《单层工业厂房》课程设计教学提纲.docx
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《单层工业厂房》课程设计教学提纲
《单层工业厂房》课程设计
《单层工业厂房》课程设计
姓名：
班 级：
学 号：
一．结构选型
该厂房是广州市的一个高双跨（18m+18m）的机械加工车间。
车间长90m,柱矩6米，在车间中部，有温度伸缩逢一道，厂房两头设有山墙。
柱高大于8米，故采用钢筋混凝土排架结构。
为了使屋架有较大的刚度，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。
厂房的各构选型见表1.1
表1.1主要构件选型
由图1可知柱顶标高是10.20米，牛腿的顶面标高是6.60米，室内地面至基础顶面的距离0.5米，则计算简图中柱的总高度H,下柱高度Hl和上柱的高度Hu分别为：
H=10.2m+0.6m=10.8mHl=6.60m+0.6m=7.2mHu=10.8m-7.2m=3.6m
根据柱的高度，吊车起重量及工作级别等条件，确定柱截面尺寸，见表1.2。
见表1.2柱截面尺寸及相应的参数
截面尺寸/mm
面积/mm2
惯性矩/mm4
自重/（KN/m）
A,C
上柱
矩400×400
160000
2130000000
4.0
下柱
I400×800×100×150
177500
14387000000
4.43
B
上柱
矩400×400
160000
2130000000
4
下柱
I400×800×100×150
177500
14387000000
4.43
二．荷载计算
1．恒载
图1
求反力：
F1=116.92
F2=111.90
屋架重力荷载为59.84，则作用于柱顶的屋盖结构的重力荷载设计值：
GA1=1.2×（116.92+59.84/2）=176.81KN
GB1=1.2×（111.90×6+59.84/2）=170.18KN
（2）吊车梁及轨道重力荷载设计值
GA3=1.2×（27.5+0.8×6）=38.76KN
GB3=1.2×（27.5+0.8×6）=38.76KN
（3）柱重力荷载的设计值
A,C柱
B柱
2．屋面活荷载
屋面活荷载的标准值是0.5KN/m2，作用于柱顶的屋面活荷载设计值：
Q1=1.4×0.5×6×18/2=37.8KN
3，风荷载
风荷载标准值按ωk=βzμsμzω0计算其中ω0=0.5KN/m2,βz=1,μz根据厂房各部分
及B类地面粗糙度表2.5.1确定。
柱顶（标高10.20m）μz=1.01
橼口（标高12.20m）μz=1.06
屋顶（标高13..20m）μz=1.09
μs如图3所示，由式ωk=βzμsμzω0可得排架的风荷载的标准值：
ωk1=βzμs1μzω0=1.0×0.8×1.01×0.5=0.404KN/m2
ωk2=βzμs2μzω0=1.0×0.4×1.01×0.5=0.202KN/m2
图2荷载作用位置图
图3风荷载体型系数和排架计算简
q1=1.4×0.404×6=3.39KN/m
q1=1.4×0.202×6=1.70KN/m
Fw=γQ[（μs1+μs2）×μzh1+（μs3+μs4）×μzh2]βzω0B
=1.4[（0.8+0.4）×1.01×（12.2-10.2）+（-0.6+0.5）×1.01×（13.2-12.2）]×1×0.5×6
=10.23KN
4．吊车荷载
吊车的参数：
B=5.55米，轮矩K=4.4，pmax=215KN,pmin=25KN,g=38KN。
根据B和K，
可算出出吊车梁支座反力影响线中个轮压对应点的竖向坐标值，如图４所示：
图４ 吊车荷载作用下支座反力的影响线
（1）吊车的竖向荷载
Dmax=γQFpmax∑yi=1.4×115×（1+0.075+0.808+0.267）=346.15KN
Dmin=γQFpmin∑yi=1.4×25×（1+0.075+0.808+0.267）=75.25KN
（2）吊车的横向荷载
T=1/4α（Q+g）=1/4×0.12×（100+38）=4.14KN
吊车横向荷载设计值：
Tmax＝γQT∑yi=1.4×4.14×2.15=12.46KN
三．排架内力分析
1．恒荷载作用下排架内力分析
图5 恒荷载作用的计算简图
G1=GA1=176.81KN;G2=G3+G4A=38.76+17.28=56.04KN;G3=G5A=38.28KN;
