梁板式筏型基础设计

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梁板式筏形根底设计

1.工程概况和工程地质条件

XX市平安小学综合楼法上部构造为框架构造，下部为粉质黏土，地下水位埋深1.500m。根底面积为16m×61m,采用梁板式筏形根底，根底埋深5.2m，根底混凝土强度为C30，底板厚800mm，钢筋采用HRB235级钢。根底梁受力筋为HPB335，箍筋采用HPB235级钢筋。上部构造竖向荷载见表7.1；根底平面布置图见图7.1；地质情况见第1局部第一节。

1.1.柱荷载

图1.1竖向标准荷载分布图

柱荷载根本组合kN

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柱号 A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 合力〔KN〕 荷载〔kN〕 2112 3775 3839 3105 3105 3839 3775 2112 25662 柱号 B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 荷载〔kN〕 2631 4491 4321 3520 3520 4321 4491 2631 29926 柱号 C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 荷载〔kN〕 2877 4648 4371 3634 3634 4371 4648 2877 31060 柱号 J1 J2 J3 J4 J5 J6 J7 J8 荷载〔kN〕 合力〔kN〕 2282 3785 3593 2974 2974 3593 3785 2282 25268 9902 16699 16124 13233 13233 16124 16699 9902 . .word..

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图2根底平面布置简图

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2设计尺寸与地基承载力验算

2.1根底底面地下水压力的计算确定混凝土的防渗等级

地下水位位于地面以下1.5米处，此处不考虑水的渗流对水压力的影响。 查?混凝土防渗规X?将底板混凝土防渗等级确定为S6。

2.2根底底面尺寸确实定

由柱网荷载图可得柱的标准组合总荷载为：

N18653081291924172

i23403759353029342 21353629348828392 17223071312525252

=90398kN

其合力作用点：xc0，根底左右两边均外伸0.5m

ycNyNiii1[(23402375923530229342)6.390398

(21352362923488228392)8.7 (17222307123125225252)15

=7.5m

根底下边外伸长度0.5m，为使合力作用点与根底形心重合，根底总宽度为：

b0.5yc20.57.5216m

那么：根底上边外伸长度为：16150.50.5m 由以上计算，可得根底底面面积为：

A11661.0976m2

根底底面积为976m，上部根本组合总荷载为111916kN,基低净反力

pj2NA111916114.7kPa976

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2.3地基承载力的验算

按现行国家标准?建筑地基根底设计规X?规定：

地基受力层不存在软弱粘性土的建筑物且不超过8层高度在25m以下的一般民用框架房屋可不进展地基及根底的抗震承载力验算。仅演算一般情况下的地基承载力。

先对持力层承载力特征值fak进展计算：

查规XGB50007-2002,得地基承载力修正系数：b0.3，d1.6 注：以上系数按照土孔隙比e及液性指数Il均小于0.85的粘性土取值。 按照下部土层资料，土的平均重度为：

rm181.53.5-1.58(5.053.5)9271613.9511.28kN/m35.055.05

fafkbr1(b3)drm(d0.5)

1200.318(63)1.611.28(5.050.5)

12016.282.12 =218.32kPa

由于上部竖向荷载作用于根底的重心，故根底为轴心受压根底。 基底处的总竖向力：

FkGkG90398209760.65976106990kN

基底平均压力：

pkFkGkG106990109.6kPaA976

所以pk109.6kPafa218.32kPa，满足要求要求。

由于地基土层不存在液化性土层故可以不考虑液化影响。

3筏形根底底板抗冲切

载力和抗剪承载力验算

3.1验算底板受冲切承力：

梁板式筏板根底的底板厚

承

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为600mm，单排布筋，板底 有150mm素混凝土垫层，因 此取钢筋合力点至近边的距离

s351040mm 2那么h060040560mm， 混凝土为C30

fc14.3N/mm2,ft1.43N/mm2图7.3.1底板冲切计算示意图

验算底板受冲切承载力的 示意图如图7.3.1所示。

单向板板格：

按照?建筑地基根底设计规X?〔GB50007-2002〕，底板受冲切承载力按下式计算：

Fl0.7hpftumh0 (2.11)

式中：Fl--------作用在图上阴影局部面积上的地基土平均净反力设计值

h0ft--------根底底板冲切破坏锥体的有效高度 --------混凝土轴心抗压强度设计值

---------距根底梁边h0/2处冲切临界截面的周长〔图7.3.1〕

um对于单向板：

Flpj(9.00.62h0)(2.40.62h0)114.7(9.00.620.560)(2.40.620.560)114.77.280.68567.8kN

当h0800mm时，取hp1.0

0.7hpftumh00.71.014302[(9.00.60.560)(2.40.60.560)]0.5600.71.0143027.960.568924.1kN567.8kN(满足）因此，

