鋼筋混凝土單層廠房結(jié)構(gòu)設計計算書

課程設計用紙 鋼筋混凝土單層廠房結(jié)構(gòu)設計結(jié)構(gòu)構(gòu)件選型及柱截面尺寸確定因該廠房跨度在15~36m之間，且柱頂標高大于8m，故采用鋼筋混凝土排架結(jié)構(gòu)，為了使屋蓋具有較大剛度，選用預應力混凝土折線型屋架及預應力混凝土屋面板，選用鋼筋混凝土吊車梁及基礎梁。廠房構(gòu)件選型見表2.1.1表2.1.1主要承重構(gòu)件選型表構(gòu)件名稱標準圖集選用型號動荷載標準值屋面板G410（一）1.5m×6m預應力鋼筋混凝土屋面板YWB-3=2\*ROMANIIYWB-3=2\*ROMANIIS1.4KN/㎡天溝板G410（三）卷材防水天溝板TGB68-11.91KN/㎡屋架AB：G415（三）折線型屋架BC：G415（一）折線型屋架YWJA-18-1AaYWJA-24-1Ab65.5KN/㎡112.75KN/㎡吊車梁G323（二）鋼筋混凝土吊車梁（A4級）18m:DL-9B(邊)Z(中)S(伸)24m:DL-7B(邊)Z(中)S(伸)39.5KN/榀(中)40.8KN/榀（邊）天窗架G512=2\*ROMANII型鋼天窗架及側(cè)板GCJ9-316.37KN基礎梁G320鋼筋混凝土基礎梁JL-316.1KN/根軌道連接G325（二）18m:DGL-1224m:DGL-90.8KN/m由資料知，吊車軌頂標高為8.7m，AB跨對起重量為200/50KN,工作級別為A4的吊車；BC跨對起重量為150KN，工作級別為A5級。當廠房跨度為18m，可得吊車跨度LK=18-0.75×2=16.5m：當廠房跨度為24m時，LK=24-0.75×2=22.5m，吊車軌頂以上高度為2.3m，梁高h=1.2m，吊車頂面至吊車梁頂面距離h=0.2m，牛腿頂面標高為8.7m-1.2m-0.2m=7.3m，柱頂標高為8.7m+2.3m+0.2m=11.2m，設室內(nèi)地面至基礎頂面的距離為0.5m，則計算簡圖中柱的總高度H為：H=11.2m+0.5m=11.7m下柱高度HL為：HL=7.3m+0.5m=7.8m上柱高度HU為：HU=11.7m-7.8m=3.9m根據(jù)柱的高度，吊車起重量及工作級別等條件，可由表2.4.2并參考表2.4.4確定柱截面尺寸；見下表2.1.2計算參數(shù)柱號截面尺寸/mm面積/mm2慣性矩/mm4自重KN/mA上柱矩400×4001.6×10521.3×1084.0下柱工400×900×100×1501.875×105195.38×1084.69B上柱矩400×6002.4×10572.0×1086.0下柱工400×1000×100×1501.975×105256.34×1084.94C上柱矩400×4001.6×10521.3×1084.0下柱工400×900×100×1501.775×105195.38×1084.69取一榀排架進行計算，計算單元和計算簡圖如圖2.1.1所示荷載計算2.1恒載2.1.1屋蓋恒載二氈三油上鋪小石子0.35KN/m220mm厚水泥砂漿抹平0.4KN/m2100mm厚加氣混凝土隔熱0.6KN/m2大型屋面板（包括灌縫）1.4KN/m2屋蓋支撐0.06KN/m22.81KN/m218m跨屋架重力荷載為65.5KN/榀；24m跨屋架重力荷載為112.75KN/m，天窗架重力荷載為5.69KN/榀。則作用于柱頂?shù)奈萆w結(jié)構(gòu)重力荷載標準值為：18m跨：G1=2.81×6×18/2+65.5/2=184.49KN24m跨：G2=2.81×6×24/2+112.75/2+5.69/2=261.54KN2.1.2吊車梁及軌道重力荷載標準值：G3=39.5KN+0.8KN/m×6=44.3KN2.1.3柱自重重力荷載標準值A柱：上柱：G5A=4KN/m×3.9m=15.6KN下柱：G6A=4.69KN/m×7.8m=336.6KNB柱上柱：G5B=6.0KN/m×3.9m=23.4KN下柱：G6B=4.94KN/m×7.8m=38.5KNC柱上柱：G5C=4.0KN/m×3.9m=15.6KN下柱：G6C=4.44KN/m×7.8m=36.6KN各項恒載作用位置如圖2.2.1所示：屋面活荷載標準值為0.5KN/m2，雪荷載標準值為0.2KN/m2,后者小于前者，故按前者計算。作用于柱頂?shù)奈菝婊詈奢d標準值為：Q1=0.5KN/m2×6m×18m/2=27KNQ2=0.5KN/m2×6m×24m/2=36KNQ1、Q2的作用位置分別與G1、G2作用位置相同，如圖2.2.1所示。