混凝土结构课程设计(单层厂房)—双跨24+24

1 单层工业厂房结构设计任务书 ............................................................................................ 错误!未定义书签。

1.1 设计题目 .................................................................................................................... 错误!未定义书签。 1.2 设计任务 .................................................................................................................... 错误!未定义书签。 1.4 设计资料 ................................................................................................................................................... 1 2.单层厂房结构设计 ............................................................................................................................................... 3

2.1 屋面结构 ................................................................................................................................................... 3

2.1.1 屋面结构 ....................................................................................................................................... 3 2.1.2 排架柱及基础材料选用情况 ........................................................................ 错误!未定义书签。 2.1.3 梁柱的结构布置 ........................................................................................................................... 3 2.1.4 基础平面布置 ............................................................................................................................... 4 2.2 排架结构计算 ........................................................................................................................................... 5

2.2.1 计算简图及柱的计算参数 ........................................................................................................... 5 2.2.3 内力分析 ....................................................................................................................................... 7 2.2.4 最不利内力组合 ......................................................................................................................... 15 2.3 排架柱的设计 ......................................................................................................................................... 18

2.3.1 A(C)柱 ......................................................................................................................................... 18 2.3.2 B柱 .............................................................................................................................................. 26 2.4 基础设计 ................................................................................................................................................. 32

2.4.1 A(C)柱 ......................................................................................................................................... 32 2.4.2 B柱 .............................................................................................................................................. 36

单层工业厂房结构设计

1.工程概况

1.1 设计资料

某金工车间两跨等高厂房，柱距为6m，车间总长为72m，厂房跨度均为24米，采用钢门窗，钢窗宽度3.6m，室内外高差150mm，素混凝土地面，平面图和剖面如图1-1、1-2所示。

1.2 吊车

每跨设二台中级工作制软钩桥式吊车，吊车起重量为每跨一台15/3t吊车，柱顶标高为11.8米.

1.3 风荷载和雪荷载

基本风压为w00.45KN/㎡。基本雪压为s00.25 KN/㎡。

1.4 工程地质及水文地质条件

地基承载力标准值fk180kN/

m2，不考虑地下水位的影响，土壤天然重度按照s18kN/m3。

1.5 建筑做法 屋面板：选用标准图集04G410-1，1.5m×6m预应力混凝土屋面板，重力荷载标准值为厂房 标准 构件 及自重 1.4kN/m2（包括灌缝自重） 屋架：选用标准图集04G415-1，预应力混凝土折线形屋架（跨度24m），重力荷载标准值为106kN/榀，0.05kN/m2（屋架钢支撑） 吊车梁：选用标准图集04G323-2，钢筋混凝土吊车梁，重力荷载标准值为39.5kN/根 轨道连接：选用标准图集04G325，重力荷载标准值为0.80kN/m 基础梁：选用标准图集04G320，钢筋混凝土基础梁，重力荷载标准值为16.7kN/根 两毡三油防水层 0.35kN/m2 20mm厚水泥砂浆找平层 20kN/m2×0.02m 屋面做法 100mm厚水泥蛭石保温层 5kN/m2×0.1m 一毡两油隔气层 0.05kN/m2 预应力混凝土板（包括灌缝） 1.40kN/m2 屋盖钢支撑 0.05kN/m2 （1）排架柱 混凝土：C30，纵向受力钢筋：HRB400或HRB335；箍筋：HPB300 （2）基础 混凝土：C20，钢筋：HRB335；箍筋：HPB300 材料选用 1

图1-1 结构平面布置图

图1－2剖面图

2

2.单层厂房结构设计

2.1 屋面结构

2.1.1 屋面结构

⑵天沟板

采用（04G410-3）1.5m×6m预应力钢筋混凝土屋面板（卷材防水天沟板）.又屋面排板计算，天沟板的宽度为680mm，该厂房一侧设有3根落水管，天沟板内坡度为5‰，垫层最薄处为20mm厚，则最厚处为75mm，如图2-1所示，按最厚处的一块天沟板计算其所受的外加荷载标准值，见图2-2.选用方法同屋面板，其选用结果见表2-1，但需要注意天沟板的开洞位置.

图2-1

图2-2

2.1.3 梁柱的结构布置

⑴ 排架柱尺寸的选定

① 算上柱高及柱全高

轨顶标高为9.6m,吊车为15/3t,Lk=24-1.5=22.5m,中级工作制。 柱顶标高=11.8m.

由牛腿顶面标高及模板要求，吊车梁高为1.2m，轨道及垫层构造高度取0.17m，故 牛腿顶面标高=轨顶标高-吊车梁高度-轨顶垫高=9.6-1.2-0.17=8.23m(取8.2m) 上柱高Hu=柱顶标高-牛腿顶面标高=11.8-8.2=3.6m, 全柱高H=柱顶标高-基顶标高=11.8-（-0.6）=12.4m, 下柱高Hl=H-Hu=12.4-3.6=8.8m, 上柱与全柱高的比值λ=

Hu3.6=0.41 H8.8②柱截面尺寸.

边柱 上柱为矩形截面，bh400 mm×400 mm，则

；下柱为I形截面，bh400B2B1h750(200400)150mm80mm（满足要求）

3

×800 mm。

中柱 上柱为矩形截面，bh400 mm×600 mm，同理可知B2满足要求；下柱为I形截面，bh400×800 mm。

柱的截面几何特征列于表2-2。 柱号 A、C B 表2-2 柱的计算参数 2计算参数 截面尺寸（mm） 面积（mm） 上柱 下柱 上柱 □400×400 I400×800×100×150 □400×600 1.6×1051.775×10 52.4×10 5 惯性矩（mm） 2.13×10914.4×10 97.2×10 9 4自重（kN/m） 4.0 4.44 6.0 4.44 下柱 I400×800×100×150 1.775×105 14.4×109 I字形截面其余尺寸如图2-3.

图2-3

③牛腿尺寸初选

由牛腿几何尺寸的构造规定α≤45°,hl≥h/3,且hl≥200mm,故取α=45°，hl=400mm，则 A（C）轴柱：c750B轴柱：c750bc1800750150100800200mm；h=400+200=600mm. 2bc1400750150100400600mm；h=400+600=1000mm. 2牛腿尺寸见图2-4

图2-4

⑵柱间支撑可在该厂房中部轴线间设置上柱支撑和下柱支撑. ⑶吊车梁、柱及柱间支撑、墙体布置可参考以上选型及布置画出. 结构布置图见图纸

2.1.4 基础平面布置

⑴基础编号

4

首先应区分排架类型，分标准排架、端部排架、伸缩缝处排架等，然后对各类排架的中柱和边柱的基础分别编号，还有抗风柱的基础也须编入.

2.2 排架结构计算

2.2.1 计算简图及柱的计算参数

⑴计算简图

见图2-5.

2.2.2 荷载计算

⑴ 永久荷载 ① 盖自重

两毡三油防水层 1.2×0.35=0.42kN/m 20mm水泥1:3砂浆找平层 1.2×20×0.02=0.48kN/m 100mm厚水泥蛭石保温层 1.2×5×0.1=0.6kN/m 一毡两油隔气层 1.2×0.05=0.6kN/m2 预应力混凝土大型屋面板 1.2×1.4=1.68kN/m 屋架钢支撑 1.2×0.05=0.6kN/m2 Σg=4.38kN/m

天沟板 1.2×2.0×6=14.4kN 屋架自重 1.2×106=127.20kN 则作用于柱顶的屋盖结构自重：

2222224127.214.4=315.6kN 22h40015050mm e1=u15022G1=4.386② 自重

A、 C轴上柱：G2A=G2C=γGgkHu=1.2×4.0×3.6=18.72kN.

e2=e2A=e2C=

hlhu800400=200mm 2222下柱：G3A=G3C=γGgkHu=1.2×4.38×8.8=38.36kN

e3A=e3C=0

B轴上柱：G2B =1.2×6.0×3.6=18.72kN.

e2B=0

下柱：G3B= 1.2×4.38×8.8=38.36kN

e3B=0

5

③ 车梁及轨道自重

G4=1.2×（39.5+0.9×6.0）=61.08kN 各项永久荷载及其作用位置见图2-6。

图2-6

⑵屋面活荷载

2

由«荷载规范»查得屋面活荷载标准值为0.7KN/m（因屋面活活荷载大于雪荷载，故不考虑雪荷载）. Q=1.4×(0.5+0.2)×6×12=70.56kN

活荷载作用位置于屋盖自重作用位置相同，如图2-6括号所示. ⑵ 车荷载

吊车计算参数见表2-3，并将吊车吨位换算为kN.

