塔基础设计的水平荷载计算
塔吊基础地基承载力计算
塔吊基础地基承载力计算塔吊基础是塔吊安装的重要部分，直接影响塔吊的稳定性和承载能力。
地基承载力计算是指确定地基能够承受的荷载大小，从而确定塔吊的安装位置和地基尺寸的计算过程。
本文将介绍塔吊基础的种类、设计原则以及地基承载力计算的方法。
一、塔吊基础的种类塔吊基础一般可以分为两种类型：单桩基础和桩基础。
1.单桩基础：单桩基础适用于地质条件较好的场所，基础形式简单，施工便利。
其承载形式为桩端摩擦和端承共同作用。
在设计单桩基础时，需要考虑桩身的直径、长度和承载能力等因素。
2.桩基础：桩基础适用于地质条件较差的场所。
桩基础一般由多根桩组成，桩与桩之间通过横梁连接，形成一个整体。
其承载形式为桩端摩擦作用和土体的侧阻力共同承载。
在设计桩基础时，需要考虑桩的类型、桩径和桩之间的间距等因素。
二、塔吊基础的设计原则1.安全性原则：塔吊基础的设计首要考虑因素是安全性，要保证基础的稳定性和承载能力。
2.经济性原则：在满足安全性的前提下，尽量降低基础的造价，提高施工效率。
3.可靠性原则：基础的设计应该具备一定的可靠性，能够适应多种复杂地质条件的需求。
三、地基承载力计算方法地基承载力计算是通过对地质条件和土壤特性的分析，确定基础承载能力的过程。
常用的计算方法包括以下几种：1.线性法：线性法是最简单的计算方法，适用于均匀土层和一般土质情况。
其计算公式为：P=cA+qA，其中P为单位面积的承载力，c为土壤的单位侧摩擦力，q为土壤的平均有效应力。
2.弯曲法：弯曲法适用于软土层和荷载较大的情况。
其计算公式为：P=cA+qA+ΣW，其中P为单位面积的承载力，c为土壤的单位侧摩擦力，q 为土壤的平均有效应力，ΣW为上部结构和载荷的总重力。
3.有限元法：有限元法适用于复杂地质条件和土壤特性的计算，通过建立有限元模型，利用计算机程序进行计算。
总结：塔吊基础的设计和地基承载力的计算是确保塔吊安全运行的重要环节。
设计师需要根据地质条件和土壤特性，选择适当的基础类型和计算方法，并严格遵守相关标准和规范，确保基础的稳定性和承载能力。
塔式起重机混凝土基础设计计算方法(详细版)
不满足JGJ/T 187-2009第4.1.2-3条要求
案例2
110t•m的倾覆力矩比80t•m的塔吊小
建议
塔吊混凝土独立基础设计必须满足抗倾覆和 地基土容许承载能力要求，特别是抗倾覆要 求，这是确保塔吊安全的主要前提。 厂方提供塔吊使用说明书中的基础图纸只能 作为参考，不能作为现场施工依据，应根据 方方使用说明书内提供的倾覆力矩和自重等 技术参数、该工程地质报告，以及以往设计 经验对塔吊基础进行详细计算与设计。
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板式或十字形基础
基础的埋置深度应综合考虑工程地质、塔机的荷载大小以及相邻环境 条件等因素确定。基础顶面标高不宜超出现场自然地面。在冻土地区 的基础应采取构造措施避免基底及基侧受冻胀土的作用。 基础高度应满足塔机预埋件的抗拔要求，且不宜小于1000mm，不宜 采用坡形或台阶形顶面的基础。
组合式基础布置示意图
组合式基础设计
南京汇达广场塔吊基础设计实例
塔机基础设计荷载取值
塔机基础的设计应在独立状态下按工作状态和非工作 状态的荷载分别计算。 塔机基础工作状态的荷载应包括塔机和基础的自重荷 载、起重荷载、风荷载、并考虑可变荷载的组合系数， 其中起重荷载不考虑动力系数； 非工作状态下的荷载应包括塔机和基础的自重荷载、 风荷载。 塔机工作状态的基本风压应按0.20 kN/m2取用，非工 作状态的基本风压应按现行国家标准《建筑结构荷载 规范》GB50009附录D.4中给出的50年一遇的风压取用， 且不小于0.30kN/m2，可参考（JGJ/T187-2009）附录 A计算。
桩基承台应进行受弯、受剪承载力计算，将塔机作用于承 台的4根立柱所包围的面积作为柱截面，受弯、受剪承载力 和配筋应按现行《混凝土结构设计规范》GB50010的规定进 行计算。 对于十字型梁式承台和板式承台中的暗梁的弯矩与剪力计 算，可视基桩为不动铰支座，按简支梁或连续梁计算，倾翻 力矩M按其中任一梁纵向作用，竖向荷载F仍由全部基础承 受，宜按对称式配置正、负弯矩筋及箍筋。
水平荷载作用下塔型设备基础的设计计算
水平荷载作用下塔型设备基础的设计计算作者：杨进宏来源：《赤峰学院学报·自然科学版》 2011年第11期杨进宏（包头市建设工程施工图审查中心，内蒙古包头 014010）摘要：本文就塔型设备结构设计中水平荷载计算进行阐述，使设计者能够掌握塔基础设计工程中的关键点，加深对塔基础的认识.关键词：塔型设备；风荷载；地震作用中图分类号：TM753 文献标识码：A 文章编号：1673-260X（2011）11-0129-03塔型设备是石油化工、石油工业、化学工业等生产中最重要的设备之一.塔型设备由塔型设备本体、塔型设备附属构筑物（如操作平台、栏杆、梯子、管线等）、支持塔型设备的基础这三部分组成.塔基础支持塔型设备的全部荷载（包括垂直荷载、水平荷载等），所以塔基础的设计非常重要，要求达到坚固、适用、经济和合理.塔型设备属于高耸构筑物，在高耸构筑物计算中风荷载和地震作用的计算尤为重要.在塔基础的结构设计中，应根据使用中在结构上可能同时出现的荷载，按照承载能力极限状态和正常使用极限状态分别进行荷载效应组合.通过表1可以发现在塔基础结构设计中无论何种工况的组合都少不了风荷载.同时地震荷载在组合中往往起着决定性作用，《石油化工塔型设备基础设计规范》（SH3030-1997）中5.4.4列出了可不进行截面抗震验算的几种情况，说明在这几种情况下风荷载起决定因素.本文重点讨论风荷载作用和水平地震作用的塔型设备基础的设计计算.1 风荷载露天放置的塔型设备在风力作用下，将在两个方向上产生振动.一种是顺风向的振动，振动的方向与风流向的一致，另一种是横风向的振动，振动方向与风的流向垂直.