钢筋混凝土厂房设计

1设计资料

某金工车间为单跨厂房，跨度均为24m，柱距均为6m，车间总长66m。设有100kN吊车1台，吊车工作级别为A5级，轨顶标高为9.6m。采用卷材防水屋面，240mm厚双面清水围护砖墙，钢窗宽度3.6 m，室内外高差150mm，素混凝土地面，房建筑剖面如图1所示。厂房所在地点基本风压为0.4kN/m2,地面粗糙度为B类；基本雪压为0.25kN/m2，修正后的地基承载力特征值为180kN/m2。活荷载组合值系数c0.7；风荷载组合值系数取0.6。要求进行排架结构设计（不考虑抗震设防）。

2.结构构件选型及柱截面尺寸确定

因为该厂房跨度为24m即在15~36m之间，且柱顶标高8m，故采用钢筋混凝土排架结构。为了使屋盖具有较大的刚度，采用预应力混凝土折线型屋架及预应力混凝土屋面板，选用钢筋混凝土吊车梁及基础梁。 2.1构件选型

厂房各主要构件选型见表2.1。

表2.1 主要承重构件选型表

构件名称 屋面板 标准图集 G410（一） 1.5m6m预应力混凝土屋面板 G410（三） 1.5m6m预应力混凝土屋面板（卷材防水天沟板） G415（三） 预应力混凝土折线形屋架（跨度18m） G323（二） 钢筋混凝土吊车梁（吊车工作级别为A1-A5） G325（二） 吊车轨道联结详图 G320 钢筋混凝土基础梁 选用型号 YWB-2II 重力荷载标准值 1.4kN/m2 (包括灌缝重) 天沟板 TGB68-1 1.91kN/m2 80kN/榀YWJA-24-1Aa 屋架 0.05kN/m2 (屋盖钢支撑) 吊车梁 DL-9Z 40.8kN/根 轨道连接 0.08kN/m2 基础梁 JL-3 16.7kN/根 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。

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16.00014.60012.30011.3009.5009.6008.4005.8001.000-0.150±0.00024000A 图1 厂房剖面图

B 2.2柱截面尺寸及相应的计算参数

由图2.1可知柱顶标高为12.3m,牛腿顶面标高为8.4m。设室内地面到基础顶面的距离为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12.3m0.5m12.8m Hl8.4m0.5m8.9m Hu12.8m8.9m3.9m

根据柱顶标高、吊车起重量及工作级别等条件，可由表2.4.2并参考表2.4.4确定柱截面尺寸，见表2.2。

表2.2 柱截面尺寸及相应的计算参数

计算参数 柱号 截面尺寸/mm 面积/ mm2 惯性矩/mm4 自重/（kN/m） 上柱 A，B 下柱 矩400400 400900 1001501.6105 21.3108 195.38108 4.0 4.69 1.875105 2.3计算单元和计算简图

本设计为一跨厂房，取一榀排架进行计算，计算单元和计算简图如图2所示。

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图2 计算单元和计算简图

3.荷载计算

3.1恒载

3.1.1屋盖恒载： SBS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0.5kN/m2

一毡二油隔气层

0.05kN/m2

20mm厚水泥砂浆找平层

20kN/m30.02m0.4kN/m2

预应力混凝土屋面板（包括灌缝）

1.4kN/m2

屋盖钢支撑

0.05kN/m2

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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：

G11.2(3.25kN/m26m24m/280kN/2)328.8kN

3.1.2吊车梁及轨道重力荷载设计值

G31.240.8kN0.8kN/m6m54.72kN

3.1.3柱自重重力荷载设计值

A，B柱

上柱：G4AG4B1.24kN/m3.9m18.72kN 下柱：G5AG5B1.24.69kN/m8.9m50.09kN 各柱恒载作用位置如图3.1所示。

图3 荷载作用位置图（单位：kN）

3.2屋面活荷载

屋面活荷载标准值为：2.0kN/m2，雪荷载标准值为0.25kN/m2。雪载小于屋

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面活载，故按屋面活载计算，作用于柱顶的屋面活荷载设计值为：