2.3風荷載風荷載標準值按式（2.5.2）計算，其中W0=0.4KN/m2,?Z=1.0，μZ根據(jù)廠房各部分標高如附圖2剖面所示及B類地面粗糙度由附表5.1確定如下：柱頂（標高11.2m）μZ=1.035檐口（標高13.5m）μZ=1.099屋頂（標高14.9m）μZ=1.1392.3.1左吹風μS如圖2.2.2a所示，則由式（2.5.2）可得排架迎風面及背風面的風荷載標準值分別為：W1K=?ZμS1μZW0=1.0×0.8×1.035×0.4=0.248KN/m2W2K=?ZμS2μZW0=1.0×0.4×1.035×0.4=0.124KN/m2則作用于排架計算簡圖上的風荷載設計值如圖2.2.2（b）q1=1.4×0.2484KN/m2×6.0m=2.78KN/mq2=1.4×0.1242KN/m2×6.0m=1.39KN/mFW=YQ[(μS1+μS2)μZh1+(μS3+μS8)μZh2+(μS4+μS5)μZh3+(μS5+μS6)μZh4]?ZW0B=19.4KN2.3.2右吹風時μS如圖所示，則由式（2.5.2）可得排架迎風面及背風面的風荷載標準值為：W1K=?ZμS1μZW0=1.0×0.4×1.035×0.4=0.124KN/m2W2K=?ZμS2μZW0=1.0×0.8×1.0504×0.4=0.248KN/m2則作用于排架計算簡圖上的風荷載設計值為：q1=1.4×0.1242KN/m2×6.0m=1.04KN/mq2=1.4×0.2484KN/m2×6.0m=2.09KN/m如圖2.2所示：FW=YQ[(μS1+μS2)μZh1+(μS3+μS8)μZh2+(μS4+μS7)μZh3+(μS5+μS6)μZh4]?ZW0B=27.7KN2.4吊車荷載2.4.1AB跨：由表2.5.1可得200/50吊車的參數(shù)為：B=5.65m，K=4.40m，g=75KN，Q=200KN，F(xiàn)p1max=195KN，F(xiàn)p1min=30KN，根據(jù)B及K，可算得吊車梁支座反力影響線中各輪壓對應點的豎向坐標值，如圖2.4.1所示。2.4.1.1吊車豎向荷載由式（2.5.4）和（2.5.5）可得吊車豎向荷載標準值為：Dmax1=Fp1maxyi=195KN×（1+0.792+0.267+0.058）=412.8Dmin1=Fp1minyi=30KN×（1+0.792+0.267+0.058）=61.52.4.1.2吊車橫向水平荷載作用于每一個輪子上的吊車橫向水平制動力按式（2.5.6）計算，即：T=1/4α(Q+g)=1/4×0.1×（200KN+75KN）=6.875KN作用于排架柱上的吊車橫向水平荷載標準值為：Tmax=Tyi=6.875KN×2.117=14.52.4.2BC跨由表2.5.1知150KN吊車的參數(shù)為B=5.55m，K=4.40m，G=69KN，Q=150KN，F(xiàn)p1max=185KN，F(xiàn)p1min=50KN。格局B及K，可算得吊車梁支座反力影響線中各輪壓對應點的豎向坐標值如圖2.4.2所示。2.4.2.1吊車豎向荷載由式（2.5.4）和（2.5.5）可得吊車豎向荷載標準值為：Dmax1=Fp1maxyi=185KN×2.15=397.75Dmin1=Fp1minyi=50KN×2.15=1072.4.2.2吊車橫向水平荷載作用于每一個輪子上的吊車橫向水平制動力為：T=1/4α(Q+g)=1/4×0.1×138KN=5.47KN作用于排架柱上的吊車橫向水平荷載標注值為：Tmax=Tyi=5.475KN×2.15=11.763排架內(nèi)力分析該廠房為兩跨等高排架，可用剪力分配法進行排架內(nèi)力分析，其中柱的剪力分配系數(shù)ηi按式（2.5.16）計算，結(jié)果見表3.0.4：柱別n=Iu/Ilλ=Hu/HC0=ζ/{1+λ3（1/n-1）}δ=H3/C0EIlηi=yδi/1/A柱n=0.109λ=0.325C0=2.343δ=0.219×10-10H3/EηA=0.282B柱n=0.281λ=0.325C0=2.758δ=0.142×10-10H3/EηB=0.436C柱n=0.109λ=0.325C0=2.343δ=0.219×10-10H3/EηC=0.2823.1恒載作用下排架的計算簡圖3.3.1所示，圖中的重力荷G與M力矩是根據(jù)圖3.1.1確定的，即G1=184.5KNG2=261.5KNG3=39.5KN+0.8KN/m×6=44.3KNG5A=4KN/m×3.9m=15.6KNG6A=4.69KN/m×7.8m=36.6KNG5B=6.0KN/m×3.9m=23.4KNG6B=4.94KN/m×7.8m=38.5KNG5C=4.0KN/m×3.9m=15.6KNG6C=4.44KN/m×7.8m=34.3KNM1=G1×e1=184.49KN×0.05m=9.23KN·mM2=e1