2821.3水平地震-⑥-|⑤|或⑦-|⑤|1.0重力荷载133.66524.83894.96985.951-28.32899.616-36.070-17.735注：弯矩两下边缘受拉为正，剪力使杆件顺时针转动为正。-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合7.3框架柱内力组合7.3.1无地震作用时的组合组合目标为①及相应的及V和②及相应的时:⑴框架柱一般由可变荷载效应起控制作用。，永久性荷载产生的弯矩与楼面活荷载产生的弯矩方向相同，与风荷载产生的弯矩方向相同,属于永久性荷载效应对结构不利情况,取,故:=1.2×+1.4(或1.3)×0.7×+1.4×1.0×=1.2×+1.4(或1.3)×0.7×+1.4×1.0×或=1.2×+1.4(或1.3)×1.0×+1.4×0.6×=1.2×+1.4(或1.3)×1.0×+1.4×0.6×⑵恒载起控制作用时：=1.35×+1.4×0.7×=1.35×+1.4×0.7×式中——无地震作用时的柱端弯矩组合设计值；——永久性荷载标准值产生的柱端弯矩；——楼面活荷载标准值产生的柱端弯矩；——风荷载标准值产生的柱端弯矩。——无地震作用时的柱轴力组合设计值；——永久性荷载标准值产生的柱轴力；——楼面活荷载标准值产生的柱轴力；——风荷载标准值产生的柱轴力。组合目标为③及相应的时：永久性荷载产生的轴力与楼面活荷载产生的轴力方向相同，与风荷载产生的轴力方向相反,属于永久性荷载效应对结构有利情况,取,故，不考虑楼面活荷载的有利作用:=1.4×-1.0×=1.0×-1.4×-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合7.3.2有地震作用效应时的组合组合目标为①及相应的及V②及相应的时：重力荷载产生的弯矩与水平地震作用标准值产生的弯矩及风荷载标准值产生的弯矩方向相同,属于重力荷载效应对结构不利情况,取,故对于所有多层及一般高层建筑：=1.2×+1.3×=1.2×+1.3×组合目标为③及相应的时：=1.3×-1.0×=1.3×-1.0×7.3.3框架柱组合过程框架柱的组合过程见下页表格。-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合表7-12六层柱内力组合六层柱内力组合杆件名称边柱中柱截面位置上端下端剪力上端下端剪力内力种类MNMNVMNMNV竖向恒载①56.774244.620-45.873279.62028.510-38.055232.33033.105267.33019.770竖向活载②23.62467.620-15.01367.62010.730-15.540122.44010.851122.4407.330重力荷载代表值⑤68.586278.430-53.380313.43033.875-45.825293.55038.531328.55023.435地震作用（左）⑥-184.280-47.46099.230-47.46078.750-276.4208.840148.8408.840118.130地震作用（右）⑦184.28047.460-99.23047.460-78.750276.420-8.840-148.84-8.840-118.131.2恒+1.4×0.7活①+②①+②91.280359.812-69.760401.81244.727-60.895398.78750.360440.78730.907①+②①+②91.280359.812-69.760401.81244.727-60.895398.78750.360440.78730.9071.2恒+1.4活①+②①+②101.202388.212-76.066430.21249.234-67.422450.21254.917492.21233.986①+②①+②101.202388.212-76.066430.21249.234-67.422450.21254.917492.21233.9861.35恒+0.7×1.4活①+②99.796396.505-76.641443.75549.004-66.603433.63755.326480.88733.873①+②99.796396.505-76.641443.75549.004-66.603433.63755.326480.88733.8731.2重力+1.3水平地震⑤+⑦⑤+⑥321.867395.814-193.054437.814-61.725-414.336363.752239.729405.752181.691⑤+⑦⑤+⑥321.867395.814-193.05437.814-61.725-414.336363.752239.729405.752181.6911.3地震⑤+⑥⑤+⑦-1.0重力-170.978216.73275.620251.732136.250313.521282.058-154.96317.058-130.13五层柱内力组合-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合杆件名称边柱中柱截面位置上端下端剪力上端下端剪力内力种类MNMNVMNMNV竖向恒载①41.716507.360-43.186542.360-23.580-32.098535.42032.378570.4207.910竖向活载②10.507122.410-12.100122.410-6.280-8.28397.2508.997219.6904.800重力荷载代表值⑤46.970568.565-49.236603.565-26.720-36.240584.04536.877680.26510.310地震作用（左）⑥-62.150-89.01044.090-89.01029.510-93.2107.74066.1207.74044.260地震作用（右）⑦62.15089.010-44.09089.010-29.51093.210-7.740-66.120-7.740-44.2601.2恒+1.4×0.7活①+②①+②60.356728.794-63.681770.794-34.450-46.635737.80947.671899.80014.196①+②①+②60.356728.794-63.681770.794-34.450-46.635737.80947.671899.80014.1961.2恒+1.4活①+②①+②64.769780.206-68.763822.206-37.088-50.114778.65451.449992.07016.212①+②①+②64.769780.206-68.763822.206-37.088-50.114778.65451.449992.07016.2121.35恒+0.7×1.4活①+②66.613804.898-70.159852.148-37.987-51.450818.12252.527985.36315.383①+②66.613804.898-70.159852.148-37.987-51.450818.12252.527985.36315.3831.2重力+1.3水平地震⑤+⑦⑤+⑥137.158797.991-116.400839.991-70.427-164.660710.916130.208826.38069.910⑤+⑦⑤+⑥137.158797.991-116.400839.991-70.427-164.660710.916130.208826.38069.9101.3地震⑤+⑥⑤+⑦-1.0重力-33.826452.8528.081487.85211.64384.934573.983-49.080670.203-47.228表7-14四层柱内力组合四层柱内力组合杆件名称边柱中柱-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合截面位置上端下端剪力上端下端剪力内力种类MNMNVMNMNV竖向恒载①43.186770.100-43.186805.100-23.990-32.378838.65032.301873.65017.990竖向活载②12.110177.200-12.100177.200-6.280-8.99797.3608.997317.0505.000重力荷载代表值⑤49.241858.700-49.236893.700-27.130-36.877887.33036.8001032.17520.490地震作用（左）⑥-81.870-121.45066.990-121.45041.350-122.8206.040100.4806.04062.030地震作用（右）⑦81.870121.450-66.990121.450-41.350122.820-6.040-100.480-6.040-62.0301.2恒+1.4×①+②①+②0.7活+1.4风63.6911097.78-63.6811139.78-34.942-47.6711101.7947.5781359.0926.488①+②①+②63.6911097.78-63.6811139.78-34.942-47.6711101.7947.5781359.0926.4881.2恒+1.4活①+②①+②+1.4×0.6风68.7771172.20-68.7631214.20-37.580-51.4491142.6851.3571492.2528.588①+②①+②68.7771172.20-68.7631214.20-37.580-51.4491142.6851.3571492.2528.5881.35恒+①+②0.7×1.4活70.1691213.29-70.1591260.54-38.541-52.5271227.5952.4231490.1429.187①+②70.1691213.29-70.1591260.54-38.541-52.5271227.5952.4231490.1429.1871.2重力+⑤+⑦⑤+⑥1.3水平地震165.5201188.33-146.1701230.33-86.311-203.9181072.65174.7831246.46105.23⑤+⑦⑤+⑥165.5201188.33-146.171230.33-86.311-203.9181072.65174.7831246.46105.231.3地震⑤+⑥⑤+⑦-1.0重力-57.190700.81537.851735.81526.625122.790879.478-93.8251024.32-60.15表7-15三层柱内力组合三层柱内力组合杆件名称边柱中柱-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合截面位置上端下端剪力上端下端剪力内力种类MNMNVMNMNV竖向恒载①43.1861032.84-43.1861067.84-23.990-32.3781141.7432.3011176.7417.970竖向活载②12.100231.880-12.054231.880-6.710-8.997414.4108.976414.4105.000重力荷载代表值⑤49.2361148.78-49.2131183.78-27.345-36.8771348.9536.7891383.9520.470地震作用（左）⑥-99.500-146.18081.410-164.18056.260-149.25087.840122.1207.84084.390地震作用（右）⑦99.500146.180-81.410164.180-56.260149.250-87.840-122.120-7.840-84.3901.2恒+1.4×①+②①+②0.7活63.6811466.65-63.6361508.65-35.364-47.6711776.2147.5581818.2126.464①+②①+②63.6811466.65-63.6361508.65-35.364-47.6711776.2147.5581818.2126.4641.2恒+1.4活①+②①+②68.7631564.04-68.6991606.04-38.182-51.4491950.2651.3281992.2628.564①+②①+②68.7631564.04-68.6991606.04-38.182-51.4491950.2651.3281992.2628.5641.35恒+①+②0.7×1.4活70.1591621.58-70.1141668.83-38.962-52.5271947.4752.4031994.7229.160①+②70.1591621.58-70.1141668.83-38.962-52.5271947.4752.4031994.7229.1601.2重力+⑤+⑦⑤+⑥1.3水平地震188.4331568.57-164.8891633.97-105.952-238.2771732.93202.9031670.93134.27⑤+⑦⑤+⑥188.4331568.57-164.8891633.97-105.952-238.2771732.93202.9031670.93134.271.3地震⑤+⑥⑤+⑦-1.0重力-80.114958.74656.620970.34645.793157.1491234.75-121.9671373.75-89.237表7-16二层柱内力组合二层柱内力组合杆件名称边柱中柱-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