表2-3 24m跨中级工作制桥式吊车主要参数

轮压值（kN） 小车重 吊车总重 吊车最大宽大车轮距 序号 起重量（t） gk（kN） （kN） 度B（mm） K（mm） Pmax Pmin ③ 15/3 176 55 73.2 312 5500 4400 根据B与K，算得吊车梁支座反力影响线中各轮压对应点的坐标值如图2-7所示，依据该图求得作用于柱上的吊车竖向荷载.

6

图2-7

① 车竖向荷载

Dmax=γQPk,maxΣyi=1.4×[176×(1+0.267 +0.808+0.075)]=647.25kN Dmin=γQPk,minΣyi=1.4×[55×(1+0.267+ 0.808+0.075)]=118.65kN ②吊车横向水平刹车力

当吊车起重量在Q=15～50t时，α=0.10，则一个大车轮子传递的吊车横向水平荷载设计值

1Tmax=QQ4gyi1.40.117655×（1+0.808+0.075+0.267）=18.4kN 4⑷风荷载

2

由设计资料该地区基本风压为ω0=0.40KN/m，按B类地面粗糙度，从«荷载规范»查得风压高度变化系数z为：

柱顶标高H=11.8m,查得z=1.394，

檐口标高14.6m，查得z=1.435， 风荷载标准值为：

ω1=zs1z0 =1.0×0.8×1.394×0.45=0.50kPa.

ω2=zs2z0 =1.0×0.4×1.435×0.45=0.26kPa. 则作用在排架计算简图的风荷载设计值为：

q1Q1B1.40.56=3.78kN/m q2Q2B1.40.266=1.85kN/m

Fw=Qs1+s22h1s3s4zh2zW0B =1.4×[(0.8+0.4)×1.435×1.46+(-0.1)×0.22×0.84]×1.0×0.45×6=8.39kN

风荷载作用下的计算简图如图2-8所示.

图2-8a风荷载体形系数 图2-8b风荷载计算简图

2.2.3 内力分析

⑴剪力分配系数μ的计算 A、 C轴柱：

H1I12.1331093.6,0.41 n0.148H28.8I214.4109332.4 331(1/n1)10.41(1/0.1481)9H238.83101239.57 则ACEI2C0E14.42.4EC0B轴柱：

H1I17.21093.6，0.41 n0.59H28.8I214.410

7

332.77 331(1/n1)10.41(1/0.51)3H211.11091则B34.29

EI2C0E14.42.77EC0各柱的剪力分配系数：

E39.57ACA0.317 12EE39.5734.29iB1AC10.3170.3170.366

⑶ 久荷载作用下排架内力分析。

恒荷载作用下的计算简图如图2-9（a）所示 G1A=G1C=G1=315.6kN

M1A=M1C=G1e1=315.6×0.05=15.78kN﹒m G2A=G2C=G2A+G4=18.72+61.08=79.8 kN

M2A=M2C=(G2Ak+G4A) e2-G4e3=(315.6+18.72)×0.2-61.08×0.35=45.49kN﹒m G3A=G3C=38.36 kN

由于图2-9（a）所示排架的计算简图为对称结构，在对称荷载作用下排架无侧移，各柱可按上端为不动铰支座计算，故中柱无弯矩. 由A、C柱：

n=0.148，λ=0.351，

11.5[12(11/n)]C12.68， 31(1/n1)R1C1M115.782.683.81kN() H28.81.512C31.05， 31(1/n1)R2C3M245.491.054.30kN() H28.8则RA=R1+R2=3.81+74.30=8.11kN,RC=-RA=-8.11kN

B柱：

’

G1B=2G1=2×315.6=631.2kN,M1=0, G2B= G4×2+G2B=61.08×2+28.08=150.24 Kn,M2=0,G3=38.36 kN n=0.5,λ=0.351,查得C1=1.61,C3=1.26

R1=0,R2=0,Rb= R1+R2=0 R=RA+RB+RA=0

将R反作用于排架柱顶，按分配系数求得排架各柱柱顶最后剪力分别为

VA=RA-ηAR=8.11kN(→) VB=0

VC=RC=-8.11kN(←)

在R与M、M共同作用下，可以作出排架的弯矩图、轴力图及柱底剪力图，如图2-9（b）、（c）所示.

8

图2-9 恒荷载作用下排架内力图

（a）计算简图；（b）M图（kNm），V（kN）；（c）N图（kN）

⑶屋面活荷载作用

①AB跨作用有屋面活荷载

由屋架传至柱顶的压力为Q=70.56kN，由它在A、B柱柱顶及变阶处引起的弯矩分别为：M1A=Q1e1=70.56×0.05=3.53kN﹒m, M2A=Q1e2=70.56×0.2=14.11kN﹒m, M1B=Q1e5=70.56×0.15=10.58kN﹒m, 计算简图如图2-10（a）所示. 计算不动铰支座反力 A柱：

由前知C1=2.68，C3=1.05，

RM1A1AC1H2.683.530.85kN() 28.8RM2A2AC3H1.0514.111.33kN() 28.8则RA=R1A+R2A=0.85+1.33=2.18kN(→)

B柱：

由前知C1=1.61,

RBCM1B1H1.6110.581.53kN() 28.8则排架柱顶不动铰支座总反力为：

R=RA+RB=2.18+1.53=3.71kN(→)

将R反作用于排架柱顶，按分配系数求得排架各柱顶剪力（ηA=ηC=0.317,ηB=0.366）VA=RA-ηA R=2.18-0.317×3.71=1.01kN(→) VB=RB-ηB R=1.53-0.366×3.71=0.17kN(→) VC=RC-ηC R=0-0.317×3.71=-0.99kN(←) 排架各柱的弯矩图、轴力图如图2-10（b）、（c）所示.

9

图2-10 AB跨在屋面活荷载作用下排架内力图 （a）计算简图；（b）M图（kNm），V（kN）；（cN图（kN）

②BC跨作用有屋面活荷载

由于结构对称，故只需将AB跨作用有屋面活荷载情况的A柱与C柱的内力对换并将内力变号即可，其排架各柱内力见图2-11.

图2-11 BC跨在屋面活荷载作用下排架内力图 （a）计算简图；（b）M图（kNm），V（kN）；（c）N图（kN）

⑷吊车荷载作用（不考虑厂房整体空间工作） ①Dmax作用于A柱

由前，Dmax=647.15kN(Dmin=118.65kN),由吊车竖向荷载、在柱中引起的弯矩为： MA= Dmax ﹒e=647.15×0.35=226,50kN﹒m, MB= Dmin ﹒e=118.65×0.75=88.99kN﹒m, 计算简图如图2-12（a）所示.

10

计算不动铰支座反力

A柱：n=0.148,λ=0.351,查表得C3=1.05， B柱：n=0.5,λ=0.351,查表得C3=1.26，

RACMAH1.05226.50321.43kN() 28.8RMBBC3H1.2688.998.810.10kN() 2则不动铰支座总反力为：

R=RA+RB=-21.43+10.10=-11.33kN(→)

将R反作用于排架柱顶，按分配系数求得排架各柱顶剪力（ηA=ηC=0.317,ηB=0.366）

VA=RA-ηA R=-21.43+0.317×11.33=-17.84kN(←) VB=RB-ηB R=10.10+0.366×11.33=14.25kN(→) VC=RC-ηC R=0+0.317×11.33=3.59kN(→) 排架各柱的弯矩图、轴力图如图2-12（b）、（c）所示.

图2-12 柱及吊车梁自重作用下排架内力图

（a）计算简图；（b）M图（kNm），V（kN）；（c）N图（kN）

②Dmax作用于B柱左

由吊车竖向荷载，Dmax=647.15kN(Dmin=118.65kN),在柱中引起的弯矩为： MA= Dmax ﹒e=647.15×0.75=485.36kN﹒m, MB= Dmin ﹒e=118.65×0.35=41.53kN﹒m, 计算简图如图2-13（a）所示. 计算不动铰支座反力

A柱：n=0.148,λ=0.351,查表得C3=1.05， B柱：n=0.5,λ=0.351,查表得C3=1.26，

RMAAC3H1.0541.533.93kN() 28.8RMBBC3H1.26485.3655.09kN() 28.8则不动铰支座总反力为：

R=RA+RB=-3.93+55.09=51.16kN(→)

将R反作用于排架柱顶，按分配系数求得排架各柱顶剪力（ηA=ηC=0.317,ηB=0.366）

VA=RA-ηA R=-3.93-0.317×51.16=-20.15kN(←)

11

VB=RB-ηB R=55.09-0.366×51.16=36.37kN(→) VC=RC-ηC R=0-0.317×51.16=-16.22kN(←) 排架各柱的弯矩图、轴力图如图2-13（b）、（c）所示.

图2-13 柱及吊车梁自重作用下排架内力图

（a）计算简图；（b）M图（kNm），V（kN）；（c）N图（kN）

③Dmax作用于B柱右

根据结构的对称性，其内力计算同“Dmax作用于B柱左”情况，只需将A、C柱内力对换一下，并全部改变弯矩及剪力符号即可，其结果如图2-14所示.

