單層工業(yè)廠房結構課程設計

一、設計條件工程概況某廠裝配車間為一雙跨鋼筋混凝土廠房，跨度為24米，長度為米，柱頂標高為米，軌頂標高為9.8米，廠房設有天窗，采納兩臺20t和一臺30/5t的A4工作制吊車。屋面防水層采納二氈三油，維護墻采納240mm厚的轉砌體，鋼門窗，混凝土地面，室內外高差為150mm，建筑剖面圖詳見圖1.結構設計資料自然條件：全然風壓值為水N/m2地質條件：層中密粗砂土〔地基承載力特征值為250KN/m2〕，再下層為粗砂土〔地基承載力特征值為350KN/m2〕，地下水位在地面下米，無腐蝕性。吊車使用情況車間設有兩臺20t和一臺30/5t的A4工作制吊車，軌頂標高為米，吊車的要緊參數(shù)如下表：起重Q(KN)吊車寬度B(m)輪距K(m)吊車總重G(KN)小車重g〔KN〕k最大輪壓p(KN)max最小輪壓p(KN)min300/5036511728065廠房標準構件選用情況屋面板采納2。天溝板天溝板自重標準值為天窗架門窗鋼筋混凝土天窗架，每根天窗架支柱傳到屋架的自重荷載標準值為屋架采納預應力鋼筋混凝土折線型屋架，自重標準值為106KN/根。屋架支撐2吊車梁吊車梁為先張法預應力鋼筋混凝土吊車梁，吊車梁的高度為1200mm,自重標準值為kN/根。軌道及零件重標準值為1kN/m,軌道及墊層高度為200mm。根底梁根底梁尺寸；根底梁為梯形截面，上頂面寬300mm，下底面寬200mm，高度450.每根重16.7KN。材料選用混凝土：采納40鋼筋：縱向受力鋼筋采納HRB400，箍筋采納HRB335.根底混凝土：采納C40鋼筋：采納HRB335級鋼。屋面做法20厚1：3水泥砂漿尋平層〔重力密度為20KN/m3〕KN/m2100厚泡沫混凝土隔熱層〔抗壓強度4MPa，重力密度5KN/m3〕15厚1:3水泥砂漿尋平層〔重力密度20KN/m3〕屋面或那么在標準值的取值相關建筑材料的全然數(shù)據(jù)鋼筋混凝土容重25kN/m3水泥砂漿容重20kN/m3石灰水泥混合砂漿容重19kN/m3240厚雙面粉刷機制磚墻重19kN/m3鋼門窗自重0.40kN/m2防水層自重KN/m2尋平層自重0.40kN/m2?$?圖1.1建筑剖面圖二、計算簡圖確實定口計算上柱高及柱全高依據(jù)任務書的建筑剖面圖：上柱高H=柱頂標高-軌頂標高+軌道構造高度+吊車梁高u全柱高H二柱頂標高一基頂標高下柱高H=H-H=l u入=H/H=u初步確定柱截面尺寸依據(jù)柱的高度、吊車起重量及工作級不等條件，可確定柱的截面尺寸，見表2.1。表2.1柱截面尺寸及相應的計算參數(shù)排架計算單元和計算簡圖如以如下面圖所示。圖2.1計算單元和計算簡圖\計算參、數(shù)柱）、截面尺寸/mm^積/mm2慣性矩/mm4自重/(kN/m)A上柱矩400x500x105x1085.0,C下柱I400x1000*100*150x105x108B上柱矩500x600x10590x108下柱I500x1200*100*150x105x108三、荷載計算3.1恒載屋蓋結構自重二氈三油防水層KN/m2KN/m220m厚1：3水泥砂漿尋平層0.4kN/m2KN/m2預應力混凝土屋面板〔包括灌縫〕1.4kN/m2KN/m2屋蓋支撐0.05kN/m2KN/m2G1=Kn柱自重A、C柱上柱G4A=G4cX5X=kN下柱G5A=G5cXX=kNB柱上柱G4BX下柱G5BXX=52.87kN吊車梁及軌道自重G3=各項恒荷載作用位置如圖3,1所示。圖3.1荷載作用位置圖（單位:kN〕3.2屋面活荷載標準值KN/m2KN/m2,后者小于前者，故僅按前者計算。作用于柱頂?shù)奈菝婊詈奢d設計值為QiQ的作用位置與G作用位置相同，如圖3.1所示。TOC\o"1-5"\h\z1 13.3風荷載某地區(qū)的全然風壓攻=0.35kN/m2，對q,q按柱頂標高m考慮，查標準得。 1 2從=1.098，對F按天窗檐口標高考慮，查標準得從=1.134。屋頂標高考慮，z w z查標準得從=1.158。天窗標高20.12m考慮，查標準得從=1.252。風載體型系z z數(shù)目的分布如圖下s圖3.2風荷載體型系數(shù)及排架計算簡圖