合截面位置上端下端剪力上端下端剪力内力种类MNMNVMNMNV竖向恒载①43.1861295.58-50.2141330.58-25.940-32.5761444.9836.4641479.9819.180竖向活载②12.183286.560-14.070286.560-7.290-6.640511.77010.133511.7705.311重力荷载代表值⑤49.2781438.86-57.2491473.86-29.585-35.8961700.8641.5311735.8621.836地震作用（左）⑥-101.270-211.230101.270-211.23056.260-151.9008.770-151.9008.77084.390地震作用（右）⑦101.270211.230-101.27211.230-56.260151.900-8.770151.900-8.770-84.391.2恒+1.4×①+②①+②0.7活63.7631835.525-74.0451877.525-38.272-45.5982235.51153.6872277.51128.221①+②①+②63.7631835.52-74.0451877.52-38.272-45.5982235.5153.6872277.5128.2211.2恒+1.4活①+②①+②68.8791955.880-79.9551997.880-41.334-48.3872450.45457.9432492.45430.451①+②①+②68.8791955.88-79.9551997.88-41.334-48.3872450.45457.9432492.45430.4511.35恒+①+②0.7×1.4活70.2402029.86-81.5782077.11-42.163-50.4852452.2659.1572499.5131.098①+②70.2402029.86-81.5782077.11-42.163-50.4852452.2659.1572499.5131.0981.2重力+⑤+⑦⑤+⑥1.3水平地震190.7842001.23-200.352043.23-108.64-240.5452052.44-147.6332094.44135.91⑤+⑦⑤+⑥190.7842001.23-200.352043.23-108.64-240.5452052.44-147.6332094.44135.911.3地震⑤+⑥⑤+⑦-1.0重力-82.3741164.2674.4021199.2643.553161.5741689.47239.0011724.46-87.87表7-17一层柱内力组合一层柱内力组合杆件名称边柱中柱截面位置上端下端剪力上端下端剪力-68- 毕业设计（论文）第7章内力组合内力种类MNMNVMNMNV竖向恒载①30.5501557.81-15.2751595.71-11.750-20.3111748.5910.9431786.4918.420竖向活载②8.556341.130-4.278341.130-1.320-7.53010.9703.04010.9702.340重力荷载代表值⑤34.8281728.37-17.4141766.27-12.410-24.0761754.0712.4631791.9719.590地震作用（左）⑥-111.91-258.72168.830-258.7266.600-169.2210.970203.76010.97089.380地震作用（右）⑦111.910258.720-168.83258.720-66.600169.220-10.970-203.76-10.970-89.381.2恒+1.4×①+②①+②0.7活45.0452203.68-22.5222249.16-15.394-31.7532109.0616.1112154.5424.397①+②①+②45.0452203.68-22.5222249.18-15.394-31.7532109.0616.1112154.5424.3971.2恒+1.4活①+②①+② 48.6382346.95-24.3192392.434-15.948-34.9152113.6717.3882159.1525.380①+②①+②48.6382346.95-24.3192392.43-15.948-34.9152113.6717.3882159.1525.3801.35恒+①+②0.7×1.4活49.6272437.35-24.8142488.51-17.156-34.7992371.3417.7522422.5127.160①+②49.6272437.35-24.8142488.51-17.156-34.7992371.3417.7522422.5127.1601.2重力+⑤+⑦⑤+⑥1.3水平地震187.2772410.38-240.372455.86-101.47-248.872119.15279.8442164.63139.70⑤+⑦⑤+⑥187.2772410.38-240.372455.86-101.47-248.872119.15279.8442164.63139.701.3地震⑤+⑥⑤+⑦-1.0重力-110.651392.03202.0651429.9374.170195.9101739.81-252.421777.71-96.60-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算第8章框架配筋计算配筋计算内容包括：梁、柱、板、楼梯、基础8.1框架梁的设计梁的纵向钢筋采用HRB400，箍筋采用HRB335。8.1.1梁的正截面配筋计算（1）跨中最大正弯矩的配筋计算无地震作用组合时,由于楼面板为现浇构件的框架梁,按混凝土结构中的T矩形截面梁计算，混凝土受压区的翼缘计算宽度b’f应按《混凝土结构设计规范》中表7.2.3所列情况中的最小值取用。考虑地震作用组合的框架梁，其正截面抗震受弯承载力仍然按上述规定计算，但在受弯承载力计算公式右边应除以相应的承载力抗震调整系数。B×h0=250mm×665mmb’f=2400mm比较判断第一类T形截面，值得注意的是，M需要在内力组合后乘以1.2，用来考虑活荷载的最不利布置的影响。（8-1）（8-2）（8-3）——纵向非预应力受拉钢筋合力点——T形截面翼缘宽和高——截面抵抗矩系数——相对受压区高度——纵向受拉钢筋面积——等效矩形应力图形特征值，为简化计算——混凝土轴心抗压强度设计值——纵向受拉钢筋抗拉强度设计值——截面有效高度-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算——腹板宽度验算最小配筋面积：跨中%和0.2%比较取大值；支座%和0.25%比较取大值。经计算跨中取0.2%，支座取0.25%。最大配筋率：2.5%计算过程如下表：有震情况下的弯矩显然比无震情况小得多，有震情况不计算。表8-1梁跨中正截面弯矩承载力梁跨中正截面弯矩承载力①截面L0bh0Mrs六层AB跨中6300300665148.5178.2002312.3100.012250.012330.993836BC跨中210030046530.06936.083836.5500.01297-0.012881.006442五层AB跨中6300300665155.297186.3562312.3100.012810.012900.993552BC跨中210030046520.10424.125836.5500.00867-0.008631.004316四层AB跨中6300300665146.152175.3822312.3100.012060.012130.993934BC跨中210030046520.76424.917836.5500.00895-0.008911.004457三层AB跨中6300300665159.529191.4352312.3100.013160.013250.993375BC跨中210030046520.76424.917836.5500.00895-0.008911.004457二层AB跨中6300300665165.133198.1602312.3100.013620.013720.993141BC跨中210030046520.75624.907836.5500.00895-0.008911.004455一层AB跨中6300300665165.627198.7522312.3100.027950.028350.985825BC跨中210030046525.17130.205836.5500.01085-0.010801.005398表8-2梁跨中正截面弯矩承载力梁跨中正截面弯矩承载力②截面计算配筋实配面积配筋率六层AB跨中748.9780.001800.0213c187630.00382BC跨中214.1690.002153c187630.00547五层AB跨中783.4830.001803c187630.00382BC跨中143.4950.002153c187630.00547四层AB跨中737.0620.001803c187630.00382BC跨中148.1850.002153c187630.00547三层AB跨中804.9770.001803c209410.00472BC跨中148.1850.002153c209410.00675二层AB跨中833.4510.001803c209410.00472BC跨中148.1290.002153c209410.00675一层AB跨中842.1480.001803c209410.00472BC跨中179.4690.002153c209410.00675梁端最大正弯矩配筋计算：-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算框架梁端弯矩的组合设计值,其下部受拉的最大正弯矩一般小于梁上部受拉的最大负弯矩的绝对值。把梁上部受拉的最大负弯矩的钢筋作为下部受拉最大正弯矩的受压钢筋，按双筋梁计算时，其截面受压区高度计算结果一定小于零，即，可直接对受压钢筋取矩，无地震作用组合时（8-4）有地震作用组合时（8-5）——受压钢筋合力点到截面近边距离计算结果和梁跨中比较取大者。计算过程：无震情况下的弯矩比有震情况小得多，这里只计算有震情况。表8-3梁端正截面正弯矩承载力梁端正截面正弯矩承载力截面h0M跨中计算实配面积配筋率六层AB左665350.75139.982104.987462.9037637633c187630.00382AB右665350.7583.72462.793276.8657637633c187630.00382BC左465350.7591.58568.689443.7267637633c187630.00547五层AB左665350.7597.40273.052322.0977637633c187630.00382AB右665350.7553.58740.190177.2067637633c187630.00382BC左465350.7583.95262.964406.7447637633c187630.00547四层AB左665350.7565.56749.175216.8227637633c187630.00382AB右665350.7529.00321.75295.9097637633c187630.00382BC左465350.7559.84744.885289.9567637633c187630.00547三层AB左665350.75102.65676.992339.4719419413c209410.00472AB右665350.7557.74643.310190.9599419413c209410.00472BC左465350.75112.99684.747547.4619419413c209410.00675二层AB左665350.75118.83389.125392.9669419413c209410.00472AB右665350.7569.07751.808228.4299419413c209410.00472BC左465350.7597.86973.402474.1729419413c209410.00675一层AB左665350.75133.665100.249442.0149419413c209410.00472AB右665350.7585.95064.463284.2269419413c209410.00472BC左465350.7599.61674.712482.6369419413c209410.00675梁端最大负弯矩配筋计算-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算框架梁支座最大负弯矩的配筋应按双筋矩形截面梁计算。在计算框架梁支座最大负弯矩的配筋时，梁下部的纵向钢筋可作为受压钢筋。无地震作用组合时，框架梁支座最大负弯矩的配筋按受压钢筋已知的双筋矩性截面梁计算；考虑地震作用组合的框架梁，其支座最大负弯矩的配筋仍按受压钢筋已知的双筋矩性截面梁计算，但在受弯承载力计算公式右边应除以相应的承载力抗震调整系数。在计算中，计入纵向受压钢筋的梁端混凝土受压区高度应符合下列要求：x≤0.35h0；且梁端纵向受拉钢筋的配筋率不应大于2.5%。另外，《混凝土结构设计规范》规定，框架梁梁端截面的底部和顶部纵向受力钢筋截面面积的比值，除按计算确定外，二、三级抗震等级不应小于0.3。