前一种振动是常规设计的主要内容，后一种振动也称风诱发的振动，在工程界以前较少予以重视，但现在对诱发振动的研究日益受到重视，而在塔型设备设计的时候考虑风诱发的振动已成为必然的趋势.1.1 风向风荷载（常规风荷载计算）《石油化工塔型设备基础设计规范》（SH3030-1997）5.3.1条给出了塔风荷载标准值计算的公式Wk=βzμsμzμr（1+μe）（D0+2δ2）ωo在这里仅就公式中几个系数计算须注意的问题阐述如下：（1）风振系数βz《石油化工塔型设备基础设计规范》（SH3030-1997）5.3.2条：当塔型设备的基本自振周期T1≥0.25s时，应考虑由脉动风引起的风振影响βz=1+ξε1ε2首先要计算塔体的自振周期，判断是否需要考虑风振影响.在SH3030-1997附录A中给出了塔的自振周期计算公式，但都是针对壁厚δ1≤30mm的塔，对于我们现在结构设计中遇到的壁厚是δ2≥30mm的塔体的自振周期则没有提及，这就要另外寻找合适的计算方法了.规范《钢制塔式容器》（JB/T 4710-2005）是一本设备专业的规范，在这本规范中有计算塔式容器基本振型的自振周期：对于直径和厚度不变的每段塔式容器质量，可处理为作用在该段高度1/2处的集中质量.H：塔式容器高度，mmm0：塔式容器的操作质量，kg（包括塔壳和裙座壳质量，内件质量，保温质量，平台扶梯质量，操作时塔内介质质量，人孔、接管、法兰等附属件质量，偏心质量）Et：设计温度下材料的弹性模量，MPaδe：圆筒或锥壳的有效厚度，mmDi：塔壳内直径，mm直径、厚度相等塔式容器的第二振型与第三振型可分别近似取T2=T1/6，T3=T1/18.《石油化工塔型设备基础设计规范》附录A中圆筒（柱）式塔基础，δ1≤30mm：我们可以对壁厚δ1≤30mm的塔分别用两本规范的公式仅就圆筒（柱）式塔基础进行计算，做一下对比：从表2可以看出一般设备规范计算出来的周期较塔基础规范计算出的周期长.且绝大多数塔周期都是≥0.25s的.（2）脉动增大系数ξ这个系数在《高耸结构设计规范》（GB 50135-2006）上可以查出，但要注意两点：第一：对于ωoT2，对地面粗糙度B类可以直接代入基本风压，对于A类、C类、D类应分别乘以1.38、0.6和0.32.第二：结构类别应选择无维护钢结构这项.⑶振型、结构外形的影响系数ε2这个系数在表格中是一个范围，在这个范围是根据地面粗糙度类别选取的具体数值的.从A~D，B类取1/4处，C类取1/2处.⑷体型系数μs和风载扩大系数μe这两个系数要放在一起说这牵扯到《石油化工塔型设备基础设计规范》和《高耸结构设计规范》上对μs取值的不同.在《石油化工塔型设备基础设计规范》中明确规定μs取0.6，一般我们也按照这个取用.但是在《高耸规范》中体型系数选取表格4.2.7中有一项是明确为：石油化工塔型设备结构类型的.这一项是根据塔型设备直径不同、塔体本身携带钢梯不同来选取μs，其最小值也要比0.6大很多.在注1中提及这个μs是包括了平台、扶梯等影响的单个塔型设备的.对于不同规范的μs其取值依据是不同的，包含的意义也不同.在《塔基础》中是用μe 来考虑独立平台、联合平台、钢斜（直）梯和管线等部分的风荷载的.在《高耸规范》中，这些因素都包含在μs这一个系数中的.也就是说《塔基础》规范中μs（1+μe）才相等于《高耸规范》中的μs.由表3可以看出《高耸规范》计算出的数值要大些，同时也可以发现塔型设备的直径越大，风荷载扩大系数影响越小；塔型设备的直径越小，风荷载扩大系数影响越大.在这里还是要提一下《钢制塔式容器》这本规范，在这本规范条文说明中提到，对于细长柱体结构，试验表明体型系数与雷诺数Re有关，当Re≤1.5x105时，μs=1.2；当Re≥4x105时，μs=0.7.对具有圆柱形截面的塔器，常遇到的雷诺数都大于4x105，所以规定μs=0.7.如果把0.7代入上表，可以看出这是介于《塔基础》和《高耸》之间的一个数值.《钢制塔式容器》中扶梯、护栏操作平台也是另行考虑的.它的公式计算很细致，获取那么多细部尺寸对我们专业来讲比较困难，所以就没有列出公式.但是它的意义和《石油化工塔型设备基础设计规范》中的μs一致.1.2 横风向风荷载《石油化工塔型设备基础设计规范》中并没有提及考虑横风向风荷载，但是在《高耸结构设计规范》（GB 50135-2006）中4.2.11与4.2.12条提到了高耸结构应考虑由脉动风引起的垂直于风向的横向共振的验算.《建筑结构荷载规范》（GB50009-2001）（2006）7.6提出了对一些情况下圆形截面横风向风振（漩涡脱落）的校核.这表明对于大型塔型设备应该考虑到横风向风荷载的影响对于圆截面柱体结构，当发生漩涡脱落时，若脱落频率与结构自振频率相符，将出现共振.漩涡脱落频率fs与风速v成正比，与截面的直径d成反比.同时雷诺数Re，斯托罗哈数St 它们在识别其振动规律方面有重要意义.所谓漩涡就是风吹过塔体表面速度减小压强增加在塔体后半周形成空白区，在逆向压强梯度的作用下，必然有倒流的流体来补充，倒流的流体又受到高压强的的影响而被推开，于是在塔体背后产生了漩涡.发生横风向共振有两个条件：第一，雷诺数Re≥3.5x106.第二，结构顶部风速vH的1.2倍大于vcr，j.产生横向风振后在垂直的横风向也产生风力，还可以产生风力矩，但是除重要的的特高的塔型设备结构外，一般可不考虑它的影响.1.3 双塔这里的双塔是指间距比较近的两个独立的塔.由于工艺需要常常有些塔被布置到离的很近的位置，有时需要把两塔做成联合基础，这样对于这两个塔的风荷载会产生一定的影响.我们就不能仅就单个的塔进行计算，还要综合考虑两塔之间风荷载的变化，进行验算.由并列双塔，当双塔间距S=D体型系数接近单塔的系数，但当S＜D时，则μs有所提高（当S=D/4时，μs提高一倍）.前后双塔，对于前塔μs变化不大，但后面的塔μs则有变化，当S≤D/4时后塔μs变为负值，说明有“迎风倒”的趋势.（S指两塔之间的净距）2 地震作用一般我们计算地震作用经常采用的方法大致为：第一，底部剪力法，即首先根据结构的构造特点、重要性、动力特性、重量、地基条件及设计烈度等因素求出结构的底部剪力，亦即结构所受的总的地震剪力，然后将此总地震作用按某种规律分布给结构各质点.第二，振型分解反应谱法.