×G1+G5A×e0-G3×e3=36.73KN·mM3=G2×e1=261.88KN×0.05m=13.08KN·mM4=e2×G2+G5C×e0-G4×e3=55.60KN·m由于圖所示排架為非對稱結(jié)構(gòu)M5=G1×e-G2×e=（G1-G2）×0.15m=﹣11.56KN·m各柱按柱頂為不動鉸支座計算內(nèi)力，柱頂不動鉸支座反力Ri可根據(jù)公式計算：對于A柱：n=0.109λ=0.317C0=2.380C1=32×1-λ2(1-C2=C0·1-λ2RA=M1·C1/H+M2·C2/H=（9.225×2.183+45.957×1.048）/11.7=5.02KN(→)對于B柱：n=0.281λ=0.325 C0=2.758C1=C0·1-λRB=M5·C1/H=1.752×11.558/11.7=1.73（←）對于C柱：n=0.109λ=0.325 C0=2.343C1=C0·1-λ2(1-1n)2=2.183CRA=M3·C1/H+M4·C2/H=（13.077×2.183+55.995×1.048）/11.7=7.5（←）排架柱頂不動鉸支座總反力為：R=RA+RB+RC=5.02-1.73-7.46=﹣4.2KN（←）將R反向作用于排架柱頂，計算相應的柱頂剪力，并與柱頂不動鉸支座反力疊加，可得屋面恒載作用時的柱頂剪力：VA=RA-ηAR=5.02+0.282×3.62=6.19KN（→）VB=RB-ηBR=-1.73+0.436×4.17=0.09KN（→）VC=RC-ηCR=-7.46+0.282×4.17=-6.28KN（←）圖3.1.1為排架柱的彎矩，剪力和軸力正負號規(guī)定下同：3.2屋面活荷載作用下排架內(nèi)力分析3.2.1AB跨作用屋面活荷載：排架計算簡圖如圖3.2.1所示，其中Q1A=Q8A=27KNM1=27×0.05=1.35KN·mM2=27×0.25=6.75KN·mM3=27×0.15=4.05KN·m對于A柱：n=0.109λ=0.325C0=2.380C1=2.183C2=1.048所以，RA=M1C1/H+M2C3/H=0.86KN（→）對于B柱：n=0.281λ=0.325C0=2.773C1=1.752所以，RB=M3C1/H=4.05×1.752/111.7=0.60KN（→）R=RA+RB=0.86KN+0.60KN=1.46KN（→）柱頂剪力：VA=RA-ηAR=0.86-0.282×1.46=0.45KN（→）VB=RB-ηBR=0.60-0.436×1.46=﹣0.037KN（←）VC=﹣ηCR=﹣0.282×1.46=﹣0.412KN（←）排架各柱的彎矩圖，軸力圖及底部剪力圖如圖3.2.2所示：3.2.2BC跨作用屋面活荷載排架計算簡圖3.2.3所示，Q1BC=Q1C=36KNM1=36×0.05=1.8KN·mM2=36×0.25=9KN·mM3=36×0.15=5.4KN·m對于C柱：n=0.109λ=0.325C0=2.343C1=2.183C2=1.048所以，RC=M1C1/H+M2C2/H=1.14KN（←）對于B柱：n=0.281λ=0.325C0=2.758C1=1.752所以，RB=M3C1/H=0.81KN（←）R=RB+RC=1.14KN+0.81KN=1.95KN（←）柱頂剪力：VA=﹣ηAR=﹣0.282×1.95=﹣0.55KN（→）VB=RB-ηBR=0.81-0.436×1.95=﹣0.04KN（→）VC=RC-ηCR=1.14-0.282×1.95=0.59KN（←）排架各柱的彎矩、剪力和軸力圖如下圖3.2.4所示：3.3風荷載作用下排架內(nèi)力分析3.3.1左吹風時計算簡圖如3.3.1所示對于A柱：n=0.109λ=0.325C11=381+λ4（1所以，RA=﹣q1HC11=﹣2.78×11.7×0.320=﹣10.41（←）對于C柱：n=0.109λ=0.325C0=2.343所以，C11=C01+λ4（1nRC=﹣qCHC11=﹣1.39×11.7×0.320=﹣5.2KN（←）R=RA+RC+FW=﹣（10.41+5.2+19.44）=﹣35.04（←）各柱頂剪力分別為：VA=﹣10.41+0.282×35.04=0.53KN（→）VB=﹣ηBR=0.436×35.04=15.28KN（→）VC=RC-ηCR=﹣5.2+0.282×35.04=4.68KN（→）排架內(nèi)力圖如圖3.3.2所示3.3.2右吹風時：計算簡圖如圖3.3.3所示：對于A柱：RA=﹣q0HC11=﹣1.39×11.7×0.32=﹣5.20KN（→）對于C柱：RC=q2HC11=-2.78×11.7×0.32=10.41（→）R=RA+RC+FW=5.20KN+10.41KN+27.73KN=43.3KN(→)各柱頂剪力分別為：VA=RA-ηAR=5.20KN-0.282×43.34KN=﹣7.02KN（←）VB=RB-ηBR=-0.436×43.34=﹣18.90KN（←）VC=RC-ηCR=10.41KN-0.282×43.34=﹣1.81KN（←）排架內(nèi)力圖如圖3.3.2所示：3.4.