G4=2GB1=340.361KN;G5=G3+2G4B=2×38.76+17.28=94.8KN;
G6=G5B=38.28KN;
M1=G1×e1=171.81×0.05=8.60KN.m;
M2=（G1+G4A）e0-G3e3=（176.81+17.28）×0.2-38.28×0.35=25.42
C1=
×
=2.03;C1=
×
=1.099;
RA=
C1+
C3=（8.60×2.03+25.42×1.099）/10.8=4.20KN（→）
RC=-4.20KN（←）;RB=0KN;
内力图：
图6恒荷载内力图
2．活荷载作用下排架内力分析
（1）AB跨作用屋面活荷载
图7AB跨作用活荷载作用简图
Q=37.8KN，则在柱顶和变阶处的力矩为：
M1A=37.8×0.05=1.89KN.m，M2A=37.8×0.25=7.56KN.m，M1B=37.8×0.15=5.67KN.m
RA=
C1+
C3=（1.89×2.03+7.56×1.099）/10.8=1.124KN（→）
RB=
C1=5.67×2.03/10.8=1.07KN（→）
则排架柱顶不动铰支座总的反力为：
R=RA+RB=1.124+1.07=2.19KN（→）
VA=RA－RηA=1.32-0.33×2.19=0.40KN（→）
VB=RB－RηB=1.07-0.33×2.19=0.35KN（→）
VC=－RηC=-0.33×2.19=－0.72KN（←）
排架各柱的弯矩图,轴力图,柱底剪力如图8所示:
图8AB跨作用屋面活荷载内力图
（2）BC跨作用屋面活荷载
由于结构对称,且BC跨的作用荷载与AB跨的荷载相同,故只需叫图8的各内力图位置及方向调一即可,如图10所示:
图9AB跨作用活荷载作用简图
图10BC跨作用屋面活荷载内力图
3．风荷载作用下排架内力分析
（1）左吹风时
C=
=0.33
RA=-q1HC11=-3.39×10.8×0.33=-12.08KN（←）
RC=-q1HC11=-1.70×10.8×0.33=-6.06KN（←）
R=RA+RC+Fw=12.08+6.06+10.23=28.37KN（←）
各柱的剪力分别为:
VA=RA-RηA=-12.08+0.33×28.37=-2..72KN（←）
VB=RB-RηB=-6.06+0.33×28.37=3.30KN（→）
VC=-RηC=-0.33×-28.37=9.36N（→）
图11左风内力图
（2）右风吹时
因为结构对称，只是内力方向相反,，所以右风吹时，内力图改变一下符号就行，如图12所示；
图11左风内力图
4．吊车荷载作用下排架内力分析
（1）Dmax作用于A柱
计算简图如图１２所示，其中吊车竖向荷载Dmax，Dmin在牛腿顶面引起的力矩为：
MA=Dmax×e3=346.15×0.35=121.15KN.m
MB=Dmin×e3=75.25×0.75=56.44KN.m
RA=
-
C3=-121.15×1.099/10.8=-12.33KN（←）
RB=
C3=-56.44×1.099/10.8=5.74KN（→）
R=RA+RB=-12.33+5.74=-6.59N（←）
各柱的剪力分别为:
VA=RA-RηA=-12.33+0.33×6.59=-10.16（←）
VB=RB-RηB=5.74+0.33×6.59=7.91KN（→）
VC=-RηC=0.33×6.59=2.17N（→）
图１２ Dmax作用在A柱时排架的内力
（2）Dmax作用于B柱左
计算简图如图１２所示，其中吊车竖向荷载Dmax，Dmin在牛腿顶面引起的力矩为：
MA=Dmax×e3=７５.２５×0.35=２６.３３KN.m
MB=Dmin×e3=346.15×0.75=２５９.６１KN.m
RA=－
C3=-２６.３３×1.099/10.8=-－２.６８KN（←）
RB=－
C3=２５９.６１×1.099/10.8=２６.４２KN（→）
R=RA+RB=－２.６８+２６.４２=２３.７４N（→）
各柱的剪力分别为:
VA=RA-RηA=－２.６８－0.33×２３.７４=－１０.５１KN（←）
VB=RB-RηB=２６.４２－0.33×２３.７４=１８.５９KN（→）
VC=-RηC=－0.33×２３.７４=－７.８３N（←）
