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1、.-梁板式筏形基础设计1.1.工程概况和工程地质条件工程概况和工程地质条件XX 市平安小学综合楼法上部结构为框架结构，下部为粉质黏土，地下水位埋深1.500m。基础面积为 16m61m,采用梁板式筏形基础，基础埋深 5.2m，基础混凝土强度为 C30，底板厚 800mm，钢筋采用 HRB235 级钢。基础梁受力筋为 HPB335，箍筋采用 HPB235 级钢筋。上部结构竖向荷载见表 7.1；基础平面布置图见图 7.1；地质情况见第 1 部分第一节。1.1.1.1.柱荷载柱荷载图 1.1 竖向标准荷载分布图柱荷载基本组合kN-可修编.-柱号A1A2A3A4A5A6A7A8合力（KN）荷载（kN）
2、2112377538393105310538393775211225662柱号B1B2B3B4B5B6B7B8荷载（kN）2631449143213520352043214491263129926柱号C1C2C3C4C5C6C7C8荷载（kN）2877464843713634363443714648287731060柱号J1J2J3J4J5J6J7J8荷载（kN）合力（kN）228237853593297429743593378522822526899021669916124132331323316124166999902-可修编.-图 2 基础平面布置简图-可修编.-2 2 设计尺寸与地基承
3、载力验算设计尺寸与地基承载力验算2.12.1 基础底面地下水压力的计算确定混凝土的防渗等级基础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。2.22.2 基础底面尺寸的确定基础底面尺寸的确定由柱网荷载图可得柱的标准组合总荷载为：N18653081 2919 24172i2234037593530 2934213536293488 283922172230713125 2525=90398kN其合力作用点：xc 0，基础左右两边均外伸 0.5mycN yNiii1(23402375
4、9235302 29342)6.390398(213523629234882 28392)8.7(172223071231252 25252)15=7.5m基础下边外伸长度 0.5m，为使合力作用点与基础形心重合，基础总宽度为：b 0.5 yc2 0.57.52 16m则：基础上边外伸长度为：16 15 0.5 0.5m由以上计算，可得基础底面面积为：A11661.0 976m2基础底面积为976m，上部基本组合总荷载为 111916kN,基低净反力pj2NA111916114.7kPa976-可修编.-2.32.3 地基承载力的验算地基承载力的验算按现行国家标准建筑地基基础设计规 X规定：地
5、基受力层不存在软弱粘性土的建筑物且不超过地基受力层不存在软弱粘性土的建筑物且不超过 8 8 层高度在层高度在 25m25m 以下的一般民用以下的一般民用框架房屋可不进行地基及基础的抗震承载力验算。仅演算一般情况下的地基承载力。框架房屋可不进行地基及基础的抗震承载力验算。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进行计算：查规 XGB50007-2002,得地基承载力修正系数：b 0.3，d1.6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：r53.5-1.58(5.053.5)9m181.5.05271613.95.0
6、511.28kN/m35fa fkbr1(b3)drm(d 0.5)120 0.318(63)1.611.28(5.050.5)120 16.2 82.12=218.32kPa由于上部竖向荷载作用于基础的重心，故基础为轴心受压基础。基底处的总竖向力：FkGkG 90398209760.65976 106990kN基底平均压力：pkGkFkGA106990976109.6kPa所以pk109.6kPafa 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 3 筏形基础底板抗冲切筏形基础底板抗冲切载力和抗剪承载力验算载力和抗剪承载力验算3.13.1 验算底板受
7、冲切承力：验算底板受冲切承力：梁板式筏板基础的底板厚为 600mm，单排布筋，板底-可修编.承承.-有 150mm 素混凝土垫层，因此取钢筋合力点至近边的距离s 3510 40mm2则h060040560mm，混凝土为 C30fc14.3N/mm2,ft1.43N/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：按照建筑地基基础设计规X（GB50007-2002），底板受冲切承载力按下式计算：Fl 0.7hpftumh0(2.11)式中：Fl-作用在图上阴影部分面积上的地基土平均净反力设计值h0-基础底板冲切破坏锥体的有效高度ft-混凝土
8、轴心抗压强度设计值um-距基础梁边 h0/2 处冲切临界截面的周长（图 7.3.1）对于单向板：Fl pj(9.00.62h0)(2.40.62h0)114.7(9.00.620.560)(2.40.620.560)114.77.280.68 567.8kN当h0800mm时，取hp1.00.7hpftumh0 0.71.014302(9.00.60.560)(2.40.60.560)0.560 0.71.0143027.960.568924.1kN 567.8kN(满足）筏板的厚度满足要求。因此，3.23.2验算底板斜截面受剪承载力：验算底板斜截面受剪承载力：按 建 筑 地 基 基 础 设
