雙跨等高工業(yè)廠房結構設計

1、雙跨等高工業(yè)廠房結構設計一、設計任務書1.設計題目某金工車間雙跨等高廠房。2.設計任務（1）單層廠房的結構布置；（2）選用標準構件；（3）排架柱及住下基礎設計。3設計內容（1）確定上下柱的高度和截面尺寸。（2）選用屋面板，天溝板，基礎梁，吊車梁及軌道連接件。（3）計算排架所承受的各項荷載。（4）計算各項荷載作用下排架的內力。（5）柱及牛腿的設計，柱下獨立基礎的設計。（6）繪制施工圖。1）結構布置圖（屋架，天窗架，屋面板，屋蓋支撐，吊車梁，柱及柱間支撐，墻體布置）；2）柱施工圖（柱模板圖，柱施工圖）3）基礎施工圖（基礎平面圖及配筋圖）4.設計資料（1）該車間為雙跨等高無天窗廠房，采用卷材防水屋面

2、，跨度為24米和21米不等跨度廠房，柱距為6米，車間總廠為72米。廠房的剖面圖如圖1所示。圖1 廠房剖面圖（2）建筑地點為某市郊區(qū)（暫不考慮地震作用），設計使用年限為50年。（3）吊車：根據生產工藝要求，車間設置有兩臺20/5t橋式軟鉤吊車，吊車工作級別為A5級，吊車軌頂標高+9.3m。（4）風荷載：基本風壓(50年)標注值為0.3KN/，風壓高度變化系數(shù)按B類地貌取。（5）雪荷載：基本雪壓（50年）標準值為0.25KN/.（6）工程地質及水文條件：廠址位于渭河二級階地，地形平坦，廠區(qū)地層自上而下為耕土層，厚約0.6m，粘土層厚約3.5m，地基承載力標準值=200KN/，可作為持力層；中砂；卵

3、石；基巖。廠區(qū)地層地下水位較低，且無腐蝕性，設計時不考慮地下水位的影響。（7）建筑構造。1）屋面：卷材防水屋面；2）墻體：240mm厚實心粘土磚砌筑；3）地面：屋內混凝土地面，室內外高差150mm。4）散水：100mm厚素混凝土二、計算書1.結構構件的選型與布置裝配式鋼筋混凝土排架結構，當結構布置符合建筑模數(shù)且尺寸在饞鬼的范圍內時，出柱與基礎單獨設計完成外，其他構件可以從建筑標準圖集中選用。通用圖集一般包括設計說明、構件選用表、結構布置圖、模板圖、配筋圖、預埋件詳圖、鋼筋及鋼筋用量表等內容。它們屬于結構施工圖，可以作為施工的依據。設計中應該選用合適的構件，對構件進行正確的表示，而無需逐個構件設

4、計。（1） 屋面結構。1） 屋面板。屋面板（包括檐口板、嵌板）選用方法：采用全國通用工業(yè)廠房結構構件標準圖集G410（一）1.5m×6.0m預應力鋼筋混凝土屋面板（卷材防水），計算屋面板所承受的外加荷載的標準值，在圖集中查找板的允許外加荷載大于或等于板所承受的外加荷載，作為屋面板，選用結果見表1，屋面板的布置如圖2所示。2） 天溝板。應配合屋架選用天溝板。采用全國通用工業(yè)廠房結構構件標準圖集G410（一）1.5m×6.0m預應力鋼筋混凝土屋面板（卷材防水天溝板），由屋面排板計算，天溝板的寬度為680mm。具體計算如下：半跨屋架上弦坡面總長=2.906+40589+3.007

5、+1.503=12.005m當排放7塊屋面板和一塊890mm嵌板時，則有：-1.49*7=0.685m所以，根據圖集選用一塊寬為680mm的天溝板，見表1，其布置如圖2所示。該廠房一側設4根落水管，天溝板內坡度為5。墊層最薄處20mm厚，最厚處為80mm，如圖3所示。按最厚處的一塊天溝板（80mm）計算其所受的外荷載標準值。注意天溝板的開洞位置。表1 結構構件的選型表構件名稱標準圖集選用型號外加荷載允許荷載構件自重屋面板G410（一）1.5m×6.0m預應力鋼筋混凝土屋面板（卷材防水）YWB-2（中間跨）YWB-2s（端跨）二氈三油防水0.35 20水泥砂漿找平層20×0.

