地上钢结构安装计算书及相关施工图纸

9.1计算依据 29.1.1依据的规范 29.1.2依据的设计文件 29.1.3计算软件 29.2被提升结构验算（同步提升） 39.2.1计算说明 39.2.3小结 49.3被提升结构验算（不同步提升） 59.3.1计算说明 59.2.2验算结果 59.3.2验算结果 109.3.3小结 279.4被提升结构验算（卸载状态） 279.4.1计算说明 279.4.2验算结果 279.4.3小结 339.5支承结构设计验算 339.5.1计算说明 339.5.27轴线提升支架TSJ验算结果 369.5.312轴线提升支架TSJ验算结果 419.5.4小结 459.6下吊具验算 469.6.1计算说明 469.6.2验算结果（下吊具验算） 469.6.3验算结果（连接节点） 479.6.4小结 499.7提升支架埋件计算 499.7.1埋件一计算 499.7.2埋件二计算 509.7.3埋件三计算 519.8楼板承载力验算 529.8.1工程概况及计算条件 529.8.1.1计算依据 529.8.1.2工程概况 539.8.1.3车辆参数 559.8.2施工荷载计算 569.8.2.1汽车吊支腿压力 569.8.2.2汽车吊行走工况 589.8.2.3汽车吊工作荷载 619.8.2.4运输车行走荷载 629.8.2.5车辆荷载汇总 649.8.2.6临时堆场荷载 659.8.3楼板强度验算 659.8.3.1楼板强度设计值 659.8.3.2楼板强度复核 689.8.3.3加固措施验算 699.8.3.4挠度与裂缝验算 709.8.4梁强度验算 729.8.4.1计算模型 729.8.4.2荷载施加 739.8.4.3内力计算结果 769.8.4.4软件设计配筋 779.8.4.5混凝土梁强度复核 789.9非柱头位置钢梁计算 799.9.1承载力验算 799.9.2挠度验算 809.10结论 809.1计算依据9.1.1依据的规范本报告根据已有施工方案与设计经验，参照（但不限于）以下标准进行计算分析：建筑结构荷载规范（GB5009-2012）重型结构和设备整体提升技术规范（GB51162-2016）钢结构设计规范（GB50017-2003）钢结构工程施工质量验收规范（GB50205-2001）钢结构焊接规范（GB50661-2011）9.1.2依据的设计文件主要依据为设计说明、专项提升方案、设计图纸及施工方提供的施工建议。9.1.3计算软件被提升结构及提升支架采用结构分析软件sap2000进行计算。下吊具使用Solidworks建模，Ansysworkbench进行有限元分析。9.2被提升结构验算（同步提升）9.2.1计算说明边界条件：提升吊点——Z向固定、XY向弹簧（模拟提升约束）；荷载：自重——DEAD；（提升过程中被提升结构水平方向处于自由状态，风荷载对被提升结构结构受力无影响）荷载组合：强度——1.35xDEAD；支座反力及变形——1xDEAD。本案7轴线设置7个吊点、12轴线设置7个吊点、对称设置，共计设置14个提升吊点。图9.2-1提升吊点平面布置图9.2.3小结1.提升吊点最大反力值930kN、最小反力值624kN，吊点配置额定提升能力为200t的TJJ-2000型液压提升器符合要求。2.提升阶段被提升结构竖向下挠最大为11.2mm，小于L/400=100.5mm，满足提升要求。3.提升阶段被提升结构未设置吊点的桁架两端部下挠值为5.7mm，满足提升要求。4.提升阶段被提升结构杆件最大应力比0.62，应力比最大的构件为下吊点加固杆，而原结构构件应力比均小于0.3，小于1.0，满足提升要求。9.3被提升结构验算（不同步提升）9.3.1计算说明边界条件：提升吊点——Z向固定、XY向弹簧（模拟提升约束）；荷载：自重——DEAD；不同步荷载LIVE——BTB1~BTB14（14个吊点14种不同步荷载、单吊点强制位移10mm）（提升过程中被提升结构水平方向处于自由状态，风荷载对被提升结构结构受力无影响）荷载组合：强度——DEAD；支座反力及变形——1xDEAD。本案14个提升吊点，共计14个不同提升工况。