单层厂房排架结构设计实例

1、3.9单层厂房排架结构设计实例A Design of Example for Mill Bents of One-story Industrial Workshops3.9.1设计资料及要求1 工程概况某机修车间为单跨厂房，跨度为24m,柱距均为6m，车间总长度为66m。每跨设有起重量为 20/5t吊车各2台，吊车工作级别为 A5级，轨顶标高不小于 9.60m。厂房无天窗，采用卷材防水屋面，围护墙为 240mm厚双面清水砖墙，采用钢门窗，钢窗宽度为3. 6m，室内外高差为150mm，素混凝土地面。建筑平面及剖面分别如图 3-76和图3-77所示。图 3-76图 3-772 结构设计原始资料厂房

2、所在地点的基本风压为 0.35kN/m2，地面粗糙度为 B类；基本雪压为。 0.30kN/m2。风荷载 的组合值系数为0.6,其余可变荷载的组合值系数均为 0 7。土壤冻结深度为0.3m，建筑场地为I级非自重 湿陷性黄土，地基承载力特征值为 l65kN/m :,地下水位于地面以下 7m,不考虑抗震设防。3 .材料基础混凝土强度等级为C20;柱混凝土强度等级为 C30。纵向受力钢筋采用 HRB335级、HRB400级；箍筋和分布钢筋采用 HPB235级。4 设计要求分析厂房排架内力，并进行排架柱和基础的设计；3.9.2构件选型及柱截面尺寸确定因该厂房跨度在l5-36m之间，且柱顶标高大于8m,故

3、采用钢筋混凝土排架结构。为了保证屋盖的整体性和刚度，屋盖采用无檩体系。由于厂房屋面采用卷材防水做法，故选用屋面坡度较小而经济指标较好 的预应力混凝土折线形屋架及预应力混凝土屋面板。普通钢筋混凝土吊车粱制作方便，当吊车起重量不大 时，有较好的经济指标，故选用普通钢筋混凝土吊车粱。厂房各主要构件造型见表3-16。由设计资料可知，吊车轨顶标高为9. 80m。对起重量为20/5t、工作级别为A5的吊车，当厂房跨度为24m时，可求得吊车的跨度 Lk =24-0. 75 2=22. 5m，由附表4可查得吊车轨顶以上高度为2.3m;选定吊车梁的高度hb=1.20m，暂取轨道顶面至吊车梁顶面的距离ha =0.

4、2m，则牛腿顶面标高可按下式计算：牛腿顶面标咼=轨顶标咼-hb -也=9.60-1.20-0.20=8.20m构件名称标准图探选用型号'重力荷澈标准值（MG 410-1YWLJr2Il （申阖跨）l.+kN/m1L. 5mX6m预应力程艇土屋面板YWKSlls跨【包括題缝和天沟板04G410-1l.SmXSmfa应力促凝土屋面梅卷樹防水天沟板）TGB63-1l.91kN/m2屋架04G4i5-j预应力探艇土折线形屋架（蹲度E4tn）YWJA-24-l0. 05kN/T【屋盖钢支押）吊军梁04G323-2钢筋程醍土吊车樂（吊车工作级别为內民）DL-9Z f屮间蹲）,DL-9B （边跨 1

5、39*根40.粮越迫连接（MG325吊车轨道连接详图0. BOkN/m两3刑钢筋餐凝上基础梁JL.-316.由建筑模数的要求，故牛腿顶面标高取为8. 40m。实际轨顶标高=8. 40+1.20+0.20=9. 80m>9. 60m 。考虑吊车行驶所需空隙尺寸h7 =220mm，柱顶标高可按下式计算：柱顶标高=牛腿顶面标高+ hb+吊车高度+ ha，=8. 40+1.20+0. 20+2. 30+0. 22=12.32m故柱顶（或屋架下弦底面）标高取为12. 30m。取室内地面至基础顶面的距离为0.5m，则计算简图中柱的总高度H、下柱高度Hi和上柱高度Hu分别为H =12.3+0. 5=1

6、2. 8mH| =8.4+0. 5=8.9mHu =12.8 8.9=3.9m根据柱的高度吊车起重量及工作级别等条件，可由表3-5并参考表3-7确定柱截面尺寸为 A、B轴上柱 口 b h = 400mm 400mm下柱 bf h b hf = 400mm 900mm 100mm 150mm3.9.3定位轴线横向定位轴线除端柱外，均通过柱截面几何中心。对起重量为20/5t、工作级别为 A5的吊车，由附表4可查得轨道中心至吊车端部距离B 260mm;吊车桥架外边缘至上柱内边缘的净空宽度，一般取B2 -80mm。B3 = 400mm，故对边柱，取封闭式定位轴线，即纵向定位轴线与纵墙内皮重合，则B2