即首先求出各振型的最大反应，然后按某种方式进行组合.2.1 底部剪力法在使用此方法时须注意采用多质点体系计算，取总重力荷载代表值的85%进行计算，单质点体系则不必.这样对多质点体系总重力荷载代表值进行取用，反应了多质点体系底部剪力值与对应单质点体系（质量等于多质点体系总质量，周期等于多质点体系基本周期）剪力值的差异.2.2 振型反应谱法振型反应谱理论的基本假定是：结构地基相等于刚性平面，各点的运动完全一致；地面运动过程可以用强震观测仪器的记录来表示；并假定结构是弹性的.在确定塔型设备的地震作用时，并不需要考虑所有的高振型，一般只需考虑它的第一、第二振型，必要时最多再考虑第三振型就足够了.这是根据一般结构水平振动的频谱特点和地面运动的主要周期特性得出的.这里Xji：j振型i质点的水平相对位移可以按照《塔基础设计与计算》表2-52选取.2.3 地震影响系数α地震影响系数α可以按照《建筑抗震设计规范》5.1.5条计算，但是《抗震规范》并没有明确塔的阻尼比ζ的取值.不过在《钢制塔式容器》这本规范条文说明中提及，塔式容器是属于高耸的柔性结构，因此塔式容器的阻尼比较标准设计反应谱所采用的ζ=0.05来得小.因此推荐ζ=0.01.3 结语本文对于塔式设备基础结构设计中风荷载、地震作用计算涉及的方面进行了简单的总结.（1）对于位于框架内的塔，一般借助楼层或在楼层上做操作平台，塔型设备本身平台较少.在计算风荷载时一般选用《石油化工塔型设备基础设计规范》中μs=0.6，再结合扩大系数.如果是独立在框架外的塔型设备，一般选用《钢制塔式容器》中μs=0.7，但是计算公式还是用《石油化工塔型设备基础设计规范》中风荷载的计算公式.如果塔型设备很高、平台、管道荷载很大会酌情选用《高耸结构设计规范》的计算方法.塔毕竟是设备不属于结构，对于使用《高耸规范》还要斟酌.（2）当计算双塔联合基础时，即使是两个独立的塔型设备，也要根据塔间距考虑风荷载体型系数的互相影响.避免风荷载计算偏小.（3）计算地震作用时一般用两种方法都计算，并比较一下，选取一个大的.如果阵型反应谱法比底部剪力法小的多，会再加一个阵型计算，然后再进行比较.参考文献：〔1〕石油化工塔型设备基础设计规范（SH3030-1997）.〔2〕建筑结构荷载规范（GB50009-2001）（2006）.〔3〕高耸结构设计规范（GB 50135-2006）.〔4〕钢制塔式容器（JB/T 4710-2005）.〔5〕建筑抗震设计规范（GB 50011-2001）.〔5〕徐至钧.高塔基础设计与计算[M].北京：中国石化出版社，2002.。
塔吊基础及附着验算
TC5610-6塔机基础及其附着验算1.塔机基础验算1.1支腿固定式基础载荷如下 1.2塔机抗倾覆验算6级以上风停止作业,6级风以下的工作状态的水平荷载18.3KN,非工作状态的水平荷载73.9KN,用于塔机独立高度的基本风压荷载。
塔机基础尺寸长×宽×高为5米×5米×1米。
混凝土重度为3/24m KN 。
验算公式：/3M Ph be a Pv Pg+•=≤+ 工况：67.13522.1241552.51113.181335=≤=⨯⨯⨯+⨯+=e非工况：67.13553.1241551.46419.731552=≤=⨯⨯⨯+⨯+=e则工况满足要求,非工况满足要求。
1.3塔机基础地耐力验算 验算公式：[]2()3B B Pv Pg P P al+=≤工况：28.122.1252/=-=-=e a l非工况：97.053.1252/=-=-=e a l现场实际地耐力为200KPa,则工况满足要求,同样非工况满足要求。
2.塔机附着验算2.1附着立面、平面控制桥墩承台123456789101112131415161718附着立面控制节点1节点2附着平面控制2.2附着受力计算〔此部分为本公司用专业计算软件PKPM进行的受力计算2.2.1支座力计算塔机按照说明书与建筑物附着时,最上面一道附着装置的负荷最大,因此以此道附着杆的负荷作为设计或校核附着杆截面的依据。
附着式塔机的塔身可以简化为一个带悬臂的刚性支撑连续梁,其内力及支座反力计算如下:风荷载取值：Q = 0.27kN；塔吊的最大倾覆力矩：M = 1552.00kN；= 95.4182kN ；计算结果: Nw2.2.2 附着杆内力计算计算简图计算单元的平衡方程:其中:第一种工况的计算:塔机满载工作,风向垂直于起重臂,考虑塔身在最上层截面的回转惯性力产生的扭矩合风荷载扭矩。
将上面的方程组求解,其中θ从 0 - 360 循环, 分别取正负两种情况,求得各附着最大的。
塔吊基础设计计算
筑龙网WW W.ZH U L ON G.C OM（一）塔吊基础设计计算 1、根据塔吊使用说明书，十字梁设计为1100×1500、砼C25，适当配置钢筋，本基础坐落在5根桩上，即本塔吊基础设计， 2、基础十字梁钢筋设计根据塔吊使用说明书，十字梁所受的荷载为F1＝F2＝150KN 截面尺寸为1100×1500，砼为C25假如十字梁双排钢筋为5Φ25验算如上草图，M max F ×a ＝150×3.00=450KN.M 查表：ρ＝0.26%As ＝ρ×b ×h ＝0.26%×1100×1500＝4290mm 2A 设＝4908mm 2 ＞As ＝4290mm 2故十字梁双排配筋满足要求。
3、 稳定验算以知条件：基础所受的垂直荷载 476KN基础所受的水平荷载 24KN 基础所受的倾翻力矩 1220KN 基础所受的扭矩 185 KN.mm 基础设计重量 610 KN.mm计算塔吊在非工作情况下是否稳定筑龙网WW W.ZH U L ON G.C OMe ＝（M+H ×h ）/（V+G ）≤Le/3=（185×103×24103×50）/（476×103+610×103）=1.28＜=2.03L/3 故基础满足要求 五、塔吊稳定验算：（1） 塔吊在工作情况下有荷载稳定验算：K1=[G ×（c-h ×sina+b ）-v ×（a-h ）÷gt] ÷[Q ×（a-b ）]=1.534＞1.15 取a =0（2） 非工作下的稳定验算(取W3=2KN/M 风载按12级台风取) K2=[G1×（b+c1-h1×sina ）] ÷[G2×C2-b + h2×sina+W3×P3]]=1.39＞1.15故：塔吊在工作和非工作下均能保持稳定。
