单层工业厂房设计模板

单层工业厂房设计

一、 设计资料

1． 工程名称：xx 厂双跨装配车间

2． 双跨装配车间，总长108m ，柱距6 m ，车间平面布置图和剖面图如附图所示。每跨

各设有二台吊车，A5级工作制，其轨顶标高为8.9 m，柱顶标高11.05 m。地面粗糙度类别B 类。

3． 建筑地点：长沙市郊区（暂不考虑抗震设防） 4． 气象资料：

温度：最热月平均28℃；最冷月平均6.2℃； 极端温度38.8℃；极端最低-9.5℃。 相对湿度：年平均79%。

主导风向：全年为偏北风，夏季为偏南风。

雨雪量：年降雨量1450mm ，最大积雪深度100 mm。

基本风压w 0=0.35kN/m，基本雪压s 0=0.55 kN/m。 5． 地质条件：

修正后的地基承载力设计值为f ak =200kPa.

6． 材料供应：砂石、砖、瓦该地区能保证供应；水泥、钢材、木材品种齐全。

7． 施工能力：承建公司技术力量较强，机械装备水平较高。可进行各种类型的预制构

件的吊装，专用预制构件厂能生产预应力混凝土构件和各类钢筋混凝土预制构件。 8． 依建筑材料供应情况和施工能力，车间的主要承重构件采用装配式钢筋混凝土结构，

标准构件如下：

（1） 屋面板——全国标准图集G410（一）中的1.5 m ⨯6m 预应力钢筋混凝土屋

面板（YWB-1Ⅱ），板重为11.7kN ，灌缝重为0.1 kN/m。

（2） 天沟板——24m 跨外天沟采用G410（三）TGB77-1，自重12.1 kN/块，积水荷载以0.6 kN/m计；24跨内天沟采用TGB62-1，自重11.4 kN/块。

（3） 天窗架——24m 跨采用G316中的∏形钢筋混凝土天窗架CJ9-03；自重

27.2kN ；选用G316中的钢筋混凝土侧板CB-1，自重5.9kN 。CD-1重73.4kg/根，CD-6（伸缩缝处）重73.1kg/根。

（4） 屋架——24m 跨根据G415（一），有天窗时采用YWJA-24-2Cc （自重106kN ）；

无天窗时采用屋架类型为YWJA-24-Ca 。

（5） 吊车梁——选用国标G426（二）后张法预应力混凝土（6m 后张锚具吊车梁

YWDL6-4，梁高H=1200mm ，自重45.5kN ，轨道及连接件自重按1kN/m计，其构造高度为200mm 。

（6） 基础梁——选用 G320，JL-1，每根重16.7kN 。 （7） 排架柱及基础材料选用情况

柱：纵向受力钢筋采用HRB400（f y f y 360Mpa ）， 箍筋采用HPB235（f y =f y '=210 Mpa）。

2

2

2

基础：钢筋采用HPB235（f y =f y '=210 Mpa）。

9． 屋面构造为大型屋面板承重层：

20厚1：3水泥砂浆找平层（重力密度20 kN/m3）； 冷底子油两道隔气层0.05 kN/m2；

100厚泡沫混凝土隔热层（抗压强度4 Mpa，重力密度5 kN/m3）； 15厚1：3水泥砂浆找平层（重力密度20 kN/m3）； 冷底子油一道

二毡三油防水层

绿豆砂保护层 10. 外墙材料

外墙采用240mm 厚的砖砌体，容重为19kN/m3。 11． 风荷载

w k =βz μz μz w 0

基本风压w 0取0.35kN/m，风振系数βz =1. 0μz ，风荷载体型系数μs 根据附表确定，风压高度变化系数μz 根据附表确定。 （注：以上所给荷载均为标准值）