7、= e-Bi-B3 = 750 -260 -400 = 90mm 80mm亦符合要求。3.9.4计算简图确定由于该机修车间厂房，工艺无特殊要求，且结构布置及荷载分布(除吊车荷载外)均匀，故可取一榀横向排架作为基本的计算单元，单元的宽度为两相邻柱间中心线之间的距离，即B=6.0m，如图3-78(b)所示；计算简图如图 3-78(a)所示。(a)(b)图 3-783.9.5荷载计算1. 永久荷载(I) 屋盖恒载为了简化计算，天沟板及相应构造层的恒载，取与一般屋面恒载相同。两毡三油防水层0.35kN /m220mm厚水泥砂浆找平层220 0.02 =0.40kN/m100mm厚水泥蛭石保温层25 0

8、.1 =0.50kN/m一毡两油隔气层20.05kN /m20mm厚水泥砂浆找平层20 0.02 =0.40kN/m2预应力混凝土屋面板(包括灌缝)1.40kN /m2屋盖钢支撑20.05kN /m23.15kN /m图3-79 a、B柱永久荷载作用位置相同屋架自重重力荷载为IO6kN/榀，则作用于柱顶的屋盖结构自重标准值为24106G3.15 6279.80kN2 2(2) 吊车梁及轨道自重标准值G3 =39.5 0.8 6 =44.30kN(3) 柱自重标准值A、B 轴上柱 G4A = G4B = 4 3.9 =15.60kN下柱 G5A = G5B = 4.69 8.9 二 41.74k

9、N各项永久荷载作用位置如图3-79所示。2 屋面可变荷载由荷载规范查得，屋面活荷载标准值为0.5kN/ m2，屋面雪荷载标准值为 0.25kN/怦，由于后者小于前者，故仅按屋面均布活荷载计算。作用于柱顶的屋面活荷载标准值为24 Q0.5 636.00kN2Q1的作用位置与G!作用位置相同，如图 3-79所示。3.吊车荷载对起重量为20/5t的吊车，查附表 4并将吊车的起重量、最大轮压和最小轮压进行单位换算，可得：Q =2 0(kN,Pmax=2 15<N,Pmin =45kN,B =5.55m, K = 4.40m,Qi =75kN3-80所示，据此可求得根据B及K，可算得吊车梁支座反力

10、影响线各轮压对应点的竖向坐标值，如图 吊车作用于柱上的吊车荷载。| flllllSI 此时=21J ul 11<Jd(1)吊车竖向荷裁 吊车竖向荷载标准值为Dmax二 Pmax'%=2 1 5 (1 0.8 0 8 0.2 6 7 0.0 7 5二 462.25kNDmin-Pmin _yi=45 (10.808 0.267 0.075)= 96.75kN(2)吊车横向水下荷藏作用于每一个轮子上的吊车横向水平制动力为11T (Q Q1)0.1 (200 75) =6.875kN44同时作用于吊车两端每排架柱上的吊车横向水平荷载标准值为Tmax 二T ' yi =6.875

11、 (1 0.808 0.267 0.075) =14.78kN4 风荷载2风荷载标准值按式(312)计算，其中基本风压0.35kN / mm按B类地面粗糙度，根据厂房各部分标高(图3 77),由附表3-1可查得风压高度变化系数pz为柱顶(标高12.30m) 1.064檐口(标高14.60m) 1.129屋顶(标高16.00)Jz =1.170风荷载体型系数Js如图3-81(a)所示，则由式(3-12)可求得排架迎风面及背风面的风荷载标准值分别为2“kJ0=1.0 0.8 1.064 0.35 =0.298kN/m；：:去=:z"s2"z；：0 -1.0 0.4 1.064