塔式起重机机基础计算书
塔吊矩形板式桩基础计算书一、塔机属性塔机型号QTZ80（浙江建机）(m) 40塔机独立状态的最大起吊高度H塔机独立状态的计算高度H(m) 45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G(kN) 251(kN) 62.2 起重臂自重G1起重臂重心至塔身中心距离R(m) 23.4G1小车和吊钩自重G(kN) 3.82k三、桩顶作用效应计算矩形桩式基础布置图承台及其上土的自重荷载标准值：Gk =bl(hγc+h'γ')=5×5×(1.25×25+0×19)=781.25kN承台及其上土的自重荷载设计值：G=1.2Gk=1.2×781.25=937.5kN桩对角线距离：L=(ab 2+al2)0.5=(32+32)0.5=4.24m1、荷载效应标准组合轴心竖向力作用下：Qk =(Fk+Gk)/n=(490.2+781.25)/4=317.86kN荷载效应标准组合偏心竖向力作用下：Qkmax =(Fk+Gk)/n+(Mk+FVkh)/L=(490.2+781.25)/4+(1067.6+65.95×1.25)/4.24=588.93kNQkmin =(Fk+Gk)/n-(Mk+FVkh)/L=(490.2+781.25)/4-(1067.6+65.95×1.25)/4.24=46.8kN 2、荷载效应基本组合荷载效应基本组合偏心竖向力作用下：Qmax =(F+G)/n+(M+Fvh)/L=(588.24+937.5)/4+(1577.89+92.33×1.25)/4.24=780.55kNQmin =(F+G)/n-(M+Fvh)/L=(588.24+937.5)/4-(1577.89+92.33×1.25)/4.24=-17.68kN 四、桩承载力验算桩身周长：u=πd=3.14×0.4=1.26m桩端面积：Ap=πd2/4=3.14×0.42/4=0.13m2Ra =uΣqsia·li+qpa·Ap=1.26×(0.46×15+2.04×15+1.41×15+4.77×25+9.04×50+0.28×70)+2200×0.1 3=1092.65kNQk =317.86kN≤Ra=1092.65kNQkmax =588.93kN≤1.2Ra=1.2×1092.65=1311.18kN满足要求！2、桩基竖向抗拔承载力计算Q kmin=46.8kN≥0不需要进行桩基竖向抗拔承载力计算！3、桩身承载力计算纵向预应力钢筋截面面积：A ps=nπd2/4=11×3.14×10.72/4=989mm2 (1)、轴心受压桩桩身承载力荷载效应基本组合下的桩顶轴向压力设计值：Q=Qmax=780.55kN 桩身结构竖向承载力设计值：R=2700kN满足要求！(2)、轴心受拔桩桩身承载力Qkmin=46.8kN≥0不需要进行轴心受拔桩桩身承载力计算！五、承台计算承台有效高度：h0=1250-50-20/2=1190mmM=(Qmax +Qmin)L/2=(780.55+(-17.68))×4.24/2=1618.29kN·mX方向：Mx =Mab/L=1618.29×3/4.24=1144.3kN·mY方向：My =Mal/L=1618.29×3/4.24=1144.3kN·m。
吸收塔基础设计计算书
134.85m (提资）216m (提资）3基本风压：Wo=0.5kn/㎡42600000KG (提资）373000KG (提资）重量重量恒总重量=3184008Kg 5350kg/㎡(容重）16.000（长度）5m （圈）重量87920Kg 665kg/㎡(容重）重量13062.4Kg 2.1计算公式：基本风压：5.811.617.423.22934.85（内插法）1 1.04 1.19 1.3 1.4 1.490.718H 2/D 0=75.91≤700T 1=0.411.830.50.0460.170.3380.5460.81311.04 1.15 1.26 1.38 1.53 1.61各段作用于壳顶各段的风荷载P分别为(KN)：34.7239.8349.9559.9571.4280.12∑=336.00[h=19.23M=6459.54kN.m由壳体每段高度查表（荷载规范7.2.1）得风荷载高度系数Uz分别为：由UzWod 2=115.2和H/d=2.1,查规范7.3.1得风荷载体型系数Us=2.2地震荷载计算取结构基本自振周期根据荷载规范附录：E 1.2.1注:基础高度1.8(基础高1.5+0.3)]4.2吸收塔壳体重量Fi=D*5.8*βz*μs*μz *Wo 2.荷载力计算查表F1.3振形系数 分别为：βz分别为：（荷载规范表7.4.3）（荷载规范表7.4.4-3）脉动影响系数V=0.35+0.85x10-3*H 2/D 0=(考虑B类场地)βz计算：计算公式：βz＝荷载规范7.4.2Wk=βz μs μz Wo 将吸收塔沿高度方向分成6份，各段高度分别为(m)：4.3内部件重量4.3.1除雾器(包含在塔体内)风荷载计算Wo=0.5kn/㎡吸收塔基础设计计算书1.设计基本参数：恒总重量吸收塔顶雪荷载吸收塔周圈活荷载吸收塔直径D=吸收塔高度H=4.3.2喷淋层(包含在塔体内）4.1石灰石浆液重量m L 风速2/1600(地勘资料）zzμξνϕ+1z ϕ2.2.1特征周期Tg(s)=0.450.0820.0822.2.2计算公式计算公式M=F EK h wF EK =2682.98kN[h=11.00M=29512.79056kN.m进烟道F =279kN(提资）h =16.05mM =4478.0kN.m出烟道F =110kN(提资）h =33.05mM =3635.5kN.mF =540kNh = 3.60mM =1944.0kN.mF =26kNh =19.4,21.2,23mM =1794.0kN.mG (自重)=17m 1.6m =9074.6A(面积)=226.87W =0.0982d 3=482.4566V (体积)==362.984有浆液竖向荷载(N+G)/n =1817kN 空塔竖向荷载(N+G)/n =687kN 风荷载作用M*y/(yi^2)=140kN 水平地震作用M*y/(yi^2)=459KN 烟道烟气推力作用M*y/(yi^2)=127kN浆液管作用M*y/(yi^2)=58kN =2461kN 最大偏心压力<3375=1817kN/m 2最大轴心压力>2812.5=1173kN/m 2最小轴心压力>无拉应力=2142kN 最大偏心压力<2700=1817kN/m 2最大轴心压力>2250=1492kN/m 2最小轴心压力>无拉应力=954kN 最大偏心压力<2700=687kN/m 2最大轴心压力>2250基础高度1.8(基础高1.