图１３ Dmax作用在B柱左时排架的内力
（3）Dmax作用于B柱左
根据结构对称和吊车吨位相等的条件，内力计算与Dma作用于B柱左情况相同，只需将A，C柱内力对换和改变全部弯矩及剪力符号：
如图１４
（4）Dmax作用于C柱
同理，将Dmax作用于A柱的情况的A，C柱的内力对换，且注意改变符号，可求得各柱的内力，如图１5
（5）Tmax作用于AB跨柱
当AB跨作用吊车横向水平荷载时，排架计算简图16-a所示。
对于A柱，n=0.15，λ=0.33，得a=（3.6-0.9）/3.6=0.75.，Tmax=12.46KN
C5=
=0.54
RA=－TmaxC5=－１２.４６×０.５４=－6.73KN（←）
RB=－TmaxC5=－１２.４６×０.５４=－6.73KN（←）
图１４ Dmax作用在B柱右时排架的内力
图１5 Dmax作用在C柱时排架的内力
排架柱顶总反力R：
R=RA+RB= －６.７３－６.７３＝－１３.４６KN
各柱的简力：
VA=RA-RηA=－６.７３＋0.33×１３.４６=－２.２９KN（←）
VB=RB-RηB=－６.７３＋0.33×１３.４６=－２.２９KN（←）
VC=－RηC=0.33×13.46=4.44N（→）
图16 Tmax作用在AB跨时排架的内力
（6）Tmax作用于BC跨柱
由于结构对称及吊车的吨位相等，故排架内力计算与“Tmax作用于AB跨柱”的情况相同，只需将A柱与C柱的对换，如图17
图17 Tmax作用BC跨时排架的内
五．柱截面设计（中柱）
混凝土强度等级C20，fc=9.6N/mm2，ftk=1.54N/mm2．采用HRB335级钢筋，fy=fy`300N/mm2,ζb=0.55，上下柱采用对称配筋．
1．上柱的配筋计算
由内力组合表可见，上柱截面有四组内力，取h0＝４００－４０＝３６０mm，附加弯矩ea=20mm（大于４００／３０），判断大小偏心：
从中看出３组内力为大偏心，只有一组为小偏心，而且：
N=429.KN<ζbαfcbh0=０.５５０×１×９.６×４００×３６０＝760.32KN
所以按这个内力来计算时为构造配筋．对三组大偏心的，取偏心矩较大的的一组．即：
M=87.119KN.m N=357.64KN
上柱的计算长度：
L0=2HU=2×3.6=7.2m
e0=M/N=243.40mmei=e0+ea=263.40mm
l0/h=7200/400=18>5．应考虑偏心矩增大系数η
ζ1=
=0.5×9.6×160000/357640=2.15>1，取ζ１＝１
ζ2=1.15-0.01l0/h=1.15-0.01×7200/400=0.97,l0/h>15，取ζ2=0.97
图 １８
η=1+
ζ1ζ2=1+
×1×0.97=1.31
ζ=
=357640/1×9.6×400×360=0.26
>2αs/h0=2×40/360=0.22
所以x=ζ×h0=0.26×360=93.6
e`=ηei-h/2+αs=1.31×263.40-４００／２＋４０＝185.05mm
N.e`=fyAs（h0-as）-α1fcbx（x/2-as）
As=As`=
=
=715mm
选用３φ１８（As=763mm2）．验算最小配筋率：
ρ＝As/bh=763/400×400=0.47%>0.2%
平面外承载力验算：
l0=1.5Hu=1.5×3.6=5.4m
l0/b=5400/400=13.5，查表得ψ＝０９３，Ac=A-Aa=4002-763×2=158474mm
Nu=0.9ψ（fy`As`+fcAs）=0.9×0.93×（300×763×2+9.6×158474）=1656.55KN
2．下柱配筋计算
取h0=800-40=760mm，与上柱分析办法相识，选择两组最不利内力：
M=217.96KN.mM=152.69KN.m
N=810.94KNN=473.44KN
（1）按M=217.96KN.m，N=810.94KN计算
L0=１HU=１×7.2=7.2m，附加偏心矩ea=800/30=2.7mm（大于２０mm）,b=100mm,bf`=400mm,hf=150mm
e0=M/N=217960/810.94=268.77mmei=e0+ea=295.77mm
l0/h=7200/800=9>5而且＜１５．应考虑偏心矩增大系数η，取ζ2=1
ζ1=
=0.5×9.6×160000/810940=1.05>1，取ζ１＝１
