说明书题目二中教学楼设计

2017年525 建设单位为市蓟县二中，建筑面积是3200m2。因素进行整体的规划与设计。最后结构计算部分应用PKPM系列，建筑和结构施工图全部采用AutoCAD制作完成。Theprojectnameforthetianjinjixian2teachingbuildingdesign,constructionsiteislocatedintianjinbaodionly,theconstructionunitfortianjinjixian2,buildingareais3200m2.Inrecentyears,thedevelopmentofthemulti-storeyreinforcedconcreteframestructurearoundtheworldsoon,usedalotof,intheaspectofstudentsteachingbuildingisalsomoreandmoreapplicationofmulti-layerreinforcedconcreteframestructure.Mainadvantagesanddisadvantagesofreinforcedconcreteframestructure,framestructurearrangementofflexible,easytomeetthedemandofconstructionandproductionprocessofavarietyofrequirements.Atthesametime,throughthereasonabledesign,framestructurehasgoodductilityandseismicperformance.ThisdesignaccordingtoTheexistingnationalstandardsandrelatedreferencedesigndata,accordingtotheprinciples,suchaseconomy,safety,applicable,beautiful,andconsideringthebuildingswiththesurroundingenvironmentharmoniousandunifiedspecificfactorssuchastheoverallplanninganddesign.thelastpartstructurecalculationusingPkPMseriessoftware,constructionandstructureconstructiondrawingalladopttheAutoCADsoftware.Keywords:frames,;structuraldesign;Theteaching 工程概 建筑功能设 结构设计流 结构方案选型与结构布 荷载计 基本自振周期计 水平荷载作用计 水平作用下框架内力计 竖向荷载作用下框架内力计 荷载作用效应组 截面设 设计参 边跨板的弯矩及配筋计 楼板的弯矩计算及配 楼梯段板设 平台板计 平台梁计 该板块的构件截面与配筋情 材料（钢筋、混凝土）用量计 PKPM............................................................ 附 工程概本建筑为市蓟县二中教学楼框架结构设计，建筑面积约为3500m2，建筑高度H=21.0m，室内外高差0.45m，首层4.2m，标准层二到四层4.2m，第五层为4.2m，采用框架结构体系，抗震设防烈度7度（0.15g）,设计分组为第一组，场地类别ⅢB50所用门窗形式外墙采用塑钢门窗内墙采用木门塑钢窗钢筋采用HPB300、HRB335、HRB400C30、C35，墙体采用陶粒混凝土砌块。建筑功能设房间使用面积、形状、大小柱网采用内廊式柱网边跨为7.2m，中间跨为3.0m，开间方向柱距为4.5m。门窗大小及位置的确1500mm2m，根据人流的多少和搬进窗的大小以及位置的1：6 结构设计流图2- 结构方案选型与结构布0.45m4.2m4.2m4.2m，属多层建筑，采用框架设计等级为三级时柱的轴压比限值为0.75柱取C30混凝土柱截面采用方柱，Nc按下式估算。NcGSwn=1.2×1.1×（7.2+3.0）／2×4.5×14×5=2694.384式中G1.2，S为该柱的承荷面积，w10~14kN/m2，n为层柱采用方柱截面形式，柱截面尺寸确定为：500mm×500mm框架200mm44。A～DABCDh=（1/14~1/8）lBCAB1bh3/l1bh3/121 122 3 h 3 h=550mm，b=300h=450mm，b=200mmh=（1/35~1/30）l=（1/35~1/30）×4500=128.6~150mm荷载计荷载分类计屋面（非上人）20厚1:3水泥砂浆找平 100厚聚苯保温 100厚1:8水泥膨胀珍珠岩找坡2%坡，最薄处不小于2020厚1:3水泥砂浆找平 130厚钢筋混凝土楼 板底吊 合 0.5铺地砖楼面（教室和10厚地砖铺平拍实，水泥浆擦 20厚1:4干硬性水泥砂浆结合 130厚钢筋混凝土楼 板底吊 合 花岗石楼面（走廊20厚花岗岩石板铺平拍实，水泥砂 30厚1:4干硬性水泥砂浆结合 130厚钢筋混凝土楼 板底吊 合 铺地砖防水楼面（卫生间10厚地砖铺平拍实，水泥浆擦 25厚1:4干硬性水泥砂浆结合 15厚水泥砂浆找平 50厚C15细石砼找坡，最薄处不小于 130厚钢筋混凝土楼 板底吊 合 花岗石楼面（楼梯间20厚花岗石板铺平拍实，水泥浆擦 30厚1:4干硬性水泥砂浆结合 斜梯板等效板 板底抹 合 楼面活载：教室：2.5kN/m2；卫生间：2.5kN/m2；走廊和楼梯间：3.5kN/m219kN/m3，则砌体容重为：外墙：qout=0.3×10.6+0.55+内墙：qin=0.2×10.6重力荷载代表表2- 层砼51表2- h-L-bc51表2- h-L-52228882228881222888表2- b）h）h-）52222122表2- mm5M-2M-21M-M-2M-21表2- mm积5Q-1Q-1Q-2Q-1Q-1Q-90Q-1Q-1Q-2Q-1Q-1Q-901Q-1Q-1Q-2Q-1Q-1Q-0表2- 层12345纵向框架横向框架荷楼梯恒载楼梯活载墙重 Gd表2- 层12345yGiGiGiGi恒GiGi=G基本自振周期结构刚度计再求框架梁的线刚度ib