12、0.35 = 0.149kN / m?则作用于排架计算简图(图3-81b)上的风荷载标准值为5=0.298 6.0 =1.79kN/mq2 -0.149 6.0 =0.89kN/mFw=(%1%2).小(%s4)Jh2z °B二(0.8 0.5) 1.129 2.3 (-0.6 0.5) 1.17 1.4 1.0 0.35 6.0= 6.75kN-丄1-0.5F图 3-813.9.6排架内力分析有关系数由于该厂房的A柱和B柱的柱高、截面尺寸等均厂房为等高排架可用剪力分配法进行排架内力分析。 相同，故这两柱的有关参数相同。1柱顶剪力分配系数柱顶位移系数和柱的剪力分配系数分别计算，结果见

13、下表柱号n = Iu/Il 丸=Hu /HC°=3/1 十九3(1/n_ 1)右=H3/C0EIln - 1佝i Z 1/®n= 0.109C0 =2.435A、B柱& = 0.305,、工 H3Q 0.210 沢 10E"ab=0.5由上表可知，A B =1.°。2. 单阶变截面柱柱顶反力系数由表3-9中给出的公式可分别计算不同荷载作用下单阶变截面柱的柱顶反力系数,计算结果见表3-19。表 3-19简图柱顶反力系数A柱和B柱2.143C3 二31 - 223 1213( -1)1.1042-3a，2(2 a)(1a)2n-(2-3a)0.559

14、3i4(1 -1)C11 = 83 n83 z1( 1)n0.3263内力正负号规定本例题中，排架柱的弯矩、剪力和轴力的正负号规定如图3-82所示，后面的各弯矩图和柱底剪力均未标出正负号，弯矩图画在受拉一侧，柱底剪力按实际方向标出。4 A/+M图 3-823.9.7排架内力分析1永久荷载作用下排架内力分析永久荷载作用下排架的计算简图如图3-83 (a)所示。图中的重力荷载 及力矩 根据图3-79确定，即G 二 G =279.80kNG2 二 G3 G4 =44.30 15.60 = 59.90kNG3 二 G5a =41.74kNMG, -279.80 0.05N3.99kN mM2 =(G

15、G4A)e)-G =(279.80 15.60) 0.25-44.30 0.3 = 60.56kN m由于图3-83(a)所示排架为对称结构且作用对称荷载，排架结构无侧移，故各柱可按顶为不动铰支座 计算内力。按照表 3-19计算的柱顶反力系数，柱顶不动铰支座反力R可根据表3-9所列的相应公式计算求得，即M1 M213.99 汉 2.143+60.56 汉 1.104Ra1C1-C37.57kN( >)H H12.8RA 二-7.57kN( >)求得柱顶反力R后，可根据平衡条件求得柱各截面的弯矩和剪力。柱各截面的轴力为该截面以上重力3-83(b)、(c)。荷载之和。恒载作用下排架结构

16、的弯矩图、轴力图和柱底剪力分别见图M.j 'j氐卜3图 3-832.屋面可变荷载作用下排架内力分析排架计算简图如图3-84(a)所示。屋架传至柱顶的集中荷载Q =36kN ,它在柱顶及变阶处引起的力矩分别为M1A = 36.00 0.05 = 1.80kN= M1BM2a =36.00 0.25 =9.00kN=M2B按照表3-19计算的柱顶反力系数和表3-9所列的相应公式可求得柱顶不动铰支座反力R即M 1AHC1M 2A、L31.80 2.143 9.00 1.10412.8= 1.08kN( > )RB=-1.08kN()则排架柱顶不动铰支座总反力为：R -Ra Rb -1.

17、08 -1.08=0kN( > )排架各柱的弯矩图、轴力图及柱底剪力如图3-84( b)、( c)所示。图 3-843. 屋面可变荷载作用下排架内力分析（1）Dmax作用于A柱计算简图如图3-86（a）所示。其中吊车竖向荷载Dmax、Dmin在牛腿顶面处引起的力矩分别为:M A = Dmaxe3 = 462.25 0.3 =138.68kN mM b = Dmine3 = 96.75 0.3 = 29.03kN m按照表3-19计算的柱顶反力系数和表3-9所列的相应公式可求得柱顶不动铰支座反力R分别为Ra _ _138.68 1.104 - _11.96kN()H12.8M b29.03

18、RbbC31.268 =2.27kN()H12.8R -Ra Rb 一11.96 2.27 - -9.69kN ()排架各柱顶剪力分别为VA 二 Ra- aR =-11.96 0.5 9.69 =-6.98kN()Vb 二 Ra - bR = 2.270.5 9.69 =7.12kN( > )排架各柱的弯矩图、轴力图及柱底剪力如图3-86（ b）、（ c）所示。Dmax作用于B柱同理，将 作用于A柱情况的A、B柱内力对换，并改变内力符号可求得各柱的内力。（3）Tmax作用于AB跨柱当AB跨作用吊车横向水平荷载时，排架计算简图如图3-90（a）所示。由表3-9得，a =(3.9 _1.2)

