混凝土单层厂房设计

某单层厂房设计计算说明书（工作级别为A5级）

一、题目概况

1.该车间为双跨等高有天窗厂房，柱距6m，车间总长为78m，构造要求按设防6度考虑（不考虑地震作用），厂房跨度为L=18m，吊车跨度为LK=16.5m。

2.每跨设有两台软钩桥式吊车，吊车起重量及轨顶标高见表1，吊车有关数据见表2。

3.建设地点为青岛市郊区，地面粗糙度为B，基本风压为0.60kN/m；基本雪压为0.20 kN/m。

4.工程地质及水文地质情况：厂址位于风化剥蚀准平原，地势平坦。厂区地层自上而下为杂填土、花岗岩残积土、强风化岩、中风化岩。其中杂填土的厚度为0.5m，花岗岩残积土的厚度大于3m，地基承载力特征值为200kPa,作为持力层。厂区地下水位较低，且无腐蚀性。 5.建筑材料供应条件：建厂所用的水泥、钢材、砖、石、石灰等可以保证供应。 6.现场可以提供吊装机械进行厂房柱的吊装施工。

7.厂房建筑构造要求：（1）屋面：改性沥青油毡防水层 20mm水泥砂浆找平层 100mm后膨胀珍珠岩保温层；20mm水泥砂浆找平层；预应力混凝土大型屋面板。

（2）墙体为240mm厚蒸压粉煤灰砖墙，水泥砂浆抹面，塑钢窗，钢木大门。 （3）地面：室内为混凝土地面，室内外高差为150mm。 表1 厂房设计参数

2 表2 电动单钩桥式吊车数据

吊车最大宽度B mm 4500 5660 大车底大车轮距K 面至轨道顶面的距离 mm 3400 4400 mm 226 180 轨道顶面至吊车顶面的距离 mm 1754 2047 轨道中心至吊车外缘的距离 mm 230 230 操纵室底面至主梁底面的距离 mm 2170 2170 厂房跨度L（m） 18 轨顶标高（m） 9.60 吊车起重量（kN） 150/30：50 2

2

起重量Q 跨度LK 起升高度 Pmax Pmin 小车重g 吊车重量 kN 50 150/30 m 16.5 16.5 m 12 12/14 kN 76 155 kN 27.5 42 kN 19.9 73.2 kN 157 244 注：表中力为标准值

8、材料选用：结构用混凝土强度等级为：C20—C40。

（1）柱：混凝土C30；纵向受力钢筋采用HRB400钢筋；箍筋采用HPB235级钢筋 （2）基础：混凝土C20；钢筋采用HRB335级钢筋 二、结构构件选型、结构布置方案确定说明

1.结构构件选型及柱截面尺寸的确定

因该厂房跨度为18m，且柱顶标高大于8m，故采用钢筋混凝土排架结构。为了使屋盖具有较大刚度，选用预应力混凝土折线形屋架及预应力混凝土屋面板，选用钢筋混凝土吊车梁及基础梁。厂房各主要构件选型见表1.

由图1可知柱顶标高为12.3m，牛腿顶面标高为8.4m；室内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H1和上柱高度HU分别为：

H12.3m0.5m12.8m H18.4m0.5m8.9mHu12.8m8.9m3.9m

根据柱的高度，吊车起重量及工作级别等条件，查表确定柱截面尺寸，见表1.2。

构件名称 标准图集 74G410(一) 1.5m×6m预应力混凝土屋面板 选用型号 YWB-2Ⅱ(中间跨) YWB-ⅡS(跨端) 重力荷载标准 屋面板 1.4kN/m(包括灌缝重) 2混凝土单层厂房设计计算说明书

74G410(三) 1.5m×6m预应力混凝土屋面板（卷材防水天沟板） 天沟板 TGB68-1 1.91kN/m 2屋架 74G415(三) 预应力混凝土折线型屋架（跨度24m） YWJA-24-1Aa 60.5kN/榀 20.05 kN/m （屋盖支撑） 吊车梁 76G323(二) 钢筋混凝土吊车梁（A5） DL-8Z(中间跨) DL-8B(边跨) 39.5kN/每根 40.8kN/每根 轨道连接 75G325(二) 吊车轨道联结详图 75G320 钢筋混凝土基础梁 DGL-13 0.8 kN/m 2基础梁 JL-3 16.7 kN/每根 表1.1 主要承重构件选型表 表1.2 柱截面尺寸及相应的计算参数

计算参数 柱号 上柱 A,C 下柱 上柱 B

三、计算单元及计算简图的确定

采用一榀排架进行计算，计算单元及计算简图如图1.2所示。

下柱 截面尺寸/mm 矩400×400 Ⅰ400×900×100×150 矩400×600 Ⅰ400×1000×100×150 面积/mm 1.6×10 1.875×10 2.4×10 1.975×10 55552惯性矩/mm 21.3×10 195.38×10 72×10 256.34×10 88884自重/(kN/m) 4.0 4.69 6.0 4.94 - 1 -

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EA=∞A柱B柱( b )( a )

图1.2 计算单元和计算简图

四、荷载计算 （1）恒荷载 ①屋盖恒荷载

两毡三油防水层 0.35 kN/m2

20mm厚水泥砂浆找平层 20 kN/m3

×0.02m=0.40 kN/m2 100mm厚膨胀珍珠岩保温层 2.5 kN/m3

×0.1m=0.25 kN/m2

20mm厚水泥砂浆找平层 20 kN/m3

×0.02m=0.40 kN/m2

预应力混凝土屋面板（包括灌缝） 1.40 kN/m2

屋盖钢支撑 0.05 kN/m2 总和 2.85kN/m2 屋架重力荷载为

106kN/榀，则作用于柱顶的屋盖结构重力荷载设计值为G11.2(2.85kN/m26m18m/260.5kN/2)=220.98kN

②吊车梁及轨道重力荷载设计值G31.2(39.5kN0.8kN/m6m)=53.16kN

③柱自重重力荷载设计值 A、C柱 上柱 G4AG4C1.24kN/m3.9m=18.72kN下柱 G5AG5C1.24.69kN/m8.9m)=50.09kN B柱 上柱 G4B1.26kN/m3.9m)=28.08kN下柱 G5B1.24.94kN/m8.9m)=52.76kN

各项恒荷载作用位置如图1.3所示。

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：

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(Q1 =37.8) G1 =220.98 (Q1 =37.8) G1 =220.98 (Q1 =37.8) G1 =220.98 (Q1 =37.8) G =220.98 1 G4A =18.72 G3 =53.16 G 3 G3 =53.16 G4B =28.08 G3 G 4C=18.72 G5A =50.09 G 5B=52.76 G5C =50.09

