混凝土结构设计—【单层厂房设计】

1工程概况

1.1场地条件

某车间为一单跨厂房，跨度为18m，柱距6m，车间总长度为36m。跨度方向设有500/50KN吊车1台，吊车梁跨度为16.5m，吊车工作级别为A5级，轨顶的标高为10.6m采用SBS防水卷材屋面，240mm厚双面清水维护砖墙，钢窗宽度6m，室内外的高差为100mm，素混凝土地面，厂房建筑剖面如图1-1所示。厂房所在地点的基本风压为0.47kN/m，地面粗糙度为B类；基本雪压为0.45kN/m，修正后的地基承载力特征值为180kN/m2。活荷载组合系数c0.7；风荷载组合系数取0.6，活荷载和风荷载准永久值系数均为0。环境类别为一类。要求进行排架结构设计不考虑抗震设计。

22

图１ 厂房剖面图（单位：m）

1

塔里木大学混凝土结构课程设计 1.2厂房主要参数

①单层单跨厂房，柱距6m,总长45m。

②跨内设1台吊车，吊车工作级别为A5级，其额定起重量qk500/50kN。

③轨顶标高为10.6m,柱顶标高15.6m,檐口标高为13.3m,屋顶标高为17m,室内地面至基础顶面的距离为0.5m，室内外高差100mm，素混凝土地面。 ④外围墙体为240mm厚双面清水砖墙19kN/m3

⑤屋面活载标准值为0.5KN/m，雪荷载标准值为0.6kN/m。活荷载组合值系数

22c0.7，风荷载组合值系数取0.36KN/m2。

⑥屋面做法

SBS防水卷材防水层 20mm厚水泥砂浆找平层 100mm厚水泥蛭石保温层

一毡二油隔气层

20mm厚水泥砂浆找平层

预应力混凝土屋面板包括灌缝

屋盖钢支撑 ⑦建筑材料

排架柱：采用C35混凝土，纵筋为HRB400级钢筋，箍筋为HRB335级钢筋。 基础：采用C35混凝土，下设100mmC10素混凝土垫层，钢筋为HRB335级。

2.设计内容

2.1结构选型及柱截面尺寸确定

因为该厂房跨度为24m及在15~36m之间，且柱顶标高为大于8m故采用钢筋混凝土排架结构。为了使屋面具有较大刚度，选用预应力混凝土折线形屋架及屋预应力混凝土屋面板。选用钢筋混凝土吊车梁及基础梁。厂房主要构件选型见下表2.1

2

塔里木大学混凝土结构课程设计 表1 主要承重构件选型表

构件名称 标准图集 选用型号 重力荷载标准值 屋面板 G410（一） 1.5m6m预应力混凝土屋面板 YWB2II 1.4kN/m2 (包括灌缝重) 天沟板 G410（三） 1.5m6m预应力混凝土屋面板（卷材防水天沟板） TGB681 1.91kN/m2 80kN/榀 G415（三） 屋架 预应力混凝土折线形屋架（跨度24m） YWJA241Aa G323（二） 吊车梁 钢筋混凝土吊车梁（吊车工作级别为A1-A5） 轨道连接 DL9Z 39.5kN/根 G325（二） 吊车轨道联结详图 0.80kN/m 16.7kN/根 基础梁 G320 钢筋混凝土基础梁 JL3 注：本表图集均按TJ10-74《钢筋混凝土结构设计规范》设计，重力荷载已换算为法定计量单位。

由图1 可知柱顶标高13.3m，牛腿顶面标高为9.5m，设室内地面至基础顶面的距离为

0.5m，则计算简图中柱的总高度H、下柱高度Hl和上柱高度Hu分别为

H13.3m0.5m13.8m Hl9.5m0.5m10m

HuHHl13.8103.8m

根据柱的高度、吊车起重量及工作级别等条件，可由附表1并参考附表1—2确定柱截

面尺寸，见表1—2。

表2 柱截面尺寸及相应的计算参数

计算参数 柱号 上柱 A,B 面积/ 截面尺寸/ mm 惯性矩/mm 4mm 2自重/ kN/m 矩500500 2.5105 5.21109 57.2108 6.25 下柱 I5001200120200 3.06105 7.65

