单层工业厂房课程设计计算书完整版.docx
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单层工业厂房课程设计计算书完整版
《单层工业厂房混凝土排架课程设计》
1.1柱截面尺寸确定
由图2可知柱顶标高为12.4m，牛腿顶面标高为8。
6m,设室内地面至基础顶面的距离为0。
5m，则计算简图中柱的总高度H、下柱高度、上柱高度分别为：
H=12。
4m+0.5m=12。
9m，=8.6m+0.5m=9.1m
=12.9m－9.1m=3。
8m
根据柱的高度、吊车起重量及工作级别等条件，可由表2。
4.2并参考表2.4.4确定柱截面尺寸，见表1。
表1柱截面尺寸及相应的计算参数
计算参数
柱号
截面尺寸
/mm
面积
/mm
惯性矩
/mm
自重
/（KN/m）
A,B
上柱
矩400×400
1。
6×10
21.3×10
4。
0
下柱
I400×900×100×150
1.875×10
195。
38×10
4.69
本例仅取一榀排架进行计算，计算单元和计算简图如图1所示.
1.2荷载计算
1.2.1恒载
（1）.屋盖恒载:
两毡三油防水层0。
35KN/m2
20mm厚水泥砂浆找平层20×0。
02=0。
4KN/m2
100mm厚水泥膨胀珍珠岩保温层4×0.1=0。
4KN/m2
一毡二油隔气层0。
05KN/m2
15mm厚水泥砂浆找平层；20×0。
015=0.3KN/m2
预应力混凝土屋面板（包括灌缝）1。
4KN/m2
2。
900KN/m2
天窗架重力荷载为2×36KN/榀，天沟板2.02KN/m,天沟防水层、找平层、找坡层1。
5KN/m，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×（2.90KN/m2×6m×24m/2＋2×36KN/2＋2.02KN/m×6m
＋1.5KN/m×6m＋106KN/2）=382。
70KN
（2）吊车梁及轨道重力荷载设计值:
G3=1.2×（44.2kN＋1.0KN/m×6m）=50。
20KN
（3）柱自重重力荷载设计值：
上柱G4A=G4B=1.2×4kN/m×3。
8m=18.24KN
下柱G5A=G5B=1。
2×4。
69kN/m×9。
1m=51。
21KN
各项恒载作用位置如图2所示.
1.2。
2屋面活荷载
屋面活荷载标准值为0.5KN/m2,雪荷载标准值为0。
35KN/m2，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：
Q1=1。
4×0。
5KN/m2×6m×24m/2=50。
40KN
Q1的作用位置与G1作用位置相同，如图2所示。
1.2。
3风荷载
风荷载标准值按式（2。
5。
2）计算，其中=0.35KN/m2，=1.0，根据厂房各部分标高及B类地面粗糙度由附表5。
1确定如下：
柱顶（标高12。
40m）=1.067
檐口（标高14.30m）=1.120
天窗架壁底（标高16。
99m）=1.184
天窗架壁顶（标高19.86m）=1.247
屋顶（标高20。
31m）=1.256
如图3a所示,由式（2。
5.2）可得排架迎风面及背风面的风荷载标准值分别为：
==1。
0×0。
8×1。
067×0。
35KN/m2=0。
299KN/m2
==1.0×0.8×1。
067×0。
35KN/m2=0.299KN/m2
则作用于排架计算简图（图3。
b）上的风荷载设计值为：
q=1。
4×0。
299KN/m2×6。
0m=2。
51KN/m
q=1。
4×0。
187KN/m2×6.0m=1.57KN/m
Fw=（+）h+（+）h+（+）hB
=1.4×（0.8＋0。
5）×1。
120×1。
9m＋（-0.2＋0。
6）×1。
184×2。
69＋（0.6＋0。
6）×1。
247×2.87×1。
0×0。
35KN/m2×6.0m
=24。
51KN
1.2.4吊车荷载
由表2。
5.1可得200/50KN吊车的参数为：
B=5.55m，K=4。
40m，g=75KN，Q=200KN,F=215KN，F=45KN。
根据B及K,可算得吊车梁支座反力影响线中歌轮压对应点的竖向坐标值,如图4所示。
（1）吊车竖向荷载
由式（2。
5.4）和式（2。
5。
5）可得吊车竖向荷载设计值为：
D=Fy=1.4×215KN×（1＋0.080＋0.267＋0.075）=647.15KN
D=Fy=1。
4×45KN×2。
15=135.45KN
（2）吊车横向水平荷载
作用于每一个轮子上的吊车横向水平制动力按式（2.5。
6）计算,即
T=（Q+g）=×0.1×（200KN＋75KN）=6。
875KN
作用于排架柱上的吊车横向水平荷载设计值按式（2.5。
7）计算,即
T=Ty=1.4×6。
875KN×2.15=20。
69KN
1.3排架内力分析