9.2.2验算结果图9.2-2验算模型图9.2-3吊点反力标准值（单位：kN）图9.2-4结构变形示意图（跨中位置下挠11.2mm）图9.2-5结构变形示意图（未设置吊点桁架端部下挠5.7mm）图9.2-6竖向位移统计表（11.2mm~0mm）图9.2-7构件轴力示意图图9.2-8构件弯矩示意图图9.2-9应力比云图图9.2-10应力比统计表（最大应力比0.62）图9.2-11构件强度及稳定系验算截图（截图为应力比最大某一构件）9.3.2验算结果图9.3-1BTB1工况模型（吊点D-1强制位移10mm）图9.3-2BTB2工况模型（吊点D-2强制位移10mm）图9.3-3BTB3工况模型（吊点D-3强制位移10mm）图9.3-4BTB4工况模型（吊点D-4强制位移10mm）图9.3-5BTB5工况模型（吊点D-8强制位移10mm）图9.3-6BTB6工况模型（吊点D-9强制位移10mm）图9.3-7BTB7工况模型（吊点D-10强制位移10mm）图9.3-8BTB8工况模型（吊点D-11强制位移10mm）图9.3-9BTB9工况模型（吊点D-5强制位移10mm）图9.3-10BTB10工况模型（吊点D-6强制位移10mm）图9.3-11BTB11工况模型（吊点D-7强制位移10mm）图9.3-12BTB12工况模型（吊点D-12强制位移10mm）图9.3-13BTB13工况模型（吊点D-13强制位移10mm）图9.3-14BTB14工况模型（吊点D-14强制位移10mm）图9.3-15BTB1工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-1反力值由638kN变为933kN、增量146%图9.3-16BTB2工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-2反力值由793kN变为1522kN、增量192%图9.3-17BTB3工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-3反力值由881kN变为1659kN、增量188%图9.3-18BTB4工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-4反力值由930kN变为1711kN、增量184%图9.3-19BTB5工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-8反力值由624kN变为899kN、增量144%图9.3-20BTB6工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-9反力值由774kN变为1450kN、增量187%图9.3-21BTB7工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-10反力值由862kN变为1584kN、增量184%图9.3-22BTB8工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-11反力值由908kN变为1635kN、增量180%图9.3-23BTB9工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-5反力值由884kN变为1664kN、增量188%图9.3-24BTB10工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-6反力值由793kN变为1522kN、增量192%图9.3-25BTB11工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-6反力值由637kN变为933kN、增量146%图9.3-26BTB12工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-12反力值由866kN变为1589kN、增量183%图9.3-27BTB13工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-13反力值由775kN变为1450kN、增量187%图9.3-28BTB14工况下支座反力值（单位:kN）吊点D-14反力值由623kN变为899kN、增量144%以上为14种不同步提升工况下的各吊点反力值变化情况，根据现场实际控制，此状态不会发生、为极限状态，并根据以上吊点反力值校核液压提升器的配置情况（此状态为极限状态，提升器裕度系数大于1.0即可）：表9.3-1液压提升器配置吊点编号极限状态下反力值液压提升器配置型号额定能力裕度系数D-1933kNTJJ-20002000kN2.14D-2899kNTJJ-20002000kN2.22D-31522kNTJJ-20002000kN1.31D-41450kNTJJ-20002000kN1.38D-51659kNTJJ-20002000kN1.21D-61586kNTJJ-20002000kN1.26D-71711kNTJJ-20002000kN1.17D-81635kNTJJ-20002000kN1.22D-91664kNTJJ-20002000kN1.20D-101589kNTJJ-20002000kN1.26D-111522kNTJJ-20002000kN1.31D-121450kNTJJ-20002000kN1.38D-13933kNTJJ-20002000kN2.14D-14899kNTJJ-20002000kN2.22上表可知，提升器在不同步提升情况下仍然为可靠、安全状态。