19、/3.9 =0.692则柱顶不动铰支座反力RA RB分别为Ra »TmaxC5 »14.78 0.559 »8.26kN （-）Rb 一 -TmaxC5 - -14.78 0.559 - -8.26kN（）排架柱顶总反力 R为r=ra Rb - -8.26-8.26 - -16.52kN（）各柱顶剪力分别为VA =RA - AR=-8.26 0.5 16.52 =0VB =Rb - BR 一 -8.26 0.5 16.52 =03-90 ( b)所示。当Tmax方向相反时,弯矩图和剪力图只改变符号,排架各柱的弯矩图及柱底剪力值如图 数值不变。1-flL 14. 风

20、荷载作用下排架内力分析(1)左吹风时计算简图如图3-92 (a)所示。柱顶不动铰支座反力 Ra、Rb及总反力R分别为Ra =-q1HC11 - -1.79 12.8 0.316 =7.47kN（）RB 二-q2HC1 -0.89 12.8 0.326 二3.71kN（）R 二 Ra Rb Fw =-7.47 -3.71 -6.75 = T7.93kN（）各柱顶剪力分别为Va=Ra- aR=7.47 0.5 17.93 =1.50kN（；）Vb 二 Rb - BR 二-3.71 0.5 17.93 =5.26kN（、）排架内力图如图3-92 ( b)所示。(2)右吹风时将图3-92(b) 所示A

21、、B柱内力图对换，并改变内力符号后即可。二二3.9.8内力组合以A柱内力组合为例。 控制截面分别取上柱底部截面1-1、牛腿顶截面nn和下柱底截面川-川，如图 3-53所示。表3-20为各种荷戴作用下 A柱各控制截面的内力标准值汇总表。表中控制截面及正号内力方向如表3-20中的例图所示。荷载效应的奉基本组合设计值按式(3-24)进行计算。在每种荷载效应组合中，对矩形和I形截面柱均应考虑以下四种组合，即(1) Mmax及相应的N、V Mmax及相应的N、V ;Nmax及相应的M、V ；(4) Nmin及相应的M、V。控制何载 类别永久何载效 应Sgk屋面可变荷载效应Sgk吊车竖向荷载效应Sgk吊车

22、水 平荷载 效应Sqk风荷载效应SqkDmax作用在A柱Dmax作用在B柱Tmax作用在AB跨左风右风截面 及正 向内 力弯矩 图及 柱底 截面 剪力if F *i /占1 Gp-k:3十巧1 1p n .''(! . 1.r-；4 口E1 iHl咒=1 T -1JIL j序号1-1MK15.532.41-27.22-27.77019.46-27.28N<295.4036.000000011-11MK-45.03-6.59111.461.26019.46-27.28N<339.7036.00462.2596.75000III-IIIMK22.353.0249.34-

23、62.1+62.1165.83-140.24N<381.4436.00462.2596.75000V<7.571.08-6.98-7.128.2624.41-16.65由于本例不考虑抗震设防，对柱截面一般不需进行受剪承载力计算。故除下柱底截面川-川外，其他截面的不利内力组合未给出所对应的剪力值。对柱进行裂缝宽度验算和基础地基承载力计算时，需采用荷载效应的标准组合和准永久组合的效应设 计值。表3-21和表3-22为A柱荷载效应的基本组合和标准组合。截面内力组合mnmn基本组合（可变荷载控制）Sd+ YqiLSqik吃Yq/l肌SQik标准组合:Sd =迟SGjk+ Sqik吃化iSQ

24、kjmi =2j 二i=2+ M max及相应的N,V-Mmax及相应的N,VNmax及相应的M,VNmin及相应的N,V1-1M1.2 + 1.4 +1.4 748.24 +1.4 >0.9 > +1.4X0.7 0.9 +0.6 X-66.381.2 X +1.4 >0.9 +1.4 0.7 45.24+1.4 >0.9 + 1.4 >0.7 42.14N389.76295.40389.76295.4011-11M + 1.4 >0.9 +1.4 >0.6X©114.481.2 + 1.4 0.9 + 1.4 >0.7 -94.87