9、计 规X-可修编.-（GB50007-2002），底板斜截面受剪承载力应符合下式要求：Vs 0.7hsftln22h0h0（2.13）Vs-距梁边缘h0处，作用在图 7.3.2 中阴影部分面积上的地基土平均净反力设计值4800，板的有效hs-受剪切承载力截面高度影响系数，按下式计算：hsh01高图 3.2底板斜截面受剪示意度h0小于 800mm 时，取h0 800mm；mmh0大于 2000mm 时，取h0 2000验算底板斜截面受剪承载力的示意图如图 7.3.2。对板进行斜截面抗剪验算：对 9.0m2.4m 的板ln1 2.4-0.6 1.8m,ln2 9.00.6 8.4mhs800h01
10、41.0阴影部分面积上的地基土平均净反力设计值：l1Vs pj(ln2ln1ln22h0)(n1h0)2211.8114.7.0(28.41.820.560)(0.560)22 0.5114.713.880.34 270.6kN0.7hsft(ln22h0)h0 0.71.014308.420.560.56 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。3.33.3 局部受压承载力验算局部受压承载力验算根据建筑地基基础设计规 XGB 50007-2002.梁板式筏基的基础梁除满足正截面受弯及斜截面受剪承载力外，尚应按现行混凝土结构设计规 XGB 50
11、010 有关规定验算底层柱下基础梁顶面的局部受压承载力。根据混凝土结构设计规 XGB 50010 7.8.1，其局部受压区的截面尺寸应符合下列要求：-可修编.-Fl1.35clfcA1nlAbAl(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
12、.3.3：Ab(0.63)(0.63)40.60.6 1.8m2Al Aln 0.62 0.36m2lAb1.8 2.24Al0.36C30 混凝土，fc14.3N/mm2,c1.01.35clfcAln1.351.02.24143000.3615567.6kN而1.35clfcAln 4648kN Fl故局部受压承载力满足要求。4 4 基础梁内力计算基础梁内力计算用倒梁法计算梁的内力，即假定上部结构是绝对刚性的，各柱没有沉降差异，把柱脚视为条形基础的铰支座，将基础梁按倒置的普通连续梁计算。用结构力学求解器算出基梁内力（横向梁为次梁，纵向梁为主梁）。JCL4 集中净反力：pjb4114.71.
13、050.5177.8kN/m-可修编.-总反力：R4177.86010667.1kNJCL5 集中净反力：pjb5114.72.1 240.9kN总反力：R5240.96014452.2kNJCL6 集中净反力：pjb6114.71.051.2 258.1kN总反力：R6258.16015486kNR5R1.3561.45R4R4JZL1 中柱子荷载合力：Ni 22822877263121129902kN将各梁反力简化成集中力作用在与 JZL1 纵向基础梁的相交处，且横梁反力大小与总压力成正比，于是与 JCL4 相交处的反力：Q142R44R52R6NiR49902R49902 961.4kN
14、2R441.35R421.45R410.3与 JCL5 相交处的反力：Q152R44R52R6NiR59902R599021289kN20.74R54R521.1R57.68与 JCL6 相交处的反力:Q162R44R52R6NiR69902R699021414.6kN20.7R640.9R52R67对 JZL1 的中心取矩，可知M 0-可修编.-JZL2 柱子荷载合力：Ni378546484491377516699kN将各梁反力简化成集中力作用在与 JZL2 纵向基础梁的相交处，且横梁反力大小与总压力成正比，于是与 JCL4 相交处的反力：Q242R44R52R6NiR416699R4166
15、991621.3kN2R441.35R421.45R410.3与 JCL5 相交处的反力：Q252R44R52R6NiR516699R516699 2174.3kN20.74R54R521.1R57.68与 JCL6 相交处的反力:Q262R44R52R6NiR69902R616699 2385.6kN20.7R640.9R52R67对 JZL2 的中心取矩，可知JZL2(2)柱子荷载合力：M 0Ni359343714321383916124kN将各梁反力简化成集中力作用在与 JL2(2)纵向基础梁的相交处，且横梁反力大小与总压力成正比，于是与 JCL4 相交处的反力：-可修编.-Q2242R
16、44R52R6NiR416699R4161241565kN2R441.35R421.45R410.3与 JCL5 相交处的反力：Q2252R44R52R6NiR516699R516124 2100kN20.74R54R521.1R57.68与 JCL6 相交处的反力:Q2262R4 4R5 2R6NiR69902R616124 2303kN20.7R6 40.9R5 2R67对 JCL2 的中心取矩，可知JZL3 柱子荷载合力：M 0Ni 279436343520310513233kN将各梁反力简化成集中力作用在与 JL3 纵向基础梁的相交处，且横梁反力大小与总压力成正比，于是与 JCL4 相
17、交处的反力：Q342R44R52R6NiR416699R4132331284.8kN2R441.35R421.45R410.3与 JCL5 相交处的反力：Q352R44R52R6NiR516699R5132331723kN20.74R54R521.1R57.68-可修编.-与 JCL6 相交处的反力:Q362R44R52R6NiR69902R6132331890kN20.7R640.9R52R67对 JZL3 的中心取矩，可知次梁：M 0JCL-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.
