DBJ／T15-92-2021标准规范下载简介
DBJ／T15-92-2021 高层建筑混凝土结构技术规程.pdf10.2截面设计与构造
11复杂高层建筑结构设计
11.2部分框支剪力墙结构
JSH 2014-1025 远海区域水运工程计价暂行办法11.2.12条文说明如下
11.3全框支剪力墙结构
1与部分框支剪力墙结构对应，此类结构可定义为全框支剪力墙结构。用于轨道机车维修段的 剪力墙结构与在地震中破坏严重的鸡腿建筑不同，全框支剪力墙结构的框支柱的截面大，有较高 承载力和压弯承载力，可以承担全部的地震剪力和弯矩。结构底部的刚度小一些，只要承载力
独层的按结构购仔任牧人的口 变形，对加强层及相邻层的结构构件的配筋给予加强，并注意加强层各构件的连接锚固。 加强层的伸臂构件强化了内筒与周边框架的连系，内筒与周边框架的竖向变形差将产生较大的次应 力，需采取有效措施减小其影响（如伸臂桁架斜腹杆的滞后连接等），在结构分析时宜将这些措施的影 响反映在合理的模拟中
11.6.2位于结构总高度3/4及以上的连体结构称为高位连体结构。 11.6.3根据具体工程的特点而需采用滑动连接方式时，连接体往往由于滑动量较大致使支座发生破坏， 因此对其位移的计算提出应采用弹塑性时程分析方法进行复核。滑动连接根据工程的实际情况优先采用 一端刚接，另一端滑动的方式。 11.6.4刚性连接的连体部分结构在地震作用下需要协调两侧塔楼的变形，连接体部分的边梁、楼板 尤其最下面一个楼板及顶层在协调两侧塔楼的变形中所起的作用最大，对其截面、配筋提出了加强要求
11.7.3试验研究和计算分析表明，当各塔楼的质量和刚度存在较大差别时，塔楼的不同步振动对大底 盘的影响较大。因此，对多塔楼结构各塔楼的体量以及塔楼相对于底盘位置作了规定，并提供增强大底 盘抗扭转刚度的可行且有效做法。设计时可以多塔模型的计算结果为依据
12.2.2混合结构中，楼面梁承担的竖向荷载通常较大，若支承在连梁上对连梁受力不利，宜避免。必 须设置时，应有必要的加强措施，如提高连梁的截面受剪承载力，以简支梁校核连梁的受弯承载力，连 梁可采用型钢混凝土梁等。楼面梁在连梁一端的支座宜按铰支考虑。
13.1.6限制基础底面零应力区面积的主要目的是控制基础不产生太大的转角。由于采用发生概率较小 的设防烈度地震组合，地震力是小震的2倍以上，地震作用组合的零应力区略为放松。 13.1.7采用设防烈度地震作用效应组合验算地基承载力，抗震性能水准3、4级的结构可采用地震力折 减系数c折减后的基底内力进行设计。由于设防烈度地震发生概率远较小震小，除淤泥、淤泥质土等软 土外，地基抗震承载力调整系数较小震组合提高约25%。 13.1.8高层建筑设置地下室有利于结构抗震，相当一部分的地震水平剪力由地下室外墙的土压力平衡， 桩基承担的水平力大大减少。按日本计算桩基抗剪的经验方法，当地下室外土的标贯数为4时，每增加 一层地下室，桩承受水平剪力减少约25%，当土的标贯数为20时，有一层地下室，桩基承受的水平剪力 就减少70%。结合本省的工程经验并方便执行而作此简明的规定（常规地下室的层高约4m左右），地下 室周边应回填密实。 13.1.9竖向荷载作用下，柱、剪力墙等承重构件底部截面有轴力，也常有弯矩、剪力。提高偏心竖向 力（同时存在轴力、弯矩)作用下桩的承载力，相当于降低桩的安全度储备，因为竖向荷载引起的弯矩和 轴力一样长期存在。考虑到常规结构在重力荷载作用下竖向构件底端的弯矩较小，为方便布桩，允许小 福度（不超过10%）提高桩的竖向承载力， 设防烈度地震发生的概率小，往复作用的时间短，一般仅十几秒到几十秒，可考虑基桩承载力的超 强，适当降低安全度储备。抗震性能水准3、4级的结构可采用地震力折减系数c折减后的基底内力进行 设计。验算桩基水平承载力时，可考虑地下室或桩承台侧面岩士作用的有利影响
13.2.7回填土分层厚度不宜大于600mm夯填度不宜大于0.85。
