80塔吊矩形板式基础计算书.docx
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80塔吊矩形板式基础计算书
QTZ80管式塔机基础、附墙
使用计算书
R
矩形板式基础计算书
工程概况：
本次拟在号楼内部安装1台塔机为TQTZ80（浙江建机）自升式塔机，编号为#，选用臂长56米，平衡臂长13.1米。
塔机最大使用高度50米。
最大起重量6000kg，最大幅度起重量1300kg。
本次安装系正常安装，安装高度为独立高度40.5米（允许根据现场实际情况和群塔防碰撞需要，在塔机独立高度内作一定高度调整。
）在建筑物达到18m后增加一道附墙杆自升标节达到48.5m，满足本栋楼的垂直、水平运输要求。
计算依据：
1、《塔式起重机混凝土基础工程技术规程》JGJ/T187-2009
2、《混凝土结构设计规范》GB50010-2010
3、《建筑地基基础设计规范》GB50007-2011
一、塔机属性
塔机型号
QTZ80（浙江建机）
塔机独立状态的最大起吊高度H0（m）
40.5
加一次附着根据现场起吊高度H0（m）
52
塔机独立状态的计算高度H（m）
43
塔机加一次附着状态的计算高度H（m）
48.5
塔身桁架结构
方钢管
塔身桁架结构宽度B（m）
1.6
二、塔机荷载
塔机竖向荷载简图
1、塔机自身荷载标准值
塔身自重G0（kN）
251
起重臂自重G1（kN）
42
起重臂重心至塔身中心距离RG1（m）
22
小车和吊钩自重G2（kN）
3.8
最大起重荷载Qmax（kN）
60
最大起重荷载至塔身中心相应的最大距离RQmax（m）
11.5
最小起重荷载Qmin（kN）
10
最大吊物幅度RQmin（m）
50
最大起重力矩M2（kN·m）
Max[60×11.5，10×50]＝690
平衡臂自重G3（kN）
19.8
平衡臂重心至塔身中心距离RG3（m）
6.3
平衡块自重G4（kN）
128
平衡块重心至塔身中心距离RG4（m）
11.8
2、风荷载标准值ωk（kN/m2）
工程所在地
陕西汉中洋县
基本风压ω0（kN/m2）
工作状态
0.2
非工作状态
0.35
塔帽形状和变幅方式
锥形塔帽，小车变幅
地面粗糙度
B类（平原、乡村及房屋比较稀疏的乡镇和城市郊区）
风振系数βz
工作状态
1.59
非工作状态
1.63
风压等效高度变化系数μz
1.32
风荷载体型系数μs
工作状态
1.95
非工作状态
1.95
风向系数α
1.2
塔身前后片桁架的平均充实率α0
0.35
风荷载标准值ωk（kN/m2）
工作状态
0.8×1.2×1.59×1.95×1.32×0.2＝0.79
非工作状态
0.8×1.2×1.63×1.95×1.32×0.35＝1.41
3、塔机传递至基础荷载标准值
工作状态
塔机自重标准值Fk1（kN）
251+42+3.8+19.8+128＝444.6
起重荷载标准值Fqk（kN）
60
竖向荷载标准值Fk（kN）
444.6+60＝504.6
水平荷载标准值Fvk（kN）
0.79×0.35×1.6×43＝19.02
倾覆力矩标准值Mk（kN·m）
42×22+3.8×11.5-19.8×6.3-128×11.8+0.9×（690+0.5×19.02×43）＝321.6
非工作状态
竖向荷载标准值Fk'（kN）
Fk1＝444.6
水平荷载标准值Fvk'（kN）
1.41×0.35×1.6×43＝33.95
倾覆力矩标准值Mk'（kN·m）
42×22-19.8×6.3-128×11.8+0.5×33.95×43＝18.78
4、塔机传递至基础荷载设计值
工作状态
塔机自重设计值F1（kN）
1.2Fk1＝1.2×444.6＝533.52
起重荷载设计值FQ（kN）
1.4FQk＝1.4×60＝84
竖向荷载设计值F（kN）
533.52+84＝617.52
水平荷载设计值Fv（kN）
1.4Fvk＝1.4×19.02＝26.63
倾覆力矩设计值M（kN·m）
1.2×（42×22+3.8×11.5-19.8×6.3-128×11.8）+1.4×0.9×（690+0.5×19.02×43）＝583.72
非工作状态
竖向荷载设计值F'（kN）
1.2Fk'＝1.2×444.6＝533.52
水平荷载设计值Fv'（kN）
1.4Fvk'＝1.4×33.95＝47.53
倾覆力矩设计值M'（kN·m）