6、02=0.40100厚水泥蛭石保溫層 5×0.1=0.50一氈二油隔汽0.05 20水泥砂漿找平層0.40活載取屋面活載與雪載的最大值 0.50 2.40 kN 2.46 kN板自重1.30 kN灌縫重0.1 kN嵌板G410（一）0.9m×6.0m預應力鋼筋混凝土屋面板（卷材防水嵌板、檐口板）KWB-1（中間跨）KWB-1s（端跨）同上2.50 kN板自重1.14 kN灌縫重0.1 kN天溝板G410（一）0.8m×6.0m預應力鋼筋混凝土屋面板（卷材防水天溝板）TGB68-1（中間跨）TGB68-1a中間跨右端開洞）TGB68-1b中間跨左端開洞）TGB68-

7、1sa（端跨右端開洞）TGB68-1sb（端跨右端開洞）積水深為230（與高肋齊）10×0.23×0.46=1.06二氈三油防水層0.35×0.9=0.3220水泥砂漿找平20×0.02*0.09=0.3680厚水泥蛭石保溫5×0.08×0.5=0.20一氈二油隔氣層0.05×1.18=0.0620水泥砂漿找平層20×0.02*1.18=0.47 2.47 kN3.05 kN1.34 kN續(xù)表構件名稱標準圖集選用型號外加荷載允許荷載構件自重屋 架G415（三）預應力混凝土折線形屋架（跨度24m）YWJA-24-1A

8、a屋面板以上恒載 1.70 kN活載0.7 kN 屋架以上荷載 2.4 kN3.5 kN106 kN榀支撐0.25 kN吊車梁G323（二）鋼筋混凝土吊車梁（中輕級工作制）DLZ-6A（中間跨）DAZ-6B（邊跨）29.2 kN根（中間跨）29.2 kN根（邊跨）基礎梁G320鋼筋混凝土基礎梁JL-3（中間跨）JL-18（邊跨）16.7 kN根（中間跨）15.1 kN根（邊跨）軌道聯(lián)接G-325吊車軌道聯(lián)接DGL-13P=1.27×205=260.35kN最大設計輪壓p（t）370 kN0.8 kNm圖2 屋面板、屋架布置圖圖3 落水管布置圖3） 屋架。屋架選用應根據廠房使用要求、跨

9、度大小、屋面荷載的大小、有無天窗及天窗類別、檐口類別等進行選用。本實例采用全國通用工業(yè)廠房結構構件標準圖集G415（三）預應力鋼筋混凝土折線屋架（跨度24m和21m），見表1，屋架布置如圖2所示。4） 屋蓋支撐。不設置屋架上弦水平支撐。屋架上弦橫向水平支撐作用是在屋架上弦平面內形成剛性框，增強屋架的整體剛度，保證屋架上弦或屋面梁上翼緣平面外的穩(wěn)定，同時將抗風柱傳來風荷載傳遞到（縱向）排架柱頂。但由于采用大型屋面板，每塊屋面板與屋架的連結不少于三個焊接點，并沿板縫灌注C15細石混凝土保證了屋面剛度，因此屋面上弦不宜設置上弦橫向水平支撐。不設置屋架下弦支撐。由于本設計中，廠房的吊車噸位（20/5t

10、）不大，無震動類設備對屋架下弦產生的水平作用力，故無需設置下弦橫向水平支撐和下弦縱向支撐。垂直支撐和水平系桿。垂直支撐作用是保證屋架承受荷載后在平面外的穩(wěn)定并傳遞縱向水平力，在跨端布置垂直支撐CC-1，跨中布置垂直支撐CC-3，如圖4所示。下弦水平系桿課防止吊車或其他水平震動時（縱向）屋架下弦發(fā)生顫動，一般情況下應在未設置支撐的屋架間相應于垂直支撐平面的屋架下弦節(jié)點處設置通長水平系桿。如圖4所示，在屋架端部用HG-2，屋架中部（跨中）用HG-1。圖4 屋蓋支撐布置圖（2） 梁柱結構布置。1）排架柱尺寸的選定。a） 柱高。軌頂標高為+9.300m，吊車為20/5t，工作級別為A5級。當廠房跨度為

11、21m時可以求得吊車的跨度為和，查附表求得吊車軌頂以上高度（吊車軌頂至小車頂面的距離）為2.15m，根據選定吊車梁的高度=1.200m，軌道頂面至吊車梁地面的距離（軌頂墊高）。牛腿頂面標高=軌頂標高-吊車梁高度-軌頂標高=9.300-1.200-0.200=7.900m牛腿頂面標高應滿足建筑模數(shù)（3M）要求，取為8.100m?？紤]到吊車行駛所需空隙尺寸，柱頂標高按下式計算：柱頂標高=牛腿頂面標高+吊車梁高度+軌頂標高+吊車高度+ =8.10+1.20+0.20+2.15+0.22=11.87m所以，柱頂（或屋架下弦底面）標高取為12.00m（滿足3M模數(shù)要求）。設室內地面至基礎頂面的距離為0.