2

0.35kN/m2

二、 设计简图

（1） 本车间为机修车间，工艺无特殊要求，结构布置均匀，荷载分布均匀，故可从整个

厂房中选择有代表性的排架作为计算单元，如图1所示，计算单元宽度为B=6.0 m。

根据建筑剖面及其构造，确定厂房计算简图如图2所示，其中上柱高H u =4.6 m，下柱高H l =8.4 m，柱总高H =13.00 m。

（2） 柱截面几何参数见表1。

图1 计算单元

图二 厂房计算简图

表1 柱截面几何参数

三、 荷载计算

1. 恒载

（1） 屋盖结构自重

20厚1：3水泥砂浆找平层 1.2⨯20⨯0.02kPa=0.48 kPa 冷底子油两道隔气层 1.2 ⨯0.05 kPa=0.06 kPa 100厚泡沫混凝土隔热层 1.2 ⨯5 ⨯0.1 kPa=0.6 kPa 15厚1：3水泥砂浆找平层 1.2 ⨯0.015 ⨯20 kPa=0.36 kPa 冷底子油一道 二毡三油防水层 1.2 ⨯0.35 kPa=0.42 kPa 绿豆砂保护层

屋架支撑 1.2 ⨯0.06 kPa=0.072 kPa

1.5m ⨯6.0m 屋面板 1.2 ⨯（1.3+0.1）kPa=1.68 kPa

屋面恒载 3.672 kPa 屋架自重YWJA-18-2Dc

AB 跨 1.2 ⨯（106+27.2+5.9 ⨯2）kN=174.0 kN/榀 BC 跨 1.2 ⨯（106+27.2+5.9 ⨯2）kN=174.0 kN/榀

天沟板： 1.2⨯2.02=2.424kN/m 故 作用于AB 跨两端柱顶的屋盖结构自重为

G 1A =G 1BA =（0.5 ⨯174.0+0.5 ⨯6 ⨯24 ⨯3.672+2.424 ⨯6）kN=365.9kN 作用于BC 跨两端柱顶的屋盖结构自重为

G 1C =G 1BC =（0.5 ⨯174.0+0.5 ⨯6 ⨯24 ⨯3.672+2.424 ⨯6）kN=365.9 kN （2） 柱自重 边柱A ：

上柱A 1=0.16m2 G 4A =1.2⨯0.16⨯4.6⨯25kN=22.08kN

2

下柱A 2=0. 1875 m， G 5A =1.2 ⨯0.1875 ⨯8.4 ⨯25 kN=47.25 kN

中柱B ：

上柱A 1=0.24 m， G 4B =1.2 ⨯0.24 ⨯4.6 ⨯25 kN=33.12 kN

2

下柱A 2=0.1975 m， G 5B =1.2 ⨯0.1975 ⨯8.4 ⨯25 kN=49.77 kN

2

边柱C ： 同边柱A 一样。 （3） 吊车梁及轨道自重

AB 跨： G 3=1.2 ⨯（45.5+6 ⨯1）kN=61.8 kN

BC 跨： G 3=1.2 ⨯（45.5+6 ⨯1）kN=61.8 kN 各恒载作用位置如图3所示。

G e G 图三 荷载作用位置

2．屋面活荷载

由《荷载规范》查得，屋面活荷载的标准值为0.5kPa （可作0.2kPa 的增减），本处取0.7kPa ，雪荷载的标准值为0.35kPa ，故仅按屋面活荷载计算。

AB 跨：Q 1A =Q 1BA =（1.4⨯0.7⨯6⨯24⨯0.5+1.4⨯0.6⨯12⨯0.5）kN=75.6kN BC 跨：Q 1BC =Q 1C =（1.4⨯0.7⨯6⨯24⨯0.5+1.4⨯0.6⨯12⨯0.5）kN=75.6kN 屋面活荷载在每侧柱上的作用点的位置与屋盖结构自重G 1相同。