18、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：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 处的剪力左Q2 966.52kNQ右2 832.11kN支座 3 处的剪力左Q3 768.09kNQ右3 838.46kN-可修编.-支座 4 处的剪力左Q4 761.74kNQ右4 533.40kN支座 5 处的剪力左Q5 533.40kNQ右5 761.74kN支座 6 处的剪力左Q6 838.46kNQ右6 768.09kN支座 7 处的剪力左Q7 832.11kNQ右
19、3 966.52kN支座 8 处的剪力Q8633.68kN由此可知：支座 1 处的支座反力R1633.68kN（）支座 2 处的支座反力R21798.64kN（）支座 3 处的支座反力R31606.55kN（）支座 4 处的支座反力R41295.14kN（）支座 5 处的支座反力R51295.14kN（）支座 6 处的支座反力R61606.55kN（）支座 7 处的支座反力R71798.64kN（）支座 8 处的支座反力R8633.68kN（）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、2302k
20、N、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：-可修编.-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Q左21403.03kNQ右2 1207.92kNQ左支座 3 处的剪力31114.98kNQ右3 1217.14kN支座 4 处的剪力Q左41105.76kNQ右4 774.3kN支座 5Q左处的剪力5 774.3kNQ右5 1105.76kN支座 6 处的剪力Q左61217.14kNQ右6 1114.98kN支座 7 处的剪力Q左71207
21、.92kNQ右3 1403.03kN支座 8 处的剪力Q8919.87kN由此可知：支座 1、8 处的支座反力R1919.87kN（）支座 2、7 处的支座反力R22610.96kN（）支座 3、6 处的支座反力R32332.12kN（）支座 4、5 处的支座反力R41880.06kN（）主梁：主梁：-可修编.图.-柱子基本组合荷载合力：N288237853593 29742i287746484371363422263144914321352022112377538393105=111916kN基础内力计算采用基本组合，按照基本组合的竖向导荷计算基底反力：pjNAij111916114.7kP
22、a976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；61.1R5R5全部折合成中间次梁 JCL-5,一共有：20.74 4 21.1 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）：、轴线上：Ni16699kN,、轴线上：Ni16124kN、轴线上：Ni13233kNNi由 7.68 根次肋 JCL5 承担，则有16699161242174.3kN，、轴线上：F53 2099.5kN7.687.68132331723kN7.68、轴线上：F52、轴线上：F54在次肋 JCL-5 两端作
23、用力：F5R F14452.211993.61229.3kN5i522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：F40.74F50.741229.3909.7kN次肋 JCL6 梁上作用力为：F6i1.1F5i，分别为 2391.7kN、2309.5kN、1895.3kN、1895.3kN、2309.5kN、2391.7kN-可修编.-次肋 JCL-6 两端作用力为：F40.74F51.11229.31352.2kN主肋 JZL-1 梁上外伸部分传来的线
24、荷载:q b2pj 0.5114.7 57.35kN/mJZL-1 端部作用力：F70.80.5114.746kNJZL-1JZL-1 梁：梁：JZL-1 梁上外伸部分传来的线荷载:q b2pj 0.5114.7 57.35kN/m利用结构求解器得到内力图如图 4.2。图 7.3JZL-1 荷载、弯矩、剪力图由以上 JZL-1 的内力分析可知：.86kN支座 A 处的剪力QA 1118左QB1701.04kN右Q支座 B 处的剪力B 68.82kN左QC 68.2kN支座 C 处的剪力右QC 1701.04kN左Q1118.86kND支座 J 处的剪力-可修编.-由此可知：（支座反力左右正对称
25、）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：RA 2112kN,RB 2631kN,RC 2877kN,RD 2282kNJZL-2JZL-2 梁：梁：利用结构求解器得到内力图如图。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左支座 J 处的剪力QD1713.8kN由此可知：（支座反力左右
26、正对称）.08kN（）与支座 D 处相等支座 A 处的支座反力RA 3322-可修编.-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：RA 3775kN,RB 4491kN,RC 4648kN,RD 3785kN显然所求出的支座反力与实际的作用力相差较大，要进行调整。其方法是将其差值显然所求出的支座反力与实际的作用力相差较大，要进行调整。其方法是将其差值以均布荷载形式布置在支座两端以均布荷载形式布置在支座两端 1/31/3 跨上，跨上，求出内力与以上所求出的支座反力叠加，求出内力与以上所求出的支座反力叠加，再再与实际作用力比较，误差在与实际作
