單層混凝土結(jié)構(gòu)工業(yè)廠房設(shè)計

單層混凝土結(jié)構(gòu)工業(yè)廠房設(shè)計單層廠房排架結(jié)構(gòu)設(shè)計實例ADesignofExampleforMillBentsofOne-storyIndustrialWorkshops設(shè)計資料及要求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(shè)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mlmm建筑平面及剖面分別如圖3-76和圖3-2．結(jié)構(gòu)設(shè)計原始資料m土壤凍結(jié)深度為，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(shè)防。．材料基礎(chǔ)混凝土強度等級為C20;柱混凝土強度等級為C30。縱向受力鋼筋采用4．設(shè)計要求分析廠房排架內(nèi)力，并進(jìn)行排架柱和基礎(chǔ)的設(shè)計；構(gòu)件選型及柱截面尺寸確定lm于8m，故采用鋼筋混凝土排架結(jié)構(gòu)。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，故選用屋面坡度較小而經(jīng)濟指標(biāo)較好的預(yù)應(yīng)力混凝土折線形屋架及預(yù)應(yīng)力混凝土屋面板。普通鋼筋混凝土吊車粱制作方便，當(dāng)?shù)踯嚻鹬亓坎淮髸r，有較好的經(jīng)濟指標(biāo)，故選用普通鋼筋混凝土吊車粱。廠房各主要構(gòu)件造型見表3-16。資料可知，吊車軌頂標(biāo)高為9.80m。對起重量為20/5t、工作級別為A5的吊車，當(dāng)廠房跨度為24m時，可求得吊車的跨度L=24-0.75×2=22.5m，由附表k4可查得吊車軌頂以上高度為;選定吊車梁的高度h=，暫取軌道頂面至吊車梁頂面的b距離h=，則牛腿頂面標(biāo)高可按下式計算：a牛腿頂面標(biāo)高=軌頂標(biāo)高-h-bh=a由建筑模數(shù)的要求，故牛腿頂面標(biāo)高取為8.40m。實際軌頂標(biāo)高=8.40+1.20+=9.80m>9.60m?？紤]吊車行駛所需空隙尺寸h=220mm，柱頂標(biāo)高可按下式計算：7柱頂標(biāo)高=牛腿頂面標(biāo)高+h+吊車高度+h，ba=8.40+1.20+0.20+2.30+0.22=故柱頂(或屋架下弦底面)標(biāo)高取為12.30m。取室內(nèi)地面至基礎(chǔ)頂面的距離為，則計算簡圖中柱的總高度H、下柱高度H和l上柱高度H分別為uH=+0.5=12.8mH=+0.5=lH=—=uff定位軸線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A5的吊車，由附表4可查得軌道中心至吊車端部距離B=260mm;吊車橋架外邊緣1Bmm。2對邊柱，取封閉式定位軸線，即縱向定位軸線與縱墻內(nèi)皮重合，則B=400mm，3故213計算簡圖確定由于該機修車間廠房，工藝無特殊要求，且結(jié)構(gòu)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a(a)(b)荷載計算1.永久荷載(l)屋蓋恒載為了簡化計算，天溝板及相應(yīng)構(gòu)造層的恒載，取與一般屋面恒載相同。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(yù)應(yīng)力混凝土屋面板(包括灌縫)屋蓋鋼支撐圖3-79A、Q=75kN1 屋架自重重力荷載為l06kN/榀，則作用于柱頂?shù)奈萆w結(jié)構(gòu)自重標(biāo)準(zhǔn)值為122(2)吊車梁及軌道自重標(biāo)準(zhǔn)值34A4B5A5B2．屋面可變荷載由《荷載規(guī)范》查得，屋面活荷載標(biāo)準(zhǔn)值為㎡,屋面雪荷載標(biāo)準(zhǔn)值為㎡，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(biāo)準(zhǔn)值為2Q的作用位置與G作用位置相同，如圖3-79所示。