3. 吊车荷载

本车间选用的吊车主要参数如下：

AB 跨：电动单钩桥工式吊车15t ，吊车工作级别为A4级，吊车梁高1.2m ，B=5.29m，K=4..05m，

F p max =133 kN，F p min =37 kN，G=201 kN，g=39.0 kN

BC 跨：两台15/3t，吊车工作级别为A4级，吊车梁高1.2m ，B=5.6m，K=4.4m，F p max =176kN，

F p min =55kN，G=238.8kN，g=73.2kN

吊车梁的支座反力影响线如图4所示。

1.000

0.800

（BC 跨）

F w

q 2

（AB 跨）

图4 吊车梁支座反力影响线

AB 跨：

D max =γQ F p max ∑y i =1.4⨯133⨯（1+0.325）kN =246.75kN

D min =γQ F p max BC 跨： D max =γQ F p max

∑y

i

i

=1.4⨯37⨯（1+0.325）kN=68.6 kN

∑y

=1.4⨯176⨯（1+0.8+0.267+0.067）kN=525.8kN

D min =γQ F p max

∑y

i

=1.4⨯55⨯（1+0.8+0.267+0.067）kN=164.3kN

1

α(Q +g ) 4

作用在每一个轮上的吊车横向水平荷载标准值为 T Q =

AB 跨：对于10t 的软钩吊车α=0.10，T Q =1/4⨯0.1⨯（200⨯77.2）kN=6.93kN 对于15/3t的软钩吊车α=0.10，T Q =1/4⨯0.1⨯（150⨯73.2）kN=5.58kN 于是作用在排架柱上的吊车水平荷载分别为 AB 跨：T m ax =γQ T Q BC 跨：T max =γQ T Q 4．风荷载

由《荷载规范》查得，该地区基本风压w 0=0.35kPa；风压高度系数按B 类地面取值： 柱顶： H = 12.5m， μz =1.07 檐口： H = 14.8 m， μz =1.15

屋顶： AB 跨 H = 19.12 m， μz =1.24 BC 跨 H =19.12 m， μz =1.24 风荷载体型系数如图5所示。

∑y ∑y

i

=1.4 ⨯6.93 ⨯（1+0.633）kN=15.84 kN =1.4⨯5.58⨯（1+0.8+0.267+0.067）kN=16.7kN

i

图5 风荷载体型系数

故风荷载标准值为

w 1=μs 1⨯μz ⨯w 0=0.8⨯1.07⨯0.35kPa=0.302kPa

w 2=μs 2⨯μz ⨯w 0=0.4⨯1.07⨯0.35kPa=0.151kPa 作用于排架上的风荷载的设计值为

q 1=γQ w 1B =1.4⨯0.302⨯6kN/m=2.54 kN/m q 2=γQ w 2B =1.4⨯0.151⨯6 kN/m=1.27 kN/m 右来风时：

F w =γQ [(μs 1+μs 2) μz H 1w 0+(μs 3+μs 4+μs 5+μs 6) μz H 2w 0+(μs 7+μs 8+μs 9+μs 10) μz H 3w 0]B

={1.4 ⨯[（0.8+0.4）⨯1.14 ⨯（14.8-12.5）⨯0.35+（-0.2+0.5-0.5+0.4）⨯1.25 ⨯（3.3-2.3）⨯0.35+

（0.6+06-0.6+0.5）⨯1.24 ⨯3.87 ⨯0.35] ⨯6} kN=25.45 kN 所以风荷载作用如图6所示。

F w

q 2

图6 风荷载作用示意图

四、 内力分析

本厂房为两跨等高排架，可用剪力分配法进行内力分析。 1． 剪力分配系数的计算

（1） A 列柱柱顶位移δA 的计算 上柱：

I 1=2.13⨯109mm ，I 2=1.954⨯10 mm

10

n =I 1/I 2=（2.13⨯109）/（1.954⨯10）=0.109

4

10

4

λ=H u /H =4.6/13.0=0.354

3

3

C 0=1+λ(n -1)]=3/[1+0.354(1/0.109-1)]=2.20

H 3H 3-11

δA =H EI 2C 0=1.0/(1.954⨯10⨯2.20) ⨯()=2.326⨯10⨯()

E E

3

10

(2) B列柱柱顶位移δB 的计算 上柱：

I 1=7.2⨯109mm 4，I 2=2.563⨯1010 mm 4 n =I 1/I 2=（7.2⨯109）/（2.563⨯1010）=0.281

λ=H u /H =4.6/13.0=0.354

3

3

C 0=1+λ(n -1)]=3/[1+0.354(1/0.281-1)]=2.69

H 3H 3-11

δA =H EI 2C 0=1.0/(2.563⨯10⨯2.69) ⨯()=1.450⨯10⨯()

