說(shuō)明書(shū)題目二中教學(xué)樓設(shè)計(jì)

2017年525 建設(shè)單位為市薊縣二中，建筑面積是3200m2。因素進(jìn)行整體的規(guī)劃與設(shè)計(jì)。最后結(jié)構(gòu)計(jì)算部分應(yīng)用PKPM系列，建筑和結(jié)構(gòu)施工圖全部采用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 建筑功能設(shè) 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)流 結(jié)構(gòu)方案選型與結(jié)構(gòu)布 荷載計(jì) 基本自振周期計(jì) 水平荷載作用計(jì) 水平作用下框架內(nèi)力計(jì) 豎向荷載作用下框架內(nèi)力計(jì) 荷載作用效應(yīng)組 截面設(shè) 設(shè)計(jì)參 邊跨板的彎矩及配筋計(jì) 樓板的彎矩計(jì)算及配 樓梯段板設(shè) 平臺(tái)板計(jì) 平臺(tái)梁計(jì) 該板塊的構(gòu)件截面與配筋情 材料（鋼筋、混凝土）用量計(jì) PKPM............................................................ 附 工程概本建筑為市薊縣二中教學(xué)樓框架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，建筑面積約為3500m2，建筑高度H=21.0m，室內(nèi)外高差0.45m，首層4.2m，標(biāo)準(zhǔn)層二到四層4.2m，第五層為4.2m，采用框架結(jié)構(gòu)體系，抗震設(shè)防烈度7度（0.15g）,設(shè)計(jì)分組為第一組，場(chǎng)地類別ⅢB50所用門(mén)窗形式外墻采用塑鋼門(mén)窗內(nèi)墻采用木門(mén)塑鋼窗鋼筋采用HPB300、HRB335、HRB400C30、C35，墻體采用陶?；炷疗鰤K。建筑功能設(shè)房間使用面積、形狀、大小柱網(wǎng)采用內(nèi)廊式柱網(wǎng)邊跨為7.2m，中間跨為3.0m，開(kāi)間方向柱距為4.5m。門(mén)窗大小及位置的確1500mm2m，根據(jù)人流的多少和搬進(jìn)窗的大小以及位置的1：6 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)流圖2- 結(jié)構(gòu)方案選型與結(jié)構(gòu)布0.45m4.2m4.2m4.2m，屬多層建筑，采用框架設(shè)計(jì)等級(jí)為三級(jí)時(shí)柱的軸壓比限值為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為該柱的承荷面積，w10~14kN/m2，n為層柱采用方柱截面形式，柱截面尺寸確定為：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荷載計(jì)荷載分類計(jì)屋面（非上人）20厚1:3水泥砂漿找平 100厚聚苯保溫 100厚1:8水泥膨脹珍珠巖找坡2%坡，最薄處不小于2020厚1:3水泥砂漿找平 130厚鋼筋混凝土樓 板底吊 合 0.5鋪地磚樓面（教室和10厚地磚鋪平拍實(shí)，水泥漿擦 20厚1:4干硬性水泥砂漿結(jié)合 130厚鋼筋混凝土樓 板底吊 合 花崗石樓面（走廊20厚花崗巖石板鋪平拍實(shí)，水泥砂 30厚1:4干硬性水泥砂漿結(jié)合 130厚鋼筋混凝土樓 板底吊 合 鋪地磚防水樓面（衛(wèi)生間10厚地磚鋪平拍實(shí)，水泥漿擦 25厚1:4干硬性水泥砂漿結(jié)合 15厚水泥砂漿找平 50厚C15細(xì)石砼找坡，最薄處不小于 130厚鋼筋混凝土樓 板底吊 合 花崗石樓面（樓梯間20厚花崗石板鋪平拍實(shí)，水泥漿擦 30厚1:4干硬性水泥砂漿結(jié)合 斜梯板等效板 板底抹 合 樓面活載：教室：2.5kN/m2；衛(wèi)生間：2.5kN/m2；走廊和樓梯間：3.5kN/m219kN/m3，則砌體容重為：外墻：qout=0.3×10.6+0.55+內(nèi)墻：qin=0.2×10.6重力荷載代表表2- 層砼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積5Q-1Q-1Q-2Q-1Q-1Q-90Q-1Q-1Q-2Q-1Q-1Q-901Q-1Q-1Q-2Q-1Q-1Q-0表2- 層12345縱向框架橫向框架荷樓梯恒載樓梯活載墻重 Gd表2- 層12345yGiGiGiGi恒GiGi=G基本自振周期結(jié)構(gòu)剛度計(jì)再求框架梁的線剛度ib