那么作用于排架計算簡圖（圖3.2〕上的風荷載設計值為：3.4吊車荷載依據(jù)B與K及支座反力礙事線，可求得圖3.3吊車荷載作用下支座反力礙事線吊車豎向荷載由公式求得吊車豎向荷載設計值為：X280X〔1+0.267+0.8+0.067〕=KN吊車橫向水平荷載作用于每一個輪子上的吊車橫向水平制動力為：作用于排架柱上的吊車橫向水平荷載設計值為：其作用點到柱頂?shù)木嚯xy=H—h=5.1—1.2=3.9m,y/H=3.9/5.1=0.765ue u四、內力計算恒載作用下排架內力分析該廠房為兩跨等高排架，可用剪力分配法進行排架內力分析。其中柱的剪力分配系數(shù)計算，見表4.1。表4.1柱剪力分配系數(shù)柱不n=IUul九二HHu,C=3/[1+九3(1n—1)]5=H3CEI/ 0l15

A、C柱n=0.109,九二0.364O H3C=2.48,6=2.06x10-ii——0 En=0.286B柱n=0.281,X=0.364H H3C=2.815,6=1.38x10-11一0 En=0.428在G1作用下：對A、C柱，n=0.109,入=0.295由標準公式:因此，在M和因此，在M和M共同作用12〔即在G1作用下〕柱頂不動鉸支承的反力圖4.1恒載作用下排架內力圖在屋面活荷載作用下排架內力分析AB跨作用屋面活荷載a所示，其中Q=40.32KN，它在柱頂及變階處引引起的力矩為：1對A柱，C=2.321，C=13對B柱，C1那么排架柱頂不動鉸支座總反力為：將R反向作用于排架柱頂，計算相應的柱頂剪力，并與柱頂不動鉸支座反力疊加，可得屋面活荷載作用于AB跨時的柱頂剪力，即

圖4.2AB跨作用屋面活荷載時排架內力圖BC跨作用屋面活荷載由于結構對稱，且BC跨與AB跨作用的荷載相同，故只需將圖4.2中個內力圖的位置及方向調整一下即可，如圖4.3所示。圖4.3BC跨作用屋面活荷載時排架內力圖4.3吊車荷載作用下排架內力分析Dm,、作用在A柱A柱：M=De=603.5x0.3=181.05kN-mmax,k max,k3B柱：M=De=179.3x0.75=134.48kN?mmin,k min,k3對八柱C=1.132R=-MAC=-181.05KN.mx1.132=-15.89KN3AH3 12.9m