E E

3

10

（3）C 列柱柱顶位移δC 同A 列柱 （4）各柱剪力分配系数ηi

i 1i

3

1

1

A B C

1

1

(

21E E

) 1. 550 1111

2. 326 10 1. 450 10 H 3H 3

ηC =ηA =(A ) /(1 /i )

i 13

3

11

0. 277 2. 3261. 55

11 0. 445 1. 4501. 550

3

ηB =(B ) /(1 /i )

i 1

1 /i ) ∑η=ηA +ηB +ηC 2(A ) /(

i 1

11

0. 277⨯2+0.445=1.0 2. 3401. 539

2． 恒载作用下的内力分析 A 柱列：

G 1A =G 1A =365.9 kN

M 1=G 1A ⨯e 1=365.9 ⨯0.05kN.m=18.30 kN.m G 2A =G 3A +G 4A =（61.8+22.08）kN=83.88kN

M 2=(G 1A +G 4A ) ⨯e 4-G 3A e 3=[（365.9+22.08）⨯0.25-61.8⨯0.3] kN.m=78.46kN.mG 3A =G 5A =47.25kN

B 柱列：

G 1B =G 1BA +G 1BC =（365.9+365.9）kN=731.8kN M 1=G 1BA ⨯e 5-G 1BC ⨯e 5= 0

G 2B =G 3BA +G 4B +G 3BC =（61.8⨯0.2+33.12）kN=156.72kN M 2=(G 3BA -G 3BC ) ⨯e 6= 0 G 3B =G 5B =49.77kN

C 柱列:

G 1C =G 1C =365.9kN

M 1=G 1C ⨯e 1=365.9 ⨯0.05kN.m=18.30 kN.m cc AB 跨作用有屋面活荷载时排架柱的弯矩

图和轴力图如图10所示。

G 2C =G 3C +G 4C =（61.8+22.08）kN=83.88kN

M 2=(G 1C +G 4C ) ⨯e 4-G 3C e 3=[（365.9+22.08⨯0.25-61.8⨯

0.3] kN.m=78.46kN.mG 3C =G 5C =47.25kN

各柱列所受弯矩如图7所示。

41.87

83.72236.6

31.15221.26

图7 柱列所受弯矩示意图（单位kN.m ）

A 柱列：

n 0. 109，λ=0. 354，则

C 1=1. 5⨯[1-λ(1-n )]/[1+λ(n -1)]=2.229

2

3

C 3=1. 5⨯(1-λ) /[1+λ(n -1)]=0.963 R 1=C 1⨯M /H =2.229⨯18.30/13kN=3.136 kN（ R 2=C 3⨯M /H =0.963 ⨯78.46 /13 kN=5.812 kN（ R A =R 1+R 2=（3.136+5.812）kN=8.948kN（B 柱列：

n =0. 284，λ=0. 354，则

C 1=1. 5⨯[1-λ(1-n )]/[1+λ(n -1)]=1.775 C 3=1. 5⨯(1-λ) /[1+λ(n -1)]=1.180 R 1=C 1⨯M /H = 0 R 2=C 3⨯M /H = 0 R A =R 1+R 2= 0 C 柱列：

n 0. 109，λ=0. 354，则

C 1=1. 5⨯[1-λ(1-n )]/[1+λ(n -1)]=2.229 C 3=1. 5⨯(1-λ) /[1+λ(n -1)]=0.963 R 1=C 1⨯M /H =2.223⨯13.39/13kN=3.316kN R 2=C 3⨯M /H =0.965 ⨯53.93 /13 kN=5.812 kN R C =R 1+R 2=（3.136+5.812）kN=8.948kN故假设在排架柱顶不动铰支座的总反力为

R =R A +R B -R C =（6.293+0-6.293）kN= 0kN 各柱柱顶最后剪力分别为

V A =R A -ηA R =8.948kN（ V B =R B -ηB R =0kN V C =R C -ηC R = -8.948kN

） ）

） ） ）

2

3

2

3

23

） ） ）

23

23

∑V

i

=V A +V B +V C =6.293+0-6.293 = 0

故恒载作用下排架柱的弯矩图和轴力图如图8所示。

41.87

83.72236.6

31.15221.26

（a ）弯矩图（单位kN.m ） （b ）轴力图（单位kN ）

图８ 弯矩图和轴力图

3． 屋面和荷载作用下的内力分析

（1） AB 跨作用有屋面活荷载时（图9）

图９ 活荷载计算简图

由屋面活荷载在每侧柱顶产生的压力为Q 1A =Q 1BA =57.96kN，其中在A 列柱、B 列柱柱顶及变阶处引起的弯矩分别为

M 1A =Q 1A e 1=75.6⨯0.05kN.m=3.78 kN.m M 2A =Q 2A e 2=75.6⨯0.25kN.m=18.9kN.m M 1B =Q 1BA e 1=75.6⨯0.15kN.m=11.34kN.m M 2B =Q 1BA e 2= 0 各柱不动铰支座反力分别为 A 柱列：

