單層混凝土結構工業(yè)廠房設計

1、最新 精品 Word 歡迎下載 可修改3.9單層廠房排架結構設計實例A Design of Example for Mill Bents of One-story Industrial Workshops1工程概況某機修車間為單跨廠房，跨度為24m，柱距均為6m，車間總長度為66m。每跨設有起重量為20/5t吊車各2臺，吊車工作級別為A5級，軌頂標高不小于9.60m。廠房無天窗，采用卷材防水屋面，圍護墻為240mm厚雙面清水磚墻，采用鋼門窗，鋼窗寬度為3. 6m，室內外高差為l50mm，素混凝土地面。建筑平面及剖面分別如圖3-76和圖3-77所示。圖3-76圖3-772結構設計原始資料廠房所在

2、地點的基本風壓為，地面粗糙度為B類；基本雪壓為。風荷載的組合值系數(shù)為0.6，其余可變荷載的組合值系數(shù)均為0 7。土壤凍結深度為0.3m，建筑場地為I級非自重濕陷性黃土，地基承載力特征值為l65kN/m：，地下水位于地面以下7m，不考慮抗震設防。3材料 基礎混凝土強度等級為C20;柱混凝土強度等級為C30?？v向受力鋼筋采用HRB335級、HRB400級；箍筋和分布鋼筋采用HPB235級。4 設計要求 分析廠房排架內力，并進行排架柱和基礎的設計；因該廠房跨度在l5-36m之間，且柱頂標高大于8m，故采用鋼筋混凝土排架結構。為了保證屋蓋的整體性和剛度，屋蓋采用無檁體系。由于廠房屋面采用卷材防水做法，

3、故選用屋面坡度較小而經(jīng)濟指標較好的預應力混凝土折線形屋架及預應力混凝土屋面板。普通鋼筋混凝土吊車粱制作方便，當?shù)踯嚻鹬亓坎淮髸r，有較好的經(jīng)濟指標，故選用普通鋼筋混凝土吊車粱。廠房各主要構件造型見表3-16。 由設計資料可知，吊車軌頂標高為9. 80m。對起重量為20/5t、工作級別為A5的吊車，當廠房跨度為24m時，可求得吊車的跨度=24-0. 752=22. 5m，由附表4可查得吊車軌頂以上高度為2.3m;選定吊車梁的高度=1.20m，暫取軌道頂面至吊車梁頂面的距離=0.2m，則牛腿頂面標高可按下式計算： 牛腿頂面標高=軌頂標高-=9.60-1.20-0.20=8.20m由建筑模數(shù)的要求，故

4、牛腿頂面標高取為8. 40m。實際軌頂標高=8. 40+1. 20+0.20=9. 80m9. 60m?？紤]吊車行駛所需空隙尺寸=220mm，柱頂標高可按下式計算：柱頂標高=牛腿頂面標高+吊車高度+， =8. 40+1. 20+0. 20+2. 30+0. 22=12.32m故柱頂（或屋架下弦底面）標高取為12. 30m。 取室內地面至基礎頂面的距離為0.5m，則計算簡圖中柱的總高度、下柱高度和上柱高度分別為 =12.3+0. 5=12. 8m =8.4+0. 5=8.9m =12.88.9=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3-5并參考表3-7確定柱截面尺寸為A、B軸

5、上柱 口下柱 橫向定位軸線除端柱外，均通過柱截面幾何中心。對起重量為20/5t、工作級別為的吊車，由附表4可查得軌道中心至吊車端部距離;吊車橋架外邊緣至上柱內邊緣的凈空寬度，一般取。 對邊柱，取封閉式定位軸線，即縱向定位軸線與縱墻內皮重合，則，故 亦符合要求。 由于該機修車間廠房，工藝無特殊要求，且結構布置及荷載分布（除吊車荷載外）均勻，故可取一榀橫向排架作為基本的計算單元，單元的寬度為兩相鄰柱間中心線之間的距離，即，如圖3-78(b)所示；計算簡圖如圖3-78(a)所示。 （a）（b）圖3-781. 永久荷載（l）屋蓋恒載為了簡化計算，天溝板及相應構造層的恒載，取與一般屋面恒載相同。兩氈三油

