单层混凝土结构工业厂房设计

1、单层厂房排架结构设计实例A Desig n of Example for Mill Bents of On e-story In dustrial Workshops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。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。R琴争呼耳轧加？ 书竽年6lC0 EdM:汕一，6CXJ b.EJIJC 现

2、川工 aO.J6000 !i :X；r.yy., oeCFD 111 6QOQ 6000E00：6000ji；jIUL丄 N 345 G 7991()11 吃图 3-76图 3-772 结构设计原始资料厂房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，其余可变荷载的组合值系数均为 0 7。土壤冻结深度为，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、H

3、RB400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；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

4、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；选定吊车梁的高度hb =，暂取轨道顶面至吊车梁顶面的距离ha =，则牛腿顶面标高可按下式计算:hahb主要承嚏构件选生表V16构件帯称1标推图年靈力荷载h冷値410-1检应力淞凝土屋闻西YWBrgl中闾带JYWH211K 牆跆I. JkNtW包括匪強西LSmXSmtS应力曜棊土国面战巻吗防术夭沟板TGB 6S-11 31kN/niJ屋OKUIS4狈应力混駐上折蝶形屋期t跨度YWJA 1 1心D. D5kN/m*WG32J-2钢筋混凝土吊年梁吊车工怖级别为DL-9Z (申置繼DL-9B型

5、跨】4G.曲噸(MG們吊军猊适连摟悴怪CL fi0kN?TTi1钢筋混血上基弗架JL316. 7kN/ffl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+=9. 80m9. 60m。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=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，则计算简图中柱的总高度H、下柱高度H和上柱高度Hu分别为H =+0. 5=12. 8mH | =+0. 5=H =u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

6、面尺寸为 A、B轴上柱 口 b h 400mm 400mm下柱 bf h b hf 400mm 900mm 100mm 150mm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B1 260mm ;吊车桥架外边缘至上柱内边缘的净空宽度，一般取B2 80mm。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B3 400mm，故B2 e B1 B3750 260 400 90mm 80mm 亦符合要求。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

7、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。HJ11J/一/-(b)图 3-78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20.35kN /m20mm厚水泥砂浆找平层220 0.020.40kN/m2100mm厚水泥蛭石保温层5 0.10.50kN / m2一毡两油隔气层0.05kN /m220mm厚水泥砂浆找平层220 0.020.40kN/m2预应力混凝土屋面板(包括灌缝)21.40kN /m屋盖钢支撑20.05kN /m3.1

8、5kN / m2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I06kN/榀，则作用于柱顶的屋盖结构自重标准值为24106G1 3.15 6279.80kN2 2(2)吊车梁及轨道自重标准值G339.5 0.8 644.30kN(3)柱自重标准值A、B轴上柱 G4A G4B 4 3.915.60kN下柱 G5A G5B 4.69 8.941.74kN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怦,屋面雪荷载标准值为怦，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 Q1 0.5 636.00kN2Qi的作

9、用位置与 Gi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 200kN,Pmax 215kN,Pmin 45kN,B 5.55m, K 4.40m,Q1 75kN3-80所示，据此可求得根据B及K，可算得吊车梁支座反力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。44()0L440011 1 1fl11u1s图 3-80(1)吊车竖向荷裁 吊车竖向荷载标准值为215 (1 0.8080.267 0.075)462.25kNmin Fminyi45 (10.808 0.267 0.

10、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 QJ 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 Tyi6.875 (1 0.808 0.267 0.075) 14.78kN4 风荷载风荷载标准值按式(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z为1kz s1 z 01.0 0.8 1.064 0.350.298kN /m22kz s2 z 01.0 0.4 1.064 0.350.149kN

11、/m2柱顶(标高)z 1.064檐口(标高)z 1.129屋顶(标高)z 1.170风荷载体型系数s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则作用于排架计算简图(图3-81b)上的风荷载标准值为q0.2986.01.79kN /mq20.1496.00.89kN/mFw ( s1s2)zg ( s3 s4)zh? z 0B(0.80.5)1.129 2.3 ( 0.6 0.5) 1.17 1.4 1.0 0.35 6.06.75kNhb4三-：)-：q9l-JA11VI-hiAHA图 3-81.Li排架内力分析有关系数厂房为等高排架可用剪力分配法进

12、行排架内力分析。 相同，故这两柱的有关参数相同。由于该厂房的A柱和B柱的柱高、截面尺寸等均由上表可知,1.0 O1柱顶剪力分配系数n Iu/IlC0 3/13（1/n1）1/ i柱号肌/HH3/CEhi1/ iC02.435n 0.109A、B柱0.305H3Ab 0.5A B 0.210 10 10E柱顶位移系数和柱的剪力分配系数分别计算，结果见下表AB2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A7 c J2L312（1 丄）C13n213（丄 1）nZ J rC3-213（

