二纬路生活用房设计毕业论文(编辑修改稿)

二纬路生活用房设计毕业论文(编辑修改稿)内容摘要：

m m） = 南昌航空大学 毕业论文 16 （ 7） D 轴柱纵向集中荷载的计算 顶层柱恒载 =女儿墙及天沟重量 +梁自重 +板传荷载 =（ +） +（ ） += KN 顶层柱活载 =板传活载 = m= 标准层柱恒载 =墙自量 +梁自重 +板传荷载 = kN/m( m m)+ kN/m( m m)+ kN/m m = 标准层柱活载 =板传活载 =2 .5kN/m2 m m= 基础顶面恒载 =栏杆自重 +基础梁自重 =()+= 由此得出框架在竖向荷载作用下的受荷总图如图三所示（图中数值均为标准值） 荷载计算 1．作用在屋面梁和楼面梁节点处的集中风荷载标准值： 0 ( ) / 2k z s z i jW h h B    式中 基本风压 0 = 2kNm ； z 查风压高度变化系数表，因建 设地点位于南昌市郊区，地面粗糙度为 B类； s 风荷载体型系数，查表得 ； z 风振系数，对于建筑物高度 H30m的取 ； 南昌航空大学 毕业论文 17 竖向受荷总图 （单位： KN） ih 下层柱高； jh 上层柱高，对顶层为女儿墙高度的两倍； B 迎风面的宽度， B=。 计算过程见表： 南昌航空大学 毕业论文 18 集中风荷载标准值 离地高度 /m z z s 20 ()kN m ih /m jh /m /kW kN 16 2．风荷载作用 下的位移验算 侧移刚度 D，计算结果见表： 横向 2~5 层 D 值的计算 构件名称 2 bcii i 2c i i   212ccDih A 轴柱 442 10 10  8171 C 轴柱 4442 (1. 98 10 1. 79 10 ) 2. 26 10     14719 D 轴柱 4442 (1. 79 10 1. 3 10 ) 1. 6 10     8939 E 轴柱 442 10 10  6144 ( 8 1 7 1 1 4 7 1 9 8 9 3 9 6 1 4 4 ) / 3 7 9 7 3 /D k N m k N m     南昌航空大学 毕业论文 19 横向底层 D 值的计算 构件名称 bcii i ii   212ccDih A 轴柱 4 10 10  2776 B 轴柱 44 10 10 10    4678 C 轴柱 44 9 10 0 10 4 10    3122 D 轴柱 4 10 10  2429 (2 7 7 6 4 6 7 8 3 1 2 2 2 4 2 9 ) / 1 3 0 0 5 /D k N m k N m     水平荷载作用下框架的层间侧移按下式计算： jjijVu D 式中 jV 第 j 层的总剪力； ijD 第 j 层所有柱的抗侧刚度之和； ju 第 j 层的层间侧移。 风荷载作用下框架侧移计算 层次 /jW kN /jV kN /( / )D kN m /jum /juh 5 37973 1/7500 4 37973 1/5000 3 37973 1/3750 2 37973 1/3000 1 13005 1/1000 侧移验算： 层间侧移最大值 1/10001/550 (满足 ) 荷载 内力 南昌航空大学 毕业论文 20 为了简化计算，考虑如下几种单独受荷情况： （ 1）恒载作用； （ 2）因为活荷载与恒载的比值不大于 1， 可不考虑活载的最不利布置，采用活载满布，求得的跨中弯矩在内力组合时应乘以 ~ 的系数予以增大； （ 3）风荷载作用（从左向右或从右向左）。 前面两种情况，框架在竖向荷载作用下采用分层法计算。 对于第三种情况框架在水平荷载作用下，采用 D 值法进行计算。 在内力分析前还应计算各节点的弯矩分配系数以及在竖向荷载作用下各杆端的固端弯矩，除底层外，其余各层柱的线刚度乘以 的修正系数。 1. 恒荷载标准值作用下的内力计算 各杆件的弯矩分配系数按转动刚度计算。 底层和各层梁的弯矩传递系数都为 1/2，上层的传递 系数为 1/3. AC 跨梁均布荷载、集中荷载以及集中荷载偏心引起的固端弯矩构成节点不平衡弯矩，其余跨梁由均布荷载以及集中荷载偏心引起的固端弯矩构成节点不平衡弯矩。 2112M ql均载 ， MF=Fe， 22F FabM l 以上计算中，当已知框架 M 图求 V 图以及已知 V 图求 N 图时，可采用结构力学取脱离的方法 其剪力  0 /lk l ij jiV V k M k M k lo     /rk o rk ij jiV V M k M k lo   0lVk、 orkV —— 简支梁支座左端和右端的剪力表准值顺为正。 ijMk、 jiMk—— 两端弯矩标准值，绕杆端顺为正。 