图9.3-29结构应力比（最大应力比0.848，取各工况包络值）原结构构件应力比均低于0.4图9.3-30构件强度及稳定系验算截图（截图为应力比最大某一构件）9.3.3小结1.在各吊点不同步提升工况下构件最大应力比0.848（最大构件为下吊点处的14根临时加固杆，而原结构构件应力比均小于0.4），能保证此次提升安全。2.在模拟各吊点不同步提升工况时吊点反力值变化幅度较大（最大变幅192%、最小变幅144%），而现场实际提升时将严格控制各吊点理论压力值（控制在理论值+10%范围内），若超过此值时系统将自动溢流，故上述不同步情况不可能发生。3.根据《重型结构和设备整体提升技术规范》规定，计算不同步提升工况时取值为相邻吊点间距的0.05倍（本案允许不同步值42mm），而经上述计算10mm不同步提升情况不会发生、则42mm不同步提升情况更不可能发生。9.4被提升结构验算（卸载状态）9.4.1计算说明边界条件：结构支座——铰接支座；荷载：自重——DEAD；（提升过程中被提升结构水平方向处于自由状态，风荷载对被提升结构结构受力无影响）荷载组合：强度——1.35xDEAD；支座反力及变形——1xDEAD。9.4.2验算结果图9.4-1验算模型图9.4-2支座反力标准值（单位：kN）图9.4-3结构变形示意图（跨中位置下挠12.37mm）图9.4-4竖向位移统计表（12.37mm~0mm）图9.4-5构件轴力示意图图9.4-6构件弯矩示意图图9.4-7应力比云图图9.4-8应力比统计表（最大应力比0.140）图9.4-9构件强度及稳定系验算截图（截图为某一构件）9.4.3小结1.卸载阶段桁架结构竖向下挠最大为12.37mm，小于L/400=100.5mm，满足要求。2.卸载阶段桁架结构构件应力比为0.140，满足要求。9.5支承结构设计验算9.5.1计算说明边界条件：提升支架根部——刚接支座；荷载：自重——DEAD；集中荷载——LIVE（提升吊点反力及被提升结构受到的水平风荷载，风荷载按当地10年一遇计算，基本风压取0.45kN/mm2，风荷载共计513kN，等比例加载至提升支架吊点处，故取竖向反力的5%作为水平力）；荷载组合：强度及稳定——1.2xDEAD+1.4xLIVE；支座反力及变形——1xDEAD+1xLIVE。本案提升支架共设计有8种类型，7轴线7个提升支架7种类型，12轴线7个提升支架1种类型，故本报告分轴线进行计算。图9.5-1提升支架平面布置图吊点编号反力值吊点编号反力值D-1637kND-8624kND-2792kND-9774kND-3881kND-10862kND-4930kND-11908kND-5886kND-12866kND-6793kND-13775kND-7637kND-14623kN9.5.27轴线提升支架TSJ验算结果图9.5-2提升支架验算模型图9.5-3支座反力值（单位：kN，mm）TSJ-1图9.5-4支座反力值（单位：kN，mm）TSJ-2图9.5-5支座反力值（单位：kN，mm）TSJ-3图9.5-6支座反力值（单位：kN，mm）TSJ-4图9.5-7支座反力值（单位：kN，mm）TSJ-5图9.5-8支座反力值（单位：kN，mm）TSJ-6图9.5-9支座反力值（单位：kN，mm）TSJ-7图9.5-10提升支架变形示意图吊点处最大下挠7.7mm，最大水平位移5.6mm图9.5-11轴力示意图图9.5-12弯矩示意图图9.5-13提升支架应力比（最大应力比0.762）图中未显示数值的构件应力比小于0.69.5.312轴线提升支架TSJ验算结果12轴提升支架只有一种设计类型，按此轴线最大吊点反力值加载进行验算。图9.5-14验算模型（按此轴线最大吊点反力值930kN加载验算）9.5-15支座反力值（单位：kN，mm）图9.5-16提升支架变形示意图吊点处最大下挠2.4mm，最大水平位移0.9mm图9.5-17轴力示意图图9.5-18提升支架弯矩示意图图9.5-19提升支架应力比最大应力比0.298图9.5-20构件强度及稳定系验算截图（截图为某一构件）9.5.4小结1.