Q11.42.0kN/m26m24m/2201.6kN

Q1的作用位置与G1作用位置相同。如图3所示。

3.3风荷载

2风荷载标准值按（2.5.2）式计算。其中00.4kN/m，z1.0，z根据厂房各

部分标高及B类地面粗糙度由附表5.1确定如下：

柱顶（标高12.30m） z1.064 檐口（标高14.60m） z1.129 屋顶（标高16.00m） z1.170

s如图3.2a所示，则由式2.5.2可得排架迎风面及背风面的风荷载标准值分别为：

1kzs1z01.00.81.0640.4kN/m20.340kN/m2 2kzs2z01.00.51.0640.4kN/m20.213kN/m2

则作用于排架计算简图如图（b）所示上的风荷载设计值为：

q11.40.340kN/m26.0m2.856kN/m q21.40.213kN/m26.0m1.789kN/m

FwQs1s2zh1s3s4zh2z0B21.40.80.51.1292.3m0.60.51.1701.4m1.00.4kN/m6.0m10.79kN

图4 风荷载体型系数及排架计算简图

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3.4吊车荷载

由表2.5.1可知100kN吊车参数为：B5.55m,K4.40m,g38kN，Q100kN，

FP,max125kN，FP,min47kN。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5所示。

图5 吊车荷载作用下支座反力影响线

3.4.1吊车竖向荷载

由式（2.5.4）和式（2.5.5）可得吊车竖向荷载设计值为：+

DmaxQFP,maxyi1.4125kN10.267221.725kN DminQFP,minyi1.447kN1.26783.37kN

3.4.2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式（2.5.6）计算，即

11TQg0.12100kN38kN4.14kN

44作用于排架柱子上的吊车横向水平荷载设计值按式（2.5.7）计算，即

TmaxQTyi1.44.14kN1.2677.34kN

4.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按式（2.5.16）计算，结果见表4.1。

表4.1 柱剪力分配系数

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柱别 nIu/Il3C03/11/n1Hu/Hn0.109 0.305 H3/C0EIlC02.435i1/i 1/iA，B柱 AB0.2101010H3 EAB0.5 4.1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（a）所示。图中的重力荷载G及力矩M是根据图5确定的，即

图6 恒载作用下的排架内力图

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G1G1328.8kN G2G3G4A54.72kN18.72kN73.44kN G3G5A50.09kN

M1G1e1328.8kN0.05m16.44kNm

M2G1G4Ae0G3e3328.8kN18.72kN0.25m54.72kN0.3m 70.464kNm由于图6（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可根据表2.5.2所列的相应公式计算。对于A , B柱，n0.109，0.305，则

11213123n1.104 C12.143 C21122131131nnRAM1M16.44kN.m2.14370.464kN.m1.104C12C29.42kN HH12.8mRB9.42kN

根据平衡条件求出各柱截面的弯矩和剪力；柱各截面的轴力为该截面以上重力荷载之

和。恒载作用下的弯矩图轴力图如图6（b），（c）。图6（d）为排架柱的弯矩，剪力和轴力的正负规定，下同。

4.2屋面活荷载作用下排架内力分析 AB跨作用屋面活荷载：

排架计算简图如图7（a）所示。其中Q1201.6kN，它在柱顶及变阶处引起的力矩为：

M1A201.6kN0.05m10.08kNmM2A201.6kN0.25m50.40kNm

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图7 AB跨作用屋面活荷载时排架内力图 对于A柱，C11.143,C21.104（B柱与其相同）。

RA

M1AM10.08kNm2.14350.4kNm1.104C12AC26.03kN()VAHH12.8m对于B柱: RB6.03kN()VB,方向与RA相反。 排架各柱的弯矩图轴力图及柱底剪力如图4.2（b）（c）所示。

4.3风荷载作用下排架内力分析 只考虑左吹风

计算简图如图8（a）所示，对于A,B柱。n0.109,0.305，由表2.5.2得：

图8 左吹风时排架内力图

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14141（1）10.305（1）33n0.1090.326 C118183131113051n0.109RAq1HC112.856kN/m12.8m0.32611.92kN() RBq2HC111.789kN/m12.8m0.3267.47N() RRARBFw11.92kN7.47kN10.79kN30.18kN()