该厂房为单跨等高排架,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按式（2.5.16）计算,结果见表2。
表2柱剪力分配系数
柱别
n=I/I
H/H
C=3/1+（1/n-1）
=H/CEI
=
A，B柱
n=0。
109
0.295
C=2.480
==0。
20610
==0.5
1.3.1恒载作用下排架内力分析
恒载作用下排架的计算简图如图5所示。
图中的重力荷载G及力矩M是根据图2确定，即
G=G=382.70KN;G=G+G4A=50.20KN+18.24KN=68。
44KN
G=G5A=51.21KN；
M=Ge=382.70KN×0.05m=19.14KN
M=（G+G4A）e－Ge
=（382.70KN+18。
24KN）×0。
25m－50。
20KN×0.3m=85。
18KN
由于图5a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R可根据表2。
5。
2所列的相应公式计算,则
C==2.122，C==1。
132
R===10。
62KN
R=-10。
62KN
求得R后，可用平衡条件求出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和轴力图分别见图5。
b,c。
图5。
d为排架柱的弯矩、剪力和轴力的正负号规定.
1.3.2屋面活荷载作用下排架内力分析
排架计算简图如图6a所示。
其中Q=50。
4KN,它在柱顶及变阶处引起的力矩为M=50.4KN×0。
05m=2.52；M=50.4KN×0.25m=12.60.
对于A柱，C=2.122，C=1。
132,则
R===1.53KN（）
R=-1。
53KN（）
排架各柱的弯矩图、轴力图及柱底剪力图如图6b。
c所示.
1.3.3风荷载作用下排架内力分析
（1）左吹风时
计算简图如图7a所示。
对于A,B柱,n=0.109，=0.295,则
C==0.329
R=-qHC=—2.51KN/m×12。
9m×0。
329=-10.65KN（）
R=-qHC=—1。
57KN/m×12。
9m×0.329=—6.66KN（）
R=R+R+Fw=-10。
65KN－6.66KN－24.51KN=-41.82KN（）
各柱顶剪力分别为：
V=R-R=-10.65KN+0。
5×41。
82KN=10。
26KN（）
V=R-R=—6.66KN+0.5×41。
82KN=14。
25KN（）
排架内力图如图7b所示。
（2）右吹风时
计算简图如图8a所示。
将图7b所示A,B柱内力图对换且改变内力符号后可得，如图8b所示。
1.3.4吊车荷载作用下排架内力分析
（1）D作用于A柱
计算简图如图9a所示.其中吊车竖向荷载D,D在牛腿顶面处引起的力矩为:
M=De=647.15KN×0。
3m=194.15KN
M=De=135.45KN×0。
3m=40.64KN
对于A柱，C=1。
132,则
R===-17。
04KN（）
R===3。
57KN（）
R=R+R=—17。
04KN+3.57KN=-13。
47KN（）
排架各柱顶剪力分别为:
V=R—R=-17.04KN+0。
5×13。
47KN=-10.31KN（）
V=R-R=3.57KN+0。
5×13。
47KN=10.31KN（）
排架各柱的弯矩图、轴力图及柱底剪力值如图9b，c所示。
（2）D作用于B柱
同理，将“D作用于A柱”的情况的A,B柱对换，并注意改变符号,可求得各柱的内力，如图10所示。
（3）T作用下
排架计算简图如图11a所示.对于A，B柱,n=0.109,=0。
295,由表2.5。
3得
a=（3.8m—1。
4m）/3.8m=0。
632，则
==0。
629
R=—T=—20。
69KN×0.629=-13.01KN（）
R=-T=-13.01KN（），R=R+R=-13。
01KN×2=-26.02KN（）
各柱顶剪力为：
V=R—μR=—13。
01KN+0。
85×0.5×26.02KN=—1.95KN（）
V=R—μR=-13.01KN+0.85×0.5×26。
02KN=-1。
95KN（）
排架各柱的弯矩图及柱底剪力值如图11b所示。
当T方向相反时，弯矩图和剪力只改变符号，大小不变。
1。
4内力组合
以A柱内力组合为例。
表3为各种荷载作用下A柱内力设计值汇总表，表4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3中欧那个的例图所示。
内力组合按式（2.5。
19）～式（2。
5。
21）进行。
除N及相应的M和V一项外,其他三项均按式（2。
5.19）和式（2。
5。
20）求得最不利内力值；对于N及相应的M和N一项,Ⅱ—Ⅱ和Ⅲ-Ⅲ截面均按（1.2S+1.4S）求得最不利内力值，而Ⅰ-Ⅰ截面则是按式（2.5。
21）即（1.35S+S）求得最不利内力.