基础高度1.8(基础高1.3.各种工况下最不利桩作用23桩基础高度1.8(基础高1.C 1(循环泵入口)C 2(喷淋层)2.5基础参数2.4浆液管产生内力基础高度1.8(基础高1.故结构总的水平地震作用标准值2.3烟气产生内压推力注:基础高度1.8(基础高1.5+0.3)]F EK =α1G eq(抗规5.2.1-1)底部剪力法计算水平地震力和罐底弯矩计算水平地震影响系数α1取α1=αmax=查表得αmax=(地勘资料）由地质资料，地震基本烈度为6度；设计基本地震加速度值为0.082g，设计地震第一组 4.各种工况下基底应力4.1地震组合:4.2风荷载组合:4.3空塔+风载:=420kN/m 2最小轴心压力>无拉应力=1343.0kN<3680R a =2250kN R h=160kN5.122计算简图：内力图：-1756.46 kN*m 计算配筋4117.9mm 2实配面积4909mm 2f t ＝1.43×103KN/m 24.4水平力:地勘报告，单桩竖向承载力特征值桩对承台的冲切η=0.4+1.2/βs =0.4+1.2/2=1μm =6.40m （冲切破坏锥体周长）h 0=1.4m故（0.7βh f t +0.15σpc,m ）ημm h 0＝σpc,m =0水平承载力5.承台冲切演算冲切验算公式：F l ≤（0.7βh f t +0.15σpc,m ）ημm h 0 (混凝土规范7.7.1-1)其中βh ＝0.93最大弯矩：负弯矩(0.7×0.93×1.43×103 ) ×1×6.4×1.4=8341KN≥1811KN 可以。
11#塔吊基础计算书
11塔吊计算书计算依据：1、《塔式起重机混凝土基础工程技术规程》JGJ/T187-20092、《混凝土结构设计规范》GB50010-20103、《建筑桩基技术规范》JGJ94-20084、《建筑地基基础设计规范》GB50007-20115、《钢结构设计规范》GB50017-2003一、塔机属性二、塔机荷载1、塔机传递至基础荷载标准值2、塔机传递至基础荷载设计值三、桩顶作用效应计算承台混凝土保护层厚度δ(mm)50 配置暗梁否格构式钢柱总重G p2(kN) 20 承台底标高(m) -4基础布置图承台及其上土的自重荷载标准值：G k=bl(hγc+h'γ')=4.4×4.4×(1.3×25+0×19)=629.2kN承台及其上土的自重荷载设计值：G=1.35G k=1.35×629.2=849.42kN桩对角线距离：L=(a b2+a l2)0.5=(2.62+2.62)0.5=3.677m1、荷载效应标准组合轴心竖向力作用下：Q k=(F k+G k+G p2)/n=(357+629.2+20)/4=251.55kN荷载效应标准组合偏心竖向力作用下：Q kmax=(F k+G k+G p2)/n+(M k+F Vk(H0-h r+h/2))/L=(357+629.2+20)/4+(1193.9+56.8×(1.3+9-3-1.3/2))/3.677=678.974kNQ kmin=(F k+G k+G p2)/n-(M k+F Vk(H0-h r+h/2))/L=(357+629.2+20)/4-(1193.9+56.8×(1.3+9-3-1.3/2))/3.677=-175.874kN2、荷载效应基本组合荷载效应基本组合偏心竖向力作用下：Q max=(F+G+1.35×G p2)/n+(M+F v(H0-h r+h/2))/L=(481.95+849.42+1.35×20)/4+(1611.765+76.68×(1.3+9-3-1.3/2))/3.677=916.615kN Q min=(F+G+1.35×G p2)/n-(M+F v(H0-h r+h/2))/L=(481.95+849.42+1.35×20)/4-(1611.765+76.68×(1.3+9-3-1.3/2))/3.677=-237.43kN 四、格构柱计算1、格构式钢柱换算长细比验算整个格构柱截面对X、Y轴惯性矩：I=4[I0+A0(a/2-Z0)2]=4×[603.68+32.51×(46.00/2-3.90)2]=49854.612cm4整个构件长细比：λx=λy=H0/(I/(4A0))0.5=900/(49854.612/(4×32.51))0.5=45.965分肢长细比：λ1=l01/i y0=31.00/2.77=11.191分肢毛截面积之和：A=4A0=4×32.51×102=13004mm2格构式钢柱绕两主轴的换算长细比：λ0=(λx2+λ12)0.5=(45.9652+11.1912)0.5=47.308maxλ0max=47.308≤[λ]=150满足要求！2、格构式钢柱分肢的长细比验算λ1=11.191≤min(0.5λ0max，40)=min(0.5×50，40)=25满足要求！3、格构式钢柱受压稳定性验算λ0max(f y/235)0.5=50×(235/235)0.5=50查表《钢结构设计规范》GB50017附录C：b类截面轴心受压构件的稳定系数：φ=0. 856Q max/(φA)=916.615×103/(0.856×13004)=82.345N/mm2≤f=215N/mm2满足要求！