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土木工程建筑工程毕业设计办公楼
人生最大的幸福，是发现自己爱的人正好也爱着自己。前言大学四年的学习生活即将结束毕业设计将成为我们展示四年学习成果的一个最好平台毕业设计是大学本科教育的一个重要阶段可以将我们所学的理论知识付诸于实践是毕业前的综合学习阶段是对大学期间所学专业知识的全面总结它涉及到房屋建筑学、高层建筑、抗震、混凝土、结构力学等多门课程 应用到了很多重要实用的专业知识比如有底部剪力法、D值法、反弯点法和弯矩分配法等又涉及钢筋混凝土的配筋和计算几乎涉及到了所有专业知识为了做好本次毕业设计我对大学所学的专业知识进行了及时而全面的复习查补了以前学习上的漏洞并借阅了许多相关的书籍和规范我会很好的把握这次毕业设计的机会将以前所学的知识应用到实践中去这无论对以后的学习还是工作都将起到莫大的帮助
我所选择的毕业设计题目是阜新市政府办公楼设计采用框架结构框架结构是目前应用最为广泛的结构形式之一这种结构形式建筑平面布置灵活可以做成较大空间的会议室车间住宅等可以分割成小房间或拆除隔断改成大空间结构立面也富有变化通过合理的设计框架结构本身的抗震性能良好能承受较大荷载能承受较大变形因此我所设计的市政府办公楼非常适合选用这种结构形式本次设计主要分为建筑设计和结构设计建筑设计包括：总平面图、平面图、立面图、剖面图及节点详图 结构设计包括：梁板布置图和配筋图根据民用建筑实用、经济原则在可能的条件下注意美观的原则本设计首先考虑办公楼的实用性经济性充分显示现代建筑的特点结构计算严格按照最新国家规范的要求进行
在毕业设计的三个月里在指导教师的帮助下经过资料查阅、设计计算、论文撰写以及外文翻译我加深了对新规范、规程、手册等相关内容的理解巩固了专业知识、提高了综合分析、解决问题的能力进一步掌握了Excel、Word 、AutoCAD及天正等软件的使用以上这些说明从不同方面达到了毕业设计的目的与要求本次设计得到了指导教师们的大力帮助在此特别表示感谢尤其对我的指导教师孙芳锦老师表示感谢由于框架结构设计的计算工作量很多包括地震作用、风荷载作用、恒载作用、活载作用下的梁端、柱端剪力、框架梁、柱的内力组合以及内力值的调整在计算过程中以手算为主辅以一些Excel计算软件的校正由于自己水平有限难免有不妥和疏忽之处敬请各位老师批评指正
二零一零年六月十五日 1 设计基本资料1.1 初步设计资料保定市徐水县拟兴建6层国土资源局建筑面积约长50.9m宽17.3m拟建房屋所在地的设计地震动参数αmax=0.08Tg=0.35s基本雪压S0=0.40KN/ m2基本风压ω0=0.45KN/ m2地面粗糙度为B类
年降雨量578mm日最大降雨量85mm常年地下水位于地表下-7.5m水质无侵蚀性地区表面为一般粘土层下部为砂土冻土深度-1.0米承载力情况良好土的重度为18 KN/ m3孔隙比为0.8液性指标为0.85地基承载力特征值fak=230 KN/ m2
1.2 设计任务a 建筑图纸：总平面图首层平面、标准层平面图剖面图屋面防水、主要立面图各部分节点详图等
b 结构图纸：结构布置图、框架配筋图、梁柱截面配筋图等c 结构计算说明书：1) 计算一榀框架的内力及配筋
2) 对典型楼板进行必要的设计验算
3) 外文文献及翻译
1.3 设计过程1) 确定结构体系与结构布置2) 根据经验对构件进行初估3) 确定计算模型及计算简图4) 荷载计算5) 内力计算及组合6) 构件设计7) 编写设计任务说明书8) 图纸绘制1.4 建筑设计1.4.1 工程概况该工程为框架结构体系多层办公楼主体为6层高25.2米建筑面积约1～6层层高均为3.6m局部突出电梯间为3.6m
1.4.2 平面设计由于本建筑冬季气温较低因此采用内廊式办公楼走廊净宽为2.4m柱网为7.2m×7.2m首层设有值班室接待室配电室档案室资料室食堂开水间传达室等；2 ~6层是标准层设有办公室会议室
活动室咖啡厅杂物室单人办公室；顶层设有大会议室 局长办公室和图书阅览室
为了办公的舒适每层均设有开水间
1.4.3 立面设计建筑物高度25.2m高宽比H/B=1.46&4可以采用底部剪力法计算水平地震作用 顶层设电梯机房屋面为上人屋面女儿墙高为1.2m
本建筑的窗一般采用双层塑钢窗 且为平推窗因为双层窗具有保温的作用而推拉窗在高层建筑中使用起来比平面方便 可使之免于受风的破坏窗的尺寸为2.4 m×1.5m和1.2m×1.5m为了避免地坪层受潮使室内外地坪标高差为600mm为了解决这个600mm的高差使人容易上到地坪层在门厅前做了三个台阶台阶是供人们正常出入的由于台阶伸出屋面为了防雨而在其上设置了雨蓬
1.4.4 剖面设计建筑主体为6层层高均为3.6m室内外地坪高差为600mm为了室内装修和阻隔结构层中需要进行吊顶这样楼中各种电线保温管等都从吊顶中穿过为了避免上下层之间固体传声在吊顶中加入吸音材料
2 结构布置及计算简图2.1 结构布置及梁、柱截面尺寸的初选2.1.1 结构平面布置方案根据办公楼的结构型式、受力特点和建筑使用要求及施工条件等因素综合考虑 本设计采用现浇钢筋混凝土框架结构主体结构6层层高为3.6m建筑物总高为25.2m根据办公楼的使用功能要求并考虑柱网的布置原则本工程主体柱网为7.2m×7.2m
填充墙内墙采用200mm厚的加气混凝土砌块砌筑外墙采用300mm厚的加气混凝土砌块砌筑门为木门和玻璃门窗为塑钢窗
图2-1平面结构布置图Fig.2-1 Flat distribution of the structure
图2-2结构计算简图Fig.2-2 Drawing of the structural design2.1.2 梁截面尺寸初选楼盖及屋盖均采用现浇钢筋混凝土结构楼板厚度按跨度的1/45估算取楼板厚度为120mm梁的截面尺寸应满足承载力、刚度及延性要求截面高度按一般取梁跨度l的1/12～1/8估算为防止梁产生剪切脆性破坏梁的净跨截面高度之比不宜小于4由此估算梁的截面尺寸见表2-1表中还给出了各层梁、柱和板的混凝土强度等级其设计强度C35（fc=16.7 N/ m2ft=1.57 N/ m2）C30(fc=14.3 N/ m2ft=1.43 N/ m2)
梁截面尺寸及各层混凝土强度等级Form2-1 The sectional size of a roof beam of the form and grade of intensity of every layer concrete`混凝土强度等级横
BC纵梁b×h次梁b×h2-6C30350×750250×450350×750300×6001C35350×750250×450350×750300×6002.1.3 柱截面尺寸初选1) 柱的轴压比设计值按照公式1-1计算：(2-1)式中：β：考虑地震作用组合后柱轴力压力增大系数边柱取1.3等跨内柱取1.2不等跨取1.25；F：按照简支状态计算柱的负载面积；g：折算后在单位面积上的重力荷载代表值近似取；n：验算截面以上楼层层数；2) 框架柱验算(2-2)由计算简图2-1可知边柱和中柱的负载面积分别为7.2×3.6 m2和7.2×4.8 m2 由公式（2-2）得第一层柱截面面积为：边柱中柱如取柱截面为正方形则边柱和中柱截面高度分别为410.4mm和410mm
根据上述计算结果并综合考虑其它因素本设计中柱截面尺寸取值如下：1层2～6层
框架结构平面布置如图2-1所示计算简图如图2-2所示取顶层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3.6m；基础选用独立基础基础埋深取2.5m底层柱高度从基础顶面取至一层板底即
3 重力荷载代表值计算3.1 屋面及楼面的永久荷载标准值1) 顶层上人屋面30厚细石混凝土保护层5mm厚的焦油聚氨酯防水涂料20厚水泥砂浆找平层150厚水泥蛭石保温层120厚钢筋混凝土板V型轻钢龙骨吊顶
合计2) 1～5层楼面瓷砖地面（包括水泥粗砂打底）
100厚钢筋混凝土板V型轻钢龙骨吊顶
合计3.2 屋面及楼面可变荷载标准值上人屋面均布活荷载标准值
楼面活荷载标准值
屋面雪荷载标准值式中：μr为屋面积雪分布系数取
3.3梁、柱墙门重力荷载标准值计算梁、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计算结果见表3-1
表3-1 梁、柱重力荷载标准值Form3-1 Roof beampost gravity load standard value层次构件bmhmγKN/m3βGKNlimnGiKNΣGiKN
1边横梁0.350.7525 1.057.3836.6 16 791.46 2679.46中横梁 0.25 0.40 25 1.052.6251.8 8 39.9次
梁 0.30 0.60 25 1.054.725 7.0 14 463.05纵
梁 0.35 0.75 25 1.057.3836.6 281385.05
柱 0.60 0.60251.109.95.68364.3522~6边横梁0.35
1.057.3836.75
2679.46中横梁 0.250.40251.052.6251.95839.9
梁 0.300.60251.054.725 7.014463.05
梁0.350.75251.057.3836.6281385.05
柱0.450.45251.105.5693.636721.74721.74注：1) 表中β为考虑梁、柱的粉刷层重力荷载而对其重力荷载的增大系数；G表示单位长度构件重力荷载；n为构件数量
2) 梁长度取净长；柱长度取层高
3.4 墙重力荷载标准值计算外墙为300mm厚加气混凝土砌块（加气混凝土砌块密度为15 KN/m3）外墙面贴瓷砖（0.5 KN/ m2）内墙面为20mm厚抹灰则外墙单位墙面重力荷载为：
内墙为200mm厚加气混凝土砌块两侧均为20mm厚抹灰则内墙单位墙面重力荷载为：
木门单位面积重力荷载为0.2；铝合金门窗单位面积重量取0.4
3.5 重力荷载代表值集中于各质点的重力荷载Gi为计算单元范围内各层楼面上的重力荷载代表值及上下各半层的墙、柱等重量各可变荷载的组合值系数按规范规定采用：无论是否为上人屋面其屋面上的可变荷载均取雪荷载
简单的计算过程如下：顶层重力荷载代表值包括：
屋面恒载、50%屋面荷载、梁自重、半层柱自重、半层墙自重其它层重力荷载代表值包括：楼面荷载、50%楼面均布活荷载、梁自重、楼面上下个半层的柱自重、墙自重
第一层： 楼板面积：柱
：外墙面积：铝合金门窗：
：内墙木门铝合金门窗：木门
第二~五层：第六层
建筑物总重力和在标准值为:
图3-1 各质点重力荷载代表值Figure 3-1 various particles gravity load representative plants
4 框架侧移刚度计算4.1 框架梁的线刚度计算表4-1 横梁线刚度计算表Form4-1 Line rigidity ib reckoner of the crossbeam类别层次ECN/mm2b
mmhmm I0 mm4 lmmEc×I0/l N?mm1.5Ec×I0/l N?mm2.0Ec×I0/l N?mm 边横梁 13.15×104 350 75072005.768×10108.652××10102~63.0×104 350 75072005.493×10108.24××1010 走道梁 13.15×104 250 4001.333×109 24001.2.3.5×10102~63.0×1042504001.333×10924001.2.5×10103.334×1010
柱线刚度ic计算表
Form 4-2 Thread rigidity ic reckoner of the post层次hcmmEcN/mm2)b×hmm2I0mm4EcI0/hcN?mm156803.15×104600×6001.08×10105.2~636003.0×1044450×4503.417×102.