本题仅取一榀排架进行计算，计算单元和计算简图如图2所示。

3

塔里木大学混凝土结构课程设计 图2 计算单元与计算简图

2.2荷载计算

2.2.1恒载

（1）屋盖恒载

SBS防水卷材防水层 0.45kN/m2 20mm厚水泥砂浆找平层 20kN/m30.02m0.40kN/m2 100mm厚水泥蛭石保温层 5kN/m30.1m0.50kN/m2

一毡两油隔气层 0.05kN/m2

20mm厚水泥砂浆找平层 20kN/m30.02mm0.40kN/m2

预应力混凝土屋面板（包括灌缝） 1.40kN/m2 屋盖钢支撑 0.05kN/m2 总恒载 3.25kN/m2

屋架重力荷载为80kn/榀，则作用于柱顶的屋盖结构重力荷载设计值为

2G11.23.25kN/m6m18m/280kN/2306.6kN

（2） 吊车梁及轨道重力荷载设计值

G21.239.50.8653.16kN

（3） 柱自重重力荷载设计值 A柱=B柱

4

塔里木大学混凝土结构课程设计 上柱 G4AG4B1.26.25kN/m3.8m28.5kN 下柱 G5AG5B1.27.65kN/m10m91.8kN 各项恒载作用位置如图2-1所示

2.3屋面活荷载

1上人屋面活荷载标准值为0.5kN/m2，雪荷载标准值为0.45kN/m2。后者小于前者，

故仅按照前者计算。作用于柱顶的屋面活荷载设计值为

Q11.40.5kN/m26m18m/237.8kN

Q1的作用位置与G1作用位置相同，如图2-1所示

2.4风荷载

风荷载标准值按下式计算：kzs1z0 式中00.47kN/m2，z1.0根据厂房各部分标高（图1）及B类地面粗糙度由混凝土

图3各项恒载作用位置图（单位：kN） 结构设计附表5.1确定如下

柱顶 （标高13.8m） z1.0924 檐口 （标高16.1m） z1.1532 屋顶 （标高17.5m） z1.184

s如图2—2所示由式kzs1z0可得排架迎风面及背风面的风荷载标准值如下

22 1kzs1z01.00.81.09240.47kN/m0.411kN/m 22 2kzs1z01.00.51.09240.47kN/m0.257kN/m

5

塔里木大学混凝土结构课程设计

图4 风荷载体型系数及排架计算简图

则作用于排架柱计算简图上的风荷载设计值如下:

q11.40.411kN/m26.0m3.45kN/m;q21.40.257kN/m26.0m2.16kN/m

FwQs1s2zh1s3s4zh2z0B1.40.80.51.15322.3m-0.60.51.1841.4m1.00.47KN/m26.012.96KN/m2

2.5吊车荷载

由书中查表可知500/50kN吊车参数为B6.35m，K4.8m，g140kN，Q500kN，Fp,max395kN，Fp,min75kN。根据B及K，可算得吊车梁支座反力影响线中各轮压对

应点的竖向坐标值，如图2—3所示。

6

塔里木大学混凝土结构课程设计 图5 吊车荷载作用下支座反力影响线

2.4.1吊车竖向荷载

吊车竖向荷载设计值为：

DmaxQFp,maxyi1.4395kN1.000.2663.6kN DminQFp,minyi1.4751.2126kN

2.4.2吊车横向水平荷载

作用于每一个轮子上的吊车横向水平制动力按下式计算，即

1TQg

4——横向水平制动系数，额定起重量为160~500kN时，应取0.1。 Q——吊车额定起重量的重力荷载。 g——小车的重力荷载。

则横向水平制动力为

11TQg0.150014016kN

44作用于排架柱上的吊车横向水平荷载设计值计算,即 TmaxQTyi1.416kN1.226.88kN

3排架内力分析

该厂房为单跨等高排架，可用剪力分配法进行排架内力分析。其中柱的剪力分配系数i按下式计算

i1/in

i11/i式中：1/i——第i根排架的抗侧移刚度。 其结果见表3。

表3 柱剪力分配系数

nIu/Il 柱别 C03/131/n1 i1/in1/ii1 Hu/H n0.719 0.264 H3/C0EI C02.484 A柱=B柱 AB0.3910H E3AB0.5 3.1恒载作用下排架内力分析 恒载作用下排架的计算简图如图3—1所示。