提升支架TSJ吊点处最大下挠为7.7mm，最大水平位移5.6mm，满足安全提升的要求。2.提升支架TSJ构件最大应力比为0.76，满足安全提升的要求。3.提升支架TSJ通过埋件与主楼框架柱或梁连接，故需考虑埋件及砼梁的承载性。4.其中混凝土结构参照设计图纸S20113/S20114/S20123/S20124/S20133/S20134/S20141~S201479.6下吊具验算9.6.1计算说明本案中下吊具仅有一种设计类型，故在此以吊点最大反力值进行加载分析能保证安全，下吊具最大受力值930kN，分项系数取1.4，按1302kN进行验算分析。9.6.2验算结果（下吊具验算）图9.5-1验算模型图9.5-2应力云图最大应力187.72Mpa图9.5-3位移云图（最大相对变形0.47mm）9.6.3验算结果（连接节点）图9.5-4验算模型图9.5-5位移云图（最大相对变形6.76mm）9.6.4小结1.下吊具最大相对变形6.76mm，满足提升要求。2.下吊具构件材质Q345B，其最大应力235.8MPa，为局部应力，大部分区域应力在125MPa以下，满足提升要求。9.7提升支架埋件计算9.7.1埋件一计算图9.7-1埋件一（MJ-1）设计图图9.7-2埋件一最大受力标准值（剪力值946kN，压力值975kN）图9.7-3埋件一受力及构造满足要求（分项系数取1.4计算分析）9.7.2埋件二计算图9.7-4埋件二（MJ-2）设计图9.7-5埋件二最大受力标准值（剪力值205kN，拉力值222kN）图9.7-6埋件二受力及构造满足要求（分项系数取1.4）9.7.3埋件三计算图9.7-7埋件三（MJ-3）设计图图9.7-8埋件三受力标准值（剪力值9671kN，拉力值187kN）图9.7-9埋件三受力及构造满足要求（分项系数取1.4）9.8楼板承载力验算9.8.1工程概况及计算条件9.8.1.1计算依据1.项目批复和相关文件2.设备厂家及业主所提供资料3.规范与规程①《钢结构设计规范》GB50017-2003；②《建筑结构荷载规范》GB50009-2012；③《建筑结构可靠度设计统一标准》（GB50068-2001）④《混凝土结构设计规范》（GB50010-2010）⑤《钢结构设计规范》（GB50017-2003）⑥《混凝土结构计算手册》第三版⑦《建筑结构静力计算手册》⑧《起重机设计规范》（GB3811-2008）⑨《自行式起重设备与堆场在混凝土楼板结构计算与加固设计标准》（中建钢构企业标准QBXXX-2011）4.软件:MidasGen（Ver.2017）5.结构设计标准及参数： 结构安全等级一级；场地类别二类9.8.1.2工程概况本工程由于钢结构吊装施工需要，拟在首层楼板的7~12轴线/E~L轴线区间内设置材料堆场，并有汽车吊及运输车工作，如图2.1-1所示。根据楼板的厚度及配筋情况不同，施工区域内共有5类楼板，其基本数据依次为：LB1：厚度200mm，最大净跨7.9×7.9m.LB2：厚度150mm，最大跨度6.1×7.9m.LB6：厚度250mm，最大跨度10.8×3.5m.LB9：厚度320mm，最大跨度6.1×7.9m.LB13：厚度250mm，最大跨度12.0×7.9m.因轴网标准间距为8.4m，故板跨长边不超过轴距的LB1，2，9楼板属于标准跨，LB6，13楼板属于大跨。图9.8-1展览厅区域屋盖钢结构吊装示意图图9.8-2楼板分类示意图9.8.1.3车辆参数1.QY50K汽车起重机，车辆参数见图9.8-3图9.8-3QY50K汽车吊外形尺寸(1)车长：13270mm；每排轮胎之间的中心距为2000mm；(2)行驶自重为38.6t，前后轴重分别为13.0与25.6t；(3)共4排8个轮胎，断面宽度取200mm；(4)轴距从后往前依次为1520-3815-1350mm，总计约6.7m；(5)支腿全伸跨距：5650×6600mm；(6)尾台回转半径：3482mm；2.运输车的参考图如9.8-4.图9.8-4运输车外形图运输车全长约为13.5m；每排轮胎之间的中心距为1840mm；轴距从后往前依次为1320-1320-5060-1320-2700mm，总计约11.7m；自重20.0t，施工载重30.0t，前中桥的3轴与后桥3轴约各占一半；共6排22个轮胎，断面宽度取200mm；9.8.2施工荷载计算9.8.2.1汽车吊支腿压力1.计算原则分别在侧方、后方、侧后方三种工作模式下，以吊车的极限状态来计算单个支腿可能承受的最大荷载。不同工作模式的计算示意图分别如下图9.8-5至9.8-6。