《单层工业厂房》课程设计.docx

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《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

AsI=MI/0.9fyh0=280