图1.3 荷载作用位置图（单位： kN）

（2）屋面活荷载:屋面活荷载标准值为0.5 kN/m，雪荷载标准值为0.2 kN/m，后者小于前者，故仅按前者计算。作用于柱顶的屋面活荷载设计值为：Q12

2

1.40.5kN/m26m18m/2=37.80kNQ1的作用位置与

G1作用位置相同，如图1.3所示。

（3）风荷载:风荷载标准值按公式kzsz0计算，其中00.6kN/m2，z1.0，

1.064 檐口（标高为14.60m）

z根据厂房各部分标高及B类地面粗

糙度确定如下：柱顶（标高为12.30m） z屋顶（标高为16.00m） z别为：

z1.129

1.170s如图1.4（a）所示，则由公式kzsz0可得排架迎风面及背风面的风荷载标准值分

1kzs1z01.00.81.0640.6kN/m20.51kN/m2 2kzs2z01.00.41.0640.6kN/m20.255kN/m2

则作用于排架计算简图（图1.4）上的风荷载设计值为：

q11.40.511kN/m26.0m4.29kN/mq21.40.255kN/m26.0m2.15kN/m

FWQs1s22h1s3s42h220B1.40.80.41.1292.3m0.60.51.171.4m 1.00.6kN/m26.0m14.88kN

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风向6-0.-0.54-0.-0.4FW+0.8-0.4q1q2( a )（4）吊车荷载

( b )

图1.4 风荷载体型系数及排架计算简图

由给定吊车150/30：50，可知吊车参数为：对于AB跨：

B=5.660m, K=4.4m, g=73.2kN, Q=150kN, Fp max155kN, Fp min42kN

Fp maxFp maxFp maxFp max=155kN0.790.0560.2671.0

图1.5a 吊车荷载作用下支座反力影响线

根据B及K，可算得吊车梁支座反力影响线中各轮压对应点的竖向坐标值，如图1.5a所示。 ①吊车竖向荷载 吊车竖向荷载设计值：

DmaxQFpmaxyi1.4155kN10.0560.790.26458.521kN DminQFpminyi1.442kN2.113124.24kN

②吊车横向水平荷载:作用于每个轮子上的吊车横向水平制动力为：

T1/4Qg1/40.1150kN73.2kN5.58kN

作用于排架柱上吊车横向水平荷载设计值为：TmaxQTyi1.45.58kN2.11316.51kN

76kN, Fp min27.5kN

对于BC跨：B=4.500m, K=3.400m, g=19.9kN, Q=50kN, Fp max

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Fp maxFp maxFp maxFp max=76kN0.821.00.140.33

图1.5b吊车荷载作用下支座反力影响线

根据B及K，可算得吊车梁支座反力影响线中各轮压对应点的竖向坐标值，如图1.5b所示。 ①吊车竖向荷载

吊车竖向荷载设计值：DmaxQFpmaxyi1.476kN10.4330.8170.25266kN

DminQFpminyi1.427.5kN2.596.25kN

②吊车横向水平荷载 作用于每个轮子上的吊车横向水平制动力为：

T1/4Qg1/40.1250kN19.9kN2.10kN

作用于排架柱上吊车横向水平荷载设计值为：

TmaxQTyi1.42.1kN2.57.35kN

五、排架内力分析:该厂房为两跨等高排架，可用剪力分配法进行排架内力分析其中柱的剪力分配系数i结果见表1.3

表1.3 柱剪力分配系数

柱别 nIu/I1Hu/Hn0.109 3C03/11/n1H/C0EI1C02.435 i1/i1/i A,C柱 0.305 AC0.21010C02.79710H3E 3 AC0.285 B柱 n0.2810.305 B0.1391010HEB0.430 （1）恒荷载作用下排架内力分析

恒荷载作用下排架的计算简图如图1.6a 所示。图中的重力荷载G及力矩M是根据图1.3确定的，即

G1G1220.98kN;G1G3G4A53.16kN18.72kN71.88kNG3G5A50.09kN;G42G12220.98kN441.96kNG6G5B52.76kN;G5G4B2G3220.98kN253.16kN134.40kNM1G1e1220.98kN0.05m11.049kNm;M2(G1G4A)e0G3e3(220.98kN18.72kN)0.25m53.16kN0.3m43.977kNm;

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图1.6a所示排架为对称结构且作用对称荷载，排架结构无侧移，故各柱可按柱顶为不动铰支座计算内力。柱顶不动铰支座反力Ri可根据表1.3所列的相应公式计算。对于A,C柱n=0.109,λ=0.305，则

11213312nC12.143,C31.104,2231311111nnMM11.049kNm2.14343.977kNm1.104RA1C12C25.643kN

HH12.8mRC5.643kN;RB0求得

Ri后，可用平衡条件求出各柱截面的弯矩和剪力。柱各截面的轴力为该截面以上重力荷载之和，恒荷载作用下排架结构的弯矩图和

轴力图分别见图1.6b,c。图1.6d为排架柱的弯矩、剪力和轴力的正负号规定，下同。

M1M2G2G3G1G4G1M1M2G2G3 10.959 17.205 11.049 33.018 33.018 11.049 10.959 G5G65.643 5.643 17.205 ( a ) 220.98 239.7 292.86 441.96 470.04 576.36

220.98 239.7 292.86 ( b ) +M +V

+N 342.95 629.12 342.95 +M ( c ) （2）屋面活荷载作用下排架内力分析 ① AB跨作用屋面活荷载

排架计算简图如图1.7a所示。其中Q1+V ( d ) +N

图1.6 恒荷载作用下排架内力图

37.8kN，它在柱顶及变阶处引起的力矩为：

M1A37.8kN0.05m1.89kNmM2A37.8kN0.2m45kNmM1B37.8kN0.15m5.67kNm对于A柱，C1

2.143,C31.104,则

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RAM1AM1.89kNm2.1439.45kNm1.104C12AC31.13kN HH12.8m0.305，则

对于B柱，n0.281,11213nC11.731 21131n M Q M 11A2A M Q11B1.89 5.67 0.742.110.41 9.045.85 37.83.790.590.047 37.8 6.27 6.91( a ) RB( b ) 图1.7 AB跨作用屋面活荷载时排架内力图

( c )

M1B5.67kNm1.731C10.77kN H12.8m则排架柱顶不动铰支座总反力为：

RRARB1.13kN0.77kN1.9kN

将R反向作用于排架柱顶，计算相应的柱顶剪力，并与柱顶不动铰支座反力叠加，可得屋面活荷载作用于AB跨时的柱顶剪力，即

VARAAR1.13kN0.2851.9kN0.59kNVBRBBR0.77kN0.431.9kN0.047kNVCCR0.2851.9kN0.54kN排架各柱的弯矩图、轴力图及柱顶剪力如图1.7b、c所示。 ② BC跨作用屋面活荷载