1.2×（42×22-19.8×6.3-128×11.8）+1.4×0.5×33.95×43＝168.53
三、基础验算
矩形板式基础布置图
基础布置
基础长l（m）
4.5
基础宽b（m）
4.5
基础高度h（m）
1.25
基础参数
基础混凝土强度等级
C35
基础混凝土自重γc（kN/m3）
25
基础上部覆土厚度h’（m）
0
基础上部覆土的重度γ’（kN/m3）
19
基础混凝土保护层厚度δ（mm）
40
地基参数
地基承载力特征值fak（kPa）
150
基础宽度的地基承载力修正系数ηb
0.3
基础埋深的地基承载力修正系数ηd
1.6
基础底面以下的土的重度γ（kN/m3）
19
基础底面以上土的加权平均重度γm（kN/m3）
19
基础埋置深度d（m）
1.5
修正后的地基承载力特征值fa（kPa）
188.95
地基变形
基础倾斜方向一端沉降量S1（mm）
20
基础倾斜方向另一端沉降量S2（mm）
20
基础倾斜方向的基底宽度b'（mm）
10000
基础及其上土的自重荷载标准值：
Gk=blhγc=4.5×4.5×1.25×25=632.81kN
基础及其上土的自重荷载设计值：
G=1.2Gk=1.2×632.81=759.38kN
荷载效应标准组合时，平行基础边长方向受力：
Mk''=G1RG1+G2RQmax-G3RG3-G4RG4+0.9×（M2+0.5FvkH/1.2）
=42×22+3.8×11.5-19.8×6.3-128×11.8+0.9×（690+0.5×19.02×43/1.2）
=260.26kN·m
Fvk''=Fvk/1.2=19.02/1.2=15.85kN
荷载效应基本组合时，平行基础边长方向受力：
M''=1.2×（G1RG1+G2RQmax-G3RG3-G4RG4）+1.4×0.9×（M2+0.5FvkH/1.2）
=1.2×42×22+3.8×11.5-19.8×6.3-128×11.8）+1.4×0.9×（690+0.5×19.02×43/1.2）
=497.85kN·m
Fv''=Fv/1.2=26.63/1.2=22.19kN
基础长宽比：
l/b=4.5/4.5=1≤1.1，基础计算形式为方形基础。
Wx=lb2/6=4.5×4.52/6=15.19m3
Wy=bl2/6=4.5×4.52/6=15.19m3
相应于荷载效应标准组合时，同时作用于基础X、Y方向的倾覆力矩：
Mkx=Mkb/（b2+l2）0.5=321.6×4.5/（4.52+4.52）0.5=227.41kN·m
Mky=Mkl/（b2+l2）0.5=321.6×4.5/（4.52+4.52）0.5=227.41kN·m
1、偏心距验算
相应于荷载效应标准组合时，基础边缘的最小压力值：
Pkmin=（Fk+Gk）/A-Mkx/Wx-Mky/Wy
=（504.6+632.81）/20.25-227.41/15.19-227.41/15.19=26.22kPa≥0
偏心荷载合力作用点在核心区内。
2、基础底面压力计算
Pkmin=26.22kPa
Pkmax=（Fk+Gk）/A+Mkx/Wx+Mky/Wy
=（504.6+632.81）/20.25+227.41/15.19+227.41/15.19=86.11kPa
3、基础轴心荷载作用应力
Pk=（Fk+Gk）/（lb）=（504.6+632.81）/（4.5×4.5）=56.17kN/m2
4、基础底面压力验算
（1）、修正后地基承载力特征值
fa=fak+ηbγ（b-3）+ηdγm（d-0.5）
=150.00+0.30×19.00×（4.50-3）+1.60×19.00×（1.50-0.5）=188.95kPa
（2）、轴心作用时地基承载力验算
Pk=56.17kPa≤fa=188.95kPa
满足要求！
（3）、偏心作用时地基承载力验算
Pkmax=86.11kPa≤1.2fa=1.2×188.95=226.74kPa
满足要求！
5、基础抗剪验算
基础有效高度：
h0=h-δ=1250-（40+20/2）=1200mm
X轴方向净反力：
Pxmin=γ（Fk/A-（Mk''+Fvk''h）/Wx）=1.35×（504.600/20.250-（260.258+15.850×1.250）/15.188）=8.745kN/m2