6、防水層 20mm厚水泥砂漿找平層 100mm厚水泥蛭石保溫層 一氈兩油隔氣層 20mm厚水泥砂漿找平層 預應力混凝土屋面板（包括灌縫） 屋蓋鋼支撐 圖3-79 A、B柱永久荷載作用位置相同屋架自重重力荷載為l06kN/榀，則作用于柱頂?shù)奈萆w結構自重標準值為 (2)吊車梁及軌道自重標準值 (3)柱自重標準值A、B軸 上柱 下柱各項永久荷載作用位置如圖3-79所示。 2屋面可變荷載由荷載規(guī)范查得，屋面活荷載標準值為0.5kN/,屋面雪荷載標準值為0.25kN/，由于后者小于前者，故僅按屋面均布活荷載計算。作用于柱頂?shù)奈菝婊詈奢d標準值為 的作用位置與作用位置相同，如圖3-79所示。3吊車荷載對起重量

7、為20/5t的吊車，查附表4并將吊車的起重量、最大輪壓和最小輪壓進行單位換算，可得： 根據(jù)B及K，可算得吊車梁支座反力影響線各輪壓對應點的豎向坐標值，如圖3-80所示，據(jù)此可求得吊車作用于柱上的吊車荷載。圖3-80 (1)吊車豎向荷裁 吊車豎向荷載標準值為 (2)吊車橫向水下荷藏 作用于每一個輪子上的吊車橫向水平制動力為 同時作用于吊車兩端每排架柱上的吊車橫向水平荷載標準值為 4風荷載 風荷載標準值按式（312）計算，其中基本風壓按B類地面粗糙度，根據(jù)廠房各部分標高（圖377），由附表3-1可查得風壓高度變化系數(shù)為 柱頂（標高12.30m） 檐口（標高14.60m） 屋頂(標高16.00） 風

8、荷載體型系數(shù)如圖3-81(a)所示，則由式(3-12)可求得排架迎風面及背風面的風荷載標準值分別為則作用于排架計算簡圖(圖3-81b)上的風荷載標準值為 圖3-81廠房為等高排架可用剪力分配法進行排架內力分析。由于該廠房的A柱和B柱的柱高、截面尺寸等均相同，故這兩柱的有關參數(shù)相同。1柱頂剪力分配系數(shù)柱頂位移系數(shù) 和柱的剪力分配系數(shù) 分別計算，結果見下表柱號A、B柱由上表可知，。2.單階變截面柱柱頂反力系數(shù)由表3-9中給出的公式可分別計算不同荷載作用下單階變截面柱的柱頂反力系數(shù)，計算結果見表3-19。表 3-19 簡圖柱頂反力系數(shù)A柱和B柱2.1431.1040.5590.3263 內力正負號規(guī)

9、定本例題中，排架柱的彎矩、剪力和軸力的正負號規(guī)定如圖3-82所示，后面的各彎矩圖和柱底剪力均未標出正負號，彎矩圖畫在受拉一側，柱底剪力按實際方向標出。圖 3-821 永久荷載作用下排架內力分析永久荷載作用下排架的計算簡圖如圖3-83（a）所示。圖中的重力荷載 及力矩 根據(jù)圖3-79確定，即由于圖3-83(a)所示排架為對稱結構且作用對稱荷載，排架結構無側移，故各柱可按頂為不動鉸支座計算內力。按照表3-19計算的柱頂反力系數(shù)，柱頂不動鉸支座反力可根據(jù)表3-9所列的相應公式計算求得，即求得柱頂反力后，可根據(jù)平衡條件求得柱各截面的彎矩和剪力。柱各截面的軸力為該截面以上重力荷載之和。恒載作用下排架結構

10、的彎矩圖、軸力圖和柱底剪力分別見圖3-83(b)、(c)。圖3-832 屋面可變荷載作用下排架內力分析排架計算簡圖如圖3-84(a)所示。屋架傳至柱頂?shù)募泻奢d,它在柱頂及變階處引起的力矩分別為按照表3-19計算的柱頂反力系數(shù)和表3-9所列的相應公式可求得柱頂不動鉸支座反力即則排架柱頂不動鉸支座總反力為：排架各柱的彎矩圖、軸力圖及柱底剪力如圖3-84（b)、（c)所示。圖 3-843 屋面可變荷載作用下排架內力分析（1）作用于A柱計算簡圖如圖3-86(a)所示。其中吊車豎向荷載、在牛腿頂面處引起的力矩分別為：按照表3-19計算的柱頂反力系數(shù)和表3-9所列的相應公式可求得柱頂不動鉸支座反力分別為