图2-14

④Dmax作用于C柱

同理，将“Dmax作用于A柱”情况的A、C柱内力对换，并注意改变符号，得出各柱的内力，如图2-15所示.

12

图2-15

⑤：AB跨的二台吊车刹车

计算简图如图2-16（a）所示. A柱： 由

y2.70.692及n=0.148,λ=0.351, Hu3.60.41622.10.3510.35130.10.1480.593

y=0.7Hu，C51210.315310.1480.41621.80.3510.35130.20.1480.532

y=0.6Hu，C51210.315310.148内插后得C5=0.537

RA=-Tmax﹒C5=-18.4×0.537=-9.88kN(←) B柱： 由

y2.70.692及n=0.5,λ=0.351,计算y=0.7Hu得C5=0.613；y=0.6Hu得C5=0.669,内插后得Hu3.6C5=0.617

RB=-Tmax﹒C5=-18.4×0.617=-11.35kN(←) 则R=RA+RB=-9.88-11.35=-21.23kN(←)

将R反作用于排架柱顶，按分配系数求得排架各柱顶剪力为（ηA=ηC=0.317,ηB=0.366）

VA=RA-ηA R=-9.88+0.317×21.23=-3.15kN(←) VB=RB-ηB R=-11.35+0.366×21.23=-3.58kN(←) VC=RC-ηC R=0+0.317×21.23=-6.73kN(→) 排架各柱的内力如图2-16（b）所示.

13

图2-16

⑥：BC跨的二台吊车刹车

根据结构的对称性，内力计算同“AB跨的二台吊车刹车”情况，仅需将A柱和C柱的内力对换. 排架各柱的内力如图2-17（b）所示.

图2-17

⑦：AB跨与BC跨各有一台15/3t吊车同时刹车时，计算简图如图2-18（a）所示. A柱：

同前C5=0.537，

RA=-Tmax﹒C5=-18.4×0.537=-9.88kN(←) B柱：

同前C5=0.617，

RB=-Tmax﹒C5=-18.4×0.617=-11.28kN(←) C柱：同A柱，RC=-9.88kN(←)

则R=RA+RB+RC=-9.88×2-11.28=-31.04kN(←)

将R反作用于排架柱顶，按分配系数求得排架各柱顶剪力（ηA=ηC=0.317,ηB=0.366） VA=RA-ηA R=-9.88+0.317×31.04=-0.04kN(←) VB=RB-ηB R=-11.28+0.366×31.04=-0.08kN(→) VC=RC-ηC R=-9.88+0.317×31.04=-0.04kN(←) 排架各柱的弯矩图、轴力图如图2-18（b）所示.

图2-18

14

⑸风荷载作用

①自左向右吹时，计算简图如图2-19（a）所示. A柱：

11)]0.1480.326 n=0.148,λ=0.351,计算C11138[10.351(1)]0.1483[10.3514(RA=-q1﹒H2﹒C11=-3.78×8.8×0.326=-13.68kN(←) C柱：

同A柱，C11=0.326，

RC=-q2﹒H2﹒C11=-1.85×8.8×0.326=-6.69kN(←) 则R=RA+RC+FW=-13.68-6.69-8.34=-28.71kN(←)

将R反作用于排架柱顶，按分配系数求得排架各柱顶剪力（ηA=ηC=0.317,ηB=0.366） VA=RA-ηA R=-14.68+0.317×28.71=-4.58kN(←) VB=RB-ηB R=0+0.366×28.71=10.51kN(→) VC=RC-ηC R=-6.69+0.317×28.71=2.41kN(→) 排架各柱的内力如图2-19（b）所示.

图2-19

②风自右向左吹时，此种荷载情况的排架内力与“风自左向右吹”的情况相同，仅需将A、C柱的内力对换，并改变其内力的符号即可.

排架各柱的内力如图2-20所示.

图2-20

2.2.4 最不利内力组合

首先，取控制截面，对单阶柱，上柱为Ⅰ-Ⅰ截面，下柱为Ⅱ-Ⅱ、Ⅲ-Ⅲ截面.

考虑各种荷载同时作用时出现最不利内力的可能性，进行荷载组合，在本设计中，取常用的荷载组合有:

15

活荷载和吊车荷载组合值系数均取0.7，风荷载组合系数取0.6，吊车荷载准永久值系数取0.6，活荷载和风荷载准永久值系数均取0。

在每种荷载组合中，对柱仍可以产生多种的弯矩M和轴力N的组合.由于M和N的同时存在，很难直接看出哪一种组合为最不利.但对I字形或矩形截面柱，从分析偏心受压计算公式来看，通常M越大相应的N越小，其偏心距e0就越大，可能形成大偏心受压，对受拉钢筋不利；当M和N都大，可能对受压钢筋不利；但若M和N同时增加，而N增加得多些，由于e0值减少，可能反而使钢筋面积减少；有时由于N偏大或混凝土强度等级过低，其配筋量也增加。

本设计考虑以下四种内力组合： +Mmax及相应的N、V； -Mmax及相应的N、V； Nmin及相应的M、V； Nmax及相应的M、V。

在这四种内力组合中，前三种组合主要是考虑柱可能出现大偏心受压破坏的情况；第四种组合考虑柱可能出现小偏心受压破坏的情况；从而使柱能够避免任何一种形式的破坏.

分A（C）柱和B柱，组合其最不利内力，在各种荷载作用下A（C）柱内力设计值汇总见表2-4；B柱内力设计值汇总见表2-5.

A（C）柱内力设计值组合表见表2-6； B柱内力设计值组合表见表2-7。 表2-4 A（C）柱在各种荷载作用下内力设计值汇总表

截面内力值 荷载类别 序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 Ⅰ-Ⅰ M(kN﹒m) 屋盖自重 柱及吊车梁自重 屋面活荷载 AB跨有 BC跨有 AB跨A柱 吊车竖向荷载Dmax作用于 AB跨B柱左 BC跨B柱右 BC跨C柱 AB跨二台吊车刹车 BC跨二台吊车刹车 两跨各有一台200/50kN吊车刹车 自左向右吹 自右向左吹 12 13 15.85 0 0.37 4.60 -69.58 -78.59 63.26 -14.0 ±9.80 ±26.25 ±21.92 10.88 -23.47 0 0 N(kN) 315.6 18.72 70.56 0 0 0 0 0 0 0 0 Ⅱ-Ⅱ M(kN﹒m) -63.95 17.63 -13.74 4.60 156.92 -37.06 63.26 -14.0 ±9.80 ±26.25 ±21.92 10.88 -23.47 0 0 N(kN) 315.6 79.8 70.56 0 647.15 118.65 0 0 0 0 0 M(kN﹒m) 5.56 17.63 -6.54 13.10 28.47 -182.14 180.04 39.85 ±119.60 ±74.70 ±182.03 182.03 -140.72 0 0 Ⅲ-Ⅲ N(kN) 315.6 118.16 70.56 0 647.15 118.65 0 0 0 0 0 V(kN) 8.11 0 1.0 1.18 -17.841 -20.15 16.22 -3.59 ±15.25 ±6.73 ±18.36 37.38 -22.95 吊车横向荷载Tmax 风荷载 16

表2-5 B柱在各种荷载作用下内力设计值汇总表 截面内力值 荷载类别 序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 0 0 -9.92 9.92 55.58 141.84 -141.84 -55.58 ±8.12 ±8.12 ±22.39 40.99 -40.99 Ⅰ-Ⅰ M(kN﹒m) 屋盖自重 柱及吊车梁自重 屋面活荷载 AB跨有 BC跨有 AB跨A柱 吊车竖向荷载Dmax作用于 AB跨B柱左 BC跨B柱右 BC跨C柱 AB跨二台吊车刹车 BC跨二台吊车刹车 两跨各有一台15/3t吊车刹车 自左向右吹 自右向左吹 N(kN) 631.2 28.08 70.56 70.56 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Ⅱ-Ⅱ M(kN﹒m) 0 0 -9.92 9.92 -33.41 -343.52 343.52 33.41 ±8.12 ±8.12 ±22.39 40.99 -40.99 N(kN) 631.2 150.24 70.56 70.56 118.65 647.15 647.15 118.65 0 0 0 0 0 M(kN﹒m) 0 0 -8.69 8.69 69.19 -81.65 81.65 -69.19 ±114.82 ±114.82 ±155.45 116.66 -116.66 Ⅲ-Ⅲ N(kN) 631.2 188.6 70.56 70.56 118.65 647.15 647.15 118.65 0 0 0 0 0 V(kN) 0 0 0.17 -0.17 14.25 36.37 -36.37 -14.25 ±14.82 ±14.82 ±18.48 10.51 -10.51 吊车横向荷载Tmax 风荷载 表2-6 A（C）柱内力设计值组合表