1—入2 .——=1.2851+入3(1-1)nM 134.45KN.mbC= x1.285=13.40KN()H3 12.9mR=R+R=-15.89KN+13.40KN=-2.49KN()AB排架各柱頂剪力分不為：V=R-nR=—15.89KN+0.286義2.49KN=—15.18KN(-AAV=R-nR=13.40KN+0.429義2.49KN=14.47KNi^BBV=-nR=0.286x2.49KN=0.71KN4CC排架各柱的彎矩圖，軸力圖和柱底剪力值如圖4.4所示。圖4.4Dmax作用A圖4.4Dmax作用A柱時排架內力圖MM——AHM——BHD作用在8柱左maxR及總反力R分不為:R及總反力R分不為:BAC=-53.78K.mx1.132=-4.72KN()-3 12.9m4 452.63KN.m.C= x1.285=45.09KN處3 12.9mR=R+R=—4.72KN+45.09KN=40.37KN4AB各柱頂剪力分不為：V=R—nR=—4.72KN—0.286義40.37KN=—16.27KN公AAAV=R—nR=45.09KN—0.429義40.37KN=27.77KN-(^BBBV=—nR=—0.286義40.37KN=—11.55KN()CC圖4.5Dmax作用8柱左時排架內力圖4.3.3Dmax作用在B柱右依據(jù)結構對稱性及吊車噸位相等的條件，內力計算與Dmax作用于8柱左的情況相同，只需將A，C柱內力對換并改變全部彎矩及剪力符號，如圖4.6所示。圖4.6Dmax作用B柱右時排架內力圖Dmax作用于C柱同理，將作用于A柱情況的A,C柱內力對換，并注重改變符號，可求得各柱的內力，如圖4.7所示。圖4.7Dmax作用C柱時排架內力圖Tmax作用在AB跨柱對八柱n=0.109,入=0.287對A柱C=0.629，那么5對B柱C=0.69，那么5排架柱頂總反力R為：各柱頂剪力為：Tmax作用在AB跨的M圖、N圖如圖4.8所示。圖4.8Tmax作用于AB跨時排架內力圖Tmax作用在BC跨 丁由于結構對稱及吊車噸位相等，故排架內力計算與lax作用AB跨情況相同，僅需將A柱與C柱的內力對換，如圖4.9所示。圖4.9Tmax作用于BC跨時排架內力圖4.4風荷載作用下排架內力分析左吹風時對A、C柱n=0.109,入=0.287各柱頂剪力分不為:風從左向右吹風荷載作用下的M、N圖如圖圖4.10左吹風時排架內力圖右吹風時計算簡圖如4.11a所示。將圖4.10b所示A,C柱內力圖對換且改變內力符號后可得，如圖4.11b所示。圖4.11右吹風時排架內力圖五、最不利荷載組合內力組合按式〔〕~式〔〕進行。除N及相應的M和N一項外，其他三項均按max式1〕和式1〕求得最不利內力值；關于N及相應的M和N一項，II-II和III-IIImax截面均按〔1.2S+1.4S〕求得最不利內力值，而I-1截面那么是按式〔〕即Gk Qk[1.35S+S〕求得最不利內力。GkQk對柱進行裂縫寬度驗算時，內力采納標準值。表5.1A柱內力設計值匯總表柱號及正向內力荷載類不恒載屋面活戰(zhàn)吊車豎向荷載吊車水平何載風荷載AB跨BC跨D在A柱D在8柱左在4柱右在C柱T在AB跨xT在BCm跨左風右風I——I口 n也、-》序號①②③④⑤⑥⑦⑧⑨⑩I-1M26土土N000000000II-IIM2.?土土N0000000III-IIIM148.5土土N0000000V土土注：M單/位（kN?m）,N-單1位kN，V單1位kN。

截面+Mmax及相應的N,V-Mmax及相應的N,VNmax及相應的M,VNmin及相應的M,VMkNk備注I—IM①+0.9[②+③+0.9(⑥+⑨)+⑩]①+0.9[0.8(⑤+⑦⑨+]①+0.9?③⑥]①+0.9[③+0.9(⑥+⑨)+⑩]NII—IIM①+0.9[③+0.8(④+⑥⑨+⑩]①+0.9[②+0.8(⑤+⑦⑨+]①義④①+0.9[0.9(⑦+⑨)+]NIII-IIIM①+0.9[③+0.8X]⑥+④@+⑩]①+0.9[②+0.8(⑤+⑦⑧+]①義④①+0.9[③+0.9(⑥+⑨)+⑩]NVMk34NkVk表5.2a柱內力組合表表5.3B柱內力設計值匯總表荷載類不恒載吊車豎向荷載吊車水平荷載柱屋面活載風荷載

風荷載號及正向內力作用在AB跨作用在BC跨作需在A柱作max用在B柱左作max用在B柱右作1max用在C柱 T 作3用在AB跨 T 作3用在BC跨左風右風I-L-iI D、邢序號①②③④⑤⑥⑦⑧⑨⑩I-1M0土土N00000000II-IIM0土土N0000III-IIIM0-51.83士184.，L6±184.，L6N0000V0±18.1) ±18.1注：M單位（kN?m）,N單位kN,V單位kN。

