双跨等高工业厂房结构设计

资料资料.双跨等高工业厂房结构设计一、设计任务书.设计题目某金工车间双跨等高厂房。.设计任务（1）单层厂房的结构布置；（2）选用标准构件；（3）排架柱及住下基础设计。3．设计内容（1）确定上下柱的高度和截面尺寸。（2）选用屋面板，天沟板，基础梁，吊车梁及轨道连接件。（3）计算排架所承受的各项荷载。（4）计算各项荷载作用下排架的内力。（5）柱及牛腿的设计，柱下独立基础的设计。（6）绘制施工图。1）结构布置图（屋架，天窗架，屋面板，屋盖支撑，吊车梁，柱及柱间支撑，墙体布置）；2）柱施工图（柱模板图，柱施工图）3）基础施工图（基础平面图及配筋图）4.设计资料（1）该车间为双跨等高无天窗厂房，采用卷材防水屋面，跨度为24/18米，柱距为6米，车间总厂为72米。厂房的剖面图如图1所示。图1厂房剖面图(2)建筑地点为某市郊区(暂不考虑地震作用)，设计使用年限为50年。(3)吊车：根据生产工艺要求，车间设置有两台15/3t桥式软钩吊车，吊车工作级别为A5级，吊车轨顶标高+9.6m。(4)风荷载：基本风压(50年)标注值为0.3k/忏，风压高度变化系数按B类地貌取。(5)雪荷载：基本雪压(50年)标准值为0.25k/忏。(6)工程地质及水文条件：厂址位于渭河二级阶地，地形平坦，厂区地层自上而下为耕土层，厚约0.6m,粘土层厚约3.5m,地基承载力标准值二200KN/忏，可作为持力层；中砂；卵石；基岩。厂区地层地下水位较低，且无腐蚀性，设计时不考虑地下水位的影响。（7）建筑构造。1）屋面：卷材防水屋面；2）墙体：240mm厚实心粘土砖砌筑；3）地面：屋内混凝土地面，室内外高差150mm。二、计算书1.结构构件的选型与布置装配式钢筋混凝土排架结构，当结构布置符合建筑模数且尺寸在馋鬼的范围内时，出柱与基础单独设计完成外，其他构件可以从建筑标准图集中选用。通用图集一般包括设计说明、构件选用表、结构布置图、模板图、配筋图、预埋件详图、钢筋及钢筋用量表等内容。它们属于结构施工图，可以作为施工的依据。设计中应该选用合适的构件，对构件进行正确的表示，而无需逐个构件设计。屋面结构。屋面板。屋面板（包括檐口板、嵌板）选用方法：采用全国通用工业厂房结构构件标准图集G410（一）1.5mx6.0m预应力钢筋混凝土屋面板（卷材防水），计算屋面板所承受的外加荷载的标准值，在图集中查找板的允许外加荷载大于或等于板所承受的外加荷载，作为屋面板，选用结果见表1，屋面板的布置如图2所示。天沟板。应配合屋架选用天沟板。采用全国通用工业厂房结构构件标准图集G410（一）1.5mx6.0m预应力钢筋混凝土屋面板（卷材防水天沟板），由屋面排板计算，天沟板的宽度为680mm。具体计算如下:半跨屋架上弦坡面总长二一0.52+1.42=10.593m当排放6块屋面板和一块890mm嵌板时，则有：12.005-0.89-1.49义6=0.763m所以，根据图集选用一块宽为760mm的天沟板，见表1,其布置如附图中所示。该厂房一侧设4根落水管，天沟板内坡度为5%。。垫层最薄处20mm厚，最厚处为80mm,如图2-22所示。按最厚处的一块天沟板（80mm）计算其所受的外荷载标准值。注意天沟板的开洞位置。表1结构构件的选型表构件名称标准图集选用型号夕卜加荷载允许荷载构件自重

屋面板G410（一）1.5mx6.0m预应力钢筋混凝土屋面板（卷材防水）YWB-2（中间跨）YWB-2s（端跨）二毡三油防水层0.3520mm水泥砂浆找平层20X0.02=0.40100m厚水泥蛭石保温层5X0.1=0.50一毡二油隔汽层0.0520m水泥砂浆找平层0.404亘载 E1.70kN/忏屋面活荷载 0.70雪载 0.25活截取屋面活载与雪载的最大值 0.50汇2.40kN/忏2.46kN/忏板自重1.30kN/忏灌缝重0.1kN/忏I-LJ嵌板G410（一）0.9mx6.0m预应力KWB-1（中间跨）KWB-1s（端同上2.50kN/忏板自重1.93kN/忏

钢筋混凝土屋面板（卷材防水嵌板、檐口板跨）灌缝重0.1kN/忏天G410（一）0.8mTGB68-1（中间积水深为230mm（与高肋齐）3.05kN/2.02kN/沟板X6.0m预应力钢筋混凝土屋面板（卷材防水天沟板）跨）TGB68-1a（中间跨右端开洞）TGB68-1b（中间跨左端开洞）TGB68-1sa（端跨右端开洞）TGB68-1sb（端跨右端开洞）10x0.23x0.46=1.06二毡三油防水层0.35x0.9=0.3220mm水泥砂浆找平层20x0.02x0.09=0.3680mm厚水泥蛭石保温层5x0.08x0.5=0.20一毡二油隔气层0.05x1.18=0.0620mm水泥砂浆找平层20x0.02x1.18=0.47E 2.47kN/肝肝肝续表构件名称标准图集选用型号夕卜加荷载允许荷载构件自重屋架G415（三）预应力混凝土折线形屋架（跨度24m）YWJA-24-1aYWJA-18-1a屋面板以上恒载1.70kN/忏活载0.5kN/忏屋架以上荷载2.2kN/忏3.5kN/忏86/55.5kN/根支撑0.25kN/忏