12、5m，則計算簡圖中中柱的總高度H，下柱高度和上柱高度分別為實際軌頂標高=8.10+1.20+0.20=9.50m,與9.30m相差0.200m，滿足的±0.200m的要求。b）柱截面尺寸。根據主的高度、吊車起吊重量級工作級別等條件，可查附表確定柱截面尺寸為 A(C)軸 上柱：矩形 下柱：I形 B軸 上柱：矩形 下柱：I形 c) 牛腿尺寸初選。由牛腿幾何尺寸的構造規(guī)定，且 ，故取。，取，如圖5所示。圖5 牛腿截面尺寸A(C)軸柱：B 軸柱： 2）柱間支撐?？稍谠搹S房中部軸線間設置上柱柱間支撐和下柱柱間支撐。（3）吊車梁。吊車梁除了要滿足承載力、抗裂度和剛度的要求外，還要滿足疲勞強度的要

13、求。首先應根據工藝要求和吊車的特點，結合當?shù)氐氖┕ぜ夹g條件和材料供應情況，選用合理吊車梁形式。采用G323（二）鋼筋混凝土吊車梁（中、輕級工作制）,再根據吊車的起重量、吊車的臺數(shù)、吊車的跨度、工作級別等因素選用吊車梁型號，見表1 。（4）吊車軌道聯(lián)結件。根據工業(yè)廠房結構構件標準圖集G-325 吊車軌道聯(lián)結查得軟鉤吊車最大設計輪壓以及吊車工作級別、起重量、吊車梁上螺栓孔間距，選用見表1。（5）基礎平面布置。1）基礎編號。首先區(qū)分排架類型，分標準排架、端部排架、伸縮縫處排架等，然后對各類排架和邊柱的基礎分別編號，還有抗風柱的基礎也需編號（見圖27基礎、基礎梁、吊車梁布置圖）。2）基礎梁。基礎梁通常

14、采用預制構件，按全國通用工業(yè)廠房結構構件標準圖集G320 鋼筋混凝土基礎梁選取。本設計中跨選用JL-3，邊跨選用JL-18，見表1。2.排架結構計算（1）計算簡圖及柱的計算參數(shù)。1)計算單元及計算簡圖。通過相鄰橫向柱距的中心線取出有代表性的一榀排架作為整個結構的橫向平面排架計算單元，如圖6（a）所示。取中間跨軸線排架為計算單元進行計算，其計算簡圖如圖6（b）所示。圖6 計算單元和計算簡圖2)柱的計算參數(shù)。由柱的截面尺寸，可以求得柱的計算參數(shù)，見表2。表2 柱的計算參數(shù)計算參數(shù)柱號截面尺寸/ 面積/ 慣性矩自重/ A,C上柱矩形4.0下柱I形4.69B上柱矩形6.0下柱I形4.94（2）荷載計算

15、。1）恒載。I）屋蓋恒載。二氈三油上鋪小石子防水層 20mm厚1：3水泥砂漿找平層 100mm厚水泥蛭石保溫層 一氈二油隔氣層 20mm厚1：3水泥砂漿找平層 預應力混凝土屋面板（包括灌縫） 屋蓋支撐 屋架重力荷載為106KN/榀，則作用與柱頂?shù)奈萆w結構自重標準值為：ii)柱自重標準值。A,C軸上柱：下柱：B軸 上柱：下柱：iii)吊車梁及軌道自重標準值。A,B軸上柱：各項恒載作用位置如圖5所示。2）屋面活荷載。由建筑結構荷載規(guī)范（GB50092001）第條查得不上人屋面均布活荷載標準值為。因屋面活荷載大于雪荷載，故不考慮雪荷載。作用于柱頂?shù)奈菝婊詈奢d標準值為 的作用位置與作用位置相同，如圖5

16、所示。圖5 荷載作用位置圖（單位：kN）3）吊車荷載。由附表查得吊車計算參數(shù)列于表3，并進行單位換算。3 吊車計算參數(shù)跨度/m起重量Q/kN跨度/m最大輪壓/kN最小輪壓/kN輪距K/m吊車寬B/m吊車重G/kN小車重g/KN24200/5022.5215454.45.553207521200/5019.5205354.45.5528075根據B及K，可算得吊車梁支座反力影響線中各輪距對應點豎向坐標值，如圖6所示，由此可求的吊車作用于柱上的吊車荷載。i） 吊車豎向荷載。ii） 吊車橫向水平荷載。當?shù)踯囶~定起重量時，。則一個大車輪子傳遞的吊車橫向水平荷載標準值圖6 吊車荷載作用下支座反力影響線4

17、)風荷載。由設計任務書可知，該地區(qū)基本風壓為，地面粗糙度為B類，查附表2-7可得風壓高度變化系數(shù)如下：柱頂（標高=12.00m）：=1.056；檐口（標高= ）：=1.117；屋頂標高=柱頂標高+屋架高度+屋面厚度(包括屋面做法)=屋頂（標高=15.90m）：=1.165 。風荷載體型系數(shù)如圖2-28所示。風荷載標準值為圖7 風荷載體型系數(shù)及排架計算簡圖則作用于排架上的風荷載標準值為 (3)內力分析。1）剪力分配系數(shù)。該廠房為兩跨等高排架，其柱頂位移系數(shù)和柱的剪力分配系數(shù)的計算結果見表4。表4 柱的剪力分配系數(shù)柱別A、C柱n=0.109B柱注：2）恒荷載作用下排架內力分析。恒荷載作用下的計算簡