Pxmax=γ（Fk/A+（Mk''+Fvk''h）/Wx）=1.35×（504.600/20.250+（260.258+15.850×1.250）/15.188）=58.535kN/m2
P1x=Pxmax-（（b-B）/2）（Pxmax-Pxmin）/b=58.535-（（4.500-1.600）/2）（58.535-8.745）/4.500=42.492kN/m2
Y轴方向净反力：
Pymin=γ（Fk/A-（Mk''+Fvk''h）/Wy）=1.35×（504.600/20.250-（260.258+15.850×1.250）/15.188）=8.745kN/m2
Pymax=γ（Fk/A+（Mk''+Fvk''h）/Wy）=1.35×（504.600/20.250+（260.258+15.850×1.250）/15.188）=58.535kN/m2
P1y=Pymax-（（l-B）/2）（Pymax-Pymin）/l=58.535-（（4.500-1.600）/2）（58.535-8.745）/4.500=42.492kN/m2
基底平均压力设计值：
px=（Pxmax+P1x）/2=（58.54+42.49）/2=50.51kN/m2
py=（Pymax+P1y）/2=（58.54+42.49）/2=50.51kPa
基础所受剪力：
Vx=|px|（b-B）l/2=50.51×（4.5-1.6）×4.5/2=329.6kN
Vy=|py|（l-B）b/2=50.51×（4.5-1.6）×4.5/2=329.6kN
X轴方向抗剪：
h0/l=1200/4500=0.27≤4
0.25βcfclh0=0.25×1×16.7×4500×1200=22545kN≥Vx=329.6kN
满足要求！
Y轴方向抗剪：
h0/b=1200/4500=0.27≤4
0.25βcfcbh0=0.25×1×16.7×4500×1200=22545kN≥Vy=329.6kN
满足要求！
6、地基变形验算
倾斜率：
tanθ=|S1-S2|/b'=|20-20|/10000=0≤0.001
满足要求！
四、基础配筋验算
基础底部长向配筋
HRB335Φ20@150
基础底部短向配筋
HRB335Φ20@150
基础顶部长向配筋
HRB335Φ20@150
基础顶部短向配筋
HRB335Φ20@150
1、基础弯距计算
基础X向弯矩：
MⅠ=（b-B）2pxl/8=（4.5-1.6）2×50.51×4.5/8=238.96kN·m
基础Y向弯矩：
MⅡ=（l-B）2pyb/8=（4.5-1.6）2×50.51×4.5/8=238.96kN·m
2、基础配筋计算
（1）、底面长向配筋面积
αS1=|MⅡ|/（α1fcbh02）=238.96×106/（1×16.7×4500×12002）=0.002
ζ1=1-（1-2αS1）0.5=1-（1-2×0.002）0.5=0.002
γS1=1-ζ1/2=1-0.002/2=0.999
AS1=|MⅡ|/（γS1h0fy1）=238.96×106/（0.999×1200×300）=665mm2
基础底需要配筋：
A1=max（665，ρbh0）=max（665，0.0015×4500×1200）=8100mm2
基础底长向实际配筋：
As1'=9734mm2≥A1=8100mm2
满足要求！
（2）、底面短向配筋面积
αS2=|MⅠ|/（α1fclh02）=238.96×106/（1×16.7×4500×12002）=0.002
ζ2=1-（1-2αS2）0.5=1-（1-2×0.002）0.5=0.002
γS2=1-ζ2/2=1-0.002/2=0.999
AS2=|MⅠ|/（γS2h0fy2）=238.96×106/（0.999×1200×300）=665mm2
基础底需要配筋：
A2=max（665，ρlh0）=max（665，0.0015×4500×1200）=8100mm2
基础底短向实际配筋：
AS2'=9734mm2≥A2=8100mm2
满足要求！
（3）、顶面长向配筋面积
基础顶长向实际配筋：
AS3'=9734mm2≥0.5AS1'=0.5×9734=4867mm2
满足要求！
（4）、顶面短向配筋面积
基础顶短向实际配筋：
AS4'=9734mm2≥0.5AS2'=0.5×9734=4867mm2
满足要求！
（5）、基础竖向连接筋配筋面积
基础竖向连接筋为双向Φ20@450。
五、配筋示意图