7

塔里木大学混凝土结构课程设计 图中的重力荷载G及力矩M是根据图2—1确定的，即

G1G1306.6kN； G2G2G3A53.16kN28.5kN81.66kN G3G5A91.8kN； G42G12306.6kN613.2KN

G5G4B2G335.1kN256.04KN147.18KN

M1Ge1306.6kN0.1m30.66kNm

M2GG3Ae0G3e3306.6kN28.5kN0.35m53.16kN0.45m93.36kNm

如图3—1（a）所示，排架为对称结构且作用对称荷载，排架结构无侧移，故各柱可按柱顶为不动铰支座计算内力。柱顶不动铰支座反力Ri计算如

对于A,B柱，n0.091，0.275则

11313133n C11.148 2.180，C21212131131nnM1M30.66kNm2.1893.36kNm1.148C1212.61kN HH313.8RB12.61kN RA求得Ri后，可用平衡条件求出柱各截面的弯矩和剪力。柱各截面的轴力为该截面以上重力荷载之和，恒载作用下排架结构的弯矩图和轴力图分别见图3—1（b）、（c）。 图3—1（d）为排架柱的弯矩、剪力和轴力的正负号规定。

（a）

图6 恒载作用下排架内力计算简图

8

塔里木大学混凝土结构课程设计

(b)

+M+N+V+M+V+N

（c）M图（kNm） （d）N图（kN）

图7 恒载作用下排架的内力图

3.2屋面活荷载作用下排架内力分析

排架计算简图如图8所示

图8 AB跨作用屋面活荷载时排架的计算简图

其中Q137.8kN，它在柱顶及变阶处引起的力矩为

M1AM1B37.8kN0.1m3.78kNm

M2AM2B37.8kNm0.3513.23kNm

9

塔里木大学混凝土结构课程设计 对于A柱，C12.180，C21.148，则

RAM1AM3.78kNm2.18013.23kNm1.148C12C21.70kN HH13.8m13.8mRARB1.70kN

则排架柱顶不动铰支座反力为 RRARB0

将R反向作用于排架柱顶，计算相应的柱顶剪力并与柱顶不动铰支座反力叠加，可得屋面

活荷载作用于AB跨时的柱顶剪力，即

VARARA1.70kN0.50kN1.7kN VBVA1.7kN

排架结构的弯矩图和轴力图分别见图9（a）、（b）。

（a）M图（kNm） （b）N图（kNm） 图9 AB跨作用屋面活荷载时排架的弯矩及剪力图

3.3风荷载作用下排架内力分析

（1）左吹风时

排架计算简图如图10所示

图10 左吹风时排架的计算简图

对于A,B柱，已知n0.088，0.461 则

10

塔里木大学混凝土结构课程设计 31411310.46141Cn0.0881118131n10.328

8110.46130.0881RAq1HC113.45kNm13.8m0.32815.62kN RBq2HC112.16kNm13.8m0.3289.78 RRARB15.62kN9.78kN12.96kN38.36kN