各柱顶剪力分别为：

VARAAR11.92kN0.530.18kN3.17kN() VBRBBR7.47kN0.530.18kN7.62kN()

排架内力图如图4.3（b）所示。

4.4吊车荷载作用下排架内力分析 4.4.1Dmax作用于A柱

计算简图如图4.5（a）所示，其中吊车竖向荷载Dmax，Dmin在牛腿顶面处引起的力矩为：

MADmaxe3221.725kN0.3m66.52kNm MBDmine383.37kN0.3m25.01kNm

对于A柱，C31.104，则

RAMA66.52kNmC31.1045.74kN() H12.8m 10

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图9 Dmax作用于A柱时排架内力图

对于B柱，C31.104，则

RBMB25.01C31.1042.16kN() H12.8RRARB5.74kN2.16kN3.58kN()

排架各柱顶剪力分别为：

VARAAR5.74kN0.5(3.58kN)3.95kN() VBRBBR2.16kN0.5(3.58kN)3.95kN()

排架各柱的弯矩图、轴力图、柱底剪力值如图4.5（b）（c）所示。 4.4.2Dmax作用于B柱

其计算简图如图10（a）所示，其弯矩图、轴力图、柱底剪力与Dmax作用于A柱时大

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小相同，弯矩和剪力方向与作用在A柱相反，轴力图方向相同，如图（b）（c）所示。

图10 Dmax作用于B柱时排架内力图 5.4.3Tmax作用于AB跨柱 当AB跨作用吊车横向水平荷载时，排架计算简图如图4.7（a）所示。 对于A柱，n0.109，0.305，由表2.5.3得，a22a1a323a23anC512131n220.69210.6923230.6920.3050.305230.692n

1210.305310.1090.559(3.9m1.2m)0.692 则 3.9mRATmaxC57.34kN0.5594.10kN（）

同理，对于B柱：n0.109，0.305， a0.692, C50.559

（）则 RBRA4.10kN

排架柱顶总反力R为：

RRARB24.10kN8.20kN（)

各柱顶剪力为：

VARA4.10kN()

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VBRB4.10kN()

排架各柱的弯矩图如图4.7（b）所示。

当AB跨作用吊车横向水平荷载相反时，排架弯矩图与向左作用时相反，如图4.7（c）所示。

图11 Tmax作用于AB跨柱时排架内力图

5.内力组合

以A柱为例（B柱和A柱完全相同）其内力设计值汇总如表5.1，内力组合表见表5.2。

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表5.1 A柱内力设计值汇总表

吊车竖向荷载 荷载类别 柱号及正向内力 恒载 屋面活载作用在吊车水平荷载 风荷载 AB跨 2 ○Dmax作用A柱 3 ○Dmax作用B柱 4 ○Tmax作用在AB跨 5 ○左吹风 6 ○序号 1 ○M Ⅰ-Ⅰ 16.44 347.52 -50.17 402.24 33.68 13.44 201.6 -36.96 201.6 -16.7 -15.41 0 -15.41 0 9.6 7.59 0 34.08 0 N 1212M Ⅱ-Ⅱ 51.11 221.73 15.96 7.59 0 34.08 0 N 3VNMⅢ-Ⅲ 83.37 -25.55 3M N V 18.22 274.58 452.33 9.42 201.6 6.03 221.73 -3.95 83.37 -3.95 0 0 ±2.9 39.73 注：M（单位为kN.m），N（单位为kN），V（单位为kN）