图 １９
η=1+
ζ1ζ2=1+
×1×1=1.15
ηei=1.15×295.77=340.14>0.3×760=228，所以为大偏心
受压，应重新假定中和轴位于翼缘内，则
x=
=810940/1×9.6×400=211.18>hf=150mm
说明中和轴位于板内，应重新计算受压区的高度：
x=
=
=394.72mm
e=ηei+h/2+αs=1.15×295.77-800／2-40＝7005mm
As=As`=
=
=272.87mm2
（2）按M=152.69KN.m，N=473.44KN计算
L0=１HU=１×7.2=7.2m，附加偏心矩ea=800/30=2.7mm（大于２０mm）,b=100mm,bf`=400mm,hf=150mm
e0=M/N=152690/473.44=322.51mmei=e0+ea=349.51mm
l0/h=7200/800=9>5而且＜１５．应考虑偏心矩增大系数η，取ζ2=1
ζ1=
=0.5×9.6×160000/810940=1.05>1，取ζ１＝１
图 ２０
η=1+
ζ1ζ2=1+
×1×1=1.15
ηei=1.15×295.77=340.14>0.3×760=228，所以为大偏心
受压，应重新假定中和轴位于翼缘内，则
x=
=473440/1×9.6×400=123.29>hf=150mm
说明中和轴位于翼缘内：
e=ηei+h/2-αs=1.15×349.51-800／2-40＝761.93mm
As=As`=
=
=139.38mm2
最小配筋βminA=0.2%×177500=355mm2
所以选３φ１４（As=461mm2）满足要求
查附表１１.１的无柱间支撑垂直排架方向柱的计算长度，l0=1Hl=7.2m
l0/b=7200/400=18，查表得ψ＝0.81，Ac=A-Aa=177500-461×2=176578mm
Nu=0.9ψ（fy`As`+fcAs）=0.9×0.81×（300×461×2+9.6×176578）=1437.40KN>Nmax
所以满足弯矩作用平面外的承载力要求
3．柱裂缝宽度验算
《规范》中规定，对e0/h0>0.55的柱要进行裂缝宽度验算，本例的上柱出现e0/h0=>0.55,所以应该进行裂缝验算。
验算过程见下表２１。
其中上柱的As=763mm2；Es=200000N/mm2；构件的受力特征系数acr=2.1，混凝土的保护层厚度c=25mm,ftk=1.54N/mm2。
4．柱裂缝宽度验算
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φ８@200箍筋。
5．牛腿设计
根据吊车支承的位置，截面的尺寸及构造要求，确定牛腿的尺寸如图２２所示，其中牛腿的截面宽度b=400mm，牛腿截面高度h=1050mm，h0=1015mm.
（1）牛腿腿截面高度验算
表 ２１柱的宽度验算表
图２２
１７<0.2，所以满足要求
Fv≤β（１－０.５Fhk/Fvk）
验算
β＝０.６５，ftk=1.54N/mm2，
Fhk=0，a=650-175-250/2=350mm
Fvk=Dmax/γQ+G3/γG=346.15/1.4+38.76/1.2
=279.55KN
β（１－０.５Fhk/Fvk）
=
0.65×
=470.08KN>Fvk
所以所选的尺寸满足要求
（2）牛腿配筋计算
纵向受拉钢筋总截面面积As：
As≥
=
=550.２mm2
根据规定，纵向受拉钢筋As的最小配筋率为0.002bh=0.002×400×1050=840mm2
>550.2mm2。
所以要按８４０mm2配筋。
现在选用５φ１６（As=1005mm2）
水平箍筋选用φ８@100的双肢筋。
牛腿的剪跨比a/h0=370/1050=0.35>0.3，所以应该设置弯起钢筋
A≥０.５As=0.5C1005=502.5mm2 ，且A≥0.0015bh=0.0015×400×1015=609mm2
故选用４φ１４（As=６１５mm2）
6．牛腿设计
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。
插入杯口深度为800mm,则柱吊装时的总长度为3.6+7.2+0.8=11.6m.。