吊車荷載作用下排架內(nèi)力分析3.4.1Dmax作用于A柱。計算簡圖如3.4.1所示。其中豎向吊車荷載為DmaxDmin在牛腿頂面處引起的力矩為：MA=Dmax×e3=412.82KN×0.3m=123.85KNMB=Dmin×e3=63.51KN×0.75m=47.63KN對于A柱,C3=1.048.則RA=-MAHC3=123.8511.7×1.對于B柱:n=0.281.λ=0.325.C0=2.C3=C0?1-λ22=∴RB=-MBH?C3=R=RA+RB=-11.10KN+5.01KN=-6.09KN(←)排架各柱頂剪力分別為：VA=RA-ηAR=﹣11.10KN-0.282×（﹣6.09KN）=﹣9.38KN（←）VA=RB-ηBR=5.01KN-0.436×（﹣6.09KN）=7.67KN（→）VC=-ηCR=﹣0.282×（﹣6.09KN）=1.72KN（→）排架各柱的彎矩圖，軸力圖及底部剪力值如圖3.4.2所示3.4.2Dmax作用于B柱左計算簡圖如圖3.4.3所示：MA、MB計算如下：MA=Dmin×e3=63.51KN×0.3m=19.05KNMB=Dmax×e3=412.82KN×0.75m=309.62KN柱頂不動鉸支座反力RA,RB及總反力R分別為：RA=-MaH?C3=-19.0511.7×∴RB=-MBH?C3=309.62KNR=RA+RB=-1.70KN+32.63KN=30.93KN(←)排架各柱頂剪力分別為:VA=RA-ηAR=﹣1.70KN-0.282×30.93KN=﹣10.42KN（←）VB=RB-ηBR=32.63KN-0.436×30.93KN=19.14KN（→）VC=﹣ηCR=﹣0.282×30.93KN=﹣8.72KN（←）排架各柱的彎矩圖.軸力圖及柱底剪力值如圖3.4.4所示3.4.3Dmax作用于B柱右計算簡圖如圖3.4.5所示MB.MC計算如下：MB=Dmax×e3=397.75KN×0.75m=298.31KNMC=Dmin×e3=107.5KN×0.3m=32.25KN柱頂不動鉸支座反力RB,RC及總反力R分別為：RB=-MBH?C3=-298.3111.7×1.RC=MCH?C3=32.25KN?R=RB+RC=﹣31.44KN+2.89KN=﹣28.55KN(←)排架各柱頂剪力分別為:VA=﹣ηAR=0.282×28.55KN=8.05KN（→）VB=RB-ηBR=﹣31.44KN+0.436×28.55KN=﹣19.0KN（←）VC=RC-ηCR=2.89KN+0.238×28.55KN=10.9KN（→）排架各柱的彎矩圖.軸力圖及柱底剪力值如圖3.4.63.4.4Dmax作用于C柱計算簡圖如圖3.4.7所示MB.MC計算如下：MB=Dmin×e3=107.5KN×0.75m=80.63KNMC=Dmax×e3=397.75KN×0.3m=119.33KN柱頂不動鉸支座反力RB,RC及總反力R分別為：RB=﹣McHC3=﹣80.63KN·m11.7m×1.233=﹣8.RC=MCH?C3=119.33KN?m11.7m×1.R=RB+RC=-8.49KN+10.69KN=2.2KN(→)排架各柱頂剪力分別為:VA=﹣ηAR=﹣0.282×2.2KN=﹣0.62KN（→）VB=RB-ηBR=﹣8.49KN+0.436×2.2KN=﹣7.53KN（←）VC=RC-ηCR=10.69KN-0.282×2.2KN=10.06KN（→）排架各柱的彎矩圖.軸力圖及柱底剪力值如圖3.4.8所示：3.4.5Tmax作用于AB跨柱。當AB跨作用吊車橫向水平荷載時，排架計算簡圖如3.4.9所示。對于A柱,n=0.109.λ=0.a=（3.9m-1.2m）/3.9m=0.692，則C5=2-3aλRA=﹣Tmax?C5=﹣14.55KN×0.550=﹣8KN?m(對于B柱:n=0.281.λ=0.325.C5=0.RB=﹣Tmax?C5=﹣14.55KN×0.625=﹣9.09R=RA+RB=﹣8KN-9.09KN=-17.09KN(←)排架各柱頂剪力分別為:VA=RA-ηAR=﹣8KN+0.282×17.09KN=﹣3.18KN?VB=RB-ηBR=﹣9.09KN+0.436×17.09KN=﹣1.64KN(←)VC=﹣ηCR=0.282×17.09KN=4.82KN(→)排架各柱的彎矩圖及柱底部剪力值如圖3.4.9所示，當Tmax方向相反時，彎矩圖和剪力只改變符號，方向不變。