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表5.2 A柱内力组合表

截面 +Mmax及相应N,V 10.9(○2○+○5+○6) 10.9（○3○+○5+○6） -Mmax及相应N,V 10.9 ○(○3+○5) 10.9 ○(○2+○5) Nmax及相应N,V 28.54 10.9○2 ○Nmin及相应N,V 16.44 1 ○Mk,Nk 备注 M Ⅰ-Ⅰ 66.04 528.96 33.33 601.80 34.56 651.89 -4.26 347.52 -90.27 10.9○2 ○13.7 289.6 Nmax一项，取1.35SGK0.71.4SQK N M 528.96 -83.43 1 ○347.52 -50.17 Ⅱ-Ⅱ N M 583.68 -20.74 708.80 583.68 18.65 633.77 402.24 33.68 452.33 N Ⅲ-Ⅲ MK 1○V 10.9(○3○+○5+○6) 44.23 20.9(○8.68 10.9○2 ○14.85 1 ○9.42 226.55 +○4+○5） -10.80 560.13 7.32 17.33 506.54 11.73 28.07 376.94 7.85 NK 519.48 32.71 VK 注：M（单位为kN.m），N（单位为kN），V（单位为kN） 15

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6.柱截面设计

以A柱为例：

混凝土：C25,fc11.9N/mm2，ftk1.78N/mm2，

钢筋：受力钢筋为HRB335,fyfy300N/mm2，b0.518。上下柱均采用对称配筋。

6.1上柱配筋计算

由表6.2可见，上柱截面共有4组内力。取h0400mm40mm360mm 。经判别，其中3组内力为大偏心受压；对3组大偏心受压内力，在弯矩较大且比较接近的两组内力中，取轴力较小的一组，即取：

M66.04kNm，N528.96kN

由附表查得有吊车厂房排架方向上柱的计算长度l023.9m7.8m，附加偏心矩ea取20mm（大于400mm/30）

M66.04106Nmme0125mm

N528960Neie0ea125mm20mm145mm

l0/h7800mm/400mm19.55，应考虑偏心矩增大系数。

0.5fcA0.511.9N/mm2400mm400mm11.801.0，取11.0

N528960N21.150.0101.150.01(11lh7800mm)0.955

400mml17800mm2(0)2121()1.00.9551.644 eih145mm400mm14001400460mmh02as'240N5289600.3090.222

1fcbh0111.9400460h0360'取x2as80mm进行计算。

e'eih/2as'1.644145mm因此：

400mm40mm78.38mm 2AsAs/Ne'528960N78.38mmmm2432mm2

fyh0as'30036040 16

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2选用318 (As763mm),

则=As/(bh)763mm2/(400mm400mm)0.48%0.2%，满足要求。 由附表11.1得垂直于排架方向柱的长度l01.253.9m4.875m 则l0/b4875mm/400mm12.19，0.95

Nu0.9(fy'As'fcA)0.90.95(300N/mm2763mm2211.9N/mm2400mm400mm) 2425.94kNNmax528.96kN满足弯矩作用平面外的承载力要求。 6.2下柱配筋计算

取h0900mm40mm860mm，与上柱分析方法类似，在表6.2中的8组内力中，选取下组不利内力：

M311.56kNm，N651.89kN

下柱计算长度取l01.0Hl8.9m，附加偏心ea900mm/3030mm20mm，

b100mm，b'f400mm，h'f150mm。

M311.56106Nmme0468mm，eie0ea468mm30mm498mm

N651890N5l0/h8900mm/900mm9.8915 应考虑偏心矩增大系数，且取21.0。

10.5fcAN0.511.9N/mm2[100mm900mm2(400mm100mm)150mm]

651890N1.641.0取11.0。

1l18900mm2(0)2121()1.01.01.121 eih498mm1000mm14001400960mmh01ei1.121498mm558.3mm0.3h00.3860mm258mm

故为大偏心受压。先假定中和轴位于翼缘内，则

x

N651890N'137mmhf150mm '21fcbf1.011.9N/mm400mm17

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h900mmeeias558.3mm40mm968.9mm

22xNe1fcb'fx(h0)2AsAs''fy(h0as)651890N968.3mm111.9N/mm2400mm137mm(860mm0.5137mm)300N/mm2(860mm40mm)467mm2 综上计算结果，下柱截面选用4平面外的承载力亦满足要求。