吊车梁G323（二）钢筋混凝土吊车梁（中轻级工作制）DLZ-6A（中间跨）DAZ-6B（边跨）26.6kN/根16.7kN/根（中基G320钢筋儿-3（中间间跨）础混凝土基础跨）15.1kN梁梁JL-18（边跨）/根（边跨）P=1.27x185=234.95最大设轨道G-325吊车DGL-13kN计轮压p0.8kN联接轨道联接P=1.27x⑴W/m165=209.55kN370kN屋架。屋架选用应根据厂房使用要求、跨度大小、屋面荷载的大小、有无天窗及天窗类别、檐口类别等进行选用。本实例采用全国通用工业厂房结构构件标准图集G415（三）预应力钢筋混凝土折线屋架（跨度24/18m）,见表1。4）屋盖支撑。⑴不设置屋架上弦水平支撑。屋架上弦横向水平支撑作用是在屋架上弦平面内形成刚性框，增强屋架的整体刚度，保证屋架上弦或屋面梁上翼缘平面外的稳定，同时将抗风柱传来的风荷载传递到（纵向）排架柱顶。但由于采用大型屋面板，每块屋面板与屋架的连结不少于三个焊接点，并沿板缝灌注C15细石混凝土保证了屋面刚度，因此屋面上弦不宜设置上弦横向水平支撑。⑵不设置屋架下弦支撑。由于本设计中，厂房的吊车吨位（15/3t）不大，无震动类设备对屋架下弦产生的水平作用力，故无需设置下弦横向水平支撑和下弦纵向支撑。⑶垂直支撑和水平系杆。垂直支撑作用是保证屋架承受荷载后在平面外的稳定并传递纵向水平力，在跨端布置垂直支撑CC-1,跨中布置垂直支撑CC-3,如图2所示。下弦水平系杆课防止吊车或其他水平震动时（纵向）屋架下弦发生颤动，一般情况下应在未设置支撑的屋架间相应于垂直支撑平面的屋架下弦节点处设置通长水平系杆。如附图屋架端部用HG-2,屋架中部（跨中）用HG-1。i/x/yii/wi图2屋盖支撑布置图梁柱结构布置。1）排架柱尺寸的选定。a） 柱高。轨顶标高为+9.600m,吊车为15/3匕工作级别为A5级。当厂房跨度为24m时可以求得吊车的跨度为L=24-0.75x2=22.5m,当厂房跨度k为18m时可以求得吊车的跨度为l=18-0.75x2=16.5m,查附表2-1求得吊车轨k顶以上高度（吊车轨顶至小车顶面的距离）为2.15/2.05m,根据选定吊车梁的高度=1.200m,轨道顶面至吊车梁地面的距离（轨顶垫高）。牛腿顶面标高=轨顶标高-吊车梁高度-轨顶标高=9.600-1.200-0.200=8.200m牛腿顶面标高应满足建筑模数（3M）要求，取为8.400m。考虑到吊车行驶所需空隙尺寸h=200mm，柱顶标高按下式计算：k柱顶标高二牛腿顶面标高+吊车梁高度+轨顶标高+吊车高度+hk

=8.40+1.20+0.20+2.15+0.20=12.15m所以，柱顶（或屋架下弦底面）标高取为12.30m（满足3M模数要求）。设室内地面至基础顶面的距离为0.7m,则计算简图中中柱的总高度H,下柱高度H和上柱高度H分别为luH=12.3+0.7=13.0H=8.4+0.7=9.1mlH=H=13.0—9.1=3.9mul实际轨顶标高=8.40+1.20+0.20=9.80"1,与9.60m相差0.200m，满足的士0.200m的要求。b）柱截面尺寸。根据柱的高度、吊车起吊重量级工作级别等条件，可查附表确定柱截面尺寸为=414mmH=414mmb>—i= 22 22h>H—h>H—i12910012=758mmA(C)轴上柱：矩形bxh=400mmx400mm下柱：I形bxhxbxh=400mmx900mmx100mmx150mmffB轴上柱：矩形bxh=400mmx600mm下柱：I形bxhxbxh=400mmx1000mmx100mmx150mmffc)牛腿尺寸初选。由牛腿几何尺寸的构造规定，a«45,h>h，且一「30h>200mm，故取a=45。，h=500mm。c=100mm，如图3所示。1 11

图3牛腿截面尺寸A（C）轴柱：C=750+b+c一900=750+150+100-900=100mm2ih=500+100=600mmB轴柱：c=750+b+c-500=750+150+100-500=500mm2 12）柱间支撑。可在该厂房中部（7）（8）轴线间设置上柱柱间支撑和下柱柱间支撑。（3）吊车梁。吊车梁除了要满足承载力、抗裂度和刚度的要求外，还要满足疲劳强度的要求。首先应根据工艺要求和吊车的特点，结合当地的施工技术条件和材料供应情况，选用合理吊车梁形式。采用6323（二）钢筋混凝土吊车梁（中、轻级工作制）,再根据吊车的起重量、吊车的台数、吊车的跨度、工作级别等因素选用吊车梁型号，见表1。(4)吊车轨道联结件。根据工业厂房结构构件标准图集G-325吊车轨道联结查得软钩吊车最大设计轮压p=1.27p以及吊车工作级别、起重量、吊车梁上max螺栓孔间距，选用见表1。(5)基础平面布置。1)基础编号。首先区分排架类型，分标准排架、端部排架、伸缩缝处排架等，然后对各类排架和边柱的基础分别编号，还有抗风柱的基础也需编号(见附图基础、基础梁、吊车梁布置图)。2)基础梁。基础梁通常采用预制构件，按全国通用工业厂房结构构件标准图集G320钢筋混凝土基础梁选取。本设计中跨选用JL-3,边跨选用JL-18,见表1。2.排架结构计算(1)计算简图及柱的计算参数。1)计算单元及计算简图。通过相邻横向柱距的中心线取出有代表性的一根排架作为整个结构的横向平面排架计算单元，如图4(a)所示。取中间跨(7)轴线排架为计算单元进行计算，其计算简图如图4(b)所示。

计算单元和计算简图图4计算单元和计算简图图42）柱的计算参数。由柱的截面尺寸，可以求得柱的计算参数，见表2。表2柱的计算参数

飞算参数柱号截面尺寸/mm面积/mm2惯性矩mm4自重/kN•m-1A,C上柱矩形400x4001.6x10521.3x1084.0下柱I形400x900x100x1501.875x105195.38x1084.69B上柱矢巨形400x6002.4x10572x1086.0下柱I形400x1000x100x1501.975x105256.34x1084.94（2）荷载计算。1）恒载。I）屋盖恒载。二毡三油上铺小石子防水层0.35kN/m2二毡三油上铺小石子防水层0.35kN/m220mm厚1:3水泥砂浆找平层20x0.02=0.40kN/m2100mm厚水泥蛭石保温层5x0.1=0.50kN/m2一毡二油隔气层0.05一毡二油隔气层0.05kN/m220mm厚20mm厚1：3水泥砂浆找平层20x0.02=0.40kN/m2屋盖支撑预应力混凝土屋面板（包括灌缝） 1.40kN/m2屋盖支撑0.5kN/m23.6kN/m2屋架重力荷载为86（55.5）kN/根，则作用与柱顶的屋盖结构自重标准值为:

24m:18m:G=3.6x6x1x24+86x1=302.2kN24m:18m:122G=3.6x6x1x18+55.5x1=222.15kN12 2川柱自重标准值。A,C轴上柱：g=g=gh=4.0x3.9=15.6kN2A 2C ku下柱：G=G=4.69x9.1=42.68kN3A 3CB轴上柱：G=6.0x3.9=23.4kN2B下柱：G=4.94x9.1=44.95kN3Biii）吊车梁及轨道自重标准值。A,B轴上柱：g=G=26.6+0.8x6=31.4kN4A 4B各项恒载作用位置如图5所示。面均布活荷载标准值为0.7kN/m2面均布活荷载标准值为0.7kN/m2。因屋面活荷载大于雪荷载，故不考虑雪荷载。作用于柱顶的屋面活荷载标准值为24m:Q=0.7x6x24=50.4kN1218m： 18Q=0.7x6x—=37.8kN12Q的作用位置与GQ的作用位置与G作用位置相同，如图5所示。图5荷载作用位置图（单位：kN）3）吊车荷载。由附表2-1查得吊车计算参数列于表2-13，并进行单位换算。表3车计算参数跨度/m起重量Q/kN跨度L/mK最大轮压P/kmaxN最小轮压P/kminN轮距K/m吊车宽B/m吊车重G/kN小车重g/KN24150/3022.5185504.45.553216918150/3016.5165354.45.6525069根据B及K,可算得吊车梁支座反力影响线中各轮距对应点竖向坐标值，如图6所示，由此可求的吊车作用于柱上的吊车荷载。吊车竖向荷载。24m:D=PP Zy=0.9X185X(1+0.808+0.267+0.075)=357.98kNmax,k max,kiTOC\o"1-5"\h\zD=PPZy=0.9X50X(1+0.808+0.267+0.075)=96.75kNmin,k min,k i18m:d=。pZy=0.9x165x(1+0.792+0.267+0.058)=314.37kNmax,k max,k iD=。PZy=0.9x35x(1+0.792+0.267+0.058)=66.69kNmin,k min,k i吊车横向水平荷载。当吊车额定起重量151<Q<50t时，a=0.10。则一个大车轮子传递的吊车横向水平荷载标准值T=PTZy=1邓(g+Q)Zymax,k ki4 i=-X0.1X0.9X(150+69)X(1+0.808+0.267+0.075)4 ' ，' /图6吊车荷载作用下支座反力影响线4)风荷载。由设计任务书可知，该地区基本风压为卬=0.3kN/m2,地面粗糙0度为B类，查附表可得风压高度变化系数目如下：z柱顶(标高=12.30m)：目=1.604；z檐口(标高=1.00+2.4x3+1.5+1.8+3.0=14.5m)：日=1.126；z屋顶标高=柱顶标高+屋架高度+屋面厚度(包括屋面做法)12.30+3.4+[(0.02+0.1+0.02+0.12)+0.24]:16.200m…(24m)...以:1.153z12.30+2.8+[(0.02+0.1+0.02+0.12)+0.24]=15.600m...(18m).…四:1.163z屋顶(标高=16.200(15.600)m)风荷载体型系数目如图2-28所示。风荷载标准值为s图7风荷载体型系数及排架计算简图W=Pn从W=1.0x0.8x1.064x0.3=0.255kN/m21k zs1zW=0N从W=1.0x0.4x1.064x0.3=0.128kN/m22k zs2z则作用于排架上的风荷载标准值为q=0.255x6.0=1.53kN/m21q=0.128x6.0=0.77kN/m22h=14.5—12.3=2.2m,h=16.2(15.6)—14.5=1.7(1.1)m12F=[(日+日)日h+(日+日)日h]PWBw s1 s2z1 s3 s4z2z二[(0.8+0.4)x1.126x2.2+(-0.6+0.5)x1.163(1.153)x1.4]x1.0x0.3x6.0=5.04kN °(3)内力分析。1)剪力分配系数n。该厂房为两跨等高排架，其柱顶位移系数c和柱的剪力i0分配系数n的计算结果见表4。i表4柱的剪力分配系数柱另口In=-uI1九=HuHc= 3101+九3(1-1)nA H3Ap二 CEI0C11An=—pi—iZXAi=1piA、C柱n=0.109九二3.9/13=0.30C=2.4580A=0.208x10-10H3/Ep cn=n=0.286A CB柱n=0.281九=0.300C=2.8060A=0.139x10-10H3/Ep cn=0.428B注：丑+丑+丑=1ABc2)恒荷载作用下排架内力分析。恒荷载作用下的计算简图如图8(a)所示，图中重力荷载G以及力矩M由图5确定。具体计算如下：TOC\o"1-5"\h\zG=G=302.2kN(G=222.15kN)1 1A 1cG=2G=524.35kN1B 1M=Ge=302.2x0.05=15.11kNm(M=11.11kNm)1A11A 1cM=Ge=302.2x0.25=75.55kNm(M=55.55kNm)2A 12A 2C图8恒荷载作用下排架内力图a）计算简图;b）M图（kN.m）,V（KN）;C）N图（kN）C=1.5

11-X2(1—1) 产=1.51+X3(--1)n1-X2C=1.5 1 =1.5x3 1+X3(1-1)n1-0.302(1-1+0.3031-0.302y一1J1+0.303(0.109-1R=CM1=2.133x15.11(11.11)1 1H13.0=2.133_=1.118)=2.479(1.823)kNR=CM2=1.118x75.55(55.55)=6.497(4.777)kN2 3H 13.0R=R+R=2.479+6.497=8.98kN(一)A12R=6.6kN(fCR=2.38kN(—)BA,C柱：n=0.109,X=0.30，由附图2-11-2和附图2-11-3公式得:在R与M1,M2共同作用下，画出排架的弯矩图，柱底剪力图以及轴力图如图8（b），（c）所示。3）屋面活荷载作用下排架内力分析。i）AB跨作用有屋面活荷载，排架计算简图如图9a所示，屋架传至柱顶的集中荷载Q=36KN，它在A,B柱柱顶及变阶处引起的弯矩分别为：1AAe1e2eQ1Q1Q===1A2AMMM=AAe1e2eQ1Q1Q===1A2AMMM1C=50.4x0.25=12.6kN•m(M=9.45kN•m)1C=50.4x0.15=7.56kN・m(M=5.67kN•m)1Br计算不动铰支座反力。A柱：由附图2-11-2和附图2-11-3公式的c=2.143,C=1.104，则13R=M-ACC+M2AC=1.50kN(f)[R=1.12kN(f)]AH1H3 CB柱:n=0.281,X=0.30，则由附图2-11-2公式得1—九2(1—L)C=1.5 1^-=1.7261 1+九3(--1)nMR=-^bC=1.00kN(f)[R=0.75kN]BlH1 Br则排架柱顶不动铰支座总反力R=R+R=2.5kN(fAB将R反方向作用于排架柱顶，按分配系数求得排架各柱顶剪力。n=n=0.286,n=0.428AC BV=R-nR=0.78kN(f[0.59kN]AAAV=R-nR=0.73-0.43x1.81=-0.08kN(一)[-0.05kN]BBBV=R-nR=0-0.285x1.81=-0.72kN(一)[-0.53kN]CCC排架各柱的弯矩图，轴力图如图9(b)，(c)所示。图9AB跨在屋面活荷载作用下排架内力图a）计算简图;b）M图（kN.m），V（KN）;C）N图（kN）II）BC跨作用有屋面活荷载，如图10所示。BC跨在屋面活荷载作用下排架内力图BC跨在屋面活荷载作用下排架内力图图10a）计算简图;b）M图（kN.m）,V（KN）;C）N图（kN）4）柱及吊车梁自重作用下柱的内力分析（未形成排架）。由于在安装柱子时尚未吊装屋架，此时柱顶之间无联系，则按悬臂柱分析柱内力，计算简图如图11（a）所示。A柱：M=Ge=15.6x0.25=3.90KN.m2A2A2AG=42.68kN3AG=31.4kN4AM=Ge=9.42kN・m4A 4A4AB柱:G=23.40kN2BG=44.95kN3BG=31.4x2=62.8kN4B排架各柱的弯矩图，轴力图如图11（b），（c）所示。