18、圖如圖8（a）所示，圖中重力荷載G以及力矩M由圖5確定。具體計算如下：由于圖8（a）所示排架的計算簡圖為對稱結構，在對稱荷載作用下排架無側移，各柱可按上端為不動鉸支座計算，中柱無彎矩。圖8 恒荷載作用下排架內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）A,C柱：，由附圖公式得在與共同作用下，畫出排架的彎矩圖，柱底剪力圖以及軸力圖如圖8（b），（c）所示。3）屋面活荷載作用下排架內力分析。i）AB跨作用有屋面活荷載，排架計算簡圖如圖9（a）所示，屋架傳至柱頂?shù)募泻奢d，它在A,B柱柱頂及變階處引起的彎矩分別為：計算不動鉸支座反力：A柱：由附圖公式的，則B柱：，則由附圖公式

19、得則排架柱頂不動鉸支座總反力將R反方向作用于排架柱頂，按分配系數(shù)求得排架各柱頂剪力。排架各柱的彎矩圖，軸力圖如圖9（b），（c）所示。圖9 AB跨在屋面活荷載作用下排架內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）II）BC跨作用有屋面活荷載，排架計算簡圖如圖10（a）所示，屋架傳至柱頂?shù)募泻奢d，它在A,B柱柱頂及變階處引起的彎矩分別為：計算不動鉸支座反力：C柱：由附圖公式的，則B柱：，則由附圖公式得則排架柱頂不動鉸支座總反力將R反方向作用于排架柱頂，按分配系數(shù)求得排架各柱頂剪力。排架各柱的彎矩圖，軸力圖如圖10（b），（c）所示。圖10 BC跨在屋面活荷載作用下排架

20、內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）4）柱及吊車梁自重作用下柱的內力分析（未形成排架）。由于在安裝柱子時尚未吊裝屋架，此時柱頂之間無聯(lián)系，則按懸臂柱分析柱內力，計算簡圖如圖11（a）所示。A柱： B柱：排架各柱的彎矩圖，軸力圖如圖11（b），（c）所示。圖11 柱及吊車梁自重作用下排架內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）5）吊車荷載作用下排架內力分析（不考慮廠房整體空間作用）i）作用于A柱。計算簡圖如圖12（a）所示，吊車豎向荷載在柱中引起的彎矩分別為計算不動鉸支座反力：A柱：由附圖公式得，則B柱：，則由附圖2-11-3公式得

21、排架各柱頂剪力分別為排架各柱的彎矩圖，軸力圖如圖12b，c所示。ii）作用于B柱左。計算簡圖如圖13a所示，吊車豎向荷載，在柱中引起的彎矩分別為圖12 作用在A柱時排架內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）計算不動鉸支座反力：A柱：由附圖公式得,則排架各柱頂剪力分別為排架各柱的彎矩圖，軸力圖如圖13b，c所示。圖13 作用在B柱左時排架內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）iii)D max作用于B柱左右。作用于B柱左。計算簡圖如圖14所示，吊車豎向荷載，在柱中引起的彎矩分別為計算不動鉸支座反力：C柱：由附圖公式得,則排架各柱頂剪

22、力分別為排架各柱的彎矩圖，軸力圖如圖14b，c所示。圖14 作用在B柱右時排架內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）iv)D max作用于C柱。計算簡圖如圖15（a）所示，吊車豎向荷載在柱中引起的彎矩分別為計算不動鉸支座反力：A柱：由附圖公式得，則B柱：，則由附圖2-11-3公式得排架各柱頂剪力分別為排架各柱的彎矩圖，軸力圖如圖15b，c所示。圖15 作用在C柱時排架內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）v）AB跨的兩吊車剎車（T max作用）。當AB跨作用吊車橫向水平荷載Tmax時，排架計算簡圖如圖16（a）所示。A柱：,由附圖

23、公式得線性內插得：B柱：,由附圖公式得y= 0.7, = 0.638y=, = 0.685線性內插得y=, = 0.571，所以排架柱頂總反力為 排架各柱的彎矩圖如圖16（b）所示。圖16 作用在AB跨時排架內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）vi)BC跨的兩吊車剎車（T max作用）。當BC跨作用吊車橫向水平荷載T max時，根據結構的對稱性及吊車起重量相等，內力計算同“AB跨的兩吊車剎車”情況，僅需將A柱和C柱內力對稱。排架各柱內力如圖17所示。圖17 作用在BC跨時排架內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）vii)AB跨與