27、用力比较，误差在5%5%以内，如不满足要求要求继续调整，直至满足要求为止。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 进行调整：41 48 961.4633.68 327.7kN42 471621.31798.64 -177.3kN43 4615651606.55-41.6kN44 451284.81295.14 -10.3kN相应的均布荷载为：q1 q8327.73109.2kN/mq2 q7 177.36 29.5kN/mq3 q6 41.66 6.9kN/mq4 q5 10.35 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
28、、剪力图经调整后的支座反力：-可修编.-支座 1、8 处的支座反力R1633.68255.3889kN误差961.4889.07.5%不满足要求；961.4支座 2、7 处的支座反力R21798.64821716.64kN误差1621.31716.645.9%不满足要求1621.3支座 3、6 处的支座反力R31606.5568.61538.0kN误差1565 1538.00.2%满足要求；1565支座 4、5 处的支座反力R41295.414.91290.51kN误差1284.81290.510.4%满足要求。1284.8对 JCL-4 进行二次调整：41 48 961.4889 72.4k
29、N42 471621.31716.64 95.34kN43 4615651538 27kN44 451284.81290.51 5.71kN相应的均布荷载为：q1 q8 72.43 24.1kN/mq2 q7 95.346 15.9kN/mq3 q6 276 4.5kN/mq4 q5 5.715 1.14kN/m调整的计算简图、弯矩图、剪力图如图-可修编.-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R188954.5943.5kN误差961.4943.51.9%满足要求要求；961.4支座 2、7 处的支座反力R21716.64-69.54
30、1647.1kN误差1621.31647.11.6%满足要求要求；1621.3支座 3、6 处的支座反力R3153815.971554kN误差1565 15540.7%满足要求要求；1565支座 4、5 处的支座反力R41290.512.71287.8kN误差1284.81287.80.2%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 进行调整（支座反力皆为两边对称故这里只写一边）：611414.6919.87 494.73kN62 2385.62610.96 225.36kN63 23022332.12 30.1
31、2kN6418901880.06 9.94kN-可修编.-相应的均布荷载为：q1 494.733164.9kN/mq2 225.366 37.56kN/mq3 30.126 5kN/mq49.945 2kN/m调整的计算简图、弯矩图、剪力图如图图 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R1919.87385.531305.4kN误差1414.6 1305.47.7%不满足要求；1414.6支座 2 处的支座反力R22610.9683.542527.4kN误差2385.6 2527.45.9%不满足要求2385.6支座 3 处的支座反力R3233
32、2.1269.622262.5kN误差2302 2262.51.7%满足要求；2302支座 4 处的支座反力R41880.0616.971863.09kN误差1890 1863.091.4%满足要求。1890对 JCL-6 进行二次调整：-可修编.-611414.61305.4 109.2kN62 2385.62527.4 141.8kN63 23022262.539.5kN6418901863.09 26.9kN相应的均布荷载为：q1109.2336.4kN/mq2 141.86 23.6kN/mq339.56 6.6kN/mq4 26.95 5.4kN/m调整的计算简图、弯矩图、剪力图如图
33、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R11305.482.431387.8kN误差1414.6 1387.82.0%满足要求；1414.6.4103.382424.02kN支座 2 处的支座反力R22527误差2385.6 2424.021.6%满足要求2385.6支座 3 处的支座反力R32262.525.92288.4kN误差2302 2288.40.6%满足要求；2302.0929.241833.85kN支座 4 处的支座反力R41863-可修编.-误差1890 1833.853.0%满足要求。1890JCL-6 经调整后的弯矩总图
34、、剪力总图：图 7.10JCL-6 调整后的总荷载、总弯矩、总剪力图对主肋 JZL-1 进行调整：A 21122064.6 47.4kNB 26313122.1 491.1kNC 28773122.1 245.1kND 22822064.6 217.4kN相应的均布荷载为：47.4 22.6kN m2.1491.1qB 169.3KkN m2.10.8245.1qC 84.5kN m2.10.8217.4qD103.5kN m2.1qA调整的计算简图、弯矩图、剪力图如图-可修编.-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 2064.6141