n =0.109，λ=0.354，C 1=2.228，C 3=0.963 R 1=C 1⨯M 1A /H =2.223⨯2.90/13kN=0.648kN（

）

R 2=C 3M 2A /H =0.965⨯14.5/13kN=1.400KN（ R A =R 1+R 2=（0.496+1.076）kN=2.048kN（B 柱列：

n =0.281，λ=0.354，C 1=1.779

） ）

R B =R 1=C 1⨯M 1B /H =1.779⨯11.34/13.0kN=1.552kN（假想排架柱顶下动铰支座的总反力为

R =R A +R B =（2.048+1.552）kN=3.600kN（各柱柱顶最后剪力分别为

V A =R A -ηA R =（2.048-0.277⨯3.6）kN=1.05kN（ V B =R B -ηB R =（1.552-0.445⨯3.6）kN=-0.05kN V C =R C -ηC R =（0-0.277⨯3.6）kN =-1.00kN

） ） ） ）

）

∑V

i

=V A +V B +V C =1.05-0.05-1.00 = 0

AB 跨作用有屋面活荷载时排架柱的弯矩图和轴力图如图10所示。

41.87

83.72236.6

31.15221.26

（a ）弯矩图（单位kN.m ） （b ）轴力图（单位kN ）

图１０ AB 跨作用有屋面活荷载时排架柱的弯矩图和轴力图

（2） BC 跨作用有屋面活荷载时与AB 跨对称 V A =1.05kN（ V B =0.05kN V C =-1.00kN） ） ）

BC 跨作用有屋面活荷载时排架柱的弯矩图和轴力图如图11所示。

41.87

83.72236.6

31.15221.26

（a ）弯矩图（单位kN.m ） （b ）轴力图（单位kN ）

图11 BC 跨作用有屋面活荷载时排架柱的弯矩图和轴力图

4． 吊车竖向荷载作用下的内力分析（不考虑厂房整体空间工作）

（1） AB 跨D max 作用于A 列柱，由AB 跨D max 和D min 的偏心作用而在柱中引起的弯矩为 M 1=D m ax e 3=246.7⨯

0.3 kN.m=74.01 kN.m

'=68.6⨯0.75kN.m=51.45kN.m M 2=D m in e 3

其计算简图如图12所示。

图12 AB 跨D max 作用于A 列柱计算简图

各柱不动铰支座反力分别为：

A 柱列：

n =0.109，λ=0.354，C 1=2.228，C 3=0.963 R A =R 2=C 3⨯M /H =0.963⨯74.01/13kN=-5.48kNB 柱列：

n =0.281，λ=0.354，C 3=1.178

R B =R 2=C 3⨯M /H =1.178 ⨯68.6/13 kN=6.22kN（假想排架柱顶下动铰支座的总反力为

R =R A +R B +R C =（-5.48+6.22+0）kN=0.74kN各柱柱顶最后剪力分别为

V A =R A -μηA R =（5.48+0.277 ⨯0.74）kN=-5.68kN） ） ） ）

V B =R B -μηB R =（6.22-0.445⨯0.74）kN=5.89kN（ V C =R C -μηC R =（0-0.277⨯0.74）kN = -0.21kN