矩形板式基础配筋图
依据塔吊承载力计算书要求及现场实际情况，塔基承台设计为4500m×4500m×1.3m，根据地质报告可知，承台位置处于回填土上，地耐力为4T/m2，不能满足塔吊说明书要求的地耐力≥24.91T/m2。
为了保证塔基承台的稳定性，打算设置四根挖孔桩。
地质报告摩擦桩端承载力为P＝220Kpa。
按桩径r＝0.5米，桩深h＝9米，进行桩基承载力的验算。
一、塔吊基础承载力验算
1、单桩桩端承载力为：
F1=S×P=π×r2×P＝π×0.62×220＝248.7KN=24.87T
2、四根桩端承载力为：
4×F1＝4×24.87＝99.48T
3、塔吊重量51T（说明书中参数）
基础承台重量：
5.2×5.2×1.3×2.2＝77.33T
塔吊＋基础承台总重量＝51＋77.33=128.33T
4、基础承台承受的荷载
F2＝5.2×5.2×4.0=108.16T
5、桩基与承台共同受力＝4F1+F1=99.48+108.16=207.64T>塔吊基础总重量＝128.33T
所以塔吊基础承载力满足承载要求。
二、钢筋验算
桩身混凝土取C30，桩配筋23根ф16，箍筋间距φ8@200。
验算要求轴向力设计值N≤0.9（fcAcor+fy’AS’+2xfyAsso）必须成立。
Fc=14.3/mm2（砼轴心抗压强度设计值）
Acor＝π×r2/4（构件核心截面积）
＝π×11002/4＝950332mm2
fy’=300N/MM2（Ⅱ级钢筋抗压强度设计值）
AS’=23×π×r2/4＝23×π×162/4
＝4624mm2（全部纵向钢筋截面积）
x＝1.0（箍筋对砼约束的折减系数，50以下取1.0）
fy=210N/mm2（Ⅰ级钢筋抗拉强度设计值）
dCor＝1100mm （箍筋内表面间距离，即核心截面直径）
Ass1＝π×r2/4＝π×82/4＝16×3.14＝50.24mm2（一根箍筋的截面面积）
S螺旋箍筋间距200mm
A’sso=πdCorAssx/s
=π×1100×50.24/200=867.65mm2（螺旋间接环式或焊接，环式间接钢筋换算截面面积）
因此判断式
N≤0.9（fcAcor+fy’AS’+2xfyAsso）=0.9（14.3×950332＋300×4624+2×1.0×210×867.65）=15341360.6N
248.7KN<12382.87KN
经验算钢筋混凝土抗拉满足要求。
塔吊附墙计算书
本工程采用FO/23B塔吊，塔吊采用固定式现浇砼基础，基础埋设深度-0.05m（结构基础，不含负层），塔身设一道附墙与结构柱拉结：
塔身升到6标准节时，（结构标高18米）。
本计算书主要包括四个方面内容：
附墙杆及支座受力计算，结构柱抗剪切及局部受压验算，附墙杆予埋件锚筋设计,附墙杆型号选用。
二、塔吊附墙杆受力计算
（一）、塔吊附墙内力计算，将对以下两种最不利受力情况进行：
1、塔机满载工作，起重臂顺塔身x-x轴或y-y轴，风向垂直于起重臂（见图1）；
2、塔机处于非工作状态，起重臂处于塔身对角线，风向由起重臂吹向平衡臂（见图2）。
对于第一种受力状态，塔身附墙承担吊臂制动和风力产生的扭矩和附墙以上自由高度下塔身产生的水平剪力。
对于第二种受力状态，塔身附墙仅承受附墙以上自由高度下塔身产生的水平剪力。
以下分别对不同受力情况进行计算：
（二）、对第一种受力状态，附墙上口塔身段面内力为：
弯矩：
M=164.83（T.m）
剪力：
V=3.013（T）
扭矩：
T=12（T.m）,则:
1、当剪力沿x-x轴时（见图a），
由∑MB=0，得
T+V*L1-LB0’*N1=0
即：
N1=（T+V*L1）/LB0’
=（12+3.013*3.65）/5.932
=3.88（T）
通过三角函数关系，得支座A反力为：
RAY=N1*sin52.3426=3.88*sin52.3426=2.84（T）
RAx=N1*cos52.3426=3.88*cos52.3426=2.64（T）
由∑MC=0，得
N3*LG0’+T+V*0.8=0
即：
N3=-（T+V*0.8）/LG0’
=-（12+3.013*0.8）/0.966
=-14.92（T）
由∑M0’=0，得N2*LC0’-（T+V*L6）=0
即：
N2=（T+V*L6）/LC0’
=（12+3.013*0.027）/0.98
=12.33（T）
由力平衡公式∑Ni=0，得
RAY+RBY=0和-RAX-RBX+V=0，故