3.4.6Tmax作用于BC跨柱計算簡圖如3.4.10（a）所示對于C柱：n=0.109λ=0.325a=0.692則：C5=2-3aRC=﹣Tmax×C5=﹣11.77KN×0.550=﹣6.47KN（←）對于B柱：C5=0.625則RB=﹣Tmax×C5=﹣11.77KN×0.625=﹣7.36KN（←）排架柱頂部總反力R為：R=RC+RB=﹣7.36KN-6.47KN=﹣13.83KN（←）各柱頂剪力為：VA=﹣ηAR=﹣0.282×(-13.83KN)=3.90KN（→）VB=RB-ηBR=﹣7.36KN+0.436×13.83KN=﹣1.33KN（←）VC=RC-ηCR=﹣6.47KN+0.282×13.83KN=﹣2.57KN（←）排架各柱的彎矩圖，柱底剪力值如3.4.10（b）所示，當Tmax方向相反時，彎矩圖和剪力只改變符號，方向不變。4、內(nèi)力組合對A,B,C柱進行內(nèi)力組合，柱有三個控制截面分別為上柱底部截面=1\*ROMANI-=1\*ROMANI，牛腿頂部截面=2\*ROMANII-=2\*ROMANII和下柱底部截面=3\*ROMANIII-=3\*ROMANIII。在每種荷載效應組合中，對矩形和工字形截面均考慮以下四種不利組合：（1）+Mmax及相應的N,V（2）-Mmax及相應的N,V（3）Nmax及相應的M,V（4）Nmin及相應的M,V選以C柱進行內(nèi)力組合，表2.4.1為在各種荷載作用下C柱內(nèi)力標準值匯總表。表2.4.2為C柱內(nèi)力組合表。這兩種表中的控制截面及正負號，內(nèi)力方向如表2.4.1中的例圖所示。內(nèi)力組合式按（2.5.19）-（2.5.21）進行：5.柱截面設計以A柱為例，混凝土強度等級為C30，fc=14.3N/mm2，F(xiàn)tk=2.01N/mm2，縱向鋼筋采用HRB400，fy=fy’=360N/mm2，§b=0.55.上，下柱均采用對稱配筋。5.1上柱配筋計算由表2.42可見，上柱截面共有3組內(nèi)力取h0=400mm-40mm=360mm5.1.1第一組內(nèi)力M=95.01KN·mN=274.23KN吊車廠房排架方向上柱的計算長度L0=2×3.9m=7.8m附加偏心距ea取20mm（大于400mm/30）e0=M/N=94.84KN·m/274.13KN=346.00mmei=e0+ea=346mm+20mm=366mm由于L0/h=7800/400=19.5>15,應考慮偏心距增大系數(shù)η，ξ1=0.5×fc×AN取ξ1=1.0ξ2=1.15-0.01×L0/h=1.15-0.01×19.5=0.955η=1+11400ei/h0×(l0h)2ξ1ξ2==1+400×0.955ηei=1.256×366mm=460.1mm>0.3h0=108mm為大偏心受壓5.1.2第二組內(nèi)力M=﹣76.71KN.MN=240.11KNea=20mme0=M/N=76.81KN·m/240.11KN=3ei=ea+e0=20mm+319.90mm=339.90mml0h=ξ1=0.5fc*AN=所以取ξ1=1.0ξ2=1.15-0.01l0η=111400eih0+×(l0h)2ηei=1.275×339.9mm=433.3mm>0.3h所以為大偏心受壓5.1.3第三組M=-79.80KN·mN=296.68KNea=20mme0=MNei=e0+eal0h=ξ1=0.5fc·AN=0.5×19.1×4002ξ2=1.15-0.01l0η=1+11400eih0·(l0h)2·ηei=1.322×289.7mm=383.2mm>3h所以為大偏心受壓第四組M=-94.32KN.MN=240.12KN力矩大于第二組，而軸力相等，故偏心距大于第二組第二組為大偏心受壓。所以第四組內(nèi)力為大偏心受壓5.1.4對以上4組大偏心受壓內(nèi)力選彎矩很大的一組，且軸力相對較小的一組。選M=-94.32KNm，N=240.12KNe’=ηei-h2+as’=476.74m-200mm+40mm=As=As’=Ne'fy(h0-as'選3Ф20（As=942mm2）,則ρ=Asbh=942mm=0.58%>0.2%滿足要求由附表11.1查得垂直于排架方向柱的計算長度l0=1.25×3.9m=5.0m則l0h=12.Nu=0.9ψ(fc·A+fy'·As’)=0.9×（14.3N/mm2×4002mm2+360N/mm2×942mm2×2）=2966.24KN>N=240.11KN滿足彎矩作用平面外的承載力要求5.2下柱配筋計算取h0=900-40=8405.2.1第一組內(nèi)力M=142.21KNmN=730.27KN下柱計算長度l0=1.0×HL=附加偏心距ea=900/30=30bf’=100mmb=400mmhe0=M/N=142.21×10ei=ea+e0=194.74+30l0h=8.7>15.