筏板的厚度满足要求。

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3.2验算底板斜截面受剪承载力：

按?建筑地基根底设计规X?〔GB50007-2002〕，底板斜截面受剪承载力应下式要求：

Vs0.7hsftln22h0h0符合

〔2.13〕

阴影

Vs----距梁边缘h0处，作用在图7.3.2中

局部面积上的地基土平均净反力设计值

hs----受剪切承载力截面高度影响系下式计算：hs4800，板的有效高图3.2 底板斜截面受剪示意 h01数，按

度h0小于800mm时，取h0800mm；

h0大于2000mm时，取

h02000mm

验算底板斜截面受剪承载力的示意图如图7.3.2。 对板进展斜截面抗剪验算： ⑴ 对9.0m×2.4m的板

ln12.4-0.61.8m,ln29.00.68.4mhs800h0141.0

阴影局部面积上的地基土平均净反力设计值：

Vsl1pj(ln2ln1ln22h0)(n1h0)2211.8114.7.0(28.41.820.560)(0.560)220.5114.713.880.34270.6kN

0.7hsft(ln22h0)h00.71.014308.420.560.564081kNVs270.6kN满足要求

综上所述：筏板底板厚度满足斜截面抗剪承载力要求。

3.3局部受压承载力验算

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根据?建筑地基根底设计规X?GB 50007-2002.梁板式筏基的根底梁除满足正截面受弯及斜截面受剪承载力外，尚应按现行?混凝土构造设计规X?GB 50010 有关规定验算底层柱下根底梁顶面的局部受压承载力。

根据?混凝土构造设计规X?GB 50010 7.8.1 ，其局部受压区的截面尺寸应符合以下要求：

Fl1.35clfcA1nlAbAl (2.15)

式中:F1----局部受压面上作用的局部荷载或局部压力设计值;

fc---混凝土轴心抗压强度设计值;

c-----混凝土强度影响系数,混凝土等级小于C50时,取1.0,大于C50时取0.8;

1-----混凝土局部受压时强度提高系数;

Al----混凝土局部受压面积 ;

Aln ----- 混凝土局部受压净面积; Ab------局部受压的计算底面积.

只需验算竖向轴力最大值即可，柱下最大荷载为4648KN，即Fl4648kN。 计算示意如图7.3.3：

Ab(0.63)(0.63)40.60.61.8m2

AlAln0.620.36m2

lAb1.82.24Al0.36

C30混凝土，fc14.3N/mm2,c1.0

1.35clfcAln1.351.02.24143000.3615567.6kN

而1.35clfcAln4648kNFl

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故局部受压承载力满足要求。

4根底梁内力计算

用倒梁法计算梁的内力，即假定上部构造是绝对刚性的，各柱没有沉降差异，把柱脚视为条形根底的铰支座，将根底梁按倒置的普通连续梁计算。用构造力学求解器算出基梁内力〔横向梁为次梁，纵向梁为主梁〕。

JCL－4集中净反力：pjb4114.71.050.5177.8kN/m

总反力：R4177.86010667.1kN

JCL－5集中净反力：pjb5114.72.1240.9kN 总反力： R5240.96014452.2kN JCL－6集中净反力：pjb6114.71.051.2258.1kN 总反力： R6258.16015486kN

R5R1.3561.45R4R4

JZL－1中柱子荷载合力：

Ni22822877263121129902 kN

将各梁反力简化成集中力作用在与JZL－1纵向根底梁的相交处，且横梁反力大小与总压力成正比，于是

与JCL－4相交处的反力：

Q142R44R52R6NiR49902R49902961.4kN2R441.35R421.45R410.3

与JCL－5相交处的反力：

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Q152R44R52R6NiR59902R599021289kN20.74R54R521.1R57.68

与JCL－6相交处的反力:

Q162R44R52R6NiR69902R699021414.6kN20.7R640.9R52R67

对JZL－1的中心取矩，可知M0 JZL－2柱子荷载合力：

Ni378546484491377516699kN

将各梁反力简化成集中力作用在与JZL－2纵向根底梁的相交处，且横梁反力大小与总压力成正比，于是

与JCL－4相交处的反力：

Q242R44R52R6NiR416699R4166991621.3kN2R441.35R421.45R410.3

与JCL－5相交处的反力：

Q252R44R52R6NiR516699R5166992174.3kN20.74R54R521.1R57.68

与JCL－6相交处的反力:

Q262R44R52R6NiR69902R6166992385.6kN20.7R640.9R52R67

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对JZL－2的中心取矩，可知JZL－2(2)柱子荷载合力：

M0

Ni359343714321383916124kN

将各梁反力简化成集中力作用在与JL－2(2)纵向根底梁的相交处，且横梁反力大小与总压力成正比，于是

与JCL－4相交处的反力：

Q2242R44R52R6NiR416699R4161241565kN2R441.35R421.45R410.3

与JCL－5相交处的反力：

Q2252R44R52R6NiR516699R5161242100kN20.74R54R521.1R57.68

与JCL－6相交处的反力:

Q2262R44R52R6NiR69902R6161242303kN20.7R640.9R52R67

对JCL－2的中心取矩，可知JZL－3柱子荷载合力：

M0

Ni279436343520310513233kN

将各梁反力简化成集中力作用在与JL－3纵向根底梁的相交处，且横梁反力大小与总压力成正比，于是

与JCL－4相交处的反力：

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Q342R44R52R6NiR416699R4132331284.8kN2R441.35R421.45R410.3