图4-1 C-10柱及与其相连梁的相对线刚度Figure 4-1 C-10 column and its connected Liang's relative stiffness 根据梁、柱线刚度比的不同结构平面布置图中的柱可分为中框架中柱和边柱、边框架中柱和边柱等 现以第2层C-10柱的侧移刚度计算为例说明计算过程其余柱的计算过程从略计算结果分别见表4-3和表4-4
第2层C-3柱及与其相连的梁的相对线刚度如图4-1所示图中数据取自表4-1和表4-2
图4-1 C-10柱及与其相连梁的相对线刚度得：表4-3中框架各柱侧移刚度D值（N/mm）Form 4-3 The frame post side of China moves rigidity D value 层次边柱（14根）αc
Di1中柱（14根）αc
Di2ΣDi15.02810.7154188653.85740.65861736850726225.15380.7204189973.9540.6641175135111403~62.51040.6674148681.92610.617913765400862
表4-4 边框架柱侧移刚度D值(N/mm)Form 4-4 The frame post side moves rigidity D lue层次A-1D-1A-10D-10
Di1B-1C-1B-8C-10
12.89330.5613148023.77110.65341723012812822.96560.5972157483.86530.659173781325043~61.44460.5645125761.88280.613713672104992将上述不同情况下得到的同层框架柱侧移刚度相加即得框架各层层间侧移刚度∑Di如表4-5所示
表4-5 横向框架层间侧移刚度（N/mm）Form 4-5 The side moves rigidity among the horizontal frame layer 层次123456∑Di505854643644635390635390635390635390由表可知
故该框架为规则框架
5 横向水平荷载作用下框架的内力和侧移计算5.1 横向水平地震作用下框架的内力和侧移计算5.1.1 横向自振周期计算按公式5-1（5-1）将折算到主体结构的顶层即
结构顶点的假想位移由公式5-2～公式5-4计算过程间表5-1其中第6层的Gi为G7与Ge之和
（5-2）（5-3）（5-4）表5-1 结构顶点的假想位移计算Form 5-1 The imagination displacement of the summit pinnacle of the structure is calculated层次GikNVGikN∑DiN/mm△uimmuimm611065.0311065.0363593017.4428.9563593036.9411.5463593056.41374.6363539075.8318.2264364494.1242.4114448.59505854148.3148.3按公式5-5计算基本周期T1其中μT的量钢为m取YT=0.7则
5.1.2 水平地震作用及楼层地震剪力计算本设计中结构主体高度不超过40m质量和刚度沿高度分布比较均匀变形以剪切型为主故可用底部剪力法计算水平地震作用结构总水平地震作用标准值计算如下：
因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δn经查表计算得：5-5）（
各质点的水平地震作用按公式5-6（5-6）计算将上述δn和FEK代入可得
具体计算过程见表5-2各楼层地震剪力按公式5-7（5-7）
计算结果列入表5-2
表5-2 各质点横向水平地震作用及楼层地震剪力计算表Form 5-2 Cut the strength reckoner in every particle horizontal horizontal earthquake function and floor earthquake层次HimGiKNGiHiKN?mGiHi／∑GiHiFiKNViKN
27.28517.0514105.120.01331.88×3=95.6495.64623.6810430.070.231558.47590.35520.080.232562.071152.42416.480.191461.491613.91312.880.149360.831974.7429.280.107260.082238.8215.6814448.5982067.990.077185.952420.77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5-1
图5-1 横向水平地震作用及楼层地震剪力Fig 5-1 crosswise horizontal earthquake function and floor earthquake shearing force5.1.3 多遇水平地震作用下的位移验算水平地震作用下框架结构的层间位移△ui和顶点位移ui分别按公式5-8和公式5-9（5-8）（5-9）计算计算过程见表5-3表中还计算了各层的层间弹性位移角
横向水平地震作用下的位移验算Form 5-3 Displacement checking computations under horizontal horizontal earthquake function层次ViKN∑DiN/mm△ui /mmui /mmhi /mmζe=6590.3563563900.9316.6736001/387451152.4263563901.8115.7436001/198441613.9163563902.5413.9336001/141731974.7463563903.1111.3736001/115822238.826436443.478.2636001/103612420.775058544.794.7956801/1186由表5-3可见最大层间弹性位移角发生在第3层其值为1/满足要求其中限值
5.1.4 水平地震作用下框架内力计算以图2-1中⑩轴线横向框架内力计算为例说明计算方法其余框架内力计算从略
框架柱端剪力及弯矩分别按公式5-10和公式5-11
(5-11)计算其中Dij取自表4-3∑Dij取自表4-5层间剪力取自表5-2各柱反弯点高度比y按公式5-12
(5-12)确定本例中底层柱需考虑修正值y2第2层柱需考虑修正值y1和y3其余柱均无修正具体计算过程及结果见表5-4、表5-5
表5-4 各层边柱端弯矩及剪力计算Form 5-4 Curved square of post end of every side layer and cutting strength calculated 层次him Vi KN ∑Dij N/mm 边
m MijbKN?m MijuKN?m 63.6 590.35 68 16.143. 26.14 31.95 53.6 390 3.56.756.743.61613.916353901736844.123.85740.579.4179.4133.61974.746353901736853.983.85740.597.1697.1623.62234.826436441751360.813.9540.5033110.18109.4515.682420.775058541376565.871.92610.603695225.88148.274表5-5各层中柱端弯矩及剪力计算Form 5-5 Curved square of post end of every middle layer and cutting strengthcalculated 层次 hi m Vi kN ∑Dij N/mm 中 柱
m MijbKN?m
63.6 590.35 65 17.53 5. 28.39 34.70 53.6 390 1886534.22 5. 61.59 61.59 43.6 390
5. 86.25 86.25 33.6 390
5. 105.54 105.54 23.6 644 5. 118.73 118.73 15.68 854 2.5 232.586171.546注：表中M量纲为KN?mV量纲为KN
梁端弯矩、剪力及柱轴力分别按公式5-13～公式5-15
(5-13)(5-14)
(5-15) 计算其中梁线刚度取自表5-1具体计算过程见表5-6
梁端弯矩、剪力及柱轴力计算Form 5-6 Curved square of roof beam endcutting the strength and strength of axis of a cylinder calculated 层次边梁走道梁柱轴力7MblMbrlVbMblMbrlVb边柱N中柱N631.9526.647.28.148.068.062.46.72-8.141.42582.84 69.097.2 21.1 20.89 20.892.4 17.41 -29.245.11 4136.11 113.517.2 34.67 34.33 34.332.4 28.61 -63.91 11.17 3176.57 147.267.2 44.98 44.53 44.532.4 37.11 -108.89 19.04 2206.61 172.27.2 52.61 52.07 52.072.4 43.39 -161.5 28.26 1258.454220.887.266.5767.467.42.456.17-232.1438.66注：1）柱轴力的负号表示拉力当为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M单位为kN?mV单位为KNN单位为KNl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所示
地震作用下的框架弯矩Fig 5-2 The sqare of frame under earthquake
地震作用下的框架梁端剪力及柱轴力图Fig 5-3 The strengh of beam and axis of pillar under earthquake5.2 横向风荷载作用框架结构内力和侧移计算5.2.1 风荷载标准值基本风压ω0=0.45KN/ m2μs=0.8（迎风面）μs= - 0.5（背风面）B类地区H/B=23.68/50.9=0.465由表查v=0.42T1=0.78sω0T12=0.4×0.782=0.274KN.s2/m2ξ=1.3022
仍取⑩轴线横向框架其负载宽度为7.8m由公式得沿房屋高度的荷载标准值
根据各层标高处的高度Hi由表查取μz代入上式可得各楼层标高处的q(z)见下表5-7q(z)沿房屋高度的分布见下图5-3表5-7 沿房屋高度分布风荷载标准值Form 5-7 Highly distribute the wind and load standard value along the house 层次HiHi/Hμzβzq1(z)KN/mq2(z)KN/m622.21.001.28741.03.3372.086518.60.8381.21921.03.161.9754150.6761.141.02.9551.847311.40.5141.03921.02.6941.68427.80.3511.0001.02.5921.6214.20.1891.0001.02.5921.62
图5-4 风荷载沿房屋高度的分布(单位：KN/m)Fig 5-4 High wind load distribution along the housing(KN/m)
《荷载规范》规定对于高度大于30m且高宽比大于1.5的房屋结构应采用风振系βZ来考虑风压脉动的影响本结构房屋高度H=28.15m&30m且H/B=23.68/17.3=1.371.5由表5-1可见βZ沿房屋高度在1.100~1.387范围内变化即风压脉动的影响较小因此该房屋不必考虑风压脉动的影响
框架结构分析时应按静力等效原理将图5-3的分布风荷载转化为节点集中荷载 如图5-4例如第5层的集中荷载F5的计算过程如下：
图 5-5等效节点集中风荷载(kN)Figure 5-5 Concentrated wind loading on equivalent nodal KN