11、排架各柱頂剪力分別為排架各柱的彎矩圖、軸力圖及柱底剪力如圖3-86（b)、（c)所示。圖 3-86（2） 作用于B柱同理，將 作用于A柱情況的A、B柱內力對換，并改變內力符號可求得各柱的內力。（3） 作用于AB跨柱當AB跨作用吊車橫向水平荷載時，排架計算簡圖如圖3-90(a)所示。由表3-9得 , 則柱頂不動鉸支座反力分別為排架柱頂總反力R為各柱頂剪力分別為排架各柱的彎矩圖及柱底剪力值如圖3-90（b)所示。當方向相反時，彎矩圖和剪力圖只改變符號，數(shù)值不變。圖 3-904 風荷載作用下排架內力分析（1） 左吹風時計算簡圖如圖3-92（a)所示。柱頂不動鉸支座反力及總反力分別為 各柱頂剪力分別為

12、排架內力圖如圖3-92（b)所示。（2） 右吹風時將圖3-92(b)所示A、B柱內力圖對換，并改變內力符號后即可。圖 3-92以A柱內力組合為例?？刂平孛娣謩e取上柱底部截面I-I、牛腿頂截面和下柱底截面-，如圖3-53所示。表3-20為各種荷戴作用下A柱各控制截面的內力標準值匯總表。表中控制截面及正號內力方向如表3-20中的例圖所示。荷載效應的奉基本組合設計值按式(3-24)進行計算。在每種荷載效應組合中，對矩形和I形截面柱均應考慮以下四種組合，即(1)及相應的(2)及相應的;(3)及相應的；(4)及相應的。表 3-20控制截面及正向內力荷載類別永久荷載效應SGK屋面可變荷載效應SGK吊車豎向

13、荷載效應SGK吊車水平荷載效應SQK風荷載效應SQK作用在A柱作用在B柱作用在AB跨左風右風彎矩圖及柱底截面剪力序號I-IMK15.532.41-27.22-27.77019.46-27.28NK295.4036.0000000II-IIMK-45.03-6.59111.461.26019.46-27.28NK339.7036.00462.2596.75000III-IIIMK22.353.0249.34-62.1+62.1165.83-140.24NK381.4436.00462.2596.75000VK7.571.08-6.98-7.128.2624.41-16.65由于本例不考慮抗震設防

14、，對柱截面一般不需進行受剪承載力計算。故除下柱底截面-外，其他截面的不利內力組合未給出所對應的剪力值。對柱進行裂縫寬度驗算和基礎地基承載力計算時，需采用荷載效應的標準組合和準永久組合的效應設計值。表3-2l和表3-22為A柱荷載效應的基本組合和標準組合。表 3-21截面內力組合基本組合（可變荷載控制）標準組合:+Mmax及相應的N,V-Mmax及相應的N,VNmax及相應的M,VNmin及相應的N,VI-IM1.2+1.4+1.40.748.24+1.40.9+1.40.70.9+0.6-66.381.2+1.40.9+1.40.745.24+1.40.9+1.40.742.14N389.76

15、295.40389.76295.40II-IIM+1.40.9+1.40.6114.481.2+1.40.9+1.40.7-94.871.2+1.40.9+1.40.7+0.6（+）75.84+1.40.9+1.40.6-80.26N922.14442.921025.36339.70III-IIIM1.2+1.4+1.4(0.7+0.70.9+0.70.9)361.04+1.4+0.70.9（）-293.851.2+1.40.9+1.40.7（+0.9）196.421.4+1.40.7（+0.8+0.9）335.84N946.01466.771075.44779.12V34.34-24.469

16、.9333.34Mk+0.7(+)+0.70.9275.570.70.8+0.70.9-203.41+0.9+0.7+0.70.9+0.6219.29（0.7+0.70.9）273.46NK730.20435.62822.67705.02VK34.34-24.4621.1433.26表 3-22截面內力組合基本組合（永久荷載控制）+Mmax及相應的N,V-Mmax及相應的N,VNmax及相應的M,VNmin及相應的N,VI-IM1.35+1.4（0.7+0.6）39.66+1.4（0.70.8+0.70.9+0.6）-53.181.35+1.4（0.6+0.7）39.66+1.4（0.6+0.