图9.8-5汽车式起重机后方工作状态示意图图9.8-6汽车式起重机侧后方工作状态示意图已知条件如下：空车重G=38.6t； 平衡重Gp=12.7t；吊臂重Gb=7.7t； 吊钩重Ga=0.1t；构件重W=4.7t； 吊装半径R=16.0m；尾台回转半径r=3.5m； 支腿全伸跨距5.65×6.60m；侧方工作状态下，支腿间距d=6.60m，以N3与N4侧的支腿为支点建立静力平衡方程（N1=N2，N3=N4）。2N1*d+Gp*(r-d/2)=(G-Gp-Gb)*d/2+Gb*(R+d)/2+(Ga+W1)*(R+d/2)N1=N2=180.1kNN3=N4=(G+W+Ga-2N1)/2=36.9kN后方工作状态d=5.65m，以N2与N3侧建立静力平衡方程（N1=N3，N2=N4）。2N1*d+Gp*(r-d/2)=(G-Gp-Gb)*d/2+Gb*(R+d)/2+(Ga+W)*(R+d/2)N1=N2=192.1kNN3=N4=(G+W+Ga-2N1)/2=24.8kN侧后方工作时支腿对角距离d=8.69m，以远端支腿N4为支点建立静力平衡方程（N2≈N3）：(N1+N2)*d+Gp*(r-d/2)=(G-Gp-Gb)*d/2+Gb*(R+d)/2+(Ga+W)*(R+d/2)N1+N2=325.8kN；且N1+N2+N3+N4=G+W+Ga=434kN则：N1=217.3kN；N2≈N3=108.5kN；N4=(-0.3)kN将以上计算结果汇总如下表，侧后方模式为最不利工况。表9.8-1极限工作状态支腿受力简算结果(kN)支腿编号N1N2N3N4侧方工作模式1801803737后方工作模式1922519225侧后方模式217108108(0)9.8.2.2汽车吊行走工况1.纵向行走时荷载最不利位置图9.8-7(A≤γ≤C）纵向轮压作用最不利位置示意图根据简支单向板的方式确定荷载纵向最不利位置，查《建筑结构静力计算手册》表2-18，车轮纵向分布如上图。(1)标准跨Ly=7.90m 楼板普遍净跨α=Ljhi/Ly=0.171 相邻一组轴距与板、梁的跨度比A=0.634-1.366α=0.401 计算辅助系数C=0.551-0.225α=0.513 计算辅助系数γ=Ljhj/Ly=0.483＜C 中间轴距与板、梁的跨度比β=(3-α+γ)/6=0.552 中间车轮到一侧支座的距离与梁的跨度比(2)大跨区Ly=12.00m 楼板最大净跨α=Ljhi/Ly=0.113 相邻一组轴距与板、梁的跨度比A=0.634-1.366α=0.480 计算辅助系数C=0.551-0.225α=0.526 计算辅助系数γ=Ljhj/Ly=0.318＜C 中间轴距与板、梁的跨度比β=(3-α+γ)/6=0.534 中间车轮到一侧支座的距离与梁的跨度比(3)轮压取值汽车吊行走时总重G=38.6吨，动力荷载系数取1.1，其中：前轴重量G1=13.0t，单个轮胎荷载P1=1.1*G1/4=32.4KN后轴重量G2=25.6t，单个轮胎荷载P2=1.1*G2/4=64.1KN2.横向荷载最不利位置由《建筑结构静力计算手册》表2-17（α≤0.586），如下图：图9.8-8汽车荷载横向分布最不利情况示意图（α≤0.586）Lx=7.90m 楼板横向净跨α=Ljh/Lx=0.253＜0.586 轮胎间距与梁的跨度比β=(2-α)/4=0.437 到一侧支座的距离与梁的跨度比Ko=2β2=0.381 最大弯矩计算系数3.等效荷载计算(1)标准跨标准跨楼板最大净跨为：7.90×7.90m根据上文分析，荷载分配最不利情况为后轴的4个车轮落于同一板跨：计算长度ax=同跨内轮距+楼板厚度=2.30m计算宽度ay=同跨内轴距+楼板厚度=1.82m板跨中最大弯矩计算：Ly/Lx=1.0；ax/Lx≈0.3；ay/Lx≈0.2；根据《静力计算手册》表4-29：Mx弯矩系数:kx=(0.1634+0.1434+0.1634+0.1434)/4=0.1534My弯矩系数:ky=(0.1634+0.1176+0.1634+0.1176)/4=0.1405表4-29是按柏松比μ=0计算的，《静力计算手册》要求对于混凝土按μ=1/6计算板跨中最大弯矩计算：M1a=（Ky+Kx/6）*G2*1.1=49.8(KN·m)/m(2)大跨区大跨区楼板最大净跨为：12.00×7.90m根据上文分析，荷载分配最不利情况为全部8个车轮落于同一板跨：计算长度ax=同跨内轮距+楼板厚度=6.99m计算宽度ay=同跨内轴距+楼板厚度=1.82mLy/Lx=1.5；ax/Lx≈0.9；ay/Lx≈0.2；Mx弯矩系数:kx=(0.1403+0.1246+0.1497+0.1346)/4=0.1373My弯矩系数:ky=(0.0597+0.0476+0.0549+0.0428)/4=0.0513M1b=（Ky+Kx/6）*G*1.1=61.9(KN·m)/m9.8.2.3汽车吊工作荷载1.