13．吊車荷載max=45kN,BK-80所示，據(jù)此可求得吊車作用于柱上的吊車荷載。吊車豎向荷載標(biāo)準(zhǔn)值為D=PymaxmaxiD=Pyminmini作用于每一個輪子上的吊車橫向水平制動力為14同時作用于吊車兩端每排架柱上的吊車橫向水平荷載標(biāo)準(zhǔn)值為maxi4．風(fēng)荷載0糙度，根據(jù)廠房各部分標(biāo)高(圖3—77)，由附表3-1可查得風(fēng)壓高度變化系數(shù)為z柱頂(標(biāo)高)檐口(標(biāo)高)zzz風(fēng)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(fēng)面及背風(fēng)面s的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值分別為1kzs1z02kzs2z0則作用于排架計算簡圖(圖3-81b)上的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值為12ws1s2z1s3s4z2z0排架內(nèi)力分析有關(guān)系數(shù)柱高、截面尺寸等均相同，故這兩柱的有關(guān)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(jié)果見下表ii3ABEHuLuLuni=x1/柱號0l0ABAB2.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表3-19柱頂反力系數(shù)C=3nn=nn35AC=3nn本例題中，排架柱的彎矩、剪力和軸力的正負(fù)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(biāo)出正負(fù)號，彎矩圖畫在受拉一側(cè)，柱底剪力按實際方向標(biāo)排架內(nèi)力分析1．永久荷載作用下排架內(nèi)力分析永久荷載作用下排架的計算簡圖如圖3-83(a)所示。114111214A033由于圖3-83(a)所示排架為對稱結(jié)構(gòu)且作用對稱荷載，排架結(jié)構(gòu)無側(cè)移，故各柱可按頂為不動鉸支座計算內(nèi)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R可根據(jù)表3-9所列的相應(yīng)公式計算求得，即iAH1H312.8A求得柱頂反力R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i力為該截面以上重力荷載之和。恒載作用下排架結(jié)構(gòu)的彎矩圖、軸力圖和柱底剪力分2．屋面可變荷載作用下排架內(nèi)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dQ=36kN,它在柱頂及1變階處引起的力矩分別為A1B2A2B反力R即iAH1H312.8B則排架柱頂不動鉸支座總反力為：AB排架各柱的彎矩圖、軸力圖及柱底剪力如圖3-84(b)、(c)所示。3．屋面可變荷載作用下排架內(nèi)力分析(1)D作用于A柱計算簡圖如圖3-86(a)所示。其中吊車豎向荷載D、D在牛腿頂面處引起的力maxmin反力R分別為iCkNAH312.8BH312.8AB排架各柱頂剪力分別為AAABAB排架各柱的彎矩圖、軸力圖及柱底剪力如圖3-86(b)、(c)所示。(2)D作用于B柱同理，將作用于A柱情況的A、B柱內(nèi)力對換，并改變內(nèi)力符號可求得各柱的內(nèi)(3)T作用于AB跨柱aABR=TC=14.780.559=8.26kN()Amax5R=TC=14.780.559=8.26kN()Bmax5AB各柱頂剪力分別為AAABBB排架各柱的彎矩圖及柱底剪力值如圖3-90(b)所示。當(dāng)T方向相反時，彎矩圖和剪力圖只改變符號，數(shù)值不變。4．風(fēng)荷載作用下排架內(nèi)力分析(1)左吹風(fēng)時柱頂不動鉸支座反力R、R及總反力ABR分別為A11B211ABW各柱頂剪力分別為AAABBB(2)右吹風(fēng)時將圖3-92(b)所示A、B柱內(nèi)力圖對換，并改變內(nèi)力符號后即可。