l2-表2- bLI（）数l（33纵向bI0=1/12×bb×h3，ic=Ic/h2-10b表2- 层bEch51表2- 5根数D×22228888纵4向柱柱4柱表2- 2--4根数D×222288884柱4表2- 1根数D×22228888柱4柱柱4柱自振周期T1载作用在该质点处，求得相应的质点水平位移μi，然后按下式inGinG2 nT1。周期折减系数取T=0.82-142-15表2- 54321表2- 54321水平荷载作用计40米，且刚度和质量沿高度分布比较均匀，所以采2.5.1作用标准值计水平作用影响系数根据给定条件，抗震设防烈度为7.0度（0.15g）；设计分组为第一组，横向水平作用影响系数α1分别2为

12max12max水平作用标准44GEGi结构底部总水平作用标准值横向：FEk=Geq=1·0.75Geq=0.0871×0.75×41350.42=纵向：FEk=Geq=1·0.75Geq=0.0971×0.75×41350.42=2-16和表2-17。横向基本自振周期T1大于1.4Tg，考虑顶部附加水平作用的影响；纵向基本自振周期T2小于1.4Tg，不考虑顶部附加水平作用的影横向：n=0.08T1+0.01=0.0614Fn=5·FEk=204.85kN纵向：F5=表2- GiC54321∑1表2- GiC54321∑12-18。从结果看，层间位移均满足要求。表2- 横纵Di=ViDi/hDi=ViDi/h54321图2- 横向作用（a）、剪力（b）与水平侧移 图2- 纵向作用（a）、剪力（b）与水平侧移横向共有8榀框架，纵向共有4榀框架，由于每榀框架总刚度不同，应按照2-19。表2- 横向4轴框架柱剪力分）1122）ij/）ij/）ij/）ij/5352234688136666257123水平作用下框架内力计4D计算柱端弯yh按下式计算，即：yh=tt

MbVyh；（2- M

ijVij1y)h；（2-4）2-20表2- Vij柱端弯矩Ky5边柱中柱中柱边柱4边柱中柱中柱边柱3边柱中柱中柱边柱2边柱--中柱中柱边柱--1边柱中柱中柱边柱11计算梁端弯矩及剪M

i,

M

M

i,j

M

M

i,j

MlM

L（式2-l表2- 54321A轴（1）BMA,R=B轴（1）CVBC=（MB,R+C轴（2）DVCD=（MC,R+D轴（2）计算柱轴 NijVk（2-7）；NijVk,LVk,R（2- 表2- 横向4轴框架柱轴力计层层 -2121--2.6.4绘制内力---- -图2- 横向4轴框架剪力图图2- 横向4轴框架轴力图竖向荷载作用下框架内力计2-23由纵向传来的作用在梁柱节点上的竖向荷载值见表2-24荷载简图如图8、9所示。表2- 均布荷载MMp（活AB5--4--3--2--1--BC5--4--3--2--1--BC5--4--3--2--1--表2- ABCD51515151------（kN-------纵梁传活载（kN-------图2- 竖向恒载作用下框架内力计表2- 层5ABCDABCD1ABCD表2- 55-----------------------44-------------------------------33-------------------------------22-------------------------------11----------------------------- 55----------------------44------------------------------33------------------------------22------------------------------11----------------------------

n

其中，Sikki根杆件的转动刚度，Sikk各杆件的转动刚度Sj=4ij根杆件的转Sj=2i，i为杆件的线刚度。2-26。跨中弯矩取荷载实际分布并按两端简支的计算值与梁端弯矩叠加求得。跨99Ax x

a

x2 glx1

gl2

M

（1 21

l

l

A lA

A对上式求导，并令Mx1lMBM

0，可求得跨中最大弯矩的位置x如下 g1g2代回到式（1）中，即可求得跨中最大弯矩Mxmax近似取跨度中点处的弯矩为跨中最大弯矩。由此得到竖向恒载下的弯矩图，计2-282-10。图2- 表2- 54321AB----------V左VM+V右=VM+BC----------（MDB-V左=-VMV右VMCD----------（MDB------V左=-VMV右VM柱轴力按节点处平衡条件进行计算，如图NNtjijj