l2-表2- bLI（）數(shù)l（33縱向bI0=1/12×bb×h3，ic=Ic/h2-10b表2- 層bEch51表2- 5根數(shù)D×22228888縱4向柱柱4柱表2- 2--4根數(shù)D×222288884柱4表2- 1根數(shù)D×22228888柱4柱柱4柱自振周期T1載作用在該質(zhì)點(diǎn)處，求得相應(yīng)的質(zhì)點(diǎn)水平位移μi，然后按下式inGinG2 nT1。周期折減系數(shù)取T=0.82-142-15表2- 54321表2- 54321水平荷載作用計(jì)40米，且剛度和質(zhì)量沿高度分布比較均勻，所以采2.5.1作用標(biāo)準(zhǔn)值計(jì)水平作用影響系數(shù)根據(jù)給定條件，抗震設(shè)防烈度為7.0度（0.15g）；設(shè)計(jì)分組為第一組，橫向水平作用影響系數(shù)α1分別2為

12max12max水平作用標(biāo)準(zhǔn)44GEGi結(jié)構(gòu)底部總水平作用標(biāo)準(zhǔn)值橫向：FEk=Geq=1·0.75Geq=0.0871×0.75×41350.42=縱向：FEk=Geq=1·0.75Geq=0.0971×0.75×41350.42=2-16和表2-17。橫向基本自振周期T1大于1.4Tg，考慮頂部附加水平作用的影響；縱向基本自振周期T2小于1.4Tg，不考慮頂部附加水平作用的影橫向：n=0.08T1+0.01=0.0614Fn=5·FEk=204.85kN縱向：F5=表2- GiC54321∑1表2- GiC54321∑12-18。從結(jié)果看，層間位移均滿足要求。表2- 橫縱Di=ViDi/hDi=ViDi/h54321圖2- 橫向作用（a）、剪力（b）與水平側(cè)移 圖2- 縱向作用（a）、剪力（b）與水平側(cè)移橫向共有8榀框架，縱向共有4榀框架，由于每榀框架總剛度不同，應(yīng)按照2-19。表2- 橫向4軸框架柱剪力分）1122）ij/）ij/）ij/）ij/5352234688136666257123水平作用下框架內(nèi)力計(jì)4D計(jì)算柱端彎yh按下式計(jì)算，即：yh=tt

MbVyh；（2- M

ijVij1y)h；（2-4）2-20表2- Vij柱端彎矩Ky5邊柱中柱中柱邊柱4邊柱中柱中柱邊柱3邊柱中柱中柱邊柱2邊柱--中柱中柱邊柱--1邊柱中柱中柱邊柱11計(jì)算梁端彎矩及剪M

i,

M

M

i,j

M

M

i,j

MlM

L（式2-l表2- 54321A軸（1）BMA,R=B軸（1）CVBC=（MB,R+C軸（2）DVCD=（MC,R+D軸（2）計(jì)算柱軸 NijVk（2-7）；NijVk,LVk,R（2- 表2- 橫向4軸框架柱軸力計(jì)層層 -2121--2.6.4繪制內(nèi)力---- -圖2- 橫向4軸框架剪力圖圖2- 橫向4軸框架軸力圖豎向荷載作用下框架內(nèi)力計(jì)2-23由縱向傳來(lái)的作用在梁柱節(jié)點(diǎn)上的豎向荷載值見(jiàn)表2-24荷載簡(jiǎn)圖如圖8、9所示。表2- 均布荷載MMp（活A(yù)B5--4--3--2--1--BC5--4--3--2--1--BC5--4--3--2--1--表2- ABCD51515151------（kN-------縱梁傳活載（kN-------圖2- 豎向恒載作用下框架內(nèi)力計(jì)表2- 層5ABCDABCD1ABCD表2- 55-----------------------44-------------------------------33-------------------------------22-------------------------------11----------------------------- 55----------------------44------------------------------33------------------------------22------------------------------11----------------------------