对柱进行裂缝宽度验算时，内力Ⅲ—Ⅲ采用标准值，同时只需对e/h>0。
55的柱进行验算。
为此,表4中亦给出了M和N的组合值,它们均满足e/h〉0.55的条件,对本例来说，这些值均取自N及相应的M和V一项。
表3A柱内力设计值汇总表
柱号及正向内力
荷载类别
恒载
屋面活载
吊车竖向荷载
吊车水平荷载
风荷载
D作用于A柱
D作用于B柱
左风
右风
序号
①
②
③
④
⑤
⑥
⑦
Ⅰ—Ⅰ
M
21。
22
3。
29
-39.18
-39。
18
21.52
57。
11
-67.51
N
400。
94
50。
40
0
0
0
0
0
Ⅱ—Ⅱ
M
—63。
96
-9。
31
154.97
1.46
21。
52
57。
11
-67.51
N
451.14
50.40
647。
15
135。
45
0
0
0
Ⅲ—Ⅲ
M
32。
68
4.62
61。
15
-92。
36
192.06
341。
21
-314。
42
N
502.35
50.40
647。
15
135.45
0
0
0
V
10.62
1.53
-10。
31
—10.31
18.74
42.64
—34.50
表4A柱内力组合表
截面
+M及相应N，V
－M及相应N，V
N及相应M,V
N及相应M，V
M、N
备注
Ⅰ—Ⅰ
M
①+0。
9（②+0。
9⑤+⑥〕
93。
01
①+0.9〔0.9（③+⑤）+⑦〕
-88。
71
①+0。
9②
26.18
①+0.9〔②+0。
9⑤+⑥〕
93.01
68.96
N一项，取1.35S+
0.71.4S
N
446。
3
400.94
486.34
446。
3
366.52
Ⅱ-Ⅱ
M
①+0.9〔0。
9（③+⑤）+⑥〕
130.40
①+0.9〔②+0.9⑤+⑦〕
—150。
3
①+0。
9③
75.51
①+0。
9〔0.9⑤+⑦〕
-142。
15
N
975。
33
496。
50
1033.58
451。
14
Ⅲ-Ⅲ
M
①+0。
9〔②+0.9（③+⑤）+⑥〕
549。
03
①+0。
9〔0。
9（④+⑤）+⑦
-480。
68
①+0。
9③
87。
72
①+0。
9〔②+0.9（③+⑤）+⑥〕
549。
03
N
1071.90
612.06
1084。
79
1071.9
V
57。
20
—43.96
1.34
57。
20
M
396。
05
—339.45
66.54
396.05
N
825。
45
496。
99
834。
65
825.45
V
42.12
—30.14
0.96
42.12
1.5柱截面设计
仍以A柱为例.混凝土:
，;钢筋：
受力筋为，。
上下柱均采用对称配筋。
1。
5.1上柱配筋计算
由表4可见，上柱截面共有4组内力。
取h=400mm-40mm=360mm。
经判别，其中三组内力为大偏心受压；只有（M=26.18KN，N=486。
34KN）一组为小偏心受压，且N〈=0。
550×1.0×14.3×400mm×360mm=1132。
56KN,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，取较小的一组，即取
M=93.01KN，N=446.30KN
由附表11。
1查得有吊车厂房排架方向上柱的计算长度=2×3.8m=7。
6m。
附加偏心距取20mm（大于400mm/3）.
=M/N==208mm，=+=208mm+20mm=228mm
由/h=7600mm/400mm=19〉5，故应考虑偏心距增大系数。
===2.563〉1.0，取=1。
0
=
取x=2进行计算.