表8柱內力組合表截面+Mmax及相應的N,V-Mmax及相應的N,VNmax及相應的M,VNmin及相應的M,VMkNk備注I-1M①+0.9[③+0.9(⑤+⑧)+⑩]①+0.9[②+0.9(?+⑥)+]①+0.7[②+③+0.9(⑤+⑨)+⑩]①+0.9[0.9(⑤+⑩)+⑧]NII-IIM①+0.9[③+0.9(?+⑥)+⑩]①+0.9[②+0.9(⑤+⑨)+]①X(⑤+⑥)0①⑧十⑩]NIII-III4M①+0.9[③+0.8X〔⑥+④⑧十⑩]①+0.9[②+0.8(⑤+⑦⑧十]①X(⑤+⑥)0①⑨+⑩)NV0Mk0NkVk0注：M單位（kN?m）,N單位kN,V單位kN六、柱截面設計6.1A柱的截面設計柱在排架平面內的配筋計算表6.1柱在排架平面內的計算參數(shù)截面內力組ehe4110h:2n--11M3601004N--33M8601009NM8601009N注1.e=M/N,e=e+e,e=20、h/30的較大者，考慮吊車荷載0 i0aa2.1=2.0H ,l=1.0H,不考慮吊車荷載時，l=1.5H。0 u(上柱) 0 l 03F=[1+ 1—(^)2自己],對于單廠為有側移結構1400e/hh12i0表6.2柱在排架平面內的配筋計算截面i內力組einex占,bh偏%心情況A=A'(mm2)s s計算實配1-1M58198大偏壓3922〔1140〕N3-3M473大偏壓13204蟲22〔1520〕NM108473大偏壓5蟲22〔1900〕N6綜上所述：下柱截面選用5922〔1900mm2〕柱在排架平面外的承載力驗算上柱，NE=33L68kN,考慮吊車荷載時，按標準有max由標準知①=0.78下柱Nmax=877.65,當考慮吊車荷載時，按標準有

TOC\o"1-5"\h\zN=。(fA+2fA)=1.0x(14.3x1.875x105+2x300x1900)=3821.25kN>N=877.65kNu cc ys max故承載力滿足要求。裂縫寬度驗算 _上柱A=1140mm2,下柱A=1900mm2,E=2.0x105N/mm2；構件受力特征系數(shù)

s s sacr=2」；混凝土保衛(wèi)層厚席取25mm。驗算過程見表6.3。相應于操縱上、下柱配筋的最不利內力組合的荷載效應標準組合為：表6.3柱的裂縫寬度驗算表柱截面上柱下柱內力標準值M(kN?m)kN(kN)ke=M/N(mm)0 k'k503APte―0.5bh+G—b)hf f1 1n=1+ s 4000e/h0,0Ih、2/1e=ne+h/2-a(mm)52913V=hh(，-b)/bhf ff0z=0.87—0.12G—y7%2h0J(mm)N(e—z)0二一k (N/mm2)sk zAs「一0.65fU=1.1— kP0tesk8 dw=av—(1.9c+0.08j)max crE ps te<0.3滿足要求<柱箍筋配置非地震區(qū)的單層廠房柱,其箍筋數(shù)量一般由構造要求操縱.依據(jù)構造要求,上、下柱均選用蟲8@200箍筋。6.2B柱截面設計由內力組合表可見，上柱截面有四組內力，取h0=600—40=560mm,附加彎矩e=20mm〔等于600/300〕，四組內力都為大偏心，取偏心矩較大的的一組．即：M=kN.mN=kN吊車廠房排架方向上柱的計算長度l=2X3.8m=7.6m。0eo,ei=e0+ea=325+20=345mm由l/h=7600mm/600mm=>5,故應考慮偏心距增大系數(shù)H0=_0.5fA_0.5x14.3N/mm2x400mmx600mm_C= 1==iN 699600N取C=1.0.1C=1.15—0.012乙=1.15-0.01xC=1.15—0.012乙=1.15-0.01xh=1.02=1.0,取2e1400f

h3451400x——7600

(600)2x1.0x1.0560C=N

afbh

1c06996001.0x14.3x400x560=0.218ne=1.41x354.7mm=500.13mm>0.3h=168mm,N>N=627.89KNi 0b取x=2as'進行計算選320As=942mm2A那么P=而=x600=0.3900>0.200，滿足要求垂直于排架方向柱的計算長度1=1.25X3.8m=4.75m0那么1/b=4750/600=7.916<8中=1.000=3500.8kN>Nmax=724.8kN滿足彎矩作用平面外的承載力要求。下柱的配筋計算取h=1000-40=960mm，與上柱分析方法類似，選擇以下兩組不利內力:oM=667.73kN*mM=554.37kN*m