24、BC跨各一臺20/5t吊車同時剎車，計算簡圖如圖18所示。A柱：C5=0.511 ,B柱：C5=0.642 , C柱：同A柱，則各柱頂剪力為：排架柱各柱的彎矩圖如圖18（b）所示.圖18 作用在AB，BC跨時排架內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）6)風荷載作用下排架內力圖分析。i)左風作用時，計算簡圖如圖19（a）所示。A柱：n= 0.109 , = 0.312,由附圖2-11-8公式可得將R反向作用于排架頂柱，求得各柱頂剪力排架各柱的內力圖如圖19（b）所示。圖19 左風作用時排架內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）ii)

25、右作用時，排架內力與“左風作用時”的情況相同，將A，C柱內力對換并改變其內力符號即可，排架各柱內力如圖20所示。圖20 右風作用時排架內力圖a）計算簡圖;b）M圖（KN.m），V（KN）;C)N圖（KN）（3） 內力組合。首先，取控制截面，對單階柱，控制截面分別取上柱底部截面I-I、牛腿頂面II-II和柱底截面III-III。表5（1）、表6（1）為各種荷載單獨作用下各柱控制截面的內力標準值的匯總。根據建筑結構荷載規(guī)范規(guī)定，對于一般排架結構，荷載效應組合的設計值S應按下式組合選取最不利的確定：i)由可變荷載效應控制的組合S=1.2 + S=1.2+0.9ii)由永久荷載效應控制的組合S=1.3

26、5+每種荷載效應組合中，對矩形和I形截面柱均應考慮以下四種不利內力組合：i）+及相應的N，V；ii）- 及相應的N，V；iii）及相應的M，V；iv） 及相應的M，V。由于該廠房不考慮抗震設防，所以除柱底截面III-III外，其他截面的不利內力組合中未給出相應的剪力值。對柱進行裂縫寬度驗算和地基承載力計算時，采用荷載效應的標準組合，參照承載力極限狀態(tài)基本組合，取荷載分項系數(shù)為1。表9（2），（3），（4）和表10（2），（3），（4）分別為A柱和B柱荷載效應的基本組合和標準組合。3. 排架柱的設計（1）A（C）柱。A（C）柱為偏心受壓構件，在不同荷載組合中，同一截面分別承受正負彎矩，但考慮到施

27、工方便，一般采用對稱配筋，取= ；混凝土強度等級為C30，=14.3 , ;鋼筋為HRB335，=300；箍筋HPB235。1）選取控制截面最不利內力。對于對稱配筋的偏心受壓構件，當且時，為大偏心受壓構件；當或雖但時，為小偏心受壓構件。在選取控制截面最不利時，可取=1.0進行初步判斷大小偏心受壓。對于上柱，截面有效高度 。用上述方法對上柱I-I截面的12組內力進行判別，有 9 組內力為大偏心受壓， 3 組內力為小偏心受壓。其中 3 組小偏心受壓的N值據滿足說明為構造配筋。對9組大偏心受壓內力，按照“彎矩相差不多時，軸力越小越不利；軸力相差不多時，彎矩越大越不利”的原則確定上柱的最不利內力為 對

28、于下柱，可參照上柱的方法選取最不利的內力。經計算判斷，下柱III-III截面的12組內力進行判別，有7組內力為大偏心受壓， 5組內力為小偏心受壓。其中5組小偏心受壓的N值均滿足說明為構造配筋。選取下柱控制截面的兩組最不利內力：第一組：第二組：2）上柱配筋計算。選取上柱最不利的內力進行配筋計算：參照附表2-12，吊車廠房排架方向上柱的計算長度為所以，初始偏心距為由于，應考慮偏心距增大系數(shù)。取。截面受壓區(qū)高度為且，說明截面屬于大偏心受壓情況，按時計算。選 ，則柱截面全部縱筋配筋，截面一側鋼筋的配筋率，滿足要求。按軸心受壓構件驗算垂直于彎矩作用平面的受壓承載力，由附表查知垂直于排架方向上柱的計算長度

29、，則滿足彎矩作用平面外的承載力要求。3）下柱配筋計算。由分析結果可知，下柱取下列兩組最不利內力進行配筋計算：第一組：第二組：i）按第一組最不利內力進行配筋計算。由附表2-12查知，有吊車廠房柱下的計算長度為：=1.0=8.6m =367.48mm =,20=30mm =+=367.48+30=397.48mm由于=9.56>5,應考慮偏心距增大系數(shù)。 取。由于=15，取。>0.3所以可先按大偏心受壓情況計算。先假定中和軸位于翼緣內，則<且且>2，說明截面屬于大偏心受壓情況，則ii）按第二組最不利內力進行配筋計算。由于>5，應考慮偏心距增大系數(shù)。>1.0 取。