图11柱及吊车梁自重作用下排架内力图a）计算简图;b）M图图11柱及吊车梁自重作用下排架内力图a）计算简图;b）M图（kN.m）,V（KN）;C）N图（kN）5）吊车荷载作用下排架内力分析（不考虑厂房整体空间作用）i）D作用于A柱。计算简图如图2-33（a）所示，吊车竖向荷载maxD=357.98KN,D=96.75KN在柱中引起的弯矩分别为max minM=De=357.98x0.3=107.39KN.mAmax4AM=De=96.75x0.75=72.56KN.mBmin4B计算不动铰支座反力：A柱：由附图2-11-3公式得c3=1,118，贝ijM107.39R=-aC=—— ——x1.118=—9.24kN（一）aH3 13.0B柱:n=0.281,X=0.30，则由附图2-11-3公式得1—X2=1.5 1——=1.5x1+X3(1-1)n1—0.30021+0.3003(10.281——=1.194—1)M72.56R=bC= x1.194=6.66kN(f)BH3 13.0R=R+R=-9.24+6.66=-2.58kN(一)AB排架各柱顶剪力分别为

V=R-nR=—9.24—0.286x(—2.58)=-8.50kN(一)AAAV=R-nR=6.66-0.428x(-2.58)=7.76kN(f)BBBV=-nR=-0.286x(-2.58)=0.59kN(f)CC排架各柱的弯矩图，轴力图如图12b,c所示。图12D作用在A柱时排架内力图

maxa)计算简图;b)M图(kN.m),V(KN);C)N图(kN)ii)D作用于B柱左。计算简图如图13a所示，吊车竖向荷载D，D在max maxmin柱中引起的弯矩分别为M=De=96.75x0.3=29.08KN.mA min4AM=De=357.98x0.75=268.49KN.mB max4B计算不动铰支座反力：

A柱:由附图2-11-3公式得c;=1.118，则M29.03R=-aC=---x1.118=—2.5kN（一）a H3 13.0M268.49R= bC= x1.194=24.66kN（f）BH3 13.0R=R+R=-2.5+24.66=22.16kN（f）AB排架各柱顶剪力分别为V=R-nR=-2.5-0.286x22.16=-8.34kN（一）AAAV=R-nR=24.66-0.428x22.16=15.18kN（fBBBV=-nR=-0.286x22.16=-6.34kN（一）CC排架各柱的弯矩图，轴力图如图13b,c所示。图13D作用在B柱左时排架内力图

max（kN）a）计算简图;b）M图（kN.m），V（kN）;C）N图（kN）iii）Dmax作用于B柱右。计算简图如图14a所示。计算过程如下:M=66.69x0.3=20.01kN・mCM=314.37x0.75=235.78kN・mBR=-2001x1.118=-1.72kN(一)c1323578R= x1.118=20.28kN(f)b13R=R+R=18.56kN(fBcV=-1.72-0.286x18.56=-7.03kN(一)cV=20.28-0.428x18.56=12.34kN(fBV=-0.286x18.56=-5.31kN(f)A图14D作用在B柱右时排架内力图

maxa)计算简图;b)M图(KN.m),V(KN);C)N图(KN)iv)Dmax作用于C柱。如图15所示。计算过程如下:M=314.57x0.3=94.31kN•mcM=66.69x0.75=50.02kN•mB94.31R=--x1.118=-8.11kN(一)c13R=5002x1.118=4.59kN(f)b13R=R+R=-3.52kN(一)BcV=-8.11-0.286x(-3.520)=-7.10kN(一)cV=4.59-0.428x(-3.520)=6.10kN(f)BV=-0.286x(-3.520)=1.01kN(f)A

图15D作用在C柱时排架内力图max图15a）计算简图;b）M图(kN.m),V(kN);C)Na）计算简图;b）v）AB跨的两吊车刹车（Tmax作用）。当AB跨作用吊车横向水平荷载Tmax时，排架计算简图如图16（。）所示。A柱：n=0.109,X=030,皆=39H2=0.692，由附图2-11-4和附图2-11-5u公式得02432—2.1x0.30+0.3003x(―+0.1)y=0.7H,C= 0.109 =0.587u5 2[1+0.3003x —1]0.1092-1.8x0.30+0.303x(0416-0.2)y:0.6H,C= 10^9 二0.638u5 2x[1+0.303x 1]0.109线性内插得y=0.692H,C=0.591,R=-TC=-10.60x0.591=-5.95kN(一)u5 Amax5B柱：n=0.281,X=030,2=3.9—1.2=0.692，由附图2-11-4和2-11-5公式得H3.9uy=0.7H ,C=0653u5y=0.6H ,C=0.700u5线性内插得y=0.692H ,c=0.657 ,u5uR=一TC=—10.60*0.657二一6.61kN(―)A max5所以排架柱顶总反力为R=R+R=—12.56kN(一)AB各柱顶剪力为V=R+HR=-5.95—0.286X(—12.56)=—2.36kN(一)AAAV=R+HR=-1.23kN(一)BBBV=-HR=—0.285x(—12.56)=3.59kN(f)CC排架各柱的弯矩图如图16(b)所示。图16T作用在AB跨时排架内力图max。）计算简图;b）M图（kN.m），V（kN）;C）N图（kN）vi）BC跨的两吊车刹车（Tmax作用）。当BC跨作用吊车横向水平荷载Tmax时，根据结构的对称性及吊车起重量相等，内力计算同“AB跨的两吊车刹车”情况，仅需将A柱和C柱内力对称。排架各柱内力如图17所示。图17T作用在BC跨时排架内力图maxa）计算简图;b）M图（KN.m）,V（KN）;C）N图（KN）vii）AB跨与BC跨各一台15/3t吊车同时刹车，计算简图如图18所示。A柱：C5=0.591,R=—TC=-10.60x0.591=-6.26kN（一）A max5B柱：C5=0.657,R=-TC=-10.60x0.657=-6.96kN（一）B max5C柱：R=-5.95kN（一），则CR=R+R+R=-6.26-6.96-5.95=-19.2kN（一）ABC各柱顶剪力为：=R-HR=-0.69kN（一）B CC=R-^R=1.38kN（fBBB=R-HR=-0.69kN（一）B CC排架柱各柱的弯矩图如图18（b）所示.图18T作用在AB，BC跨时排架内力图maxa）计算简图;b）M图（kN.m），V（kN）;C）N图（kN）6）风荷载作用下排架内力图分析。i）左风作用时，计算简图如图19（Q）所示。A柱：n=0.109,入=0.300,由附图A柱：n=0.109,入=0.300,由附图2-11-8公式可得3C=-11 81+九4(1-1)