与JCL－5相交处的反力：

Q352R44R52R6NiR516699R5132331723kN20.74R54R521.1R57.68

与JCL－6相交处的反力:

Q362R44R52R6NiR69902R6132331890kN20.7R640.9R52R67

对JZL－3的中心取矩，可知次梁：

M0

JCL-4的受力图中各支座分别是竖向集中荷载961.4kN、1621.3kN、1565kN、1284.8kN、1284.8kN、1621.3kN、1621.3kN、961.4kN，基底反力为143.53kN。 JCL-4的荷载图、弯矩图和剪力图如下：

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图7.1JZL-4荷载、弯矩、剪力图

由以上JCL-4的内力分析可知： 支座1处的剪力Q1633.68kN 支座2处的剪力

Q左2966.52kNQ右2832.11kN

支座3处的剪力

Q左3768.09kNQ右3838.46kN

支座4Q左处的剪力

4761.74kNQ右4533.40kN

支座5Q左处的剪力

5533.40kNQ右5761.74kN

支座6处的剪力

Q左6838.46kNQ右6768.09kN

支座7处的剪力

Q左7832.11kNQ右3966.52kN

支座8处的剪力Q8633.68kN 由此可知：

支座1处的支座反力R1633.68kN〔↓〕 支座2处的支座反力R21798.64kN〔↓〕 支座3处的支座反力R31606.55kN〔↓〕 支座4处的支座反力R41295.14kN〔↓〕 支座5处的支座反力R51295.14kN〔↓〕 支座6处的支座反力R61606.55kN〔↓〕

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支座7处的支座反力R71798.64kN〔↓〕 支座8处的支座反力R8633.68kN〔↓〕

DL6内力计算

JZL-6的受力图中各支座分别是竖向集中荷载1414.6kN、2385.6kN、2302kN、1890kN、1890kN、2302kN、2385.6kN、1414.6kN，基底反力为208.35kN。 JCL-6的荷载图、弯矩图和剪力图如下：

图

7.2JCL-6荷载、弯矩、剪力图

由以上JCL-6的内力分析可知： 支座1处的剪力Q1919.87kN 支座2处的剪力

左Q21403.03kNQ右21207.92kN

支座3处的剪力

左Q31114.98kNQ右31217.14kN

支座4处的剪力

左Q41105.76kNQ右4774.3kN

支座5处的剪力

左Q5774.3kNQ右51105.76kN

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左Q61217.14kN支座6处的剪力

Q右61114.98kN

支座7处的剪力

左Q71207.92kNQ右31403.03kN

支座8处的剪力Q8919.87kN 由此可知：

支座1、8处的支座反力R1919.87kN〔↓〕 支座2、7处的支座反力R22610.96kN〔↓〕 支座3、6处的支座反力R32332.12kN〔↓〕 支座4、5处的支座反力R41880.06kN〔↓〕

主梁：

柱子根本组合荷载合力：

N28823785359329742

i28774648437136342 26314491432135202 21123775383931052

=111916kN

根底内力计算采用根本组合，按照根本组合的竖向导荷计算基底反力：

pjNAij111916114.7kPa976

地基梁分布：边缘次梁JCL-4二根，中间次梁JCL-5四根，中间次梁JCL-6二根。

RR40.74；61.1 R5R5全部折合成中间次梁JCL-5,一共有：

20.74421.17.68

作用在主梁JZL-2、JZL-3的总轴向荷载Ni分别为〔荷载左右完全对称〕： ②、⑦轴线上：Ni16699kN , ③、⑥轴线上：Ni16124kN

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④、⑤轴线上：Ni13233kN

Ni由7.68根次肋JCL5承当，那么有

16699161242174.3kN ，③、⑥轴线上：F532099.5kN 7.687.68132331723kN 7.68②、⑦轴线上：F52④、⑤轴线上：F54在次肋JCL-5两端作用力：F5RF14452.211993.61229.3kN

5i522次肋JCL-4上作用力为：F4i0.74F5i ，

分别为1609kN、1553.6kN、1275kN、1275kN、1553.6kN、1609kN 次肋JCL-4两端作用力为：F40.74F50.741229.3909.7kN 次肋JCL6梁上作用力为：F6i1.1F5i ，