下柱計算長度l=1.0H=9.1m,附加偏心距e=1000/30=33mm(>20mm)B=100mm,b'=400mm,h'=150mmE=M/N=故應考慮偏心：距增大系數(shù)，取自=1.01n_1+ x12=e1221 9100 ^x( )2x1.0x0.945_1.108140021 9100 ^x( )2x1.0x0.945_1.1081400x2 1000960Nx二(b f—fbb)h f1c1437600-1.0x14.3x(400-100)x150 _555.3mm= 1.0x14.3x100e_^e+h-a=550.7+1000-10=1010.7mm，2s 21xNe-6f(b，一b)h(h--h')—3fbx(h——)ssA_a，icffo2f1co2ssf(h-a')

yos1437600x1010.7-1.0x14.3x(400-100)x150x(960-150)-1.0x14.3x1000x555.3x(960-5553)22300x(960—40)=1238mm2〔2〕計算方法與上述相同，計算過程從路，As=As'=930mm2綜合上述計算結果，下柱截面選用420(/=1256mm2)柱裂縫寬度驗算方法同A柱，經(jīng)驗算講明裂縫寬度合格。柱箍筋配置非地震區(qū)的單層廠房柱，其箍筋數(shù)量一般由構造要求操縱。依據(jù)構造要求，上下柱均選用白@200箍筋。七、牛腿設計7.1A柱牛腿設計依據(jù)吊車梁支承位置、截面尺寸及構造要求，初步擬定牛腿尺寸，如圖7.1所示。其中牛腿截面寬度b=400mm,牛腿截面高度h=600mm,h°=565mm。圖7.1牛腿尺寸簡圖牛腿截面高度驗算P=0.65,f&-2.01N/mm2,勺_0(牛腿頂面無水平荷載)，

a=-150mm+20mm=-130mm<0，取a=0,f按下式確定：vk那么：故牛腿截面高度滿足要求。牛腿配筋計算由于a=-150mm+20mm=-130mm<0,因而該牛腿可按構造要求配筋。依A2Pbh-0.002x400mmx600mm=480mm2據(jù)構造要求，實際縱向鋼筋取smin ，據(jù)構造要求，實際縱向鋼筋取4016(A-804mm2)s由于a/h0<0.3，那么能夠不設置彎起鋼筋，箍筋按構造配置，牛腿上部2h0/3范圍內水平箍筋的總截面面積不應小于承受Fv的受拉縱筋總面積的1/2。箍筋為①8@100。牛腿局部承壓驗算設墊板尺寸為400X400mm,局部壓力標準值：故局部壓應力oskF—VK故局部壓應力oskF—VKA653700400x400-4.09N/mm2<0.75fc-10.73N/mm2滿足要求。7.2B柱牛腿設計關于B滿足要求。7.2B柱牛腿設計關于B柱牛腿依據(jù)吊車梁支承位置，截面尺寸及構造要求，初步擬定牛腿尺寸，如圖7.2所示。其中牛腿截面寬度b=400mm,牛腿截面高度h=1050mm,h-1015mm0圖7.2牛腿尺寸簡圖牛腿截面高度驗算其中P-0.65,f-2.01N/mm2,F-0,a=250mm+20mm=270,Ft^按下式確定:tk hk tk故牛腿截面高度滿足要求牛腿配筋計算As=px400x1050=840mm2按840mm2配筋，選用4唾〔As=1017mm2〕，水平箍筋選用e8@100.八、柱的吊裝驗算8.1A柱的吊裝驗算柱的吊裝參數(shù)采納翻身起吊。吊點設在牛腿下部，混凝土到達設計強度后起吊。柱插進杯口深度為h1-0.9x900mm-810mm,取h1-850mm，那么柱吊裝時總長度為m,計算簡圖如圖8,1所示。q2q1q331222y^251221TtfSW'—q2q1q331222y^251221TtfSW'—> MLiI400I圖8.1柱吊裝計算簡圖內力計算柱吊裝時期的荷載為柱自重重力荷載〔應考慮動力系數(shù)〕，即在上述荷載作用下，柱各操縱截面的彎矩為：M=1x8.1kN/mx(3.8m+0.6m)2+1x(20.25kN/m—8.1kN/m)x0.62m2=73.63kN?m22 2由SM=Rl—1q12+M=0得：BA3 233 2RA=2q313-M=2x95。kN/mx9.75m-7311mm=38.76kN