n1+九3(1-1)

n1+0.304(，-1)0.1091+0.303」-1)0.109=0.328R=-qHC=-1.53x13.0x0.328=-6.52kN(一)A 1 11R=-qHC=-0.77x13.0x0.326=-3.28kN(一)C 1 11R=R+R+R=-6.52-3.28-5.04=-14.84kN(一)ACW将R反向作用于排架顶柱，求得各柱顶剪力V=R-nR=-6.52-0.286x(-14.84)=-2.28kN(一)AAAV=R-nR=0-0.428x(-14.84)=6.35kN(f)BBBV=R-nR=-3.28-0.286x(-14.84)=0.96kN(f)CCC排架各柱的内力图如图19(b)所示。图19左风作用时排架内力图a）计算简图;b）M图（kN.m），V（kN）;C）N图（kN）ii）右作用时，排架内力与“左风作用时”的情况相同，将A，C柱内力对换并改变其内力符号即可，排架各柱内力如图20所示。图20右风作用时排架内力图a)计算简图;b)M图(KN.m),V(KN);C)N图(KN)(4)内力组合。首先，取控制截面，对单阶柱，控制截面分别取上柱底部截面I-I、牛腿顶面II-II和柱底截面III-III。表5(1)、表6(1)为各种荷载单独作用下各柱控制截面的内力标准值的汇总。根据《建筑结构荷载规范》规定，对于一般排架结构，荷载效应组合的设计值S应按下式组合选取最不利的确定：i)由可变荷载效应控制的组合S=1.2S+YSGK Q1QikS=1.2S+0.92sGK QiQiki=1ii)由永久荷载效应控制的组合S=1.35s+£r中SGK QiciQiki=1 c在每种荷载效应组合中，对矩形和I形截面柱均应考虑以下四种不利内力组合：+M及相应的N，V；max-M及相应的N，V；maxN 及相应的M,V;maxN及相应的M，V。min由于该厂房不考虑抗震设防，所以除柱底截面III-III外，其他截面的不利内力组合中未给出相应的剪力值。对柱进行裂缝宽度验算和地基承载力计算时，采用荷载效应的标准组合，参照承载力极限状态基本组合，取荷载分项系数为1。3.排架柱的设计A(C)柱。A(C)柱为偏心受压构件，在不同荷载组合中，同一截面分别承受正负弯矩，但考虑到施工方便，一般采用对称配筋，取A=A'；ss混凝土强度等级为C30，f=14.3n/mm2,f=2.01N/mm2翎筋为HRB335,c tkf=f'=300N/mm2；箍筋HPB235。yy1)选取控制截面最不利内力。对于对称配筋的偏心受压构件，当^h且"e>0.3〃口i0己竟时，为大偏心受压构件；当“ev03h或虽“e>03h但己工时，为小偏心受b i.0 i.0 b压构件。在选取控制截面最不利时，可取“=1.0进行初步判断大小偏心受压。对于上柱，截面有效高度h=400-35=365mm。用上述方法对上柱I-I截面0的12组内力进行判别，有9组内力为大偏心受压，3组内力为小偏心受压。其中3组小偏心受压的N值据满足N<N=afbhm=1.0x14.3x400x365x0.55=1148.29kNb1c0b说明为构造配筋。对9组大偏心受压内力，按照“弯矩相差不多时，轴力越小越不利；轴力相差不多时，弯矩越大越不利”的原则确定上柱的最不利内力为M=74.62kN•m,N=381.36kN对于下柱，可参照上柱的方法选取最不利的内力。经计算判断，下柱III-III截面的12组内力进行判别，有8组内力为大偏心受压，4组内力为小偏心受压。其中4组小偏心受压的N值均满足N<N=afb‛h匕=1.0x14.3x400x865x0.55=2721.29kNb1cf0b说明为构造配筋。选取下柱控制截面的两组最不利内力：第一组：M=363.94kN・m,N=871.19kN

第二组：M=321.05kN•m,N=470.26kN2）上柱配筋计算。选取上柱最不利的内力进行配筋计算：M=74.62kN・m,N=381.36kN参照附表2-12，吊车厂房排架方向上柱的计算长度为l=2x3.9=7.8m0e=——=195.7mm0ne=MAXJ%，2。1=20mmaI30I所以，初始偏心距为e=e+e=195.7+20=215.7mmi0a由于<=幽=19.5>5，应考虑偏心距增大系数n。h4000.5fA0.5x14.3x400x400

工=-c^—= =3.001N 381.36x103取m=1.0。1TOC\o"1-5"\h\zl l 78004>15,匕=1.15—0.014=1.15—0.01x =0.955h2 h 400n=1+—1—fLT55=1+ f7800Tx0.1x0.955=1.4391400e1h广12 140021571400Jh 3650h 400e=ne+--a=1.439x215.7+ —35=475.39mmi2 s 2截面受压区高度为=0.55x=0.55x365=200.75mmx= = =66.67mm<Chafb14.3x400 b01c且x<2a、=2x35=70mm，说明截面属于大偏心受压情况，并按x=2a,时计算。ssh 400e'刃e-+a'=1.439x215.7- +35=145.39mmi2 s 2A=A'ss=A=A'ss=560.06mm2fy(h0-a'J二300(365-35)* （ ）选3①16%=4=603mmC，则柱截面全部纵筋的配筋率ssp=0.75%>0.6%，截面一侧钢筋的配筋率 p=0.38%>0.2%，满足要求。3）下柱配筋计算。由分析结果可知，下柱取下列两组最不利内力进行配筋计算：第一组：M=389.98kN・m,N=877.70kN;第二组：M=342.67kN・m,N=476.76kN.3）下柱配筋计算。由分析结果可知，下柱取下列两组最不利内力进行配筋计算：第一组：M=363.94kN・m,N=877.19kN;第二组：M=321.05kN•m,N=470.26kN.i）按第一组最不利内力进行配筋计算。由附表2-12查知，有吊车厂房柱下的计算长度为：l=1.0H=9.1m01e=M=414.9mm0Ne=max{900,20}=30mma 30e=e+e=414.9+30=444.9mmi0a由于h=9000=10.1>5,应考虑偏心距增大系数n。-1.53>1.00.5fA_0.5x14.3x1.875x105 -1.53>1.0N 877.19x103取q-1.0。1取q-1.0取q-1.0。2一一e1400e

h01(9100)1400x也I900J8652x1.0x1.0=1.142“e=L142x444.9=508.07mm>0.3h=0.3x865=259.5mmi 0所以可先按大偏心受压情况计算。先假定中和轴位于翼缘内，则NY— afb'