分别为2391.7kN、2309.5kN、1895.3kN、1895.3kN、2309.5kN、2391.7kN 次肋JCL-6两端作用力为：F40.74F51.11229.31352.2kN 主肋JZL-1梁上外伸局部传来的线荷载:

qb2pj0.5114.757.35kN/m

JZL-1端部作用力：F70.80.5114.746kN JZL-1梁：

JZL-1梁上外伸局部传来的线荷载:

qb2pj0.5114.757.35kN/m

利用构造求解器得到内力图如图4.2。

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图7.3JZL-1荷载、弯矩、剪力图

由以上JZL-1的内力分析可知： 支座A处的剪力QA1118.86kN

左QB1701.04kN右Q68.82kN B支座B处的剪力

左QC68.2kN支座C处的剪力

右QC1701.04kN

左Q1118.86kN D支座J处的剪力

由此可知：〔支座反力左右正对称〕

支座A处的支座反力RA2064.6kN〔↓〕 与支座D处相等 支座B处的支座反力RB3122.1kN〔↓〕 与支座C处相等 而由柱子传下来的支座力分别为：

R'A2112kN,R'B2631kN,R'C2877kN,R'D2282kN

JZL-2梁：

利用构造求解器得到内力图如图。

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图7.4JZL-1荷载、弯矩、剪力图

由以上JZL-1的内力分析可知： 支座A处的剪力QA1713.08kN 支座B处的剪力

左QB2635.52kNQ右B0kN

支座C处的剪力

左QC0kNQ右C2635.52kN

左1713.8kN 支座J处的剪力QD由此可知：〔支座反力左右正对称〕

支座A处的支座反力RA3322.08kN〔↓〕 与支座D处相等 支座B处的支座反力RB5027.22kN〔↓〕 与支座C处相等 而由柱子传下来的支座力分别为：

R'A3775kN,R'B4491kN,R'C4648kN,R'D3785kN

显然所求出的支座反力与实际的作用力相差较大，要进展调整。其方法是将其差值以均布荷载形式布置在支座两端1/3跨上，求出内力与以上所求出的支座反力叠加，再与实际作用力比拟，误差在5%以内，如不满足要求要求继续调整，直至满足要求为止。 对JCL-4进展调整：

4148961.4633.68327.7kN42471621.31798.64-177.3kN434615651606.55-41.6kN44451284.81295.14-10.3kN

相应的均布荷载为：

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q1q8327.73109.2kN/mq2q7177.3629.5kN/mq3q641.666.9kN/mq4q510.352kN/m

调整的计算简图、弯矩图、剪力图如图

图7.5JCL-4所需调整的荷载、弯矩、剪力图

经调整后的支座反力：

支座1、8处的支座反力R1633.68255.3889kN 误差961.4889.07.5%不满足要求；

961.4支座2、7处的支座反力R21798.64821716.64kN 误差1621.31716.645.9%不满足要求

1621.3支座3、6处的支座反力R31606.5568.61538.0kN 误差15651538.00.2%满足要求；

1565支座4、5处的支座反力R41295.414.91290.51kN 误差1284.81290.510.4%满足要求。

1284.8对JCL-4进展二次调整：

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4148961.488972.4kN42471621.31716.6495.34kN43461565153827kN44451284.81290.515.71kN

相应的均布荷载为：

q1q872.4324.1kN/mq2q795.34615.9kN/mq3q62764.5kN/mq4q55.7151.14kN/m

调整的计算简图、弯矩图、剪力图如图

图7.6JCL-4所需调整的荷载、弯矩、剪力图

经调整后的支座反力：

支座1、8处的支座反力R188954.5943.5kN 误差961.4943.51.9%满足要求要求；

961.4支座2、7处的支座反力R21716.64-69.541647.1kN 误差1621.31647.11.6%满足要求要求；

1621.3支座3、6处的支座反力R3153815.971554kN 误差156515540.7%满足要求要求；

1565支座4、5处的支座反力R41290.512.71287.8kN

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误差1284.81287.80.2%满足要求要求。

1284.8经调整后的弯矩总图、剪力总图：

图7.7JCL-4调整后的总荷载、总弯矩、总剪力图

对JCL-6进展调整〔支座反力皆为两边对称故这里只写一边〕：

611414.6919.87494.73kN622385.62610.96225.36kN6323022332.1230.12kN6418901880.069.94kN