基本过程：先将梁下部的纵向钢筋作为受压钢筋,按力矩平衡方程求混凝土相对受压区高度（8-6）（8-7）计算出后，可能遇到下列情况：（1）（一级抗震等级）或（二、三级抗震等级）说明受压钢筋数量不足，按受压钢筋未知重新计算。（2），（8-8）（3）（一级抗震等级）或（二、三级抗震等级）（8-9）——纵向普通受压钢筋的抗压强度设计值——纵向受压钢筋面积求出受拉钢筋面积后，验算（一级抗震等级）或（二、三级抗震等级）。如果不满足要求，说明受压钢筋数量还是不足，按受压钢筋未知重新计算。-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算梁端负弯矩配筋计算：这里只计算有震情况，由内力组合表可以比较出无震情况比有震情况下的弯矩小得多。表8-4梁端正截面负弯矩梁端正截面负弯矩截面h0M六层AB左665350.75212.945159.709763-0.01190-0.011828-0.011828AB右665350.75191.48143.610763-0.01190-0.011828BC左465350.75161.798121.349763-0.04244-0.041579五层AB左665350.75216.708162.531763-0.01190-0.011828AB右665350.75186.918140.189763-0.01140-0.011338BC左465350.75137.181102.886763-0.04244-0.041579四层AB左665350.75181.694136.271763-0.01190-0.011828AB右665350.75161.278120.959763-0.01190-0.011828BC左465350.75113.91285.434763-0.04244-0.041579三层AB左665350.75218.783164.087941-0.01467-0.014567AB右665350.75190.021142.516941-0.01467-0.014567BC左465350.75141.069105.802941-0.05235-0.051042二层AB左665350.75235.004176.253941-0.01467-0.014567AB右665350.75201.506151.130941-0.01467-0.014567BC左465350.75151.912113.934941-0.05235-0.051042一层AB左665350.75238.572178.929941-0.01467-0.014567AB右665350.75211.945158.959941-0.01467-0.014567BC左465350.75160.512120.384941-0.05235-0.051042-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算表8-5梁端正截面负弯矩梁端正截面负弯矩截面配筋实面积配筋率六层AB左-7.865401704.18324c18101717800.00891.0835AB右-7.865402633.20114c18101717800.00891.2050BC左-19.33425783.9054c18101717800.01280.9733五层AB左-7.865401716.6274c18101717800.00891.0647AB右-7.539514618.11514c18101717800.00891.2344BC左-19.33425664.63664c18101717800.01281.1480四层AB左-7.865402600.83994c18101717800.00891.2699AB右-7.865403533.32674c18101717800.00891.4306BC左-19.33426551.89924c18101717800.01281.3825三层AB左-9.687129723.48884c18101719580.00981.3006AB右-9.68713628.37634c18101719580.00981.4975BC左-23.73472683.47384c18101719580.01401.3768二层AB左-9.687128777.12964c18101719580.00981.2109AB右-9.687129666.35584c18101719580.00981.4122BC左-23.73472736.00784c18101719580.01401.2785一层AB左-9.687128788.92864c18101719580.00981.1928AB右-9.687129700.87634c18101719580.00981.3426BC左-23.73472777.67444c18101719580.01401.21008.1.2梁的斜截面配筋计算（1）梁剪力设计值和柱的弯矩设计值的调整抗震设计时，根据强剪弱弯原则和强柱弱梁原则对梁剪力设计值和柱的弯矩设计值进行调整，框架梁端部截面组合的剪力设计值，一、二、三级抗震等级应按下列公式计算：（8-10）抗震等级为一、二、三级框架的柱（8-11） 式中——框架梁端部截面组合的剪力设计值；——梁剪力增大系数；一级抗震等级取1.3,二级抗震等级取1.2,三级抗震等级取1.1。-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算、——考虑地震作用组合的框架梁左、右端弯矩设计值；   ——考虑地震作用组合时的重力荷载代表值产生的剪力设计值，可按简支梁计算确定；  ——梁的净跨；——考虑地震作用组合的节点上、下柱端的弯矩设计值之和（顺时针或反时针方向）；可按弹性分析所得的上、下柱端截面弯矩比分配。——同一节点左、右梁端，按顺时针和逆时针方向计算的两端考虑地震作用组合的弯矩设计值之和的较大值；一级框架节点左、右梁端均为负弯矩时，绝对值较小的弯矩应取零；——柱端弯矩增大系数，一级抗震等级取1.4，二级取1.2，三级取1.1。公式中，与之和，应分别按顺时针方向和逆时针方向进行计算，并取其较大值。表8-6-1梁剪力设计值和柱的弯矩设计值的调整截面六层五层AB梁左MAB梁右MBC梁左MAB梁左MAB梁右MBC梁左M重力荷载-33.17-48.98-31.92-54.23-60.61-24.20地震作用133.19-102.0895.0116.64-87.8483.19-133.19102.08-95.0-116.6487.84-83.19顺时针组133.34-191.4885.2048.9-169.8679.11逆时针组-212.9573.93-161.80-216.7140.26-137.19324.82247.0272.48216.3086.8094.4216.04104.21107.3213.73Vb148.67156.29157.18156.11159.22137.33212.95276.68216.71266.03255.54332.02260.05319.24表8-6-2梁剪力设计值和柱的弯矩设计值的调整-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算截面四层三层AB梁左MAB梁右MBC梁左MAB梁左MAB梁右MBC梁左M重力荷载-52.79-60.13-24.58-52.79-60.13-24.58地震作用91.04-68.5664.94119.57-90.6785.83-91.0468.56-64.94-119.5790.67-85.83顺时针组55.00-161.2854.9392.09-190.0382.08逆时针组-181.716.97-113.92-218.7945.72-141.08216.28168.85282.12223.16103.98107.5613.73103.98107.5613.73Vb145.18148.76110.22157.72161.30141.25181.7216.21218.79272.11218.04259.45262.55326.53截面二层一层AB梁左MAB梁左MAB梁左MAB梁左MAB梁左MAB梁左M重力荷载-25.81-60.20-24.57-47.69-57.27-27.68地震作用132.03-99.4494.18139.5-110.1797.92-132.0399.44-94.18-139.5110.17-97.92顺时针组140.67-201.5192.95124.27-211.9594.08逆时针组-202.61-57.03-150.32-238.58-74.50-160.51342.18243.27336.22254.59103.971107.5713.75103.89108.0813.73Vb169.15172.75152.74167.93172.12159.21202.61294.46238.58306.03243.13353.35286.30367.24计算公式：不考虑地震作用组合的框架梁，其斜截面受剪承载力应符合下列规定：（8-12）考虑地震作用组合的框架梁，其斜截面受剪承载力应符合下列规定：[]（8-13）——构件斜截面上的最大剪力设计值；——混凝土抗拉强度设计值；——箍筋抗拉强度设计值；-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算——配置在同一截面内箍筋各肢的全部截面面积：此处，n为在同一截面内箍筋的肢数，为单肢箍筋的截面面积；——沿构件长度方向的箍筋间距；——计算截面的剪跨比，可取λ=a/h0,a为集中荷载作用点至支座或节点边缘的距离；当λ<1.5时，取λ=1.5，当λ>3时，取λ=3；集中荷载作用点至支座之间的箍筋，应均匀配置。——斜截面受剪计算，取0.85截面六层五层AB跨BC跨AB跨BC跨左端右端左（右）左端右端左（右）V148.5156.1234.16158.24161.3430.2386.894.4216.04104.21107.3213.73Vb148.67156.29157.18156.11159.22137.33126.37132.85133.60132.69135.34116.73①713.21713.21498.71713.21713.21498.71②119.82119.8283.78119.82119.8283.78③0.0260.0530.2860.0520.0620.189s加密2Ф10@1002Ф10@1002Ф10@1002Ф10@1002Ф10@1002Ф10@100s非加密200200200200截面四层三层AB跨BC跨AB跨BC跨左端右端左（右）左端右端左（右）V146.15149.7320.59159.53163.1131.62103.98107.5613.73103.98107.5613.73Vb145.18148.76110.22157.72161.30141.25193.52123.40126.4593.69134.06137.11120.06①713.21713.21498.71713.21713.21498.71②119.82119.8283.78119.82119.8283.78③0.0140.0270.0570.0610.0690.208s加密2Ф10@1002Ф10@1002Ф10@1002Ф10@1002Ф10@1002Ф10@100s非加密2Ф10@2002Ф10@2002Ф10@2002Ф10@200截面二层一层-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算AB跨AB跨AB跨AB跨左端左端右端左端左端右端V165.13168.7436.03165.63169.8233.78103.97107.5713.73103.89108.0813.73Vb169.15172.75152.74167.93172.12159.21143.78146.84129.83142.74146.30135.33①713.21713.21498.71713.21713.21498.71②119.82119.82119.82119.82119.82119.82③0.0960.1080.2640.0920.1060.296s加密2Ф10@1002Ф10@1002Ф10@1002Ф10@1002Ф10@1002Ф10@100s非加密2Ф10@2002Ф10@2002Ф10@2002Ф10@2002Ф10@200表8-7梁斜截面计算注：①代表；②代表；③代表。①用来验算截面；②用来计算是否按计算配箍；③用来计算箍筋无震情况下的剪力组合值和有震情况下调整后的剪力设计值几乎相等无需再计算。梁斜截面配筋构造箍筋间距：加密区长度为；加密区箍筋间距；非加密区箍筋间距加密区的2倍，且不大于250mm。全梁配筋率：8.2框架柱的设计柱的纵向钢筋采用HRB400，箍筋采用HRB335。8.2.1柱的正截面配筋计算（1）框架柱内力调整（强柱弱梁）抗震等级为一、二、三级框架的柱（8-14）式中——考虑地震作用组合的节点上、下柱端的弯矩设计值之和（顺时针或反时针方向）；可按弹性分析所得的上、下柱端截面弯矩比分配。——同一节点左、右梁端，按顺时针和逆时针方向计算的两端考虑地震作用组合的弯矩设计值之和的较大值；-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算一级框架节点左、右梁端均为负弯矩时，绝对值较小的弯矩应取零；——柱端弯矩增大系数，一级抗震等级取1.4，二级取1.2，三级取1.1。