13.3.9当建筑物外周边的荷载较小或地基承载力较高时，筱形基础周边可不外挑，以方便防水层的施 工。 13.3.10地下室外墙混凝土养护条件较差，容易产生收缩裂缝。常用的应对措施包括每30～40米左右留 设后浇带（水平钢筋断开）、适当提高配筋率、减少水平钢筋的间距、对混凝土施加预压应力、利用混 凝土的后期强度（减少水泥等胶凝材料）、混凝土细骨料采用减少中粗砂、减小水灰比、加强养护等。 3.3.12桩端持力层为微风化硬质岩时，基桩承载力一般由桩身混凝土强度控制，桩全断面入岩深度可 适当减少。广东省的岩溶地区常现串珠状溶洞，桩端全断面入岩深度不宜过大，以尽量保持较厚的溶洞 顶板。 13.3.20大直径嵌岩桩承载力高。如在成桩后检查桩底持力层性状，则当持力层承载力不满足设计要求 时，往往造成处理、补救工作的困难。故要求终孔时进行桩端持力层检验验收。检测单位可视具体情况
采取相应的检测、验收方法。抽取岩芯进行抗压强度试验也可结合超前钻进行，参照其结果。 13.3.21当大直径嵌岩桩静载试验有困难时，其竖向承载力可按本规程13.3.16条规定结合桩底沉渣等情 况综合评定。
14结构隔震、消能减震和风振控制设计
间设置隔震支座（或系统）形成隔震层，把建
筑的上部结构与下部隔离开的建筑结构。隔震结构由上部结构、隔震层、下部结构和基础等组成。 消能减震（振）结构是指在建筑结构的某些部位（如支撑、剪力墙、节点、联结缝或连接件、楼层 空间、相邻建筑间、主附结构间等）设置了消能减震结构的建筑结构。消能减震（振）结构由主体结构、 消能器和支撑组成的消能部件及基础等组成。消能子结构是指与消能部件直接连接的主体结构的单元。 14.1.2合理设计的隔震和消能减震结构相比于非减震结构能有效减小结构在设防地震下的地震反应， 可有效提高结构安全性、增加结构安全储备。 4.1.4采用隔震和消能减震（振）技术设计的结构，设计的隔震支座和消能器的性能对结构的安全性 起到至关重要的作用，应保证隔震支座和消能器的性能质量。设计时隔震支座和消能器的性能参数和数 量是控制结构隔震或消能减震（振）效果的主要依据，也是隔震支座和消能器进行性能检测时判断产品 是否合格及抽检数量的依据，为此，隔震支座和消能器的主要力学性能参数应进行型式检验试验来确定， 设计人员应根据厂家提供的隔震支座和消能器型检报告中的力学参数、尺寸构造等进行隔震和消能减震 （振）结构分析计算，设计文件中应注明具体数值。
器、加劲圆环金属消能器适合采用交叉支撑：金属消能器适合采用“人”字型支撑或用于耗能剪力墙中。 抗震结构体系要求受力明确、传力途径合理、连续。结构体系合理的抗震结构能使结构分析更加符 合结构在地震时的实际表现，提高结构的抗震性能。因此，消能部件的布置应使结构形成均匀合理的受 力体系，减少不规则性，提高整体结构的消能能力。 消能器的布置宜使结构平面两个主轴方向动力特性相近或竖向方向刚度均匀；对于规则结构，平面 上可在两个主轴方向上分别采用对称布置。对于结构平面两个主轴动力特性相差较大时，可根据需要分 别在两个主轴方向布置，也可以只在较弱的一个主轴方向布置，这时结构设计应只考虑单个方向的消能 作用。对于结构竖向存在薄弱层可优先在薄弱层布置，然后再考虑沿竖向每层或隔层或跨层布置。 14.3.4不同的结构采用不同的分析方法在各国抗震规范中均有体现，振型分解反应谱法仍是基本方法 但对不规则、重要和较高的高层建筑要求采用时程分析法作为补充计算方法。 14.3.5消能器在结构中主要是以提供附加阻尼为主，即使消能器的附加刚度会导致结构的周期变短， 但地震影响系数α值还是减小的，主体结构的楼层剪力一般情况下会减小。消能减震结构楼层最小地震 剪力系数的减小，主要是由于消能减震结构总阻尼比的增加而减小了结构地震反应。