表 5-8 各层节点集中荷载Form 5-8 Every layer node concentrates on loading层次123456集中荷载16.428615.163215.760817.287218.4869.76145.2.2 风荷载作用下水平位移验算根据图5-4所示的水平荷载由公式5-10计算层间剪力Vi然后求出⑩轴线框架的层间侧移刚度再式计算各层的相对侧移和绝对侧移计算过程见下表5-9
表5-9 风荷载作用下框架层间剪力及侧移Form 5-9 Cut strength and side move among the frame layer under the function of loading of wind层 次FikNVikN∑DiN/mm△uimmuimmHimm△ui/hi69.76149.7614724660.13474.667936001／26726518.48628.2474724660.38984.533236001／9236417.287245.5346724660.62844.143436001／5729315.760861.2954724660.84593.51536001／4256215.163276.4586730201.04712.669136001／3438116.426892.8854572661.6221.62242001／3502风荷载作用下框架最大层间位移角为1/ 满足规范要求
5.2.3 风荷载作用下框架结构内力计算表5-10 风荷载作用边柱端弯矩及剪力计算Form 5-10 The wind loads the curved square of post end of function and cuts strength calculated层次hi
Di1N/mmVi1N/mmkymMijbKN?mMijuKN?m63.69.7672466173682.343.85740.453.794.6353.628.256.773. 12.19 12.19 43.6 45.53
10.913. 19.64 19.64 33.6 61.3
14.693. 26.45 26.45 23.6 76.46
18.343.954 0. 32.79 14.2 92.89
22.331.92610.60395656.6437.14表5-11 风荷载作用中柱端弯矩及剪力计算Form 5-11 The wind loads the curved square of post end of function and cuts strength calculated层次hi
Di1N/mmVi1N/mmkymMijbKN?mMijuKN?m63.69.7672466188652.545.02810.454.125.0353.6 28.25 7.35 5. 13.24 13.24 43.6 45.53
11.85 5. 21.34 21.34 33.6 61.3
15.96 5. 28.72 28.72 23.6 76.46
19.895. 35.81 35.81 14.2 92.89 572661486824.122.51040.5755258.343表5-12 风荷载作用下梁端弯矩p剪力及柱轴力Form 5-12 Curved square of roof beam end under the function of loading of wind
cutting the strength and strength of axis of a cylinder层次
边梁走道梁柱轴力
MblMbrlVbMblMbrlVb边柱N中柱N64.633.867.21.181.171.172.40.98-1.180.19515.9813.337.24.074.034.032.43.36 -5.25 0.9 4 31.83 26.557.28.11 8.03 8.032.46.69 -13.362.32 3 46.09 38.447.2 11.74 11.62 11.622.49.68 -24.984.38 2 59.24 49.557.2 14.98 14.98 14.982.4 12.48 -39.966.88 1 70.37 60.517.2 18.3 18.3 18.32.415.25-58.269.93
横向框架在水平风荷载作用下的框架弯矩图、梁端剪力及柱轴力图如图5-6所示图5-6横向框架在水平风荷载作用下的框架弯矩图Fig 5-6 The sqare of frame under wind load
图5-7横向框架在水平风荷载作用下的框架梁端剪力及柱轴力图Fig 5-7 The strengh of beam and axis of pillar under wind load
6 竖向荷载作用下框架结构的内力计算6.1 横向框架内力计算6.1.1 计算单元取⑩轴线横向框架进行计算计算单元宽度为7.8m由于房间内布置有次梁故直接传给该框架的楼面荷载如图中的斜线阴影线所示计算单元范围内的其余楼面则通过次梁和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不重合因此在框架节点上有集中力矩
图6-1 横向框架计算单元Figure 6-1 The diagram of Crosswise frame computing element6.1.2 荷载计算6.1.2.1 恒载计算
图6-2 各层梁上作用的恒荷载Fig6-2 The diagram of Permanent load of each beam在上图
中q1、q1′代表横梁自重为均布荷载形式
对于第6层：
q2和q2′分别为房间和走道板传给横梁的梯形荷载和三角形荷载由图7-2所示几何关系可以得出：
P1、P2分别为由边纵梁、中纵梁直接传给柱的恒载 它包括梁自重、楼板重等重力荷载计算如下：
6.1.2.2 活荷载计算活荷载作用下各层框架梁上的荷载分布如下图6-3所示图6-3
各层梁上作用的活荷载Figure 6-3
The diagram of The live load of each bea对于第7层
同理在屋面雪荷载作用下
将上述计算结果汇总见表6-1和表6-2
表6-1 横向框架恒载汇总表Form 6-1 Summary in permanent year of the horizontal frame 层次q1KN/mq1′KN/mq2KN/mq2′KN/mP1KNP2KNM1KN?mM2KN?m67.3832.62518.48612.324199.4922186.23167.4816.9842～519.5812.62511.887.92190.78785229.72417.1558.615119.5812.62511.887.92188.505227.894421.20725.64
表6-2 横向框架活载汇总表Form 6-2 Summary in living year of the horizontal frame 层次q2KN/mq2′KN/mP1KNP2KNM1KN?mM2KN?m67.2（1.44）4.8（0.96）32.4（6.48）46.8（9.32）1.215（0.243）1.755（0.351）2～57.24.832.446.81.2151.75517.24.832.446.83.6455.265注：表中括号内数值对应于屋面雪荷载作用情况
6.1.3 内力计算梁端、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用半框架弯矩计算过程如下图6-4和图6-5梁端剪力可根据梁上竖向荷载引起来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而得到计算柱底轴力还需要考虑柱的自重如表6-6和表6-7所示
图6-4 恒荷载作用下横向框架的二次分配法kN?mFigure 6-4 Cacluation of moment second distribution of the horizontal frame of dead loadkN?m
图6-5 活荷载作用下横向框架的二次分配法kN?mFigure 6-5 Cacluation of moment second distribution of the horizontal frame of live loadkN?m
图6-6 竖向恒荷载作用下框架弯矩图kN?mFigure 6-5 Bending moment diagram of the vertical frame of dead load
图6-7 竖向活荷载作用下框架弯矩图kN?mFigure 6-5 Bending moment diagram of the vertical frame of live load表6-3 恒载作用下梁端剪力及柱轴力（KN）Form 6-3 Roof beam end cut strength and strength of axis of a cylinder under the function permanent year层次荷载引起剪力AB跨
VB=VC弯矩引起剪力AB跨 BC跨VA=-VB VB=VC总剪力AB跨
VB=VC柱轴力A柱
N底676.4910.54-3.68
72.8180.1710.54272.3292.35276.94296.99 5102.577.9 -3.19 0 99.38 105.767.9 582.51 602.56 629.84 649.89 4102.577.9 -3.22 0 99.35 105.797.9 892.7 912.75 985.4 102.577.9 -3.22 0 99.35 105.797.9 2.94 1.01 2102.577.9 -3.26 0 99.31 105.837.91513.041533.091696.571716.621102.577.9-2.38
100.19104.957.91821.791878.022049.462105.69
表6-4 活载作用下梁端剪力及柱轴力（KN）Form 6-4 Roof beam end cut the strength and strength of axis of a cylinder under the function living year层次荷载引起剪力AB跨
VB=VC弯矩引起剪力AB跨 BC跨VA=-VB VB=VC总剪力AB跨
VB=VC柱轴力A柱
B柱N顶= N底
N顶 = N底619.44（3.89）2.88（0.58）-3.3（0.06）
16.14（3.95）22.74（3.83）2.88（0.58）
48.54（10.43） 65.94（13.37） 519.442.88-2.28（-4.51） 017.17（17.07） 21.72（21.82）2.88 118.16 （43.6）150.91（49.32） 419.442.88-2.34
17.1021.782.88167.66（63.65） 215.89（69.37） 319.442.88-2.34
17.1021.782.88
217.16 （83.7）280.87（89.421） 219.442.88-3.22
16.2222.662.88265.78（103.75）346.73（109.47）119.442.88-1.68
17.7621.122.88315.94（123.8）411.05（129.52）注：表中括号内数值为屋面作用雪荷载（0.20KN/m2）其它层楼面作用活荷载（12KN/m2）V以向上为正
6.2 横向框架内力组合6.2.1 结构抗震等级结构的抗震等级可根据结构类型、地震烈度、房屋高度等因素由查表可知本工程的框架为三级抗震等级
6.2.2 框架梁内力组合本例考虑了四种内力组合即1.2SGk+1.4SQk1.2SGk+0.9×1.4(SQk+Swk)1.35SGk+SQk和1.2SGE+1.3 Swk[2]此外对于本工程1.2SGk+1.4Swk这种内力组合与考虑地震作用的组合相比一般比较小对结构设计不起控制作用故不予考虑各层梁的内力组合结果见表6-5表中SGk 、SQk两列中的梁端弯矩M为经过调幅后的弯矩（调幅系数取0.8）
表6-5 框架梁内力组合表Form 6-5 The frame sets a roof beam in place the internal force makes forms up 层次截面位置内力SGkSQkSEk一层 A M-70.45 -14.54 ±258.45