31m1m3=rax-2q3x2令dM=R—qx=0得X=R/q=38.76kN/9.5kN/m=4.08m那么下

dxA3 A3 ,柱段最大彎矩M為:3柱吊裝時期承載力及裂縫寬度驗算表柱截面上柱下柱M(M)/(KN.m)k〔〕〔〕M=fA(h—a')/(KN.m)u ys0 s0=M/(0.87hA)/(N/mm2)sk k 0s…一f▼=1.1—0.65—tk—p0tesk，取0 dw=a▼—sk(1.9?+0.08-eq)/mmmax crE ps te(滿足要求)〔滿足要求〕8.2B柱的吊裝驗算采納翻身起吊，吊點設在牛腿下部，混凝土到達設計強度后起吊，可得柱插進杯口深度為h=0.9x1000mm=900mm，取h=950mm，那么柱ff吊裝時總長度為m,計算簡圖如圖8.2所示。柱吊裝時期的荷載為柱自重重力荷載〔應考慮動力系數(shù)〕，即在上述荷載作用下，柱各操縱截面的彎矩為：由ZM=Rl—-ql2+M=0得：BA3 233 2令dM3=R—qx=0，得x=R/q=遜2Kn21nmKNm=下柱段最大dxA3 A3 10彎矩M為：3表8.2柱吊裝時期承載力及裂縫寬度驗算表柱截面上柱下柱M(M)/(KN.m)k88.1〔65.26〕153.5〔113.7〕M=fA(h—a')/(KN.m)u ys0 s147X二>0.9X=0=M/(0.87hA)/(N/mm2)sk k 0s…一f▼=1.1—0.65—tk——p0tesk，取0 dw=a▼1(1.9c+0.08-)/mmax crE ps tem7<0.2（滿足要求）37〔滿足要求〕九、根底設計GB50007—2002?建筑地基根底設計標準？，關于6m柱距的單層多跨廠房，其地基承載力特征值100kN/m2<f<130kN/m2，吊車起重量150?200KN，ak廠房跨度l<24m，設計等級為丙級時，可不做地基變形驗算。本設計滿那么上述要求，故不需做地基變形計算。根底混凝土強度等級采納C40。A柱根底設計作用與根底頂面上的荷載計算作用于根底頂面上的荷載包括柱底［III-III截面〕傳給根底的M，N，VIII-III截面選取，見表9.1,其中內力標準組合值用于地基承載力驗算，

dQU4“r-JddQU4“r-Jd二flQU4030.根底設計的不利內力組不荷載效應全然組合荷載效應標準組合M/(KN.m)N/KNV/KNM/KNmkN/KNkV/KNk第一組第二組第三組圖9.1根底荷載示意圖由圖9.1可見，每個根底承受的外墻總寬度為，總高度為，墻體為240mm實心磚墻〔5.3KN/m3〕，鋼門窗〔0.4KN/m2］，根底梁重量為〔300mm+200mm〕根。每個根底承受的由墻體傳來的重力荷載為:240mm厚磚墻鋼門窗0.4KN/m2義(5.1m+1.8m)*3.8m=9.94KN根底梁18.75KNN=325.82KN