各柱顶剪力分别为

VARAR15.620.538.363.56 VBRBR9.780.538.369.4

排架弯矩图如图11所示

图11 左吹风作用下排架的弯矩图

kNm

3.4吊车和在荷载作用下的排架内力分析

（1）Dmax作用于A柱

计算简图如图12所示

图12 Dmax作用于A柱时排架计算简图

11

塔里木大学混凝土结构课程设计 其中，吊车竖向荷载Dmax，Dmin在牛腿顶面处引起的力矩为 MADmaxe3663.6kN0.45m298.62kNm

MBDmine3126kN1.05m132.3kNm

对于A柱，C20.671，则

MA298.62kNmC21.14824.84kN H13.8m对于B柱：

M132.3kNmRBBC21.14811.01kN

H13.8mRARRARB24.84kN11.01kN13.83kN

排架各柱剪力即为

VARAR24.84kN0.513.83kN17.93kN

VBRBR0.524.8417.93kN

排架各柱的弯矩图、轴力图及柱底剪力值如图15所示：

（a）M图（kNm） （b）N图（kN）

图13 Dmax作用于A柱时排架内力图

（2）作Dmax用于B柱

计算简图如图16所示

12

塔里木大学混凝土结构课程设计 图14 Dmax作用于B柱时排架计算简图

将“Dmax作用于A柱”情况时的A,B柱内力对换，并注意改变符号，可求得Dmax作用于

B柱时各柱的内力。排架各柱的弯矩图、轴力图和柱底剪力值如图17所示。

（a）M图（kNm） （b）N图（kN）

图15 Dmax作用于B柱时排架的内力图

（3）Tmax作用于AB跨

计算简图如图18 所示

图16 Tmax作用于AC跨时排架的计算简图

13

塔里木大学混凝土结构课程设计 对于A柱，n0.091，0.275，查表得a3.9m1.2m3.9m0.692，则

2a1a223a23anC30.617

12131n3RBRATmaxC326.88kN0.61716.58kN

排架柱顶总反力为

RRARB216.5833.16kN

因为是有檩体系0.85，各柱顶剪力为

VAVBRAR0

排架各柱的弯矩图及柱底剪力值如图19所示

M图、V图（kNm kN）

图17 Tmax作用于AB跨时排架的弯矩及柱底剪力值图

3.5内力组合

A柱内力设计值汇总见下表4 ，A柱内力组合值见表4，表中控制截面及正号内力方

向见表A。

内力组合除Nmax及相应的M和N一项外其他均按式 S1.2SGKQ1SQ1K、

S1.2SGK0.9rQiSQik及S1.35SGK0.9i1nni1rQiciSQik求得最不利荷载值。

Nmax及相应的M和N在Ⅱ—Ⅱ截面及Ⅲ—Ⅲ截面均按S1.2SGK1.4SQK求得最不利荷

载值而Ⅰ-Ⅰ截面则是按照S1.35SGKSQK求得最不利荷载值。

对柱进行裂缝宽度验算时，内力采用标准值，同时只需对e0/h00.55的柱进行验算。为此表4中亦给出了Mk和Nk的组合值。

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表4 A柱内力设计值汇总表 屋面活载 恒载 作用在AB跨 Dmax作用在A柱 Dmax作用在B柱 Tmax作用在AB跨 左吹风 吊车竖向荷载 吊车水平荷载 风荷载 1 ○2 ○4 ○6 ○8 ○10 ○M 18.52 2.86 -69.93 -69.93 ±32.26 40.12 N 335.1 37.8 0 0 0 0 M -74.84 -10.38 228.69 -62.37 ±32.26 40.12 N 388.26 37.8 663.6 126 0 0 M 50 -6.45 51.18 107.58 ±298.37 377.64 N 480.06 37.8 663.6 126 0 0 V 12.61 1.7 -17.93 -17.93 ±26.88 51.17 荷载类别 柱号及正向内力 序号 Ⅰ—Ⅰ Ⅱ—Ⅱ 塔里木大学混凝土结构课程设计