） ）

∑V

i

=V A +V B +V C =（5.68-5.89+0.21）kN= 0kN

AB 跨D max 作用在A 柱时排架柱的弯矩图和轴力图如图13所示。

41.87

83.72236.6

31.15221.26

（a ）弯矩图（单位kN.m ） （b ）轴力图（单位kN ）

图13 AB 跨D max 作用在A 柱时排架柱的弯矩图和轴力图

（2） AB 跨D max 作用在B 列柱左侧

由AB 跨D max 和D min 的偏心作用而在柱中引起的弯矩为 M 1=D m ax e 3=68.6 ⨯0.3 kN.m=20.08 kN.m

'=246.7⨯0.75kN.m=185.03kN.m M 2=D m in e 3

其计算简图如图14所示。

图14 AB 跨D max 作用在B 列柱左侧计算简图

各柱不动铰支座反力分别为：

A 柱列：

n =0.109，λ=0.354，C 3=0.963

R A =R 2=C 3⨯M /H =0.963⨯20.58/13kN=1.52kNB 柱列：

）

n =0.281，λ=0.354，C 3=1.178

R B =R 2=C 3⨯M /H =1.178 ⨯185.03/13 kN=16.77kN（假想排架柱顶下动铰支座的总反力为

R =R A +R B +R C =（-1.52+16.77+0）kN=15.25kN（各柱柱顶最后剪力分别为

V A =R A -μηA R =（-1.52-0.277⨯15.25）kN= -5.74kN V B =R B -μηB R =（16.77-0.445⨯15.25）kN=9.98kN（ V C =R C -μηC R =（0-0.277⨯15.25）kN = -4.22kNAB 跨D max 作用在B 柱时排架柱的弯矩图和轴力图如图15所示。

） ） ）

）

）

41.87

83.72236.6

31.15221.26

（a ）弯矩图（单位kN.m ） （b ）轴力图（单位kN ）

图15 AB 跨D max 作用在B 柱时排架柱的弯矩图和轴力图

（3）BC 跨D max 作用于B 列柱右侧，由BC 跨D max 和D min 的偏心作用而在柱中引起的弯矩为 M 1=D m ax e 3=525.8 ⨯

0.75 kN.m=394.35 kN.m

'=164.3⨯0.3kN.m=49.29kN.m M 2=D m in e 3

其计算简图如图16所示。

图16 BC 跨D max 作用于B 列柱右侧计算简图

各柱不动铰支座反力分别为：

C 柱列：

n =0.109，λ=0.354，C 1=2.228，C 3=0.963 R C =R 2=C 3⨯M /H =0.963⨯49.29/13kN=3.65kN（B 柱列：

n =0.281，λ=0.354，C 3=1.178

R B =R 2=C 3⨯M /H =1.178 ⨯394.35/13 kN=-35.73kN假想排架柱顶下动铰支座的总反力为

R =R A +R B +R C =（3.65-35.73+0）kN=-32.08kN各柱柱顶最后剪力分别为

V A =R A -μηA R =（0.277 ⨯32.08）kN= 8.89kN（ V B =R B -μηB R =（-35.73+0.445⨯32.08）kN=-21.45kN V C =R C -μηC R =（3.65+0.277⨯32.08）kN = 12.54kN（BC 跨D max 作用在B 柱右侧时排架柱的弯矩图和轴力图如图17所示。

）

） ） ）

） ）

41.87

83.72236.6

31.15221.26

（a ）弯矩图（单位kN.m ） （b ）轴力图（单位kN ）

图17 BC 跨D max 作用在B 柱右侧时排架柱的弯矩图和轴力图

(4) BC 跨D max 作用于C 列柱，由BC 跨D max 和D min 的偏心作用而在柱中引起的弯矩为 M 1=D m ax e 3=164.3 ⨯

0.75 kN.m=123.23 kN.m

'=525.8⨯0.3kN.m=157.74kN.m M 2=D m in e 3

其计算简图如图18所示。

图18 BC 跨D max 作用于C 列柱计算简图

各柱不动铰支座反力分别为： C 柱列：

n =0.109，λ=0.354，C 1=2.228，C 3=0.963 R C =R 2=C 3⨯M /H =0.963⨯157.74/13kN=11.68kN（B 柱列：

n =0.281，λ=0.354，C 3=1.178

R B =R 2=C 3⨯M /H =1.178 ⨯123.23/13 kN=-11.17kN假想排架柱顶下动铰支座的总反力为

R =R A +R B +R C =（11.68-11.17+0）kN=0.51kN（各柱柱顶最后剪力分别为

V A =R A -μηA R =（0-0.277 ⨯0.51）kN=-0.14kN V B =R B -μηB R =（-11.17-0.445⨯0.51）kN=-11.40kN V C =R C -μηC R =（11.68-0.277⨯51）kN = 11.56kN（