荷载组合类别 永久荷载+0.6（可变荷载+风荷载） 内力组合名称 +Mmax -Mmax Nmin Nmax +Mmax -Mmax Nmin Nmax Ⅰ-Ⅰ M(kN﹒m) N(kN) M(kN﹒m) Ⅱ-Ⅱ N(kN) M(kN﹒m) Ⅲ-Ⅲ N(kN) V(kN) 1+2+0.6(3+4+7+10+12) 110.67 397.82 1+2+0.6(0.8/0.9(6+8)+10+13) -102.97 334.32 1+2+0.6(3+4+7+10+12) 110.67 397.82 1+2+0.6(4+7+10+12) 110.34 334.32 1+2+7 79.11 224.32 1+2+3 -62.74 334.32 1+2+3 16.22 404.88 1+2+7 79.11 334.32 1+2+0.6(4+0.8/0.9(5+7)+10+12) 167.38 976.62 1+2+0.6(3+0.8/0.9(6+8)+10+12) -143.92 553.82 1+2+0.6(3+4+5+9+13) 105.29 1041.34 1+2+0.6(8+10+13) -103.67 395.4 1+2+5 110.6 1042.55 1+2+13 -69.79 395.4 1+2+5 110.6 1042.55 1+2+7 16.94 395.4 1.35/1.2(1+2)+0.7(4+0.8/0.9(5+7)) 88.11 847.50 1.35/1.2(1+2)+0.7(3+0.8/0.9(6+8)) -93.50 568.04 1.35/1.2(1+2)+0.7(3+4+5) 95.88 401.15 1.35/1.2(1+2)+0.7×8 -61.91 444.83 1+2+0.6(4+0.8/0.9(5+7)+10+12) 504.32 951.48 58.04 1+2+0.6(3+0.8/0.9(6+8)+11+13) -361.88 592.18 -47.16 1+2+0.6(3+4+5+9+12) 326.18 1079.70 30.49 1+2+0.6(4+7+10+12) 428.07 433.76 33.72 1+2+12 205.22 433.76 45.49 1+2+6 -158.95 1080.91 -9.73 1+2+5 51.66 1080.91 -9.73 1+2+12 205.22 433.76 45.49 1.35/1.2(1+2)+0.7(4+7) 161.29 487.98 21.30 1.35/1.2(1+2)+0.7(3+0.8/0.8(6+8)) -67.03 611.38 -4.95 1.35/1.2(1+2)+0.7(3+4+5) -387.30 445.34 58.93 1.35/1.2(1+2)+0.7(4+7) 256.23 487.98 21.30 永久荷载+可变荷载/风荷载 永久1.35/1.2(1+2)+0.7(3+4+7) +Mmax 荷载65.59 425.50 +0.71.35/1.2(1+2)+0.7(0.8/0.9(6+8)) -Mmax （屋-39.78 376.11 面荷1.35/1.2(1+2)+0.7(3+4+7) 载（雪Nmin -62.54 354.37 荷载）1.35/1.2(1+2)+0.7(4+7) +吊车Nmax 65.33 376.11 荷载） 注：荷载标准值组合值=荷载设计值组合值/1.2 17

表2-7 B柱内力设计值组合表

荷载组合类别 永久荷载+0.6（可变荷载+风荷载） 永久荷载+可变荷载/风荷载 永久荷载+0.7（屋面荷载（雪荷载）+吊车荷载） 内力组合名称 +Mmax -Mmax Nmin Nmax +Mmax -Mmax Nmin Nmax +Mmax -Mmax Nmin Ⅰ-Ⅰ M(kN﹒m) N(kN) M(kN﹒m) Ⅱ-Ⅱ N(kN) M(kN﹒m) Ⅲ-Ⅲ N(kN) V(kN) 1+2+0.6(4+6+9+12) 180.78 704.78 1+2+0.6(3+7+10+13) -180.78 704.78 1+2+0.6(3+4+7+10+12) 171.86 786.29 1+2+0.6(6+9+12) 171.86 659.28 1+2+6 141.84 659.28 1+2+7 -141.84 659.28 1+2+4 9.92 729.84 1+2+6 141.84 659.28 1.35/1.2(1+2)+0.7(4+6) 106.23 791.08 1.35/1.2(1+2)+0.7(3+7) -106.23 791.08 1.35/1.2(1+2)+0.7(3+4+6) 99.29 840.47 1.35/1.2(1+2)+0.7×6 1+2+0.6(4+7+10+12) 362.30 1427.38 1+2+0.6(3+6+9+13) -362.30 1427.38 1+2+0.6(3+4+0.8/0.9(5+7)+11+12) 305.04 1521.09 1+2+0.6×12 36.89 781.44 1+2+7 343.52 1428.59 1+2+6 -343.52 1428.59 1+2+7 343.52 1428.59 1+2+12 40.99 781.44 1.35/1.2(1+2)+0.7(4+7) 1+2+0.6(4+0.8/0.9(5+7)+11+12) 373.39 1495.94 8.24 1+2+0.6(3+0.8/0.9(6+8)+11+13) -373.39 1495.94 -8.24 1+2+0.6(3+4+0.8/0.9(5+7)+11+12) 365.57 1559.45 8.40 1+2+0.6×12 104.99 819.8 9.46 1+2+12 116.66 819.8 10.51 1+2+13 -116.66 819.8 -10.51 1+2+7 81.65 1466.95 -36.37 1+2+12 116.66 819.8 -18.88 1.35/1.2(1+2)+0.7(4+0.8/0.9(5+7)) 247.41 1381.52 99.94 1448.16 -13.88 1.35/1.2(1+2)+0.7(3+6) 1.35/1.2(1+2)+0.7(3+0.8/0.8(6+8)) -247.41 1381.52 -99.94 1448.16 13.88 1.35/1.2(1+2)+0.7(3+4+0.8/0.9(5+7)) 1.35/1.2(1+2)+0.7(3+4+0.8/0.9(5+7)) 234.53 1454.40 93.86 1497.56 -13.76 1.35/1.2(1+2)+0.7×4 1.35/1.2(1+2)+0.7×4 Nmax 99.29 742.25 6.94 928.51 6.08 971.67 -0.12 注：荷载标准值组合值=荷载设计值组合值/1.2

2.3 排架柱的设计

2.3.1 A(C)柱

实际工程中，偏心受压构件在不同的荷载组合中，在同一截面分别承受正负弯矩；再者也为施工方便，

'2不易发生错误，一般可采用对称配筋，此处即取AsAs.混凝土强度等级为C30，fc=14.3N/mm，

ftk=2.01N/mm2；钢筋为HRB335，fy=fy'=300N/mm2；箍筋采用HPB300。

⑴选用控制截面最不利内力。对于对称配筋的偏心受压构件，当ei0.3h0且b时，为大偏心受压构件，当ei0.3h0或虽ei0.3h0但b时，为小偏心受压构件。在选取控制截面最不利时，可取=1.0进行初步判断大小偏心受压。

对于上柱，截面有效高度h040035365mm。用上述方法对上柱I-I截面的12组内力进行判别，有9组内力为大偏心受压，3组内力为小偏心受压。其中3组小偏心受压的N值均满足

NNb1fcbf'h0b1.014.34003650.551148.95kN

说明为构造配筋。对9组大偏心受压内力，按照“弯矩相差不大时，轴力越小越不利；轴力相差不多时，弯矩越大越不利”的原则确定上柱的最不利内力为

M1=110.67kN﹒m，N1=397.82kN

对于下柱，可参照上柱的方法选取最不利的内力。经计算判断。下柱Ⅲ-Ⅲ截面的12组内力进行判别，有8组内力为大偏心受压，4组内力为小偏心受压。其中4组小偏心受压的N值均满足

18

NNb1fcbf'h0b1.014.34007650.552406.69kN

说明为构造配筋。选取下柱控制截面的两组最不利内力：

M1=504.32kNm N1=951.48kN V1=58.04kN； M2=428.07kNm N1=433.76kN V1=33.72kN。 ⑵上柱配筋计算。选取上柱的内力进行配筋计算 由表查得吊车厂房厂房排架方向上柱的计算长度

l02.0Hu23.67.2m.