Ⅲ-Ⅲ 15

16 表5 A柱内力组合表 ﹢Mmax及相应 的M，V ﹣Mmax及相应 的M，V Nmax及相应 的M，V Nmin及相应 的M，V MK，NK 114.52 1+0.9[○2+○10] ○ 塔里木大学混凝土结构课程设计 截面 备注 M 361.56 335.1 1+0.9[○5+○7○9+○11] +○1+0.9[○2+○3○6] +○-111.03 34.27 27.97 Nmax一项，Ⅰ-Ⅰ N 11.85 ○1+0.9[○3+○69 +○10] +○372.9 取1.35SGK +0.7×361.56 420.69 1.4SQK M 606.27 971.04 58.83 1+0.9[○2+○5○7+○8+○11] +○Ⅱ-Ⅱ N -323.68 568.26 -26.82 200.5 -158.03 193.23 -108.23 1+0.9[○3+ ○1+0.9[○2+○51+0.9[○7+○9○○4+○6 1+0.9×○4 ○○7+○9+○11] 11] +○+○9+○10] +○1051.86 502.92 1078.32 879.24 532.11 1170.12 667.81 971.04 M N V 1+0.9[○3+⑧○6+×○10] +○Ⅲ-Ⅲ 439.00 750.75 43.53 1+0.9×○4 ○ -237.16 463.05 -20.66 MK 45.39 ○71.24 1+0.9×[○3+○69 +○10] +○386.03 482.96 892.95 33.92 750.75 52.39 NK VK 塔里木大学混凝土结构课程设计

3.6柱截面设计

A柱，混凝土强度等级为C40，fc19.10N/mm2 ,ftk2.39N/mm2;采用HRB400'级钢筋，fyfy360N/mm2，b0.518。上、下柱均采用对称配筋。

（1）上柱配筋计算

由表5可见，上柱截面共有4组内力，取h0500mm45mm455mm。经判别，其中两组内力为大偏心；两组小偏心且两组小偏心的轴向力NNb即

2NNb1fcbh00.5181.016.75004551968.0115kN故按此组内力计算时为

构造配筋，对两组大偏心在弯矩较大且相近取轴力较小的一组 M114.52kNm，N335.1kN

由附表11.1查得,有吊车厂房排架方向上柱的计算长度l023.9m7.8m。附加偏心

M114.52106Nmm400mm342mm， 距ea取20mm（大于。e013.33mm）

N30335.1103Neie0ea342mm20mm362mm,由

l0820020.55，故应考虑偏心距增大系数h4000.5fcA0.516.75002，16.2291.0取11.0。

N335.1l21.150.0101.150.0120.50.945

h1l0780011211.01.204

eih36250015001400455h01222aN1049960'进行计算。 0.377s0.192,不能按x2as1fcbh01.019.1400365h0'eeih/2as2.18487.42mm400mm/235mm425.93mm

N335.1103x0.088m1fcb1.016.7500455

'ASASNe1fcbxh00.5x'fy'h0as1049960425.9319.10400137.433650.5137.431146mm236036535

17

塔里木大学混凝土结构课程设计 选422As1520mm20.608%0.55%,满足要求。 AS1520mm，则bho500mm500mm由附表11.1，得垂直于排架方向的计算长度l01.253.9m4.875m，则

l0b6300mm400mm15.75'Nu0.9fcAfy'Asl048759.75，由内插法得0.995。 b5000.90.99516.7N/mm2500mm500mm360N/mm21520mm22 4718.748kN372.9kN 满足弯矩作用平面外的承载力要求。 （2）下柱配筋计算

取h01200mm45mm1155mm。与上柱分析方法类似，在表5中的8组内力中，选取下列两组不利内力

M532.11kNmM414.55kNm, N1170.12kNN1049.96kN按M532.11kNm,N1170.12kN计算

下柱计算长度取l01.0H1.09.9m9.9m，附加偏心距

ea1200mm40mm（大于40mm）b120mm，bf500mmhf200mm。 30M532.11106Nmme0623mm eie0ea423mm40mm463mm

N1170.12N5由l0/h8900mm/1000mm8.915，故应考虑偏心距增大系数，且取21.0。

0.5fcA0.516.729.610411.4531.0

N1170.123取11.0。

1l0990011211.01.01.079

eih6631200150014001155h0122ei1.124440.82mm495.48mm0.3h00.3965mm289.5mm

故为大偏心受压。先假定中和轴位于翼缘内，则

xN1170.12140mmh'f200mm 1fcb1.016.7500'eeih/2as530mm1200mm/245mm1085mm

18

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AS'ASNe1fcb'fbh'fh00.5h'f1fcbxh00.5xfy'0'sha21170.12kN1085mm16.70N/mm2500140mm1155mm0.5140mm360N/mm1155mm45mm1.019.10N/mm2100mm137.43mm965mm35mm360N/mm965mm35mm2=375mm2