VL,

VR,

NNbjijj

VL,

VR,

gj式 gi——各层柱自重2-292-30表2- 54321AB---------------CV=-D----------V=------表2- 54321ABCD竖向活载作用下框架内力计1.1图2- 表2- 54321AB----------V左VM+V右=VM+BC----------（MDB-V左=-VMV右VMCD----------（MDB------V左=-VMV右VM表2- 54321AB---------------CV=-D----------V=------表2- 54321AGBGCGDGD荷载作用效应组无作用SGSQ的基本组合，并考虑弯矩调幅；A：S=1.20SG+1.40SQB：S=1.35SG有作用C：S=1.20（SGD：S=1.00（SG竖向荷载作用下的基本组2-34~2-36表2- ABBCCDqLMABqLMBCqLMBC5----------------------------4---------------------------3---------------------------2---------------------------1---------------------------注：1.MG、MQ由于本例抗震设防烈度为8度（0.20g），作用较大，同时水平风荷载较小。因此，无作用时，未考虑竖向荷载效应与水平风荷载效应的基本组合。通过比较并根据实际经验可知，由于活荷载所占比例很小（15%左右），B。表2- 合ABBCCD542321注：1.VG、VQ组合工况为：V=1.35VG+0.7×1.40VQ，带“*”者来自组合V=1.20VG+1.40VQ表2- ABCD5------------------4------------------3------------------2------------------1------------------合工况为：S=1.35SG+0.7×1.40SQ水平作用效应与竖向荷载作用效应的基本组根据以上组合原则，水平作用下框架梁组合内力结果见表2-37及表2-38表2- 跨度组合组合震合配筋取MMxx值M胯MMxx值M胯MMxx值M胯MMxx值M胯MMM胯MMM胯MMM胯5跨---------------跨------------------跨---------------4跨-------------跨------------------跨-------------3跨-------------跨------------------跨-------------2跨-------------跨------------------跨-------------1跨-------------------------------跨跨-------------表2- ABBCCD54321注：1.VG、VQ组合工况为：V=1.20（VG+0.50VQ）+1.30VE2.水平作用下的柱端内力的基本组①Nmax②Nmin③Mmax④-Mmax2-39~2-42表2- 活合5------4------3------2------1------合①Nmax及相应的M，V，来自于右震，S=1.20（SG+0.5SQ）-组合②NminM，V，来自于左震，S=1.00（SG+0.5SQ）+1.30SEh组合③MmaxN，V，来自于左震，S=1.20（SG+0.5SQ）+1.30SEh表2- 活合5------------4--------------3--------------2--------------1--------------合①Nmax及相应的M，V，来自于右震，S=1.20（SG+0.5SQ）-组合②NminM，V，来自于左震，S=1.00（SG+0.5SQ）+1.30SEh表2- 活合5------4------3------2------1------合①Nmax及相应的M，V，来自于左震，S=1.20（SG组合②NminM，V，来自于右震，S=1.00（SG+0.5SQ）-1.30SEh；组合③MmaxN，V，来自于左震，S=1.00（SG+0.5SQ）+1.30SEh组合④-MmaxN，V，来自于右震，S=1.20（SG+0.5SQ）-1.30SEh表2- 活合5--------------4--------------3--------------2--------------1--------------合①Nmax及相应的M，V，来自于左震，S=1.20（SG组合②NminM，V，来自于右震，S=1.00（SG+0.5SQ）-1.30SEh；组合③MmaxN，V，来自于左震，S=1.20（SG+0.5SQ）+1.30SEh组合④-MmaxN，V，来自于右震，S=1.00（SG+0.5SQ）-1.30SEh截面设照“强柱弱梁”、“强剪弱弯”框架框架截面设非抗震设计时，框 截面受弯承载力为Mfbh 1s 抗震设计时，框 截面受弯承载力为Mu

1sfcbh2/0因此，可直接比较竖向荷载作用下弯矩组合值M和水平作用下弯矩组MγRE的大小，取较大值作为框架梁截面弯矩0进行正截面承载力计算时，支座截面按矩形截面计算；跨中截面按T形截面计算。T4-5（131页，ABCD判别各跨中截面属于哪一类T型截面：取h0=750－35=715mmTBCTh0=500－35=465mmT形截面。2-43。按照“强剪弱弯”原则考虑作用组合时的梁剪力设计值应按下式计算，MlM Vb1.1 2-301.1无作用组合时，AB跨及CD跨梁的最大剪力为Vmax=127.62kN；BC跨Vmax=19.87kN，则：AB跨及CD跨： cfc

1.014.3300

0.042BC

cfc

1.014.3300

0.010有作用组合时，AB跨及CD跨梁的最大剪力为=310.60kN；BCVEmax=631.79×1.1=694.95kN，各梁跨高2.5，则：ABCDVEmaxcfc

1.014.3300

0.101

BC跨：

0.20

f

1.0

本例中，加密区箍筋取双肢Φ8@100 作用组合时ABCD

V0.7fbh

Asv

y V0.71.43300715300250.3715 BC

0.7fbh

Asv

y V0.71.43300465300250.3465 有作用组合时ABCD

0.42fbh

Asv

y 0.421.43300715300250.3715BC

0.42fbh

Asv

y 0.421.43300465300250.3465BC进一步分析计算可知，BC跨首层至四层需加大箍筋直径，采Φ10@100。其余各层仍采肢Φ8@100Φ8@200BC Asv

250.3

ft

300

02.1680fABΦ8@150表2- 层梁钢筋位弯宽度高度xAs实取钢筋直实取根实配5BL1（AB跨左支座-4右支座-46BL2（BC跨左支座-4右支座-44BL3（CD跨左支座-4右支座-444BL1（AB跨左支座-6右支座-45BL2（BC跨左支座-6右支座-64BL3（CD跨左支座-6右支座-663BL1（AB跨左支座-8右支座-66BL2（BC跨左支座-6右支座-64BL3（CD跨左支座-8右支座-88层梁钢筋位弯宽度高度xAs实取钢筋直实取根实配2BL1（AB跨左支座-6右支座-642-BL2（BC跨左支座-6右支座-66BL3（CD跨左支座-6右支座-861BL1（AB跨左支座-8右支座-88BL2（BC跨左支座-6右支座-66BL3（CD跨左支座-8右支座-66框架柱配筋计按照“强柱弱梁”原则考虑作用组合时的柱端弯矩设计值实际就是将2-31~2-341.3考虑作用组合时，底层柱最大轴力为Nmax=5155.26kN；混凝土强度轴压比