为了使结构总地震 剪力和楼层地震剪力保持一个安全合理范围，消能减震结构的楼层最小地震剪力系数可根据消能器附加 给结构的阻尼比大小进行调整，其值可取消能减震结构计算出的楼层剪力乘以1.2的增大系数与相应楼层 的重力荷载代表值的比值 14.3.6位移相关型消能器恢复力模型大致有两类：一种是用复杂的数学公式予以描述的曲线型；另 种是分段线性化的折线型。曲线型恢复力模型中的刚度是连续变化的，与工程实际较为接近，但在刚度 的确定及计算方法上较为复杂，在实际工程计算中并不常用。对于软钢消能器和屈曲约束支撑可采用双 线性模型、三线性模型或Wen模型；摩擦消能器、铅消能器可采用理想弹塑性模型。 速度相关型消能器宜采用Maxwell模型或Kelvin模型。其他类型消能器模型可根据组成消能器的元件 是采用串联还是并联具体确定。 消能器的设计参数应由厂家提供的型检报告来确定，型检报告中应包含消能器的骨架曲线、滞回曲 线、初始刚度、屈服承载力、屈服位移、极限承载力、极限位移、疲劳性能力学参数等，并在设计图纸 上明确，以保证采用的消能器产品型号与设计相符。 14.3.8对消能减震结构进行非线性时程分析时，消能器的等效刚度和非线性属性共同影响结构的刚度 矩阵和阻尼耗能。而目前常用的消能减震结构设计的方法是，通过计算消能部件附加等效刚度和附加阻 比，建立消能部件的等效线性模型，进行设防地震下的振型分解反应谱分析，最后根据结构内力对主 体结构及消能子结构进行配筋计算。因此结构等效阻尼比的迭代修正方法是基于楼层剪力进行的，且基 于楼层剪力误差数值上最小的楼层进行修正可以很好的符合规范的包络精神。 14.3.9静力弹塑性分析方法是一种静力的分析方法，是在结构计算模型上施加按某种规则分布的水平 则向力，单调加载并逐级加天；一旦有构件开裂（或屈服）即修改其刚度（或使其退出工作），进而修 改结构总刚度矩阵，进行下一步计算，依次循环直到结构达到预定的状态（成为机构、位移超限或达到 目标位移），从而判断是否满足相应的抗震能力要求。消能器产生减震效果主要体现在消能器的滞回性 能上，消能器需要产生往复位移或速度而起作用。为此，静力弹塑性分析方法分析过程中无法直接体现 出消能器的作用，也不能直接得出消能器附加结构的阻尼比，为了使静力弹塑性分析方法能够体现出消 能器的作用，对消能器的刚度和阻尼参数进行等代，并布置在结构中进行分析。 14.3.13消能减震结构非线性时程分析时，消能器的线性等效刚度和非线性属性共同影响结构的刚度矩
值的合理性。 为了真实地反映消能减震结构的变形及受力状态，非线性时程分析时，应取消能器最大阻尼力及对 应的相对位移计算等效刚度。在不改变消能器非线性属性的前提下，对消能器的线性等效刚度进行时程 皮下选代，以迭代收敛后的消能器等效刚度为准。 消能器附加给结构的等效阻尼比采用能量比法进行计算，其物理意义明确，充分考虑了等效阻尼比 的时变特性，且计算简单。但能量比法计算的到的附加阻尼比可能偏大或偏小，故还需进行迭代修正， 才能更好的符合规范的包络精神。 14.3.15对于消能器连接板与框架梁连接的情况，当消能器采用平行法安装时，支撑可能会限制框架梁 的竖向变形，但其作用很小不能起到明显的约束作用，为此，在确定布置消能部件跨的横梁截面时，不 应考虑消能部件在跨中的支承作用；消能器在地震作用下往复作用时，消能器产生的水平阻尼力会通过 连接板传递到与其相连的框架梁上，导致框架梁除承受竖向荷载作用外，还要承受消能器在地震作用时 肖能器附加的水平阻尼力作用。 为了确保消能减震结构在罕遇地震作用下不发生倒塌，消能减震结构需要保证在主体结构达到极限 承载力前，消能部件不能产生失稳或节点板破坏；为了保证消能部件的安全，其连接节点和构件都应进 行罕遇地震作用下消能器引起的附加外荷载作用下的截面验算。 子结构梁、柱和梁柱节点在罕遇地震作用下，构件内力值与消能器极限阻尼力附加作用的组合，应 小于构件极限承载力。 子结构的梁、柱、梁柱节点的极限承载力应满足下式：
AV+V'+VG≤V* AM+M,+M≤M.