n

其中，Sikki根桿件的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，Sikk各桿件的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度Sj=4ij根桿件的轉(zhuǎn)Sj=2i，i為桿件的線剛度。2-26?？缰袕澗厝『奢d實(shí)際分布并按兩端簡(jiǎn)支的計(jì)算值與梁端彎矩疊加求得?？?9Ax x

a

x2 glx1

gl2

M

（1 21

l

l

A lA

A對(duì)上式求導(dǎo)，并令Mx1lMBM

0，可求得跨中最大彎矩的位置x如下 g1g2代回到式（1）中，即可求得跨中最大彎矩Mxmax近似取跨度中點(diǎn)處的彎矩為跨中最大彎矩。由此得到豎向恒載下的彎矩圖，計(jì)2-282-10。圖2- 表2- 54321AB----------V左VM+V右=VM+BC----------（MDB-V左=-VMV右VMCD----------（MDB------V左=-VMV右VM柱軸力按節(jié)點(diǎn)處平衡條件進(jìn)行計(jì)算，如圖NNtjijj

VL,

VR,

NNbjijj

VL,

VR,

gj式 gi——各層柱自重2-292-30表2- 54321AB---------------CV=-D----------V=------表2- 54321ABCD豎向活載作用下框架內(nèi)力計(jì)1.1圖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荷載作用效應(yīng)組無(wú)作用SGSQ的基本組合，并考慮彎矩調(diào)幅；A：S=1.20SG+1.40SQB：S=1.35SG有作用C：S=1.20（SGD：S=1.00（SG豎向荷載作用下的基本組2-34~2-36表2- ABBCCDqLMABqLMBCqLMBC5----------------------------4---------------------------3---------------------------2---------------------------1---------------------------注：1.MG、MQ由于本例抗震設(shè)防烈度為8度（0.20g），作用較大，同時(shí)水平風(fēng)荷載較小。因此，無(wú)作用時(shí)，未考慮豎向荷載效應(yīng)與水平風(fēng)荷載效應(yīng)的基本組合。通過(guò)比較并根據(jù)實(shí)際經(jīng)驗(yàn)可知，由于活荷載所占比例很?。?5%左右），B。表2- 合ABBCCD542321注：1.VG、VQ組合工況為：V=1.35VG+0.7×1.40VQ，帶“*”者來(lái)自組合V=1.20VG+1.40VQ表2- ABCD5------------------4------------------3------------------2------------------1------------------合工況為：S=1.35SG+0.7×1.40SQ水平作用效應(yīng)與豎向荷載作用效應(yīng)的基本組根據(jù)以上組合原則，水平作用下框架梁組合內(nèi)力結(jié)果見(jiàn)表2-37及表2-38表2- 跨度組合組合震合配筋取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組合工況為：V=1.20（VG+0.50VQ）+1.30VE2.水平作用下的柱端內(nèi)力的基本組①Nmax②Nmin③Mmax④-Mmax2-39~2-42表2- 活合5------4------3------2------1------合①Nmax及相應(yīng)的M，V，來(lái)自于右震，S=1.20（SG+0.5SQ）-組合②NminM，V，來(lái)自于左震，S=1.00（SG+0.5SQ）+1.30SEh組合③MmaxN，V，來(lái)自于左震，S=1.20（SG+0.5SQ）+1.30SEh表2- 活合5------------4--------------3--------------2--------------1--------------合①Nmax及相應(yīng)的M，V，來(lái)自于右震，S=1.20（SG+0.5SQ）-組合②NminM，V，來(lái)自于左震，S=1.00（SG+0.5SQ）+1.30SEh表2- 活合5------4------3------2------1------合①Nmax及相應(yīng)的M，V，來(lái)自于左震，S=1.20（SG組合②NminM，V，來(lái)自于右震，S=1.00（SG+0.5SQ）-1.30SEh；組合③MmaxN，V，來(lái)自于左震，S=1.00（SG+0.5SQ）+1.30SEh組合④-MmaxN，V，來(lái)自于右震，S=1.20（SG+0.5SQ）-1.30SEh表2- 活合5--------------4--------------3--------------2--------------1--------------合①Nmax及相應(yīng)的M，V，來(lái)自于左震，S=1.20（SG組合②NminM，V，來(lái)自于右震，S=1.00（SG+0.5SQ）-1.30SEh；組合③MmaxN，V，來(lái)自于左震，S=1.20（SG+0.5SQ）+1.30SEh組合④-MmaxN，V，來(lái)自于右震，S=1.00（SG+0.5SQ）-1.30SEh截面設(shè)照“強(qiáng)柱弱梁”、“強(qiáng)剪弱彎”框架框架截面設(shè)非抗震設(shè)計(jì)時(shí)，框 截面受彎承載力為Mfbh 1s 抗震設(shè)計(jì)時(shí)，框 截面受彎承載力為Mu