RBY=-RAY=-2.84（T）（负值表示力方向与图示相反,以下同）
RBX=-RAX+V=-2.64+12.33=9.48（T）
2、当剪力沿y-y轴时（见图b），
由∑MB=0，得
T-（V*L4+LB0’*N1）=0
即：
N1=（T-V*L4）/LB0’
=（12-3.013*4.5）/5.932
=-0.263（T）
通过三角函数关系，得支座A反力为：
RAY=N1*sin52.3426=-0.263*sin52.3426=-0.171（T）
RAx=N1*cos52.3426=-0.263*cos52.3426=-0.2（T）
由∑MC=0，得
N3*LC0’+T+V*0.8=0
即：
N3=-（T+V*0.8）/LC0’
=-（12+3.013*0.8）/0.98
=-14.91（T）
由∑M0’=0，得N2*LC0’-（T+V*L5）=0
即：
N2=（T+V*L5）/LG0’
=（12+3.013*0.2）/0.966
=13.05（T）
由静力平衡公式∑Ni=0，得
RAY+RBY+V=0和RAX+RBX=0，故
RBY=-（RAY+V）=-（-3.16+12）=-8.84（T）
RBX=-RAX=2.93（T）
（二）、对第二种受力状态（非工作状态），附墙上口塔身段面内力为：
弯矩：
M=191.603（T.m）
剪力：
V=10.036（T），剪力沿塔身横截面对角线，
对图c,由∑MB=0，得
V*LBH+LB0’*N1=0
即：
N1=-V*LBH/LB0’
=-10.036*0.6/5.932
=-1.015（T）
通过三角函数关系，得支座A反力为：
RAY=-N1*sin52.3426=-1.015*sin52.3426=-0.8（T）
RAx=-N1*cos52.3426=-1.015*cos52.3426=-0.62（T）
由∑MC=0，得
N3*L0’C+V*LC0=0
即：
N3=-V*LC0/LC0’
=-10.036*1.132/0.98
=-11.6（T）
由∑M0’=0，得N2*LC0’-V*L7=0
即：
N2=V*L7/LC0’
=10.036*0.17/0.98
=1.74（T）
由力平衡公式∑Ni=0，得
RAY+RBY+V*cos450=0和-RAX-RBX+V*sin450=0，故
RBY=-RAY-V*cos450=0.8-10.036*cos450=-6.3（T）
RBX=-RAX+V*sin450==0.62+10.036*sin450=7.79（T）
对图d,由∑MB=0，得
V*LBG+LB0’*N1=0
即：
N1=-V*LBG/LB0’
=-10.036*5.67/5.932
=-9.6（T）
由∑MC=0，得
N3*0+V*LC0=0，即
N3=0
通过三角函数关系，得支座A反力为：
RAY=N1*sin52.3426=-9.6*sin52.3426=-7.6（T）
RAx=-N1*cos52.3426=-9.6*cos52.3426=-5.87（T）
由静力平衡公式，得
RAY+RBY+V*sin450=0和RAX+RBX+V*cos450=0，故
RBY=-RAY-V*sin450=7.6-10.036*cos450=0.5（T）
RBX=-RAX-V*sin450=-5.87-10.036*sin450=-13（T）
根据如上计算,附墙杆件和支座受力最大值见下表：
AB杆
BC杆
BD杆
A支座
B支座
RAX
RAY
RBX
RBY
N1=-9.6t
N2=13.05t
N3=-14.92t
7.6t
5.87t
-13t
0.5t
由于外力方向可向相反方向进行，故以上数值可正可负，均按压杆进行设计。
三、结构柱抗剪切和局部压力强度验算
附墙埋件受力面积为470×470,锚固深度按450计算，最小柱断面为700×700，柱子箍筋为φ10@200，由上面的计算结果可知，支座最大拉力（压力）为（RBX2+RBY2）1/2=（132+0.52）1/2=13.01T=130.1KN。
结构柱抗剪切计算公式为：
式中：
Ft：
砼的轴心抗拉强度，取1.5*75%Mpa（C30的12天强度等级）
um:
距集中反力作用面积周边h0/2处的周长um=2340
h0:
截面有效高度h0=23
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