13、丄 1）nC5Cii81311 2 3a 2(2 a)(1 a)(2 3a)1 n2 13(丄 1)3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。rx图 3-82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G1G1279.80kNG3G444.30 15.60 59.90kNG3 G5a 41.74kNM1 Gq 279.80 0.05 13.99kN mM2 (G G4A)e0

14、G3e3 (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Ra业坐 1399 2143 6561047.57kNH 1 H 312.8Ra7.57kN()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荷载之和。恒载作用下排架结构的弯矩图、轴力图和柱底剪力分别见图3-83(b)、(c)。图 3-832. 屋面可变荷载作用下排架内

15、力分析Q1 36kN ,它在柱顶及变阶处引起的力矩排架计算简图如图 3-84(a)所示。屋架传至柱顶的集中荷载 分别为M1A 36.00 0.05 1.80kN m M1BM2A 36.00 0.259.00kN m M?b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RaM 1A、C1HM 2A、C3H1.80 2.143 9.00 1.10412.81.08kN(Rb 1.08kN()则排架柱顶不动铰支座总反力为:R RA RB 1.08 1.08 OkN()排架各柱的弯矩图、轴力图及柱底剪力如图3-84 ( b)、(c)所示。3. 屋面可变荷载作用下

16、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:MA Dmaxe3 462.25 0.3 138.68kN mM BDmine3 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M A138.68RA AC31.10411.96kN()H12.8Mb29.03RBBC31.268 2.27kN()H12.8RRA RB11.96 2.279.69kN()排架各柱顶剪力分别为VA RAAR 11.96 0.5 9.696.98kN(

17、)VbRAbR 2.27 0.5 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。lb.图 3-86（2）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 (3.91.2)/3.90.692则柱顶不动铰支座反力Ra、Rb分别为RATmaxC514.780.5598.26kN()RBTmaxC514.780.5598.26kN()排架柱顶总反力R为R Ra rb8.26 8.2616.52kN

18、()各柱顶剪力分别为VA RaaR8.26 0.5 16.52 0VBRbbR 8.26 0.5 16.52 0排架各柱的弯矩图及柱底剪力值如图3-90（ b）所示。当Tmax方向相反时，弯矩图和剪力图只改变符号, 数值不变。；a |图 3-904. 风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Raq1 HC111.79 12.8 0.3167.47kN()Rbq2 HC110.89 12.8 0.3263.71kN()rRaRbFW7.47 3.71 6.7517.93kN()各柱顶剪力分别为VaRaaR7.470.51

19、7.931.50kN()VbRbbR3.710.517.935.26kN()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、B柱内力图对换，并改变内力符号后即可。A13Al图 3-92内力组合-川，如图(3-24) 进以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 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

20、、V Mmax及相应的N、V ;(3) Nmax 及相应的 M、 V ；Nmin及相应的M、V。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 截面的不利内力组合未给出所对应的剪力值。控制 截面 及正 向内 力何载 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跨左风右风弯矩 图及 柱底 截面 剪力 円1 SAHI i L.-刚厘7訓1F11V” 1IXh, 11斗 |.|1巾JL (GB50007-2011)的规定，基础的地基承载力验算取用荷载效

21、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)第一组第二组第三组表 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 /

22、 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) 3.6292.48kN钢窗自重0.45 3.6 (4.8 1.8)10.69kNNwk 319.87kN240图3-9围护墙对基础产生的偏心距为ew 120450570 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 hl a1 50mm，其中hl为柱插入杯口深度，由表3-13可知，hi 0.9h 0.9 900 810 800mm，取 hi

23、 850mm ； ai 为杯底厚度，由表 3-14 可知ai 200mm，取a1250mm ；故基础高度为h 850 250 50 1150mm因基础顶面标高为.5m，室内外高差为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。由建筑地基基础设计规范(GB 50007-2011)可查得d 1.0， b 0 (黏性土)，取基础底面以上土及基础的平均重度为m 2kN/m，则深度修正后的地基承载力特征值fa按下式计算:f afakd m(d 0.5)165 1.0 20 (1.5 0.5)185k

24、N/m2由式(3-31)按轴心受压估算基础底面尺寸，取NkNk,maxNwk 822.67 319.87 1142.54kNNkmd1142.54185 20 1.57.37m2考虑到偏心的影响，将基础的底面尺寸再增加30%取A l b 2.7 3.69.72m2基础底面的弹性抵抗矩为12123W -lb - 2.7 3.65.83m6 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 20kN /m3)GkmdA 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:M k 275.57kN mMk203.44kN mMk21