6.3柱的裂缝宽度验算

《规范》规定，对e0/h00.55的柱应进行裂缝宽度验算。本例的上柱

18As1018mm2）。按此配筋，经验算柱弯矩作用

e0125mme468mm0.31,下柱00.52,均小于0.55.故可不进行裂缝宽度验算. h400mmh900mm6.4柱箍筋配置

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。

6.5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6.1所示。其中牛腿截面宽度b400mm，牛腿截面高度h600mm,h0565mm。

（1）牛腿截面高度验算

2按式（2.6.1）验算其中，0.65，ftk2.01N/mm,Fhk0（牛腿顶面无水平荷

载），a150mm20mm130mm0取a0.Fvk按下式确定：

FvkDmaxG3221.725kN54.72kN203.98kN rQrG1.41.2F10.5hkFvk

ftkbh02.01N/mm2400mm565mm0.65590.54kNFvk203.98kNa0.50.5h0故牛腿截面高度满足要求。

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图6.1牛腿尺寸简图

⑵牛腿配筋计算

由于a130mm0，因而该牛腿可按构造要求配筋。根据构造要求

2ASminbh0.002400mm600mm480mm2，实际选用414(AS616mm)。

水平箍筋选用8@100。 6.6柱的吊装验算

采用翻身起吊，吊点在牛腿下部，混凝土达到设计强度后起吊。由表2.4.6可得，柱插入

杯口深度为h10.9900mm810mm,取h1850mm。则柱吊装时总长度为：

13.9m8.9m0.85m13.65m，计算简图如图6.2所示。

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qq23q1l3 = 915060039003610M2M1M34　1813　18240090021400图6.2 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urGq1k1.51.354.0kN/m8.1kN/m

q2urGq2k1.51.350.4m1.0m25kN/m320.25kN/m

q3urGq3k1.51.354.69kN/m9.50kN/m

在上述荷载作用下，柱各控制截面的弯矩为：

M12112q1Hu28.1kN/m3.92m261.60kNm

M18.1kN/m3.9m0.6m21220.25kN/m8.1kN/m0.62m22284.20kNm由M0得，R12BAl32q3l3M20 ，则

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RAM1184.20kNmq3l329.50kN/m9.15m34.26kN 2l329.15m1M3RAxq3x2

2令

dM3dxRAq3x0，得xRA34.26kN3.61m,则下柱段最大弯矩M3为： q39.50kN/m1M334.26kN3.61m9.50kN/m3.612m261.78kNm

2柱截面受弯承载力及裂缝宽度验算过程见表6.2

表6.2 柱吊装阶段承载力及裂缝宽度验算表 柱截面 上柱 下柱 M(Mk)/(kNm) 61.60(45.63) 84.20(62.37) MufyAs(h0as')/(kNm) 87.90>0.961.60=55.44 250.430.984.2075.78 skMk/(0.87h0As)/(N/mm2) 190.94 0.42 81.89 0.310.2,取0.2 1.10.65ftktesk maxcr skEs(1.9c0.08deqte)/mm0.160.2 0.020.2 （满足要求） （满足要求） 7.基础设计

基础混凝土强度等级采用C20，下设100mm厚C10素混凝土垫层。 7.1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。前者可由表7.2中的Ⅲ-Ⅲ截面选取，见表8.1，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。

表7.1 基础设计的不利内力

荷载效应基本组合 组别 荷载效应标准组合 M/(kNm) 第1组 N/kN 651.89 V/kN Mk/(kNm) 44.23 226.55 Nk/kN 519.48 Vk/kN 32.71 311.56 第2组 20.74 708.80 8.68 10.80 560.13 7.32 21

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第3组 18.65 633.77 14.85 17.33 506.54 11.73 18004800155504000240900400NwewNM±0.000V4004003506000b(b)(a)图7.1 基础荷载示意图

由图7.1(a)可见，每个基础承受的外墙总宽度为6.0m，

呢边总高度为14.65m，墙体为240mm厚双面清水砖墙（19kN/m）。钢框玻璃窗（0.45kN/m）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：