V100.19 17.76 ?66.57
B左 M-84.14 -17.77 ?220.88
V104.95 21.12 ±66.57
B右 M-17.72 -3.35 ±67.4
V7.92.88 ?56.17
四层 A M-59.95 -12.59 ±136.11
V 99.35 17.1 ?34.67
B左 M -78.5 -17.08 ?113.51
V105.79 21.78 ±34.67
B右 M-23.71 -5.74 ±34.33
V7.92.88 ?28.61
六层 A M -34.3 -8.41 ±31.95（-4.22）
V 72.81 16.14 ?8.14（3.95）
B左 M-55.47 -14.74 ?26.64
V 80.17 22.74 ±8.14（3.83）
B左 M-26.54 -7.37 ±8.06（-1.42）
V 105.42.88 ?6.72（0.58）
层次截面位置内力γRE[1.2(SGk+0.5SQk)+1.3 SEk]1.35SGk+SQk1.2SGk+1.4SQkV= γRE[εvb(Mlb+Mrb)/ln+VGb]
一层AM182.04-321.94-109.65-104.9186.96
V37.69184.81153.02145.09
B左 M-299.08 131.64 -131.36 -125.85
V191.37 44.26 162.8 155.51
B右 M 48.26 -83.17 -27.27 -25.95 96.1
V-52.54 71.59 13.55 13.51
跨间 MAB 274.89 145.59
MBC 54.42 -77.01四层 A M 73.41 -192 -93.04 -89.13
V 71.75 148.36 151.22 143.16
B左 M-189.01 32.34 -123.06 -118.11
V157.33 80.7 164.6 157.44
B右 M9.55 -57.39 -37.75 -36.49
75.8V-20.09 41.14 13.55 13.51
跨间 MAB 159.21 487.38
MBC 15.71 -51.24
六层 A M -3.5 -65.81 -54.72 -52.93
V 73.51 91.49 114.43 109.97
B左 M-82.53 -30.58-89.62 -87.2
V102.36 84.38 130.97 128.04
B左 M-19.34 -35.06 -43.2 -42.17
V101.55 116.443.70 145.17 130.51
跨间 MAB 127.88
MBC -11.28 -27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矩组合及梁上荷载设计值由平衡条件确定由图6-8 可得
图6-8 均布载荷梯形荷载下的计算图形Figure 6-8 calculation graphics of uniform load under the trapezoidal load若说明x≤al其中x为最大正弯矩截面至A支座的距离则x可由下式求解：
将求得的x值代入下式即可得跨间最大正弯矩
同理可求得三角形分布荷载和均布荷载
6-9 均布和三角形荷载下的计算图形Figure 6-9 calculation graphics of uniform and
load under the trapezoidal load 作用下的VA、x和Mmax的计算公式
x由下式解得
本设计中梁上荷载设计值：
说明则即解得则
7.2m说明发生在右支座则
剪力计算：AB净跨
6.2.3 框架柱内力组合取每层柱顶和柱底两个控制截面进行组合组合结果及柱端弯矩设计值的调整下表在考虑地震作用效应的组合中取屋面为雪荷载时的内力进行组合
表6-6 横向框架A柱弯矩内力组合表Form 6-6 The curved square of horizontal frame A post and axle strength association 层次截面内力SGk SQk
6柱顶 M34.679.09（5.09） ?31.95
N272.348.54（10.43） ?8.14柱底 M-33.78-7.67（-6.23） ±26.14
N292.3548.54（10.43） ?8.14 5柱顶 M33.927.13（7.13） ?56.7
N582.51118.16（43.6）?29.24柱底 M-33.89 -7.21 ±56.7
N602.56118.16(43.6） ?29.24 4柱顶 M33.897.21 ?79.41
N892.7167.66(63.65） ?63.91柱底 M-33.89 -7.21 ±79.41
N912.75167.66(63.65） ?63.91 3柱顶 M33.897.21 ?97.16
N1202.89217.16(83.7） ?108.89柱底 M-34.26 -7.31 ±97.16
N1222.94217.16(83.7） ?108.89 2柱顶 M31.346.69 ?109.45
N1513.04265.78(103.75) ?161.5柱底 M-26.47 -5.72 ±110.18
N1533.09265.78(103.75) ?161.5 1柱顶 M40.228.77?148.274
N1821.79315.94(123.8)?232.14
柱底M-21.48-4.68±225.88
N1878.02315.94(123.8)?232.14
续表6-6层次截面内力γRE[1.2（SGk+0.5SQk）+ 1.3SEk]1.35SGk+SQK1.2SGK+1.4SQK│Mmax│ NNmin
6 柱顶 M2.34
柱底 M-7.72
5 柱顶 M-21.5589.02
柱底 M21.54
4 柱顶 M-46.59
118.58-46.59
柱底 M46.59
柱顶 M-65.05
52.96N08.20
柱底 M64.65
柱顶 M-80.53
2308.3870.28
柱底 M86.43
柱顶 M-111.38
柱底M212.05-257.78-33.68-32.33-257.78212.05-33.68
N1620.902103.752851.272695.942103.751620.902851.27
表6-7 横向框架A柱柱端组合弯矩设计值的调整Form 6-7 The adjust of the transverse direction frame A post combination bending moment design value层次截面γRE(Mc=εMb)γREN6柱顶──
柱底──5柱顶──
柱底──4柱顶98.7954.01
柱底80.16973.263柱顶92.641308.2
柱底83.461327.442柱顶89.341670.28
柱底121.721689.531柱顶118.022049.77
柱底`322.232103.75
表6-8 横向框架A柱剪力组合表Form 6-8 The curved square of horizontal frame B post and axle strength association 层次SGkSQkSEk
6-19.01-4.66（-3.14）±16.145-18.84-3.98（-3.98）±31.54-18.83-4.01±44.123-18.93-4.03±53.982-16.06-3.45±60.811-10.86-2.37±65.87层次γRE[1.2(SGk+0.5SQk)+ 1.3SEk]1.35SGk+SQK1.2SGK+1.4SQKγRE[εvc(Mbc+Mlc)/Hn]
6-3.16-38.83-30.32-29.3449.14513.56-56.05
续表6-8-29.41-28.1870.94427.50-70.00-29.43-28.2171.26338.28-81.01-29.59-28.3670.165248.36-84.64-25.13-24.1084.09160.50-85.07-17.03-16.35106.31表6-9 横向框架B柱弯矩内力组合表Form 6-9 The curved square of horizontal frame B post and axle strength association层次截面内力SGkSQkSEk
6柱顶M-29.18-7.49（-3.43） ?34.7
N276.9465.94（13.37） ?1.42柱底M29.436.52（5.45） ±28.39
N296.9965.94（13.37） ?1.42 5柱顶M-30-6.15（-6.42） ?61.59
N629.84150.91（49.32） ?5.11柱底M29.926.2±61.59
N649.89150.91（49.32） ?5.11 4柱顶M-29.92 -6.2?86.25
N985.4215.89（69.37） ?11.17柱底M29.926.2±86.25
N1005.45215.89（69.37） ?11.17 3柱顶M-29.92 -6.2?105.54
N1340.96280.87（89.42） ?19.04柱底M29.816.28±105.54
N1361.01280.87（89.42） ?19.04 2柱顶M-27.59 -5.71 ?118.73
N1696.57346.73(109.47） ?28.26柱底M22.844.75±118.73
N1716.62346.73(109.47） ?28.26 1柱顶M-34.54 -7.2?171.546
N2049.46411.05(129.52） ?38.66柱底M18.293.81±232.586
N2105.69411.05(129.52）?38.66表6-9层次截面内力γRE[1.2（SGk+0.5SQk）+ 1.3SEk]1.35SGk+SQK1.2SGK+1.4SQK│Mmax│ NNmin
6柱顶M-61.646.03-46.88-45.50-61.646.03-46.88续N256.65
柱底 M56.621.26
5 柱顶 M-89.94
584.077.08
柱底 M89.77
柱顶 M-121.40
967.661546.18
柱底 M121.40
柱顶 M-141.46
柱底 M141.39
柱顶 M-152.71
柱底 M147.69
34.06147.69
柱顶 M-215.02
柱底 M261.28
N2123.842043.433253.733102.302123.842043.433253.73
表6-10 横向框架B柱柱端组合弯矩设计值的调整Form 6-10 Make the adjustment of the designing value of curved square up in horizontal frame B post post end层次截面γRE(Mc=εMb)γREN6柱顶──
柱底──5柱顶──
柱底──4柱顶145.61967.66
柱底94.53986.913柱顶127.231310.44
柱底100.511329.692柱顶121.251651.86
柱底141.671671.111柱顶202.351989.44
柱底`278.132043.43
表6-11 横向框架B柱剪力组合表Form 6-11 Cut the strength association in horizontal frame B post 层次SGkSQkSEk
616.283.89（2.47）±17.53516.643.43（3.51）±34.22416.623.44±47.92316.593.47±58.63214.012.91±65.9619.31.94±71.15层次γRE[1.2(SGk+0.5SQk)+ 1.3SEk]1.35SGk+SQK1.2SGK+1.4SQKγRE[εvc(Mbc+Mlc)/Hn]
637.24-1.5125.8724.9847.12 续表6-11556.58-19.0525.8924.7771.6471.66-34.2425.8824.7695.68383.48-46.0925.8724.7790.74288.66-57.1121.8220.89104.76189.10-68.1514.5013.88116.03