4、缀件验算缀件所受剪力：V=Af(f y/235)0.5/85=13004×215×10-3×(235/235)0.5/85=32.892kN格构柱相邻缀板轴线距离：l1=l01+30=31.00+30=61cm作用在一侧缀板上的弯矩：M0=Vl1/4=32.892×0.61/4=5.016kN·m分肢型钢形心轴之间距离：b1=a-2Z0=0.46-2×0.039=0.382m作用在一侧缀板上的剪力：V0=Vl1/(2·b1)=32.892×0.61/(2×0.382)=26.262kN σ= M0/(bh2/6)=5.016×106/(20×3002/6)=16.72N/mm2≤f=215N/mm2满足要求！τ=3V0/(2bh)=3×26.262×103/(2×20×300)=6.566N/mm2≤τ=125N/mm2满足要求！角焊缝面积：A f=0.7h f l f=0.8×10×544=3808mm2角焊缝截面抵抗矩：W f=0.7h f l f2/6=0.7×10×5442/6=345259mm3垂直于角焊缝长度方向应力：σf=M0/W f=5.016×106/345259=15N/mm2平行于角焊缝长度方向剪应力：τf=V0/A f=26.262×103/3808=7N/mm2((σf /1.22)2+τf2)0.5=((15/1.22)2+72)0.5=14N/mm2≤f tw=160N/mm2满足要求！根据缀板的构造要求缀板高度：300mm≥2/3 b1=2/3×0.382×1000=255mm满足要求！缀板厚度：20mm≥max[1/40b1，6]= max[1/40×0.382×1000，6]=10mm满足要求！缀板间距：l1=610mm≤2b1=2×0.382×1000=764mm满足要求！线刚度：∑缀板/分肢=4×20×3003/(12×(460-2×39))/(603.68×104/610)=47.614≥6满足要求！五、桩承载力验算考虑基坑开挖后，格构柱段外露，不存在侧阻力，此时为最不利状态1、桩基竖向抗压承载力计算桩身周长：u=πd=3.14×0.8=2.513m桩端面积：A p=πd2/4=3.14×0.82/4=0.503m2R a=ψuΣq sia·l i+q pa·A p=0.8×2.513×(2.57×65+2.1×60+1.3×45+12.68×65)+1000×0.503=2866.64kN Q k=251.55k N≤R a=2866.64kNQ kmax=678.974kN≤1.2R a=1.2×2866.64=3439.969kN满足要求！2、桩基竖向抗拔承载力计算Q kmin=-175.874kN<0按荷载效应标准组合计算的桩基拔力：Q k'=175.874kN桩身位于地下水位以下时，位于地下水位以下的桩自重按桩的浮重度计算，桩身的重力标准值：G p=l t A p(γz-10)=18.65×0.503×(25-10)=140.618kNR a'=ψuΣλi q sia l i+G p=0.8×2.513×(0.75×2.57×65+0.65×2.1×60+0.7×1.3×45+0.6×12.68×65) +140.618=1633.819kNQ k'=175.874kN≤R a'=1633.819kN满足要求！3、桩身承载力计算纵向普通钢筋截面面积：A s=nπd2/4=12×3.142×162/4=2413mm2(1)、轴心受压桩桩身承载力荷载效应基本组合下的桩顶轴向压力设计值：Q=Q max=916.615kNψc f c A p+0.9f y'A s'=(0.75×17×0.503×106 + 0.9×(360×2412.743))×10-3=7164.339kN Q=916.615kN≤ψc f c A p+0.9f y'A s'=7164.339kN满足要求！(2)、轴心受拔桩桩身承载力荷载效应基本组合下的桩顶轴向拉力设计值：Q'=-Q min=237.43kNf y A S=360×2412.743×10-3=868.588kNQ'=237.43kN≤f y A S=868.588kN满足要求！4、桩身构造配筋计算A s/A p×100%=(2412.743/(0.503×106))×100%=0.48%≥0.45%满足要求！六、承台计算1、荷载计算承台有效高度：h0=1300-50-22/2=1239mmM=(Q max+Q min)L/2=(916.615+(-237.43))×3.677/2=1248.666kN·mX方向：M x=Ma b/L=1248.666×2.6/3.677=882.941kN·mY方向：M y=Ma l/L=1248.666×2.6/3.677=882.941kN·m2、受剪切计算V=F/n+M/L=481.95/4 + 1611.765/3.677=558.83kN受剪切承载力截面高度影响系数：βhs=(800/1239)1/4=0.896塔吊边缘至角桩内边缘的水平距离：a1b=(a b-B-d)/2=(2.6-1.6-0.8)/2=0.1ma1l=(a l-B-d)/2=(2.6-1.6-0.8)/2=0.1m 剪跨比：λb'=a1b/h0=100/1239=0.081，取λb=0.25；λl'= a1l/h0=100/1239=0.081，取λl=0.25；承台剪切系数：αb=1.75/(λb+1)=1.75/(0.25+1)=1.4αl=1.75/(λl+1)=1.75/(0.25+1)=1.4βhsαb f t bh0=0.896×1.4×1.57×103×4.4×1.239=10741.288kNβhsαl f t lh0=0.896×1.4×1.57×103×4.4×1.239=10741.288kNV=558.83kN≤min(βhsαb f t bh0， βhsαl f t lh0)=10741.288kN满足要求！3、受冲切计算塔吊对承台底的冲切范围：B+2h0=1.6+2×1.239=4.078ma b=2.6m≤B+2h0=4.078m，a l=2.6m≤B+2h0=4.078m角桩位于冲切椎体以内，可不进行角桩冲切的承载力验算！