Av, +v +v.svi
AM,+M +M≤M
式中△V：、△M，分别为消能器极限阻尼力与罕遇地震作用下消能器产生的阻尼力的差值对梁、柱 梁柱节点产生的附加剪力和附加弯矩（非阻尼力差值）；V，、M’分别为梁、柱、梁柱节点剪力值和弯 矩值（已包含阻尼力对结构的附加剪力和附加弯矩）；VG、M分别为重力荷载作用下的梁、柱、梁柱 节点剪力值和弯矩值；V：、M分别为梁、柱、梁柱节点的极限抗剪承载力和极限抗弯承载力。 14.3.16子结构的梁、柱、梁柱节点的极限承载力验算需要依赖结构在罕遇地震下的弹塑性分析，此分 析工作量很大，且不同的分析程序、材料采用不同的本构关系、不同的塑性铰假定等等对于分析结果很 难有一个较合理的判断。为了避免子结构的梁、柱、梁柱节点的极限抗剪承载力验算工作量过大，避免 弹塑性分析诸多的不确定因素，提出子结构弹性分析方法，以弹性分析的结果来验算子结构的梁、柱、 梁柱节点的极限抗剪承载力。 14.3.19对于消能减震混凝土结构中的主体结构由于消能部件附加的阻尼比使得结构的地震反应降低， 构件的截面尺寸可能会有所减小，主体结构的抗震构造等级是根据设防烈度、结构类型、房屋高度进行 区分，主体结构应采用对应结构体系的计算和构造措施执行，抗震构造等级的高低体现了对结构抗震性 能要求的严格程度。为此，对于消能减震混凝土结构的主体结构抗震构造等级应根据其自身的特点，按 相应的规范和规程取值，当消能减震结构的减震效果比较明显时，主体结构的构造措施可适当降低，即
当满足设计要求的消能减震结构的楼层剪力小于满足设计要求非消能减震结构楼层剪力的50%时，消能 震的主体结构的构造措施可降低1度执行。 14.3.20消能减震结构中消能部件与结构构件进行连接，并且会传递给结构构件较大的阻尼力，为了保 证结构构件在消能部件附加的外力作用下不至于发生破坏，需要在与消能部件连接的部位进行构造加强
14.4结构风振控制设计
14.4.2高层建筑的风振控制，往往以减小结构的风振加速度、提高舒适性为主，因而所设置的消能器 应以附加阻尼为主，速度相关型消能器主要为结构附加阻尼，附加刚度较小或不附加刚度，对抑制结构 风致加速度响应的效果较为显著。然而，当结构的抗侧刚度较小时，在风振作用下位移响应也不满足要 求时，可联合采用速度相关型消能器和其他它类型消能器（如位移相关型消能器），同时为结构附加刚 度和阻尼。 14.4.3不同类型消能器技术工作原理不同，为提高结构风振舒适度控制效果，宜根据消能器控制技术 原理和结构使用要求，合理选择消能器，形成合理的结构消能控制体系 常用的速度相关型消能器有黏滞消能器和黏弹性消能器，黏滞消能器仅为结构附加阻尼，动态刚度 效应可忽略；黏弹性消能器同时为结构附加阻尼和刚度。黏滞和黏弹性消能器通过自身变形，耗散结构 振动能量，达到减小结构风振响应的目的。黏滞和黏弹性消能器的耗能能力与阻尼器两端相对变形和相 对速度的大小直接相关。消能器相对变形和相对速度越大，其耗能能力越强，结构风振控制效果越好。 因此，黏滞消能器和黏弹性消能器宜安装于结构相对位移和相对速度较大的部位和层间。 调频消能器包括调频质量消能器和调频液体消能器两类。调频消能器通过与主体结构发生共振，吸 文和耗散结构振动能量。调频消能器的风振控制效果是通过调频消能器给结构所控振型提供附加阻尼来 实现的。由于调频消能器只能提供一定的附加阻尼，当主体结构自身阻尼较大时（阻尼比大于3%）， 周频消能器的风振控制效果不明显。因此，调频消能器适用于阻尼比较小的结构。 主被动混合调频质量系统是在被动调频质量消能器基础上，增加主动作动器，并根据测量的结构响 应实时调节施加于结构的控制力。