23240mm厚砖墙

19kN/m30.24m6m14.65m4.8m1.8m3.6m292.48kN 钢框玻璃窗

0.45kN/m24.8m1.8m3.6m10.69kN

基础梁

16.7kN

Nwk319.87kN

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100-1.650hd塔里木大学课程设计

Nwk距基础形心的偏心距ew为：

ew(240mm900mm)/2570mm Nw1.2Nwk1.2319.87kN383.84kN

7.2基础尺寸及埋置深度 7.2.1按构造要求拟定高度h

hh1a150mm

柱的插入深度h10.9hc0.9900mm810mm800mm，取h1850mm 杯底厚度a1应大于200mm，取a1250mm，则

h850mm250mm50mm1150mm

基础顶面标高为-0.500m，故基础埋置深度d为： dh0.5m1.2m0.5m1.7m

杯壁厚度t300mm，取t325mm；基础边缘高度a2取350mm，台阶高度取。 400mm，见图7.1（b）

7.2.2拟定基础地面尺寸

ANk,maxNwkfamd560.13kN319.87kN5.99m2 23180kN/m20kN/m1.65m2适当放大，取Abl3.6m2.6m9.36m 7.2.3计算基底压力及验算地基承载力

GkmdA20kN/m31.65m9.36m2308.88kN

11Wlb22.6m3.6m25.616m3

6622验算地基承载力，其中1.2fa1.2180kN/m216kN/m

验算结果见下表7.2。可见，基础底面尺寸满足要求。

表7.2 基础底面压力计算及地基承载力验算表

类别 第1组 第2组 第3组 M/(kNm)N/kNV/kNNbk(NkGkNwk)/kN 226.55519.48 7.3210.80560.13 7.3217.33506.54 11.731148.23 1188.88 1135.29 23

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Mbk(MkVkhNwkew)/(kNm) 81.84 137.25 108.10184.71 159.91 94.13127.62180 159.91216151.51 148.27 94.31pk,maxpk,minMNbkbk/(kN/m2) WAp[(pk,maxpk,min)/2]/kNfa/kNpk,max/kN1.2fa/kN7.3基础高度验算

122.68180 137.25216121.29180 148.27216这时采用基地净反力设计值pj，pj,max和pj,min计算，结果见下表7.3。

表7.3 基础底面净反力设计值计算表

类别 第1组 第2组 第3组 M/(kNm)N/kNV/kNNb(NNw)/kN 311.56651.89 44.2320.74708.80 8.6818.65633.77 14.851035.73 143.64 1092.64 1017.61 Mb(MVhNwew)/(kNm) 229.55 183.06 pmaxNbMbpminAW/(kN/m2) 136.23 85.08157.61 75.86141.32 76.12eMb229.56kNm0.21m Nb1092.64kNab3.6me0.21m1.59m 222Nb21092.64kNpj,max179.59kN/m2

3la32.6m1.56m因台阶高度与台阶宽度相等（均为400mm），所以只需验算变阶处的受冲切承载力。变阶处受冲切承载力截面如图7.2所示。变阶处截面有效高度

h0750mm(40mm5mm)705mm。

因为at2h01200mm2705mm2610mml2600mm 即：Al(bbt3.6m1.7mh0)l(0.705m)2.6m0.637m2 2222FlpjAl179.59kN/m20.637114.40kN

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at1.2m；因at2h02.61ml2.6m，所以取abl2.6m

am(atab)/2(1.2m2.6m)/21.9m

h750mm800mm，取hp1.0；ft1.1N/mm2

0.7hpftamh00.71.01.1N/mm21900mm705mm1031.415kNFl114.40kN故基础高度满足要求。

NwN bM b45 o45 oPj,maxA l

7.2 变阶处的冲切破环截面

7.4基础底板配筋计算

7.4.1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7.3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7.4。其中第1，3组内力产生的基底反力示意图见图7.3，第二组产生的基底反力示意图见图7.2；用表列公式计算第2组内力产生的pj1和