由于结构对称，且BC跨与AB跨作用荷载相同，故只需将图1.7中各内力图位置及方向调整一下即可，如图1.8所示。 （3）风荷载作用下排架内力分析 ① 左吹风时

计算简图如图1.9a所示。对于A、C柱，n0.109,0.305，则

M Q11B M M1C2C 2.115.67 1.899.04 0.41 0.545.85 0.047 6.91 6.270.593.79 ( a )

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( b ) 混凝土单层厂房设计计算说明书

37.8 37.8 ( c ) 13141nC110.32618131n

图1.8 BC跨作用屋面活荷载时排架内力图

RAq1HC114.29kN/m12.8m0.32617.90kNRCq2HC112.15kN/m12.8m0.3268.95kNRRARCFW17.9kN8.95kN14.88kN41.73kN各柱顶剪力分别为：

VARAAR17.90kN0.28541.73kN6.01kNVBBR0.4341.73kN17.94kNVCRCCR8.95kN0.28641.73kN2.98kN排架内力图如图1.9b所示。

② 右吹风时:计算简图如图1.10a所示。将图1.9b所示A,C柱内力图对换且改变内力符号后可得，如图1.10b所示。 （4）吊车荷载作用下排架内力分析 ①

DmaxFW作用于A柱 计算简图如图1.11a所示。其中吊车竖向荷载

Dmax，

Dmin在牛腿顶面处引起的力矩为：

9.1969.9727.97q1q248.9274.51229.6317.94214.2730.5

a )图1.9 左吹风时排架内力图 ( b ) - 8 -

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FW27.9769.979.19q2q130.5214.2717.94229.6348.9274.51( a )图1.10右吹风时排架内力图

( b )

MADmaxe3458.521kN0.3137.56kNmMBDmine3124.24kN0.7593.18kNm对于A柱，C3

1.104，则

RAMA137.56kNmC31.10411.86kN H12.8m3C32121.2683111n对于B柱，n=0.281,=0.305,查表得： MB93.18kNmRBC31.2689.23kNH12.8mRRARB11.86kN9.23kN2.63kN

DmaxMAMBDmin94.2343.3340.4052.782.93458.52111.114.6539.4310.369.600.75124.24( a )( b )( c )

图1.11

排架各柱顶剪力分别为：

Dmax作用在A柱时排架内力图

VARAAR11.86kN0.2852.63kN11.11kNVBRBBR9.23kN0.432.63kN10.36kNVCCR0.3222.63kN0.75kN排架各柱的弯矩图、轴力图及柱底剪力值如图1.11b、c所示。 ②

Dmax作用于B柱左

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计算简图如图1.12a所示。

MA,MB计算如下：

MADmine3124.24kN0.3m37.27kNmMBDmaxe3458.521kN0.75m343.89kNm柱顶不动铰支座反力

RA,RB及总反力R分别为：

MA37.27kNmC31.1043.21kNH12.8m MB343.89kNmRBC31.26834.07kNH12.8mRRARB3.21kN34.07kN30.56kNRADminMAMBDmax46.499.2281.6333.97262.26124.24458.52111.92115.3120.9375.998.71111.49( a )( b )图1.12

( c )

作用在B柱左时排架内力图

Dmax各柱顶剪力分别为：

VARAAR3.21kN0.28530.56kN11.92kNVBRBBR34.07kN0.4330.56kN20.93kNVCCR0.28530.56kN8.71kN排架各柱的弯矩图、轴力图及柱底剪力图如图1.12b、c所示。

③Dmax'作用于B柱右 计算简图如图1.13a所示。MB,MC计算如下：

'MBDmaxe3266kN0.75m199.5kNm

MCDe96.25kN0.3m28.88kNm柱顶不动铰支座反力RB,RC及总反力R分别为：

'min3

MB199.5kNmC31.26819.76kNH12.8mM28.88kNm RCCC31.1042.49kNH12.8mRRBRC19.76kN2.49kN17.27kNRB - 10 -

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DmaxMBMCDmin19.18151.4148.0928.90.0226696.254.9262.9841.6712.3365.977.41( a )( b )图1.13

( c )作用在B柱右时排架内力图

Dmax各柱顶剪力分别为：

VBRBBR19.76kN0.4317.27kN12.33kNVCRCCR2.49kN0.28517.27kN7.41kNVAAR0.28517.27kN4.92kN排架各柱的弯矩图、轴力图及柱底剪力图如图1.13b、c所示。 ④D'max

作用于C柱 计算简图如图1.14a所示。MB,MC计算如下：

'MBDmine396.25kN0.75m72.19kNm'MCDmaxe3266kN0.3m79.8kNm

柱顶不动铰支座反力RB,RC及总反力R分别为：

MB72.19kNmC31.2687.15kNH12.8m MC79.8kNmRCC31.1046.88kNH12.8mRRBRC7.15kN6.88kN0.27kNRBDminMBMCDmax0.344.7727.4227.1452.6696.250.0770.997.0317.796.969.29266( a )( b )图1.14

( c )

Dmax作用在C柱时排架内力图

各柱顶剪力分别为：

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VBRBBR7.15kN0.430.27kN7.03kNVCRCCR6.88kN0.2850.27kN6.96kNVAAR0.2850.27kN0.077kN排架各柱的弯矩图、轴力图及柱底剪力图如图1.14b、c所示。 ⑤

Tmax作用于AB跨柱

当AB跨作用吊车横向水平荷载时，排架计算如图1.15a所示。对于A柱，

n0.109,查附表0.3，05E得

a3.9m1.2m/3.9m0.692，则

22a1a323a23an0.559C5

31211nRATmaxC516.51kN0.5599.23kN同类，对于B柱，n0.281,0.305,a0.692,C50.650,则

RBTmaxC516.51kN0.65010.73kN

排架柱顶总反力R为：R各柱顶剪力为：

RARB9.23kN10.73kN19.96kN

VARAAR9.23kN0.28519.96kN3.54kNVBRBBR10.73kN0.4319.96kN2.15kN VCCR0.28519.96kN5.69kN排架各柱的弯矩图及柱底剪力如图1.15b所示。当

Tmax方向相反时，弯矩和剪力只改变符号，方向不变。

TmaxTmax6.019.5611.425.8122.1912.97121.44139.2314.3672.835.69( a )图1.15

⑥T'( b )Tmax作用在AB跨时排架内力图

max作用于BC跨柱

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当BC跨作用吊车横向水平荷载时，排架计算如图1.16a所示。对于B柱，

n0.281,查附表0.3，05E得

a3.9m1.2m/3.9m0.692，则

2a1a223a23an0.650 C512131n3RBTmaxC57.34kN0.6504.77kN同类，对于C柱，n0.109,0.305,a0.692,C50.559,则

RCTmaxC57.34kN0.5594.10kN

排架柱顶总反力R为：

RRBRC4.77kN4.10kN8.87kN

各柱顶剪力为：

VBRBBR4.77kN0.438.87kN0.96kNVCRCCR4.10kN0.2858.87kN1.57kN VAAR0.2858.87kN2.53kN排架各柱的弯矩图及柱底剪力如图1.16b所示。当