为了推迟框架结构底层柱固定端截面屈服，一、二、三级框架结构的底层柱固定端截面组合的弯矩计算值，应分别乘以增大系数1.5、1.25和1.15。节点上、下柱端的轴向力设计值，应取地震作用组合下各自的轴向力设计值。柱端截面的轴力、弯矩设计值确定后，按压弯构件验算承载力。有地震作用组合和无地震作用组合的验算公式相同，仅需考虑承载力抗震调整。柱的弯矩计算表节点上柱下柱7255.54——1.000255.546260.050.585152.130.415107.925218.040.41390.050.587127.994262.550.437114.730.563147.823243.130.464112.810.536130.322286.300.517148.020.483138.281——300.47——表8-8-1框架边柱内力调整表8-8-2框架中柱内力调整节点上柱下柱7332.02——1.000332.026319.240.593189.310.407129.935259.450.390101.190.61158.264326.530.423138.120.577188.413353.350.458161.830.542191.522367.240.372136.610.628230.631——349.81——（2）柱的正截面配筋计算过程：对称配筋，纵筋采用HRB400级钢筋，箍筋采用HPB235级钢筋，混凝土保护层厚度30mm，，。-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算计算按照取值确定:（8-15）当时，；（8-16）当时，；（8-17）当时，按小偏压计算：（8-18）（8-19）考虑地震作用时，在公式中的轴力乘以——计算长度，取值：底层1.0H，标准层1.25H。——附加偏心矩，500/30和20中取较大值。——轴向力对截面中心的偏心矩，。——初始偏心矩，。——考虑二阶效应影响的轴向力偏心矩增大系数，；——偏心受压构件的截面曲率修正系数，，当时，；——构件长细比对截面曲率影响系数，，当时，。——轴向力作用点至受拉钢筋合力点的距离；——轴向力作用点至受压钢筋合力点的距离；——界限相对受压区高度-68- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算表8-9-1框配筋计算有地震时弯矩最大层柱MNL0eae0eiηeXAs=As~实际配筋AS6边柱255.54395.8144.520645.61665.611.0338428.1146.13905.194C221520边柱152.13437.8144.520347.48367.481.0612129.9851.03303.994C221520中柱332.02363.7524.520910.02930.021.0242692.5242.401345.654C221520中柱189.31405.7524.520466.57486.571.0462249.0747.29539.854C2215205边柱107.92797.9914.520135.24155.241.1449437.7493.01-323.024C221520边柱90.05839.9914.520107.20127.201.1769409.797.90-454.754C221520中柱129.93710.9164.520182.76202.761.1110485.2682.86-126.564C221520中柱101.19826..384.520122.45142.451.1579424.9596.31-383.484C2215204边柱127.991188.3254.520107.71127.711.1762410.21138.50-51.274C221520边柱114.731230.3254.52093.25113.251.1987395.75143.39-608.194C221520中柱158.261072.6484.520147.54167.541.1343450.04125.02-271.834C221520中柱138.121246.4624.520110.81130.811.1720413.31145.28-493.164C2215203边柱147.821452.8424.520101.75121.751.1848404.25169.33-551.714C221520边柱112.811633.974.52069.0489.041.2527371.54190.44-813.864C221520中柱188.411380.284.520136.50156.501.1438439.0160.87-155.294C221520中柱161.831670.9264.52096.85116.851.1926399.35194.75-522.194C2215202边柱130.322001.2314.52065.1285.121.2643367.62233.24-809.824C221520边柱148.022043.2314.52072.4492.441.2434374.94238.14-720.284C221520中柱191.522052.4394.52093.31113.311.1985395.81239.21-488.784C221520中柱136.612094.4394.52065.2385.231.2640367.73244.11-785.644C2215201边柱138.282410.3864.92057.3777.371.2908359.87280.93-768.234C221520边柱300.472455.8664.920122.35142.351.1581424.85286.23104.524C221520中柱230.632481.594.92092.94112.941.1992395.44289.23-264.414C221520中柱349.812523.594.920118.62138.621.1623421.12294.12159.744C221520lxxvi 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算（3）正截面构造要求：轴压比限值：<0.8；最小配筋率：全截面0.6%，；单面0.2%，。8.2.2柱的斜截面配筋计算（1）柱的斜截面剪力设计值不考虑地震作用时框架柱剪力的组合及考虑地震作用时框架柱剪力的组合方法与框架柱弯矩的组合方法相同。考虑地震作用时框架柱及框支柱剪力设计值，应根据强剪弱弯要求，采用剪力增大系数方法确定。即式中——考虑地震作用组合的框架柱、框支柱的剪力设计值；——柱的净高；、——分别为柱的上、下端顺时针或反时针方向截面的弯矩设计值(应取调整增大后的设计值，包括角柱的增大系数)，且取顺时针方向之和及反时针方向之和两者的较大值；——柱剪力增大系数，一、二、三级抗震等级分别取1.4、1.2和1.1。表8-10-1框架边柱的斜截面剪力设计值层边柱62.9255.54152.131.2168.6952.9107.9290.051.289.9242.9127.99114.731.2100.4432.9147.82112.811.2107.8522.9130.32148.021.2115.1814.2138.28300.471.2125.36-72- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算表8-10-2框架中柱的斜截面剪力设计值层中柱62.9332.02189.311.2215.7252.9129.93101.191.295.6442.9158.26138.121.2122.6432.9188.41161.831.2144.9322.9191.52136.611.2135.7814.2230.63349.811.2165.848.2.3柱斜截面受剪承载力以第一层B柱为例进行计算：框架柱的剪力设计值：，满足要求。λ=2.9/2×0.56=2.59取λ=2.59。与相应的轴力取N=1441.44KN构造配筋：加密区范围：从2节点向上取500mm，2节点下端取基础顶面向上一层柱净高1/3的范围内。加密区箍筋间距和直径：间距：柱根处100mm。直径：HRB335直径8mm非加密区内钢筋的间距：-72- 毕业设计（论文）第8章框架配筋计算间距：200mm验算体积配筋率：表8-11柱的斜截面计算截面六层五层边柱中柱边柱中柱上端下端上端下端上端下端上端下端N395.814437.814363.752405.752797.991839.991710.916826.38Vmax168.69168.69215.72215.7289.9289.9295.6495.641544.41544.41544.41544.41544.41544.41544.41544.4nAsv1/s-0.836-0.8360.3410.120-0.836-0.836-0.836-0.836截面四层三层边柱中柱边柱中柱上端下端上端下端上端下端上端下端N1188.331230.331072.651246.461452.8421633.971380.281670.93Vmax100.44100.44122.64122.64107.85107.85144.93144.931544.41544.41544.41544.41544.41544.41544.41544.4nAsv1/s-0.836-0.836-0.836-0.836-0.836-0.836-0.836-0.836截面二层一层边柱中柱边柱中柱上端下端上端下端上端下端上端下端N2001.232043.232481.592523.592043.232410.392481.592523.59Vmax115.18115.18135.78135.78125.36125.36165.84165.841544.41544.41544.41544.41544.41544.41544.41544.4nAsv1/s-0.836-0.836-0.836-0.836-0.836-0.836-0.836-0.836无震情况下的剪力比有震情况小得多，不予计算。经计算知，柱斜截面按照构造配筋。-72- 毕业设计（论文）第9章现浇板配筋计算第9章现浇板配筋计算9.1荷载计算：板厚取为100mm，屋面活荷载，板自重加上面层粉刷等，恒荷载，楼面活荷载，恒荷载采用C30混凝土，板中配筋采用HRB335级钢。9.1荷载设计值屋面：P=1.2×4.89+1.4×2=8.67kN/m2P=1.35×4.89+0.7×1.4×2=8.56kN/m2楼面：P=1.2×4+1.4×2.0=7.6kN/m2P=1.35×4+0.7×1.4×2.0=7.365kN/m2偏于安全，简化计算统一取P=8.56kN/m29.2配筋计算：板的计算跨度及有效高度计算跨度：（轴线间距离）A板（边跨板）Lx=3.6mly=6.9m考虑到节省钢材及配筋方便的因素，根据经验，宜取β=1.5～2.5，这里取β=2-74- 毕业设计（论文）第9章现浇板配筋计算（实配Ф8@200）（实配Ф6@250）（实配Ф8@150）（实配Ф6@250）B板（走廊四边固定板）此板为单向板。===8.56×2.7×2.7/8=7.8kNmAs=361.125㎜2=0.45×/=0.45×1.43/300=0.215%>02.%所以=0.215%As=0.002145×1000×100=219㎜2按构造配筋实配Ф8@200As=251.5㎜2-74- 毕业设计（论文）第10章板式楼梯的设计第10章板式楼梯设计层高3.6，活荷载标准值：qk=2.0kN/m，踏步尺寸150mm×300mm，踏步面层采用水磨石面层，（自重为0.65）底面为20mm厚混合砂浆（自重17）抹灰，采用C30混凝土，梁纵筋采用HRB400级钢筋，其余均采用HRB335级钢筋。10.1梯段板设计估算斜板厚：板为h=ln/25—ln/30；取120mm。倾斜角度：tgα=180/360=0.50.cosα=0.894取1m宽板带进行计算。（1）荷载计算恒荷载标准值：水磨石面层(0.3+0.15)×0.65/0.3=0.98(kN/m)三角形踏步0.5×0.3×0.15×25/0.3=1.88(kN/m)混凝土斜板0.12×25/0.894=3.36(kN/m)板底抹灰0.12×17/0.894=0.38(kN/m)q=1.4×2.0=2.8（kN/m）p=g+q=10.72(kN/m)截面设计板水平计算跨度：ln=3.3m弯矩设计值：M=1/10×p×ln2=1/10×10.72×3.3×3.3=11.67kN·m（3.103）板的有效高度h0=120－20=100mm。αS=M/(α1fCbh02)=11.67×106/(1.0×14.3×1000×1002)=0.082（3.104）γS=0.5[1+(1－2αS)1/2]=0.957（3.105）AS=M/(fyγSh0)=11.67×106/(300×0.957×100)=406.5mm2（3.106）选φ10@180，As=436mm2分布筋每级踏步1根φ8。-77- 毕业设计（论文）第10章板式楼梯的设计端部配分离式分布筋，Φ8@300，长度是。