7 截面设计考虑地震作用时结构构件的截面设计采用下面的公式7-1：（7-1）
式子中：-承载力调整系数见表7-1；S-地震作用效应或地震作用效应与其他荷载效应的基本组合；
R-结构构件的承载力
注意在截面配筋时组合表中与地震力组合的内力均应乘以后再与静力组合的内力进行比较 挑选最不利内力
承载力抗震调整系数γREForm 7-1 Bear the weight of strength antidetonation and adjust coefficient 结构构件受力状态γRE梁受弯0.75轴压比小于0.15的柱偏压0.75轴压比不小于0.15的柱偏压0.80抗震墙偏压0.85各类构件受剪、偏拉0.857.1 框架梁这里仅以第一层AB跨梁为例说明计算方法和过程其它层梁的配筋计算结果见表7-2和表7-37.1.1 梁的正截面受弯承载力计算从表6-5中分别选出AB跨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
跨间弯矩取控制截面即支座边缘处的正弯矩由框架梁内力组合表求得相应的剪力
则支座边缘处
当梁下部受拉时按T型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
按梁间距考虑时
按翼缘厚度考虑时
此种情况不起控制作用 故取梁内纵向钢筋选HRB400级钢2下部跨间截面按单筋 T型截面计算
属第一类T型截面
实配钢筋418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() 再计算相应的受拉钢筋As
即支座A上部
说明富裕且达不到屈服可近似取
实取420支座上部
7.1.2 梁斜截面受剪承载力计算7.1.2.1 AB跨：
故截面满足要求箍筋加密区4肢φ8 @ 100箍筋用HPB235级钢筋则
加密区长度取1.125m非加密区取4肢φ8@150箍筋设置满足要求
7.1.2.1 BC跨：若梁端箍筋加密区取4肢φ10@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 框架梁纵向钢筋计算表Form 7-2 Frame girder longitudinal reinforcement calculator 层次截面
mm2实配钢筋Asmm2
6支座A-47.65&0628205320(942) 0.67 0.393
Bl -62.21 &0 628 267.9 320(942) 0.67 0.393AB 跨间 139.74 0.008569.45 220(628)0.261支座Br 15.94 &0 402 150.1 316(603) 0.67 0.72BC跨间 -11.28 0.01589.42 216(402)
0.48 4 支座 A-162.55 0.024
420( 0.524
Bl-157.76 &0
420( 0.524AB 跨间 169.81 0.009692.22 418(1018)0.425支座Br 65.63 &0 804 599418(1.2BC跨间 -15.71 0.048131.08 416(804)
0.961 支座 A-273.02 0.022
420( 0.524
Bl-248.42 &0
420( 0.524AB 跨间 214.31 0.010874.068 418(1018)0.425支座Br 85.624 &0 804 1018418(1.2BC跨间 -54.42 0.047
460416(804)
0.96表7-3 框架梁箍筋数量计算表Form 7-3 Frame girder stirrup quantity calculator层次截面
KN梁端加密区非加密区7A、Bl43.68615.62&γRE2φ8 @ 100（1.01）2φ8 @ 150（0.216）
Br88.61425.42&γRE2φ8 @ 100（1.01）2φ8 @ 100（0.289）4A 、Bl115.87615.62&γRE2φ8 @ 100（1.01）2φ8 @ 150（0.216）
Br117.48425.42&γRE2φ8 @ 100（1.01）2φ8 @ 100（0.289）1A、Bl133.25718.94&γRE2φ8 @ 100（1.01）2φ8 @ 150（0.216）
Br152.53485.14&γRE2φ8 @ 100（1.01）2φ8 @ 100（0.289）注：表中V为换算至支座边缘处的梁端剪力
7.2 框架柱7.2.1 剪跨比和轴压比验算表7-4计算出了框架柱各层剪跨比和轴压比计算结果其中剪跨比λ也可取表中的和都不应考虑承载力抗震调整系数由表可知各柱的剪跨比和轴压比均满足规范要求
表7-4 柱的剪跨比和轴压比验算Form 7-4 Both that of post shear span ratio and axle load ratio proven 柱号层次bmmh0mm
A柱645041014.386.1945.68 367.674.6&2 0.127&0.9
4 450 410 14.3 158.11 82.35 1297.684.7&2 0.448&0.9
1 600 560 16.7 343.71 100.08 28056.1&2 0.467&0.9 B柱 6 450 410 14.3 82.19 43.81 362.564.6&2 0.125&0.9
4 450 410 14.3 151.75 84.31 1315.884.4&2 0.454&0.9
160056016.7268.78104.822724.574.6&20.453&0.97.2.2 柱正截面承载力计算以第一层A轴柱为例根据a柱内力组合表将支座中心处的弯矩换算至支座边缘并与柱端组合弯矩的调整值比较后选出最不利内力进行配筋计算
取20mm和偏心方向截面尺寸的1/30两者中的较大值 即600/30=20mm故取
柱的计算长度按公式确定其中
因为故应考虑偏心距增大系数
对称配筋为大偏心情况
再按及相应的一组计算弯矩
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
因为故应考虑偏心距增大系数
故为小偏心受压
按上式计算时应满足及因为
故按构造配筋且应满足单侧配筋率故
选420总配筋率为7.2.3 柱斜截面受剪承载力计算
由前可知上柱柱端弯矩设计值
对三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）
(取)其中取较大的柱下端值而且、不应考虑故为将表查得的值除以0.8
为将表查得的值除以0.85与相对应的轴力
故该层柱应按构造配置钢筋
柱端加密区的箍筋选用4φ10@ 100
由表可得一层柱底的轴压比由表查得则最小体积配箍率
取φ10Asv=78.5mm2则S≤210.46mm根据构造要求[4]取加密区箍筋为4φ10 @ 100加密区位置及长度按规范要求确定非加密区还应满足故箍筋取4φ810@ 150各层柱箍筋计算结果见表
表7-5 框架柱箍筋数量表Form 7-5 Frame tying tendon schedule of quantities 柱号层次γREVKN0.2fβcbh0KNNKN0.3fcAKNmm%实配箍筋（ρv%）加密区
非加密区A柱649.148527.67&V343.6
0.409 4φ8@100 (0.8) 4φ8@ 150 (0.53)
4 71.26 527.67&V 4.40 &00.@ 100 (0.73) 4φ8@ 150 (0.48)
1106.31 1122.24&V 4.90 &0 0.641 4φ10@100 (0.62) 4φ10@150 (0.41) B 柱 6 47.12 527.67&V 344.88 317.35 &0 0.409 4φ8@ 100 (0.8) 4φ8@ 150(0.53)
4 95.68 527.67&V 9.55 &0 0.542 4φ8@100 (0.73) 4φ8@150 (0.48)
1116.03 1122.24&V 6.8 &0 0.6634φ10@ 100 (0.62) 4φ10@ 200 (0.53)8 楼板设计8.1 楼板类型及设计方法的选择在本设计方案中长、短跨度之比l02/l01＜2属于双向板设计时按弹性理论计算
8.2 设计参数8.2.1 板的分格图：楼板分格见下图8-1
图8-1 板的分格图Fig8-1 Board sub-grid map
8.2.2 设计荷载：现以标准层楼面为例
1）活载取活载分项系数为1.4则2)恒载分项系数取1.2则所以
计算跨度：A：B：
楼板采用C30混凝土板中钢筋采用I级钢筋板厚选用120mm
符合构造要求
8.3 弯矩计算跨中最大正弯矩发生在活载为棋盘式分布时它可以简化为当内支座固支时g+q/2作用下的跨中弯矩与当内支座交支时±q/2作用下的跨中弯矩值两者之和支座最大负弯矩可以近似按活载满布时求得即为内支座固支时g+q作用下的支座弯矩在上述各种情况中周边梁对板的作用视为铰支座计算弯矩时考虑泊桑比的影响取0.2
计算板的跨中正弯矩；板的支座负弯矩按g+q作用下计算
8.4 截面设计：截面有效高度：（短跨）方向跨中截面的
支座截面处均为100mm计算配筋时近似取内力臂系数
截面配筋计算结果及实际配筋见下表8-1表8-1 按弹性理论计算的截面计算与配筋表Form 8-1 Press elastic hinge line law figure section count and bar list up 截面h0 m As 配筋 实配As
(mm) (KN.m/m) (mm2/m)(mm2/m) 跨中 A区格 l01方向 1007.45 217.83 Φ8 @ 200 251l02方向 922.54 80.73 Φ8 @ 200 251B区格 l01方向 1005.87 171.64 Φ8 @ 200 251l02方向 921.74 55.30 Φ8 @ 200 251 支座a＇-b＇(b＇-c＇) 100
9.13构造配筋 503
400.29构造配筋 503
d＇-e＇ 100-9.13266.96Φ8 @ 100 503
b＇-e＇ 100-13.69400.29Φ8 @ 100 503
e＇-f＇ 1006.61193.27Φ18@ 100 503
c＇-f＇ 1009.71283.92Φ8 @ 100 503楼道部分为单向板 荷载设计值每米板宽取
取Φ8 @ 200
实配筋2519.楼梯配筋计算本次设计楼梯一共三个且设计基本一样现只取其中一个楼梯计算而另外一个楼梯和这个楼梯采用同样的配筋计算楼梯用板式楼梯进行配筋计算Q=2.5kN/m9.1、建筑设计楼梯形式尺度：采用双跑楼梯层高3.6m踏步尺寸采用300150mm每层共需踏步：3.6/0.15=24步楼梯剖面及平面图如下：
8.2、楼梯梯段板的计算：楼梯用C
板用HPB235
梁HRB335（1）板厚120mm（2）荷载计算取1m板宽计算：楼梯斜板的倾角：
20mm厚水水泥砂浆面层：
0.6 kN/m三角形踏步：
1/2×0.3×0.15×0.25×1/0.3=1.88 kN/m
0.12 ×25×1/0.894=3.36 kN/m
板底抹灰：
0.02×17×1/0.894=0.38 kN/m
恒载标准值为：
0.6+1.88+3.36+0.38=6.22kN/m
活载标准值
2.5kN/m荷载设计值为：
1.2×6.22+1.4×2.5=10.96 kN/m（3）内力计算跨中弯矩=支座弯矩==1/=12.44kN.m（4）配筋计算h0=h-20=100mm跨中：=14.204106/（1.0×14.）=0.0993=0.105=0.9475=416.42mm2受力筋采用As=524mm2短向分布筋均为8.3、平台板计算：（1） 假定板厚为70mm平台梁截面尺寸均为250400板跨度l=1.8-0.15=1.65取1
米宽板带计算（2）荷载计算：恒载：2.49kN/m
设计值：2.99kN/m活载：2.5 kN/m
设计值：3.5kN/m故：总荷载设计值为：6.49kN/m（3） 内力计算弯矩设计值：保护层厚度15mm