标准跨图9.8-9荷载横向分布最不利情况示意图（α＞0.586）按照行车最不利点分析的思路，将2个支腿视为横向间距5.65m的两个轮子：Lx=7.90m 楼板普遍净跨α=Ljh/Lx=0.715＞0.586 轮胎间距与梁的跨度比β=0.500 到一侧支座的距离为梁跨的一半对于标准跨度的梁、板，以单个支腿位于跨中为最不利，动力荷载系数取1.1支腿垫块尺寸a×b≥1.50×1.50m；垫块厚度h≥200mm.计算宽度=计算长度=ax=a+h+hb=1.7mLy/Lx=1.0；ax/Lx=ay/Lx≈0.2；Mx弯矩系数:kx=0.1634；My弯矩系数:ky=0.1634M2a=（Ky+Kx/6）*1.1*G2=45.6(KN·m)/m2.大跨区Ly=12.00m 楼板最大净跨α=Ljh/Lx=0.471≤0.586 轮胎间距与梁的跨度比β=(2-α)/4=0.382 到一侧支座的距离与梁的跨度比对于大跨度的梁、板，每跨内以布置2个支腿为最不利情况。Ly/Lx=1.5；ax/Lx=ay/Lx≈0.2；Mx弯矩系数:kx=(0.1954+0.2036)/2=0.1995My弯矩系数:ky=(0.15+0.1455)/2=0.1478M2b=（Ky+Kx/6）*1.1*G2=53.6(KN·m)/m9.8.2.4运输车行走荷载1.纵向行走时荷载最不利位置(1)标准跨图9.8-10(γ≤A）纵向轮压作用最不利位置示意图Ly=7.90m 楼板普遍净跨α=Ljhi/Ly=0.167 相邻一组轴距与板、梁的跨度比A=0.634-1.366α=0.406 计算辅助系数C=0.551-0.225α=0.513 计算辅助系数γ=Ljhj/Ly=0.167＜A 中间轴距与板、梁的跨度比β=(2-γ)/4=0.458 中间车轮到一侧支座的距离与梁的跨度比(2)大跨区Ly=12.00m 楼板最大净跨α=Ljhi/Ly=0.110 相邻一组轴距与板、梁的跨度比A=0.634-1.366α=0.484 计算辅助系数C=0.551-0.225α=0.526 计算辅助系数γ=Ljhj/Ly=0.110＜A 中间轴距与板、梁的跨度比β=(2-γ)/4=0.473 中间车轮到一侧支座的距离与梁的跨度比(3)轮压取值运输车行走时总重G=50.0吨，动力荷载系数取1.1。各轴重量分配较为均匀，则单个轮胎荷载P3=45.8KN2.横向荷载最不利位置由《建筑结构静力计算手册》表2-17（α≤0.586）：Lx=7.90m 楼板横向净跨α=Ljh/Lx=0.233＜0.586 轮胎间距与梁的跨度比β=(2-α)/4=0.442 到一侧支座的距离与梁的跨度比3.等效荷载计算(1)标准跨标准跨楼板最大净跨为：7.90×7.90m根据上文分析，荷载分配最不利情况为后轴的6个车轮落于同一板跨：计算长度ax=同跨内轮距+楼板厚度=2.94m计算宽度ay=同跨内轴距+楼板厚度=2.14mLy/Lx=1.0；ax/Lx≈0.4；ay/Lx≈0.3；Mx弯矩系数:kx=(0.1434+0.1083+0.1434+0.1083)/4=0.1259My弯矩系数:ky=(0.1176+0.1083+0.1176+0.1083)/4=0.1130M3a=（Ky+Kx/6）*G/2*1.1=39.8(KN·m)/m(2)大跨区大跨区楼板最大净跨为：12.00×7.90m根据上文分析，荷载分配最不利情况为除车头外的其余车轮皆落于同一板跨：计算长度ax=同跨内轮距+楼板厚度=9.32m计算宽度ay=同跨内轴距+楼板厚度=2.14mLy/Lx=1.5；ax/Lx≈1.2；ay/Lx≈0.3；Mx弯矩系数:kx=(0.1099+0.0929+0.1208+0.1033)/4=0.1067My弯矩系数:ky=(0.0394+0.0374+0.0345+0.0327)/4=0.0360M3b=（Ky+Kx/6）*G2*1.1=62.0(KN·m)/m9.8.2.5车辆荷载汇总综合比较上文计算所得的各类车辆荷载如下表，可见吊装工况下荷载最大。表9.8-2各车辆工况下板跨中弯矩值汇总(kN·m)类型行车M1吊装M2运输M3标准跨49.845.639.8大跨区61.953.662.09.8.2.6临时堆场荷载堆放的桁架构件总重量Gs=1100t，堆场尺寸a*b=40.2m*50.8m；荷载分配不均匀系数取1.5倍，堆场区域的楼板等效均布荷载约为：q4=1.5*Gs/(a*b)=8.1KN/㎡9.8.3楼板强度验算9.8.3.1楼板强度设计值1.