轴力： l u l rN N V V   uN —— 上柱传来 的轴力 lV 、 rV —— 左右传来的轴力。 跨中弯矩计算 在实际分布荷载作用下，框架梁的跨中弯矩 M按下式计算： 0 2MMMM 左 右+且 M1/16(g+q)l02 恒载及活载下的弯矩、剪力、轴力南昌航空大学 毕业论文 21 南昌航空大学 毕业论文 22 2 、 弯 矩 分 配 法 计 算 过 程 如 图 所 示 南昌航空大学 毕业论文 23 南昌航空大学 毕业论文 24 南昌航空大学 毕业论文 25 南昌航空大学 毕业论文 26 南昌航空大学 毕业论文 27 南昌航空大学 毕业论文 28 南昌航空大学 毕业论文 29 框架在风荷载（从左向右吹）下的内力用 D 值法（改进的反 弯点法）进行计算。 其步骤为： （ 1） 求各柱反弯点处的剪力值； （ 2） 求各柱反弯点高度； （ 3） 求各柱的杆端弯矩及梁端弯矩； （ 4） 求各柱的轴力和梁剪力。 第 i层第 m柱所分配的剪力为： imim iDVVD， iiVW。 南昌航空大学 毕业论文 30 框架各柱的杆端弯矩、梁端弯矩按下式计算，计算过程如表所示。 (1 )imcM V y h  上 c imM V y h下 中柱  1b cjb cjbbiM M Mii 左下左 上左右  1b cjb cjbbiM M Mii 右 下右 上左右 边柱 1cjb cjM M M下总j 上 风荷载作用下 A 轴框架柱剪力和杆端弯矩的计算 层 /iVkN D imD /imDD /imV kN /yhm  / cMkNm上  / cMkNm下  / bMkNm总 5 37973 8171 4 37973 8171 3 37973 8171 2 37973 8171 1 13005 2776 风荷载作用下 B 轴框架柱剪力和杆端弯矩的计算 层 /iVkN D imD /imDD /imV kN /yhm / cMkNm上 / cMkNm下 / bMkNm左 / bMkNm右 5 37973 14719 4 37973 14719 3 37973 14719 2 37973 14719 1 13005 4678 南昌航空大学 毕业论文 31 框架柱轴力与梁端剪力 层 梁端剪力 /（ kN） 柱轴力 /（ kN） AC 跨 VbAC CD VbCD DE 跨 VbDE A 轴 NcA C 轴 D 轴 E 轴NcE VbAC VbCD NcC VbCD VbDE NcD 5 4 3 2 1 1295 框架内力组合 各种情况下的内力求得后，根据最不利又是可能的原则进行组合，分别考虑恒荷载和活荷载由可变荷载效应控制的组合和由永久荷载控制的组合，并比较两种组合的内力，取最不利者，由于构件控制截面的内力值取自支座边缘处，为此，进行组合前，应先 计算各控制截面处的内力值。 梁支座边缘处的内力值： .2bM M V边 2bV V q边 M边 —— 支座边缘截面的弯矩标准值 V边 —— 支座边缘截面的剪力标准值 M—— 梁柱中线交点处的弯矩标准值 V—— 与 M 相应的梁中线交点处的剪力标准值 q —— 梁单位长度的均布荷载标准值 南昌航空大学 毕业论文 32 b —— 梁端支座宽度 柱上端控制截面在上层梁底，柱下端控制截面在下层梁顶，按轴线计算简图算得的柱端内力值宜换算到控制截面处的值。 为了简化起见，也可采用轴线处的内力值，这样算得钢筋用量比需要的钢筋用量略微多一点。 各内力组合见表 用于承载力计算的框架梁由永久荷载效用控制的基本组合（梁 AB） 层 恒载 活载 Mmax 及相应的V Mmin 及相应的 V Vmax 及相应的 M （ 1） （ 2） 项目组合 值 项目组合 值 项目组合 值 5 中 M （ 1） +（ 2） （ 1） +（ 2） V 右 M （ 1） +（ 2） V 右 M （ 1） +（ 2） （ 1） +（ 2） V 1 左 M （ 1） +（ 2） （ 1） +（ 2） V 中 M （ 1） +（ 2） V 右 M （ 1） +（ 2） （ 1） +（ 2） V 注：恒载（ 1）为 GKM 和 GKV ，活载分别为 QKM 和 QKV。 表中弯矩的单位为 ,剪力的单位为 kN 南昌航空大学 毕业论文 33 用于承载力计算的框架梁由永久荷载效用控制的基本组合（梁 BC） 层 恒载 活载 Mmax 及相应的V Mmin 及相应的 V Vmax 及相应的 M （ 1） （ 2） 项目组合 值 项目组合 值 项目组合 值 5 中 M （ 1） +（ 2） （ 1） +（ 2） V 右 M （ 1） +（ 2） V 右 M （ 1。