25、1.2 +1.4 0.9 +1.4 粒7 +0.6 X（+）75.84+1.4 X0.9 > + 1.4 X0.6 -80.26N922.14442.921025.36339.70Ill-IllM1.2 +1.4 +1.4 >0.7 淹+0.7 >0.9 +0.7 >0.9迢）361.04 +1.4 > +0.7 >0.9X （+）-293.851.2 +1.4 0.9 +1.4 >0.7 X（ +0.9 >）196.42+ 1.4 + 1.4 >0.7 X（ +0.8 滙 +0.9 滤）335.84N946.01466.771075.44

26、779.12V34.34-24.469.9333.34Mk+0.7 （+） +0.7 0.9275.57+0.7 0.8 +0.7 0.9-203.41 +0.9 迢+0.7 +0.7 >0.9 +0.6 X219.29+（0.7 +0.7 X0.9 >）273.46Nk730.20435.62822.67705.02Vk34.34-24.4621.1433.26截面内力组合mn基本组合（永久荷载控制）Sd =送GjSGjk +瓦YcAFciSQiki=1+ Mmax及相应的N,V-Mmax及相应的N,VNmax及相应的M,VNmin及相应的N,VM1.35 X +1.4 X（0.

27、7 X+0.6 ）39.66 +1.4 （ 0.7 >0.8 X-53.181.35 +1.4 X（0.6 强 +0.7 X）39.66 + 1.4 X（0.6 X +0.7 X）34.231-1N434.07+0.7 0.9 +0.6 X）295.40434.07330.6811-11M +1.4 X（0.7 +0.6X）80.551.35 +1.4 X （0.6 © +0.7 XX）-80.401.35 +1.4 卩.7 X0.9 +0.7 X+0.6 X（+）24.46+1.4 X0.6 X（+）-51.62N792.71493.88901.58339.70Ill-Ill

28、M1.35 +1.4 X0.7X+0.7X0.8 X（+）+0.6 X274.46 +1.4 X0.6 泄+0.7 X0.8 （ + ）-207.281.35 +1.4 卩 .7 +0.7 0.9 X（+）147.69+ 1.4 （ 0.7 X+0.7 X0.8 +0.6 X）203.29N912.63457.29957.93779.12V32.79-18.4712.4123.663.9.9柱截面设计仍以A柱为例。混凝土强度等级为C30, fc =14.3N /mm2,如=2.01N /mm2 ；纵向钢筋采用HRB400级，ftk =2.01N/mm2，0.518。上、下柱均采用对称配筋。1

29、选取控制截面最不利内力对上柱，截面的有效高度取h0 =400 - 45 = 355mm，则大偏心受压和小偏心受压界限破坏时对应的轴向压力为Nb ="fcbh0 产1.0 14.3 400 355 0.518 =1051.85kN当N岂比=1051.85kN时,为大偏心受压；由表3-21表3-23可见，上柱I I截面共有8组不利内力。经ei判别，其中8组内力均为大偏心受压，对8组大偏心受压内力，按照“弯矩相差不多时，轴力越小越不利；轴力相差不多时，弯矩越大越不利”的原则，可确定上柱的最不利内力为M 66.38kN m N =295.40kN对下柱，截面的有效高度取h° =90

30、° - 45 =855mm，则大偏心受压和小偏心受压界限破坏时对应 的轴向压力为Nb/伽 b (bf'-b)hf' =1.0 14.3 100 855 0.518 (400-100) 150= 1276.38kN当N，Nb =1276.83kN ,且弯矩较大时，为大偏心受压。由表3-21-表3-23可见，下柱H n和川一川截面共有 16组不利内力。经用 ©判别，其中12组内力为大偏心受压，有4组内力为小偏心 受压且均满足N 'Nb =1276.83kN，故小偏心受压均为构造配筋。对12组大偏心受压内力，采用与 上柱1-1截面相同的分析方法，可确定下柱

31、的最不力内力为M =361.04kN mM = -263.86kN mN =946.01kNN =466.77kN2 上柱配筋计算由上述分析结果可知，上柱取下列最不利内力进行配筋计算：M0 = -66.38kN m N =295.40kN由表3-12查得有吊车厂房排架方向上柱的计算长度为1q = 2 3.9 二 7.8m666.38 10295400=224.71mm由于h/30=400/30=13.33mm,取附加偏心距e20mm,则e =e0 ea =224.7120 = 244.71mm0.5fcAN20.5 14.3 400 cc” =3.873 a 1.0 .s _ 1 0 取 c