應考慮偏心距增大系數(shù)η，且取ξ1=0.5fc·AN=0.5×取ξ1所以η=1+11400eih0·(l0h)2·ξ1ηei=1.175×224.74mm=264.1mm>0.3h0=2所以為大偏心受壓5.2.2第二組內(nèi)力M=-109.8KNmN=391.31KNl0=7.8m附加偏心距ea=bf’=100mmb=400mmhe0=M/N=109.8×10ei=e0+ea=280.6+30l0h=7800/900=8.7>5應考慮偏心增大系數(shù)η,且取ξ1=0.5fc·AN=0.5×19.1×所以η=1+11400eih0·(l0h)2·ξ1所以ηei=1.16×310.6mm=360.3>0.3h0=2故為大偏心受壓5.2.3第三組內(nèi)力M=122.8KNmN=743.41KNl0=8.7mea=30mm+165.2mm=l0h=8.7>5應考慮偏心增大系數(shù)η且取ξ1=0.5fc·AN=0.5×19.1N/mm所以η=1+11400eih0·(l0h)2·所以ηei=1.255×195.2mm=245.04mm<0.3h0=2故為小偏心受壓5.2.4第四組內(nèi)力M=49.4KNmN=293.27KNe0=M/N=49.4×ei=e0+ea=30mm+168.45mml0h=8.7>5應考慮偏心距增大系數(shù),且取ξ1=0.5fc·AN=0.5×所以η=1+11400eih0·(l0h)2·所以ηei=1.251×198.45mm=248.3mm<0.3h0=2故為小偏心受壓5.2.5第五組內(nèi)力M=432.16KNmN=754.98KNe0=M/N=432.16×10所以ei=e0+ea=572.4mm+30l0h=8.7>5應考慮偏心距增大系數(shù),且取所以ξ1=0.5fc·AN=0.5×19.1N/mm所以η=1+11400eih0·(l0h)2·所以ηei=1.06×602.4mm=638.54mm>0.3h0=2故為大偏心受壓5.2.6第六組內(nèi)力M=-348.67KNmN=436.89KNe0=M/N=348.67×10所以ei=e0+ea=798.07mm+30l0h=8.7>5應考慮偏心距增大系數(shù),且取所以η=1+11400eih0·(l0h)2·所以ξ1=0.5fc·AN=0.5×所以ηei=1.042×828.07mm=862.85mm>0.3h0=2故為大偏心受壓5.2.7第七組內(nèi)力M=-420.48KNmN=789.00KNe0=M/N=420.48×10所以ei=e0+ea=30mm+532.93l0h=8.7>5應考慮偏心距增大系數(shù),且取ξ1=0.5fc·AN=0.5×19.1N/mm所以η=1+11400eih0·(l0h)2·所以ηei=1.081×562.93mm=608.51mm>0.3h0=2故為大偏心受壓5.2.8第八組內(nèi)力M=-429.81KNmN=338.82KN所以e0=M/N=4429.82×ei=e0+ea所以l0h=8.7>5應考慮偏心距增大系數(shù),且取ξ1=0.5fc·AN=0.5×19.1N/mm所以η=1+11400eih0·(l0h)2·所以ηei=1.024×1268.43mm=1268.43mm>0.3h0=2所以故為大偏心受壓綜合以上八組內(nèi)力分析,只有第三組,第四組內(nèi)力為小偏心受壓,故此內(nèi)力計算時為構(gòu)造配筋選M=﹣429.8KNm,N=338.86KN進行配筋N=429.80KN<α1fcbf’hf’=1.0e=ηei-h/2+as=1329.6mm+450-40=As=As’=N·e-其中x=Nα1·fc·fAs=As’=338.86×1739.6×103-19.1×400×59.24×(860-59.24/2)360×選4φ20（As=1256mm2）垂直于排架方向柱的計算長度L=0.8·Hl=6.24mL0/b=6.24m/400mm=15.6查表得Ψ=0.882Nu=0.9·Ψ·(fc·A+fy’·As’)=0.9×882×(14.3×180000+360×1256×2)=2218.52KN>Nmax=789KN故滿足彎矩作用平面外承載力要求。5.3柱箍筋配置非地震地區(qū)的單層廠房柱，其箍筋數(shù)量一般由構(gòu)造柱要求控制，根據(jù)構(gòu)造要求上下柱均采用φ8@200箍筋。