1sfcbh2/0因此，可直接比較豎向荷載作用下彎矩組合值M和水平作用下彎矩組MγRE的大小，取較大值作為框架梁截面彎矩0進(jìn)行正截面承載力計(jì)算時(shí)，支座截面按矩形截面計(jì)算；跨中截面按T形截面計(jì)算。T4-5（131頁(yè)，ABCD判別各跨中截面屬于哪一類T型截面：取h0=750－35=715mmTBCTh0=500－35=465mmT形截面。2-43。按照“強(qiáng)剪弱彎”原則考慮作用組合時(shí)的梁剪力設(shè)計(jì)值應(yīng)按下式計(jì)算，MlM Vb1.1 2-301.1無(wú)作用組合時(shí)，AB跨及CD跨梁的最大剪力為Vmax=127.62kN；BC跨Vmax=19.87kN，則：AB跨及CD跨： cfc

1.014.3300

0.042BC

cfc

1.014.3300

0.010有作用組合時(shí)，AB跨及CD跨梁的最大剪力為=310.60kN；BCVEmax=631.79×1.1=694.95kN，各梁跨高2.5，則：ABCDVEmaxcfc

1.014.3300

0.101

BC跨：

0.20

f

1.0

本例中，加密區(qū)箍筋取雙肢Φ8@100 作用組合時(shí)ABCD

V0.7fbh

Asv

y V0.71.43300715300250.3715 BC

0.7fbh

Asv

y V0.71.43300465300250.3465 有作用組合時(shí)ABCD

0.42fbh

Asv

y 0.421.43300715300250.3715BC

0.42fbh

Asv

y 0.421.43300465300250.3465BC進(jìn)一步分析計(jì)算可知，BC跨首層至四層需加大箍筋直徑，采Φ10@100。其余各層仍采肢Φ8@100Φ8@200BC Asv

250.3

ft

300

02.1680fABΦ8@150表2- 層梁鋼筋位彎寬度高度xAs實(shí)取鋼筋直實(shí)取根實(shí)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層梁鋼筋位彎寬度高度xAs實(shí)取鋼筋直實(shí)取根實(shí)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框架柱配筋計(jì)按照“強(qiáng)柱弱梁”原則考慮作用組合時(shí)的柱端彎矩設(shè)計(jì)值實(shí)際就是將2-31~2-341.3考慮作用組合時(shí)，底層柱最大軸力為Nmax=5155.26kN；混凝土強(qiáng)度軸壓比

N

5155.26

cfc c2ξb

E

2.0105

sNb1

合效應(yīng)需乘以承載力抗震調(diào)整系數(shù)γRE。γREN＜Nb時(shí)，截面為大偏心受壓狀態(tài)；當(dāng)截面軸力設(shè)計(jì)γREN＞Nb時(shí)，截面為小偏心受壓狀態(tài)。bxRENxb

x≤2as′

ARENei0.5hf fy

x＞2as′

ARENe1fcbxh0 fhay RENb1 Ne0.43f 1

11bh0as

fyh0按照“強(qiáng)減弱彎”原則考慮作用組合時(shí)的柱端剪力設(shè)計(jì)值實(shí)際就是將2-31~2-341.1B柱剪力最大：|Vmax|300.97kN。取h0=750-40=710mm，則H