1cf8771901.0X14.3x400=153.4mm>h'=150mm

f所以说明中和轴位于腹板内，应重新按下式计算受压区高度x：N-af(b'-b)h' 877190-1.0x14.3x(400-100)x150X= _f f= 1.0x14.3x100=163.8mm〈5h=0.55x865=475.75mmb0=2x35=70mm，说明截面属于大偏心受压情况，则h 900e=ne+--a=508.07+ -35=923.07mmi2 s 2N-afbxfh-f(h-J)f1638、877190x923.07-1.0x14.3x100x163.8x[865-.、300x(865-35)1.0x14.3x(400-100)x150xf865- I300x(865-35)2J =473.6mm2ii）按第二组最不利内力进行配筋计算。l=1.0H=9.1mM=682.7mmN920,201=30mm30Ie=e+e=682.7+30=712.7mm由于%i09100900=10.1>5,应考虑偏心距增大系数”。0.5由于%i09100900=10.1>5,应考虑偏心距增大系数”。0.5fA 0.5义14.3义1.875x105取q—1.0。1由于h<15,470.26x103=2.85>1.0取q=1.0。21一e1400-

h0865(9100¥x1.0x1.0=1.089ne=1.089x712.7=775.9mm>0.3h=0.3x865=259.5mmNVNV— afb1cf470260 =82.2mm<hh—150mm1.0x14.3x400 f所以假定成立，说明中和轴位于翼缘内。X<匕h=0.55x865=475.75mmb0且X>2a—2x35—70mmshehe=ne+—a—775.9+2900-35=1190.9mm2A—Ass(XNeA—Ass(XNe-afb'x[h0-21cff(h-J)y0空7空727 ―693.4mm2470260x1190.9-1.0x14.3x400x82.2x865- I300x(865-35)比较上述两种计算结果，下柱截面选4①16(a—4=804mm2)，则下柱截面ss全部纵筋的配筋率p—0,85/>0.6吟，截面一侧钢筋的配筋率P—0.430°>0.2°；，满足《混凝土结构设计规范》(GB50010——2002)第9.5.1条规定。4）柱的箍筋配置。非地震区的单层工业厂房柱，其箍筋数量一般由构造要求控制。根据构造要求，上下柱均采用中8@200箍筋。5）牛腿设计。I）截面尺寸验算。根据吊车梁支撑位置，截面尺寸及构造要求，初步拟定牛腿尺寸如图所示。牛腿外形尺寸：h=50mm，h=600mm，h=565mm，c=100mm，10c=100mm，f=2.01N/mm2,P=0.65。1 tk作用于牛腿顶面按荷载效应标准组合计算的竖向力为35798F=D+G= +31.4=429.15kNvkmax 4A 0.9牛腿顶面无水平荷载。及F=0。vka=750—900+20=-130mm<0取a=0。F、fbh 2.01义400*565P（1一05―））—4——0—=0.65义 =590.538kN>FTOC\o"1-5"\h\zF05+a/h 0.5+0 vkvk 0所以，牛腿截面尺寸满足要求。ii）正截面承载力计算及配筋构造。Fa FA- v +1.2—hs0.85fh fy0 y因为a=0，f=0，所以，纵向受力钢筋按构造配置。hA2Pbh-0.002x400x600-480mm2smin实际选用4①14（a=615mm2）。siii）斜截面承载力的计算一一水平箍筋和弯起筋确定。因a/h<0.3,故牛腿0可不设弯起钢筋。水平箍筋选用中8@100,且应满足牛腿上部2h/3范围内的水0平箍筋总截面面积不应小于承受竖向力的水平纵向受拉钢筋截面面积的1/2。即

=307.5mm22义565*50.3义2义一二378.92mm2=307.5mm23 100 2 2满足要求。F 443.35x103——vk-= F 443.35x103——vk-= A 400x4001=2.77N/mm2<0.75f=0.75x14.3=10.725N/mm2

c满足要求。（2）B柱。B柱的设计方法与A柱完全相同，也采用对称配筋，取A=A;ss混凝土强度等级为C30，f=14,3N/mm2，f=2.01N/mm2；钢筋为HRB335,c tkf=f'=300N/mm2；箍筋采用HPB235。计算结果如下：yy1）选取控制截面最不利内力。选取上柱的最不利内力为M=104.56kN，N=657.3kN选取下柱控制截面的两组最不利内力：第一组：M=381.74kN，N=1343.53kN第二组：M=370.90kN，N=1407.03kN2）上柱配筋计算。选取上柱最不利的内力进行配筋计算：M=104.56kN，N=657.3kN由附表2-12查知，有吊车厂房厂房排架方向上柱计算长度为l=2x3.9=7.8m0e-——=159.1mm0Ne-MAX{600,20}-20mma 30所以，初始偏心距为e-e+e-159.1+20-179.1mmi0a由于lt=7800=13>5，应考虑偏心距增大系数n。h6000.5fA c N0.5义14.3义2.4x105657.3x103=2,61>1.0取C=1.0。1由于l0<15,取C=1.0。

h 2=1+-^―(Acc

1400eh12

h01 7800=1+ ( )2x1.0x1.0=1.381400x179.1600e=ne+h—a=1.38x179.1+600—35=512.16mmi2s 2截面受压区高度为657300N