4、承台配筋计算(1)、承台底面长向配筋面积αS1= M y/(α1f c bh02)=882.941×106/(1.03×16.7×4400×12392)=0.008ζ1=1-(1-2αS1)0.5=1-(1-2×0.008)0.5=0.008γS1=1-ζ1/2=1-0.008/2=0.996A S1=M y/(γS1h0f y1)=882.941×106/(0.996×1239×360)=1988mm2最小配筋率：ρ=max(0.2,45f t/f y1)=max(0.2,45×1.57/360)=max(0.2,0.196)=0.2% 梁底需要配筋：A1=max(A S1, ρbh0)=max(1988,0.002×4400×1239)=10904mm2 承台底长向实际配筋：A S1'=11531mm2≥A1=10904mm2满足要求！(2)、承台底面短向配筋面积αS2= M x/(α2f c bh02)=882.941×106/(1.03×16.7×4400×12392)=0.008ζ2=1-(1-2αS2)0.5=1-(1-2×0.008)0.5=0.008γS2=1-ζ2/2=1-0.008/2=0.996A S2=M x/(γS2h0f y1)=882.941×106/(0.996×1239×360)=1988mm2最小配筋率：ρ=max(0.2,45f t/f y1)=max(0.2,45×1.57/360)=max(0.2,0.196)=0.2% 梁底需要配筋：A2=max(1988, ρlh0)=max(1988,0.002×4400×1239)=10904mm2 承台底短向实际配筋：A S2'=11531mm2≥A2=10904mm2满足要求！(3)、承台顶面长向配筋面积承台顶长向实际配筋：A S3'=11531mm2≥0.5A S1'=0.5×11531=5766mm2满足要求！(4)、承台顶面短向配筋面积承台顶长向实际配筋：A S4'=11531mm2≥0.5A S2'=0.5×11531=5766mm2满足要求！(5)、承台竖向连接筋配筋面积承台竖向连接筋为双向Φ10@500。
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塔基础设计的水平荷载计算摘要：本文就塔基础结构设计中水平荷载计算进行阐述,使设计者能够掌握塔基础设计工程中的关键点，从而，加深对塔基础的认识。
关键词：塔型设备风荷载地震作用引言塔设备是石油化工、石油工业、化学工业等生产中最重要的设备之一。
塔设备由塔设备本体、塔设备附属构筑物（如操作平台、栏杆、梯子、管线等）、支持塔设备的基础这三部分组成。
塔基础支持塔设备的全部荷载（包括垂直荷载、水平荷载等），所以塔基础的设计非常重要，要求达到坚固、适用、经济和合理。
塔型设备属于高耸构筑物，在高耸构筑物计算中风荷载和地震作用的计算尤为重要。
在塔基础的结构设计中，应根据使用中在结构上可能同时出现的荷载，按照承载能力极限状态和正常使用极限状态分别进行荷载效应组合。
表1荷载组合表通过表1可以发现在塔基础结构设计中无论何种工况的组合都少不了风荷载。
同时地震荷载在组合中往往起着决定性作用，《石油化工塔型设备基础设计规范》（SH3030-1997）中5.4.4列出了可不进行截面抗震验算的几种情况，说明在这几种情况下风荷载起决定因素。
所以下面我们重点讨论风荷载作用和水平地震作用。
1 风荷载[]露天放置的塔设备在风力作用下，将在两个方向上产生振动。
一种是顺风向的振动，振动的方向与风流向的一致，另一种是横风向的振动，振动方向与风的流向垂直。
前一种振动是常规设计的主要内容，后一种振动也称风诱发的振动，在工程界以前较少予以重视，但现在对诱发振动的研究日益受到重视，而在塔设备设计的时候考虑风诱发的振动已成为必然的趋势。
1.1 风向风荷载（常规风荷载计算）《石油化工塔型设备基础设计规范》（SH3030-1997）5.3.1条给出了塔风荷载标准值计算的公式Wk=βzμsμzμr（1+μe）（D0+2δ2）ωo在这里仅就公式中几个系数计算须注意的问题阐述如下：⑴风振系数βz《石油化工塔型设备基础设计规范》（SH3030-1997）5.3.2条：当塔型设备的基本自振周期T1≥0.25s时，应考虑由脉动风引起的风振影响……βz=1+ξε1ε2首先要计算塔体的自振周期，判断是否需要考虑风振影响。
在SH3030-1997附录A中给出了塔的自振周期计算公式，但都是针对壁厚δ1≤30mm 的塔，对于我们现在结构设计中遇到的壁厚是δ2≥30mm的塔体的自振周期则没有提及，这就要另外寻找合适的计算方法了。
规范《钢制塔式容器》（JB/T 4710-2005）是一本设备专业的规范，在这本规范中有计算塔式容器基本振型的自振周期：对于直径和厚度不变的每段塔式容器质量，可处理为作用在该段高度1/2处的集中质量。
H：塔式容器高度，mmm0：塔式容器的操作质量，kg（包括塔壳和裙座壳质量，内件质量，保温质量，平台扶梯质量，操作时塔内介质质量，人孔、接管、法兰等附属件质量，偏心质量）Et：设计温度下材料的弹性模量，MPaδe：圆筒或锥壳的有效厚度，mmDi：塔壳内直径，mm直径、厚度相等塔式容器的第二振型与第三振型可分别近似取T2=T1/6,T3=T1/18.《石油化工塔型设备基础设计规范》附录A中圆筒（柱）式塔基础，δ1≤30mm：我们可以对壁厚δ1≤30mm的塔分别用两本规范公式仅就圆筒（柱）式塔基础进行计算，做一下对比：表2 T1计算对比从表2可以看出一般设备规范计算出来的周期较塔基础规范计算出的周期长。
且绝大多数塔周期都是≥0.25s的。
⑵脉动增大系数ξ这个系数在《高耸结构设计规范》（GB 50135-2006）上可以查出，但要注意两点：第一：对于ωoT2，对地面粗糙度B类可以直接代入基本风压，对于A 类、C类、D类应分别乘以1.38、0.6和0.32.第二：结构类别应选择无维护钢结构这项。
⑶振型、结构外形的影响系数ε2这个系数在表格中是一个范围，在这个范围是根据地面粗糙度类别选取的具体数值的。
从A~D，B类取1/4处，C类取1/2处。