=
选318（=763），则763/（400mm×400mm）=0。
48％>0.2%,满足要求.
由附表11.1，得垂直于排架方向柱的计算长度=1.25×3.8m=4。
75m，则
/b=4750mm/400mm=11.88，=0。
95。
满足弯矩作用平面外的承载力要求.
1。
5。
2下柱配筋计算
取h=900mm—40mm=860mm。
与上柱分析方法类似,在表4的8组内力中，选取下面的一组不利内力：
M=549。
03KN，N=1071。
90KN
下柱计算长度=1.0=9。
1m，附加偏心距=900mm/30=30mm（大于20mm）。
b=100mm，=400mm，=150mm。
=M/N==512mm，=+=512mm+30mm=542mm
由/h=9100mm/900mm=10.1，故应考虑偏心距增大系数，且取。
===1.20〉1.0,取=1。
0.
=
故为大偏心受压。
先假定中和轴位于翼缘内,则
x=
说明中和轴位于腹板内，应重新计算受压区高度x：
=
选用420（=1272）。
按此配筋，经验算柱弯矩作用平面外的承载力亦满足要求.
1。
5。
3柱的裂缝宽度验算
《规范》规定，对>0。
55的柱应进行裂缝宽度验算。
本题的下柱出现>0.55的内力，故应对下柱进行裂缝宽度验算。
验算过程见表5，其中,下柱的=1272，=；构件受力特征系数=2。
1；混凝土保护层厚度c取25mm.
表5柱的裂缝宽度验算表
柱截面
下柱
内力标准值
M/（KN）
396。
05
N/KN
825.45
=M/N/mm
480>0。
55h=473
0。
0140
1.0（/h〈14）
890
0.523
702。
2
173。
6
0.57
0。
16〈3
（满足要求）
1。
5。
4柱箍筋配置
非地震区的单层厂房柱，其箍筋数量一般由构造要求控制.根据构造要求,上下柱均选用8＠200箍筋。
1。
5。
5牛腿设计
根据吊车梁支承位置、截面尺寸及构造要求,初步拟定牛腿尺寸，如图12所示.其中牛腿截面宽度b=400慢慢,牛腿截面高度h=600mm，h=565mm。
（1）牛腿截面高度验算
按式（2.6。
1）验算，其中=0.65，=2.01N/，=0（牛腿顶面无水平荷载），a=—150mm+20mm=—130mm<0,取a=0,按下式确定:
=
由式（2.6.1）得：
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,因而该牛腿可按构造要求配筋。
根据构造要求,。
纵向钢筋取414（=616），水平箍筋选用8@100。
1。
5。
6柱的吊装验算
采用翻身起吊，吊点设在牛腿与下柱交接处，混凝土达到设计强度后起吊.由表2.4。
6可得柱插入杯口深度为=0。
9×900mm=810mm,取=850mm，则柱吊装时总长度为3。
8m+9。
1m+0。
85m=13。
75m,计算简图如图13所示。
柱吊装阶段的荷载为柱自重重力荷载（应考虑动力系数），即
=
在上诉荷载作用下，柱各控制截面的弯矩为：
由得：
，令，得x=3。
73m,则下柱段最大弯矩为：
柱截面受弯承载力及裂缝宽度验算过程见表6。
表6柱吊装阶段承载力及裂缝宽度验算表
柱截面
上柱
下柱
M（M）/（KN）
58。
48（43.32）
84。
20（62.37）
/（KN）
73。
25〉0。
958.48=52.63
312。
91〉0.984.20=75.78
/（N/mm）
181。
28
65.53
0。
38
—0.31<0.2,取0。
2
0.14〈0。
2（满足要求）
0.02〈0。
2（满足要求）
1.6基础设计
1.6.1作用于基础顶面上的荷载计算
作用于基础顶面上的荷载包括柱底（Ⅲ-Ⅲ截面）传给基础的M，N,V以及外墙自重重力荷载。
前者可由表4中Ⅲ-Ⅲ截面选取,见表7，其中内力标准组合值用于地基承载力验算，基本组合值用于受冲切承载力验算和底板配筋计算，内力的正号规定见图14b。
表7基础设计的不利内力
组别
荷载效应基本组合
荷载效应标准组合
M/（KN）
N/KN
V/KN
M/（KN）
N/KN
/KN
第1组
549。
03
1017.90
57.20
396.05
825.45
42.12
第2组
－480。
68
612.06
－43.96
－339.45
496.99
－30.14
第3组
87.72
1084。
79
1.34
66。