17、7）34.23N434.07295.40434.07330.68II-IIM+1.4（0.7+0.6）80.551.35+1.4（0.6+0.7）-80.401.35+1.40.70.9+0.7+0.6（+）24.46+1.40.6（）-51.62N792.71493.88901.58339.70III-IIIM1.35+1.40.7+0.70.8（+）+0.6274.46+1.40.6+0.70.8（）-207.281.35+1.40.7+0.70.9（+)）147.691.4（0.7+0.70.8+0.6）203.29N912.63457.29957.93779.12V32.79-18.4

18、712.4123.66仍以A柱為例。混凝土強度等級為C30, ;縱向鋼筋采用HRB400級，。上、下柱均采用對稱配筋。1 選取控制截面最不利內力對上柱，截面的有效高度取 ，則大偏心受壓和小偏心受壓界限破壞時對應的軸向壓力為當時,為大偏心受壓;由表3-21表3-23可見,上柱II截面共有8組不利內力。經(jīng)判別,其中8組內力均為大偏心受壓，對8組大偏心受壓內力，按照“彎矩相差不多時，軸力越小越不利；軸力相差不多時，彎矩越大越不利”的原則，可確定上柱的最不利內力為 對下柱，截面的有效高度取，則大偏心受壓和小偏心受壓界限破壞時對應的軸向壓力為 當,且彎矩較大時,為大偏心受壓。由表3-21-表3-23可見

19、，下柱一和一截面共有16組不利內力。經(jīng)用判別，其中12組內力為大偏心受壓,有4組內力為小偏心受壓且均滿足，故小偏心受壓均為構造配筋。對12組大偏心受壓內力，采用與上柱I-I截面相同的分析方法，可確定下柱的最不力內力為 2 上柱配筋計算 由上述分析結果可知，上柱取下列最不利內力進行配筋計算： 由表3-12查得有吊車廠房排架方向上柱的計算長度為 由于h/30=400/30=13.33mm,取附加偏心距,則 取 故取進行計算 選3（三級鋼）18，則滿足要求。由表3 12得，垂直于排架方向上柱的計算長度，則，滿足彎矩作用平面外的承載力要求。3 下柱配筋計算 由分析結果可知，下柱取下列兩組為最不利內力進

20、行配筋計算： (1) 按計算由表3-12可查得下柱計算長度??；截面尺寸。 取附加偏心距,則 取先假定中和軸位于翼緣內，受壓區(qū)進入腹板內，則，為大偏心受壓構件，則（2）按計算計算方法與上述相同，計算過程從略，計算結果為綜合上述計算結果，下柱截面選用6（三級鋼筋）20（），且滿足最下配筋的要求，即。4 柱的裂縫寬度驗算按荷載準永久組合計算時，該單層廠房A柱的效應設計值較小，不起控制作用，因此可不對其進行裂縫寬度驗算。5 柱箍筋配置非地震區(qū)單層廠房柱，其箍筋數(shù)量一般由構造要求控制，根據(jù)構造柱要求，上、下柱箍筋均選用 。6 牛腿設計根據(jù)吊車梁支承位置、截面尺寸及構造要求，初步擬定牛腿尺寸如圖3-94所

21、示。其中牛腿截面寬度，牛腿截面高度，。(l)牛腿截面高度驗算 作用于牛腿頂面按荷載效應標準組合計算的豎向力為 牛腿頂面無水平荷載，即；圖3-94牛腿尺寸簡圖對支承吊車梁的牛腿，裂縫控制系數(shù)；，??；由式(3-27)得故牛腿截面高度滿足要求。 (2)牛腿配筋計算 由于，因而該牛腿可按構造要求配筋。根據(jù)構造要求，實際選用4（三級鋼）14（）。水平箍筋選用。7 柱的吊裝驗算采用翻身起吊，吊點設在牛腿下部，混凝土達到設計強度后起吊。由表3-13可得柱插入杯口深度為，取，則柱吊裝時總長度為3.9+8.9+0.85=13.65m,計算簡圖如圖3-95所示。圖3-95 柱吊裝計算簡圖（l)荷載計算 柱吊裝階段

22、的荷載為柱自重重力荷載，且應考慮動力系數(shù)，即 (2)內力計算 在上述荷載作用下，柱各控制截面的彎矩為 由得 令，得則下柱段最大彎矩為 承載力和裂縫寬度驗算上柱配筋為（3三級鋼18），其受彎承載力按下式進行驗算： 裂縫寬度驗算如下： ，取 滿足要求。下柱配筋（6三級鋼20），其受彎承載力按下式進行計算： 裂縫寬度驗算如下： ，取 ，取 滿足要求。建筑地基基礎設計規(guī)范(GB 50007-2021)規(guī)定，對6m柱距單層排架結構單跨廠房，當?shù)鼗休d力特征值為,廠房跨度，吊車額定起重量不超過，以及設計等級為丙級時，設計時可不做地基變形驗算。本例符合上述條件，故不需進行地基變形驗算。下面以A柱為例進行該柱