30、由于<15，取。>0.3=0.3 所以可按大偏心受壓情況計算。先假定中和軸位于翼緣內，則 <所以假定成立，說明中和軸位于翼緣內。<且 > 比較上述兩種計算結果，下柱截面選416（），則下柱截面全部縱筋的配筋率>，截面一側鋼筋的配筋率>，滿足。按軸心受壓構件驗算垂直于彎矩作用平面的受壓承載力，由附表2-12查知垂直于排架方向下柱的計算長度，則，滿足彎矩作用平面外的承載力要求。4）柱的箍筋配置。非地震區(qū)的單層工業(yè)廠房柱，其箍筋數(shù)量一般由構造要求控制。根據構造要求，上下柱均采用8200箍筋。5）牛腿設計。I）截面尺寸驗算。根據吊車梁支撐位置，截面尺寸及構造要

31、求，初步擬定牛腿尺寸如圖3所示。牛腿外形尺寸：= 500mm，h=600mm，=565mm，c=100mm，=100 mm，=2.01N/mm, = 0.65 。作用于牛腿頂面按荷載效應標準組合計算的豎向力為牛腿頂面無水平荷載及=0。取0 。所以，牛腿截面尺寸滿足要求。ii）正截面承載力計算及配筋構造。因為a=0，=0，所以，縱向受力鋼筋按構造配置。實際選用 414（=615 ）。iii）斜截面承載力的計算水平箍筋和彎起筋確定。因<0.3，故牛腿可不設彎起鋼筋。水平箍筋選用 8100，且應滿足牛腿上部范圍內的水平箍筋總截面面積不應小于承受豎向力的水平縱向受拉鋼筋截面面積的1/2。即滿足要

32、求。iv）局部承受強度驗算。取墊板尺寸為，則滿足要求。6）柱的吊裝驗算。柱采用翻身起吊，吊點設在牛腿下部，待混凝土達到設計強度后起吊。有附表查知，柱插入杯口深度為 ，取，則柱吊裝時總長為。i)荷載計算。柱吊裝階段的荷載為柱的自重，且應考慮動力系數(shù)，即 計算簡圖如圖21所示。圖21 A(C)吊裝計算簡圖ii）內力計算。在上述荷載作用下，上柱根部于吊點處（牛腿根部）的設計分為由得 所以 下柱段最大正彎矩計算如下：由 得 所以 下柱配筋為，其受彎承載力按下式進行驗算：滿足要求。 （2）B 柱。 B 柱的設計方法與A 柱完全相同， 也采用對稱配筋， ??；混凝土強度等級為C30，；鋼筋為HRB335，；

33、箍筋采用HPB235。計算結果如下：1）選取控制截面最不利內力。選取上柱的最不利內力為，N=801.98KN 選取下柱控制截面的兩組最不利內力：第一組：M=-404.31KN.m，N=1409.17KN第二組：M=377.30KN.m，N=1468.43KN2）上柱配筋計算。選取上柱最不利的內力進行配筋計算： ，N=801.98KN由附表2-12查知，有吊車廠房廠房排架方向上柱計算長度為,所以，初始偏心距為由于，應考慮偏心距增大系數(shù)。 取。 由于，取。截面受壓區(qū)高度為且，說明截面屬于大偏心受壓情況，則柱截面全部縱筋配筋率，截面一側鋼筋配筋率。所以上柱按構造配筋，選用每側。按軸心受壓構件驗算垂直

34、于彎矩作用面的受壓承載力滿足要求。3）下柱配筋計算。由分析結果可知，下柱去下列兩組最不利內力進行內力配筋計算：第一組：M=-404.31KN.m，N=1409.17KN第二組；M=-377.30KN.m，N=1468.43KN。i)按第一組最不利內力進行配筋計算。由附表212查知，有吊車廠房柱下柱的計算長度為由于，應考慮偏心距增大系數(shù)。 取。由于，取。所以可先按大偏心受壓情況計算。先假定中和軸位于翼緣內，則所以中和軸位于腹板內，應重新按下式計算受壓區(qū)高度x： 說明截面屬于小偏心受壓情況。又因為所以只需按構造要求配筋即可。ii)按第二組最不利內力進行配筋計算。由附表查知，有吊車廠房柱下柱的計算長

35、度為由于，應考慮偏心距增大系數(shù)。 取。由于，取。所以可先按大偏心受壓情況計算。先假定中和軸位于翼緣內，則所以中和軸位于腹板內，應重新按下式計算受壓區(qū)高度x： 說明截面屬于小偏心受壓情況。因為所以只需按構造要求配筋即可。比較上述兩種計算結果，下柱按構造配筋。，每側選用416（=804）按軸心受壓構件驗算垂直于彎矩作用平面的受壓承載力滿足要求。4）B 柱的箍筋配置。非地震區(qū)的單層廠房柱，其箍筋數(shù)量一般由構造要求控制。根據構造要求，上下柱均采用8200箍筋。5）牛腿設計。i)截面尺寸驗算。根據吊車梁支承位置，截面尺寸及構造要求，初步擬定牛腿尺寸如圖3所示。牛腿外形尺寸如下：=500mm, =100m