相对于被动调频质量消能器，主被动混合调频质量系统可以大幅提高 结构风振控制效果，适用于对风振减振要求较高的高层建筑和高箕结构。 14.4.4消能部件在结构中发挥优越耗能能力的条件是消能器在风振作用下具有较大的相对位移或相对 速度，因此，消能部件宜设置在结构层间位移或层间速度较大的楼层，以此来提高消能器的耗能性能， 耗散风振输入结构的能量，提高结构的安全性和舒适性。 4.4.5采用弹性或弹塑性时程分析法计算结构风振效应时，结构顺风向和横风向的风荷载时程可采用 风洞试验方法直接测得，也可采用线性滤波法或谐波叠加法模拟得到。当采用线性滤波法或谐波叠加法 模拟结构的风荷载时程曲线时，应通过试验数据验证模拟风荷载时程的正确性 14.4.7高层建筑设计申，消防水箱是必不可少的组成部分，当结构风振性能不满足要求时，可直接将 消防水箱设计成调频消能器，即可避免额外设计调频消能器而占用建筑使用空间，文可利用消防水箱中 水体的运动形成对结构的控制力而无需额外设计调频液体消能器，或将消防水箱的重量作为调频质量消 能器的一部分而节约原材料。 14.4.8调频质量消能器的最优自振频率和最优阻尼比的计算基于以下假定：结构响应仅以调频质量消 能器所控制振型为主，不计其余振型对结构响应的贡献；在安装消能器位置所控振型取为1；结构所受 激励为白噪声激励，风荷载是宽带随机过程，可近似为白噪声激励。
14.4.12增加结构的阻尼比，可以减少脉动风荷载作用，从而减小设计静力等效风荷载。 14.4.13当采用设计峰值速度进行消能器加载试验时，应保证消能器的最大位移小于其极限位移；若实 验加载频率低，导致消能器最大位移超过其极限位移时，应降低实验中消能器的峰值速度，使实验中消 能器最大位移不超过其极限位移。进行黏滞消能器和黏弹性消能器疲劳试验的加载方案，应避免因温度 升高导致消能器产生破坏。 14.4.14对于调频消能器，可计算或称量其惯性质量大小，并实测其刚度元件（或吊摆长度等其它刚度 形式）所能提供的刚度，计算得到调频消能器的实测频率。也可通过动力测试方法，对调频消能器施加 扫频激励，根据动力试验方法得到消能器的实测频率。当采用黏滞阻尼元件或黏弹性阻尼元件为调频消 能器提供阻尼力时，可通过对阻尼元件进行性能检验得到其实测阻尼系数。当采用其他形式的阻尼元件 时，可通过扫频激励的动力试验方法，得到消能器的阻尼系数。也可通过子系统试验方法，得到调频消 能器在设计风荷载作用下的响应，其惯性质量行程应不超过其设计行程。可通过对消能器输入非破坏性 的较强激励，对其安全保护措施进行试验，以验证其安全保护措施在响应激励工况下的有效性和可靠性 14.4.15主被动混合调频质量消能器测试时，系统软硬件参数应与实际运行时的相应参数设定一致。试 验时可通过给主动控制装置发送力指令驱动阻尼器运动，并与数值仿真结果进行比较。其中相应时程结 果的相关系数应大于0.9，相应时程结果的最大值和均方根值误差分别应小于10%和5%。当主被动混合 调频质量消能器超过设计行程时，应有可靠的缓冲措施防止惯性质量对下部结构造成冲击。消能器比例 模型应与足尺消能器系统采用相同的软硬件架构，并能够模拟足尺消能器系统的主要功能及全部的安全 防护功能。主被动混合调频质量消能器中包含机电装置及主动控制算法，应用前应对系统的容错能力和 可靠性，特别是在某些极端工况下的可靠性，进行充分地试验检验。其中极端工况包括突然停电，传感 器错误与失效，驱动装置故障、失效与溢出等，进行模拟测试。 14.4.17为保证消能器在地震作用下能正常发挥其预定功能，确保建筑结构的安全，并为以后工程应用 和标准修订积累经验，业主或房产管理部门等应在建筑结构使用过程中对消能器进行维护管理。定期检 查是由物业管理部门对消能器本身及其与建筑物连接的状况进行的正常检查，其目的是力求尽早发现可 能的异常，以避免消能器不能正常使用。应急检查是指在发生超越设计地震荷载的风振侵袭后立即实施 的检查，目的是检查确认地震侵装对消能器性能有无影响。