相应的均布荷载为：

q1494.733164.9kN/mq2225.36637.56kN/mq330.1265kN/mq49.9452kN/m

调整的计算简图、弯矩图、剪力图如图

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图7.8JCL-6所需调整的荷载、弯矩、剪力图

经调整后的支座反力：

支座1处的支座反力R1919.87385.531305.4kN 误差1414.61305.41414.67.7%不满足要求；

支座2处的支座反力R22610.9683.542527.4kN 误差2385.62527.42385.65.9%不满足要求

支座3处的支座反力R32332.1269.622262.5kN 误差23022262.523021.7%满足要求；

支座4处的支座反力R41880.0616.971863.09kN 误差18901863.0918901.4%满足要求。

对JCL-6进展二次调整：

611414.61305.4109.2kN622385.62527.4141.8kN6323022262.539.5kN6418901863.0926.9kN

相应的均布荷载为：

q1109.2336.4kN/mq2141.8623.6kN/mq339.566.6kN/mq426.955.4kN/m

调整的计算简图、弯矩图、剪力图如图

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图7.9JCL-4所需调整的荷载、弯矩、剪力图

经调整后的支座反力：

支座1处的支座反力R11305.482.431387.8kN 误差1414.61387.82.0%满足要求；

1414.6支座2处的支座反力R22527.4103.382424.02kN 误差2385.62424.021.6%满足要求

2385.6支座3处的支座反力R32262.525.92288.4kN 误差23022288.40.6%满足要求；

2302支座4处的支座反力R41863.0929.241833.85kN 误差18901833.853.0%满足要求。

1890JCL-6经调整后的弯矩总图、剪力总图：

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图7.10JCL-6调整后的总荷载、总弯矩、总剪力图

对主肋JZL-1进展调整：

A21122064.647.4kNB26313122.1491.1kNC28773122.1245.1kND22822064.6217.4kN

相应的均布荷载为：

47.422.6kNm2.1491.1qB169.3KkNm2.10.8245.1qC84.5kNm2.10.8217.4qD103.5kNm2.1 qA调整的计算简图、弯矩图、剪力图如图

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图11JZL-1所需调整的荷载、弯矩、剪力图

经调整后的支座反力：

支座A处的支座反力RA2064.6141.242205.84kN 误差21122205.844.4%满足要求；

2112支座B处的支座反力RB3122.14502672.1kN 误差26312672.11.6%满足要求

2631RC3122.11462976.1kN支座C处的支座反力 误差

28772976.13.4%满足要求；

2877支座J处的支座反力RD2064.61532217.6kN 误差22822217.62.8%满足要求；

2282经调整后的弯矩总图、剪力总图：

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图7.12JZL-1调整后的总荷载、总弯矩、总剪力图

对主肋JZL-2进展调整：

A37753322.08452.9kNB44915027.22536.2kNC46485027.22379.2kND37853322.08462.9kN

相应的均布荷载为：

452.9215.7kNm2.1536.2qB184.9kNm2.10.8379.2qC130.8kNm2.10.8462.9qD220.4kNm2.1 qA调整的计算简图、弯矩图、剪力图如图:

图7.13JZL-2所需调整的荷载、弯矩、剪力图

经调整后的支座反力：

支座A处的支座反力RA3322.08322.53644.6kN

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误差37753644.63.5%满足要求；

3775支座B处的支座反力RB5027.22429.74597.5kN 误差44914597.52.4%满足要求

4491支座C处的支座反力RC5027.22230.24797kN 误差464847973.2%满足要求；

4648支座J处的支座反力RD3322.08337.73659.8kN 误差37853659.83.3%满足要求；

3785经调整后的荷载总图、弯矩总图、剪力总图：

图

7.14JZL-2调整后的总荷载、总弯矩、总剪力图

注：由于次梁不用加等值弯矩，而主梁构造左右对称，荷载左右对称，算出等值弯矩为0，故图上不表示出来。

5验算根底梁斜截面受剪承载力

对于根底梁主梁：

hw1500402.434 b600根底梁应该满足：V0.25cfcbh0 (2.14)

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h01500401460mm

从根底梁的内力图上可以查出：根底梁最大剪力 V=2760.63KN

0.25cfcbh00.251.0143000.61.4603131.7kN2760.62kN

即V0.25cfcbh0 对于根底梁次梁：

hw1500402.434 b600根底梁应该满足：V0.25cfcbh0 (2.14)

h01500401460mm

从根底梁的内力图上可以查出：根底梁最大剪力 V=1210KN

0.25cfcbh00.251.0143000.61.4603131.7kN1210kN

即

V0.25cfcbh0

所以根底梁所选的截面满足梁斜截面抗剪承载力要求。

6根底配筋计算

6.1根底底板弯矩计算

在AB轴和CD轴之间的根底板，因为跨内板

lxlxly92.1l4.32、xlxly92.12.92，

而在BC轴之间的根底板，因为跨内板以均按照单向板计算弯矩： 跨中最大弯矩：M1ly92.43.752，

ly62.42.52所

552pjb1114.72.4239.3KN•m

8484112pjb1114.72.4266.1KN•m 1010跨中最大支座弯矩：M2悬臂板〔横、纵向悬挑都是0.5m〕： 外伸悬臂板最大弯矩：M3112pjb2114.70.5214.3kN•m 226.2板的配筋

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关于根底配筋的条文〔摘自GB50007-2002、8.4.11〕按基地反力直线分布计算的梁板式筏基，其根底梁的内力可按连续梁分析，边跨跨中弯矩以及第一内支座的弯矩值宜乘于1.2的系数，把上部柱荷载变换为支座，根据构造力学求解器算出梁的内力。梁板式筏基的底板和根底梁配筋除满足要求计算要求外，纵横方向的底部钢筋尚应有