M110.67e010.278m

N1397.82h400ea20,20,20mm

30max30max所以，初始偏心距为eie0ea278+20=298mm

l07200/40019.55,故需考虑纵向弯曲影响。 由于h0.5bhfc0.540040014.32.881.0,故取11.0， N397820ll72000.955， 由于0 >15，21.150.0101.150.01h400hl1172002则1(0)2121()1.00.9551.342，

1300ei/h0h1300298/3654001故eeih400as1.34229835564.92mm， 22截面受压区高度为：

N397.82103'且x2as70mm说x69.55mmbh00.5536.5200.75mm，

1fcb14.3400'明截面属于大偏心受压情况，并按x2as时计算。

h400'e'eias1.34229835234.92mm

22Ne397.82103234.93'2 AsAs'944.0mm'300(36535)fy(h0s)选418（As=As=1017mm），则柱截面全部纵筋的配筋率’

2

一侧钢筋的配筋率=0.64%>0.2%，满足要求。

按轴心受压构件验算垂直于弯矩作用平面的受弯承载力，由查表知垂直于排架方向上柱的计算长度

101721.27%0.55%，截面

400400l01.25Hu1.253.64.464m，

l0446412.19，=0.95 b400Nu0.9(fcAfy'As')=0.9×0.95×（14.3×400×400+300×1017×2）=1956.84kN>Nmax=425.50kN

满足弯矩作用平面外的承载力要求。

⑷ 下柱配筋计算。有分析结果可知，下柱取下列两组最不利内力进行配筋计算：

M1=504.32kN﹒m，N1=951.48kN，V=58.04kN； M2=428.07kN﹒m，N2=433.76kN，V=33.72kN。 ①按M1、N1计算

由表查得下柱的计算长度l01.0Hl1.08.88.8m。由表2-2得Ⅰ字形柱截面面积A=1.775

19

×10mm

52

e0M1504.320.53m N1951.48h800ea20,20,26.7mm

30max30maxeie0ea530+26.7=556.7mm l8800由于011>5，故需考虑纵向弯曲影响。

h8000.5Afc0.51.77510514.311.331.0 取11.0 3N951.4810l由于0<15, 取21.0

hl0211880021()121()1.01.01.086

1300ei/h0h1300556.7/765800ei1.086556.7604.580.3h0.3765229.5mm

所以可先按大偏心受压情况计算。先假定中和轴位于翼缘内，则

N951.48103'x166.34mmhf162.5mm '1fcbf1.014.3400所以说明中和轴位于腹板内，应重新按下式计算受压区高度x:

'N1fc(bfb)hf'9514801.014.3(400100)162.5x 1fcb1.014.3100215.37mm2bh00.55765420.75mm'且x2as23570mm，说明截面属于大偏心受压情况，则

eeih800as604.5835969.58mm 22'hxfNe1f(b'fb)h'f(h0)1fcbx(h0)22AsAs'''fy(h0s)162.5951480969.581.014.3(400300)162.5765 2—300(76535）215.371.014.3100215.37(765)21260.6mm2300(76535)②按M2、N2计算

l01.0H8.8m

M428.07e020.987m

N2433.76h800ea20,20,26.7mm

3030maxmax

20

eie0e98726.71013.7mm l8800由于011>5，故需考虑纵向弯曲影响

h8000.5Afc0.51.77510514.312.931.0 取11.0

N433.76103l由于0<15, 取21.0

hl11880021(0)2121()1.01.01.047

1300ei/h0h13001013.7/765800ei1.0471013.71016.30.3h0.3765229.5mm

所以可先按大偏心受压情况计算。先假定中和轴位于翼缘内，则

N433.76103x75.8mmh'f162.5mm '1fcbf1.014.3400所以假定成立，说明中和轴位于腹板内。

xbh00.55765420.75mm且x2as'23570mm

h800eeis1061.3351426.3mm

22x75.8Ne1fcbx(h0)4337601426.31.014.340075.8(765)'22AsAs ''300(76535)fy(h0s)1385.47mm2'比较上述两种计算结果，下柱截面选418+220（AsAs=1645mm），则下柱截面全部纵筋的配

2

筋率164521.85%0.6%，截面一侧钢筋的配筋率=0.927%>0.2%，满足要求。 51.77510l0576014.4，=0.91 b400按轴心受压构件验算垂直于弯矩作用平面的受弯承载力，由查表知垂直于排架方向上柱的计算长度

l00.8Hu0.88.85.76m，

Nu0.9(fcAfy'As')=0.9×0.91×（14.3×177500+300×1645×2）=2887.18kN>Nmax=1080.91kN

满足弯矩作用平面外的承载力要求。

⑷裂缝宽度验算

《混凝土结构设计规范》规定，对e0/h0≤0.55的偏心受压构件可不进行裂缝宽度验算。汇总见表2-8。 ①上柱

取一组按标准值效应组合的最不利内力值，

M=110.34kN﹒m，N=334.32kN

M110.34103330.0mm， 则截面原始偏心距e0N334.32又e0/h0330.0/3650.9040.55，故需验算裂缝宽度.

且有te又因

As10170.013

0.5bh(bfb)hf0.5400400l0880019.5 h400 21

故1k14000eh(l0)21119.521.105

0/0h40000.904则eh2330.0400ke0s1.105235529.65mm

'(b''fb)hffbh0，

0纵向受拉钢筋As的合力至受压混凝土合力作用点间距离为：

z[0.870.12(h02e)]h0[0.870.12(365 529.65)2]365296.75mm按荷载效标准值应组合计算的纵向受拉钢筋应力，

334.32103(529.65ssNez)296.75)s(A1.2215.0MPa， sz1017296.75裂缝间钢筋应变不均匀系数为：

1.10.65ftk1.10.652.010.013215.00.633

tess则最大裂缝宽度为：

maxcrssE(1.9c0.08deqs)1.90.633215.02105(1.9350.0818te0.013)0.229mm[max]0.3mm满足要求.

②下柱

取一组按标准值效应组合的最不利的内力值 M=428.07kN﹒m，N=433.76kN

则截面原始偏心距eM0N428.07103433.76986.88mm， 又e0/h0986.88/7651.290.55，故需验算裂缝宽度.

且有Aste0.5bh(b16450.019

fb)hf0.5100800(400100)162.5又因

l0h7200800914，故取k1.0， 则eh800ke02s1.0986.662351351.88mm， '(b'fb)h'f(400100)162.5fbh1007650.637，

0纵向受拉钢筋As的合力至受压混凝土合力作用点间距离为：

z[0.870.12(1'h0f)(e)2]h0

[0.870.12(10.637（)76521351.88)]765261.56mm

22

按荷载标准值效应组合计算的纵向受拉钢筋应力，

433.76103Nz)(1351.88654.88)s(essA1.2.88233.87MPa， sz1645654裂缝间钢筋应变不均匀系数为：

1.10.65ftk1.10.652.010.820，

tess0.019233.87则最大裂缝宽度为：

ss233.87maxcrE(1.9c0.08deqs)1.90.8202105(1.9350.0818.71te0.019)0.265mm[max]0.3mm满足要求。

表2-8 柱的裂缝宽度验算表：

柱截面 上柱 下柱 M(kN﹒m) 110.34 428.07 内力标准值 N(kN) 334.32 433.76 eM/N 330.0mm>0.55h0 986.88mm>0.55h0 steA0.5bh(b 0.13 0.019 fb)hf2k114000eh(l0) 1.105 1.0 0/0hehke02s 529.65mm 1351.88mm '(b'fb)h'ffbh 0 0.637 0z[0.870.12(1'h0f)(e)2]h0 296.75mm 654.88mm (ez)ssNsA 215.0MPa 233.87Mpa sz1.10.65ftk 0.633 0.820 tessmaxcrssE(1.9c0.08deqs) 0.229mm<0.3mm 0.265mm<0.3mm te(满足要求) (满足要求)

23

⑸柱的箍筋配置。非地震区的单层厂房柱，其箍筋数量一般有构造要求控制。根据构造要求，上下柱均采用8@200箍筋。 ⑹牛腿设计 ①截面尺寸验算 牛腿外形尺寸：

h1400mm,h600mm,c200mm,h0565mm,a75080050mm0

2取a0,ftk2.01N/mm；0.65，

作用于牛腿顶部的竖向荷载设计值效应组合的竖向应力值

FDmaxG4647.1561.08708.23kN；而按荷载标准值

FsDmax/1.4G4/1.2647.15/1.461.08/1.2513.15kN；作用于牛

腿顶部按荷载标准值效应组合计算的水平拉力值Fns0。那么

(10.5Fnsftkbh02.01400565)0.65590.54kNFvs513.15kN Fvs0.5/h00.50/565故截面尺寸符合要求。

②正截面承载力计算确定纵筋数量

AsFvaF1.2n,

0.85fyh0fy因a0,Fn0，故纵向受拉钢筋按构造配置：

As,minminbh0.002400600480mm2，且不小于4Ф12 (As452mm2)，

2故取为4Ф14 (As615mm)

③斜截面承载力—箍筋和弯起钢筋按构造确定 因a/h00.3，故牛腿内可不设弯起钢筋. 箍筋选为ф8@120，且应满足牛腿上部

2h0范围内箍筋面积不小于纵向受力钢筋面积的一半，即3A2161556550.32315.77mm2s307.5mm2，满足要求。 312022④局部承压强度验算

取垫板尺寸为400×400mm.