楼板LB1楼板厚200mm，最大楼板跨度为：7.90×7.90=25.00mm。1m的单位宽度内，板的纵向受拉钢筋面积为：As=1131mm2配筋率ρo=0.646%混凝土按C30考虑，查《混凝土结构计算手册》图表2-1-5可得，计算系数A=2.14则板的每米宽弯矩设计值为：Me=A*b*ho2=65.5(KN·m)/m根据《静力计算手册》表4-16，lx/ly=1.00查得弯矩系数：kxe≈0.0368；kye≈0.0368板跨中弯矩：Me=(Kye+Kyx/6)*qe*ly^2=2.68qe（KN·m/m）则qe=24.5KN/㎡楼板厚200mm，自重荷载放大系数取1.1,即qz=5.5KN/㎡，每米宽弯矩设计值可近似等效于荷载设计值，楼板的活荷载设计值为：qe=qe–qz=19.0KN/㎡。2.楼板LB2楼板厚150mm，最大楼板跨度为：6.10×7.90=25.00mm。1m的单位宽度内，板的纵向受拉钢筋面积为：As=1131mm2配筋率ρo=0.905%；计算系数A=2.88则板的每米宽弯矩设计值为：Me=A*b*ho2=45.0(KN·m)/m根据《静力计算手册》表4-16，lx/ly=0.77查得弯矩系数：kxe≈0.0620；kye≈0.0317板跨中弯矩：Me=(Kye+Kyx/6)*qe*ly^2=2.50qe（KN·m/m）则qe=18.0KN/m2楼板厚150mm，自重荷载放大系数取1.1,即qz=4.1KN/㎡，每米宽弯矩设计值可近似等效于荷载设计值，楼板的活荷载设计值为：qe=qe–qz=13.8KN/㎡。3.楼板LB6楼板厚250mm，最大楼板跨度为：10.80×3.50=30.00mm。1m的单位宽度内，板的纵向受拉钢筋面积为：As=1539mm2配筋率ρo=0.700%，计算系数A=2.30则板的每米宽弯矩设计值为：Me=A*b*ho2=111.3(KN·m)/m根据《静力计算手册》表4-16，lx/ly=3.09查得弯矩系数：kxe≈0.1000；kye≈0.0000板跨中弯矩：Me=(Kye+Kyx/6)*qe*ly^2=2.45qe（KN·m/m）则qe=45.4KN/㎡楼板厚250mm，自重荷载放大系数取1.1,即qz=6.9KN/㎡，覆土厚度0.7～0.9m，取平均值0.8m，则qs=14.4KN/㎡，每米宽弯矩设计值可近似等效于荷载设计值，楼板的活荷载设计值为：qe=qe–qz-qs=24.2KN/㎡。4.楼板LB9楼板厚320mm，最大楼板跨度为：6.10×7.90=30.00mm。1m的单位宽度内，板的纵向受拉钢筋面积为：As=1539mm2配筋率ρo=0.531%，计算系数A=1.78则板的每米宽弯矩设计值为：Me=A*b*ho2=149.7(KN·m)/m根据《静力计算手册》表4-16，lx/ly=0.77查得弯矩系数：kxe≈0.0620；kye≈0.0317板跨中弯矩：Me=(Kye+Kyx/6)*qe*ly^2=2.50qe（KN·m/m）则qe=59.8KN/m2楼板厚320mm，自重荷载放大系数取1.1,即qz=8.8KN/㎡，覆土厚度0.5～1.3m，取平均值0.9m，则qs=16.2KN/㎡，每米宽弯矩设计值可近似等效于荷载设计值，楼板的活荷载设计值为：qe=qe–qz-qs=34.8KN/㎡。5.楼板LB13楼板厚250mm，最大楼板跨度为：12.00×7.90=25.00mm。1m的单位宽度内，板的纵向受拉钢筋面积为：As=1131mm2配筋率ρo=0.503%，计算系数A=1.70则板的每米宽弯矩设计值为：Me=A*b*ho2=86.1(KN·m)/m根据《静力计算手册》表4-16，lx/ly=0.66查得弯矩系数：kxe≈0.0750；kye≈0.0271板跨中弯矩：Me=(Kye+Kyx/6)*qe*ly^2=4.96qe（KN·m/m）则qe=17.3KN/m2楼板厚250mm，自重荷载放大系数取1.1,即qz=6.9KN/㎡，每米宽弯矩设计值可近似等效于荷载设计值，楼板的活荷载设计值为：qe=qe–qz=10.5KN/㎡。9.8.3.2楼板强度复核分别令Me等于各车辆工况下的板弯矩，求出折算均布荷载。将其与各区域楼板的设计强度进行对比，判断能否满足要求，并将结果汇总如下表。部分楼板强度较弱，LB1/6/9/13可满足施工所有工况；7～8轴间的LB2与E～F轴间的LB13但可用于堆载，若要满足其他工况需加设路基箱补强。