420070021

fbh

10.21.014.3750710

c

2-48。Φ8@100，非加密區(qū)取Φ8@200vv

850.3

bcorhcor

68068039|Vmax|λ=2.46，相應(yīng)軸力：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（滿足要求表2- 54321ei=e0+l0=1.25H1.0H（首層z1=0.5fcA/（gREz2=1.15-0.01NAs4444As表2- 54321ei=e0+l0=1.25H1.0H（首層z1=0.5fcA/（gREz2=1.15-0.01NAs4444As表2- 54321ei=e0+l0=1.25H1.0H（首層z1=0.5fcA/（gREz2=1.15-0.01NAs4444As表2- 54321ei=e0+l0=1.25H1.0H（首層z1=0.5fcA/（gREz2=1.15-0.01NAs4444As表2- 層54321A最大軸力最小配箍特征最小體積配箍rvmin=lvfc/fyvB最大軸力最小配箍特征最小體積配箍rvmin=lvfc/fyvC最大軸力最小配箍特征最小體積配箍rvmin=lvfc/fyvD最大軸力最小配箍特征2-D最小體積配箍rvmin=lvfc/fyv 本130mmC30，鋼筋采用HPB300設(shè)計(jì)參邊橫梁：300mm×750mm、中橫梁：300mm×550mm、縱梁300mm×500mm。鋼筋混凝土現(xiàn)澆板，厚130mm,混凝土采用C30（fc=14.3N/mm2）,I級(jí)鋼筋邊跨板的彎矩及配筋計(jì)g'g

2（四邊固定）g"q

（四邊簡(jiǎn)支）板的活荷載標(biāo)準(zhǔn)值為：2.0KN/m2則：q=1.4×2.0=2.8 L/L3/6.60.45kN/ mxmx

mymxMym

0.00380.20.04 yyMyyy

0.040.20.0038對(duì)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 彎矩折減系數(shù)：（考慮跨中拱作用）

Mx80%0.851

My80%4.278My80%(6.27)Mx80(3.771)樓板的彎矩計(jì)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?qū)嵟鋣方向?qū)嵟?屬受彎構(gòu)件。此處所選主樓梯為例進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算，踏步高取150mm，踏步寬取300mm2200mm，樓梯采用C30混凝土和HPB300級(jí)鋼筋。梯段上均布荷載辦公樓部分取q2.5KNm2，消防疏散取q3.5KNm2，出于安全考慮，計(jì)算時(shí)取q3.5KN/m2。樓梯段板設(shè)

1270090mm,取h=120,tan1200.4。根據(jù)三角函數(shù)的關(guān)系可以得出cos0.9871m荷載計(jì)表4- 荷載標(biāo)準(zhǔn)值（KNm樓梯板截面配筋計(jì)斜板的計(jì)算跨度為ln3300mmM1(gq)l21(3.5)3.3213.96KN 板有效高度取ho12020 則s

fbh 1.014.31000121211

fbh 1.014.310001002AS1 f

選用14@160，實(shí)配面積為471mm2，分布鋼筋10@200平臺(tái)板計(jì)平臺(tái)1m寬計(jì)算，板厚為100mm表4- 70mm平臺(tái)板截面承載力計(jì)p1.23.488KN/llb板b梁1800601001760mm平臺(tái)板的計(jì)算跨度為 M

pl2

19.0881.7622.815KNnn板有效高度取ho10020 則s

fbh 1.014.310001

11

0.0323b12fbh 1.014.3100012AS1 f

選用8@100，實(shí)配面積為502.1mm2，分布鋼筋6@200平臺(tái)梁計(jì)200mm荷載計(jì)表4- 承載力計(jì)總p1.215.8641.48.9331.5172KN