N

5155.26

cfc c2ξb

E

2.0105

sNb1

合效应需乘以承载力抗震调整系数γRE。γREN＜Nb时，截面为大偏心受压状态；当截面轴力设计γREN＞Nb时，截面为小偏心受压状态。bxRENxb

x≤2as′

ARENei0.5hf fy

x＞2as′

ARENe1fcbxh0 fhay RENb1 Ne0.43f 1

11bh0as

fyh0按照“强减弱弯”原则考虑作用组合时的柱端剪力设计值实际就是将2-31~2-341.1B柱剪力最大：|Vmax|300.97kN。取h0=750-40=710mm，则H

420070021

fbh

10.21.014.3750710

c

2-48。Φ8@100，非加密区取Φ8@200vv

850.3

bcorhcor

68068039|Vmax|λ=2.46，相应轴力：N=2063.82kN﹤0.3fcA=0.3×14.3×7502=2413.1kNN=2063.82kN。1

fbh

Asv

yv

1.43750710210450.37100.056 =448.46kN＞|Vmax|300.97kN（满足要求表2- 54321ei=e0+l0=1.25H1.0H（首层z1=0.5fcA/（gREz2=1.15-0.01NAs4444As表2- 54321ei=e0+l0=1.25H1.0H（首层z1=0.5fcA/（gREz2=1.15-0.01NAs4444As表2- 54321ei=e0+l0=1.25H1.0H（首层z1=0.5fcA/（gREz2=1.15-0.01NAs4444As表2- 54321ei=e0+l0=1.25H1.0H（首层z1=0.5fcA/（gREz2=1.15-0.01NAs4444As表2- 层54321A最大轴力最小配箍特征最小体积配箍rvmin=lvfc/fyvB最大轴力最小配箍特征最小体积配箍rvmin=lvfc/fyvC最大轴力最小配箍特征最小体积配箍rvmin=lvfc/fyvD最大轴力最小配箍特征2-D最小体积配箍rvmin=lvfc/fyv 本130mmC30，钢筋采用HPB300设计参边横梁：300mm×750mm、中横梁：300mm×550mm、纵梁300mm×500mm。钢筋混凝土现浇板，厚130mm,混凝土采用C30（fc=14.3N/mm2）,I级钢筋边跨板的弯矩及配筋计g'g

2（四边固定）g"q

（四边简支）板的活荷载标准值为：2.0KN/m2则：q=1.4×2.0=2.8 L/L3/6.60.45kN/ mxmx

mymxMym

0.00380.20.04 yyMyyy

0.040.20.0038对于跨中的x mql20.01185.954.523.43kN.m mql20.04085.954.52

LyLxmx

my mql20.01742.87.522.7405kN.m mql20.09652.88.42 Mxmgxmqx0.6320.219Mymgymqy2.1851.216g'gq22.803.796.59kN/ mql20.05176.594.52 mql20.08296.594.52 弯矩折减系数：（考虑跨中拱作用）

Mx80%0.851

My80%4.278My80%(6.27)Mx80(3.771)楼板的弯矩计算及配Lx方向 Mx=0.681s=M/1fc

s

fh0=0.681×106/（0.996×75×270）=4mm23，取Ф8@200y My=2.271ys=M/1fc

syy

fh0=2.271×106/（0.983×75×270）=176mm2，取Ф8@200Lx方向 Mx=-3.017s=M/1fc

s

fh0=3.017×106/（0.981×75×270）=195

，取Ф10@180y My=-4.387ys=M/1fc

s

fh0=4.387×106/（0.972×75×270）=287

，取Ф10@180yyMx=-（4.55+2.8）×9/14=-4.725kN·mMy=（4.55+2.8）×9/16=4.134kN·ms1=4.725×106/（1.0×14.3×1000×75×75）=0.0587,s10.8As=0.8×4.725×106/（0.970×75×270）=247mm2，取Ф8@200s2=4.134×106/（1.0×14.3×1000×75×75）=0.0514,s20.8As=4.134×106/（0.974×75×270）=216mm2，取Ф8@200表3- 板MxkNMykNxsysx方向实配y方向实配 属受弯构件。此处所选主楼梯为例进行设计计算，踏步高取150mm，踏步宽取300mm2200mm，楼梯采用C30混凝土和HPB300级钢筋。梯段上均布荷载办公楼部分取q2.5KNm2，消防疏散取q3.5KNm2，出于安全考虑，计算时取q3.5KN/m2。楼梯段板设