Tmax方向相反时，弯矩和剪力只改变符号，方向不变。

9.87TmaxTmax5.062.592.694.242.5332.3861.858.354.048.91图1.16

六、内力组合表的编制

Tmax( b )作用在BC跨时排架内力图

以A柱内力组合为例。表4.1为各种荷载作用下A柱内力设计值汇总表，表4.2为A柱内力组合表，这两表中的控制截面及正负号内力方向如表4.1中的例图所示。

内力组合按公式

S1.2SGk0.9QiSQiki1nn和

S1.35SGkQiCiSQiki1n进行。除

Nmax及相应M和V一项外，其他三项均

是按式

S1.2SGk0.9QiSQiki1求的最不利内力值；对于

Nmax及相应M和V一项，Ⅱ—Ⅱ截面均按

1.2SGk1.4SQk求得最

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不利内力值，而Ⅰ—Ⅰ截面是按式

S1.35SGkQiCiSQiki1n求得最不利内力。

的柱进行验算。表4.2中给出的

对柱进行裂缝宽度验算时，内力采用标准值，同时只需对满足

e0/h00.55Mk和

Nk的组合值，他们均

e0/h00.55的条件，这些值均取自

Nmin及相应的M和V一项。

七、构件设计 对于

A

柱：混凝土强度等级为

C30,fc14.3N/mm2,ftk2.01N/mm2；采用HRB400级钢筋，

fyfy'360N/mm2,b0.518（1）上柱配筋计算

。上下柱均采用对称配筋。

由表4.1可见，上柱截面共有4组内力。取

h0400mm40mm360mm。经判断，其中3组内力为大偏心受压；只有

M12.62kNm和N296.66kN一组为小偏心受压，且

Nb1fcbh00.5181.014.3N/mm2400mm360mm1066.67kN

故按此组内力计算时为构造配筋。对3组大偏心受压内力，在弯矩较大且比较接近的两组内力中，取轴力较小的一组，即取

M44.66kNm,N239.7kN

查附表F.1得，由吊车厂房排架方向上柱的计算长度l023.9m7.8m。附加偏心距

ea取20mm（大于400mm/30）。

M44.66106Nmme0186.3mm N239.7Neie0ea186.3mm20mm206.3mml0/h7800mm/400mm19.55，应考虑偏心距增大系数η

。

0.5fcA0.514.3N/mm24002mm21.0 14.81.0 取1N239700N21.150.011l07800mm1.150.010.955h400mm221l07800mm111.00.971.45312ei206.3mmh400mm14001400360mmh02as'N239700N80mmx0.1160.2221fcbh01.014.3N/mm400mm360mmh0360mm取

x2as'进行计算。

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e'eih/2as'1.453206.3mm400mm/240mm139.75mmNe'239700N139.75mm2AsA290.8mm2fyh0as'360N/mm360mm40mm'S

选3 16

As603mm2，则

AS/bh603mm2/400mm400mm0.38%0.2%，满足要求。

本书附表F.1查的，垂直于排架方向柱的计算长度l01.253.9m4.875m，则

l0/b4875mm/400mm12.19,0.95。

Nu0.9fcAfy'As' 0.90.9514.3N/mm2400mm400mm360N/mm2603mm22

2327.45kNNmax296.66kN满足弯矩作用平面外的承载力要求。 （2）下柱配筋计算 取h0900mm40mm860mm。与上柱分析方法相似，在表4.2中的8组内力中，取下列两组为最不利内力：

{M419.86kNmN342.95kN

{M370.82kNmN473.30/kN

① 按

M419.86kNm，N342.95kN计算

由附表F.1查得，下柱计算长度取

l01.0H18.9m，附加偏心距

ea900mm/303020mm。

b100mm,b'f400mm,h'f150mm。

M419.86106Nmme01224.3mm N342.95Neie0ea1224.3mm30mm1254.3mml0/h8900mm/900mm9.89，5<9.89<15应考虑偏心距增大系数η

，且取

21.0。

10.5fcAN0.514.3N/mm2100mm900mm2400mm100mm150mm342950N22 取

11.0。

3.751.01l08900mm111.01.01.04 12ei1254.3mm900mm14001400h860mmh01

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ei1.041254.3mm1304.5mm0.3h00.3860mm250mm

故为大偏心受压。先假定中和轴位于翼缘内，则

xN342950N59.96mmh'f150mm '21fcbf1.014.3N/mm400mmeeih900mmas1304.5mm40mm1714.5mm 22xNe1fcbfh02'ASAS'fyh0as59.96mm342950N1714.5mm1.014.3N/mm2400mm59.96mm860mm

22360N/mm860mm40mm1027.5mm2②按

M370.82kNm，N473.30kN计算

，附加偏心距

由附表F.1查得，下柱计算长度取

l01.0H18.9mea900mm/303020mm。

b100mm,b'f400mm,h'f150mm。

M370.82106Nmme0783.5mm N473.3103Neie0ea783.5mm30mm813.5mml0/h8900mm/900mm9.89，5<9.89<15应考虑偏心距增大系数η

，且取

21.0。

10.5fcAN0.514.3N/mm2100mm900mm2400mm100mm150mm473300N22 取

11.0。

2.871.01l08900mm111.01.01.06 12ei813.5mm900mm14001400h860mmh01ei1.06813.5mm862.31mm0.3h00.3860mm250mm

故为大偏心受压。先假定中和轴位于翼缘内，则

xN473300N'82.74mmhf150mm '21fcbf1.014.3N/mm400mmh900mmeeias862.31mm40mm1272.31mm

22

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xNe1fcbxh02'ASAS'fyh0as82.744733001272.311.014.340082.748602 36086040727.5mm2综合上述计算结果下柱截面选用4 20（3）柱的裂缝宽度验算 《规范》规定，对

As1256mm2。按此配筋，经验算柱端弯矩作用平面外的承载力亦满足要求。

e0/h00.55的柱应进行裂缝宽度验算。验算过程见表4.3，其中上柱

AS603mm2，下柱

AS125mm62E,S2.051N0mm/2，构件受力特征系数

cr2.1，混凝土保护层厚度C取25mm.