5.4柱的裂縫寬度驗算《規(guī)范》得知，e0/h0>0.55的柱應進行裂縫寬度驗算，驗算過程見表5.51，其中上柱As=942mm2,下柱As=1256mm2,Es=2.0×105N/mm2,構(gòu)件受力特征系數(shù)αcr=2.1,混凝土保護層厚度C取25mm。表5.5.1柱的裂縫寬度驗算柱截面上柱下柱內(nèi)力標準值Mk（KN/m）72.54361.31NK（KN）200.09282.38e0=MK/NK/mm362.5＞0.55h01279.5＞0.55h0Ρte=As0.01170.0113ηs=1+11400e0/1.0941.0(l0e=ηse0+h/2-as/mm523.41494γf’=hf’(bf’-b)/bh000.523z=[0.87-0.12(1-γf’)(h0e)312.4772.8σsk=Nk(e-z)AsZ213.4272.7ψ=1.1-0.65ftkρte0.490.68ωmax=αcrψσskEs/mm0.21＜0.20.27＜0.25.5牛腿設計根據(jù)吊車梁支撐位置，截面尺寸及構(gòu)造要求初步擬定如圖5.5.2所示，其中牛腿截面寬度b=400mm,牛腿截面高度h=600mm,h0=565mm.5.5.1牛腿截面高度驗算按（2.6.1）驗算，其中B=0.65,ftk=2.01N/mm2,fhk水平荷載)，a=-150mm+20mm=-130mm<0,取a=0,Fvk按下式確定：Fvk=DmaxγQ+G3γG=由式（2.6.1）得?·（1-0.5FhkF=0.65×2.01N/mm2×400mm×565mm0.5=590.54故牛腿截面高度滿足要求。5.5.2牛腿配筋計算由于a=﹣150mm+20mm=﹣130mm<0,因而該牛腿可按構(gòu)造要求配筋，根據(jù)構(gòu)造要求，As>>emin·b·h=0.002×400mm×600mm=480mm2,實際選用4φ14（As=616mm2）,水平箍筋選用φ8@100。5.6柱的吊裝驗算采用翻身吊起，吊點設在牛腿下部，混凝土達到設計強度后起吊，由表2.4.6可得柱插入杯口深度為h1=0.9×900mm=810mm,取h1=850mm,則柱吊裝時總長度為：3.9m+7.8m+0.85m=12.55m，計算簡圖如5.5.3所示。5.6.1荷載設計柱吊裝階段的荷載為柱自重重力荷載，且應考慮動力系數(shù)1.5，即：q1=μγGq1k=1.5×1.35×4.0KN/m=8.1KN/mq2=μγGq2k=1.5×1.35×(0.4m×0.9m×25KN/m3)=20.25KN/mq3=μγGq3k=1.5×1.35×4.69KN/m=9.50KN/m5.6.2內(nèi)力分析M1=0.5q1Hu2=0.5×8.1KN/m×(3.9m)2=61.60KN·mM2=0.5q1(L1+L2)2+0.5(q2-q1)L22=0.5×8.1KN/m×(3.9+0.5)2m2+0.5×(20.25-8.1)KN/m×0.62=84.20KN·m由MB=RAl3+M2-q3l32RA=q3l32-M2l3=12×M3=RAx-12q3·x2,所以dM3dx=RA得x=RAq3=27.78KN則下柱段最大彎矩：M3=27.78KN×2.92m-12×9.5KN/m×2.922m=40.62柱截面受彎矩承載力及裂縫寬度驗算過程見表5.5.2表5.5.2柱吊裝階段承載力及裂縫寬度演算表柱截面上柱下柱M（MK）/(KN·m)61.60(45.63)84.20(62.37)Mu=fyAS(h0-as’)/(KN·m)87.90＞0.9×61.6300.51＞0.9×84.20σsk=Mk/(0.87h0As)/(N/mm2)190.9481.89ψ=1.1-0.65f0.420.031＜0.2，取0.2ωmax=αcrψσskEs/mm0.16＜0.2（滿足要求）0.03＜0.2（滿足要求）6、基礎設計以C柱為例進行基礎設計，基礎混凝土強度等級采用C20，下設100mm厚C10的素混凝土墊層。6.1作用于基礎頂面上的荷載計算作用于基礎頂面上的荷載包括柱底（=3\*ROMANIII-=3\*ROMANIII截面）傳給基礎的M,N,V以及外墻自重重力荷載，前者可由表2.4.2中的=3\*ROMANIII-=3\*ROMANIII截面選取見表5.6.1，其中內(nèi)力標準組合值用于地基承載力驗算，基本組合值用于受沖切承載力驗算和底板配筋計算，內(nèi)力正負號規(guī)定見圖5.6.1（b）。表5.6.1基礎設計的不利內(nèi)力組別荷載效應基本組合荷載效應標準組合M/(KN·m)N/(KN)V/KNMK/(KN·m)NK/KNVK/KN第1組432.16754.9749.41362.99579.6144.69第2組﹣348.68436.89-36.99﹣290.85352.41-31.52第3組420.48789.0049.30354.67603.9144.71第4組由圖5.6.1圖a可見，每個基礎承受的外墻總寬度為6.0m。