36、m C=750+-500=750+150+100-500=500mmh=500+500=1000mm, =965mm =2.01N/,=0.65作用于牛腿頂面按荷載效應標準組合計算的豎向力為=+=+34=397.75+34=496.25牛腿頂面無水平荷載即=0。a=750-500+20=270mm 滿足要求。ii)正截面承載力計算和配筋構造。因所以取 =416.03+1.234=687.96KN 實際選用416（=804）。iii)斜截面承載力計算水平箍筋和彎起鋼筋確定。因，故牛腿可不設彎起鋼筋。水平箍筋選用8100，且應滿足牛腿上部2/3范圍內的水平箍筋總截面面積不應小于承受豎向力的水平縱向

37、受拉鋼筋截面面積的1/2。即96550.32=647.2>=402滿足要求。iV)局部承受強度驗算。取墊板尺寸為，則= =3.10N/<0.75=0.7514.3=10.725N/滿足要求。6）柱的吊裝驗算。柱采用翻身起吊，吊點位置與A柱一樣。柱插入杯口深度為=0.9h=0.91000=900mm。則柱吊裝時總長為3.9+8.6+0.9=13.4mm,計算簡圖如圖22所示。圖22 B柱吊裝計算簡圖i）荷載計算。柱吊裝階段的荷載為柱的自重，且因考慮動力系數(shù)=1.5，即ii)內力計算。上柱根部的設計值為牛腿根部的設計值為=12.15（3.9+1.0）2+（） =160.1KN.m由=0

38、得 -+=0所以 =-=108.5-=23.66KN下柱段最大正彎矩計算如下：=-由 =-x=0 得 x=2.37M所以 =23.662.37-10=27.99KN.Miii)承載力驗算。上柱配筋為=603，其受彎承力按下式進行驗算：=（）=300603（565-35）=95.87KN.m>=0.9下柱配筋為=804（418），其受彎承載力按下式進行驗算：=（）=300804965-35）=224.32KN.m>=0.9160.1=114.09kN.m 滿足要求。4基礎設計按建筑地基基礎設計規(guī)范GB50007-2002)第條規(guī)定，對6m柱距單層排架結構多跨廠房，當?shù)鼗休d力特征值為

39、160KN/<=<200KN/,廠房跨度l<=30m,吊車額定起重量不超過30t,及設計等級為丙級時，設計可不作地基變形驗算，所以本例無需進行地基變形驗算。基礎材料：混凝土強度等級C20, =9.6N/,鋼筋采用HRB335, =300N/,基礎墊層采用C10素混凝土。（1）A柱.1）荷載。作用于基礎頂面上的荷載包括柱底（IIIIII截面）的不利內力，應選取軸力為最大的不利內力組合即正負彎矩為最大的不利內力組合。經對表5中柱底截面不利內力進行分析可知，基礎設計的不利內力見表8。表8 A柱基礎設計時的不利內力組別荷載效應標準組合荷載效應基本組合/（KN.m）/KN/KNM/kN

40、.mN/kNV/KN第一組288.53734.9532.95302.60948.5144.87第二組-261.49517.15-21.25-364.39580.08-31.01第三組28.47818.16-0.7241.551065.0-2.272）維護結構自重計算。如圖23所示，每個基礎承受的維護墻總寬度為6m，總高度為14.55m，基礎頂面標高為-0.500m,基礎梁頂標高為-0.500m，墻上設置鋼框玻璃窗，按0.45KN/計算，每根基礎梁自重為16.7KN。則每個基礎承受的由墻體傳來的重力荷載標準值為：基礎梁自重 16.7 KN墻體自重 KN 鋼窗自重 KN=323.97KN維護墻對基

41、礎產生的偏心距為 =120+450=570mm圖23 A(C)柱下基礎尺寸及受力簡圖3） 基礎底面尺寸及地基承載力計算。i）基礎高度和埋置深度的確定。由構造要求可知，基礎高度為h=+50mm。其中為柱插入杯口深度，查附表可得= 850 mm，為杯口厚度，查附表得200mm，取=300mm。故基礎高度為h=850+300+50=1200mm基礎頂面高為-0.500m，室內外高差為150mm，則基礎埋深為d=1200+500-150=1550mmii）基礎底面尺寸擬定?；A底面面積按地基承載力計算確定，并取用荷載效應標準組合。由建筑地基基礎設計規(guī)范（GB500072002）地條表可查得，= 1.1