54
834.65
0。
96
由图14a可见，每个基础承受的外墙总宽度为6。
0m,总高度为14。
35m，墙体为240mm砖墙（4。
7KN/m），钢框玻璃窗（0.45KN/m）,基础梁重量为16.7KN/根。
每个基础承受的由墙体传来的重力荷载为：
240mm砖墙4。
7KN/m〔6m×14。
35m-（5.1m+1。
8m）×4.2m〕=268。
46KN
钢框玻璃窗0.45KN/m×（5。
1m+1。
8m）×4.2m=13。
04KN
基础梁16.7KN
=298。
20KN
距基础形心的偏心距为：
=（240mm+900mm）/2=570mm
=1。
2=1.2×298。
20KN=357。
84KN
1。
6.2基础尺寸及埋深
（1）按构造要求拟定高度h：
h=
由表2.4。
6得柱的插入深度，取=850mm。
由表2.4.7得杯底厚度应大于200mm，取=250mm,则h=850mm+250mm+50mm=1150mm.基础顶面标高为-0。
500m,故基础埋深d为：
d=h+0。
5m=1.650m
由表2。
4。
7得杯壁厚度t≥300mm,取325mm；基础边缘高度取350mm，台阶高度取400mm,见图14b。
（2）拟定基础底面尺寸
由式（2。
7。
2）得：
A≥
适当放大,取A=bl=3。
6m×2.4m=8。
64m
（3）计算基底压力及验算地基承载力
基底压力按式（2.7。
3）计算,结果见表8;按式（2。
7.8）验算地基承载力，其中1。
2，验算结果见表8。
可见，基础底面尺寸满足要求。
表8基础底面压力计算及地基承载力验算表
类别
第1组
第2组
第3组
M/（KN）
N/KN
/KN
396.05
825。
45
42。
12
－339.45
496。
99
－30.14
66。
54
834.65
0.96
1408.77
1080.31
1417。
97
274。
51
－544.09
－102。
33
216。
01
110。
10
229.99
20。
08
183.86
144.38
163。
06〈240
216.01〈288
125。
04<240
229。
99<288
164.12〈240
183.86<288
1.6。
3基础高度验算
这时应采用基底净反力设计值,和可按式（2.7.3）计算，结果见表9。
对于第2组内力,按式（2.7。
3）计算时，〈0,故对该组内力应按式（2.7。
7）计算基底净反力，即：
由式（2。
7。
7）得：
因台阶高度与台阶宽度相等（均为400mm），所以只需验算变阶处的受冲切承载力。
变阶处受冲切承载力计算截面如图15所示。
变阶处截面有效高度=750mm－（40mm+5mm）=705mm.
因为，所以应按式（2.7。
13）计算，即:
由式（2.7。
10）得：
；因，故==2.4m，由式（2。
7.11）得:
h=750mm〈800mm，取=1。
0;，则由式（2.7。
9）得：
故基础高度满足要求。
表9基础底面净反力设计值计算表
类别
第1组
第2组
第3组
M/（KN）
N/KN
/KN
549。
03
1071。
90
57。
20
－480。
68
612.06
－43.96
87.72
1084。
79
1。
34
1429.74
969.90
1442。
63
410.84
－735.20
－114。
71
244.73
86。
23
258.56
0
189。
10
144。
84
1。
6.4基础底板配筋计算
（1）柱边及变阶处基底反力计算
基础底板配筋计算时长边和短边方向的计算截面如图16所示.三组不利内力设计值在柱边及变阶处的基底净反力计算见表10。
其中第1，3组内力产生的基底反力示意图见图16，第2组内力产生的基底反力示意图见图15；用表列公式计算第2组内力产生的和时，相应的2。
25/3.6和2。
65/3。
6分别用2。
202/3。
552和2。
602/3.552代替，且=0。
（2）柱边及变阶处弯矩计算
表10柱边及变阶处基底净反力计算
公式
第1组
第2组
第3组
185.29
160。
29
172.50
202。
90
189。
41
177。
42
215.01
221。
93
180。
80
223。
82
223.99
183。
26
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