1270090mm,取h=120,tan1200.4。根据三角函数的关系可以得出cos0.9871m荷载计表4- 荷载标准值（KNm楼梯板截面配筋计斜板的计算跨度为ln3300mmM1(gq)l21(3.5)3.3213.96KN 板有效高度取ho12020 则s

fbh 1.014.31000121211

fbh 1.014.310001002AS1 f

选用14@160，实配面积为471mm2，分布钢筋10@200平台板计平台1m宽计算，板厚为100mm表4- 70mm平台板截面承载力计p1.23.488KN/llb板b梁1800601001760mm平台板的计算跨度为 M

pl2

19.0881.7622.815KNnn板有效高度取ho10020 则s

fbh 1.014.310001

11

0.0323b12fbh 1.014.3100012AS1 f

选用8@100，实配面积为502.1mm2，分布钢筋6@200平台梁计200mm荷载计表4- 承载力计总p1.215.8641.48.9331.5172KN

M1/8pl21/831.51724.473278.832KN0V0

131.51724.473 纵向钢筋计算，此处以倒Lbfb5hf200580判断Th035035h2h2

m78.823KNs

fbh

1.014.3600

1

11

0.09732b12SA112Sf

1.014.36003150.09732选用320(

942mm2架立筋选用对于平台梁斜截面的抗剪承载力设计，由于荷载小，直接配置6@150的V0.07f

1.5Asvf

yv

70.796kN＞Vmax 该板块的构件截面与配筋情本结构混凝土为C30，钢筋一律采用Ⅲ级500×500，高度：4.2m（取层高），4表5- HL1300×7507200mm2HL2300×5503000mm1根表5- 梁（长度筋（长度2无无2无ZL1300×5004500mm2ZL2300×5004500mm2根表5- 梁）2Φ2（2500）2）2Φ2（2500）23CL200×4504500mm2表5- 梁筋（度钢筋（度加负筋（度）2无130mm表5- 1筋（长度（长度（长度（长度111无无11A筋（长度（长度（长度（长度11111材料（钢筋、混凝土）用量计钢筋表5- 框架数4808440943（80544（8486表5- 数）~H2筋20833H2筋28H2筋23H2钢筋0000H230377H24008H26（箍筋807H265-数）~H128H123H1筋0000H1筋0000H1钢筋0000H1403H10000H16（箍筋88H100002183表5- 根数22032232232筋00002406240026（箍筋80266286022082232232筋00002403240026（箍筋805-数）22622筋86033表5- 次数）~12筋20812筋1312筋1312钢筋000012306120000126（箍筋899120000339表5- 楼（积）~616114110620161116311173003111161611421轴-0.60161115-（积）~6311173003111163411900001100000011003411968602845-（积）~6161141106201611163111730020936161141105-（积）~62016111631117209131110239表5- 混凝土用板厚度板长度体积1梁截面宽度厚体积621222柱截面宽度截面高度体积4造价计表5- 直接附表 价价价14-D10t258024-D20内t14378表5- 直接附表 34-t6207344-2（0703119mm54-6砼石子粒径62220表5- 附表 单位价31-施费（10cm外431-（0表5- 造价汇附表 123Σ4Σ5小67规8利9税计算汇.20.2606m3/m2，造价（仅含钢筋与混凝土部分施工的材料费、施工费用）484.54元/m2 PM建筑模型与荷载网格生成——荷载输入——楼面荷载——设计参数——楼层组装——整楼模型——退出——选择第3画结构平面1、接PM生成SATWE文件执行第1和第7项；23、分析结构图形和文本显示（打印计算书时使用梁柱施工1、梁归并（全楼归并2参数修改（进行参数填写3、柱归并（全楼归并4参数设置（施工图表示方法一般选择“列表注写柱表（一般把b1、b2、b3、b4删除，直接柱平面布置图上定位1参数输入——基本参数（进行地基承载力特征值等值输入柱下独基——自动生成（可按Tab键选择选取方式），并输入相关数据；PK-PM所出的图123参考文中民建设部.民用建筑设计通则（GB50352—2005）[S].：中国建筑工业中民住房和城乡建设部，中国设计.房屋建筑制图标（GB/T50001—2010）[S].：中国计划 中民住房和城乡建设部，中国设计.建筑制图标准（GB/T50104—2010）[S].：中国计划，2010.50105—2010）[S].：中国计划，2010.中民住房和城乡建设部，中国建筑科学.建筑结构荷载规中民住房和城乡建设部，中国建筑科学.建筑结构荷载规中民住房和城乡建设部，中国建筑科学.混凝土结构设计规范中民住房和城乡建设部，中国建筑科学.建筑桩基技术规 混凝土容重 Gc=钢材容重 Gs= ARF= MBASE= MCHANGE= MQIANGU= DMAX= DMAX_S= 是否对全楼强制采用刚性楼板假定否 墙梁跨点作为刚性楼板的从节点是计算墙倾覆力矩时只考虑腹板和有效翼缘 修正后的基本风压（kN/m2）: WO=0.40 WOC=0.40 B类结构X向基本周期（秒 Tx=结构Y向基本周期（秒 Ty= WDAMP= WDAMPC= WENL= NSTI= USIX= USIY=振型组合方法（CQC耦联;SRSS非耦联 NMODE= NAF= kD设计分组 TG= Rmax1= Rmax2= NF= NW= NS= NGZDJ=不改变 RMC=0.50 TC=结构的阻尼比 DAMP= MID=不考虑 = 从第1到5 折 折 > BK_TQL= BT= BM= BLZ= TB= RSF=0.2Vo调整分段数 VSEG=0.2Vo调整上限 KQ_L= KZZ_L= NTL= RTL=CPCOEF91=CPCOEF91_W=力IAUTO525=XI1=XI2=IREGU_kZZB=NWEAkK=WEAKCOEF=NSTREN=JB=JC=FYH=FYW=JWB=SB=SC=SWH=RWV=NSW=RWV1= RGX= RWO=钢柱计算长度计算原则（X向/Y向）: 是否考虑P-Delt效应 RN=梁保护层厚度 BCB=柱保护层厚度 ACA=剪力墙构造边缘构件的设计执行高规7.2.16-4: 当边缘构件轴压比小于抗规6.4.5条规定的限值时设置构造边缘构件:是是否按混凝土规范B.0.4考虑柱二阶效应: CDEAD= CLIVE= CWIND= CEA_H= CEA_V= CTEMP= CCRAN= CSPW= CD_L= CD_W=0.60 CEA_L=0.50重力荷载代表值效应的吊车荷载组合值系数:CEA_C=0.50 CD_C=0.70 CD_TDL= CD_TW= CD_TE= CC_T= 1121 质心质心54321结构的总质量 （1t 层 层 105（30/32（30/0（30/ 105（30/32（30/0（30/ 105（30/32（30/0（30/ 105（30/32（30/0（30/ 105（30/32（30/0（30/ 层 剪力 风荷载Y剪力 倾覆弯矩54321层号面积形心 形心 宽 高 最小宽 2345Floor : :刚心的X，Y坐标值 :质心的X，Y坐标值 X，Y : X，Y70%的比值80%的比值中之较小者Floor Xstif= Ystif= Alf= Eex=0.0027 Ratx Raty 薄弱层剪力放大系数=RJX1=1.33E+06（kN/m）RJY1=1.33E+06（kN/m）RJZ1=0.0000E+00（kN/m）RJX3=8.30E+05（kN/m）RJY3=8.62E+05（kN/m）RJZ3=Floor Xstif= Ystif= Alf=Xmass=27.50（m） Eex=0.0016 Eey=0.0197Ratx= Raty=Ratx1= Raty1=薄弱层剪力放大系数=RJX1=2.72E+06（kN/m）RJY1=2.72E+06（kN/m）RJZ1=0.0000E+00（kN/m）RJX3=1.00E+06（kN/m）RJY3=1.06E+06（kN/m）RJZ3=Floor Alf= Eex=0.0016 Eey=0.0197Ratx= Raty=Ratx1= Raty1=薄弱层剪力放大系数=RJX1=2.72E+06（kN/m）RJY1=2.72E+06（kN/m）RJZ1=0.0000E+00（kN/m）RJX3=1.02E+06（kN/m）RJY3=1.07E+06（kN/m）RJZ3=Floor Xstif= Ystif= Alf= Eex=0.0016 Eey=0.0197Ratx= Raty=Ratx1= Raty1=薄弱层剪力放大系数=RJX1=2.72E+06（kN/m）RJY1=2.72E+06（kN/m）RJZ1=0.0000E+00（kN/m）RJX3=1.02E+06（kN/m）RJY3=1.04E+06（kN/m）RJZ3=Floor Alf Eex=0.0105 Eey=0.0005Ratx Raty 薄弱层剪力放大系数=RJX1=2.66E+06（kN/m）RJY1=2.66E+06（kN/m）RJZ1=0.0000E+00（kN/m）RJX3=9.63E+05（kN/m）RJY3=9.51E+05（kN/m）RJZ3=X方向最小刚度比 1.0000（第5层第1塔Y方向最小刚度比 1.0000（第5层第1塔 比值 XYXY===========================================================结构舒适性X向顺风向顶点最大加速度（m/s2）X向横风向顶点最大加速度（m/s2）=0.003X向顺风向顶点最大加速度（m/s2）0.019X向横风向顶点最大加速度（m/s2）0.003Y向顺风向顶点最大加速度（m/s2）=0.059Y向横风向顶点最大加速度（m/s2）=0.003Y向顺风向顶点最大加速度（m/s2）0.055Y向横风向顶点最大加速度（m/s2）===========================================================层号X度Y层 上部重XY1 2 3 4 5 Di*Hi/Gi10,能够通过高规（5.4.4）的整体稳定验算Di*Hi/Gi20,可以不考虑重力二阶效应 楼层抗剪承载力、及承载力比值Ratio_Bu:表示本层与上一层的承载力之比层 塔 X向承载 Y向承载 5141312111X方向最小楼层抗剪承载力之比 1.00层号 5塔号 Y方向最小楼层抗剪承载力之比 1.00层号 5塔号 考虑扭转耦联时的振动周期（秒）、X,Y1（）2（）3（）4（）5（）6（）7（）8（）9（）（）（）（）（）（）（）0.193（度仅考虑X向作用时的Floor:Tower:F-x-x:X方向的耦联力在X方向的分量F-x-y:X方向的耦联力在Y方向的分量F-x-t:X方向的耦联力的扭矩振型1的 F-x- -41-31-21-11-振 2的F-x-51-41-31-21-11-振 3的F-x-5141312111振 4的F-x-51--41--31-21-11-振 5的F-x-51--41--31-21-11-振 6的 F-x-51---41---312111振 7的F-x-51-41-31-21-11-振 8的F-x-51-41--31--2111振 9的F-x-5141---31---2111振型10的F-x-51--41-31--21--11-振型11的F-x-51--4131-21--11振型12的F-x-51---4131---21---11振型13的 F-x- -41--31-21--11-振型14的F-x-5141--3121--11-振型15的F-x-5141---3121---11X123456789振型 23456789X方向的作用力 : :X向作用下结构的反应力 :X向作用下结构的楼层剪力 :X向作用下结构的弯矩StaticFx:底部剪力法X向的力 Vx（分塔剪重比）（整层剪重比 Static54321抗震规范（5.2.5）条要求的XX方向的有效质量系数 仅考虑Y向时的Floor:Tower:F-y-x:Y方向的耦联力在X方向的分量F-y-y:Y方向的耦联力在Y方向的分量F-y-t:Y方向的耦联力的扭矩振型1的 F-y- -41-31-21-11-振 2的F-y-51--41--31--21--11--振 3的F-y-5141312111振 4的F-y-51--41--31-21-11-振 5的F-y-51-41-31--21--11--振 6的 F-y-51---41---312111振 7的F-y-51-41--31--21-11-振 8的F-y-51--41-31-21--11--振 9的F-y-5141---31---2111振型10的F-y-51--41-31-21--11-振型11的F-y-51-41--31--21-11--振型12的F-y-51---4131---21---11振型13的 F-y- -41--31-21--11-振型14的F-y-51--41-31--21-11-振型15的 F-y- 5141---3121--- Y123456789振型 123456789Y方向的作用力 : : :Y向作用下结构的反应力 :Y向作用下结构的楼层剪力 :Y向作用下结构的弯矩StaticFy:底部剪力法Y向的力 Vy（分塔剪重比）（整层剪重比 Static54321抗震规范（5.2.5）条要求的YY方向的有效质量系数XY1121314151 : Max-（Z）:节点的最大竖向位移 :X,Y方向的节点最大位移 :X,Y方向的层平均位移Max-Dx，Max-Dy :X,Y方向的最大层间位移Ave-Dx，Ave-Dy :X,Y方向的平均层间位移 Max-Dx/h，Max-Dy/h:X,Y方向的最大层间位移角 X,YRatio_AX,Ratio_AY:本层位移角与上层位移角的1.31.2倍的===工况1===X方向作用下的楼层最大位h5431/21/11/X方向最大层间位移角 1/605.（第2层第1塔===工况2===Y方向作用下的楼层最大位Max-h431/21/ 1/ Y方向最大层间位移角 1/620.（第2层第1塔===工况3XMax-h5141312111X方向最大层间位移角: 1/9999.（第5层第1塔）X方向最大位移与层平均位移的比值: X方向最大层间位移与平均层间位移的比值:1.02（第2层第1塔===工况4YMax-h5141312111Y方向最大层间位移角: 1/4914.