1~1贯穿全跨，且其配筋率不应小于0.15%，顶部钢筋按计算配筋全部贯穿。 231〕跨内局部 单向板配筋计算

取横向1米即b1000mm，混凝土保护层厚度为as35mm，截面有效高度为：

h06003510560mm， 2由(GB50010-2002)得：C30混凝土fc14.3N/mm2,ft1.43N/mm2,11.0 HRB235级钢筋：fy210N/mm2,b0.614,min0.15%， 混凝土构件的平安等级定为二级，01.0

s0M1fcbh021.066.11060.015 1.014.310005602故0.015b0.614

As1fcbh0fy1.014.310005600.015572mm2210

As5720.095%0.15%bh1000600

所以，所选钢筋面积按照最小配筋率计算：As0.15%1000600900mm2 选12@120，实际钢筋面积为942mm2。

以上计算的是单向板跨中支座的配筋，根据规X要求要有1~1的钢筋贯穿全板。

23由以前计算结果知：单向板跨中最大弯矩为39.3kN•m小于跨中最大支座弯矩。因此配筋同上，但是这里所算是跨中配筋，所以要全部拉通，同样选12@120，实际钢筋面积为942mm2。 2〕悬臂局部

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配筋计算：用跨中最大弯矩配板的上部钢筋，支座最大弯矩配板的下部钢筋，悬臂局部计算配下部筋，上部只需构造配筋。

C30混凝土，a11.0,fc14.3N/mm2；钢筋采用HPB235，fy210N/mm2 取横向1米即b1000mm，混凝土保护层厚度为as40mm，截面有效高度为：

h060040560mm，

3〕横向外伸悬臂板 上悬臂局部：s0M1fcbh021.014.31060.003 21.014.31000560故0.003b0.614

As1fcbh0fy1.014.310005600.003115mm2

210As1150.02%0.15% bh1000600所以，所选钢筋面积按照最小配筋率计算：As0.15%1000600900mm2 选12@120，实际钢筋面积为942mm2。

6.3根底梁的配筋

本设计中主、次基梁尺寸分别为600mm×1500mm、600mm×1500mm，基梁应满足以下构造要求：

①.GB50010-2002中10.2.16规定梁高大于450mm时，在梁两侧沿高度应设置纵向构造钢筋，每侧构造钢筋面积不小于梁截面面积的0.1%，且其间距不大于200mm。此处，梁腹板高度hw按规定取根底梁的有效高度h0-筏板厚=1465-600=865mm。每侧需配钢筋面As0.1%bhw0.001600865519mm2，选用 3

16，实际配筋面积603mm2。

②. GB50010-2002中10.2.1中规定，基梁上部钢筋间距不应小于35mm和1.5倍钢筋最大直径；基梁下部钢筋间距不应小于25mm和钢筋最大直径。

③.GB50010-2002中10.2.10规定梁高大于800mm时，箍筋间距不应大于300mm；梁宽大于350mm小于800mm时宜选用四肢箍，且箍筋直径不宜小于8 mm。

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④. GB50010-2002中9.5.1中规定梁受拉钢筋配筋率不应小于

0.45ft且不小于0.2%。 fy⑤.GB50007-2002中8.4.11规定配筋时，边跨跨中及第一内支座的弯矩值宜乘以1.2的系数；顶部钢筋按计算钢筋全部连通。根底梁纵横方向的底部钢筋尚应有1~1贯穿

23全跨，顶部钢筋按计算配筋全部贯穿，且其配筋率不应小于0.15%。 根底梁采用C30混凝土：

fc14.3N/mm2,c1.0，

ft1.43N/mm2

受力钢筋采用HRB400 钢筋：最小配筋率minmax(fy360N/mm2,b0.520.45ft0.451.43,0.2%)max(,0.2%)0.2% fy360混凝土构件的平安等级定为二级，0 ，混凝土保护层厚度为c25mm。 梁进展配筋计算简图见下表： 次梁：JCL-4

截面有效高度： 单排布筋时 h0150025201465mm

2将边跨跨中弯矩及第一内支座弯矩乘以1.2，得到设计弯矩值，见表格7.1。

表1JCL-4跨中弯矩和支座弯矩

截面 M(kN•m) 弯矩设计值(kN•m) 截面 M(kN•m) 弯矩设计值(kN•m) 支座 2 -1511 -1814 3 -1146 -1376 4 -871 -1046 5 -871 -1046 跨中 1-2 1429 1715 2-3 373 448 3-4 773 928 4-5 87 105 5-6 773 928 6-7 373 448 7-8 1429 1715 6 -1146 -1376 7 -1511 -1814 为满足顶部钢筋按计算配筋全部贯穿的要求，跨中配筋取跨中最大弯矩设计值进展计算配筋；支座配筋都选用一样的钢筋。配筋计算过程见表7.2。

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表2JCL-4配筋计算 跨中 弯矩设计(kN•m) 1715 0.093 0.098 3422 725 825 625 525 525 625 825 2 1814 0.099 0.104 3632 3 1376 0.075 0.078 2724 4 1046 0.057 0.059 2060 支座 5 1046 0.057 0.059 2060 6 1376 0.075 0.078 2724 7 1814 0.099 0.104 3632 截面 sM1fcbh02 112sAs1fcbh0fy选配钢筋〔mm2〕 实际钢筋面积〔mm〕 配筋率23436 3927 2945 2454 2454 2945 3927 As bh0.38% 0.44% 0.33% 0.27% 0.27% 0.33% 0.44% 计算结果说明，均小于0.35，符合塑性内力重分布的设计原那么；同时> min，故符合要求。 JCL-6

将边跨跨中弯矩及第一内支座弯矩乘以1.2，得到设计弯矩值，见表格7.3。

表3 JCL-6跨中弯矩和支座弯矩

截面 M(kN•m) 弯矩设计值(kN•m) 截面 支座 2 -1798 -2158 3 -1346 -1615 4 -1050 -1260 5 -1050 -1260 跨中 1-2 2-3 3-4 4-5 5-6 6-7 7-8 6 -1346 -1615 7 -1798 -2158 . .word..