8.4、平台梁的计算（1）荷载计算有斜板传来的荷载：10.963.6/2=19.728kN/m由平台板传来的荷载：6.49(0.15+1.65/2)/2 =6.33 kN/m平台梁自重：2.475kN/m平台梁底部和侧面粉刷：0.26928 kN/m故设计值为：19.728+6.33+2.475+0.kN/m（2）内力计算平台梁跨中最大正截面弯矩为：M=1/=46.656 kNm最大剪力为：=1/228.83.6=51.84kN（3）纵向受力计算：梁纵筋都用二级钢筋混凝土用C20h0=400-35=365mm=46..014..0408ξ==0.042
=0.979=46..2.685mm2选用314/461mm2（4）斜截面受力验算V/fcbh0=51.7&0.07故按构造配筋取
10、基础设计基础混凝土强度等级采用C20垫层采用C7.5厚度为100mm.基础配筋采用HRB400钢筋.本设计中横向各基础连在一起.在横向框架上边柱为柱下独立基础中柱为联合基础.9.1
边柱独立基础由荷载组合可得M=257.78kN?m
N=12103.75kN
V=85.07kN（1） 荷载计算柱尺寸：600基础埋深2.5m
取验算荷载偏心矩ee=0.123＜
（2）基底反力验算&1.2fa=1.2持力层满足要求
（3）高度验算
(4)柱边截面bz+2 h0=(0.3+2×0.86)m=2.02m＜b=3.5m
＞F1=609.32kN符合要求
2) 变阶处截面冲切验算
⑹基础底板配筋计算1）计算基础的长边方向I-I截面柱边地基净反力
III-III截面：
9结论这次毕业设计使我受益匪浅它进一步提高了我对结构设计的深刻认识对框架结构设计也有了较深刻和全面的认识和了解 框架结构的设计首先要根据场地条件和功能要求进行结构布置确定柱网和梁柱尺寸的初步尺寸；接着考虑多种荷载恒荷载和活荷载考虑要周全比如抗震设计和风荷载的计算接着要明确荷载传递路径画出计算简图；然后进行框架结构内力分析对竖向荷载作用下内力计算采用二次弯矩分配法对水平荷载作用下采用D值法最后画结构施工图这时需要充分了解构造要求如箍筋加密区纵筋搭接截断和锚固等等
通过这次毕业设计我了解了许多以前未曾知道的构造要求知识设计注意事项和结构常用数据更为重要的是通过阅读大量参考书籍扩展了自己专业知识面也深感自己以后需要学的东西还很多只凭借课本知识和上课所讲的知识还是不够的需要自己的揣摩自学
我要在今后的学习和工作中注意理论知识的与设计实践时的密切结合平时注意收集常用的设计资料和数据不断扩展专业知识面争取做一个优秀的设计人员
致谢在完成本设计过程中我得到了指导教师的大力帮助在近三个月的设计中孙芳锦老师带领我们设计每当有问题时老师的身影就会及时出现为我们答疑解惑可以说正是由于指导教师才能使我们及时并圆满的完成任务在此我仅代表我个人及我组的成员向我们的指导教师孙芳锦老师及建筑工程教研室的所有老师说声谢谢！在此我尤其要感谢我的指导教师孙芳锦老师感谢她为我们所做的一切
另外我还要感谢我的同学给予我的帮助和关心
同时也感谢院校为我们大四的毕业生提供的这次锻炼机会我们即将完成学业离开辽宁工程技术大学带着四年的知识硕果投身到自己的工作和学习岗位大学四年美好的生活与学习将成为我们生命的重要历程
最后再次感谢辽宁工程技术大学建筑与工程学院的领导及老师们我将在今后的人生之路上谨记他们的教诲！
参考文献[1] 中华人民共和国国家标准.建筑设计抗震规范（GB）.北京：中国建筑工业出版社2001[2] 中华人民共和国国家标准.混凝土结构设计规范（GB）.北京：中国建筑工业出版社2002[3] 中华人民共和国国家标准.建筑结构荷载规范（GB）.北京：中国建筑工业出版社2001[4] 中华人民共和国国家标准.高层建筑混凝土结构技术规程（JGJ3-2002）.北京：中国建筑工业出版社2002[5] 中华人民共和国国家标准.高层民用建筑设计防火规范（GB50045-95）.北京：中国建筑工业出版社1995[6] 中华人民共和国国家标准.民用建筑设计通则（JGJ37-87）.北京：中国建筑工业出版社 1987[7] 中华人民共和国国家标准.旅馆建筑设计规范（JGJ62-90）.北京：中国建筑工业出版社 1990[8] 吕西林.高层建筑结构设计.第二版.武汉:武汉理工大学出版社2003[9] 同济大学等.房屋建筑学.第三版.上海:同济大学出版社1997[10] 龙驭球包世华.结构力学.第二版.北京:高等教育出版社1994[11] 武汉工业大学.建筑工程专业英语教程.武汉:武汉工业大学出版社1995[12] Investigation of Concrete Wall Systems for Reducing Heating and CoolingRequirements in Single Family Residences. Author
DoebberIan Ross
附录A题目：土木工程结构的模态分析实验从输入-输出模态识别技术到只输出模态识别技术这里举了很多来自在波尔图大学震动和监控实验室进行实验作者的经典例子
十几年前建筑工程师主要关心的问题是对庞大的土木工程结构静态和动态分析时所使用的新并且强大的数字计算方法而随着快速发展的有限元技术以及个人电脑领域里中惊人的技术进步已经允许结构设计师使用软件包准确模拟建筑结构的活动
然而那些越来越复杂和雄心勃勃的民用建筑的设计诸如大坝大型斜拉索或是吊桥还有其他特别的建筑使得结构工程师们需要发展新的实验性工具以有能力精确识别建筑的大部分相关动态和静态的性能从而使这些工具能提供可靠数据来支持在设计阶段中的数值模式结构分析中的校正 更新和确认
随着岁月的流逝和结构的退化很多现存的建筑结构鼓励建立在震动伤害监测技术的发展这些技术由建筑健康监测系统支持土木工程研究者研究的自然发展趋势是更好的利用现存的输入-输出模态识别技术来精确地识别土木结构主要的动态性能
然而在可控的方式下对庞大土木结构的激励是件困难的事幸运的是传感器和模拟数字转换器的非凡技术已经能支持大型结构模态分析这些大型结构以针对建筑环境和应用适当的随机激励模态识别方法为基础
这里研究人员经验的影响对我们的讨论有很大程度的影响
输入-输出模态识别法仪器和测试流程常见的模态测试以估计一组频率响应函数（FRFs）为基础在几对点处沿着足够高的空间与频率分辨率关联外部作用力并产生与之一致的应答 建筑物的FRFs函数需要一个结构链激励仪器来进行数据采集和信号处理对于中小结构建筑可以使用一个铁锤来产生激励这和在机械工程里的应用是一样的这个装置能提供一个先进的宽波段输入信号所以它有能力产生不同的振动模式它的主要缺点是频谱估量（它能妨碍对模态阻尼因素的准确估计）产生的相对低的频率分辨率并且缺少能量来激励一些相关的振动模式为解决这个问题一些实验室建立了特别的专门为其设计的脉冲装置来激励大桥另一个可供选择的是电动振动器它也来源于机械工程学可以应用与各种输入信号（随机波多重正弦波等等）在适当地一起控制频率和振幅时使用一个信号发生器和一个功率放大器
这些振荡器有能力在一个低的频率范围和更高的频率分辨率来激励建筑必要的正弦信号强度允许建筑的激励正好在共振的频率下从而形成了一个直接的模拟振态识别
大型建筑的可控激励需要使用沉重的激励仪器以往对于大坝的动态测试常选择大规模偏心轮测试振动器它能在多个频率和振幅反映正弦曲线的强弱这种技术的主要缺点是在低频率下产生的低强度振幅测量应用力困难和如何抑制振动器和相关建筑的相对运动一个更好的选择是使用一组宽频段能覆盖大型土木建筑最感兴趣的频率范围来进行激励它是一种液压伺服振荡器例如图2所示的这种类型的振荡器把它安装在电子探针上来垂直的和从侧面激励桥或坝如在阿森纳研究中使用的一个电子液压大规模反应振荡器
一个建筑的动态反映通常用压电式、压缩电阻式、电容活力平衡式感应器来测量 因为他们具有相对低廉的成本和高效的敏感性这里有一种特殊特性的压电感应器它不需要能量的供应并且在一个很宽的频率范围都能很好的操作然而大部分的感应器都不能在低频率下应用与之相反的是压缩电阻式和电容/力平衡式感应器能提供直流电或低频率响应的能力通过这些转换器转换出的电子信号通常都很小所以必须通过调节单元放大因此也需要提供抗锯齿低通滤波器以及模拟综合速度或水平位移的仪器
动态数据的数据采集和存储需要使用模数转换（A/D）与量测链的卷积 原始数据必须在最开始时就进行分析和处理；需要考虑操作中比例尺的改变 趋向去除和降低整数倍的取样率接着使用加速消耗的时间乘以适当的时间窗（汉宁函数锥形余弦等）来减少泄漏物的影响然后再将其细分成不同的块从而使用FFT法则来评价它的频谱平均数自功频谱和交叉频谱最后用频率响应函数来获取可以使用的估计量H1 或H2对频率响应函数的自动评价需要适当的软件进行分析和信号处理这些功能已经存在于商业性的傅里叶分析软件中这些分析软件有时可以放在一台笔记本电脑PCMCIA卡中这样就允许通过一个输出通道或通过输出-输入通道或振动筛控制法进行数据采集输入-输出模态识别法这是一种宽领域各种各样的输入输出模态识别法它即可以应用与频率响应函数的评价也可以应用于相应的脉冲响应函数（IRFs） 还能通过相反的函数转换的得到这些方法尝试实现在测量与理论函数采用不同最佳化程序不同层次简化之间达到互相配合相应的通常根据以下的标准把它们分类：?应用领域（时间或频率）?剂型（间接或模态和直接）?数字方法分析（SDOF或MDOF-单自由度或多自由度）?数字输入和类型估计（SISOSIMOMIMOMISO-单输入单输出单输入多输出多输入多输出多输入单输出）早期的识别法是在频率范围中发展起来的对于单一SDOF公式（例如振幅顶点曲线拟合相反方法）为与测量与邻近的共振频率单自由度系统的FRF理论相适应该公式发展起来在更复杂的MDOF方法-有理分式多项式（RFP）复杂的指数频率（CEFD）聚参考频域PRED-最合适的实际测量和FRFs理论也是全球范围广泛应用的频率时间范畴法是指在数据中存在大量频率和大量数值时提供的最好结果因为在估计中会出现频谱估计的频率分解和泄露问题所以使得这个方法不断改进发展用得最广的方法既有间接的-复杂指数法（CE）最小指数复杂指数法（LSCE）聚参考频域法（PRCE）爱布雷因时间域（ITD）本征系统实现的方法（ERA）也有直接的-混合自身回归移动平均过程（ARMA）
所有上面所介绍方法逐渐发展被麻省国际学院广义地描述着渐渐成为完全的可以实现获取、分析、处理和识别的自动系统取代了最初的相互作用程序除此之外最佳的表现方法已经应用于功能很强的模态分析软件一种特殊的模态识别方法叫做调和正弦方法相当于测验的特别类型该类型以一种在每一个自然频率中正弦激励的应用为基础并能通过质量偏心振动
强迫振动的例子经典的作用在土木工程结构的输入输出识别测试既能对物理模型也可以对技术原型进行测试图4和5展示了一个Jindo桥（南韩）对于它的大量测试来对悬索力进行分析和与之相关的以地震响应来计算的分析几个强迫振动的测试使用电子动态振荡器（在布里斯托大学和结构研究所）它有两种可供选择的配置第一个是分散式附加质量的缆索根据相似的理论来使电缆的附加质量理想化并考虑横向缆索的振动在第二个阶段无分散质量的添加的缆索但等效的质量在它们的末端聚集这个研究显示出不同的形式在多种模式下的存在；一些纯正的线缆模式和其他耦合方式的存在每一种集的概念提出了一种常见的形状为甲板和塔和不同的线缆的运动与自然相一致的频率是非常接近的总是在一个触及系统的全球模型附近
几个大型土木工程的结构像建筑物、大桥或大坝在以前也已经经过强迫振动的测试他们使用的大型激励设备存在于好的装备试验室这是例子EMPA卡特尼和其他的研究人员测试了大量的桥和大坝图7到9的展示了几个卓越行动的例子展现了瑞士Norsj?大坝的在一些特定振动方法下的精确识别
只输出模态识别与大桥、建筑、大坝强迫振动测试相关联的主要问题源于在很低频率范围内以足够的能量并且可控制的激励它们是非常困难的对非常大的柔性的结构如斜拉桥或吊桥加以强迫激发需要非常重且昂贵的器材通常在大部分动力学实验室是不存在的图10显示令人印象极深的振荡器它们曾经激励过Tatara 和Yeongjong大桥
幸运的是随着转换器和A/D转换器技术的发展使得它可以精确测量非常低的周边环境如风和交通激发的动态响应这些技术发展刺激了只输入模态识别方法的发展
因此只输出模态识别测试成为一个土木工程领域极为重要的替换技术它允许精确地识别大型结构的模态特性使得在调试阶段或在它的使用寿命中测试而不中断他的正常使用
设备和测试程序现代的力平衡加速器很适于在0-50Hz进行测试而对高频率的振动显得非常迟钝 它们对周边环境振动试验的测试有重大理论意义在这样一个测试中建筑周围环境的响应被一个或多个混合定位传感器和一个流动传感器在不同定位点通过不同结构在不同的阶段捕获这些点以前常有条件受制于空间分辨率需要恰当的描绘大部分有关振动的方法（通过有限元模型）此时参考点必须与相应的节点有足够的距离