表4.3 柱的裂缝宽度验算表

柱截面 上柱 下柱 301.95 285.79 内力标准值 Mk/kNM 33.16 199.75 160mm<0.55h0 Nk/kNe0Mk/Nk 1056.5mm0.55h0 0.0140 teAS0.5bhbfbhf2 不 1l0s14000e0/h0h 需 进 行 l1.0014 h1666.5mm 0.523 ese0h/2as 'fh'fb'fb/bh0 2h'0z0.870.121fh0 eNezk ASz裂 731.27mm 缝 246,30N/mm2 1.10.65max （4）柱箍筋配置 ftktesk 验 0.71 deqacr1.9c0.08 Estesk算 0.28mm<0.3mm (满足要求) 非地震区的单层厂房柱，其箍筋数量一般按构造要求控制。根据构造要求，上、下柱均选用（5） 牛腿设计 8@200箍筋。 中牛腿截面宽 根据吊车梁支撑位置、截面尺寸及构造要求，初步拟顶牛腿尺寸， 如图1.17所示。其度b=400mm,牛腿截面 - 17 - 混凝土单层厂房设计计算说明书

高度

h600mm,h0565mm。

① 牛腿截面高度验算

Fftkbh0Fvk10.5hkFvk0.5a/h0按式验算，

其中

20.8,ftk2.0N1m/mF,kh（牛腿截面无水平荷载），a=-150mm+20mm=-130mm<0,取a=0,

0Fhk按下式确定：

图1.17 牛腿尺寸简图

FvkDmaxQG3G458.521kN53.16kN371.82kN1.41.2

Fftkbh0Fvk10.5hkFvk0.5a/h0由式得：

F10.5hkFvkftkbh02.01N/mm2400mm565mm0.8726.82kNFvk371.82kN 0.5a/h0.50故牛腿截面高度满足要求。 ② 牛腿配筋计算 由

于

a=-150mm+20mm=-130mm<0

i，因而该牛腿可按构造要求配筋。根据构造要求，

Asmbn0h.0024m0m02m6m00，实际选用4mm4148As0616mm2。水平箍筋选用8@100。

（6）柱的吊装验算

柱采用翻身起吊，吊点设在牛腿下部，混凝土达到设计强度后起吊。已知柱插入杯口深度为h10.9900mm810mm，取

h1850mm，则柱吊装时总长度为3.9m+8.9m+0.85m=13.65m,计算简图如图1.18所示。

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316 q2q3q1418M2M1M3图1.18 柱吊装计算简图

柱吊装阶段的荷载为柱自重重力荷载（应考虑动力系数），即

q1Gq1k1.51.24.0kN/m7.2q2Gq2k1.51.20.4m1.0m25kN/m318.0kN/m q3Gq3k1.51.24.69kN/m8.44kN/m在上述荷载作用下，柱各控制截面的弯矩为：

M112q11H2u27.2kN/m3.92m254.76kNmM12/m3.9m0.6m2127.2kN218kN/m7.2kN/m0.62m274.84kNmMBRAl1232q3l3M20得： R12ql2M2178.84kNmA33l8.44kN/m9.15m30.43kN329.15m

MR123Ax2q3xdM3RAq3x0令dx，的xRA/q330.43kN/8.44kN/m3.61m，

则下柱段最大弯矩M3为：

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由

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1M330.43kN3.61m8.44kN/m3.612m254.86kNm

2柱截面受弯承载力及裂缝宽度验算过程见表4.4。 表4.4 柱吊装阶段承载力及裂缝宽度验算表

柱截面 上柱 54.76（45.63） 下柱 74.84（62.37） MMk/kNmMufyAsh0as'/kNm/N/mm287.890.954.7649.28 190.94 300.510.974.8467.36 skMk/0.87h0ASftk81.89 1.10.65wmaxcrtesk0.42 -0.31<0.2，取0.2 skEs/mm 0.16<0.2 （满足要求） 0.03<0.2 （满足要求） deq1.9c0.08te对于

B

柱：混凝土强度等级为

C30,fc14.3N/mm2,ftk2.01N/mm2；采用HRB400级钢筋，

fyfy'360N/mm2,b0.518（1）上柱配筋计算

。上下柱均采用对称配筋。

由表4.2可见，上柱截面共有4组内力。取h0600mm35mm565mm。经判断，其中

3组内力为大偏心受压；只有

M5.85kNm和N582.80kN一组为小偏心受压，且

Nb1fcbh00.5181.014.3N/mm2400mm565mm1674.07kN

故按此组内力计算时为构造配筋。对3组大偏心受压内力，在弯矩较大且比较接近的两组内力中，取轴力较小的一组，即取

M138.34kNm,N470.04kN

查附表F.1得，由吊车厂房排架方向上柱的计算长度l023.9m7.8m。附加偏心距

ea取20mm（大于400mm/30）。

M138.34106Nmme0294.32mm N470.04103Neie0ea294.32mm20mm314.32mml0/h7800mm/600mm135，应考虑偏心距增大系数η

。

0.5fcA0.514.3N/mm2400600mm21.0 13.651.0 取1N470040N

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21.150.011l07800mm1.150.011.021h600mm221l07800mm111.01.01.21712ei314.32mmh600mm14001400565mmh0'2asN470040N70mmx0.1450.1231fcbh01.014.3N/mm2400mm565mmh0360mm

eeih/2as1.217314.32mm600mm/235mm647.53mmAsA'S2Ne1fcbh00.52'fy'h0as470040N647.531.014.340056520.1450.50.1452mm选

360N/mm2565mm35mm308.15mm23 16

As603mm2，则

AS/bh603mm2/400mm600mm0.25%0.2%，满足要求。

本书附表F.1查的，垂直于排架方向柱的计算长度l01.253.9m4.875m，则

l0/b4875mm/400mm12.19,0.95。

Nu0.9fcAfy'As' 0.90.9514.3N/mm2400mm600mm360N/mm2603mm22

3305.57kNNmax582.80kN满足弯矩作用平面外的承载力要求。 （2）下柱配筋计算 取h01000mm40mm960mm。与上柱分析方法相似，在表4.2中的8组内力中，取下列两组为最不利内力：

{M392.84kNmM401.97kNm{ N957.87kNN1062.58kNM392.84kNm，N957.87kN计算

① 按

由附表F.1查得，下柱计算长度取

l01.0H18.9m，附加偏心距

ea100m0m/3033.3mm2。

b100mm,b'f400mm,h'f150mm。

M392.84106Nmme0410.12mm N957870Neie0ea410.12mm33.3mm443.42mml0/h8900mm/1000mm8.9，5<8.9<15应考虑偏心距增大系数η

，且取

21.0。

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10.5fcAN0.514.3N/mm2100mm1000mm2400mm100mm150mm957870N 取

11.0。

1.421.01l08900mm111.01.01.12 12ei443.42mm1000mm14001400h960mmh0122ei1.12443.42mm496.63mm0.3h00.3960mm288mm

故为大偏心受压。先假定中和轴位于翼缘内，则

xN957870N'167.46mmhf150mm '21fcbf1.014.3N/mm400mmN1fcb'fbh'f说明中和轴位于腹板内，应重新计算X

x1fcb1.014.31009578701.014.3400100150eeih1000mmas496.63mm40mm956.63mm 22219.84

h'fxNe1fcbbhh01fcbxh022'ASAS'fyh0as'f'f150219.84957870956.631.014.34001001509601.014.3100219.8496022360960mm40mm240.3mm2②按