x= =afb1.0x14.3x4001c=114.91mm<Ch=0.55x565=310.75mmb0且x>2a'=2x35=70mm，说明截面属于大偏心受压情况，则sxNe-afbx(h-—)A=A= ——0-^-ssf1(h-a1)y011491657300x512.16-1.0x14.3x400x114.91x(656- 乙) 2 =19.13mm2300x(565-35)柱截面全部纵筋配筋率p=19,13x2=0.02%<0.6%，截面一侧钢筋配筋率400x600p=0.03%<0.2%。所以上柱按构造配，选用每侧3①18(A=A=763mm2)。ss3)下柱配筋计算。由分析结果可知，下柱去下列两组最不利内力进行内力配筋计算：第一组：M=381.74kN-m.N=1343.53kN；第二组；M=370.90kN•mN=1407.03kN。i)按第一组最不利内力进行配筋计算。由附表2—12查知，有吊车厂房柱下柱的计算长度为l=1.0H=9.1m1M-284.1mmNe-MAX{1000,20}-33.3mma 30e=e+e=284.1+33.3=317.4mm由于0al91004-黑-9.1>5，应考虑偏心距增大系数n。h10000.5fAc- c-1N0.5x14.3x1.975x105 1.051343.53x103取C=1.0。21n-1+ e1400eh01400x^^^9120)2x1.0x1.0=1.18317.4V1000965ne=1.180x317.4=374.5mm>0.3h=0.3x965=289.5mm所以可先按大偏心受压情况计算。先假定中和轴位于翼缘内，则Nx afb1cf1343530 234.88mm>h'-150mm1.0x14.3x400 fe-ne+h—a-1.180x317.4+^00—35-839.5mmi2s 2所以中和轴位于腹板内，应重新按下式计算受压区高度x：N-af(b'-b)h' 1343530—1.0x14.3x(400—100)x150x- L-c_f f- -540.15mmafb 1.0x14.3x1001c>Ch=0.55x965=530.75mmb0说明截面属于小偏心受压情况。又因为N<N=afb‛hC-1.0x14.3x400x965x0.55-3035.89kNb1cf0bNe<0.43f"0.43x14.3x400x9652-2290.44k.m所以只需按构造配筋即可。ii）按第二组最不利内力进行配筋计算。l=1.0H=9.1m01M。e-——=263.6mm0Ne-e+e-263.6+33.3=296.9mmi0a由于lt-黑-9,1>5，应考虑偏心增大系数n。h1000/ 0.5fA0.5义14.3义1.975义105-1.00J- c—-1.001N 1407.03义103由于4<15,取C=1.0。h2n=1n=1+—1—卒2=-1+1400eh12h01400xx1.0x1.0=1.192296.9v1000965ne-1.192x296.9-327.3mm>0.3h-0.3x965-289.5mmi0e=ne+h-a=1.192x296.9+^00-35-818.9mmi2s 2所以先按大偏心受压情况计算。先假定中和轴翼缘内，则Nx- afb1cf1469030Nx- afb1cf1.0x14.3x400 f所以假定不成立，说明中和轴位于腹板内，应重新按下式计算受压区高度x：N-af(b'-b)h' 1469030-1.0x14.3x(400—100)x150x= 1"c.f f= =540.7mmafb 1.0x14.3x1001c>Qh-0.55x965-530.75mmb0说明截面属于小偏心受压情况。又因为N<N=afb‛hQ-1.0x14.3x100x965x0.55-3035.89kNb1cf0bNe<0,43fb"0.43x14.3x400x9652-2290.44k.m所以只需按构造要求配筋即可。比较上述两种计算结果，下柱按构造配筋。A=比较上述两种计算结果，下柱按构造配筋。A=A'=pbh=

ssmin每侧选用4①18(A=A'=1070mm2)ss按轴心受压构件验算垂直于弯矩作用平面的受压承载力满足要求。4)B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，上下柱均采用中8@200箍筋。5)牛腿设计。i)截面尺寸验算。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2-24所示。牛腿外形尺寸如下：h=500mm,c=100mm11C=750+b+0-500=21H=500+500=1000mm,h=965mm0f=2.01N/mm2,p=0.65tk作用于牛腿顶面按荷载效应标准组合计算的竖向力为F=D+D=357.98+31.4=429.35kNvkmax 4B 0.9牛腿顶面无水平荷载，即F=0。hka=750-500+20=270mmFFbhop(1-FFbhop(1-0.5")———=0.65xFvk0.5+—

vh

02.01x400x9650.5+270965=646.72>Fvk所以，牛腿截面尺寸满足要求。ii)正截面承载力计算和配筋构造。因为a=270mm<0.3h=0.3x965=289.5mm0所以取a=0.3h=0.3x965=289.5mm0Fv=14x357.98+1.2x45.6=611.59KN0.9,F…F 657860x289.5A= v +1.2—h= +1.2x0=773.95mm2s0.85fyhf 0.85x300x9650y因为 p=±=773.95x103=0.193%<p=0.2%bh400x1000 min所以纵向受力钢筋按构造配置。A=pbh=0.002x400x1000=800mm2,实际选smin用4。16（a=804mm2）。siii）斜截面承载力计算一一水平箍筋和弯起钢筋确定。因；=*=0.280<0.3，故牛腿可不设弯起钢筋。水平箍筋选用08@100，且h9650应满足牛腿上部2h/3范围内的水平箍筋总截面面积不应小于承受竖向力的水平0纵向受拉钢筋截面面积的1/2。即x965x50.3x2x—=647.2大于a=804=402mm2100 2 2满足要求。iV）局部承受强度验算。取垫板尺寸为400mmx400mm，则o=J=474.76x1000=2.77N/mm2<0.75f=0.75x14.3=10.725N/mm2LA400x400 cL满足要求。4．基础设计按《建筑地基基础设计规范》GB50007-2002）第3.0.2条规定，对6m柱距单层排架结构多跨厂房，当地基承载力特征值为160KN/m2<=f<200KN/m2，厂房ak跨度1-30m，吊车额定起重量不超过30t,及设计等级为丙级时，设计可不作地基变形验算，所以本例无需进行地基变形验算。基础材料：混凝土强度等级C20,f=9.6N/mm2,钢筋采用HRB335,cf=300N/mm2，基础垫层采用C10素混凝土。y(1)A(C)柱.1)荷载。作用于基础顶面上的荷载包括柱底的不利内力，应选取轴力为最大的不利内力组合即正负弯矩为最大的不利内力组合。经对表2—15中柱底截面不利内力进行分析可知，基础设计的不利内力见表7表7A(C)柱基础设计时的不利内力组另荷载效应标准组合荷载效应基本组合M /k /(KN.m)N/KkNV/KNkM(kN.m)N/kNV/KN第一组274.47678.2631.84383.94871.1942.79第二组-201.84514.64-16.59-288.89642.12-25.02第三组28.29749.860.4831.29971.28-1.122)维护结构自重计算。如图2-44所示，每个基础承受的维护墙总宽度为6m,总高度为15.00m,基础梁顶标高为-0.700m,墙上设置钢框玻璃窗，按0.45KN/m2计算，每根基础梁自重为16.7KN。则每个基础承受的由墙体传来的重力荷载标准值为：基础梁自重 16.7kN墙体自重 19x0.24x[6x14.80—(2.4X2+1.8)X3.6]=302.05kN钢窗自重 0.45x3.6x(2.4x2+1.8)=10.69kNN=329.44kNwk维护墙对基础产生的偏心距为e=120+450=570mm