）

） ） ）

） ）

∑V

i

=V A +V B +V C =（9.92-9.17-0.39）kN= 0.36kN

BC 跨D max 作用有在C 柱时排架柱的弯矩图和轴力图如图19所示。

41.87

83.72236.6

31.15221.26

（a ）弯矩图（单位kN.m ） （b ）轴力图（单位kN ）

图19 BC 跨D max 作用有在C 柱时排架柱的弯矩图和轴力图

5. 吊车水平荷载作用下的内力分析（不考虑厂房整体空间工作） （1）当AB 跨作用有吊车横向水平荷载T m ax 时 计算简图如图20所示，T

m ax =7.74kN

图20 AB 跨作用有吊车横向水平荷载T m ax 计算简图

各柱不动铰支座反力分别为： A 柱列：

n =0.109，λ=0.354，x /H u =3.4/4.6=0.74

2. 22 (0. 185/n 0. 22)]/[2 2(1/n 1)]=0.477 C 5=[2

R A =R 2=C 5⨯T m ax =0.477⨯7.74 kN=3.69 kN

B 柱列：

n =0.281，λ=0.354，x /H u =3.4/4.6=0.74

）

33

2. 22 (0. 185/n 0. 25)]/[2 2(1/n 1)]=0.563 C 5=[2

R B =R 2=C 5⨯T m ax =0.563 ⨯7.74 kN=4.36kN假想排架柱顶不动铰支座的总反力为

R =V A +V B +V C =（3.69+4.36+0）kN=8.05kN各柱柱顶最后剪力分别为

V A =R A -μηA R =（3.69-0.277 ⨯8.05）kN=1.46kN V B =R B -μηB R =（4.36-0.445⨯8.05）kN=0.78kN V C =R C -μηC R =（0-0.277⨯8.05）kN = -2.230kN（排架柱的弯矩图如图21所示。

） ） ） ） ）

33

41.87

83.72236.6

31.15221.26

（单位kN.m ）

图21 AB 跨作用有吊车横向水平荷载T max 的弯矩图

（2）当BC 跨作用有吊车横向水平荷载T m ax 时，计算简图如图22所示，T m ax =20.02kN

3

图22 BC 跨作用有吊车横向水平荷载T m ax 的计算简图

各柱不动铰支座反力分别为： C 柱列：

n =0.109，λ=0.354，x /H u =3.4/4.6=0.74

2. 22 (0. 185/n 0. 25)]/[2 2(1/n 1)]=0.477 C 5=[2

R C =R 2=C 5⨯T m ax =0.477 ⨯20.02 kN=9.55kN

B 柱列：

n =0.281，λ=0.354，x /H u =3.4/4.6=0.74

）

3

2. 22 (0. 185/n 0. 25)]/[2 2(1/n 1)]=0.563 C 5=[2

R B =R 2=C 5⨯T m ax =0.563 ⨯20.02 kN=11.27kN假想排架柱顶不动铰支座的总反力为

R =V A +V B +V C =（9.55+11.27+0）kN=20.82kN） ）

33

各柱柱顶最后剪力分别为

V A =R A -μηA R =（0-0.277 ⨯20.82）kN=5.77kN（ V B =R B -μηB R =（11.27-0.445⨯20.82）kN=3.22kN V C =R C -μηC R =（9.55-0.277⨯20.82）kN = 3.78kN排架柱的弯矩图如图23所示。

） ） ）

41.87

83.72236.6

31.15221.26

图23 BC 跨作用有吊车横向水平荷载T max 的弯矩图

6．风荷载作用下的内力分析

右来风时，计算简图如图24所示。

F w =21.97kN

q

2=1. 26k N /m

图24 右来风时排架柱计算简图

各柱不动铰支座反力分别为： A 柱列：

n =0.109，λ=0.354，

C 11=3[1+λ(1/n -1)]/[8+8λ(1/n -1)]=0.312 R A =R 2=C 11⨯q ⨯H =0.312⨯1.27 ⨯13 kN=5.15 kN（