（第1层第1塔）Y方向最大位移与层平均位移的比值: Y方向最大层间位移与平均层间位移的比值:1.09（第2层第1塔===工况5===Max-51-41-31-21-11-===工况6===Max-51-41-31-21-11-===工况7===X方向作用规定水平力下的楼层最大位 54321 1.01（第2层第1塔 1.02（第2层第1塔===工况8===Y方向作用规定水平力下的楼层最大位 Max- 54321 1.02（第4层第1塔 1.04（第2层第1外文资Agenericmodelforinvestigationofarchingactioninreinforcedconcrete1.Thetransversedeflectionofreinforcedconcrete（RC）beamsandslabsisassociatedwithcrackingofthesectioninthetensilezoneandchangeoftheneutralaxisposition,whichcausesaxialextensioninthemember.Ifthisextensionispreventedbysomeaxialrestraint,suchasthatprovidedbyendspancolumnsandadjacentbeamsinframedstructures,acompressiveforceisinducedinthe（archingaction）,whichcandramaticallyincreasetheflexuralcapacity.ThedevelopmentandmagnitudeofthisarchingactiondependssignificantlyonthebeamaxialstiffnessaswellasstiffnessandstrengthofendsupportsprovidedforthebeamArchingactionisoneoftheprimarymechanismsthatcanimprovethecollapseofstructures,especiallyduringextremeloadingscenariosassociatedwithcolumnloss.Moreover,theenhancingeffectsofarchingactioninRCslabdeckshasbeenrecognisedandimplicitlyimplementedinempiricalmethodsadoptedbysomebridgedesignstandardstoimprovetheefficiencyofdesign[2–4].Themainfocusofstudiesonmembraneactioninreinforcedconcretestructuresisrelatedtofloorandbridgedeckslabs[5–11]andonlyafewresearcheshavestudiedarchingactionofreinforcedconcretebeamswithinframedstructures[1,12–14].Theavailableexperimentaldataforlaterallyrestrainedbeamsandslabsshowthattheultimateloadsforflexuralfailurecanexceedthosepredictedbynormaldesignmethodsandinsomecasescollapseloadsofbetween3and4timesofthosepredictedbyyield-linetheoryhavebeenobserved[5].Thesetestsalsorevealedtheimportanceofgeometricalnon-linearitiesontheload-carryingcapacityandtheadverseeffectoflargesecondarymomentinducedbycouplingoftheaxialforceandthelargedeflectiononthemembraneactionSimpleelasticand ysesignoretheeffectofarchingactionandmethodsconsistentlyunderestimatetheultimaoadingcapacityoflaterallyrestrainedRCbeams.Accordingly,severalattemptshavebeenmadetodevelopyticalmethodsthatproperlycapturetheenhancingeffectofarchingactionandpredictthefailureloadwithreasonableaccuracy.Thesemethodstakeadvantageofeitheraxialforce-bendinginteractiondiagramorprinciplesofplasticysisandalinearelastic-perfectplasticmaterialmodel,whichisinconsistentwiththerealquasi-brittlebehaviourofconcrete[1,16–18].Further,existingyticalmethodsdonottakeaccountofendsupportstiffnessand,accordingly,theirapplicationistobeamsandslabstripswithbothendsfixedorInadditiontoyticalmethods,finiteelementmodelshavebeenemployedtocapturethearchingaction.However,duetonumericalcomplexitiesassociatedwithgeometricalnonlinearitiesandconcretecrushingandcrackingsuchasspuriousmeshsensitivity,onlyafewfiniteelementmodelshavebeensuccessfulincapturingthearchingactionofRCmembers[13,19,20].Theavailablecontinuum-basedFEmodelsaretimedemandingandnotpracticalforundertakingparametricstudies,genericframemodelsoffertheaccuracyandefficiencyrequiredforsuchstudiesandisthefocusofthispaper[9,20].InthispaperagenericcompoundmodelisformulatedandemployedtoinvestigatearchingactioninRCbeams.Themodeltakesaccountofgeometricalnonlinearityaswellasconcreteandreinforcingsteelmaterialnonlinearities.Softeningofconcreteundercompressionistakenintoaccountwithanon-localintegralmodelemployedtoresolvethenumericalsensitivityassociatedwithcompressivesofteningoftheconcrete.Furthermore,effectofsupportstiffnessisincorporatedintothemodelbyasetofnodalnonlinearspringstorepresenttheflexuralandaxialstiffnessofthesupportsand,accordingly,theproposedgenericmodelcanbeconsideredasanextensionoftheformulationproposedbyValipourandFoster[20].Thedevelopedgenericmodelisverifiedbyavailableexperimentaldataandadvancedcontinuum-basedFEmodels.TheverifiedyticaltoolisthenemployedforaparametricstudywheretheeffectofstiffnessofendsupportsandconcretecompressivestrengthontheenhancingeffectarchingactionforanRCbeamsubjecttoaconcentratedloadatthemid-spanisinvestigated.3.VerificationoftheTheperformanceofthedevelopedgenericmodelisevaluatedthroughacomparisonbetweentheexperimentallymeasuredandthenumericallypredictedultimateloadingcapacityaswellasload-deflectionresponseofthereinforcedconcretebeamsandone-wayslabs.Theexperimentalresultsusedforverifyingthegenericmodelweretakenfromfourdifferentreferenceswithvariouscondition,reinforcingratio,reinforcingtype（i.e.Steelandglassfibrereinforcedplastic,GFRP）andconcretecompressivestrength[12,23–25].Thegeometry,cross-sectionalviewandreinforcingdetailsfortheone-wayslabsysedinthisexampleareoutlinedinFig.4.Furthermore,thegeometricalpropertiesofsectionsincludingdimensionsandreinforcingratios（qandq0）aswellasthematerialpropertiesincludingconcretecompressivestrength（f0c）,concretetensile（ft,bars（fy,strength（fu）ofreinforcingbarsaregiveninTables1and2.Inthepartofthisexampleaseriesofone-wayslabstestedbyGuiceet[23]areysed.Thesetconsistoften610mmby915mmreinforcedconcreteslabs,withonlyl=610mmofthelengtheffectivelyloadedand150mmintegratedintothesupportsateachend（seeFig.4a）[23].Theslabshavetwodifferentthicknessesofh=59and74mm,resultinginspantothicknessratiosof10.4and8.3,respectively.Allslabshavecontinuousreinforcementintopandbottomfacesandasmallpercentageofshrinkage/temperaturereinforcementinthetransversedirection,asshowninFig.4.Theslabsweresubjectedtouniformdistributedloadbypumwaterintoachamberontopoftheslabs[23].Thesecondsetconsideredinthisexample,comprises15slabstrips（S1toS15）testedbyTayloretal.[24].Allslabstripsare475mmwideand150mmdeepandmadeofconventionalconcrete,exceptforS13whichwasmadeoffibrereinforcedconcrete（FRC）.Thespecimensare2000mmlongwithonlyl=1425mmofthelengtheffectivelyloaded.WiththeexceptionofspecimenS12,theslabswereclampedatbothends（supports）withvariablelongitudinalandrotationalstiffnessandsubjectedtothreepointbending（pointloadatmid-span）,SpecimenS12wassubjectedtofourpointbending（withapointloadateach1/3rdThethirdsetofslabstripsysedweretestedbyTaylorandMullin[25].Thesizeandboundaryconditionsoftheseslabsisidenticaltothesecondset;thereinforcingratioandtypeofreinforcingbarsaredifferent（seeTableThefourthsetysedisareinforcedconcretebeamtestedbyBazan[12]withthegeometry,boundaryconditionsandreinforcingdetailsgiveninFig.5.ThematerialpropertiesforthebeamaregiveninTable2.ExceptforthesamplestestedbyGuiceetal.[23],forallothersamplesadisplacement-controlprocedurewasadoptedduringnumericalmodelling.InthegenericmodelfornumericalintegrationsalongthememberlengthandoverthesectiondepthacompositeSimpson’srulewasadoptedwiththedistancebetweenlongitudinalintegrationpointslimitedto40mm.Thenumberofintegrationpointsoverthesectiondepthvariesfrom15to21,dependingonmemberthickness.Table2showsthecomparisonbetweenexperimentalresultsandnumericalsimulationsforthememb