w图21A(C)柱下基础尺寸及受力简图3)基础底面尺寸及地基承载力计算。i)基础高度和埋置深度的确定。由构造要求可知，基础高度为h=h+a+50mm。11其中h为柱插入杯口深度，查附表可得h=850mm，a为杯口厚度，查附表得1 11a＞200mm，取〃=25mm。 基础高度为：11h=850+250+50=1150mm基础顶面高为-0.700m,室内外高差为150mm，基础埋深为：d=1150+700—150=1700mmii)面尺寸拟定。基础底面面积按地基承载力计算确定，取用荷载效应标准组合。由＜＜建筑地基基础设计规范＞＞9350007—2002)地5.2.4条表可查得，”=].]，dn=0，取土与基础平均自重Y=20KN/m3,则深度修正后的地基承载力特征值为bmf=f+nY(d—0.5)=200+1.1X20X(1.7—0.5)=220.4kN/m2aakdm由N的一组荷载，按轴心受压估算基础底面尺寸，取maxN=N+N=749.86+329.44=1079.3kNkk,max w,kNA= NA= k /f-Ydam1079.3220.4—20x1.5=6.28m2考虑到偏心的影响，将基础的底面尺寸再增加30%，即A=1.3A=1.3x6.28=8.16m2l底面选为矩形lxb=2.5x3.3=8.25m2基础底面的弹性抵抗距为11W=—lb2=x2.5x3.32=4.54m36 6lii）地基承载力验算。基础自重和土重为（基础及其上的填土的平均重度取Y=20KN/m3)mG=YdA=20x1.5x8.25=247.5kNkm由表8可知，选取以下三组不利内力组合进行基础底面面积计算：第一组：M=274.47kN.m,N=678.26kN.m,V=31.84kN.mk kk第二组：M=-201.84kNm,N=514.64kNm,V=-16-59kNmk kk第三组：M=28.29kN.m，N=749.86kNm，V=0.48kNm

kk k先按第一组不利内力计算，基础底面相应于荷载效应标准组合时的竖向力和力矩分别为N=N+G+N=1255.2KNbkkkwkM=M+Vh±Ne=123.31KN/mbkkk wkw基础底面边缘的压力为N M 1255.2123.31p=——bk-+bk-= + - 179.31=KN/m2k，max'AW8.25 4.54

NMP= bk- bkk,min NMP= bk- bkk,min Aw8.25 4.54 /p+pPp+pP二k,max k,minkn179.31+123.31二152.16kN/m<f=202kN/m2ap =179.31kN/m241.2f=1.2x202=242.4kN/摩k,max a满足要求。取第二组不利内力计算，基础底面相应于荷载效应标准组合时的竖向力值和力矩值分别为N=N+G+N=1091.58kNbkkkwkbkkkwkbkkkwke=-408.54kN/mw基础底面边缘的压力为p =鼠+Mk=109158+吧二222.28kn/mk,max-AW8.25 4.54NM1091.58408.54pk,minNM1091.58408.54pk,min—bkw8.25 4.54=42.35KN/mp+pp+pp-k,max k,minkn222.28+42.35二132.32KN/m<f=202kN/m2ap =222.28kN/m241.2f=1.2x202=242.4KN/m2k,max a满足要求。取第三组不利内力计算，基础底面相应于荷载效应标准组合时的竖向力值和力矩值分别为N=N+G+N=1326.8kNbkkkwkMM+Vh±Ne-158.94kN.mbkkkbkkkwkw基础底面边缘的压力为TOC\o"1-5"\h\zp=黑+Mbk=取+15894二195.7KN/mk,max-aw-82T-434- . /p=Nk-乂=映-三丝二125.82kn/mk,min-AW8.25 4.54 /地基承载力验算，即p+p_195.7+125.82P=k，max k^mn= =160.76KN/m<f=202kN/mkn 2 ap =195.7kN/m<1.2f242.4N/mk,max a满足要求。4）基础受冲切承载力验算。基础受冲切承载力计算时采用荷载效应的基本组合，并采用基底净反力。由表选取下列三组不利内力：第一组：M=383.94kN•m,N=877.19kN•m,V=42.79kN•m第二组：M=-288.89kN・m,N=642.12kN•m,V=-25.02kN•m第三组：M=31.29kN・m,N=971.28kN•m,V=-1.12kN•m先按第一组不利内力计算，扣除基础自重及其上土重后相应于恒载效应基本组合时的地基土净反力为N=N+yN=877.19+1.2x329.44=1272.52kNb GwkM=M+Vh±yNe=207.81kN•mb GwkwNMp=f+b=200.02kN/m2n,max AwNMp=—-b=108.50kN/m2n,min Aw按第二组不利内力计算，地基土净反力为

N=N+yN=642.12+1.2x329.44=1037.45kNGwkM=M+Vh±yNeM=M+Vh±yNe=—543.00kN•mGNMwkwpn,maxpn,min=—b+——bAWNM

= b- bAW=245.36kN/m2=6.15kN/m2按第三组不利内力计算，地基土净反力为N=N+yN=971.28+1.2x329.44=1366.61kNb GwkM=M+Vh±yNe=—195.33kN•mb GwkwNMp=—+b=208.67kN/m2n,max AWNMp=b-b=122.63kN/m2n,min AW基础的壁厚度查附表得t>300mm，取t=325mm,所以基础顶面宽为t+75=400mm,杯壁高度h=450mm,a>200且a>a，取a=300mm。基2 2 21 2础各细部尺寸如图23示。对变阶处进行受冲切承载力验算，冲切破坏锥面如图22虚线所示。图22地基受冲切承载力截面位置及底板计算简图b=400+400+400+1200mmt取保护层厚度为35mm,则基础变阶处界面的有效高度为h=700—40=660mm0b=b+2h=1200+2x660=2520mmbt0bb+b1200+2520〜八b=7 b= =1860mmTOC\o"1-5"\h\zm2 2(3.3317 \A=—----0.66x2.5=0.35m2I2 2 )所以F=pA=245.36x0.35=85.88kN1s0.7fbh=0.7x1.10x1860x160=945.25kN>F=85.88kNtm0 1

所以受冲切承载力满足要求。5）基础底面配筋计算。i）柱边及变阶处基地净反力计算。三组不利内力设计值所产生的基基底净反力见表8如图24所示。其中p为基础或变阶处所对应的基底净反力。经分析可j,1知，第一组基底净反力不起控制作用，基地底板配筋可按第二组和第三组基底净反力进行计算。Me=—bMe=—b=0Nb543.01037.453.3=0.523<——0.55

6表8基底净反力 单位：kN/m基底净反力第一组第二组第三组pj,max200.02245.36208.67pj,1柱边处166.73258