wkN距根底形心的偏心距e為:wk按構造要求擬定高度h柱的插進深度h=0.9h=0.9義900mm=810mm>800mm,取h=850mm,

1c 1由杯底厚度a應大于200mm，取a=250mm，那么11h=850mm+250mm+50mm=1150mm。根底頂面標高為-0.500m,故根底埋置深度d為：d=h+0.5m=1.15m+0.7m=1.850m杯壁厚度t>300mm，取325mm，根底邊緣高度a取350mm，臺階高度取2400mm。擬定根底底面尺寸取A=bl=4m義3.6m=14.4m2計算基底壓力及驗算地基承載力基底壓力按式〔〕計算，結果見表9.2；按式〔〕驗算地基a=1.2X180kN/m2=216kN/m2,驗算結果見表9.2?？梢姡椎酌娉叽鐫M足要求。表9.2根底底面壓力計算及地基承載力驗算表類不第一組第二組第三組M/(kN.m)kN/kNkV/kNkN(=N+G)/kNbk k kM(=M+Vh)/(kN.m)bk k kp, ，NM、，，…，、k，max(=—k^±請)/(kN/m2)k,minp="k,max_'k,min'/kN<f/kN2 .〃p /kN<1.2f/kNk,max a<180<216<180<216<180<216根底高度驗算這時應采納基底凈反力設計值p,p 和p可按式〔〕計算，結果見表9.3。jj,max j,min關于第二組內力，按式〔〕計算時，p <0，故對該組內力應按式〔〕計算j,min基底凈反力，即：表9.3根底底面凈反力設計值計算表類不第一組第二組第三組b4a=—e=--0.814=1.186m2 2由式〔〕得：因臺階高度與臺階寬度相等〔均為400mm〕，因此只需驗算變階處的受沖切承載力。變階處受沖切承載力計算簡圖如圖9.2所示，變階處截面有效高度h-750mm一(40mm+5mm)-705mm。0因為a+2h=1200mm+2義705mm-2610mm<l-3600mm，故A按下式計算，t0即：由式〔〕得：a-1.2m，因為a+2h=2610mm<l-3600mm，故取a-1-2.61m，由式〔〕TOC\o"1-5"\h\z1 10 b得：h=750mm<800mm,取P=1.0;f=1.1N/mm2，那么由式〔〕得：bp t0.7Pfah-0.7x1.0x1.1x1900x705-1031.415x103N-1031.415kN>F-210.37kNhptm0 l故根底高度滿足要求。根底底板配筋計算根底底板配筋計算時長邊和短邊方向的計算截面如圖9.2所示。三組不利內力設計值在柱邊及變階處的地基凈反力計算見表2.10.11.其中第1，3組內力產(chǎn)生的基底反力示意圖見圖9.2，第2組內力產(chǎn)生的基底反力示意圖見圖；用表列公式計算第2組內力產(chǎn)生的p和p時，相應的和分不用和代替，且p -0。j,I j,III j,max

15C;C^5C.^L'^1HbCIVII15C;C^5C.^L'^1HbCIVII柱邊及變階處彎矩計算柱邊及變階處基底凈反力計算公式第一組第二組第三組p[=p +空，p -p)]/(KN/m2jI j,min 4 j,max j,min)p [=p+4^.(p-p )]/(KN/mjIII j,min 4 j，max j,min22)P.ma]—j-^-(KN/m2)'j#%PjIII(KN/m2)p+p—j，max2~j-min-(KN/m2)配筋計算根底底面受力鋼筋采納HPB235級(7=210N/mm2)。長邊方向鋼筋面積為:

yAjM：ofXIOeX(1150-45)X210=1828mm2Ain=MiiiofXIOeX(750-45)X210=3326mm2選用中20@90〔A=3770mm2〕根底底板短邊方向鋼筋面積為：A=M/0.9(h-d)fX106X(1150-45-10)X210=1755mm2A；=M：/0.9(h0-d)fyX106X(750-45-10)X210=1695mm2選用中14@90〔A=1847mm2〕根底底板配筋圖見圖9.3,由于t/h=325mm/400mm=0.81>0.75,因此杯壁2不需要配筋。■-JOG圖9.3根底底板配筋圖9.2B柱根底設計作用與根底頂面上的荷載計算作用于根底頂面上的荷載為柱底［III-III截面〕傳給根底的M,N,VIII-III截面選取，見表9.5。其中內力標準組合值用于地基承載力驗算，全然組合值用于受沖切承載力驗算和底板配筋計算，根底設計的不利內力組不荷載效應全然組合荷載效應標準組合

M/(KN.m)N/KNV/KNM1的喻kN/KNkV/KNk第一組第二組第三組0000圖9.4根底荷載示意圖根底尺寸及埋置深度按構造要求擬定高度h柱的插進深度h=0.9h=0.9義1000mm=900mm>800mm，取h=950mm，1 c 1由杯底厚度a應大于250mm，取a=300mm，那么i ih=950mm+300mm+50mm=1300mm。根底頂面標高為-0.500