M1/8pl21/831.51724.473278.832KN0V0

131.51724.473 縱向鋼筋計(jì)算，此處以倒Lbfb5hf200580判斷Th035035h2h2

m78.823KNs

fbh

1.014.3600

1

11

0.09732b12SA112Sf

1.014.36003150.09732選用320(

942mm2架立筋選用對(duì)于平臺(tái)梁斜截面的抗剪承載力設(shè)計(jì)，由于荷載小，直接配置6@150的V0.07f

1.5Asvf

yv

70.796kN＞Vmax 該板塊的構(gòu)件截面與配筋情本結(jié)構(gòu)混凝土為C30，鋼筋一律采用Ⅲ級(jí)500×500，高度：4.2m（取層高），4表5- HL1300×7507200mm2HL2300×5503000mm1根表5- 梁（長(zhǎng)度筋（長(zhǎng)度2無(wú)無(wú)2無(wú)ZL1300×5004500mm2ZL2300×5004500mm2根表5- 梁）2Φ2（2500）2）2Φ2（2500）23CL200×4504500mm2表5- 梁筋（度鋼筋（度加負(fù)筋（度）2無(wú)130mm表5- 1筋（長(zhǎng)度（長(zhǎng)度（長(zhǎng)度（長(zhǎng)度111無(wú)無(wú)11A筋（長(zhǎng)度（長(zhǎng)度（長(zhǎng)度（長(zhǎng)度11111材料（鋼筋、混凝土）用量計(jì)鋼筋表5- 框架數(shù)4808440943（80544（8486表5- 數(shù)）~H2筋20833H2筋28H2筋23H2鋼筋0000H230377H24008H26（箍筋807H265-數(shù)）~H128H123H1筋0000H1筋0000H1鋼筋0000H1403H10000H16（箍筋88H100002183表5- 根數(shù)22032232232筋00002406240026（箍筋80266286022082232232筋00002403240026（箍筋805-數(shù)）22622筋86033表5- 次數(shù)）~12筋20812筋1312筋1312鋼筋000012306120000126（箍筋899120000339表5- 樓（積）~616114110620161116311173003111161611421軸-0.60161115-（積）~6311173003111163411900001100000011003411968602845-（積）~6161141106201611163111730020936161141105-（積）~62016111631117209131110239表5- 混凝土用板厚度板長(zhǎng)度體積1梁截面寬度厚體積621222柱截面寬度截面高度體積4造價(jià)計(jì)表5- 直接附表 價(jià)價(jià)價(jià)14-D10t258024-D20內(nèi)t14378表5- 直接附表 34-t6207344-2（0703119mm54-6砼石子粒徑62220表5- 附表 單位價(jià)31-施費(fèi)（10cm外431-（0表5- 造價(jià)匯附表 123Σ4Σ5小67規(guī)8利9稅計(jì)算匯.20.2606m3/m2，造價(jià)（僅含鋼筋與混凝土部分施工的材料費(fèi)、施工費(fèi)用）484.54元/m2 PM建筑模型與荷載網(wǎng)格生成——荷載輸入——樓面荷載——設(shè)計(jì)參數(shù)——樓層組裝——整樓模型——退出——選擇第3畫(huà)結(jié)構(gòu)平面1、接PM生成SATWE文件執(zhí)行第1和第7項(xiàng)；23、分析結(jié)構(gòu)圖形和文本顯示（打印計(jì)算書(shū)時(shí)使用梁柱施工1、梁歸并（全樓歸并2參數(shù)修改（進(jìn)行參數(shù)填寫(xiě)3、柱歸并（全樓歸并4參數(shù)設(shè)置（施工圖表示方法一般選擇“列表注寫(xiě)柱表（一般把b1、b2、b3、b4刪除，直接柱平面布置圖上定位1參數(shù)輸入——基本參數(shù)（進(jìn)行地基承載力特征值等值輸入柱下獨(dú)基——自動(dòng)生成（可按Tab鍵選擇選取方式），并輸入相關(guān)數(shù)據(jù)；PK-PM所出的圖123參考文中民建設(shè)部.民用建筑設(shè)計(jì)通則（GB50352—2005）[S].：中國(guó)建筑工業(yè)中民住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部，中國(guó)設(shè)計(jì).房屋建筑制圖標(biāo)（GB/T50001—2010）[S].：中國(guó)計(jì)劃 中民住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部，中國(guó)設(shè)計(jì).