AI-I、牛腿頂截面ⅡⅡ和下表中控制截面及正號內(nèi)力方向如表3-20中的例圖所示。荷載效應(yīng)的奉基本組合設(shè)計值按式(3-24)進(jìn)行計算。在每種荷載效應(yīng)組合中，對矩形和I形截面柱均應(yīng)考慮以下四種組合，即(1)+M及相應(yīng)的N、V(2)+M及相應(yīng)的N、V;(3)N及相應(yīng)的M、V；(4)N及相應(yīng)的M、V。表3-20控制截面及正向內(nèi)力I-III-III-III序號MKNKNMKNKNMKNKVKV永久荷載GK①屋面可變荷載效應(yīng)SGK②GKD作用D作用④③④000平荷載SQKT作用在用在⑤0000+0QK左風(fēng)右風(fēng)⑥⑦⑥000000000由于本例不考慮抗震設(shè)防，對柱截面一般不需進(jìn)行受剪承載力計算。故除下柱底截面Ⅲ-Ⅲ外，其他截面的不利內(nèi)力組合未給出所對應(yīng)的剪力值。對柱進(jìn)行裂縫寬度驗算和基礎(chǔ)地基承載力計算時，需采用荷載效應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)組合和表3-21基本組合(可變荷載控制)S=myS+yyS+nyySjk111Ki1iikdGjjk111Ki1iikj=1i=2截面內(nèi)力組合dj=1jk1Kijk1Kiiki=2+M及相應(yīng)的N,Vmax-M及相應(yīng)的N,VmaxN及相應(yīng)的M,VmaxN及相應(yīng)的N,VminI-III-IIMNMNMNVMkNKVK×①+×⑥+××②①+××③+××⑥×①+×⑥+××②+××③+××⑤)①+⑥+[×(②+③)①+××④+×①+×⑦+××(④＋⑤)(⑥+⑦)](②+×⑤)①+×③+×②+①+××⑥+××②①+××⑦+××⑥①＋×⑥+××(②+×③+×⑤)(×③+××⑤)表3-22基本組合(永久荷載控制)jki1iikdGjjki1iikj=1i=1截面內(nèi)力組合+M及相應(yīng)的N,Vmax-M及相應(yīng)的N,VmaxN及相應(yīng)的M,VmaxN及相應(yīng)的N,VminI-III-IIMNMNMNV ①+× +×⑥]①+×(××④+××③+×⑦)(×⑦+×②)××(④＋⑤)](×⑥+××(⑥+⑦)]②+××(③+⑤))①+×(×⑥+×①+××(⑥＋⑦)①＋×(×②+××③+×柱截面設(shè)計仍以A柱為例?；炷翉姸鹊燃墳镃30,f=14.3N/mm2,f=2.01N/mm2;縱ctktkb1．選取控制截面最不利內(nèi)力0壓界限破壞時對應(yīng)的軸向壓力為b1c0b壓內(nèi)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(nèi)力為mm界限破壞時對應(yīng)的軸向壓力為b1c0bffkN。經(jīng)用ei判別，其中12組內(nèi)力bkN法，可確定下柱的最不力內(nèi)力為故取x=2a進(jìn)行計算2．上柱配筋計算由上述分析結(jié)果可知，上柱取下列最不利內(nèi)力進(jìn)行配筋計算：0長度為00N295400i0aisei0iaNa295.4人103is1c0isA=A=Ne=295400172.41=456.36mm2SSf(ha)360(35545)y0s選3(三級鋼)18(A=763mm2)，則s，ucys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(jié)果可知，下柱取下列兩組為最不利內(nèi)力進(jìn)行配筋計算：00ff。i0aisi0iaNa人103ismafcbf壓區(qū)進(jìn)入腹板內(nèi)，則bmm，為大偏心受壓構(gòu)件，則bmm，為大偏心受壓構(gòu)件，則1c021cff02y0s22=最下配筋的要求，即ss,minminminff。4．柱的裂縫寬度驗算按荷載準(zhǔn)永久組合計算時，該單層廠房A柱的效應(yīng)設(shè)計值較小，不起控制作用，因此可不對其進(jìn)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(gòu)造要求控制，根據(jù)構(gòu)造柱要求，上、下柱箍筋均選用08@200。