35、.24 2205.84kN误差2112 2205.844.4%满足要求；2112支座 B 处的支座反力RB 3122.1450 2672.1kN误差2631 2672.11.6%满足要求2631.1146 2976.1kN支座 C 处的支座反力RC 3122误差2877 2976.13.4%满足要求；2877.6153 2217.6kN支座 J 处的支座反力RD 2064误差2282 2217.62.8%满足要求；2282经调整后的弯矩总图、剪力总图：-可修编.-图 7.12JZL-1 调整后的总荷载、总弯矩、总剪力图对主肋 JZL-2 进行调整：A 37753322.08 452.9kNB
36、44915027.22 536.2kNC 46485027.22 379.2kND 37853322.08 462.9kN相应的均布荷载为：452.9 215.7kN m2.1536.2qB 184.9kN m2.10.8379.2qC 130.8kN m2.10.8462.9qD 220.4kN m2.1qA调整的计算简图、弯矩图、剪力图如图:-可修编.-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 3322.08322.5 3644.6kN误差3775 3644.63.5%满足要求；3775支座 B 处的支座反力RB 5027.22 4
37、29.7 4597.5kN误差4491 4597.52.4%满足要求4491支座 C 处的支座反力RC 5027.22230.2 4797kN误差4648 47973.2%满足要求；4648支座 J 处的支座反力RD 3322.08337.7 3659.8kN误差3785 3659.83.3%满足要求；3785经调整后的荷载总图、弯矩总图、剪力总图：-可修编.-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，而主梁结构左右对称，荷载左右对称，算出等值弯矩为0，故图上不表示出来。5 5 验算基础梁斜截面受剪承载力验算基础梁斜截面受剪承载力对于基础梁主梁：hw15
38、00 402.434b600基础梁应该满足：V 0.25cfcbh0(2.14)h01500 40 1460mm从基础梁的内力图上可以查出：基础梁最大剪力 V=2760.63KN0.25cfcbh0 0.251.0143000.61.460 3131.7kN 2760.62kN即V 0.25cfcbh0对于基础梁次梁：hw1500 402.434b600基础梁应该满足：V 0.25cfcbh0(2.14)h0150040 1460mm从基础梁的内力图上可以查出：基础梁最大剪力 V=1210KN0.25cfcbh0 0.251.0143000.61.460 3131.7kN 1210kN即V 0
39、.25cfcbh0所以基础梁所选的截面满足梁斜截面抗剪承载力要求。6 6 基础配筋计算基础配筋计算6.16.1 基础底板弯矩计算基础底板弯矩计算在AB轴和CD轴之间的基础板，因为跨内板lxly92.1l4.32、xly92.12.92，-可修编.-而在 BC 轴之间的基础板，因为跨内板以均按照单向板计算弯矩：跨中最大弯矩：M1 lxly92.43.752，lxly62.42.52所552 pjb1 114.72.42 39.3KN m8484112 pjb1114.72.42 66.1KN m1010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：M3112pj
40、b2114.70.5214.3kNm226.26.2 板的配筋板的配筋关于基础配筋的条文（摘自 GB50007-2002、8.4.11）按基地反力直线分布计算的梁板式筏基，其基础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，根据结构力学求解器算出梁的内力。梁板式筏基的底板和基础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11贯通全跨，且其配筋率不应小于 0.15%，顶部钢筋按计算配筋全部贯通。231）跨内部分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 3510
41、 560mm，2由(GB50010-2002)得：C30混凝土fc14.3N/mm2,ft1.43N/mm2,11.0HRB235 级钢筋：fy210N/mm2,b0.614,min0.15%，混凝土构件的安全等级定为二级，01.0s0M1fcbh021.066.1106 0.01521.014.31000560故 0.015 b 0.614As1fcbh0fy1.014.310005600.015 572mm2210-可修编.-As572 0.095%0.15%bh1000600所以，所选钢筋面积按照最小配筋率计算：As 0.15%1000600 900mm2选12120，实际钢筋面积为94
42、2mm2。以上计算的是单向板跨中支座的配筋，根据规 X 要求要有11的钢筋贯通全板。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12120，实际钢筋面积为942mm2。2）悬臂部分配筋计算：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，悬臂部分计算配下部筋，上部只需构造配筋。C30 混凝土，a11.0,fc14.3N/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 60040 560mm，3）