力平衡感应器需要适当的能源供应并且它们的模拟信号经常用一个A/D转换卡通过16位相对较长的电缆传输到一个数据采集系统这个系统可以应用在一个普通的个人电脑上这些数据采集和处理系统特别为周围环境振动测试而设计的应经别设计制造出来了（图16）它和经典实验模态分析采用的常用傅里叶分析是相同的
大部分应用于大型土木结构的只输出模态识别测试已经成为通过长电缆为世界范围内所应用为了这个方案的实现消耗了大量时间并进行了大量繁重的实验无线系统正在发展来避免这个问题或是至少通过地区数字化和局域网络的单电缆传输彻底的减少电缆的长度一个非常有效的可选方案是集中使用基于三维GPRS监视器引导的地震同步记录仪只输出模态识别方法周围环境的激励通常提供多样的输入和一个宽的频谱组合因此激励出数量显著的振动方法为简单起见只输出模态识别方法假设输入激励信号是一个零均值的高斯白噪音这就表示真正的激励信号能被表示成一个合适滤波器受激励于白噪音的输出一些附加的没有物理意义的计算极点作为假设的白噪音结果出现
这有两个主要的只输出模态识别方法族-非参数法在频域和在时域的参数方法中发展而来这个基本的频域方法（顶点采集）已经在模态识桥和建筑物应用几十年仅在12年前还由菲尔波便利的运行这种途径可以引导对图形运作模式的评估是以平均功率谱一体化密度（ANPSDs）为基础且周围环境的响应转换为包括所有测试点的函数这就促使应用于UBC和EMPA的模态识别和形象化软件快速发展频域方法是随后通过使用一个单一价值的规格响应矩阵分解改进的这一矩阵含有一种SDOF系统的功率谱密度这样一种方法频域分解（FDD）是有邦克施行的并且随后加强成为提取模态阻尼因子估计这个最接近的方法（EFDD）是通过对衰退和自动执行反傅氏变换系统的功率谱密度函数检查的估计获得
这种时域参数方法包含一种适当的数学模型来产生动力学行为模型（通常是时间离散 随机模型的状态）的机会并且模态参数的价值可以被识别所以该模型与实验数据在一些适当的标准状态下可以被识别这些方法可以直接应用于描述时间序列的响应或是作为一种选择来响应相关函数对这些函数的评价可以被作为基于使用FFT算法或在随机衰减模式（RD）应用只输出模态识别方法的一个特殊方面的基础上有关联函数拟合响应的可能性出于对这种以经典理论为基础从而产生识别方法的脉冲响应函数这些方法中的一些是伊卜杜拉时域（ITD）多样的参考伊卜杜拉时域（MRITD）最小二乘复杂指数（LSCE）多晶硅参考复杂的指数(PRCE)协方差随机子空间识别(SSI-COV)
一个替代的方法允许响应时间序列直接应用是随机的依照数据处理子空间识别（SSI-DATA）.注意到随机衰减技术经常与像时域方法如伊卜杜拉式也能成为频域方法(如PP PDD和EFDD)应用的基础这就导致了自由振动响应它来自于功率谱密度能被评价在FFT法则的使用上因此要降低噪音影响（RD-PPRD-FDD和RDEFDD方法）这些方法如图12所示已经执行应用图12同时也显示出五种不同类型的数字技术应用于他们发展之中
一种新的实用的波动式参数估计方法是LMS引进的它运行在全频谱或半频谱上（也就是傅里叶变换的时间滞后的关联函数）它主要的先进之处在于它有稳定极为清晰的图标做出一个参数辨识过程相当简单可以进行机构动力特性连续监测
周边环境振动测试的例子周边环境振动测试都是在取得成功的巨大的建筑桥梁和其他建筑物中进行的高质量的实验数据库已经用于比较不同的只输出模态识别方法一个关于法院塔（加拿大温哥华）模态基准测试是由IMAC-XVIII组织的这个例子考虑了一个综合的测试信号（一般总数一般不同的信号沿着两条正交直线在两个不同方向点的平面）这强调了弯曲度和扭转度的重要意义就好比使用经典的IPP方法将高频率结合在一起的模式分解成各个部分应用FDD和SSI方法允许一个更大的自动化识别程序他可以用来区别聚合模式和解压模式阻尼估计
在这个桥梁的例子中完整的环境振动试验以约5公里的瓦斯科达伽马大桥为对象至于主要的斜拉索桥周围结构响应过程中测量16分钟时间在58个沿甲板和塔（上游和下游）使用三轴无线系统同步16位地震仪计由一台笔记本电脑控制一个横向纵向并在0-1赫兹频率范围内的有关扭转模式.随后在小型工业的应用和FDD方法和比较并比较使用该软件MACEC和 ARTeMIS这种对模态阻尼因素导致的估计虽然非常精确的测量阻尼但估计需要较长时间图15显示了奇异值频谱和稳定图这两个方法的产生而图16介绍了一些基本模式
注意到电缆组件在分析频率范围内的存在可以使自然频率识别困难图17c条及17d展示了PSD（功率谱密度）功能有关的瓜迪亚纳斜拉桥桥周围环境的改变（连接葡萄牙阿尔加维西班牙）评价了3个不同层次的平均风速这表明了斜拉索桥（范围在0.6-0.9 Hz）或二次谐波导致不能作为桥梁的全球自然频率谱峰解释的基本模式检查（图17b）显示模式增加谱峰与风速可以通过环境振动测试评估并使用足够长的测量时间阻尼
又注意到只输出模态识别技术使用FEUP在达伽马和瓜迪亚纳桥梁最近已获得巨大成功并在未完成的米洛高架桥（CSTB法国应用）通车阶段和弗拉芒协调下完成动态测试
自由振动试验范例 - 阻尼估计模态阻尼因素的准确识别是在查验过程中由于相当大的分散出现用各种自然频率和振型来估计相关的重大问题这也是正确的因为粘性阻尼假设并不完全一致都有真正的阻尼特性随着模态阻尼比增加进而逐步增加振荡水平
在一些情况下模态阻尼因素的准确识别是必需的它常常是通过执行一个自由振动试验取得的这种情况下细长的斜拉桥或悬索桥在某些阻尼因素的认识形成了至关重要的评估气动弹性不稳定问题 这些试验已在诺曼底达伽马或米洛桥梁完成在达伽马大桥测试是由暂停对一个有60吨从一个在平面（图18a）三分之一跨度偏心点上游大规模电缆驳船该电缆被切断时潮为低风速小于3米/ 秒以避免气动阻尼的影响对于群众突然释放造成的自由振动响应是衡量在一个半超过16分钟由6个地震仪和三轴三分之一跨横截面类似的技术可以用在其他结构这也是为马德拉机场延伸60.8吨的质量是从跑道上暂时中止对它们的突然释放导致纳入了易熔元素的悬挂装置的爆炸
在新的布拉加体育场（欧洲'2004）是由不同的物理模型实验测试证明缆索屋顶的稳定性模态阻尼识别基本上是必须研究共振效应的因为共振可能会影响长期结构完整性和耐久性正弦激励的适用于不同的点通过连接到缆索屋顶的机械振动当振动突然停止它成为可能的措施模态自由振动响应如图19绘制在自由振动导致不同程度的振动模态阻尼因素非常准确的估计该指数会拟合
有限元的相关性和更新有限元的相关性桥梁和其他民用结构模态识别方法所需的有限元模型验证用于预测在设计阶段或健康静态和动态结构的行为经过适当的试验验证有限元模型可以提供重要的基准信息可以在之后的与长期监测系统捕获的结构损伤检测信息进行比较
通过模态参数的相关性分析可以发现无论是否在自然条件下计算频率和相应振型相关系数都使用MAC（模态分析标准）值除此之外模态阻尼比的估计也可为数值模拟的假设值这种类型的分析已测定了达伽马和路易斯为优秀桥梁最近已有两个以上杜罗河葡萄牙桥梁应用新欣策里贝罗大桥是6跨度组合桥梁取代了在100周年倒塌的桥梁2001年和皮尼扬桥（一三跨简支与混凝土板在桥面的金属桥）目前正在修复
在第一种情况中良好的相关性确定和计算模态参数实现了垂直弯曲模式对于桥梁横向响应确定频率高于计算模态形状就可以取得良好的相关性值这种差异源于在数值模拟的几个桥墩地基土结构相互作用的实际特点它显示了在边界条件的变化可能对桥梁性能动态性能产生影响
在皮尼扬桥模态估计的情况非常相似获得了三种类似的跨度通过良好的相关性研究桥梁之间不论是垂直或横向的行为产生了重大计算模态参数的实现显然初步数值模拟的改进设计开发应正确进行包括与它是通过对壳单元离散化了桥面混凝土板相关的横向刚度的动态响应
有限元更新关于只输出模态测试的基础重要参数的准确识别可以支持更新的有限元模型它可以克服与数值模拟有关的若干不确定性这种更新就可以开发一种使用多种类型的敏感性分析模型和结构变化的一些属性的值来实现模态之间的确定和计算参数匹配良好的基础这一程序一直沿用至今如研究校园行人天桥的动态行为为此对于初始有限元模型开发了一个与在设计阶段考虑梁的几何元素的集合桥面或通过地形调查（模式1和2来衡量） 此后由于有明确的几何非线性结构的桥梁开始了第三个模型（模式3）的开发桥面是参照与索桁架轴向刚度有限元（忽略弯曲刚度）和索力调整初步取得进展后 加载应用程序的纵向剖面测量要同时考虑混凝土板这种模式后来改编的离散与同步的装载和连接桁架梁元素的节点元素激活桁架有限元素桥面（模式4）的弯曲刚度最后考虑到与梁单元模拟关节的旋转密封缺少的部分这种模式稍微修改在面积和梁单元的惯性也减少了开裂加上模拟之间的预制和现浇混凝土中不确定的影响 这些迭代很好达到了相关性确定和计算的固有频率和振型
超越这些敏感性分析更多的自动有限元升级技术也能够使用只输出模态识别方法的主要缺点是它似乎没能力取得规范化的方式或图形然而这一麻烦能通过适当的改进而改变
结论土木工程结构有特殊的特征（巨大的体积和相对较低的自然频率）使得应用经典的输入-输出模态识别技术对其进行应用时显得十分困难因此不久前出现一种清晰的全球范围内探索和改善潜在的只输出模态识别技术的趋势 这种技术的效率和准确度经过应用很清楚的展示出来这项技术在正常的运行条件下使用时能为以下领域提供一个坚实的基础：?发展有限元相关分析?有限元更新和确认?根据最初的未受损害的建筑动态性能定义一个基线这样就能决定应用随后的基于振动损伤的侦测技术
?在健康侦测系统中综合化只输入模态识别系统技术?实施振动控制设别
附录BTitle：Experimental Modal Analysis of Civil Engineering StructuresThis article presents the evolution of experimental modal analysis in the civil engineering fieldfrom input-output to output-only modal identification techniques. Many case histories are included from the experiences of the authors at the Laboratory of Vibrations and Monitoring at the University of
Porto.Decades agoa major concern of structural engineers was the development and application of new and powerful numerical methods for the static and dynamic analysis of large civil engineering structures. The rapid development of finite-element techniques accompanied by tremendous technological progress in the field of personal computers allowed structural designers to use software packages for accurate simulation of structural behavior.Howeverthe design and construction of more and more complex and ambitious civil structures
like damslarge cablestayed or suspension bridgesor other special structures have led structural engineers to develop new experimental tools to enable the accurate identification of the most relevant static and dynamic properties. These tools would provide reliable data to support calibratingupdatingand validating of structural analysis numerical models used at the design stage.