6．牛腿設(shè)計根據(jù)吊車梁支承位置、截面尺寸及構(gòu)造要求，初步擬定牛腿尺寸如圖3-94所(l)牛腿截面高度驗算作用于牛腿頂面按荷載效應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)組合計算的豎向力為Nvkmax3牛腿頂面無水平荷載，即Fhk=0；Fah0故牛腿截面高度滿足要求。(As=616mm2)。水平箍筋選用08@100。7．柱的吊裝驗算采用翻身起吊，吊點設(shè)在牛腿下部，混凝土達(dá)到設(shè)計強度后起吊。由表3-13(l)荷載計算柱吊裝階段的荷載為柱自重重力荷載，且應(yīng)考慮動力系數(shù)=1.5，即G1k2G2k3G3k在上述荷載作用下，柱各控制截面的彎矩為11222M=Rl1ql2+M=0由BA32332得M84.20R=ql2=9.509.15=34.26kNA233l29.1531M=Rxqx23A23dM3=Rqx=0令dxA3，得A3則下柱段最大彎矩M3為1M=34.263.619.503.612=61.78kN.m32承載力和裂縫寬度驗算上柱配筋為A763mm2(3三級鋼18)，其受彎承載力按下式進(jìn)行驗01 sA7632.01smaxcrEspstemax下柱配筋A(yù)1884mm2(6三級鋼20)，其受彎承載力按下式進(jìn)行計算：01MM (=k=s maxcrEspstemax基礎(chǔ)設(shè)計變形驗算。本例符合上述條件，故不需進(jìn)行地基變形驗算。下面以A柱為例進(jìn)行該柱的基礎(chǔ)設(shè)計。cty計1．基礎(chǔ)設(shè)計時不利內(nèi)力的選取作用于基礎(chǔ)頂面上的荷載包括柱底(Ⅲ一Ⅲ截面)傳給基礎(chǔ)的M、N、V以及圍護墻自重重力荷載兩部分。按照《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范>(GB50007-2011)的規(guī)定，基礎(chǔ)的地基承載力驗算取用荷載效應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)組合,基礎(chǔ)的受沖切承載力驗算和底板配筋計算取用荷載效應(yīng)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(chǔ)最不利內(nèi)力主要取決于柱底(Ⅲ一Ⅲ截面)的不利內(nèi)力，應(yīng)選取軸力為最大的不利內(nèi)力組合以及正負(fù)彎矩為最大的不利內(nèi)力組合。經(jīng)對表3-20-表3-22中的柱底截面不利內(nèi)力進(jìn)行分析可知，基礎(chǔ)設(shè)計時的不利內(nèi)力如表3-23。荷載荷載標(biāo)準(zhǔn)組合的效應(yīng)設(shè)計值荷載基本組合的效應(yīng)設(shè)計值別MkkNmNkkNVkkNMkN.m)N(kN)Vk(kN)第一組第二組第三組2．圍護墻自重重力荷載計算mkNm算,每根基礎(chǔ)梁自重為16kN,則每個基礎(chǔ)承受的由墻體傳來的重力荷載標(biāo)準(zhǔn)值為基礎(chǔ)梁自重墻體自重鋼窗自重圍護墻對基礎(chǔ)產(chǎn)生的偏心距為w3．基礎(chǔ)地面尺寸及地基承載力驗算(l)基礎(chǔ)高度和埋置深度確定(2)基礎(chǔ)底面尺寸擬定基礎(chǔ)底面面積按地基承載力計算確定，并取用荷載效應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)組合。由《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》(GB50007-2011)可查得nd=1.0，nb=0(黏性土)，取基礎(chǔ)底面基礎(chǔ)的平均重度為ym=20kN/m3，則深度修正后的地基承載力特征值fa按下式aakdmaakdm由式(3-31)按軸心受壓估算基礎(chǔ)底面尺寸，取NNNkNkk,maxwk則A=Nkf考慮到偏心的影響，將基礎(chǔ)的底面尺寸再增加30%，取基礎(chǔ)底面的彈性抵抗矩為11W=lb2=2.73.62=5.83m366地基承載力驗算基礎(chǔ)自重