25、9.29kN mN k 730.22kNVk 34.34kNNk 435.62kNVk24.46kNNkVk822.67kN21.14kN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)Nbk Nk Gk Nwk 730.22 291.60319.871341.68kN mMbk Mk Vkh Nwkew 275.57 34.341.15 319.870.57132.74kN m由式(3-32)可得基础底面边缘的压力为Pkmax 血 Mbk134.169132.74Pk,min A W138.03 22.779.725.83155.51kN/m

26、2115.26kN / m2由式(3-35a)和式(3-35b)进行地基承载力验算fa 185kN/m2pk,max pk,min 155.51115.262135.39kN / m2 2Pk,max 155.51kN/m1.2 fa 1.2 185 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 Nk Gk Nwk 435.62291.60 319.871047.09kN mMbk Mk Vkh Nwkew203.44 24.46 1.15 319.87 0.57413.89kN m由式(3-32)可得基础

27、底面边缘的压力为Pk,maxPk,minN bk M bkA W1047.09413.899.725.83178.72kN/m2107.73 70.99236.74kN/m2由式(3-35a)和式(3-35b)进行地基承载力验算Pk ,maxPk ,min178.7236.742107.73kN /m2fa 185kN /m2pk,max 178.72kN/m21.2 fa 1.2 185 222kN / m2满足要求。取第三组不利内力计算，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3-98C)Nbk Nk Gk Nwk 822.67 291.60 319.871434.1

28、4kNM bkMk VkhNwkew219.29 21.14 1.15 319.87 0.5761.28kN m由式(3-32)可得基础底面边缘的压力为Pk,max 皿皿Pk,min A W1434.149.7261.285.83147.55 10.51158.06kN/m2137.04kN/m2由式(3-35a)和式(3-35b)进行地基承载力验算pk,m axpk,min158.06 137.042147.55kN /m2fa 185kN /m22 2Pk,max 158.06kN/m1.2 fa 1.2 185222kN / m满足要求。图 3-98tc)4.基础受冲切承载力验算基础受冲

29、切承载力计算时采用荷载效应的基本组合，并采用基底净反力。由表M 263.85kN mN 466.77kNV 24.46kN列三组不利内力；M 361.04kN mN 946.01kNV 34.34kN3-23可知，选取下M 196.42kN mN 1075.44kNV 9.93kN先按第一组不利内力计算,该组内力组合时，取G 1.2，不考虑基础自重及其上土重后相应于荷载效应基本组合时的地基净反力计算如下（图3-99b）:Nb N GNwk 946.01 1.2 319.871329.89kNMb M VhGNwkew 361.04 34.34Nb Mb 1329.85181.74 朽厶 82A

30、 W 9.725.83.P j ,max1.15 1.2 319.87 0.57181.74kN m Pj,min167.99kN/m231.172105.65kN/m2按第二组不利内力计算，该组内力组合时，取G 1.0，不考虑基础自重及其上土重后相应于荷载效应基本组合时的地基净反力计算如下（图3-99C）:Nb N GNwk 466.771.0 319.87786.64kNp j, maxMb M VhGNWkew263.85 24.46 1.15 1.0 319.87 0.57474.30kN m Pj,minNb MbA W786.64474.309.725.8380.93 81.361

31、62.29kN/m20.43kN/m2因最小净反力为负值，故基础底面净反力应按式（3-34）计算（图 3-99C）eMbNb474.30786.640.603mk t q 丄 3.6 0.603 1.197m2 22Nbp j, max2 786.643kl3 1.197 2.72162.27kN /m2最后按第三组不利内力计算，该组内力组合时，取 G 1.2，不考虑基础自重及其上土重后相应 于荷载效应基本组合时的地基净反力计算如下（图3-99d）:Nb N GNwk 1075.44 1.2 319.871459.28kNMbM VhGN wkew196.42 9.93 1.15NbMb1459.2810.95150.13 1.88AW9.725.83P j ,max1.2 319.87 0.5710.95kN m Pj,min152.01kN/m2148.25kN/m2TT T Tk基础各细部尺寸如图 3-99(a)、(e)所示。其中基础顶面突出柱边的宽度主要取决于杯壁厚度t，由表3-14查得t 300mm，取t 325mm，则基础顶面突出柱边的宽度为t 75mm 325 75 400mm。杯壁高度取为h2 500mm。根据所确定的尺寸可知，变阶处的冲切 破坏锥面比较危险，故只须对变阶处进行受冲切承载力验算。冲切破坏锥面如图3-99中的虚线所示。