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M(kN•m) 弯矩设计值(kN•m) 1788 2146 419 503 924 1109 109 131 924 1109 419 503 1788 2146

为满足顶部钢筋按计算配筋全部贯穿的要求，跨中配筋取跨中最大弯矩设计值进展计算配筋；支座配筋都选用一样的钢筋。配筋计算过程见表7.4。

表4 JCL-6配筋计算

跨中 弯矩设计(kN•m) 2146 0.1165 0.124 4330 925 925 725 525 525 725 925 2 2158 0.1172 0.125 4364 3 1615 0.088 0.092 3212 4 1260 0.068 0.07 2444 支座 5 1260 0.068 0.07 2444 6 1615 0.088 0.092 3212 7 2158 0.1172 0.125 4364 截面 sM1fcbh02 112sAs1fcbh0fy选配钢筋〔mm2〕 实际钢筋面积〔mm〕 配筋率24418 4418 3436 2454 2454 3436 4418 As bh0.49% 0.49% 0.38% 0.27% 0.27% 0.38% 0.49% 计算结果说明，均小于0.35，符合塑性内力重分布的设计原那么；同时> min，故符合要求。 主梁：

截面有效高度： 双排布筋时h01500601440mm

计算配筋面积时，采用弯矩设计值，即分别对横梁与纵梁进展配筋计算，计算时边跨跨中弯矩及第一内支座弯矩乘以1.2。

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1.JZL-1配筋计算

将边跨跨中弯矩及第一内支座弯矩乘以1.2，得到设计弯矩值，见表格7.5。

表5 JZL-1跨中弯矩和支座弯矩

截面 M(kNm) 弯矩设计值(kNm) 支座 B -1712 -2054 C -1823 -2188 A-B 2292 2750 跨中 B-C 1785 2142 C-J 2317 2780 为满足顶部钢筋按计算配筋全部贯穿的要求，跨中配筋取跨中最大弯矩设计值进展计算配筋；支座配筋都选用一样的钢筋。配筋计算过程见表7.6。

表6 JZL-1跨中弯矩和支座弯矩

截面 弯矩设计(kNm) 跨中 2780 0.156 0.171 5868.7. 2支座 B 2054 0.115 0.123 4221.4 22 625+44466 22 6C 2188 0.123 0.132 4530.0 25+54846 22 sM1fcbh02 112sAs1fcbh0fy6选配钢筋〔mm〕 实际钢筋面积〔mm〕 配筋率225+85986 As bh0.67% 0.50% 0.54% 计算结果说明，均小于0.35，符合塑性内力重分布的设计原那么；同时> min，故符合要求。 2.JZL-2配筋计算

将边跨跨中弯矩及第一内支`座弯矩乘以1.2，得到设计弯矩值，见表格7.7。

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表7JZL-2跨中弯矩和支座弯矩

截面 M(kNm) 弯矩设计值(kN*m) 支座 B -2845 -3414 C -2920 -3504 A-B 3799 4559 跨中 B-C 2932 3518 C-J 3821 4585 为满足顶部钢筋按计算配筋全部贯穿的要求，跨中配筋取跨中最大弯矩设计值进展计算配筋；支座配筋都选用一样的钢筋。配筋计算过程见表7.8。

表8 JZL-2跨中弯矩和支座弯矩

截面 弯矩设计值(kNm) 跨中 4585 0.258 0.304 10433 1728 1228 1328 B 3414 0.192 0.215 7379 支座 C 3504 0.197 0.222 7619 sM1fcbh02 112sAs1fcbh0fy选配钢筋〔mm2〕 实际钢筋面积〔mm〕 配筋率210468 7389 8005 As bh1.16% 0.82% 0.89% 计算结果说明，均小于0.35，符合塑性内力重分布的设计原那么；同时> min，故符合要求。

6.4箍筋的计算

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基梁采用C30混凝土，ft1.43N/mm2；箍筋采用HPB235，fvy210N/mm2

0.25fcbh00.2514.360014603131.7kN

Vc0.7ftbh00.71.436001460876.9kN最小配箍率sv,min0.24ft1.430.240.16% fyv210根据?混泥土构造设计规X?GB 50010-2002 ，按构造要求，当梁宽b>400mm,且一层内的纵向受压钢筋多于3根时，应设置复合箍筋，对截面高度h>800mm的梁，其箍筋直径不宜小于8mm；梁中配有计算需要的纵向受压钢筋时，箍筋直径尚不应小于纵向受压钢筋最大直径的0.25倍。 取各段梁的最大剪力计算箍筋 次梁箍筋配筋计算： 1.JCL-4箍筋计算：