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=μυGq1k=1.5×1.2×4.0=7.2KN/m
q2=μυGq1k=1.5×1.2×（0.4×2.1×25）=37.8KN/m
q3=μυGq1k=1.5×1.2×4.44=7.99KN/m
图２３
在上述荷载的作用下，柱的控制截面的弯矩为：
M1=0.5q1Hu2=0.5×7.2×3.62=46.66KN.m
M2=0.5q1Hu2=0.5×7.2×（3.6+1.05）2+0.5×（37.8-7.2）×1.052=94.71KN.m
由∑MB=RAl3-0.5q3l32+M2=0
解得：
RA=14.17KN
M3=RAx-q3x2令
=RA-q3x=0得x=1.77m则下柱段最大弯矩M3为：
M3=14.17×1.77-0.5×7.99×1.772=12.55KN.m
表 ２４吊装时柱的宽度验算表
六．基础设计（B柱下基础）
１．初步确定杯口尺寸及基础埋深
（１）杯口尺寸
图２5基础截面尺寸
杯口的深度：
柱子的插入深度H1=800mm，所以杯口深度为800+50=850mm
杯口顶部尺寸：
宽为400+2×75=550mm，长为800+2×75=950mm
杯口底部尺寸：
宽为400+2×50=500mm，长为800+2×50=900mm
杯口厚度：
因为800杯壁高度：
h1≤t/0.75=350/0.75=466mm，取h1=350mm
杯底厚度；a1=250mm，根据a2≥a1原则，取a2为250mm
根据以上尺寸，确定基础总高度 H1+a1+50=800+250+50=1100mm
基础的埋置深度：
1100+600=1700mm
地基承载里设计值：
fa=200KN/m2
（2）基础面积计算
表２６ B柱在基础地面的荷栽
估算基础底面积：
A≥
=1006.06/（200-20×1.7）=6.06m2
考虑偏心受压，将基础的面积增大２０％
1.2A=1.2×6.06=7.27m2
G=γGγyDA=1.2×20×1.7×8=326..4KN
表２７基础底面压应力计算
取基础地面长边与短边的比为２，则
l=3.8m，b=1.9m，取l=４m，b=２m
校核基础底面积是否满足要求：
（１）校核0.5（Pmax+Pmin）≤f
0.5（Pmax+Pmin）=0.5×（198.90+134.22）=166.56KN（２）校核Pmax≤1.2f
Pmax=198.90KN<1.2f=1.2×200=240KN
（３）校核Pmin≥０
Pmin=67.91KN>0
由以上得知，基础的地面尺寸４×２＝８m2，满足要求
图２８基础截面尺寸
２．地基净反力计算：
表２９地基净反力
由表可以看出Nmax最不利。
（Pjmax=158.10,Pjmin=93.42）
３．冲剪强度验算
从杯口顶面柱边开始的４５0斜拉裂面与基础底面交界处（截面１－１）的净反力Pj1。
基础的有效高度h0=1100-40=1060mm
Pj1=93.42+（4-0.64）/4×（158.10-93.42）=147.75KN
同理按比例算得：
PjⅠ=93.42+（2+0.4）/4×（158.10-93.42）=132.23KN
PjⅠ`=93.42+（2+0.4+0.425）/4×（158.10-93.42）=139.10KN
因为b=2.0m A1=（l/2+hv/2-h0）b=（4/2-0.8/2-1.06）×2=1.08m2
A2=（bc+h0）h0-（h0+bc/2-b/2）2=（0.4+1.06）×1.06-（1.06+0.4/2-2/2）2=1.48m2
（１）柱边截面
PjmaxA1=158.10×1.08=17.75KN，查表的βnp=0.98C15 ft=0.91N/mm2
0.7βnpA2=0.7×0.98×0.91×1480000=923.90KN>PjmaxA1=158.10×1.08=17.75KN
满足要求
（２）变阶截面；算法同上面的一样，同样满足要求。
４.配筋验算
Ⅰ－Ⅰ截面：
MI=1/48[（Pjmax+Pj）（2b+bc）+（Pjmax-Pj）b]（l-hc）2
=1/48[（158.1+125.76）（2×2+0.4）+（158.1-125.76）×2]（4-0.8）2
=280.25KN.m
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