和土重為(基礎(chǔ)及其上填土的平均自重取ym=20kN/m3)kmkkkkkkkkk先按第一組不利內(nèi)力計算，基礎(chǔ)底面相應(yīng)于荷載效應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)組合時的豎向壓力值和力矩值分別為(圖3-98a)由式(3-32)可得基礎(chǔ)底面邊緣的壓力為由式(3-35a)和式(3-35b)進(jìn)行地基承載力驗算m22ak,maxa取第二組不利內(nèi)力計算，基礎(chǔ)底面相應(yīng)于荷載效應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)組合時的豎向壓力值和力矩值由式(3-32)可得基礎(chǔ)底面邊緣的壓力為由式(3-35a)和式(3-35b)進(jìn)行地基承載力驗算map=178.72kN/m21.2f=1.2185=222kN/m2k,maxa取第三組不利內(nèi)力計算，基礎(chǔ)底面相應(yīng)于荷載效應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)組合時的豎向壓力值和力矩值bkkkwk由式(3-32)可得基礎(chǔ)底面邊緣的壓力為由式(3-35a)和式(3-35b)進(jìn)行地基承載力驗算NmfkNm22ak,maxa4．基礎(chǔ)受沖切承載力驗算基礎(chǔ)受沖切承載力計算時采用荷載效應(yīng)的基本組合，并采用基底凈反力。由先按第一組不利內(nèi)力計算,該組內(nèi)力組合時，取yG=1.2，不考慮基礎(chǔ)自重及其上土重后相應(yīng)于荷載效應(yīng)基本組合時的地基凈反力計算如下(圖3-99b)：bGwkpj,maxNMkNm2AW9.725.83105.65kN/m2按第二組不利內(nèi)力計算,該組內(nèi)力組合時，取yG=1.0，不考慮基礎(chǔ)自重及其上土重后相應(yīng)于荷載效應(yīng)基本組合時的地基凈反力計算如下(圖3-99c)：bGwkpj,maxbb0.93士81.36=AW9.725.830.43kN/m2因最小凈反力為負(fù)值，故基礎(chǔ)底面凈反力應(yīng)按式(3-34)計算(圖3-99c)e=b==0.603mb11202最后按第三組不利內(nèi)力計算,該組內(nèi)力組合時，取yG=1.2，不考慮基礎(chǔ)自重及其上土重后相應(yīng)于荷載效應(yīng)基本組合時的地基凈反力計算如下(圖3-99d)：bGwkpj,maxbb=AW9.725.83148.25kN/m2基礎(chǔ)各細(xì)部尺寸如圖3-99(a)、(e)所示。其中基礎(chǔ)頂面突出柱邊的寬度主要取決于可知，變階處的沖切破壞錐面比較危險，故只須對變階處進(jìn)行受沖切承載力驗算。沖切破壞錐面如圖tc取保護層厚度為45mm，則基礎(chǔ)變階處截面的有效高度為：0bt0由式(3-37)可得mtbl2222可得F=pA=pA=167.990.91=152.87kNljlj,maxlhptm0l受沖切承載力滿足要求。5.基礎(chǔ)底板配筋計算(l)柱邊及變階處基底凈反力計算中pj,I為基礎(chǔ)柱邊或變階處所對應(yīng)的基底凈反力。經(jīng)分析可知，第一組基底凈反力不起控制作用。基礎(chǔ)底板配筋可按第二組和第三組基底凈反力計算。表3-24基地凈基地凈反力第一組第二組第三組j,max變階處j,I柱邊處pkNmm0j,min(2)柱邊及變階處彎矩計算基礎(chǔ)的寬高比為第二組不利內(nèi)力時基礎(chǔ)的偏心距為0bb6對于第二組不利內(nèi)力，由于基礎(chǔ)偏心距大于1/6基礎(chǔ)寬度，則在沿彎矩作用方向上，任意截面I-I處相應(yīng)于荷載效應(yīng)基本組合時的彎矩設(shè)計值MI可按式(3-44)IIjIIj,maxj,min計算，在垂直于彎矩作用方向上，柱邊截面或截面變高度處相應(yīng)于荷載效應(yīng)基本組合時的彎矩設(shè)計值MII仍可近似地按式(3-45)計算。先按第二組內(nèi)力計算，即MM=a2[(2l+a,)(p+p)+(pp)l]I121j,maxj,Ij,maxj,IMM=(la,)2(2b+b,)(p