Fvs513.15103则L3.21MPa0.75fc0.7514.310.725MPa，

AL400400故满足要求.

全柱的模板及配筋图见图。

⑺运输、吊装阶段验算。柱采用翻身起吊，吊点设在牛腿下部，待混凝土达到设计强度后起吊。由表查知，住插入杯口深度为h10.9h0.9800720mm800mm，取h1800mm，则柱吊装时总长为8.8+3.6+0.8=3.2mm。计算简图如图2-21所示。 ①内力计算

根据上柱和下柱的截面尺寸查表2-2得到的自重为上柱：qk4.0kN/m；

下柱：qk4.44kN/m；各段柱自重线荷载（考虑动力作用的动力系数n=1.5）的设计值为：

q1nGq1k1.51.24.07.20kN/m，

q2nGq2k1.51.2250.41.018.0kN/m， q3nGq3k1.51.24.447.99kN/m。

24

图2-21

上柱根部与吊点处（牛腿根部）的弯矩设计值分别为：

M111q1l127.23.6254.76kNm， 2211M2q1(l1l2)2(q2q1)l2222

117.2(3.60.6)2(18.07.2)0.6274.84kNm22下段柱最大正弯矩计算如下：

RAl11q3l32q2l22q1l1(1l2)222l3

113.67.999.4218.00.627.23.6(0.6)22219.45kN9.41M3RAxq3x2，

2RdM319.452.4m， RAq3x0，得xA由

q37.99dx1122则M3RAxq3x19.452.47.992.423.67kNm.

22'2②承载力和裂缝宽度验算。上柱配筋为AsAs1017mm,其受弯矩承载力按下式进行验算：

'MufyAs(h0as)3001017(36535)100.68kNm0M10.954.7849.28kNm故承载力满足.

25

裂缝宽度验算如下：

M1k74.84106/1.2sk193.12MPa，

Ash010170.873652又Ate0.5hb0.540040080000mm，

A1017tes0.0127，

Ate800000.65ftk0.652.011.11.10.533

tesk0.0127193.12deq193.1218maxcrsk(1.9c0.08)1.90.533(1.9350.08)5Este0.0127 2100.114mmWlim0.2mm满足要求。

'2下柱配筋为AsAs1645mm，其受弯矩承载力按下式进行验算：

'MufyAs(h0as)3001645(76535)360.26kNm0M10.974.8467.36kNm故下柱截面承载力满足. 钢筋应力为：

M2k74.84106/1.2s56.96MPa，

Ash016450.87765又Ate0.5hb(bfb)hf0.5100800(400100)162.588750mm2，

As16450.019， Ate887500.65ftk0.652.011.11.1-0.107<0.2取0.2

tes0.01956.96deqss56.9618.71maxcr(1.9c0.08)1.90.2(1.9350.08)Este0.019 2105te0.016mmWlim0.2mm满足要求.

2.3.2 B柱

'2B柱的设计方法与A柱完全相同，也采用对称配筋，取AsAs；混凝土强度等级为C30，fc=14.3N/mm，

ftk=2.01N/mm2；钢筋为HRB335，fy=fy'=300N/mm2；箍筋采用HPB300。计算结果如下：

⑴ 选用控制截面最不利内力。选取上柱的最不利内力为

M= 171.86kN﹒m，N=786.29kN

选取下柱控制截面的两组最不利内力：

M1=362.30kN﹒m，N1=1427.38kN； M2=305.04kN﹒m，N2=1521.09kN

⑵ 上柱配筋计算。选取上柱最不利的内力进行配筋计算：

M= 171.86kN﹒m，N=786.29kN

由查表知，有吊车厂房厂房排架方向上柱的计算长度为

l02.0Hu23.67.8m.

26

e0M1171.860.21857m N1786.29h400ea20,20,20mm

30max30max所以，初始偏心距为eie0ea218.57+20=238.57mm

l07800/600135,故需考虑纵向弯曲影响。 h0.5bhfc0.560040014.312.181.0,故取11.0，

N786290l由于0 <15，取21.0

hl1178002(0)2121()1.01.01.31， 则11300ei/h0h1300238.57/565600h400故eeias1.31238.5735577.53mm，

22由于

截面受压区高度为：

N786.29103，且x137.46mmbh00.55565310.75mm1fcb1.014.3400x2as'70mm说明截面属于大偏心受压情况，则

x137.47Ne1fcbx(h0)786290577.531.014.3400137.46(565)'22AsAs ''300(56535)fy(h0s)401.91mm2选418（As=As=1017mm），则柱截面全部纵筋的配筋率’

2

钢筋的配筋率=0.167%<0.2%，所以上柱按构造配筋。

401.9120.335%0.55%，截面一侧

600400AsAs'minbh0.002400600480mm2选用每测318（AsAs'763mm2）

按轴心受压构件验算垂直于弯矩作用平面的受弯承载力满足要求。 ⑶下柱配筋计算。

有分析结果可知，下柱取下列两组最不利内力进行配筋计算：

M1=362.30kN﹒m，N1=1427.38kN M2=305.04kN﹒m，N2=1521.09kN

①按M1、N1计算

由表查得下柱的计算长度l01.0Hl1.08.88.8m.由表2-2得Ⅰ字形柱截面面积A=1.775×10mm

5

2

e0M1362.300.2538m N11427.38h800ea20,20,26.7mm

30max30maxeie0ea253.8+26.7=280.5mm l8800由于011>5，故需考虑纵向弯曲影响

h800

27

0.5Afc0.51.77510514.310.89 3N1427.3810l由于0<15, 21.0

hl11880021(0)2121()0.891.01.151

1300ei/h0h1300280.5/765800ei1.151280.5322.860.3h0.3765229.5mm

所以可先按大偏心受压情况计算。先假定中和轴位于翼缘内，则

N433.76103'x75.8mmhf162.5mm '1fcbf1.014.3400h800s1.151280.535687.86mm 22所以说明中和轴位于腹板内，应重新按下式计算受压区高度x:

'Nf(b14273801.014.3(400100)162.51cfb)hf'AsAs' 1fcb1.014.3100eei510.67mm2bh00.55765420.75mm说明截面属于小偏心受压。又因为

NNb1fcbf'h0b1.014.34007650.552406.69kN

Ne1427.380.68786981.84kNm<0.43fcbf'h020.4314.340076521439.42kNm

所以只需按构造要求配筋即可。

②按M2、N2计算

l01.0H8.8m

M305.04e020.2005m

N21521.09h800ea20,20,26.7mm

30max30maxeie0e200.526.7227.2mm l8800由于011>5，故需考虑纵向弯曲影响

h8000.5Afc0.51.77510514.310.834 3N1521.0910l由于0<15, 21.0

hl11720021(0)2121()0.8341.01.175

1300ei/h0h1300227.2/765800ei1.175227.2266.960.3h0.3765229.5mm

所以可先按大偏心受压情况计算。先假定中和轴位于翼缘内，则

N1521.09103x265.92mmh'f162.5mm '1fcbf1.014.3400所以假定不成立，说明说明中和轴位于腹板内，应重新按下式计算受压区高度x:

28

xN1fcbf'bhf'1fcb1521.091031.014.3400100162.51.014.3100576.20mm

bh00.55765420.75mm说明截面属于小偏心受压。又因为

NNb1fcbf'h0b1.014.34007650.552406.69kN Ne1521.090.63196961.27kNm0.43fcbf'h020.4314.340076521439.42kNm

所以只需按构造要求配筋即可。

<

'2比较上述两种计算结果，下柱构造配筋。AsAsminbh0.002800100160mm，每侧选用'2418（AsAs1017mm）。

按轴心受压构件验算垂直于弯矩作用平面的受弯承载力满足要求。

⑷裂缝宽度验算。从表中选取偏心距最大时所对应的最不利内力（荷载标准值效应组合）。 上柱：Mk=141.84/1.2=118.2kNm，NK=659.28/1.2=549.4kN； 下柱：Mk=373.39/1.2=311.16kNm，NK=1495.94/1.21246.62kN。 因为上柱 e0Mk118.20.215m Nk549.4e02150.3810.55 h0565下柱 e0Mk311.160.250m Nk1246.62e02500.3270.55 h0765所以B柱可以不验算裂缝宽度。

⑸B柱的箍筋配置。非地震区的单层厂房柱，其箍筋数量一般有构造要求控制。根据构造要求，上、下柱均采用8@200箍筋。 ⑹牛腿设计 ①截面尺寸验算 牛腿外形尺寸：

h1400mm,h1000mm,c200mm,h0965mm,a75040020370mm（考虑安装偏

2差20mm），取ftk2.01N/mm；0.65，

作用于牛腿顶部的竖向荷载设计值效应组合的竖向应力值

FDmaxG4647.1561.08708.23kN；而按荷载标准值

FsDmax/1.4G4/1.2647.15/1.461.08/1.2513.15kN；作用于牛

腿顶部按荷载标准值效应组合计算的水平拉力值Fns0。

(10.5Fnsftkbh02.01400965)0.65570.86kNFvs513.15kN Fvs0.5/h00.5370/965故截面尺寸符合要求.