M40k1，

N1062.58NmkN计算

，附加偏心距

由附表F.1查得，下柱计算长度取

l01.0H18.9mea1000/30m33m.3m。m2b100mm,b'f400mm,h'f150mm。

M401.97106Nmme0378.30mm3 N1062.5810Neie0ea378.30mm33.3mm411.6mml0/h8900mm/1000mm8.9，5<8.9<15应考虑偏心距增大系数η

，且取

21.0。

- 22 -

混凝土单层厂房设计计算说明书

10.5fcAN0.514.3N/mm2100mm1000mm2400mm100mm150mm1062580N22取

11.0。

1.281.01l08900mm11121.01.01.132 ei411.6mm1000mm14001400h960mmh01ei1.132411.6mm465.93mm0.3h00.3960mm288mm

故为大偏心受压。先假定中和轴位于翼缘内，则

xN1062580N'185.77mmhf150mm '21fcbf1.014.3N/mm400mmN1fcb'fbh'f说明中和轴位于腹板内，应重新计算X

x1fcb10625801.014.34001001501.014.3100293.06mm

h1000mmeeias465.93mm40mm925.93mm

22'hxf''Ne1fcbfbhfh01fcbxh022'ASASfyh0as'150293.061062580925.931.014.34001001509601.014.3100293.0696022360960mm40mm221.83mm2计算结果，下柱截面选用4 14（3）柱的裂缝宽度验算 《规范》规定，对

综合上述

As615mm2。按此配筋，经验算柱端弯矩作用平面外的承载力亦满足要求。

e0/h00.55的柱应进行裂缝宽度验算。验算过程见表4.5，其中上柱

2AS603mm2，下柱

AS615mm2E,S2.051N0mm/，构件受力特征系数

cr2.1，混凝土保护层厚度C取25mm.

上柱 下柱 280.6 759.09 柱截面 内力标准值 Mk/kNM 98.81 391.7 252.3mm <0.55h0 Nk/kN e0Mk/Nk ASte0.5bhbfbhf

369.7mm0.55h0 不 - 23 -

不 混凝土单层厂房设计计算说明书

表4.5 柱的裂缝宽度验算表 （4）柱箍筋配置 非地震区的单层厂房柱，其箍筋数量一般按构造要1l0s14000e0/h0h2 需 进 行 需 进 行 ese0h/2as 'fh'fb'fb/bh0 2h'0z0.870.121fh0 e裂 裂 NkezASz 缝 缝 1.10.65skftktesk 验 验 deqmaxacr1.9c0.08 Este求控制。根据构造要求，上、下柱均选用8@200箍筋。 （5） 牛腿设计

根据吊车梁支撑位置、截面尺寸及构造要求，初步拟顶牛腿尺寸，如图1. 19宽度b=400mm,牛腿截面高度h1000mm,h0算 算 所示。其中牛腿截面

960mm。

① 牛腿截面高度验算（左侧）

按式

Fvk1Ffbh0t0h.k5Fvk0.a5h0k验

/算，其中

0a=0,

.ft8k,2N2m.m0h1kF/（牛腿截面无水平荷载），a=250mm+20

,0mm=270mm 〉0,取

Fhk按下式确定： 图1.19牛腿尺寸简图

FvkDmaxQG3G458.521kN53.16kN371.82kN1.41.2

Fftkbh0Fvk10.5hkFvk0.5a/h0由式得：

F10.5hkFvkftkbh02.01N/mm2400mm960mm0.8791.63kNFvk371.82kN 0.5270/9600.5a/h0所以左侧牛腿截面高度满足要求

牛腿截面高度验算（右侧）

Fftkbh0Fvk10.5hkFvk0.5a/h0按式验算，其中

mm=270mm 〉0,取a=0,

0.8,ftk2.01N/mm2,Fhk0（牛腿截面无水平荷载），a=250mm+20

Fhk按下式确定：

- 24 -

混凝土单层厂房设计计算说明书

Fvk'DmaxQG3G375.1kN53.16kN312.23kN371.82kN

1.41.2故右侧牛腿截面高度满足要求。 ② 牛腿配筋计算 由

于

a=270mm

，

受

拉

钢

筋

采

用

HRB335

级

钢

筋

，

其

中

a0.3h0，取

a0h.03，

3FVaFh458.52153.160.310AS1.2501.6mm2

0.85fyh0fy0.85360选用414As616mm2。水平箍筋选用8@100。

（6）柱的吊装验算

柱采用翻身起吊，吊点设在牛腿下部，混凝土达到设计强度后起吊。已知柱插入杯口深度为h10.91000mm900mm，取

h1900mm，则柱吊装时总长度为3.9m+8.9m+0.9m=13.7m,计算简图如图1.18所示。

314 q2q3q1414M2M1M3

图1.20 柱吊装计算简图

柱吊装阶段的荷载为柱自重重力荷载（应考虑动力系数），即

q1Gq1k1.51.26.0kN/m10.8kN/mq2Gq2k1.51.20.4m1.8m25kN/m332.4kN/m q3Gq3k1.51.24.94kN/m8.89kN/m在上述荷载作用下，柱各控制截面的弯矩为：

11q1Hu210.8kN/m3.92m282.13kNm22112M210.8kN/m3.9m1.0m32.4kN/m10.8kN/m12m2140.454kNm22M1

- 25 -

由

混凝土单层厂房设计计算说明书

12MRlBA32q3l3M20得： RA12M21140.454kNmq3l38.89kN/m8.8m23.16kN2l328.8m1M3RAxq3x22

dM3RAq3x0dx令，的xRA/q323.16kN/8.89kN/m2.61m，

则下柱段最大弯矩

M3为：

1M323.16kN2.61m8.89kN/m2.612m230.17kNm

2柱截面受弯承载力及裂缝宽度验算过程见表4.6。

柱截面 上柱 82.13（68.44） 下柱 140.45（81.03） MMk/kNm MufyAsh0as'/kNm 238.20.982.1373.92 693.590.9140.45126.41 skMk/0.87h0AS/N/mm2ftk91.99 55.77 1.10.65tesk-0.32<0.2, 取0.2 -0.76<0.2，取0.2 wmaxcrskEs/mm 0.036<0.2 （满足要求） 0.021<0.2 （满足要求） deq1.9c0.08te6.基础设计