42、，=0，取土與基礎平均自重=20KN/，則深度修正后的地基承載力特征值為=+（d-0.5）=200+1.1×20×（）=222KN/由的一組荷載，按軸心受壓估算基礎底面尺寸，取=+=821.92+317.13=1139.05KN= 考慮到偏心的影響，將基礎的底面尺寸再增加30%，即A=1.3=1.3×5.93=7.71=底面選為矩形 Lb=2.5×3.2=8.0基礎底面的彈性抵抗距為W=L=×2.5×3.22=4.27iii）地基承載力驗算。基礎自重和土重為（基礎及其上的填土的平均重度取=20KN/）=d A=20×1.55

43、×8.0=240KN由表8可知，選取以下三組不利內力組合進行基礎底面面積計算：第一組：=288.53KN.M =734.95KN =32.95KN第二組：=-261.49KN.M =517.15KN =21.25KN第三組：=28.47KN.M =818.16KN =-0.72KN先按第一組不利內力計算，基礎底面相應于荷載效應標準組合時的豎向力和力矩分別為=+=734.95240317.13=1292.08KN=+h=288.5332.95×1.2317.13×0.57=145.66KN/m基礎底面邊緣的壓力為= = = = KN/地基承載力驗算，即=KN/<

44、;=222KN/ =195.62KN/1.2=1.2×222=266.4KN/ 滿足要求。取第二組不利內力計算，基礎底面相應于荷載效應標準組合時的豎向力值和力矩值分別為=+=517.15+240+317.13=1074.28KN=+h=××0.57=-466.69KN/m基礎底面邊緣的壓力為=KN/=KN/地基承載力驗算，即= KN/< =266.4KN/ =243.58KN/1.2=1.2×222=266.4KN/ 滿足要求。取第三組不利內力計算，基礎底面相應于荷載效應標準組合時的豎向力值和力矩值分別為=+=818.16+240+317.13=1

45、375.29KN=+h=×1.2317.13×0.57=-153.12KN.m基礎底面邊緣的壓力為= =KN/= =KN/地基承載力驗算，即=KN/<=222KN/ =207.77KN/1.2=1.2×222=266.4KN/ 滿足要求。4）基礎受沖切承載力驗算。基礎受沖切承載力計算時采用荷載效應的基本組合，并采用基底凈反力。由表選取下列三組不利內力：第一組：M=302.60KN.m, N=948.51KN, V=44.87KN第二組：M=364.39KN.m, N=580.08KN, V=31.01KN第三組：M=41.55KN.m, N=1065.00K

46、N, V=-2.27KN先按第一組不利內力計算，地基土凈反力為=N+=948.511.2×317.13=1329.07KN=M+Vh=302.6+44.87×1.151.2×317.13×0.57=137.28KN.m=KN/=KN/按第二組不利內力計算，地基土凈反力為=N+=580.081.2×317.13=960.64KN=M+Vh=364.3931.01×1.151.2×17.13×0.57=616.97KN.m =KN/=KN/按第三組不利內力計算，地基土凈反力為=N+=10651.2×317.1

47、3=1445.56KN =M+Vh =41.552.27×1.151.2×317.1×0.57=-177.98KN.m =KN/=KN/基礎的壁厚度查附表得t300mm，取t=325mm，所以基礎頂面寬為t+75=400mm，杯壁高度=450mm，>200且，取=300mm?；A各細部尺寸如圖23所示。對變階處進行受沖切承載力驗算，沖切破壞錐面如圖24中虛線所示。=400+400+400+1200mm取保護層厚度為35mm，則基礎變階處界面的有效高度為所以所以受沖切承載力滿足要求。圖24 地基受沖切承載力截面位置及底板計算簡圖5）基礎底面配筋計算。i)柱邊及

48、變階處基地凈反力計算。由表8中三組不利內力設計值所產生的基基底凈反力見表9，如圖24所示。表9 基底凈反力 單位：kN/基底凈反力第一組第二組第三組198.28264.57222.38柱邊處175.17160.72192.42變階處183.21178.15202.84133.98-24.41139.01ii)柱邊及變階處彎矩計算，柱邊處彎矩截面的計算，先按第二組內力計算：長邊方向：短邊方向：再按第三組內力計算。長邊方向短邊方向變階處截面的彎矩計算，先按第二組內力計算。再按第三組內力計算：iii)配筋計算。基礎底板受力鋼筋采用HRB335，=300N/,則基礎底板沿長邊方向的受力鋼筋截面面為柱邊處 =變階處 =所以選用 13?；A底板沿短邊方向的受力鋼筋截面面積為柱邊處 =變階處 =所以選用17。（2）B柱。1）荷載。從表15中選取的柱底截面最不利以內力如表20所示表20 B柱基礎設計時的最不利內力組別荷載效應標準組合荷載效應基本組合第一組268.341152.588.49377.301468.4312