②正截面承载力计算确定纵筋数量,因为a370mm<0.3h00.3965289.5mm 所以取a0.3h0289.5mm

FvaFn708.2310337001064.9mm2 As1.2=

0.85fyh0fy0.85300965 29

AS1064.90.333%min0.2% bh4008002所以纵向受力钢筋按构造配置。Asminbh0.002400800640mm，实际选用4Ф

因为220(As1256mm)。

③斜截面承载力—箍筋和弯起钢筋按构造确定

因a/h0370/9650.380.3，故牛腿内应设弯起钢筋,设于牛腿上部l/6~l/4之间的范围，如图2-28所示；且弯起钢筋的面积Asb2取为5Ф16（As1005mm），

22而minbh0.0015400965579mmAs1005mm，故满足要求.

22As1256837.33mm2， 33箍筋选为Ф8@120，且应满足牛腿上部

2h0范围内箍筋面积不小于纵向受力钢筋面积的一半，即3A12562196550.32647.2mm2s628mm2，满足要求. 312022④局部承压强度验算

取垫板尺寸为400×400mm.则

Fvs513.15103L3.21MPa0.75fc0.7514.310.725MPa，

AL400400故满足要求.

全柱的模板及配筋图见图纸。

⑺运输、吊装阶段验算。柱采用翻身起吊，吊点设在牛腿下部，待混凝土达到设计强度后起吊。由表查知，住插入杯口深度为h10.9h0.9800720mm800mm，取h1800mm，则柱吊装时总长为7.2+3.9+0.8=11.9mm。计算简图如图2-22所示。 ①内力计算

根据上柱和下柱的截面尺寸查表2-2得到的自重为上柱：qk4.0kN/m；

下柱：qk4.44kN/m；各段柱自重线荷载（考虑动力作用的动力系数n=1.5）的设计值为：

q1nGq1k1.51.26.010.80kN/m，

q2nGq2k1.51.2250.41.018.0kN/m， q3nGq3k1.51.24.447.99kN/m。

30

图2-22

上柱根部与吊点处（牛腿根部）的弯矩设计值分别为：

121q1l110.803.9282.13kNm， 2211M2q1(l1l2)2(q2q1)l2222

1110.80(3.61.0)2(18.010.80)1.02133.25kNm22M1下段柱最大正弯矩计算如下：

RAl11q3l32q2l22q1l1(1l2)222l3

113.67.997.0218.01.0210.803.6(1.0)2228.93kN7.01M3RAxq3x2，

2RdM38.931.12m， RAq3x0，得xA由

q37.99dx1122则M3RAxq3x8.931.127.991.124.99kNm.

22'2②承载力和裂缝宽度验算。上柱配筋为AsAs763mm,其受弯矩承载力按下式进行验算：

'MufyAs(h0as)300763(56535)121.32kNm0M10.982.1373.92kNm 31

故承载力满足. 钢筋应力为：

M1k82.13106/1.2sk182.48MPa，

Ash07630.875652又Ate0.5hb0.5400600120000mm，

A764tes0.006360.01， 取te0.01

Ate1200000.65ftk0.652.011.11.10.384

tesk0.01182.48deqsk182.4818maxcr(1.9c0.08)1.90.384(1.9350.08)Este0.01 21050.14mmWlim0.2mm满足要求。

'2下柱配筋为AsAs1017mm，其受弯矩承载力按下式进行验算：

'MufyAs(h0as)3001017(76535)222.72kNm0M10.9133.25119.93kNm故下柱截面承载力满足. 裂缝宽度验算如下：

M2k133.25106/1.2s164.05MPa，

Ash010170.87765又Ate0.5hb(bfb)hf0.5100800(400100)162.588750mm2，

As10170.0115 Ate887500.65ftk0.652.011.11.10.407tes0.0115164.05deqss164.0518maxcr(1.9c0.08)1.90.407(1.9350.08)5Este0.0115 210te

0.122mmWlim0.2mm满足要求.

2.4 基础设计

2按《建筑地基基础设计规范》（GBJ7-89）规定，对地基承载力标准值在160fk200kN/m，单

层排架结构，6m柱距的多跨厂房，跨度l30m，吊车额定起重量不超过30t的二级建筑物，设计时可不作地基变形计算，当按地基承载确定基础底面积、埋深以及设计基础时，应按荷载设计值进行计算。

22基础材料：混凝土强度等级为C20，fc=9.6N/mm，ftk=1.1N/mm；钢筋为HRB335，

fy=300N/mm2，基础垫层采用C10素混凝土。

2.4.1 A(C)柱

⑴荷载

自表2-5中取得柱基础顶面最不利的三组荷载设计值如下： M1=504.32kN﹒m，N1=951.48kN，V1=58.04kN；

32

M2=-361.88kN﹒m，N2=592.18kN，V2=-47.16kN； M3=51.66kN﹒m，N3=1080.91kN，V3=-9.73kN

由基础梁传至基础顶面的外墙及钢窗自重的设计值为Gw（240mm厚墙容重取为3.6kN/m）

3Gw1.2[11.566(2.72.1)4.2]0.243.61.2(2.72.1）4.20.4561.9kN,ewh/2240/2800/2120520mm0.52m

⑵确定基础尺寸 ①基础高度

由表的杯底厚度a1200mm,选a1250mm,杯口底垫层为50mm，则基础高度为

h150a1800502501100mm，室内外高差150mm，基础顶面到0.00为600mm，这样，基础

埋深为1550mm，由杯壁厚度t≥300mm，取t=325mm，杯壁高度为450mm。 ②基础底面尺寸

地基承载力设计值按下式计算：

fafakb(b3)a0(d0.5)并由表查得d1.1,b0，

2取土的平均自重018kN/m，则得

fa1501.118(1.550.5)170.79kN/m2

由Nmax的一组荷载，按轴压基础初估计其底面尺寸：

A1N100.9161.98.0m2，

fa0H170.79181.552考虑到偏心的影响，将基础的底面尺寸再增加30%，即A1.3A11.38.010.4m,底面选为矩形：

ab4.22.811.76m2，则基础底面的W121ba2.84.228.23m3； 66131ba2.84.2317.29m4. 1212基础及其上填土重G1.20abH1.2184.22.81.55292.72kN. I基础各部分尺寸详见图2-23

⑶地基承载力验算

①作用于基础底面的力矩及轴力设计值

第一组荷载：

MbM1V1h-Gwe504.3258.041.1-61.9(0.120.4)535.98kNmNbN1GGw951.48393.7261.91407.1kN.

第二组荷载：

MbM2V2hGwe-361.88-47.161.161.9(0.120.4)-445.94kNmNbN2GGw592.18393.7261.91047.8kN.

第三组荷载：

MbM3V3hGwe51.66-9.731.161.9(0.120.4)8.769kNmNbN3GGw1080.91393.7261.91536.53kN.

②验算基底应力

33

计算公式：pminmaxNbMb2；且满足pmax1.2fa1.2170.74204.89kN/m； AW1(pmaxpmin)fa170.74kN/m2及pmin0. 223由前，Aab4.22.811.76m,W8.23m，按上式计算公式的计算结构列于表2-9中.

表2-9 荷载组别 p2max(kN/m2) pmin(kN/m2) 12(pmaxpmin)(kN/m) 第一组 184.42 54.88 119.65 第二组 143.0 35.2 89.1 第三组 130.93 128.68 129.81 故所设计的基础底面尺寸合适. ⑷基础受冲切承载力验算

按第一组荷载验算（因该组荷载产生的基础底边土净反力为最大），此时，

Mb535.98kNm,NbG1407.1383.721013.38kN；则基础底边土壤净反力为：

ps,maxNbGMs,minAbW1013.384.22.8535.988.23150.9421.4kN/m2. ①柱边处冲切面承载力验算：

因b2.8mbt2h00.421.0552.51m,(h01100451055mm1.055m)， 则

A(a2ac2hb(ba0)2c2h0)2(4.2 20.821.055)2.8(2.80.4221.055)1.78m2冲切荷载设计值为：

FLpmaxA150.941.78268.67kN，冲切面水平投影面积为 Al(bth0)h0(0.41.055)1.0551.535m2

则抗冲切能力为

0.6ftAl0.61.11.5351031013.1kNFL228.67kN，

故抗冲切承载力满足要求.