表4.6 柱吊装阶段承载力及裂缝宽度验算表

f对于A基础：基础混凝土采用C20

（1）荷载计算

① 由柱传至基础顶面的荷载 由表4.2可得荷载如下： 第一组：Mk,maxc9.6N/mm2,ft1.1N/mm2；钢筋采用HRB335级钢筋，

fy300N/mm2。

301.95kNm,Nk285.79kN,Vk44.23kN

- 26 -

混凝土单层厂房设计计算说明书

第二组：Mk,min266.92kNm,Nk394.42kN,Vk28.93kN 第三组：Nk,max11.35kN,Mk580.56kNm,Vk2.44kN

② 由基础梁传至基础顶面的荷载 墙重 14.60.50.45m6m3.6m4.81.8m3.84kN/m2246.29kN 窗重

3.6m4.81.8m0.45kN/m210.69kN

基础梁 16.7kN 合计G6273.68kN

由基础梁传至基础顶面荷载设计值为：

e6为基础底面中心的偏心矩，e60.3m0.9m220.6m；相应的偏心弯矩标准值为： G6e6273.68kN0.6m164.21kNm

③ 作用于基底的弯矩和相应的基顶的轴向力标准值分别为：

假定基础高度为：800mm50mm250mm1100mm，则作用于基底的弯矩和相应基顶的轴向力标准值为：第一组：

Mbot301.95kNm1.1m44.23kN164.21kNm186.39kNmN285.79kN273.68kN559.47kN

第二组：

Mbot266.92kNm1.1m28.93kN164.21kNm462.95kNm

N394.42kN273.68kN668.1kN第三组：Mbot11.35kNm1.1m2.44kN164.21kNm155.54kNm N580.56kN273.68kN854.24kN基

础

的

受

力

情

况

如

图

1.21

所

G6NMVMNbotbotppminmax

图1.21基础尺寸的确定

（2） 基底尺寸的确定

基础形式为锥形杯口基础，具体尺寸见图1.21

- 27 -

示

。

混凝土单层厂房设计计算说明书

由第二组荷载确定l和b.

A1.1^1.4668.1kN200kN/m222kN/m31.45mll1.51.522，由b和Alb5.4m解得： 4.38^5.57m 取be0l6b1.90m 取b2.0m;l1.52.03.0m，经验算不满足

e0l6的条件。

的条件 取

b2.5m;l1.52.53.75m；取

l3.80m；验算e0Mbot462.95kNml3.80.48m0.63m满足要求。 Nbot668.1kN20kN/m32.5m3.8m1.6m66验算其他两组荷载标准值作用下的基底应力。 第一组：

NbotMbotNM559.47kN186.39kNmGdbot20kN/m31.6m1AWAW9.5m2.5m3.82m2658.893225.85kN/m2121.87kN/m21.2fa1.2200kN/m2240kN/m2pk,maxpk,min58.89kN/m232kN/m230.98kN/m259.91kN/m20

pm58.89kN/m232kN/m290.89kN/m2fa200kN/m2，满足要求。

第二组：

满足要求。

NbotMbotNMGdbotAWAW854.24kN155.54kNm320kN/m1.6m19.5m22.5m3.82m2689.923225.85kN/m2pk,max147.77kN/m21.2fa1.2200kN/m2240kN/m2

pk,min89.923225.85kN/m296.07kN/m20

pm89.9232kN/m2121.92kN/m2fa200kN/m2，满足要求。

最后确定基底尺寸为2.5m3.8m（见图1.19）. （3）确定基底的高度

假定基础的高度为1.1m，采用锥形杯口基础，根据构造要求，初步确定的基础剖面尺寸如图1.22所示。由于上阶底面落在柱边破坏锥面之内。故该基础只须进行变阶处的抗冲切力验算。

- 28 -

混凝土单层厂房设计计算说明书

G6NMVA1A2ps,max① 在各组荷载标准值作用下的最大地基净反力 第一组：

ps,min 图1.22基础抗冲切验算计算简图

ps,max第二组：第三组：

ps,maxps,max559.47kN186.39kNm89.87kN/m2

2.5m3.8m12.5m3.82m26668.1kN462.95kNm2 147.23kN/m239.5m6.02m854.24kN155.54kNm2 115.76kN/m239.5m6.02m故抗冲切计算按第二组荷载设计值作用下的地基净反力进行计算。 ② 在第二组荷载下的冲切力 冲切力近似按最大地基净反力由

于

冲

切

锥

体

底

ps,max边

计算，即取宽

psps,max147.23kN/m2

<

基

础

宽

度

b12h011.15m0.645m22.44mb2m.5，

故

ll3.8m1.65mA1h01bb0.645m2.46m1.033m2

2222F1ps,maxA147.23kN/m21.033m2151.94kN③ 变阶处的抗冲切力

由于基础宽度小于冲切锥体底边宽，故

1 2btbb1.15m22.4m2bb1.775m

22F10.7hpftbmh00.71.01.1N/mm21775mm645mm881.55kN151.94kN满足要求。因此，基础的高度及

分阶可按图1.20所示的尺寸采用。 （4）基底配筋计算

包括沿长边和短边两个方向的配筋计算。沿长边方向的配筋计算由前述三组荷载设计值作用下最大地基净反力的分析可知，应按第二组荷载设计值作用下的地基净反力进行计算。而沿短边方向由于为轴心受压，其钢筋量应按第三组荷载设计值作用下的平均地基净反力进行计算。

① 沿长边方向的配筋计算

- 29 -

混凝土单层厂房设计计算说明书

在第二组荷载设计值作用下，前面已计算的Ps,max147.23kN/m2，相应于柱边及变阶处的净反力（图1.23a所示）：

PsⅠ,Ps,Ⅲ

668.1kN462.95kNm0.45288.55kN/m9.5m26.017m31.9

761.80kN462.95kNm0.825103.73kN/m2239.5m6.017m1.9NcMcVcNmax+G5G5ps,maxps,Ⅲps,Ⅰpsm( a )( b )( c )

图1.23 基础配筋计算简图

则

M1hc12ps,maxpsⅠ,lhc2bbcG6e648210.9m 2147.23kN/m288.55kN/m23.8m0.9m22.5m0.4m273.68kN0.6m482191.03kNmM1191.03106Nmm2AsⅠ677.05mm ,20.9fyh00.9300N/mm1045mmMⅢ

12147.23kN/m2103.73kN/m23.8m1.65m22.5m1.15m148.63kNm48- 30 -

混凝土单层厂房设计计算说明书

As,Ⅲ148.63106Nmm2 853.46mm20.9300N/mm645mm10( 10@200) ，AS1021mm2853.46mm2，满足计算和构造要求。

13 选用 ② 沿短边方向的配筋计算

在第三组荷载设计值下，均布分布的地基净反力（1.23b）：

N854.24kN2 89.92kN/m2A9.5m12MⅡ89.92kN/m22.5m0.4m23.8m0.9m140.44kNm

24psm140.44kNm106As,Ⅱ497.8mm2 20.9300N/mm1045mmMⅣAs,Ⅳ1289.92kN/m22.5m1.65m23.8m1.15m23.69kNm 2423.69106Nmm136.00mm2 20.9300N/mm645mm10( 10@200) ，As1570mm2497.8mm2