⑷体型系数μs和风载扩大系数μe这两个系数要放在一起说这牵扯到《石油化工塔型设备基础设计规范》和《高耸结构设计规范》上对μs取值的不同。
在《石油化工塔型设备基础设计规范》中明确规定μs取0.6，一般我们也按照这个取用。
但是在《高耸规范》中体型系数选取表格4.2.7中有一项是明确为：石油化工塔型设备结构类型的。
这一项是根据塔设备直径不同、塔体本身携带钢梯不同来选取μs，其最小值也要比0.6大很多。
在注1中提及这个μs是包括了平台、扶梯等影响的单个塔型设备的。
对于不同规范的μs其取值依据是不同的，包含的意义也不同。
在《塔基础》中是用μe来考虑独立平台、联合平台、钢斜（直）梯和管线等部分的风荷载的。
在《高耸规范》中，这些因素都包含在μs这一个系数中的。
也就是说《塔基础》规范中μs（1+μe）才相等于《高耸规范》中的μs。
μs计算对比表3由表3可以看出《高耸规范》计算出的数值要大些，同时也可以发现塔设备的直径越大，风荷载扩大系数影响越小；塔设备的直径越小，风荷载扩大系数影响越大。
在这里还是要提一下《钢制塔式容器》这本规范，在这本规范条文说明中提到，对于细长柱体结构，试验表明体型系数与雷诺数Re有关，当Re≤1.5x105时，μs=1.2；当Re≥4x105时，μs=0.7.对具有圆柱形截面的塔器，常遇到的雷诺数都大于4x105，所以规定μs=0.7。
如果把0.7代入上表，可以看出这是介于《塔基础》和《高耸》之间的一个数值。
《钢制塔式容器》中扶梯、护栏操作平台也是另行考虑的。
它的公式计算很细致，获取那么多细部尺寸对我们专业来讲比较困难，所以就没有列出公式。
但是它的意义和《石油化工塔型设备基础设计规范》中的μs一致。
1.2 横风向风荷载《石油化工塔型设备基础设计规范》中并没有提及考虑横风向风荷载，但是在《高耸结构设计规范》（GB 50135-2006）中4.2.11与4.2.12条提到了高耸结构应考虑由脉动风引起的垂直于风向的横向共振的验算。
《建筑结构荷载规范》（GB50009-2001）（2006）7.6提出了对一些情况下圆形截面横风向风振（漩涡脱落）的校核。
这表明对于大型塔型设备应该考虑到横风向风荷载的影响对于圆截面柱体结构，当发生漩涡脱落时，若脱落频率与结构自振频率相符，将出现共振。
漩涡脱落频率fs与风速v成正比，与截面的直径d成反比。
同时雷诺数Re，斯托罗哈数St它们在识别其振动规律方面有重要意义。
所谓漩涡就是风吹过塔体表面速度减小压强增加在塔体后半周形成空白区，在逆向压强梯度的作用下，必然有倒流的流体来补充，倒流的流体又受到高压强的的影响而被推开，于是在塔体背后产生了漩涡。
发生横风向共振有两个条件：第一，雷诺数Re≥3.5x106.第二，结构顶部风速vH的1.2倍大于vcr，j。
产生横向风振后在垂直的横风向也产生风力，还可以产生风力矩，但是除重要的的特高的塔设备结构外，一般可不考虑它的影响。
1.3 双塔这里的双塔是指间距比较近的两个独立的塔。
由于工艺需要常常有些塔被布置到离的很近的位置，有时需要把两塔做成联合基础，这样对于这两个塔的风荷载会产生一定的影响。
我们就不能仅就单个的塔进行计算，还要综合考虑两塔之间风荷载的变化，进行验算。
由并列双塔，当双塔间距S=D体型系数接近单塔的系数，但当S＜D时，则μs有所提高（当S=D/4时，μs提高一倍）。
前后双塔，对于前塔μs变化不大，但后面的塔μs则有变化，当S≤D/4时后塔μs变为负值，说明有“迎风倒”的趋势。
（S指两塔之间的净距）。
2 地震作用一般我们计算地震作用经常采用的方法大致为：第一：底部剪力法，即首先根据结构的构造特点、重要性、动力特性、重量、地基条件及设计烈度等因素求出结构的底部剪力，亦即结构所受的总的地震剪力，然后将此总地震作用按某种规律分布给结构各质点。
第二：振型分解反应谱法。
即首先求出各振型的最大反应，然后按某种方式进行组合。
2.1 底部剪力法在使用此方法时须注意采用多质点体系计算，取总重力荷载代表值的85%进行计算，单质点体系则不必。
这样对多质点体系总重力荷载代表值进行取用，反应了多质点体系底部剪力值与对应单质点体系（质量等于多质点体系总质量，周期等于多质点体系基本周期）剪力值的差异。
2.2 振型反应谱法振型反应谱理论的基本假定是：结构地基相等于刚性平面，各点的运动完全一致；地面运动过程可以用强震观测仪器的记录来表示；并假定结构是弹性的。
在确定塔设备的地震作用时，并不需要考虑所有的高振型，一般只需考虑它的第一、第二振型，必要时最多再考虑第三振型就足够了。
这是根据一般结构水平振动的频谱特点和地面运动的主要周期特性得出的。
这里Xji：j振型i质点的水平相对位移可以按照《塔基础设计与计算》表2-52选取。
2.3 地震影响系数α地震影响系数α可以按照《建筑抗震设计规范》5.1.5条计算，但是《抗震规范》并没有明确塔的阻尼比ζ的取值。
不过在《钢制塔式容器》这本规范条文说明中提及，塔式容器是属于高耸的柔性结构，因此塔式容器的阻尼比较标准设计反应谱所采用的ζ=0.05来得小。
因此推荐ζ=0.01。
3 结语本文对于塔式设备基础结构设计中风荷载、地震作用计算涉及的方面进行了简单的总结。
1、对于位于框架内的塔，一般借助楼层或在楼层上做操作平台，塔设备本身平台较少。
在计算风荷载时一般选用《石油化工塔型设备基础设计规范》中μs=0.6，再结合扩大系数。
如果是独立在框架外的塔设备，一般选用《钢制塔式容器》中μs=0.7，但是计算公式还是用《石油化工塔型设备基础设计规范》中风荷载的计算公式。
如果塔设备很高、平台、管道荷载很大会酌情选用《高耸结构设计规范》的计算方法。
塔毕竟是设备不属于结构，对于使用《高耸规范》还要斟酌。
2、当计算双塔联合基础时，即使是两个独立的塔设备，也要根据塔间距考虑风荷载体型系数的互相影响。
避免风荷载计算偏小。
3、计算地震作用时一般用两种方法都计算，并比较一下，选取一个大的。
如果阵型反应谱法比底部剪力法小的多，会再加一个阵型计算，然后再进行比较。
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