梁JL4的最大剪力为：V943kN

0.25cfcbh00.251.014.360014603131.7kNV

故截面尺寸满足抗剪要求。

Vc0.7ftbh00.71.436001460876.9kNV943kN

应由计算确定腹筋用量。

nAsvlV0.7ftbh09431030.71.4360014600.173s1.25fyvh01.252101460选用四肢箍〔n=4〕10箍筋，Asvl78.5mm2,那么箍筋间距

snAsvl478.51815mmsmax250mm， 0.1730.173

按构造配筋，最终箍筋选 410250

svAsv3140.21%0.16%，满足最小配箍率。 bs6002502. JCL-6箍筋计算

梁JL2的最大剪力为：V1211kN

0.25cfcbh00.251.014.360014603131.7kNV

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故截面尺寸满足抗剪要求。

Vc0.7ftbh00.71.436001460876.9kNV1211kN

应由计算确定腹筋用量。

nAsvlV0.7ftbh012111030.71.43600s1.25f14600.872yvh01.252101460

选用四肢箍〔n=4〕10箍筋，A2svl78.5mm,那么箍筋间距

snAsvl40.87278.50.872360mmsmax250mm， 按构造配筋，最终箍筋选 410250

svAsvbs3146002500.21%0.16%，满足最小配箍率。 主梁箍筋配筋计算： 1.JZL-1箍筋计算

梁JL1的最大剪力为：V1657kN

0.25cfcbh00.251.014.360014403088.8kNV

故截面尺寸满足抗剪要求。

Vc0.7ftbh00.71.436001440864.9kNV1657kN

应由计算确定腹筋用量。

nAsvlV0.7ftbh016571030.71.43600s1.25f14402.096yvh01.252101440

选用四肢箍〔n=4〕10箍筋，Asvl78.5mm2,那么箍筋间距

snAsvl2.096478.52.096149.8mmsmax250mm，取s=150mm 配筋率：svAsvbs3146001500.35%0.16%，满足最小配箍率。 最终箍筋选 410150 2.JZL-2箍筋计算

梁JL2的最大剪力为：V2766kN

0.25cfcbh00.251.014.360014403088.8kNV

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故截面尺寸满足抗剪要求。

Vc1.75ftbh01.751.436001440864.9kNV11.51

应由计算确定腹筋用量。

nAsvlsV1.75ftbh0312766108648646.287fyvh02101440

选用四肢箍〔n=4〕12箍筋，Asvl113.1mm2,那么箍筋间距

snAsvl4113.172mm，取s=70mm 6.2876.287配箍率：

svAsv452.41.08%0.16%，满足最小配箍率。 bs60070最终箍筋选 41270 。

注：以上计算都是很保守的，次梁和主梁都是以跨中支座的最大剪力计算，结果偏于平安，可在边跨剪力较小处适当的增加箍筋间距。

7倒梁法与PKPM软件计算结果比拟

通过PKPM中JCCAD模块中建模，导入上部荷载，生成弯矩图〔图7.17〕、剪力图〔图7.18〕，分别取一主、次梁计算结果进展比拟。 主梁：

图7.15 主梁JZL-2PKPM弯矩图

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表7.9主梁JZL-2弯矩 〔kNm〕

计算方法 倒梁法 PKPM 次梁： 截面 M(kNm) M(kNm) 支座 B -2845 -3173 C -2920 -3189 A-B 3799 3908 跨中 B-C 2932 3020 C-J 3821 3915

图7.16 次梁JCL-6PKPM弯矩图

表7.10次梁JCL-6跨中弯矩和支座弯矩 〔kNm〕

计算方法 倒梁法 PKPM 计算方法 倒梁法 PKPM 截面 M(kN•m) M(kN•m) 截面 M(kN•m) M(kN•m) 支座 2 -1798 -1660 3 -1346 -1388 4 -1050 -934 5 -1050 -925 跨中 1-2 1788 1208 2-3 419 512 3-4 924 870 4-5 109 133 5-6 924 870 6-7 419 512 7-8 1788 1207 6 -1346 -1369 7 -1798 -1685 结论：

倒梁法把基梁看作是倒置的多跨连续梁。PKPM是根据软件参数设置，运行的数据结果。通过比拟可知，二种方法计算得出的弯矩值有一定差异，10%左右，尤其是边跨跨中处差异较大，25%左右。考虑到经济性，PKPM算出的根底板、梁配筋较为合理经济，故图纸决定用PKPM算出的结果进展配筋。

考虑到构造传力的方式为：柱梁板，假设考虑梁与板的搭接，那么板上面筋

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位于梁下面钢筋之上，减弱了构造的传力，因此在此不考虑梁板搭接，但施工时梁，板要一起浇筑成整体。

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图17 PKPM地基梁弯矩总图

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图18 PKPM地基梁剪力总图

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