20 按构造配筋，选用 基础底面沿两个方向的配筋图如图1.21所示，由于长边大于3m，其钢筋长度可切断，交错布置。

f对于B基础：基础混凝土采用C20

（1）荷载计算

① 由柱传至基础顶面的荷载 由表4.2可得荷载如下： 第一组：Mk,max第二组：Mk,min第三组：Nk,maxc9.6N/mm2,ft1.1N/mm2；钢筋采用HRB335级钢筋，

fy300N/mm2。

280.6kNm,Nk159.09kN,Vk18.86kN 287.12kNm,Nk833.88kN,Vk12.72kN 21.68kN,Mk921.18kNm,Vk4.393kN

② 作用于基底的弯矩和相应的基顶的轴向力标准值分别为：

假定基础高度为：800mm50mm250mm1100mm，则作用于基底的弯矩和相应基顶的轴向力标准值为：

第一组：

Mbot280.6kNm1.1m18.86kN301.06kNmN759.09kN

第二组：

Mbot287.12kNm1.1m12.72kN301.11kNmN833.88kN

第三组：

Mbot21.68kNm1.1m4.39326.51kNmN921.18kN

基础的受力情况如图1.24所示。

- 31 -

混凝土单层厂房设计计算说明书

G6NMVNbotMbotpmax（2） 基底尺寸的确定

基础形式为锥形杯口基础，具体尺寸见图1.24. 由第二组荷载确定l和b.

pmin

图1.24 基础尺寸的确定

A1.1^1.4833.88kN5.46^6.95m2 23200kN/m2kN/m1.6mll1.51.52bb取，由和Alb6.9m解得：

e0l6的条件。

b2.14m 取b2.5m;l1.52.53.75m，取l3.8m；验算e0Mbot301.11kNml3.80.265m0.63m Nbot833.88kN20kN/m32.5m3.8m1.6m66满足要求。

验算其他两组荷载标准值作用下的基底应力。 第一组：

NbotMbotNMGdbotAWAW759.09kN301.06kNm20kN/m31.6m19.5m2.5m3.82m2679.903250.04kN/m2pk,max161.94kN/m21.2fa1.2200kN/m2240kN/m2满足要求。

pk,min79.903250.04kN/m261.86kN/m20

pm79.9032kN/m2111.90kN/m2fa200kN/m2，满足要求。

第二组：

- 32 -

混凝土单层厂房设计计算说明书

NbotMbotNMGdbotAWAW921.18kN26.51kNm320kN/m1.6m19.5m22.5m3.82m2696.97324.41kN/m2pk,max133.38kN/m21.2fa1.2200kN/m2240kN/m2

pk,min96.97324.41kN/m2124.56kN/m20

pm96.9732kN/m2128.97kN/m2fa200kN/m2，满足要求。

最后确定基底尺寸为2.5m3.8m（见图1.19）. （3）确定基底的高度

假定基础的高度为1.1m，采用锥形杯口基础，根据构造要求，初步确定的基础剖面尺寸如图1.25所示。由于上阶底面落在柱边破坏锥面之内。故该基础只须进行变阶处的抗冲切力验算。

G6NMVA1A2ps,maxps,min

图1.25基础抗冲切验算计算简图

① 在各组荷载标准值作用下的最大地基净反力 第一组：

ps,max第二组：第三组：

ps,maxps,max759.09kN280.6kNm126.54kN/m2

2.5m3.8m12.5m3.82m26833.88kN281.12kNm2 135.50kN/m9.5m26.02m3921.18kN21.68kNm2 100.57kN/m239.5m6.02m故抗冲切计算按第二组荷载设计值作用下的地基净反力进行计算。 ② 在第二组荷载下的冲切力 冲切力近似按最大地基净反力

ps,max计算，即取

psps,max135.50kN/m2

- 33 -

混凝土单层厂房设计计算说明书

由

于

冲

切

锥

体

底

边

宽

b12h011.15m0.645m22.44m<基础宽度

b2m.5,

故

ll3.8m1.65mA1h01bb0.645m2.46m1.033m2

2222F1ps,maxA135.50kN/m21.033m2139.84kN

③ 变阶处的抗冲切力

由于基础宽度小于冲切锥体底边宽，故

btbb1.15m22.4m2bb1.775m

22F10.7hpftbmh00.71.01.1N/mm21775mm645mm881.55kN139.84kN满足要求。因此，基础的高度及

分阶可按图1.25所示的尺寸采用。 （4）基底配筋计算

包括沿长边和短边两个方向的配筋计算。沿长边方向的配筋计算由前述三组荷载设计值作用下最大地基净反力的分析可知，应按第二组荷载设计值作用下的地基净反力进行计算。而沿短边方向由于为轴心受压，其钢筋量应按第三组荷载设计值作用下的平均地基净反力进行计算。

① 沿长边方向的配筋计算

在第二组荷载设计值作用下，前面已计算的Ps,max135.50kN/m2，相应于柱边及变阶处的净反力（图1.26a所示）：

PsⅠ,Ps,Ⅲ833.88kN287.12kNm0.45299.08kN/m9.5m26.017m31.9

833.88kN287.12kNm0.825108.50kN/m2239.5m6.017m1.9G5NcMcVcNmax+G5ps,maxps,Ⅲps,Ⅰpsm( a )( b )

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混凝土单层厂房设计计算说明书

则

( c )12ps,maxpsⅠ,lhc2bbc48图1.26 基础配筋计算简图

M112126.54kN/m299.08kN/m23.8m0.9m22.5m0.4m 48213.46kNmM1213.46106NmmAsⅠ756.56mm2 ,20.9fyh00.9300N/mm1045mmMⅢ12126.54kN/m2108.50kN/m23.8m1.65m22.5m1.15m139.20kNm48As,Ⅲ139.20106Nmm799.34mm2 20.9300N/mm645mm10( 10@200) ，AS1021mm2799.34mm2，满足计算和构造要求。

13 选用 ② 沿短边方向的配筋计算

在第三组荷载设计值下，均布分布的地基净反力（1.26b）：

N833.88kN2 87.78kN/m2A9.5m12MⅡ87.78kN/m22.5m0.4m23.8m0.9m137.10kNm

24psm137.10kNm1062As,Ⅱ485.90mm 20.9300N/mm1045mmMⅣAs,Ⅳ1287.78kN/m22.5m1.65m23.8m1.15m23.12kNm 2423.12106Nmm2132.77mm 20.9300N/mm645mm10( 10@200) ，As1570mm2485.90mm2

20 按构造配筋，选用 基础底面沿两个方向的配筋图如图1.26所示，由于长边大于3m，其钢筋长度可切断，交错布置。

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混凝土单层厂房设计计算说明书

八、参考文献 （一）选用图集

1、预应力钢筋混凝土屋面板74G410（一）（二）（三）2、钢筋混凝土基础梁75G320 3、钢筋混凝土吊车梁76G323（二）4、预应力钢筋混凝土折线形屋架75G415（一） 5、吊车轨道连接75G325（二）6、梯形钢屋架G511及G511抗补 7、屋面构造做法8、PVC塑钢门窗 （二）选用规范

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