32、= 1.0295400=1亠1500 eh0217800 2c =1()1.0=1.368c244.71 ' 400)1500 -355M -.sM。=1.368 66.38 =90.81kN mMafea90.81 106295.4 10320 =327.41 mmey h/2-as 二 327.41400/2 - 45 二 482.41mmN：1 f cbh°2954001.0 14.3 400 355= 0.145 ： 2as/h0 =90/355 =0.254故取X =2as进行计算e -h/2 as =327.41 -400/2 45 = 172.41mm” Ne

33、295400 汉 172.412As 二 As456.36mmfy(h° as)360(35545)选(三级钢)18(A =763mm2)，贝UAs = 763mm2 人时二九 bh = 0.2% 400 400 = 320mm2,满足要求。由表3 12得，垂直于排架方向上柱的计算长度“二1.25 3.9 =4.875m，则l0/b =4875/400 =12.19® =0.95Nu =0.9(fcA fyAs) =0.9 0.95 (14.3 400 400 360 763 2) =2425.94kN Nma434.07kN满足弯矩作用平面外的承载力要求。3 下柱配筋计算

34、由分析结果可知，下柱取下列两组为最不利内力进行配筋计算：M0 =361.04kN mM0 =263.86kN mN =946.01kNN =466.77kN(1)按 M0 =361.°4kN m, n =946.01kN 计算面尺寸由表3-12可查得下柱计算长度取."Oh1 =8.9m；截b =100m, b； = 400mm, h； = 150mmo6= 381.65mmM0361.04 10eo :N 946010取附加偏心距ea=900/30mm 20mm,则ei1500h°1500 也色(900355890°)2 1.0=1.135e =eo e

35、a =381.65 30 =411.65mm9460100.5 fcA 0.5 14.3 100 900 2 (400 -100)15叭 1.36 .°409.78 106SM0 =1.135 361.04 =409.78kN me =e° +ea=3 +30 = 463.17mmN946.01 103e=e +h/2 as =463.17+900/245 =868.17mm先假定中和轴位于翼缘内,946.01x165.39mm hf = 150mmHfcbf 1.0 14.3 400受压区进入腹板内，则x 二 Njfc(bf b)hf 二 946010一143 (400一

36、100) 150 = 211.55mm ifcb1.0 14.3 100x ：血=0,518 855 =442.89mm，为大偏心受压构件，则N：1fcbX(h2r：1fc(bf -b)hf(h£)f,(ho _aj211 55150946010 868.17 -1.0 14.3 100 211.55 (255)-1.0 14.3 (400 -100) 150 (855)2 2360 (855 -45)2= 1867.12mm(2)按 M。=26385kN m，N =466.77kN 计算计算方法与上述相同，计算过程从略，计算结果为2AS 二 AS 二 867.94mm综合上述计算结

37、果，下柱截面选用6 (三钢 20( As =1884mm)且满足最下配筋的要求,即 AAs,min 二'mina 二=?min bh(bf-b)hf2 0.2%1810360mm。4 .柱的裂缝宽度验算按荷载准永久组合计算时，该单层厂房A柱的效应设计值较小，不起控制作用，因此可不对其进行 裂缝宽度验算。5 柱箍筋配置非地震区单层厂房柱，其箍筋数量一般由构造要求控制，根据构造柱要求，上、下柱箍筋均选用8200。3-94所示。其中牛腿截面宽6 牛腿设计根据吊车梁支承位置、截面尺寸及构造要求，初步拟定牛腿尺寸如图度 b =400mm，牛腿截面高度 h = 600mm, % 二 555mm o

38、(I)牛腿截面高度验算作用于牛腿顶面按荷载效应标准组合计算的竖向力为Fvk =Dmax G3 =462.25 44.30 =506.55kN牛腿顶面无水平荷载，即 Fhk =0 ；图3-94牛腿尺寸简图对支承吊车梁的牛腿，裂缝控制系数'=0.65 ；柿rRN/mm?；a = -150 20 = -130mm： 0，取 a = 0；由式(3-27)得口Fhkftkbh02.0仆 400 汇 555= 580.09kN Fvk：（1一0.5 吃）tk 00.650.5aFvk 0.5h0故牛腿截面高度满足要求。(2)牛腿配筋计算由于a = -150 20 = -130mm ： 0，因而该牛