建筑制圖標(biāo)準(zhǔn)（GB/T50104—2010）[S].：中國(guó)計(jì)劃，2010.50105—2010）[S].：中國(guó)計(jì)劃，2010.中民住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部，中國(guó)建筑科學(xué).建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)中民住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部，中國(guó)建筑科學(xué).建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)中民住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部，中國(guó)建筑科學(xué).混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范中民住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部，中國(guó)建筑科學(xué).建筑樁基技術(shù)規(guī) 混凝土容重 Gc=鋼材容重 Gs= ARF= MBASE= MCHANGE= MQIANGU= DMAX= DMAX_S= 是否對(duì)全樓強(qiáng)制采用剛性樓板假定否 墻梁跨點(diǎn)作為剛性樓板的從節(jié)點(diǎn)是計(jì)算墻傾覆力矩時(shí)只考慮腹板和有效翼緣 修正后的基本風(fēng)壓（kN/m2）: WO=0.40 WOC=0.40 B類結(jié)構(gòu)X向基本周期（秒 Tx=結(jié)構(gòu)Y向基本周期（秒 Ty= WDAMP= WDAMPC= WENL= NSTI= USIX= USIY=振型組合方法（CQC耦聯(lián);SRSS非耦聯(lián) NMODE= NAF= kD設(shè)計(jì)分組 TG= Rmax1= Rmax2= NF= NW= NS= NGZDJ=不改變 RMC=0.50 TC=結(jié)構(gòu)的阻尼比 DAMP= MID=不考慮 = 從第1到5 折 折 > BK_TQL= BT= BM= BLZ= TB= RSF=0.2Vo調(diào)整分段數(shù) VSEG=0.2Vo調(diào)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=鋼柱計(jì)算長(zhǎng)度計(jì)算原則（X向/Y向）: 是否考慮P-Delt效應(yīng) RN=梁保護(hù)層厚度 BCB=柱保護(hù)層厚度 ACA=剪力墻構(gòu)造邊緣構(gòu)件的設(shè)計(jì)執(zhí)行高規(guī)7.2.16-4: 當(dāng)邊緣構(gòu)件軸壓比小于抗規(guī)6.4.5條規(guī)定的限值時(shí)設(shè)置構(gòu)造邊緣構(gòu)件:是是否按混凝土規(guī)范B.0.4考慮柱二階效應(yīng): CDEAD= CLIVE= CWIND= CEA_H= CEA_V= CTEMP= CCRAN= CSPW= CD_L= CD_W=0.60 CEA_L=0.50重力荷載代表值效應(yīng)的吊車荷載組合值系數(shù):CEA_C=0.50 CD_C=0.70 CD_TDL= CD_TW= CD_TE= CC_T= 1121 質(zhì)心質(zhì)心54321結(jié)構(gòu)的總質(zhì)量 （1t 層 層 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/ 層 剪力 風(fēng)荷載Y剪力 傾覆彎矩54321層號(hào)面積形心 形心 寬 高 最小寬 2345Floor : :剛心的X，Y坐標(biāo)值 :質(zhì)心的X，Y坐標(biāo)值 X，Y : X，Y70%的比值80%的比值中之較小者Floor Xstif= Ystif= Alf= Eex=0.0027 Ratx Raty 薄弱層剪力放大系數(shù)=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=薄弱層剪力放大系數(shù)=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=薄弱層剪力放大系數(shù)=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=薄弱層剪力放大系數(shù)=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 薄弱層剪力放大系數(shù)=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方向最小剛度比 