10.2平台板设计取平台板厚度120mm，取1m宽板带计算：（1）荷载计算恒荷载标准值：水磨石面层0.65(kN/m)平台板自重0.12×25=3.0(kN/m)地板抹灰0.02×17=0.34(kN/m)gk=3.99(kN/m)g=1.2×3.99=4.788(kN/m)q=1.4×2.0=2.8(kN/m)p=g+q=7.589(kN/m)（2）截面设计计算跨度：l0=1.8－0.3=1.5m弯矩设计值：平台板有效高度：h0=100-20=80mmαs=As=选用Φ6＠250（AS=113㎜2）10.3平台梁设计选定平台梁尺寸：300mm×500mm-77- 毕业设计（论文）第10章板式楼梯的设计总荷载设计值：1.2×17.49+1.4×5.3=28.13kN/m②截面设计计算跨度：l0=1.05ln=1.05×(3.6-0.3)=3.465m弯矩设计值：M=1/8×p×l02=1/8×28.13×3.465×3.465=42.22kN·m剪力设计值：V=1/2×p×ln=1/2×28.13×3.465=48.74kN截面按倒L形计算b’f=b+5h’f=300+5×100=800mm，梁的有效高度h0=400-35=365mm。经判别属于第一类T型截面αS=M/(α1fCbf’h02)=42.22×106/(1.0×14.3×800×3652)=0.0295γS=0.5[1+(1-2αS)1/2]=0.697AS=M/(fyγSh0)=42.22×106/(300×0.697×365)=553.19mm2选配220，AS=628mm2配置φ6@200箍筋，则斜截面受剪承载力Vcs=0.7×ft×b×h0+1.25×fyv×Asv×h0/s=0.7×1.43×300×365+1.25×300×365×28.3/200=123167.0N>61230N满足要求。-77- 毕业设计（论文）第11章基础的设计第11章基础的设计根据地质勘探结果，给定地质情况如下表：表11-1地质条件表序号岩土分类土层深度(M)厚度范围(M)地基承载力fk(kpa)压缩或变形模量Mpa1杂填土1.1—1.21.1—1.52粉土2.0—2.40.9—1.3140Es=53中砂3.6—4.31.6—2.2160Eo=9.54砾砂4.8—15.0320Eo=21.011.1基础计算初步选基础埋深d=2.7m，,混凝土等级C30，，钢筋采用HRB335，基础及其台阶上的平均重度，其标准值:,设计值:一层墙自重：3×2.9×2.54+6.9×2.48×3=73.4KN，基础梁自重：0.6×0.3×26×10.8=50.54KN,所以，N=2523.59+73.4+50.54=2647.53KN，确定基础底尺寸H=2.4-0.45=1.95m，11.1.1地基承载力特征值的深宽修正杂填土：1.2m粘性土：1.2m-102- 毕业设计（论文）第11章基础的设计11.1.2基础底面面积初算A≥将其增大0.2—0.4，采用基地面积4.8m×2.5m11.1.3计算基础及台阶上的土自重11.1.4计算基底抵抗拒11.1.5计算基底边缘最大与最小压力11.1.6验算基底压力安全该基础底面尺寸满足要求11.2基础底板厚度11.2.1基底净反力11.2.2系数C11.2.3基础有效高度-102- 毕业设计（论文）第11章基础的设计11.2.4基础底板厚度h"11.1.5设计采用基础底板厚度h取2级台阶，各厚450mm，则h=2×450=900mm,采用实际基础有效高度11.3基础底板配筋11.3.1长边基础台阶宽高比短边基础台阶宽高比11.3.2柱与基础交界处的弯矩（因无偏心荷载，故）11.3.3基础底板受力钢筋面积得11.3.4基础底板每1m配筋面积长边采用实际每1m配筋为短边采用实际每1m配筋为1m为-102- 毕业设计（论文）第11章基础的设计第12章结论通过毕业设计总结出以下结论：1．关于构件截面尺寸的选取框架梁柱和次梁的截面尺寸的选取规范有相应的规定，这样虽然可以完全满足结构承载力的要求，但是计算之后可以看出，这样选取的构件截面尺寸，从经济学的角度来讲是浪费的。举例来说，本设计中为了满足规则框架的计算要求，按规范要求将柱的截面尺寸定为500㎜×500㎜，而从最后的计算结果来看，有的需要按计算配置受力钢筋，而有的只需根据规范要求配置构造钢筋。所以说，在我们土木工程专业，经验与理论相比同等重要，这也正是我们理论不断完善的根本原因所在。2．关于建筑设计建筑设计计算固然重要，但是构造及相应的合理的措施非常重要也很难把握。建筑结构设计非常杂乱，通过毕业设计是我在总体上对设计有个真正的认识理解和应用。也学到了结构中珍贵的老师经验，把大学学的知识充分的融合起来真正的理解土木这个专业。3．关于建筑方案的选取从美学来看，建筑的曲线越多，给人美的享受也就越高。但是这给结构所带来的麻烦是非常大的，排除了经济原因之外。结构师和建筑师之间存在着一些矛盾，建筑师以追求使用和美观为主，而结构师以建筑的安全为己任，两者存在着不同的思考方式和观念。所以现在就有人提倡把结构和建筑结合，培养既能作结构又能把美观加入结构的综合设计师，从某种程度上来说，这种人才在今后可能会成为这个社会的稀缺人才，这也是建筑师和结构师要发展的一个目标。4．关于计算机的应用正如前面所说的，毕业设计不是单学科的堆砌，而是由很多的学科综合起来的，它需要有计算机的辅助设计，主要是cad，pkpm等设计软件的应用和办公软件的应用，通过毕业设计可以很好的熟悉cad的应用，掌握办公软件的使用，这是一个不可或缺的毕业设计环节。通过毕业设计，对学生的计算机操作能力能够很号地补充和完善。-102- 毕业设计（论文）第11章基础的设计参考文献[1]中华人民共和国、国家质量监督检验检疫总局.《建筑结构荷载规范》(GB50009-2001)北京：中国建筑工业出版社2002[2]中华人民共和国、国家质量监督检验检疫总局.《建筑抗震设计规范》(GB50011-2001).北京：中国建筑工业出版社2001[3]阎兴华.混凝土结构设计.北京：科学出版社，2005[4]薛素铎.建筑抗震设计.北京：科学出版社，2003[5]龙驭球.结构力学教程.北京：高等教育出版社，2000[6]赵成文.混凝土结构.大连：大连理工大学出版社，2005[7]中华人民共和国、国家质量监督检验检疫总局.《建筑地基基础设计规范》(GB50007-2002).北京：中国建筑工业出版社2002[8]国家标准、规范、规程《总图制图标准》(GB/T50103-2001)《房屋建筑制图统一标准》(GB/T50001-2001)《办公建筑设计规范》(JGJ67-89)《建筑设计防火规范》(GBJ16-87)《建筑结构制图标准》(GB/T50105-2001)《建筑结构荷载规范》(GB50009-2001)《混凝土结构设计规范》(GB50010-2002)《建筑地基基础设计规范》(GB50007-2002)《建筑抗震设计规范》(GB50011-2010)《混凝土结构工程施工质量验收规范》(GB50204-2002)[9]教科书建筑设计资料集钢筋混凝土、钢结构设计手册建筑结构静力计算手册建筑结构构造资料集国家建筑、结构通用图集-102- 毕业设计（论文）附录谢辞付出总有回报，经过几个月的查资料，整理材料，做计算，今天终于可以顺利的完成毕业设计最后的谢辞了。我深深地懂得，即便我学习再努力，成绩的取得应归功于给我目标的人，毕业设计的顺利完成离不开的是老师的辅导，这里我首先要向我的毕业设计指导老师徐亚丰老师致以最诚挚的谢意和最崇高的敬意！徐老师学识渊博、严谨的工作作风、幽默风趣的生活态度使我深受感动！忘不了在毕业设计期间，徐亚峰老师一次次的奔波于教室对我们设计的悉心指教，为我提供了种种专业的知识上的指导和一些富裕创造性的建议，没有这样的关怀和帮助，我不会真幺顺利完成毕业设计！在此还要感谢康玉梅老师、白泉老师等授课老师，感谢他们丰富的授课内容拓宽了我的视野以及答辩对我的毕业设计提出宝贵意见！同时对本组组员以及在设计中给于我帮助的其他同学表示感谢！光阴似箭，短暂而难忘的大学生活即将告一段落，一学期忙碌而充实的毕业设计也终于落下帷幕。本设计通过从结构力学、钢混、抗震、高层钢结构等专业课程，从学习电脑基本知识到使用CAD熟练绘图，应用办公软件对计算书进行排版，从平时对一门门课程的学习，到每学期几门课的课程设计，毕业设计将所有这些一一串联起来，让我的各方面能力有了很大的提高，这也是与两年来教导过我的所有老师的汗水是分不开的，毕业后，我将运用所学，继续努力，并以此作为我对他们最好的回报。-102- 毕业设计（论文）附录附录A科技文献翻译原文ConstructionandBuildingMaterialsVolume21,Issue5,May2007,Pages1052-1060Anapproachtodeterminelong-termbehaviorofconcretemembersprestressedwithFRPtendonsAbstractThecombinedeffectsofcreepandshrinkageofconcreteandrelaxationofprestressingtendonscausegradualchangesinthestressesinbothconcreteandprestressingtendons.Asimplemethodispresentedtocalculatethelong-termprestresslossandthelong-termchangeinconcretestressesincontinuousprestressedconcretememberswitheithercarbonfiberreinforcedpolymer(CFRP)oraramidfiberreinforcedpolymer(AFRP)tendons.Themethodsatisfiestherequirementsofequilibriumandcompatibilityandavoidstheuseofanyempiricalmultipliers.AsimplegraphisproposedtoevaluatethereducedrelaxationinAFRPtendons.ItisshownthattheprestresslossinFRPtendonsissignificantlylessthanthatwhenusingprestressingsteel,mainlybecauseofthelowermoduliofelasticityofFRPtendons.Thelong-termchangesinconcretestressesanddeflectioncanbeeithersmallerorgreaterthanthoseofcomparablegirdersprestressedwithsteeltendons,dependingonthetypeofFRPtendonsandtheinitialstressprofileofthecross-sectionunderconsideration.Keywords:Creep;FRP;Long-term;Prestressloss;Prestressedconcrete;Relaxation;Shrinkage-102- 毕业设计（论文）附录1.IntroductionTheuseoffiberreinforcedpolymer(FRP)tendonsasprestressingreinforcementshavebeenproposedinthepastdecadeandafewconcretebridgeshavealreadybeenconstructedutilizingfiberreinforcedpolymer(FRP)tendons.Comparedtoconventionalsteelprestressingtendons,FRPtendonshavemanyadvantages,includingtheirnoncorrosiveandnonconductiveproperties,lightweight,andhightensilestrength.MostoftheresearchconductedonconcretegirdersprestressedwithFRPtendonshasfocusedontheshort-termbehaviorofprestressedmembers;researchfindingsonthelong-termbehaviorofconcretememberswithFRPtendonsarescarceintheliterature.TherecentACICommitteereportonprestressingconcretestructureswithFRPtendons(ACI440.4R-04[1])haspointedoutthat:“Researchonthelong-termlossofprestressandtheresultanttime-dependentcamber/deflectionisneeded…”MostoftheresearchandapplicationsofFRPtendonsinconcretestructureshaveadoptedeithercarbonfiberreinforcedpolymer(CFRP)oraramidfiberreinforcedpolymer(AFRP)tendons.Theuseofglassfiberreinforcedpolymers(GFRP)hasmostlybeenlimitedtoconventionalreinforcingbarsduetotheirrelativelylowtensilestrengthandpoorresistancetocreep.Therefore,thispaperfocusesonprestressedmemberswitheitherCFRPorAFRPtendons.Creepandshrinkageofconcrete,andrelaxationofprestressingtendons,causelong-termdeformationsinconcretestructures.Whileitisgenerallyacceptedthatlong-termlossesdonotaffecttheultimatecapacityofaprestressedconcretemember,areasonablyaccuratepredictionoftheselossesisimportanttoensuresatisfactoryperformanceofconcretestructuresinservice.Ifprestresslossesareunderestimated,thetensilestrengthofconcretecanbeexceededunderfullserviceloads,causingcrackingandunexpectedexcessivedeflection.Ontheotherhand,overestimatingprestresslossescanleadtoexcessivecamberanduneconomicdesign.Theerrorinpredictingthelong-termprestresslossescanbedueto:(1)inaccuracyinestimationofthelong-termmaterialcharacteristics(creepandshrinkageofconcreteandrelaxationofprestressingtendons);and(2)inaccuracyofthemethodofanalysisused.The-102- 