39、腿可按构造要求配筋。根据构造要求,As占人阿=0.002汇400汉600 =480mm，实际选用(三级钢)14( As =616mm)。水平箍筋选 用 8100。7 柱的吊装验算采用翻身起吊，吊点设在牛腿下部，混凝土达到设计强度后起吊。由表3-13可得柱插入杯口深度为h1 =0.9 900 =810mm ,取0 =850mm ,则柱吊装时总长度为3.9+8.9+0.85=13.65m，计算简图如图3-95所示。6go !mnmmirt丿图3-95 柱吊装计算简图(I)荷载计算柱吊装阶段的荷载为柱自重重力荷载，且应考虑动力系数，即(2)内力计算qi = " Gqik =1.5 1.35

40、 4.0 = 8.10kN / mq2 一Gq2k =1.5 1.35 (0.4 1.0 25) =20.25kN/mq3 二"Gq3k=1.5 1.35 4.69=9.50kN/m在上述荷载作用下，柱各控制截面的弯矩为皿宀為用8.10 3.92 =61.60kN m2 2M2 =丄 8.10 (3.9 0.6)2 - (20.25 -8.10) 0.62 =84.20kN m 2 -b 二 R3q3l；M2 =02得Ra-叫 二1 9.50 9.15=34.26kN2l329.15l3dM 二 Ra -qsx =0令dx，得x = Ra /q3 = 34.26 / 9.50 = 3

41、.61m则下柱段最大弯矩M 3为M 3 =34.26 3.61 一1 9.50 3.6161.78kN m2承载力和裂缝宽度验算2上柱配筋为代=人=763( 3三级钢18)，其受弯承载力按下式进行验算:Mu二 fyA(h0 -aJ =360 763 (355-45)=85.15 106N mm=85.15kN m°Mi=1.0 61.60 =61.60kN m裂缝宽度验算如下:M k =61.60/1.35 =45.63kN m-skMk45.63 106193.63N/mm20.87h0A.0.87 355 763763ftk"匕。“。“。"00954 &quo

42、t;.01，取"0.01'1.1-0.65 亠=1.1-0.652010.43Ptsk0.01 勺93.63G = 25 8 = 33mmmax 二：0.08deq)Es' te193.63丄18=1.9 0.435 (1.9 33 0.08)2"05 0.01二 0.164mm :： max二 0.2mm满足要求。下柱配筋氏=A =1884mm2( 6钢120),其受弯承载力按下式进行计算:Mu 二 fyA(h° -as) =360 1884 (855-45) =549.37 106N mm= 549.37kN m.0M1 =1.0 84.20k

43、N m =84.20kN m裂缝宽度验算如下:Mk =84.20/1.35 =62.37kN mMk0.87h0As62.37 1060.87 855 1884=44.51N / mm2As1884Ae 0.5 18 104= 0.02090.01，取0.01f2 01即=1.1 0.65 J =1.1 0.650.30： 0.2Resk0.0209x44.51取屮=0.2'max 二：OVCs 0.08止)Es: te44 5118=1.9 0.25 (1.9 33 0.08)2"00.0209=0.011mm ： max二 0.2mm满足要求。3.9.10基础设计建筑地基

44、基础设计规范(GB 50007-2002)规定，对6m柱距单层排架结构单跨厂房，当地基承载力特征值为160kN/mm2 一 fak ： 200kN / mm2,厂房跨度I =30m，吊车额定起重量不超过 30t，以及 设计等级为丙级时， 设计时可不做地基变形验算。本例符合上述条件，故不需进行地基变形验算。 下面以A柱为例进行该柱的基础设计。基础材料：混凝土强度等级取C25, fc =11.9N/mm2， ft =1.27N /mm2 ；钢筋采用2HR335， fy二300N / mm2 ；基础垫层采用 C10素混凝土。1.基础设计时不利内力的选取作用于基础顶面上的荷载包括柱底(川一川截面)传给

45、基础的M、N、V以及围护墙自重重力荷载两部分。按照建筑地基基础设计规范> (GB50007-2011)的规定，基础的地基承载力验算取用荷载效应标准组合，基础的受冲切承载力验算和底板配筋计算取用荷载效应基本组台。由于围护墙自重重力荷 载大小、方向和作用位置均不变，故基础最不利内力主要取决于柱底(川一川截面)的不利内力，应选 取轴力为最大的不利内力组合以及正负弯矩为最大的不利内力组合。经对表3-20-表3-22中的柱底截组别何载标准组合的效应设计值荷载基本组合的效应设计值Mk(kN m)Nk(kN)Vk(kN)M (kN m)N(kN)Vk(kN)第一组275.75730.2234.3436