1.0000（第5層第1塔Y方向最小剛度比 1.0000（第5層第1塔 比值 XYXY===========================================================結(jié)構(gòu)舒適性X向順風(fēng)向頂點(diǎn)最大加速度（m/s2）X向橫風(fēng)向頂點(diǎn)最大加速度（m/s2）=0.003X向順風(fēng)向頂點(diǎn)最大加速度（m/s2）0.019X向橫風(fēng)向頂點(diǎn)最大加速度（m/s2）0.003Y向順風(fēng)向頂點(diǎn)最大加速度（m/s2）=0.059Y向橫風(fēng)向頂點(diǎn)最大加速度（m/s2）=0.003Y向順風(fēng)向頂點(diǎn)最大加速度（m/s2）0.055Y向橫風(fēng)向頂點(diǎn)最大加速度（m/s2）===========================================================層號(hào)X度Y層 上部重XY1 2 3 4 5 Di*Hi/Gi10,能夠通過(guò)高規(guī)（5.4.4）的整體穩(wěn)定驗(yàn)算Di*Hi/Gi20,可以不考慮重力二階效應(yīng) 樓層抗剪承載力、及承載力比值Ratio_Bu:表示本層與上一層的承載力之比層 塔 X向承載 Y向承載 5141312111X方向最小樓層抗剪承載力之比 1.00層號(hào) 5塔號(hào) Y方向最小樓層抗剪承載力之比 1.00層號(hào) 5塔號(hào) 考慮扭轉(zhuǎn)耦聯(lián)時(shí)的振動(dòng)周期（秒）、X,Y1（）2（）3（）4（）5（）6（）7（）8（）9（）（）（）（）（）（）（）0.193（度僅考慮X向作用時(shí)的Floor:Tower:F-x-x:X方向的耦聯(lián)力在X方向的分量F-x-y:X方向的耦聯(lián)力在Y方向的分量F-x-t:X方向的耦聯(lián)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向作用下結(jié)構(gòu)的反應(yīng)力 :X向作用下結(jié)構(gòu)的樓層剪力 :X向作用下結(jié)構(gòu)的彎矩StaticFx:底部剪力法X向的力 Vx（分塔剪重比）（整層剪重比 Static54321抗震規(guī)范（5.2.5）條要求的XX方向的有效質(zhì)量系數(shù) 僅考慮Y向時(shí)的Floor:Tower:F-y-x:Y方向的耦聯(lián)力在X方向的分量F-y-y:Y方向的耦聯(lián)力在Y方向的分量F-y-t:Y方向的耦聯(lián)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向作用下結(jié)構(gòu)的反應(yīng)力 :Y向作用下結(jié)構(gòu)的樓層剪力 :Y向作用下結(jié)構(gòu)的彎矩StaticFy:底部剪力法Y向的力 Vy（分塔剪重比）（整層剪重比 Static54321抗震規(guī)范（5.2.5）條要求的YY方向的有效質(zhì)量系數(shù)XY1121314151 : Max-（Z）:節(jié)點(diǎn)的最大豎向位移 :X,Y方向的節(jié)點(diǎn)最大位移 :X,Y方向的層平均位移Max-Dx，Max-Dy :X,Y方向的最大層間位移Ave-Dx，Ave-Dy :X,Y方向的平均層間位移 Max-Dx/h，Max-Dy/h:X,Y方向的最大層間位移角 X,YRatio_AX,Ratio_AY:本層位移角與上層位移角的1.31.2倍的===工況1===X方向作用下的樓層最大位h5431/21/11/X方向最大層間位移角 1/605.（第2層第1塔===工況2===Y方向作用下的樓層最大位Max-h431/21/ 1/ Y方向最大層間位移角 1/620.（第2層第1塔===工況3XMax-h5141312111X方向最大層間位移角: 1/9999.（第5層第1塔）X方向最大位移與層平均位移的比值: X方向最大層間位移與平均層間位移的比值:1.02（第2層第1塔===工況4YMax-h5141312111Y方向最大層間位移角: 1/4914.（第1層第1塔）Y方向最大位移與層平均位移的比值: Y方向最大層間位移與平均層間位移的比值:1.09（第2層第1塔===工況5===Max-51-41-31-21-11-===工況6===Max-51-41-31-21-11-===工況7===X方向作用規(guī)定水平力下的樓層最大位 54321 1.01（第2層第1塔 1.02（第2層第1塔===工況8===Y方向作用規(guī)定水平力下的樓層最大位 Max- 54321 1.02（第4層第1塔 1.04（第2層第1外文資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