23、的基礎設計。 基礎材料：混凝土強度等級取,，；鋼筋采用，；基礎墊層采用素混凝土。1基礎設計時不利內力的選取作用于基礎頂面上的荷載包括柱底（一截面）傳給基礎的以及圍護墻自重重力荷載兩部分。按照建筑地基基礎設計規(guī)范 (GB50007-2022)的規(guī)定，基礎的地基承載力驗算取用荷載效應標準組合,基礎的受沖切承載力驗算和底板配筋計算取用荷載效應基本組臺。由于圍護墻自重重力荷載大小、方向和作用位置均不變，故基礎最不利內力主要取決于柱底（一截面）的不利內力，應選取軸力為最大的不利內力組合以及正負彎矩為最大的不利內力組合。經(jīng)對表3-20-表3-22中的柱底截面不利內力進行分析可知，基礎設計時的不利內力如表3

24、-23。 表3-23組別荷載標準組合的效應設計值荷載基本組合的效應設計值第一組275.75730.2234.34361.04946.0134.34第二組-203.44435.62-24.46-263.85466.77-24.46第三組219.29822.6721.14196.421075.449.932圍護墻自重重力荷載計算如圖3-97所示,每個基礎承受的圍護墻總寬度為,總高度為,墻體為240mm厚燒結普通黏土磚砌筑,重度為;鋼框玻璃窗自重,按計算,每根基礎梁自重為,則每個基礎承受的由墻體傳來的重力荷載標準值為基礎梁自重 墻體自重 鋼窗自重 圖3-9圍護墻對基礎產(chǎn)生的偏心距為3基礎地面尺寸及地

25、基承載力驗算(l)基礎高度和埋置深度確定 由構造要求可知，基礎高度為，其中為柱插入杯口深度，由表3-13可知，??；為杯底厚度，由表3-14可知，??；故基礎高度為 因基礎頂面標高為，室內外高差為，則基礎埋置深度為 (2)基礎底面尺寸擬定 基礎底面面積按地基承載力計算確定，并取用荷載效應標準組合。由建筑地基基礎設計規(guī)范(GB 50007-2022)可查得，（黏性土），取基礎底面以上土及基礎的平均重度為，則深度修正后的地基承載力特征值按下式計算： 由式(3-31)按軸心受壓估算基礎底面尺寸，取 則 考慮到偏心的影響，將基礎的底面尺寸再增加30%，取 基礎底面的彈性抵抗矩為 (3)地基承載力驗算 基礎

26、自重和土重為（基礎及其上填土的平均自重?。?由表3-23可知，選取以下三組不利內力進行基礎底面積計算： 先按第一組不利內力計算，基礎底面相應于荷載效應標準組合時的豎向壓力值和力矩值分別為（圖3-98a） m 由式(3-32)可得基礎底面邊緣的壓力為 由式(3-35a)和式(3-35b)進行地基承載力驗算 滿足要求。 取第二組不利內力計算，基礎底面相應于荷載效應標準組合時的豎向壓力值和力矩值分別為(圖3-98b) m 由式(3-32)可得基礎底面邊緣的壓力為 由式(3-35a)和式(3-35b)進行地基承載力驗算 滿足要求。 取第三組不利內力計算，基礎底面相應于荷載效應標準組合時的豎向壓力值和力

27、矩值分別為(圖3-98c) 由式(3-32)可得基礎底面邊緣的壓力為 由式(3-35a)和式(3-35b)進行地基承載力驗算 滿足要求。 圖3-984基礎受沖切承載力驗算基礎受沖切承載力計算時采用荷載效應的基本組合，并采用基底凈反力。由表3-23可知，選取下列三組不利內力； 先按第一組不利內力計算,該組內力組合時，取，不考慮基礎自重及其上土重后相應于荷載效應基本組合時的地基凈反力計算如下(圖3-99b)： 按第二組不利內力計算,該組內力組合時，取，不考慮基礎自重及其上土重后相應于荷載效應基本組合時的地基凈反力計算如下(圖3-99c)：因最小凈反力為負值，故基礎底面凈反力應按式（3-34）計算（圖3-99c) 最后按第三組