43、横向外伸悬臂板上悬臂部分：s0M1fcbh021.014.31060.00321.014.31000560故 0.003b 0.614As1fcbh0fy1.014.310005600.003115mm2210As115 0.02%0.15%bh1000600所以，所选钢筋面积按照最小配筋率计算：As 0.15%1000600 900mm2选12120，实际钢筋面积为942mm2。6.36.3 基础梁的配筋基础梁的配筋本设计中主、次基梁尺寸分别为 600mm1500mm、600mm1500mm，基梁应满足以下构造要求：.GB50010-2002 中 10.2.16 规定梁高大于 450mm 时
44、，在梁两侧沿高度应设置纵-可修编.-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按规定取基础梁的有效高度h0-筏板厚=1465-600=865mm。每侧需配钢筋面As 0.1%bhw 0.001600865 519mm2，选用316，实际配筋面积603mm2。.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。.GB50010-2002 中 10.2.10 规定梁高大于 800mm 时，箍筋间距不应大于 300mm；
45、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。.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%。fy.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。基础梁纵横方向的底部钢筋尚应有11贯23通全跨，顶部钢筋按计算配筋全部贯通，且其配筋率不应小于 0.15%。基础梁采用 C30 混凝土：fc14.3N/mm2,c1.0，ft1.43N/mm2受力钢筋采用 HRB400 钢筋：fy360N/mm2,b0.520.45f
46、t0.451.43最小配筋率min max(,0.2%)max(,0.2%)0.2%fy360混凝土构件的安全等级定为二级，0，混凝土保护层厚度为c 25mm。梁进行配筋计算简图见下表：次梁：次梁：JCL-4JCL-4mm截面有效高度：单排布筋时h01500 252021465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(kNm)支座2-15113-11464-8715-8716-11467-1511-可修编.-弯矩设计值(kNm)截面M(kNm)弯矩设计值(kNm)-1814-1376-1046-1046跨中-1376
47、-18141-2142917152-33734483-47739284-5871055-67739286-73734487-814291715为满足顶部钢筋按计算配筋全部贯通的要求，跨中配筋取跨中最大弯矩设计值进行计算配筋；支座配筋都选用相同的钢筋。配筋计算过程见表 7.2。表 2JCL-4 配筋计算跨中弯矩设计(kNm)17150.0930.09834222截面支座218140.0990.1043632313760.0750.0782724410460.0570.0592060510460.0570.0592060613760.0750.0782724718140.0990.1043632s
48、M1fcbh021 12sAs1fcbh0fy选配钢筋（mm）实际钢筋面积（mm）配筋率27258256255255256258253436392729452454245429453927Asbh0.38%0.44%0.33%0.27%0.27%0.33%0.44%计算结果表明，均小于 0.35，符合塑性内力重分布的设计原则；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。-可修编.-表 3 JCL-6 跨中弯矩和支座弯矩截面M(kNm)弯矩设计值(kNm)截面M(kNm)弯矩设计值(kNm)支座2-1798-21583-1346-
49、16154-1050-12605-1050-1260跨中1-2178821462-34195033-492411094-51091315-692411096-74195037-8178821466-1346-16157-1798-2158为满足顶部钢筋按计算配筋全部贯通的要求，跨中配筋取跨中最大弯矩设计值进行计算配筋；支座配筋都选用相同的钢筋。配筋计算过程见表 7.4。表 4 JCL-6 配筋计算跨中弯矩设计(kNm)21460.11650.1244330925925725525525725925221580.11720.1254364316150.0880.0923212412600.068
50、0.072444支座512600.0680.072444616150.0880.0923212721580.11720.1254364截面sM1fcbh021 12sAs1fcbh0fy选配钢筋（mm2）实际钢筋面积（mm）配筋率24418441834362454245434364418Asbh0.49%0.49%0.38%0.27%0.27%0.38%0.49%-可修编.-计算结果表明，均小于 0.35，符合塑性内力重分布的设计原则；同时min，故符合要求。主梁：截面有效高度：双排布筋时h01500601440mm计算配筋面积时，采用弯矩设计值，即分别对横梁与纵梁进行配筋计算，计算时边跨跨中