毕业设计（论文）附录objectiveofthispaperistoaddressthesecondsourceofinaccuracybypresentingasimpleanalyticalmethodtoestimatethetime-dependentstrainsandstressesinconcretemembersprestressedwithFRPtendons.Themethodsatisfiestherequirementsofequilibriumandcompatibilityandavoidstheuseofempiricalequations,whichingeneralshowlossinaccuracytoenablegenerality.Theinaccuracyinthematerialcharacteristicsusedcanbemitigatedbyvaryingtheinputmaterialparametersandestablishingupperandlowerboundsontheanalysisresults.Forthepurposeofthispaper,andtoavoidconfusion,aconsistentsignconventionisused.AxialforceNispositivewhenitistensile.Bendingmoment,M,thatproducestensionatthebottomfiberofacrosssectionandtheassociatedcurvatureψarepositive.Stress,σ,andstrain,ε,arepositivefortensionandelongation,respectively.Downwarddeflectionispositive.Itfollowsthatshrinkage,εcs,isnegativequantity.ThelossintensioninprestressingreinforcementduetorelaxationΔσprorduetothecombinedeffectsofcreep,shrinkage,andrelaxation,Δσp,isnegativequantity.Theanalysisconsideredhereinfocusesonaprestressedconcretesectionwithitscentroidalprincipaly-axisinverticaldirectionwiththecoordinateyofanyconcretefiberorsteellayerbeingmeasureddownwardfromagivenreferencepoint.2.RelaxationofFRPprestressingtendonsSimilartoconcreteandsteel,AFRPprestressingtendonsexhibitsomecreepifsubjectedtosustainedstrains.CFRPtendonstypicallydisplayinsignificantamountofcreep,whichcanbeneglectedformostpracticalapplications.Whenaprestressingtendonisstretchedbetweentwopoints,itwillbesubjectedtoaconstantstrain.Becauseofcreep,thestressinthetendondecreases(orrelaxes)withtimetomaintainthestateofconstantstrain.ThisreductioninstressisknownasintrinsicrelaxationΔσpr.Whilesteeltendonssubjectedtostresseslessthan50%oftheyieldstressdonotexhibitappreciableamountofrelaxation,testsonAFRPtendonshaveshownthattheydisplayrelaxationunderverylowstresses.ThelevelofrelaxationofAFRPtendonsdependsuponmanyfactors,includingambienttemperature,environment(e.g.,air,alkaline,acidic,orsaltsolutions),ratioofinitialstress,σp0,toitsultimatestrength,fpu,andtimetlapsedafterinitialstressing.Basedonextensive-102- 毕业设计（论文）附录experimentationonrelaxationpropertiesofAFRPtendons,SaadatmaneshandTannous[2]suggestedarelationshipoftheform(1)whereλ = σp1/fpu.σp1isthestressinthetendon1 hafterstressrelease.Ratiosofσp1/σp0intheirtestsvariedbetween0.91and0.96,withanaverageof0.93.Tabulatedvaluesofthevariablesaandbwereprovidedforλ = 0.4andλ = 0.6,andfordifferenttemperaturelevelsandsolutiontypes.ForAFRPtendonsinairatatemperatureof25 °C,relationshipsforaandbwereproposed[2]as(2)Inaprestressedconcretemember,thetwoendsoftheprestressingtendonconstantlymovetowardeachotherbecauseofcreepandshrinkageofconcrete,therebyreducingthetensilestressinthetendon.Thisreductionintensionhasasimilareffecttothatwhenthetendonissubjectedtoalesserinitialstress.Thus,areducedrelaxationvalue,,shouldbeusedintheanalysisoflong-termeffectsinprestressedmembers,suchthat(3)whereχrisadimensionlesscoefficientlessthanunity.FollowinganapproachpreviouslysuggestedbyGhaliandTrevino[3]toevaluateχrforprestressingsteeltendons,χrforAFRPtendonscanbecalculatedas(logtinEq.(1)istakenequalto5for100,000h)(4)where(5)andζisadimensionlesstimefunctiondefiningtheshapeofthetendonstress–timecurve.Thevalueofζincreasesfrom0to1astimechangesfrominitialprestresstimet0tofinaltimet.ΩistheratioofthedifferencebetweenthetotalprestresslossΔσps(t)andintrinsicrelaxationΔσpr(t)totheinitialstressσp0,expressedas(6)-102- 毕业设计（论文）附录Fig.1showsthevariationofχrwithΩforσp0/fpu = 0.4,0.5,and0.6,whichrepresentsthecommonvaluesofinitialprestressingratios[1].Aswillbeshowninalatersection,Ωtypicallyvariesbetween0.1and0.2andavalueofχr = 0.95canbeassumedforpracticalpurposes.Fig.1. ReducedrelaxationcoefficientχrforAFRP.3.ProposedmethodofanalysisTheanalysisfollowsthefourgenericstepsproposedbyGhalietal.[4]anddepictedschematicallyinFig.2.Theprocedurecanbedevelopedconsideringanarbitrarysectionconsistingofasimpletypeofconcrete,subjectedattimet0tobothprestressinganddeadloads.Themethodwillresultinasimpleequationthatiseasytousebypracticingengineersinsteadoflengthymatrixanalysisthatcouldonlybeusedinspecial-purposecomputerprograms.Inadditiontotheinitialstrainprofileofthecrosssection,theequationisonlyafunctionoffourdimensionlesscoefficientsthatcanbeeasilycalculated(orinterpolatedfromgraphs)andthecreepcoefficientandshrinkage.Fig.2. Fourstepsofanalysisoftime-dependenteffects(afterGhalietal.[4]).