15.5脚手架及模板支架
5.5.7倾斜的混凝主结构构件在混凝土浇筑时会产生较大的水平分力，模板支架必须具有足够的抵抗 水平荷载的能力，以防止在施工过程中模板及其支架发生水平向变形、破坏或塌。
15.10混合结构施工
[5.10混合结构施工
0.10钢管混凝土一次浇筑高度过高，混凝土侧压力在钢板中产生较大的初始应力，在壁板弯由 交小的矩形钢管中会产生较大的变形，对结构的受力不利，故应控制混凝土的一次浇筑高度，减 浇筑对钢管混凝土柱正常受力的影响。
15.12.8超高层建筑施工中主体结构施工到一定高度时就要进行装修及机电工程的施工，主体结构施工 用水如不进行有组织的排放，将会影响装修及机电工程的施工质量和安全，因此，要求施工单位在超高 建筑施工中要设置有组织的临时施工用水排水系统。 15.12.9钢结构在施工过程中切割的高温钢板下落时，普通的尼龙类安全网会被高温钢板烫坏，失去防
护作用，应采用钢质安全防护网进行防
护作用，应采用钢质安全防护网进行防护。
15.13高温和雨期施工
15.15.7施工阶段的不同，对现场布置的需求也会发生变化。理 现场需根据变化了的施工环境及时、合理 安全、科学有序地作出施工平面布局的调整，做到合理使用施工用地，保证施工安全文明及保持良好的 场容场貌。减少和避免临时建筑拆迁和搬迁，最大限度地节约土地资源。一般建筑工程至少应有地基基 础、主体结构工程施工和装饰装修及设备安装三个阶段的施工平面布置图，
15.15.8条文说明如下
15.16装配式混凝土结构施工
6.5装配式结构防高处坠落措施应包括： 1预制梁吊装高处作业前应拉设安全母索，作业人员应正确佩戴安全带并挂牢在安全母索上。 2装配式建筑楼层临边防护可采用外脚手架或采用预埋件连接钢管、定型网片等形式。 3预制板吊装前宜在预制梁之间拉设安全网
15.16.5装配式结构防高处丛落措施应包
附录B广东省基本风压与风荷载体型系数
B广东省基本风压与风荷载体型系
附录E钢管混凝土斜交网格筒节点设计方法
E.0.1基于约束混凝土的概念，根据有限元分析及试验结果，提出节点的简化设计方法，与试验结果对 比，简化设计方法的计算结果偏于安全。 该节点在构造上和受力上均较合理。构造方面，通过设置椭圆连接板和外加强环，把相贯钢管连成 个整体，具有必要的刚度和承载力，并方便管内混凝土浇注；受力方面，在弹性阶段，椭圆连接板基 本以承受竖向荷载为主，钢管相贯最小断面处，混凝土面积削弱最大，而此处连接板面积最大，刚好互 为补充。 在弹塑性阶段，连接板中部以承受竖向荷载为主，横向应力较小，连接板端部的应力分布则刚好与 中部相反，以承受横向拉力为主，整个连接板的vonMises应力基本均匀，说明连接板强度被充分利用 十分经济合理。另外，在钢管相贯最小断面处，通过设置外加强环提高钢管的套箍效应，其效果也是明 显的。
1作用于破坏面上的轴力N
2钢管混凝土短柱轴心受压的承载力
N, = f.4.(1+ 20)
由式(4)，(14)，(15)，令N,=N,=M
有N*=Φ.βf.A.(1+2*)
4按钢管混凝土柱承受的最大作用力的k倍进行设计
2f*A fA 求得の后，可由= 得到A。 Bf.A.