The continuous ageing and subsequent structural deterioration of a large number of existing structures have encouraged the development of efficient vibration-based damage detection techniques supported by structural health monitoring systems. The natural tendency of civil engineering researchers was to utilize well established input-output modal identification techniques to accurately identify the main dynamic properties of civil structures.Howeverit is difficult to excite large civil structures in a controlled manner. Fortunately
remarkable technological progress in transducers and analog-to-digital converters has supported modal analysis of large structures exclusively based on measuring the structural response to ambient excitations and applying suitable stochastic modal identification methods.The main purpose of this article is to briefly present our perspective concerning the evolution of experimental modal analysis in the civil engineering fieldfrom input-output to output-only modal identification techniques. This discussion is strongly influenced by our experience as researchers.Input-Output Modal IdentificationEquipment and Test Procedures. Conventional modal testing is based on estimating a set of frequency response functions (FRFs) relating the applied force and corresponding response at several pairs of points along the structure with enough high spatial and frequency resolution. The construction of FRFs requires use of an instrumentation chain for structural excitationdata acquisitionand signal processing.In small and medium-size structuresthe excitation can be induced by an impulse hammer similar to those currently used in mechanical engineering. This device has the advantage of providing a wide-band input that is able to stimulate different modes of vibration. The main drawbacks are the relatively low frequency resolution of the spectral estimates (which can preclude the accurate estimation of modal damping factors) and the lack of energy to excite some relevant modes of vibration. Due to this problemsome laboratories have built special impulse devices specifically designed to excite bridges. An alternativealso derived from mechanical engineeringis the use of large electrodynamic shakers (Figure 1c)which can apply a large variety of input signals (randommulti-sineetc.) when duly controlled both in frequency and amplitude using a signal generator and a power amplifier. The shakers have the capacity to excite structures in a lower frequency range and higher frequency resolution. The possibility of applying sinusoidal forces allows for the excitation of the structure at resonance frequencies andconsequentlyfor a direct identification of mode shapes.The controlled excitation of large civil engineering structures requires the use of heavy excitation equipment. One option frequently used in the past in dynamic testing of dams was the eccentric mass vibrator (Figure 1b)which enables the application of sinusoidal forces with variable frequency and amplitude. The main drawbacks of this technique are low force amplitude induced at low frequenciessome difficulty in measuring the applied forceand restraining relative movement of the vibrator with regard to the structure. A better optionin terms of providing a wide-band excitation over the most interesting frequency range for large civil structuresis the use of servo-hydraulic shakers. For exampleFigure 2 shows two shakers of this type built at EMPA to excite bridges or dams vertically and laterallyas well as an electro-hydraulic mass reaction shaker from Arsenal Research.The dynamic response of a structure is usually measured with accelerometers - piezoelectricpiezoresistivecapacitive or force balance1 due to their relatively low cost and high sensitivity (see Figure 3). A particular characteristic of piezoelectric accelerometers is that they don't need a power supply and operate well over a wide frequency range. Howevermost are not suited to low-frequency applications. On the contrarypiezoresistivecapacitiveand force-balance accelerometers can provide DC or low-frequency response capability. The electrical signals generated by these transducers are usually rather low and must be amplified by conditioning units that may also provide anti-aliasing
low-pass filtering (allowing lower sampling rates)and analog integration to velocities or displacements.The data acquisition and storage of dynamic data requires the use of an analog-to-digital (A/D) converter in the measurement chain. Raw data must be initially an considering operations of scale conversion
trend removaland decimation. Subsequentlythe acceleration time history can be multiplied by appropriate time windows (Hanning
Cosine-Taperetc.)to reduce leakage effectsand subdivided into different blocks for evaluation of average spectral
auto spectraland cross spectral estimates using the FFT algorithm. FinallyFRFs (frequency response functions) can be obtained using estimators H1 or H2.1 The automatic evaluation of FRFs requires appropriate software for analysis and signal processingwhich is already available in commercial Fourier analyzers. These analyzers are sometimes implemented by a laptop PCMCIA card to allow either the acquisition of data through input channels or the control of a shaker through an output channel. Input-Output Modal Identification Methods. There is a wide variety of input-output modal identification methods whose application relies either on estimates of a set of FRFs or on the corresponding impulse response functions (IRFs)which can be obtained through the inverse Fourier transform. These methods attempt to perform some fitting between measured and theoretical functions and employ different optimization procedures and different levels of simplification. Accordinglythey are usually classified according to the following criteria:? Domain of application (time or frequency)? Type of formulation (indirect or modal and direct)? Number of modes analyzed (SDOF or MDOF - single degree of freedom or multi degree of freedom)? Number of inputs and type of estimates (SISOSIMOMIMOMISO - single input single outputsingle input multi outputmulti input multi outputmulti input single output).Early methods of identification were developed for the frequency domain. Forsimple SDOF formulations (peak amplitudecurve-fitinverse methodsfor example)the fit between a measured and a theoretical FRF of a SDOF system in the vicinity of each resonant fr neglecting the contribution of resonant modes. In more sophisticated MDOF methods - rational fraction polynomial (RFP)
complex exponential frequency domain (CEFD)poly reference frequency domain (PRFD) - the fit between measured and theoretical FRFs is made globally for a wide range of frequencies.Time-domain methodswhich tend to provide the best results when a large frequency range or a large number of modes exist in the datawere developed because of limitations in the frequency resolution of spectral estimates and leakage errors in the estimates. The most widely known methods are either indirect - complex exponential (CE)least-squares complex exponential (LSCE)poly reference complex exponential (PRCE)Ibrahim time domain (ITD)eigen system realization algorithm (ERA)or direct autoregressive moving-average (ARMA).The gradual development of all these methodswhich are extensively described by Maiaet al1 tend to be completely automated systems of acquisitionanalysisprocessingand identificationinstead of interactive programs initially. Beyond thatthe best-performing methods have been implemented in robust modal analysis software.2 A special class of modal identification methodscalled tuned-sinusoidal methods (e.g. AsherMau) corresponds to the particular type of tests that are based on the application of a sinusoidal excitation at each natural frequencywhich can be implemented using eccentric mass vibrators.Examples of Forced Vibration Tests. The performance of classical input-output modal identification tests in civil engineering structures can be of interest both for physical models and for prototypes. Figures 4 and 5 show a physical model of Jindo Bridge (South Korea)which was extensively tested to analyze the importance of dynamic cable-structure interactions in terms of seismic response analysis.3 Several forced vibration tests were performed using electro-dynamic shakers (at the University of Bristol and ISMES) and considering two alternative configurations for the model. Firstadditional masses were distributed along the cables according to the similitudetheory to idealize the cables' mass and consider lateral cable vibration. In a second phaseno distributed additional mass wereintroduced along the cablesbut equivalent masses were concentrated at their extremities. This study identified the existence of different se some being pure cable modes and others coupled modes. Each of these sets presents a common shape for the deck and towers and different cable motions. The corresponding natural frequencies are very closealways in the vicinity of a global mode of the primary system (Figure 6).
Several large civil engineering structureslike buildingsbridges or damshave also been subjected to forced vibration tests in the past using heavy excitation devices only available at well equipped laboratories. That was the case of EMPA
where Cantieni and other researchers have tested a significant number of bridges and dams.4-6 Figures 7 through 9 show some examples of that remarkable activity
presenting in particular some of the modes of vibration accurately identified at the Swedish Norsj? dam.Output-Only Modal Identification The main problem associated with forced vibration tests on bridgesbuildingsor dams stems from the difficulty in exciting the most significant modes of vibration in a low range of frequencies with sufficient energy and in a controlled manner. In very largeflexible structures like cable-stayed or suspension bridgesthe forced excitation requires extremely heavy and expensive equipment usually not available in most dynamic labs. Figure 10 shows the impressive shakers used to excite the Tatara and Yeongjong bridges.Fortunatelyrecent technological developments in transducers and A/D converters have made it possible to accurately measure the very low levels of dynamic response induced by ambient excitations like wind or traffic. This has stimulated the development of output-only modal identification methods.Thereforethe performance of output-only modal identification tests became an alternative of great importance in the field of civil engineering. This allows accurate identification of modal properties of large structures at the commissioning stage or during their lifetime without interruption of normal traffic.Equipment and Test Procedures. Modern force-balance accelerometers (Figure 11a) are well suited for measurements in the range of 0-50 Hz and are virtually insensitive to high-frequency vibrations. They have contributed significantly to the success of ambient vibration tests. In such teststhe structural ambient response is captured by one or more reference sensors at fixedpositions and with a set of roving sensors at different measurement points along the structure and in different setups. The number of points used is conditioned by the spatial resolution needed to characterize appropriately the shape of the most relevant modes of vibration (according to preliminary finite element modeling)
while the reference points must be far enough from the corresponding nodal points.
Force-balance accelerometers require an appropriate power supplyand their analog signals are usually transmitted to a data acquisition system with an A/D conversion card of at least 16 bits through relatively long electrical cables. This system can be implemented on a normal PC. Some data acquisition and processing systemsspecifically designed for ambient vibration testsare already available (Figure 11b). They are similar to the Fourier ana