總高度為13550mm，墻體為240mm清水墻(0.44×10N/m2），由基礎梁砌起（4.4KN/m2）,墻內(nèi)混合砂漿粉刷(15mm,0.26N/m2）鋼框玻璃窗（0.45KN/m2）?；A梁重量為16.70KN/根，每個基礎承受的由墻體傳來的重力荷載為：240mm厚磚墻：(4.4+0.4+0.26)KN/m2×【6m×13.55—（4.8m+1.8m）×3.6m】=291.15KN鋼玻璃窗：0.45KN/m2×（4.8m+1.8m）×3.6m=10.69KN基礎梁：16.10KNNwk=317.94KNNwk距基礎形心的偏心距ew為：ew=（240mm+900mm）/2=570mmNw=1.2Nwk=1.2×317.94KN=381.53KN6.2基礎尺寸及埋置深度。6.2.1．按構(gòu)造要求擬定高度h：h=h1+a1+50mm由表2.4.6得柱的插入深度h1=0.9hc=0.9×900mm=810mm>800mm,取h1=850mm,由表2.4.7得杯底厚度a1應大于200mm，取a1=250mm,則h=850mm+250mm+50mm=1.15m.基礎頂面標高為﹣0.500m，故基礎埋置深度d為：d=h+0.5m=1.15m+0.5m=1.65m由表2.4.7得杯壁厚度t≥300mm,取325mm?；A邊緣高度a2取350mm。臺階高度取400mm。見圖5.6.1（b）所示6.2.2.擬定基礎底面尺寸A≥Nk1max+Nwk其中fa=0.5f1+hf2取fa=235KN/m2A≥618.71KN+332.22KN/270KN235KN/m適當放大，取A=bl=2.4×3.2=7.68m26.2.3、計算基底藥理及驗算地基承載力GK=γmDA=20KN/m3×1.65m×7.68m2=253.44KNW=16lb2=16×2.4m×（3.2）2=4.096基底壓力按Nmax=NbkA+MbkW,Nmin=P=Pk,max+Pp,min2≤fa,PK,max其中1.2fa=1.2×235KN/m2=282KN/m2驗算結(jié)果見表5.6.2可見基礎底面尺寸滿足要求。表5.6.2基礎底面壓力計算及地基承載力驗算表類別第1組第2組第3組MK/(KN·m)NK/KNVK/KN362.99579.6144.69﹣290.85352.41-31.52354.65603.9144.6Nbk=Nk+Gk+Nwk/KN1160.1932.91184.4Mbk=Mk+Vkh-Nwkek(KN·m)362.99-8.13×1.1-317.94×0.52=178.46﹣355.57+17.7×1.1-317.94×0.52=﹣474.47﹣206.56+17.4×1.1-317.94×0.52=﹣182.46PK,max=NbkAPK,min=NbkA-MbkW202.8095.49277.540225.95104.74P=(PK,max+Pk,min)/2≤fa(KN)PK,max/KN≤1.2fa/KN149.00＜235202.8＜282121.47＜235277.54＜282154.22＜235240.17＜2826.3.基礎高度驗算采用基底凈反力設計值Pj1，Pjmax和Pjmin?？砂碢K,max=NbkA+PK,min=NbkA-MbkW計算。結(jié)果見表5.6.3.對于第二組內(nèi)力內(nèi)力取為0計算基底凈反力即：表5.6.3基礎底面凈反力設計值計算表類別第1組第2組第3組MK/(KN·m)NK/KNVK/KN432.16754.98﹣49.42﹣348.61436.8936.98420.48789.0049.3Nb=N+Nw/KN1147.44829.351118.46Mb=M+Vh-Nwew(KN·m)432.16-49.42×1.1-398.66×0.52=262.59﹣348.61+36.98×1.1-398.66×0.52=﹣614.89﹣420.48+49.3×1.1-398.66×0.52=﹣253.47Pmax=NbAPmin=NbA-MbW214.1784.64258.100290.1183.75e=MbNb=614.89×a=b2-e=3.22m-0.741m=0.由此得：Pj,max=2Nb3la=因臺階高度與臺階寬度相等（均為400mm），所以只需驗算變階處的受沖切承載力。變階處受沖切承載力計算截面如圖5.6.2所示。變階處截面有效高度h0=750mm-(40mm+5mm)=705mm.因為at+2h0=1200mm+2×70