-102- 毕业设计（论文）附录3.1.InitialstepsStep1:Instantaneousstrains.Atanyfiber,thestrainandthecurvatureattimet0duetothedeadloadandprestressingeffects(primary + secondary)canbecalculated.Alternatively,atthisstage,thedesignermayhavedeterminedthestressdistributionatt0toverifythattheallowablestressesarenotexceeded.Inthiscase,thestraindiagramatt0canbeobtainedbydividingthestressvaluesbythemodulusofelasticityofconcreteatt0,Ec(t0).Step2:Freecreepandshrinkageofconcrete.Thedistributionofhypotheticalfreechangeinconcretestrainduetocreepandshrinkageintheperiodt0totisdefinedbyitsvalue(Δεcc)freeatthecentroidoftheareaofthenetconcretesection,Ac(definedasthegrossareaminustheareaoftheFRPreinforcement,Af,minustheareaoftheprestressingductinthecaseofpost-tensioning,orminustheareaoftheFRPtendons,Ap,incaseofpretensioning)aty = yccasshowninFig.3,suchthat(Δεcc)free=εcc(t0)+εcs(7)whereyccistheycoordinateofthecentroidofthenetconcretesection,isthecreepcoefficientfortheperiodt0tot,andεcsistheshrinkageinthesameperiodandεcc(t0)isthestrainatthecentroidofthenetconcretesectiongivenbyεcc(t0)=ε1(t0)+(ycc-y1)ψ(t0)(8)wherey1isthecentroidofthetransformedareaatt0,andψ(t0)isthecurvature(slopeofthestraindiagram)att0.AlsofreecurvatureisΔψfree=ψ(t0)(9)Fig.3. Typicalprestressedconcretesectionandthestraindiagramimmediatelyaftertransfer.-102- 毕业设计（论文）附录Step3:Artificialrestrainingforces.ThefreestraincalculatedinStep2canbeartificiallypreventedbyagradualapplicationofrestrainingstress,whosevalueatanyfiberyisgivenby(10)whereistheage-adjustedmodulusofconcrete[5]and[6],usedtoaccountforcreepeffectsofstressesappliedgraduallytoconcreteandisdefinedas(11)Theartificialrestrainingforces,ΔNatthereferencepointO(whichisthecentroidoftheage-adjustedtransformedsection),andΔM,thatcanpreventstrainchangesduetocreep,shrinkageandrelaxationcanbedefinedas(12)and(13)whereIc,yp,andarethesecondmomentofAcaboutitscentroid,ycoordinateofthecentroidoftheFRPtendons,andthereducedrelaxationstressbetweentimest0andt.Itshouldbenotedthatifthesectioncontainsmorethanonelayerofprestresssingtendons,thetermscontainingAporypApshouldbesubstitutedbythesumoftheappropriateparametersforalllayers.Step4:Eliminationofartificialrestraint.TheartificialforcesΔNandΔMcanbeappliedinreverseddirectionontheage-adjustedtransformedsectiontogivethetruechangeinstrainatO,ΔεO,andincurvature,Δψ,suchthat(14a)(14b)whereisthesecondmomentofaboutitscentroidandistheareaofage-adjustedtransformedsectiondefinedas(15)-102- 毕业设计（论文）附录whereEfandEparethemoduliofelasticityfortheFRPreinforcementandtendons,respectively,andtheisasdefinedinEq.(11).SubstitutingEqs.(12)and(13)intoEqs.(14a),(14b)and(15)gives(16)and(17)where(18)Thetime-dependentchangeinstraininprestressingtendonsΔεpcanthenbeevaluatedusingEq.(19)andthetime-dependentchangeinstressinprestressingtendons(describedbyEq.(20))isthesumofEpΔεpandthereducedrelaxation.Δεp=ΔεO+ypΔψ(19)(20)SubstitutionofEqs.(16)and(17)intoEq.(20)givesanexpressionforthelong-termprestressloss,Δσp,duetocreep,shrinkage,andrelaxationas(21)ItshouldbenotedthatthelastterminEq.(21),,iszerointhecaseofprestressedmembersusingCFRPtendons.(23)-102- 毕业设计（论文）附录(24)4.ApplicationtocontinuousgirdersPrestressingofcontinuousbeamsorframesproducesstaticallyindeterminatebendingmoments(referredtoassecondarymoments).Asmentionedpreviously,ε1(t0)andψ(t0)(Eqs.(7),(8)and(9))representthestrainparametersatasectionduetodeadloadplustheprimaryandsecondarymomentsduetoprestressing.Thetime-dependentchangeinprestressforceinthetendonproduceschangesinthesesecondarymoments,whicharenotincludedinEq.(21).Thissectionconsiderstheeffectofthetime-dependentchangeinsecondarymomentsontheprestressloss.Step1:Consideringatwo-spancontinuousbeam,asshowninFig.4(a)wherethevariationofthetendonprofileisparabolicineachspan,thestaticallyindeterminatebeamcanbesolvedbyanymethodofstructuralanalysis(suchastheforcemethod)todeterminethemomentdiagramattimet0duetodeadloadandprestressing.Fig.4. Two-spancontinuousprestressedgirder.(a)Dimensionsandcableprofile;(b)Locationsofintegrationpoints(sections).Step2:Thetime-dependantsectionalanalysiscanbeperformedasshownpreviouslyforeachofthethreesectionsshowninFig.4(b)anddetermine(Δψ)iforeachsection,wherei = A,BandC.Step3:Usetheforcemethodtodeterminethechangeininternalforcesanddisplacementsinthecontinuousbeam.Thereleasedstructurewiththeshowncoordinate-102- 毕业设计（论文）附录systeminFig.5(a)canbeused.Itcanbeassumedthatthechangeinangulardiscontinuityatmiddlesupportbetweent0andtisΔD1andthattheunknownchangeintheconnectingmomentisΔF1.ThechangeinangulardiscontinuityΔD1isthenevaluatedasthesumofthetwoendrotationsofeachofthesimplespansl1andl2.Usingthemethodofelasticweightsandassumingaparabolicvariationofcurvatureineachspan,ΔD1canbeexpressedas(25)Fig.5. Analysisbytheforcemethod.(a)Releasedstructureandcoordinatesystem;(b)Momentdiagramduetounitvalueofconnectingmoment.Step4:DuetounitloadoftheconnectingmomentΔF1 = 1thatistobeappliedgraduallyonthereleasedstructurefromzeroattimet0tounityattimet(Fig.5(b)),determinethechangeincurvatureateachsection(Δψu1)ias(26)Theage-adjustedflexibilitycoefficientcanbeevaluatedas(27)Step5:ThechangeinconnectingmomentΔF1canbecomputedbysolvingthecompatibilityequation,i.e.(28)Theprestresschange(lossorgain)ateachsectionduetocontinuity(Δσp(cont))iisthen(29)-102- 毕业设计（论文）附录where(ΔM)iisthechangeinbendingmomentateachsection.Thus,(ΔM)A = (ΔM)B = ΔF1/2andΔMB = ΔF1.Considerationofparametersgenerictomostbridges[7]hasindicatedthatΔσp(cont)isverysmallrelativetoΔσpdeterminedbyanalysisthatignoresthetime-dependentchangesinthesemoments.5.DevelopmentofdesignaidsThegeometriccoefficientskA,kI,kcc,andkp(Eq.(18))dependuponthegeometryofthesectionandthematerialparametersEf/Ec(t0),Ep/Ec(t0),andχ.ThemostcommongirdercrosssectionslikelytobeusedwithFRPtendonsaresingle-ordouble-T(DT)girders.Therefore,inlieuofusingEq.