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pj3时，相应的2.25/3.6和2.65/3.6分别用2.202/3.552和2.602/3.552代替，且

pj,min0。

表7.4 柱边及变阶处基底净反力计算 公式 第1组 175.63 第2组 121.485 第3组 158.96 2.202pj1pj,min(pj,maxpj,min)/(kN/m2) 3.62.302pj3pj,min(pj,maxpj,min)/(kN/m2) 3.6187.58 132.485 167.89 pj,maxpj12pj,maxpj,32196.52 140.71 163.65 /(kN/m2) 102.50 146.21 168.11 /(kN/m2) 163.62 110.43 163.43 pj,maxpj,min2/(kN/m2) 1342400600600400180045040095013Pj,min22502650 图7.3 基础底板配筋计算截面

Pj,maxPj1Pj32002004226

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7.4.2柱边及变阶弯距计算

1pj,maxpj1M(bbc)2(2llc)

2421196.52kN/m2(3.6m1.0m)2(22.6m0.4m) 24304.98kNm M1pj,maxpj3(bbc)2(2llc) 2421209.01kN/m2(3.6m0.9m)2(22.6m1.2m) 24194.94kNm 1pj,maxpj,minM(llc)2(2bbc)

2421148.33kN/m2(2.6m0.4m)(23.6m1.0m) 24

270.26kNm

MΙV1pj,maxpj,min(llc)2(2bbc) 2421163.43kN/m2(2.6m1.2m)2(23.6m1.7m) 24

118.79kNm

7.4.3配筋计算

2基础底板受力钢筋采用HPB235级（fy210N/mm）asas'45mm

长边方向钢筋面积为：

M304.98106Nmm2 As1460mm20.9h0fy0.9(1150mm45mm)210N/mmAsM194.94106Nmm1463mm2 20.9h0fy0.9(750mm45mm)210N/mm（As1539mm2）选用14＠100.

短边方向钢筋面积为：

M270.26106NmmAs1306mm220.9(h0d)fy0.9(1150mm45mm10mm)210N/mm

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MΙV107.81106N.mm2 As4820.75mm20.9(h0d)fy0.9(750mm45mm10mm)210N/mm（As1283mm2）选用14＠120.

基础底板配筋见图8.4。由于t/h2325mm/400mm0.810.75，所以杯壁不需要配筋。

7.4基础底板配筋图

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8.绘制施工图

8.1柱配筋图 如下图8.1所示

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图8.1柱配筋图

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8.2基础配筋图 如下图8.2所示

aa基础配筋图说明：基础杯壁不需要配筋，基础混凝土保护层厚度为40mm,下设100mm厚C10素混凝土垫层，钢筋采用机械弯钩. 31

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图8.2基础配筋图

8.3 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，如结施1所示，箍筋间距为300mm。

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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致 谢

经过了这十五天的学习和做课程设计的锻炼，使我得到了很多宝贵的经验和学习的方法。这个过程不仅让我学会怎样去做一门设计，还让我更加深入的理解了本门课程的重要性，更使我加深了对本课程的学习和理解。通过这段时间的学习，对以前所学的专业知识有了更全面、更系统的认识，使我们对所学的基本理论知识有了进一步的认识和体会，基本上能将所学的课程进行综合利用，真正做到了学以致用，克服了课本的局限性。

之所以这次我们可以最后完成这次设计，我想这和我们的姚老师的辛勤工作是分不开的，在我们做设计的这个过程中，姚宝林老师给予了我们耐心的帮助和细心的指导，及时地解答了我们的困惑。帮助我们度过了一个又一个问题和难关。这让我们少走了很多弯路从而令我们的设计可以顺利按时的完成。同时我也要感谢同学们给我的意见和对我的帮助。设计中还有诸多不足之处望老师批评指正。

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参考文献

【1】 沈蒲生，梁兴文主编.钢筋混凝结构设计.北京：高等教育出版社，2005 【2】 沈蒲生，梁兴文主编.钢筋混凝结构设计原理.北京：高等教育出版社，2005 【3】 GB-50009-2001 建筑结构荷载规范.北京：中国建筑工业出版社，2002 【4】 GB-50010-2002 混凝土结构设计规范.北京：中国建筑工业出版社，2002

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