0综合上述计算结果，下柱截面只需按照构造配筋选用622（As2281mm2）进行配筋。按此配筋，经验算柱弯矩作用平面外的承载力亦满足要求。 (3)柱的裂缝宽度验算

《规范》规定，对e0h00.55的柱应进行裂缝宽度验算。本例值出现下柱e0h00.55的内力，故应进行裂缝宽度验算。验算过程见表6，其中上柱As1520mm2，

Es2.0105Nmm2；构件受力特征系数cr2.1；混凝土保护层厚度c取25mm。M27.97106Nmme077mm0.55h0(0.55h00.55455250mm) 3N361.5610NM420.69106Nmme0433mm0.55h0(0.55h00.551155635mm) N971.04103N故不需要进行裂缝宽度验算。 （4）柱的箍筋配置

非地震区的单层厂房柱，其箍筋数量一般由构造要求控制。根据构造要求，上、下柱均选用8@200箍筋。

3.5.5牛腿设计

根据吊车梁支承位置、截面尺寸及构造要求，初步拟定牛腿尺寸，如图18所示。其中牛腿截面宽度b500mm，牛腿截面高度h600mm，h0560mm。

19

塔里木大学混凝土结构课程设计 750150100A图18 牛腿尺寸简图

（5）牛腿截面高度验算

已知0.6，5ftk2.01kN/mm2，Fhk0（牛腿顶面无水平荷载），

a450mm20mm430mm0，取a0，

FvkDmaxQG3G663.6kN53.16kN518.3kN1.41.2F10.5hkFvkftkbh02.02N/mm2500mm560mm0.65735.28kNFvk518.3kNa0.50.5h0故牛腿截面高度满足要求。 （6）牛腿配筋计算

由于a150mm20mm130mm0，因而牛腿可按构造要求配筋。根据构造要求，

Asminbh0.002500mm600mm600mm2。实际选用414（As616mm2）。水平

箍筋选用8@100。

（7）柱的吊装验算

采用翻身起吊，吊点设在牛腿下部，混凝土达到设计强度后起吊。由附表查得柱插入杯

m0m口深度为h10.91209m60m，取h11000mm，则柱吊装时的总长度为

3.9m9.m9m1，计算简图如图19所示。 14.m20

100500

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2400182+116q39550q26002q142004221M2M3M14009001422

图19 柱吊装计算简图

柱吊装阶段的荷载为柱自重重力荷载（应考虑动力系数），即：

q1Gq1k1.51.26.25kN/m11.25kN/m

q2Gq2k1.51.20.5m1.3m25kN/m329.25kN/m q3Gq3k1.51.27.65kN/m13.77kN/m

在上述荷载作用下，各柱控制截面的弯矩为：

112M1q1Hu11.25kN/m3.92m285.56kNm

22121M211.25kN/m3.9m0.6m29.25kN/m11.25kN/m0.62m2117.15kNm22

2由MBRAl3q3l3M20得：

12M11117.15kN/mRAq3l3213.77kN/m10.2m58.74kN

2l3210.2m1M3RAxq3x2

2dM3R令RAq3x0，得xAq58.74kN13.77kN/m4.27m，则下柱段最大弯

3dx矩M3为：M3125.29kNm

柱截面受弯承载力及裂缝宽度验算过程见表7。

21

塔里木大学混凝土结构课程设计 表6 柱吊装阶段承载力及裂缝宽度验算表

柱截面 MMk/kNm MufyAsh0as/kNm 上柱 下柱 71.3 97.6 224.350.985.5677.004911.4880.9117.15105.43 skMk/0.87h0As/N/mm2 1.10.65ftk118.5 0.19 42.58 -0.59＜0.2，取0.2 tesk wmaxcrskdeq1.9c0.08/mm Este0.044＜0.3（满足要求） 0.013＜0.2（满足要求） 4基础设计