cosα 2 得 2
钢管混凝土柱套箍系数= 123×27 =1.50, 0.0576×38200 短柱承载力N。=0.0576×38200×(1+2×1.5)=8800Kn
实测N=7500Kn,β= N 7500 0.852 N。8800 节点钢管直径、用料同钢管混凝土柱， β=1。由式（17）
[0.852(1+2×1.5)(1 + 1+cos35sin35 cos35)1]= 2.07 2 532×4 26cm 27 / 299 260 =19.5mm
按本设计方法，节点钢管壁厚需19.5mm，但实际试件节点钢管壁厚为14mm,从试验结果看，已可 与构件等强。 7算例2：广州西塔节点试件B1（钢管混凝土斜柱交角20°)
网管混凝土柱套箍系数θ： 123×27 =1.50 0.0576×38200
E.0.3在两钢管混凝土柱相贯的起点，两圆相切，过切点的切线与椭圆连接板平行，由此处分离体的平 衡条件，可得
[,0, = 210
式中，te为节点椭圆连接板板厚，α为椭圆连接板的横向拉应力；t为钢管混凝土柱钢管壁厚，为
过此切点，椭圆连接板的横向拉应力逐渐减少，竖向压应力逐渐增加，在节点中部附近， 板板主要起传递轴向压力，减少混凝土压应力的作用
附录F圆形钢管混凝土构件设计
附录F圆形钢管混凝土构件设计
附录GRC梁一圆钢管混凝土柱节点环梁承载力设计方法
T／CEC 202-2019标准下载G.1节点环梁受拉环筋和箍筋的计算
G.1.1基于RC梁一圆钢管混凝土柱节点试验破环面的极限平衡条件，得到节点环梁承载力的设计方法。 该方法综合考虑了环梁环筋和箍筋的相互作用及钢管混凝土柱、框架梁、环梁截面尺寸的影响。同时， 主对节点进行详细的有限元分析的基础上，考虑了楼板的作用，并以试验结果对计算公式作了校正。但 余对环梁环筋和箍筋的配置有特别要求，按本附录第G.1.1条计算外，一般情况下，可按本附录第G.1.2 条的简化方法设计环梁，依节点的实际情况确定考虑或不考虑楼板的作用。 RC梁一钢管混凝土柱环梁节点的承载力试验进行了7批，共48个试件及1个2层2跨框架（18个节点）， 节点形式包括“十"字形、“一”字形、“一"字形、“L"字形和单肢形，其中有部分带楼板。根据试验目的 不同，加载形式包括单调加载、低周往复加载及2层2跨的RC梁一钢管混凝土柱框架的拟动力试验和单 调推覆试验（表1）。
表2环梁节点主要试验情况
G.3环梁节点与钢管混凝土柱联结面的抗剪承载力验算
G.3.2环梁中部抗剪环处混凝土局部承压强度取αcv=1.5f。，环梁底部抗剪环处取c=2.0f。 节点能实现自锁。 相比与钢管柱与环梁联结面间的静摩擦力和粘结咬合力，与钢管贴焊的抗剪环是框架梁端剪力传递 到钢管混凝土柱的可靠途径。环梁节点联结面的破坏形式有三种：联结面直剪破坏、抗剪环承压面混凝 土的局部承压破坏和抗剪环筋与钢管间焊缝的剪坏。在环梁节点设计中，要保证框架梁端剪力可靠地传 递到钢管混凝土柱，必须保证抗剪环自身和支承环梁处的混凝土不破坏。 为简化计算，可偏保守忽略环梁与钢管壁间的静摩擦力和环梁与钢管壁间的粘结咬合力，认为环梁 节点的联结面抗剪计算内容包括联结面的直剪、混凝土局部承压、抗剪环与钢管壁之间的焊缝强度以及 环梁的抗冲切等几方面验算。 G3.5一般情况下.环梁节点！
αvAsv2 / h=0.36f,4k下 / fw=542.59mm
附录H结构弹性、弹塑性时程分析可选择的地震
T／CECS 646-2019 制冷系统蒸发式冷凝器循环冷却水电化学处理工程技术规程附录H结构弹性、弹塑性时程分析可选择的地震波