(18),designaidsforthegeometriccoefficientsforatypicalDTpost-tensionedsection(Fig.3)arepresentedinFig.6a,Fig.6b,Fig.6c,Fig.7a,Fig.7b,Fig.7candFig.7dforsectionswithCFRPandAFRPtendons,respectively.Inthesefigures,theratioofFRPreinforcementintheflangeisρf = Af/(bhf),andtheratioofprestressingsteelareatoareaofwebsisρp = Ap/(hΣbw).Linearinterpolationcanbeusedforρfandρpvaluesnotshowninthegraphs.7.SummaryAsimplemethodispresentedtoestimatethelong-termprestresslossincontinuousconcretegirderswithFRPtendonsaswellasthetime-dependentchangeinconcretestressesanddeflectionsatcriticalsectionsassuminguncrackedconditions.Themethodpresentedcanbeeasilyprogrammedusinghand-heldcalculatorsorcomputerspreadsheets.AsimplegraphicaltoolisproposedtocalculatethereducedrelaxationcoefficientχrforAFRPtendonstobeusedinapplyingthemethodtoprestressedgirderswithAFRPtendonsandavalueofχr = 0.95issuggestedforpracticalpurposes.ForthemostcommonDTprestressedgirdersusedinpractice,designaidsarepresentedtofurthersimplifythemethodforpracticingengineers.Thelong-termprestresslossinconcretegirdersprestressedwithFRPtendonsislessthanthatwhenusingsteeltendons,mainlybecauseofthelowermoduliofelasticityofFRP.Thetime-dependentchangeinconcretestressesanddeflectioncanbeeithersmallerorgreater-102- 毕业设计（论文）附录thanthoseofcomparablegirdersprestressedwithsteeltendons,dependingonthetypeofFRPtendonsandtheinitialstressprofile(duetodeadloadandprestressing)oftheprestressedcross-sectionatmembermid-span.-102- 毕业设计（论文）附录施工与建筑材料21卷，编号5，2007年5月，1052-1060页决定用FRP筋制作的预应力混凝土构件的长期行为的方法摘要：混凝土的徐变和收缩以及预应力筋的松弛两者的联合作用导致混凝土和预应力筋的应力逐步发生了变化。目前已有一种简单的方法，计算添加碳纤维增强的聚合体或者是芳族聚酸胺纤维增强的聚合体的连续的预应力混凝土构件的长期的预应力损失和混凝土应力的变化。这种方法满足了平衡性和兼容性的要求，避免使用一些经验公式。建议用简单的图表来评估AFRP筋减少的松弛。通过图表表明FRP筋预应力损失明显的比用预应力钢筋的预应力损失少，主要是因为FRP筋的弹模小。同那些用预应力钢筋制作的梁相比，混凝土的应力变化和变形要么变小，要么变大，这取决于所用的FRP筋的类型和所考虑的横截面初始应力的分布。关键词：徐变；纤维增强聚合体；长期的；预应力损失；预应力混凝土；松弛；收缩1.绪论在过去的十年，纤维增强聚合体筋作为预应力钢筋的使用已经被提议，并且已经用FRP筋建造了一些混凝土桥。与传统的预应力钢筋相比，FRP筋有许多优点，其中包括它们有无腐蚀性和绝缘性的良好性能，质轻，还有较高的抗拉强度。大多数关于用FRP筋的预应力混凝土梁的研究工作都集中在预应力构件的短期行为；在文献里面关于配有FRP筋的混凝土构件的长期行为的研究成果是缺乏的。最近ACI委员会在关于用FRP筋的预应力混凝土结构的报告中指出“关于预应力的长期损失和随时间变化的弯曲度和变形的研究是必要的…。”混凝土结构中大多数的FRP筋的研究和应用要么是碳纤维增强聚合体或者是芳族聚酸胺纤维增强的聚合体。玻璃纤维增强聚合体的应用大多数都局限在传统的配筋中，因为它的抗拉强度相对较低，而且抵抗徐变的能力差。因此，这篇论文集中在CFRP和AFRP筋的预应力构件的研究上。混凝土的徐变和收缩以及预应力筋的松弛引起混凝土结构长期的变形。虽然承认长期的损失不会影响预应力混凝土构件的极限承载力，然而为了确保混凝土结构在使用期-102- 毕业设计（论文）附录间能正常的工作，对这些损失给出一个合理的、准确地推测是重要的。如果低估了预应力损失，在全负荷的情况下会超出混凝土的抗拉强度，引起开裂和料想不到的过度变形。另一方面，高估了预应力损失会导致过渡的拱曲和不经济的设计。在预测长期的预应力损失发生错误可能是因为以下几个方面的原因：（1）在评估材料长期的特性上不准确（如：混凝土的徐变和收缩以及预应力筋的松弛）；（2）使用的分析方法不正确。本篇论文的目的是通过对用FRP筋制作的预应力混凝土构件中随时间而定的应变和应力的评估这样一个简单的分析法来强调错误的第二来源。这种方法满足了平衡性和兼容性的要求，避免了经验公式的使用，一般来说精确的表明了损失。所用的材料特性的错误可以通过改变输入的材料参数和确定分析结果的上下限来减轻。为了避免这篇论文产生混淆，采用协定的一致的符号。轴力N当它受拉时为正。弯矩M当使横截面的纤维底部受拉时为正，与其相应的曲率也为正。当受拉时应力σ为正，当拉长时应变ε为正。向下的变形为正。由此得出结论，收缩时应变ε为负值。由于松弛或者是由于徐变，收缩，和松弛的联合作用引起的预应力钢筋内拉力的损失为负值。这里所考虑的分析集中在钢筋混凝土截面在垂直方向混凝土纤维和钢筋层从给定的参考点向下测量的y坐标。2.FRP预应力筋的松弛与混凝土和钢筋相似，AFRP预应力筋当遭受到持续的应变时会显示出徐变。CFRP筋表现出的徐变是可以忽略的，在大多数实际应用中都被忽略。当预应力筋在两点之间被拉长时，它将会产生持续的应变。因为徐变，随着时间的推移筋内的应力会减少以保持恒定的应变。这种应力的减少被认为是固有松弛Δσpr。当钢筋受到的应力低于屈服应力的50%时，不会呈现出可感知的松弛，对AFRP筋的测试表明在很低的应力作用下它们会产生松弛。AFRP筋的松弛水平取决于许多因素，包括周围环境的温度，外界因素（例如，空气，碱度，酸度或者是盐含量），初应力σp0与极限强度fpu的比，还有初始应力之后的时滞。基于对AFRP筋的松弛特性的广泛的实验，Saadatmanesh和Tannous两人表明它们的关系如下：(1)，在这里，λ = σp1/fpu，σp1是应力释放1小时后钢筋内的应力。在测试中σp1/σp0的比值在0.91和0.96之间变化，平均值是0.93。表中变量a和b的数值提供了在λ = 0.4和λ = 0.6及不同温度水平和溶解类型下的变量a和b的数值。在空气温度为25摄氏度的条件下，AFRP筋中a和b的关系建议如下：(2)-102- 毕业设计（论文）附录。在钢筋混凝土构件中，预应力筋的两端由于混凝土的徐变和收缩经常向彼此靠近，因此要减少钢筋中的张拉应力。这种应力的减少于钢筋受到较小的初始应力有相似的效果。因此，松弛的减少量应该采用预应力构件长期效应的分析值，因此(3)，其中χr是无量纲系数决不一致。以下是之前Ghali和Trevino建议的估算预应力钢筋χr的一种方法，AFRP筋的χr可以这样计算(4)，其中(5)，ζ是无量纲的时间函数，定义了钢筋的应力与时间关系的曲线的形状。随着从初始预应力时间t0变化到最后时间t，ζ的数值从0增加到1。Ω是总的预应力损失与固有松弛的差和初始应力的比，表达式为(6)。图1.表示的是在σp0/fpu = 0.4,0.5,和0.6的情况下,χr随Ω的变化，这描绘了初始配筋率的公值。正如以后部分所述，在实际用途中假定Ω在0.1和0.2之间变化，χr = 0.95图1AFRP的松弛减少系数3.分析的理论方法这种分析遵循了Ghali等人提议的一般的四个步骤。示意性的描述如图2。考虑到由简单的混凝土组成的任意截面，在t0处受到预应力和永久荷载这种程序能够进一步发展。这种方法将会得出一个一次方程，容易被实践工程师运用，而不是冗长的矩阵分析法只能用于特殊用途的计算机程序。除了横截面的初始应力外，这个方程仅仅是四个容易计算出的无因次系数，徐变系数和收缩的函数。图2.随时间变化分析的四个步骤-102- 毕业设计（论文）附录3.1.初始步骤步骤1：瞬时应变。在任何的纤维层，由于永久荷载和预应力的效应下，能计算出在时间t0处的应变和曲率。眼下，设计者可能已经决定在t0时刻的应力分布没有超过允许应力。在这种情况下，可以通过t0时刻混凝土的土的弹性模量来划分应力的值进而得到在t0时刻应变的图表。步骤2：混凝土自由的徐变和收缩。在t0到t的时间内由于徐变和收缩引起的混凝土应变的分布式通过混凝土净截面区域质心处的值(Δεcc)free来表示，Ac代表总面积减去FRP筋的面积，在后张拉的情况下，Af是总面积减去预张拉管道的面积或者是减去FRP筋的面积，是在先张拉的情况下。当y = ycc时，关系如图3所示，因此(Δεcc)free=εcc(t0)+εcs，(7)这儿的ycc是混凝土净截面质心处的y坐标，是t0到t时间内的徐变系数，εcs是在相同时间内的收缩，εcc(t0)是在混凝土净截面质心处的应变，它们的关系如下εcc(t0)=ε1(t0)+(ycc-y1)ψ(t0)(8)，其中y1是在t0时刻换算面积处的质心，ψ(t0)是在t0时的曲率。所以，Δψfree=ψ(t0)(9)。图3.典型的钢筋混凝土截面和经转换后的应变图表步骤3：人为施加的力。步骤2里计算出的自由徐变是可以通过逐步的控制应力来人为的预防，在任意纤维层y处(10)，其中是经调整后的混凝土模量，用来说明逐步施加到混凝土上的应力效应，被定义为(11)，在参考点处人为控制的力可以阻止由于徐变，收缩，松弛引起的应变改变，ΔN和ΔM表达式分别是(12)和(13)，Ic,yp,and分别是面积的二阶矩，FRP筋质心处的y坐标，在t0和t时间内由于松弛减少的应力。应该指出，如果截面包含不止一层预应力筋，Ap和ypAp应该被所有层适当参数的和所代替。步骤4：人为施加力的消除。在应变分别等于0和ΔεO及曲率为Δψ的转换面处施加力，因此(14a)，(14b)，这儿的是面积的二阶矩，是转换面的面积，表达式为(15)。其中Ef和Ep-102- 毕业设计（论文）附录分别是FRP筋和钢筋的弹性模量，得表达式为（11）。(16)(17)(18)预应力钢筋中应变随时间的变化能按（19）式计算。预应力钢筋中应力随时间的变化是EpΔεp和减少的松弛的和。Δεp=ΔεO+ypΔψ(19)(20)（20）给出了由于徐变，收缩，和松弛引起的长期的预应力损失Δσp，(21)应该指出当使用CFRP筋的预应力构件时，方程（21）里的最后一项为0。4.连续梁的应用连续预应力梁或是框架产生超静定的弯矩（认为是次弯矩），正如之前叙述，7、8、9里的ε1(t0)和ψ(t0)代表由于恒载产生的弯矩和预应力产生的次弯矩在某截面的应变参数。钢筋内预应力随时间的变化引起了次弯矩的变化，这没有包含在方程21里面。这部分考虑了预应力损失中次弯矩随时间变化的效应。步骤1：考虑一个两跨连续梁，如图4（a）所示，每跨腱变化的轮廓都是抛物线的，超静定梁可以通过结构分析的任何方法来解决由于恒载和预应力引起的在t0时刻产生的弯矩。-102- 毕业设计（论文）附录图4.两跨连续预应力梁.（a）索结构剖面及尺寸;（b）荷载的作用位置步骤2：组合分析是按之前图4（b）所述计算三个截面，进而确定每个截面，这儿i = A,BandC.步骤3：用力法确定连续梁内力和位移的变化。图5所示的用坐标系表示的基本结构可以运用。应该假设在t0和t时间内中部支撑处不连续的变化为ΔD1，在连接处未知的变化的ΔF1。不连续处的变化ΔD1是按每一跨两端的和。用这种弹性荷重的方法要假定每一跨曲线的变化是抛物线的。ΔD1可以表示成(25)图5.力法的分析（a）Releasedstructureandcoordinatesystem;（b）连接处弯矩图步骤4：在连接处施加单位荷载，也就是说逐渐的从0变化到单位荷载1，（图5.（b））所示，每个截面曲率的变化为(26)，经过老化调整后的弹性系数可按下式计算(27)步骤5：ΔF1能通过相容方程,i.e.,计算出，其中(28)，每个截面处预应力的变化为(29)，其中(ΔM)i是每个截面处弯矩的变化。所以有(ΔM)A = (ΔM)B = ΔF1/2和ΔMB = ΔF1。大多数桥梁的一般参数考虑时注意的事项显示出Δσp(con是很小的，相对于忽略弯矩的变化而分析得到的Δσp来说。5.辅助设计的发展几何系数kA,kI,kcc和kp取决于截面的几何形状和材料的参数Ef/Ec(t0),Ep/Ec(t0)，χ。大多数配有FRP筋的梁的横截面都是单一或是双T梁，因此取代了18中的Eq。典型的后张拉DT截面的几何系数的辅助设计如图6a,6b,6c,7a,7b,7c,7d分别是配有CFRP筋和AFRP筋。在这些数字里，边缘FRP筋的配筋率是ρf = Af/(bhf)-102- 毕业设计（论文）附录，预应力钢筋的面积与总面积的比是ρp = Ap/(hΣbw)。表中没有的数据可以用线性内插法得到。6.概要一个简单的方法能够估算用FRP筋做的连续混凝土梁的长期预应力损失，及混凝土应力随时间的变化，在假定未开裂的情况下临界状态下的偏差。这种方法能够容易的用计算机总分析表编程。一个简单的工具被建议用来计算AFRP筋松弛减少的系数，用这种方法来求配有AFRP筋的预应力梁，χr = 0.95在实际中采用。在大多数研制试验中用的预应力梁，辅助设计使得计算方法进一步简化。配有FRP筋的预应力混凝土梁的长期的预应力损失比配有钢筋的要少，主要是因为FRP的弹性模量低。。同那些用预应力钢筋制作的梁相比，混凝土内的应力变化和偏差要么变小，要么变大，这取决于所用的FRP筋的类型和预应力构件中跨横截面的初始应力。-102-'