GB50007-2002《建筑地基基础设计规范》规定，对于6m柱距的单层多跨厂房，地基承载力特征值160kN/m2fk＜200kN/m2、吊车起重量200~300kN、厂房跨度l30m、设计等级为丙级时，可不做地基变形验算。本设计的吊车起重量为300kN，可不做地基变形

验算。

基础混凝土强度等级采用C20，下设100mm厚C10素混凝土垫层。

4.1作用于基础顶面上的荷载计算

作用于基础顶面上的荷载包括柱底（Ⅲ—Ⅲ截面）传给基础的M，N，V以及外墙自重重力荷载。其中内力标准组合值用于地基承载力验算，基本组合值用于受冲切承载力验算和底板配筋计算，内力的正号规定见图22（b）。 由内力组合表选出两组最不利内力

Mmax606.27kNm,N971.04kN,V58.83kN

Mmax532.11kNm,N1170.12kN,V45.39kN

18004800155504000240900400NwewNM±0.000V4004003506000b(b)(a)

100-1.650h图20 基础荷载示意图

d

塔里木大学混凝土结构课程设计 （1） 由图20可见，每个基础承受的外墙总宽度为9.0m，总高度为14.8m，墙体为240mm厚实心砖墙（19kN/m3）。钢框玻璃窗（0.45kN/m2）基础梁重量为16.7kN/根.每个基础承受的由墙体传来的重力荷载为：

240mm厚砖墙 19kN/m30.24m[9m16.1m(4.8m1.8m)5.6m]435.85kN 钢框玻璃窗 0.45kN/m24.8m1.8m5.6m16.63kN

基础梁 344.49kN

G5412.18kN

（2） 由基础梁传来的荷载G5对基础底面产生的偏心弯矩设计值为

0.241.2)566.62kNm 22（3）作用于基底的总弯矩和轴向力设计值为（假定基础高度H=1100mm）

G5e5412.18(第一组 Mbot608.71(57.57)1.1237.70909.74kNm

N749413.391162.39kN

第二组 Mbot462.1973.031.1237.70304.82kNm N587.82413.391001.21kN 基底受力情况如上图20。

4.2基础尺寸及埋置深度

由第二组确定b和l: A(1.11.4）1001.21(5.44~6.92)m2

240221.72

取b=3.6m,l=3.6m,A=12.96m 第一组基底尺寸验算

Mbot909.74l 0.5650.667m(可以）Nbot1162.392234.01.76 e0第二组基底尺寸验算 e0Mbot304.82l 0.210.667m(可以）Nbot1001.212234.01.76NbotMbotNMGdbot AWAW750.75201201.85152.581.2f1.2240288kN/mm2 =

12.967.776 PmaxPmin100.880（可以）该房屋是可不作地基变形的二级建筑物，不作地基变形验算。

23

塔里木大学混凝土结构课程设计 4.3基础高度验算

(1)按构造要求拟定高度h

前面已初步假定基础h1.35m，如采用锥形基础，根据构造要求，初步确定基础尺寸如图（18）所示。由于上阶底面落在柱边冲切破坏锥体之内，故仅在变阶处作冲切验算。各组荷载设计值作用下的地基净反力 第一组 Pn,max第二组

1537.66277.72154.36kN/m2

12.967.776

Pn,max1134.88767.85186.13kN/m212.967.776 故按第二组进行计算。基础抗冲切验算简图如图21

由于基础宽度b3.6m,故小于冲切破坏锥体底宽

b12h01.50.722.9m故冲切破坏荷载

l1h01)b 23.62.1 187.14(0.7)3.610.85kN

22 FLPn,maxA187.14(l2 变阶处抗冲切力=0.7hftbmh0

=0.70.9751.5722007001650.15kN9.33kN

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4.4基础底板配筋计算

(1)柱边及变阶处基底反力计算

基础底板配筋计算时长边和短边方向的计算截面简图如图6-6所示。三组不利内力设计值在柱边及变阶处的基底净反力计算见表6-7。其中第1、3组内力产生的基底反力见图6-6所