②变阶处冲切面承载力验算

h0l605mm,取hp1.0,ft1.1MPa,bm(blbl2h0l)/212006051805mm,h

0h0l605mm,0.7ypftbmh00.71.01.11805605840.86kNFL268.67kN故变阶处冲切面承载力满足要求. ⑸基础底边土净反力计算公式同前

ps,maxGs,minNbAMbW p10.4sps,min(p2.s,maxps,min)4.2 psp(p2.8s,mins,maxps,min)4.2

34

23各组荷载作用下的计算结果列于表2-10中，以上公式中：A=4.2×2.8=11.76m；W=8.23m；ps及ps的位置见图2-23。 表2－10 ps,max荷载组别 第一组 第二组 第三组 ps,min(kNm2) 21.4 1.72 96.05 (kNm2) 150.94 109.52 98.31 ps(kNm)98.51 65.89 97.4 2 ps(kNm)107.76 45.64 97.56 2 psmaxps(kNm)249.45 155.16 195.71 2 ps,maxps(kNm)258.7 175.41 195.83 2ps,maxps,min (kNm2) 172.34 111.24 194.36 ①基础长边方向配筋

取以上四组荷载中(ps,maxps)max来计算M，则此时取第一组荷载的值,

M1(ps,maxps)(aat)2(2bbt)481249.45(4.20.8)2(22.80.4) 48360.46kNm取以上四组荷载中(ps,maxps)max来计算M，则此时取第一组荷载的值, M1(ps,maxps)(aa1)2(2bbi)481258.7(4.20.80.42)2(22.80.40.42) 48247.75kNm那么，相应于Ⅰ-Ⅰ和Ⅱ-Ⅱ截面的配筋为，

M360.46106As1807.77mm2,0.9fyh00.92101055AsM247.751062166.69mm20.9fyh00.9210605

2则钢筋选为2810(10@90)，As2198mm.

②基础短边方向配筋

取以上四组荷载中(ps,maxps,min)max来计算MIII、MIV，则此时取第四组荷载的值,

MIII1(ps,maxps,min)(bbc)2(2aa1)481194.36(2.80.4)2(24.20.8) 48214.57kNm1MIV(ps,maxps,min)(bb1)2(2aa1)481103.66(2.80.40.42)2(24.20.80.42) 48103.66kNm那么，相应于Ⅲ-Ⅲ和Ⅳ-Ⅳ截面的配筋为，

35

AsIIIMIII214.571061086.41mm2,0.9fy(h0Id)0.9210(105510)MIV103.6610921.79mm20.9fy(h0d)0.9210(60510)6

As2则钢筋选为1410(10@300)，As1099mm.

基础配筋图见图纸

2.4.2 B柱

B柱的设计方法与A柱完全相同（计算过程从略），具体结果如下： ⑴荷载

自表2-6中取得柱基础顶面最不利的三组荷载设计值如下： M1=373.39kN﹒m，N1=1495.94kN，V1=8.24kN M2=-373.39kN﹒m，N2=1495.94kN，V2=－8.24kN M3=365.57kN﹒m，N3=1559.45kN，V3=8.4kN ⑵确定基础尺寸 ①基础高度

由表的杯底厚度a1200mm,选a1250mm,杯口底垫层为50mm，则基础高度为

h150a1800502501100mm，室内外高差150mm，基础顶面到0.00为600mm，这样，基础

埋深为1550mm，由杯壁厚度t≥300mm，取t=325mm，杯壁高度为450mm。 ②基础底面尺寸

地基承载力设计值按下式计算：

fafakb(b3)a0(d0.5)并由表查得d1.1,b0，

2取土的平均自重018kN/m，则得

fa1501.118(1.550.5)170.79kN/m2.

由Nmax的一组荷载，按轴压基础初估计其底面尺寸：

A1N1559.4510.9m2，

f0H170.79181.552考虑到偏心的影响，将基础的底面尺寸再增加30%，即A1.3A11.310.914.17m,底面选为矩形：

11ab4.23.615.12m2，则基础底面的Wba23.64.2210.58m3；

6611Iba33.64.2322.23m4.

1212基础及其上填土重G1.20abH1.2184.23.61.55506.22kN.

基础各部分尺寸详见2-24。

⑶地基承载力验算

①作用于基础底面的力矩及轴力设计值

第一组荷载：

MbM1V1h373.398.241.1382.45kNmNbN1G1495.94506.222002.16kN.

第二组荷载：

MbM2V2h373.398.241.1382.45kNm

36

NbN2G1495.94506.222002.16kN.

第三组荷载：

MbM3V3h365.578.41.1374.81kNm

NbN3G1559.45506.222065.67kN.

②验算基底应力 计算公式：pmaxminNbMbAW；且满足p.2170.79204.89kN/m2max1.2fa1； 12(pmaxpmin)fa170.79kN/m2及pmin0. 由前，Aab4.23.615.12m2,W10.58m3，按上式计算公式的计算结构列于表2-11中.

表2-11 荷载组别 pmax(kN/m2) pmin(kN/m2) 12(pmaxpmin)(kN/m2) 第一组 168.57 132.42 150.50 第二组 168.57 132.42 150.50 第三组 172.04 101.19 136.62 故所设计的基础底面尺寸合适. ⑷基础受冲切承载力验算

按第三组荷载验算（因该组荷载产生的基础底边土净反力为最大），此时，

Mb382.45kNm,NbGN1495.94kN；则基础底边土壤净反力为：

ps,maxGMb1495.94382.45s,minNbW4.23.610.58135.0962.79kN/m2A. ①柱边处冲切面承载力验算：

因b3.6mbt2h00.421.0552.51m,(h01100451055mm1.055m)，则

A(a2ac2hba0)b(2c2h0)2(4.20.83.60 221.055)3.6(2.421.055)22.025m2冲切荷载设计值为：

FLpmaxA172.042.025348.38kN，冲切面水平投影面积为 Al(bth0)h0(0.41.055)1.0551.535m2

则抗冲切能力为

0.6ftAl0.61.11.5351031013.1kNFL348.38kN，

故抗冲切承载力满足要求.

②变阶处冲切面承载力验算

h0l605mm,取hp1.0,ft1.1MPa,bm(blbl2h0l)/212006051805mm,h

0h0l605mm,0.7ypftbmh00.71.01.11805605840.86kNFL348.38kN故变阶处冲切面承载力满足要求. ⑸基础底边土净反力计算公式同前

37

maxpss,,minNbGMb AWpsps,min(ps,maxps,min)ps2.10.4, 4.23.6, ps,min(ps,maxps,min)4.223各组荷载作用下的计算结果列于表2-12中，以上公式中：A=4.2×3.6=15.12m；W=10.58m。ps及ps的位置见图2-24。 表2－12 ps,max荷载组别 (kNm2) 第一组 135.09 第二组 135.09 ps,min(kNm2) 62.79 62.79 ps(kNm)105.83 105.83 2 ps(kNm)124.76 124.76 2 psmaxps(kNm)240.92 240.92 2 (kNm2)(kNm) 259.85 98.94 2ps,maxpsps,maxps,min259.85 98.94 103.14 第三组 138.56 67.71 109.88 128.44 248.44 267 ①基础长边方向配筋

取以上三组荷载中(ps,maxps)max来计算M，则此时取第三组荷载的值,

M1(ps,maxps)(aat)2(2bbt)481248.44(4.20.8)2(23.60.4) 48454.73kNm取以上三组荷载中(ps,maxps)max来计算M，则此时取第三组荷载的值, M1(ps,maxps)(aa1)2(2bbi)481454.73(4.20.80.42)2(23.60.40.42) 483315.86kNm那么，相应于Ⅰ-Ⅰ和Ⅱ-Ⅱ截面的配筋为，

M454.73106As2280.55mm2,0.9fyh00.92101050AsM315.861062762.34mm20.9fyh00.9210605

2则钢筋选为3610(10@90)，As2826mm.

②基础短边方向配筋

取以上三组荷载中(ps,maxps,min)max来计算MIII、MIV，则此时取第三组荷载的值,

MIII1(ps,maxps,min)(bbc)2(2aa1)481103.14(3.60.4)2(24.20.8) 48202.43kNm

38

M1IV48(ps,maxps,min)(bb1)2(2aa1)148103.14(3.60.40.42)2(24.20.80.42) 123.77kNm那么，相应于Ⅲ-Ⅲ和Ⅳ-Ⅳ截面的配筋为，

6AMIII202.4310sIII0.9f9210(105510)1024.94mm2,y(h0Id)0.M6

AIVs.9f123.77101100.62mm20y(h0d)0.9210(605510)则钢筋选为1510(10@280)，A2s1177.5mm。

基础配筋图见图纸。

39