46、1.04946.0134.34第二组-203.44435.62-24.46-263.85466.77-24.46第三组219.29822.6721.14196.421075.449.93表 3-232 围护墙自重重力荷载计算如图3-97所示,每个基础承受的围护墙总宽度为6m，总高度为14.65m,墙体为32240mm厚烧结普通黏土砖砌筑，重度为19kN / m ；钢框玻璃窗自重，按0.45kN / m计算,每根基础梁自重为16kN ,则每个基础承受的由墙体传来的重力荷载标准值为基础梁自重16.70kN墙体自重19 0.24 6 14.65-(4.8 1.8) 3.6 = 292.48kN钢窗自

47、重0.45 3.6 (4.8 1.8)=10.69kNNwk =319.87kN2409003600±0 000图3-9围护墙对基础产生的偏心距为ew =120450 = 570 mm3 基础地面尺寸及地基承载力验算(I) 基础高度和埋置深度确定由构造要求可知，基础高度为h- a! 50mm，其中hi为柱插入杯口深度，由表3-13可知，hi =0.9h =0.9 900 =810 800mm，取 A =850mm ； ai为杯底厚度，由表 3-14 可知ai 200mm，取印=250mm ；故基础高度为h = 850 250 50 = 1150mm因基础顶面标高为 -0.50m，室内

48、外高差为150mm，则基础埋置深度为d =1150 500-150= 1500mm(2) 基础底面尺寸拟定基础底面面积按地基承载力计算确定，并取用荷载效应标准组合。由建筑地基基础n _ 1 0 n _ 0设计规范(GB 50007-2011)可查得 1.0，匕一 0 (黏性土)，取基础底面以上土及3基础的平均重度为m =20kN/m，则深度修正后的地基承载力特征值fa按下式计算：fafakd m(d -0.5) =165 1.0 20 (1.5 0.5) =185kN/m2由式(3-31)按轴心受压估算基础底面尺寸，取Nk =Nk,max +Nwk =822.67 +319.87 = 1142

49、.54kN贝UNkA' - md1142.54185 20 1.5= 7.37m30%取考虑到偏心的影响，将基础的底面尺寸再增加A=l b =2.7 3.6=9.72m2基础底面的弹性抵抗矩为12123W lb2.7 3.6 =5.83m6 6(3) 地基承载力验算基础自重和土重为(基础及其上填土的平均自重取m =2°kN/m)Gk 二 mlA=20 1.5 9.72 =291.60kN由表3-23可知，选取以下三组不利内力进行基础底面积计算:Mk =275.57kNmMk - -203.44kNmMk =219.29kNmNk =730.22kNNk =435.62kNNk

50、 =822.67kNVk = 34.34kNVk - -24.46kNVk =21.14kN先按第一组不利内力计算，基础底面相应于荷载效应标准组合时的竖向压力值和力矩值分别为（图3-98a）bk-Nk Gk ' Nwk= 730.22 291.60319.87 = 1341.68kNMbk =Mk VkhNwkew =275.57 34.34 1.15 319.87 0.57 = 132.74kN m由式(3-32)可得基础底面边缘的压力为Pk，max _Nbk .MbkPk,min A W134.169132.749.72- 5.83155.51kN/m2= 138.03 22.77

51、2115.26kN / m2由式(3-35a)和式(3-35b)进行地基承载力验算pk,m axpk,min155.51115.2622 2= 135.39kN/m : f185kN /m2 2Pk,max =155.51kN/m c1.2fa =1.2汉 185 = 222kN/m满足要求。取第二组不利内力计算，基础底面相应于荷载效应标准组合时的竖向压力值和力矩值分别为(图3-98b)Nbk 二心 Gk Nwk= 435.62291.60 319.87 = 1047.09kNMbk =Mk Vkh-Nwkew-203.44 -24.46 1.15 -319.87 0.57 =413.89kN m由式(3-32)可得基础底面边缘的压力为Pk,maxPk,minN bk M bk1047.09413.89±9.725.83178.72kN/m2=107.73 _ 70.99 =236.74kN/m2Pk ,maxPk ,min由式(3-35a)和式(3-35b)进行地基承