示。

图21 变阶处的冲切破坏截面

用表列公式计算第2组内力产生的Pj1和Pj3。Pj,min0。

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图22基础底板配筋计算截面

表6-7 柱边及变阶处基底净反力计算 公式 2.25PjPj,min(Pj,maxPj,min)/(kNm2) 3.62.65PjPj,min(Pj,maxPj,min)/(kNm2)3.6第1组 129.56 第2组 121.62 第3组 141.29 138.49 144.91 147.25 pj,maxpj2/(kN/m2) 141.96 153.97 149.57 Pj,maxPj/(kNm2)2146.43 165.61 152.55 Pj,maxPj,min/(kNm2) 2118.65 93.16 144.27 （2）柱边及变阶弯距计算

1Pj,maxPjM(bbc)2(2llc)

2421165.61kNm2(3.6m1.2m)2(23.6m0.6m)288.23kNm24

1Pj,maxPjM(bbc)2(2llc)

2421165.61kNm2(3.6m2.1m)2(23.6m1.5m)135.08kNm24

1Pj,maxPj,minM(llc)2(2bbc)

24226

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1144.27kNm2(2.6m0.6m)2(23.6m1.2m)454.45kNm 241Pj,maxPj,minMV(llc)2(2bbc)

2421 144.27kNm2(3.6m1.5m)2(23.6m2.1m)246.54kNm

24（3）配筋计算

基础底板受力钢筋采用HPB235级（fy300N/mm2） 基础底板长边方向钢筋面积为：

M1288.23106NmAs682mm2 20.9h0fy0.9(1350mm45mm)360NmmAsM1135.08106Nm2 488mm0.9h0fy0.9(900mm45mm)360Nmm2选用12＠100（As1131mm2）.

基础底板短边方向钢筋面积为：

AsM1454.45106Nm2 1083mm0.9(h0d)fy0.9(1350mm45mm10mm)360Nmm2MV246.54106Nm900mm2 20.9(h0d)fy0.9(900mm45mm10mm)360NmmAsV选用12＠110（As1028mm2）.

基础底板配筋见图6-8。由于t/h2350mm/450mm0.770.75，所以杯壁不需要配筋。

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图23基础地板配筋图

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32525500850400400400190030014@12014@12023600950400450180021A

图24 基础底板配筋图

5施工说明

排架柱采用预制钢筋混凝土，在浇筑时要注意对柱的养护和其配料的严格要求以及生产环境的严格要求避免不必要的污染。浇筑中把预埋件按要求埋到合适的位置，比如说柱顶，牛腿上。在运输时要做好柱与柱间的隔垫以避免柱的棱角被损害，以及柱顶的保护。避免缺角和裂缝的产生，柱在堆积时不能过高。

在吊装时柱的强度要达到75%，并做相应的吊装试验看能否满足强度要求。在施工时做好对柱的编号及柱的中线的确定和定位中线的确定。柱的吊装采用直吊绑扎法。当柱子平放起吊抗弯强度不满足要求时，需先将柱子侧翻，再吊起，以提高柱截面的抗弯能力。采用滑行法吊什柱时，起重机只收钩，柱脚沿地面滑行，在绑扎点位置柱身呈直立状态，然后吊离地面。滑行法吊升时柱受震动较大应对柱脚采取保护措施。柱脚插入杯口后，停在离杯口30～50mm处进行对位。

柱的构造要求：柱的箍筋采用封闭式，箍筋间距为200mm。牛腿构造要求：1.纵筋构造要求，采用HRB335级钢筋。根数不少于4根。直径不少于12mm。2.水平箍筋和弯筋的构造要求，本设计中牛腿不进行斜截面受剪承载力计算，需按构造配筋，当剪跨比小于0.3时可不设弯起钢筋。全部纵向受力钢筋沿牛腿外边缘向下伸入柱内150mm后截断。

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