表9.8-3各车辆工况下板跨中弯矩值汇总(KN/㎡)编号板厚mm设计值qe行车q1吊装q2运输q3堆场q4判断LB120019.018.617.014.88.1可满足所有施工工况LB215013.819.918.215.98.1仅可作为堆场LB625024.240.737.232.58.1可满足所有施工工况LB932034.819.918.215.98.1可满足所有施工工况LB1325010.510.09.28.08.1可满足所有施工工况9.8.3.3加固措施验算1.加固措施部分楼板无法满足施工荷载需求，可增设路基箱作为加固措施，将其两端垫高，架设在主梁或柱上，使得上部荷载能通过路基箱直接传递到混凝土梁或柱，楼板不再参与受力。如下图：图9.8-10路基箱设置示意图2.路基箱抗弯强度验算路基箱采用5根HW300*300*10*15mm型钢拼接而成，材质为Q235B。已知吊车工作状态的荷载最大，按简支梁计算。路基箱设置最大跨度L=7.90mH-300*300*10*15型钢自重q1=0.92KN/m查《建筑结构静力计算手册》，最大弯矩系数km=0.25每根H型钢上的自重弯矩M1=q1*L2/8=7.18KN·m单个支腿最大压力荷载Fa=253KN汽车吊引起的最大弯矩Ma=k*Fa*L=500KN·m车辆荷载冲击系数取1.1，则每根H型钢上最终承受的弯矩大小：Mmax=1.2M1+1.4*1.1*Ma/5=162.5KN·mH-300*300*10*15型钢的截面模量为：w=1334000mm3则截面应力σ=Mmax/w=121.8mPa＜295mPa，满足要求！3.路基箱抗剪能力验算查《建筑结构静力计算手册》，最大剪力系数kv=1.00每根H型钢上的自重剪力V1=k*q1*L=7.27KN单个支腿最大压力荷载Fa=253.0KN汽车吊引起的最大剪力Va=k*Fa=253.0KN车辆荷载冲击系数取1.1，则每根H型钢上最终承受的剪力大小：Vmax=1.2V1+1.4*1.1*Va/5=86.6KNH-300*300*10*15型钢的截面积为：A=11845mm2则截面应力σ=Vmax/A=7.3mPa＜120mPa，满足要求！9.8.3.4挠度与裂缝验算利用理正软件的单块矩形计算功能，对各类型楼板的最不利荷载情况进行分析。1.楼板LB1、LB9(1)楼板LB1计算跨度:Lx=7.900m；Ly=7.900m；板厚h=200mm板容重=25.00kN/m3；板自重荷载设计值=5.00kN/m2最不利工况为汽车吊行走工况下的等效荷载18.6KN/㎡。按弹性板计算，活载准永久值系数=0.8；活载调整系数=1.00；砼强度等级:C30，纵筋级别:2.083333e+013N.mm2=15.090mm<fmax=L/250=31.60mm,满足跨中最大裂缝:0.262<[ωmax]=0.30mm,满足(2)楼板LB9楼板LB9与LB1的跨度接近，车辆荷载工况类似，而板厚及配筋比LB1高，因此LB9的挠度与裂缝必然也满足要求，不再另行计算。2.楼板LB2计算跨度:Lx=6.100m；Ly=7.900m；板厚h=150mm板容重=25.00kN/m3；板自重荷载设计值=3.75kN/m2本区域不可直接行车，仅允许作为堆场，等效荷载8.1KN/㎡。按弹性板计算，活载准永久值系数=0.8；活载调整系数=1.00；砼强度等级:C30，纵筋级别:=8.789063e+012N.mm2=10.256mm<fmax=L/200=30.50mm,满足跨中最大裂缝:0.056<[ωmax]=0.30mm,满足3.楼板LB6计算跨度:Lx=10.8m；Ly=3.500m；板厚h=250mm板容重=25.00kN/m3；板自重荷载设计值=6.25kN/m2按弹性板计算，最不利工况为汽车吊行走工况下的等效荷载40.7KN/㎡。活载准永久值系数=0.8；活载调整系数=1.00；砼强度等级:C30，纵筋级别:=11.900mm<fmax=L/250=17.50mm,满足跨中最大裂缝:0.130<[ωmax]=0.30mm,满足4.楼板LB13计算跨度:Lx=12.000m；Ly=7.900m；板厚h=250mm板容重=25.00kN/m3；板自重荷载设计值=6.25kN/m2按弹性板计算，最不利工况为汽车吊行走工况下的等效荷载10.0KN/㎡。活载准永久值系数=0.8；活载调整系数=1.00；砼强度等级:C30，纵筋级别:4.069010e+013N.mm2=10.701mm<fmax=L/250=31.60mm,满足跨中最大裂缝:0.270<[ωmax]=0.30mm,满足9.8.4梁强度验算9.8.4.1计算模型为尽可能接近真实情况，在有限