C 柱列：

n =0.109，λ=0.354，

）

4

3

C 11=3[1+λ(1/n -1)]/[8+8λ(1/n -1)]=0.311 R C =R 2=C 11⨯q ⨯H =0.312⨯2.54 ⨯13 kN=10.30 kN（假想排架柱顶不动铰支座的总反力为

R =F W +R A +R B +R C =（25.45+5.15+0+10.30）kN=40.90kN（各柱柱顶最后剪力分别为

V A =R A -μηA R =（5.15-0.277 ⨯40.9）kN= -6.18kN V B =R B -μηB R =（0-0.445⨯40.9）kN= -18.2kN V C =R C -μηC R =（10.3-0.277⨯40.9）kN = -0.93kN）

） ）

）

）

43

右来风时排架柱的弯矩图如图25所示，左来风时排架柱内力近似地按右来风时的反对称荷载取值。

41.87

83.72236.6

31.15221.26

图25 右来风时排架柱的弯矩图

五、内力组合

考虑厂房整体空间工作，对A 柱进行最不利内力组合，组合结果如表2所示，B 柱和C 柱内力组合及截面设计，可按同理进行。

表２ 两跨排架柱的内力组合表

六、柱截面设计

以A 柱为例，混凝土为C 25，钢筋为HRB400级。

1．柱的纵向钢筋计算 （1）上柱。

由上表计算可见，上柱截面共有6组内力。取h=400-40=360mm,.本设计采用对称配筋，可不考虑弯矩正负号而取绝对值最大的一组，根据弯矩、轴力与配筋的关系图，经分析比较后确定最不利内力为：

M =110.598kN.m M=63.92kN.m M=109.653kN.m

① ② ③

N=465.02kN N=504.52kN. N=387.98kN. 由表2知有吊车厂房排架方向，其计算长度为：l 0=2H u =2⨯4600mm=9200 mm ① 按第一组内力计算

3

e 0=M /N =110.598 ⨯10/456.02mm=243mm

e 0

e i e 0 e a =（243+20）mm=263mm l 0h =9200/400=23>5，应考虑偏心增大系数η

ξ1=0. 5bhf c /N =0.5⨯400⨯400⨯11.9/（456.02⨯103）=2.09>1.0，取ξ1=1.0 ξ2=1. 15-0. 01⨯l 0/h =1.15-0.01⨯9200/400=0.92

x =N /a 1f c b =（456.02⨯103）/（1.0⨯11.9⨯400）mm

=95.08mm2a 's =80 mm

属于大偏心受压，e =ηe i +

h

2

-a s =（1.48 ⨯263+400/2-40）mm=549.24 mm A s =A 's =[Ne -a -x /2)]/[f 2

1f c bx (h 0y '⨯(h 0-a 's )]=938.75mm

② 按第二组内力计算

e 3

0=M /N =63.92 ⨯10/504.52mm=126.69mm e i =e 0+e a =（126.29+20）mm=146.69mm

l 0h

=9200/400=23>5

，

应

考

虑

偏

心

增

ηA s =A s '=697mm2ξ2=1. 15-0. 01⨯l 0/h =1.15-0.01⨯9200/400=0.92

η=1+1/(1400⨯e i /h 0) ⨯(l 0/h ) 2⨯ξ1⨯ξ2=1.86

x =N /a 1f c b =（504.52⨯103）/（1.0⨯11.9⨯400）mm

=106.0mm2a 's =80 mm 属于大偏心受压，

ξ1=0. 5bhf c /N =0.5⨯400⨯400⨯11.9/（504.52⨯103）=1.89>1.0，取ξ1=1.0

A s =A 's =[N (ηe )]/[f 2

i -h /2+a 's y (h 0-a 's )] =547.9mm

ρ22

m in A =0.002⨯400⨯400mm =320mm 按计算和构造要求，上柱纵向钢筋

③ 按第三组内力计算

e 3

0=M /N =110.598 ⨯10/456.02mm=243mm e i e 0 e a =（243+20）mm=263mm l 0h =9200/400=23>5，应考虑偏心增大系数η

ξ1=0. 5bhf c /N =0.5⨯400⨯400⨯11.9/（456.02⨯103）=2.09>1.0，取ξ1=1.0 ξ2=1. 15-0. 01⨯l 0/h =1.15-0.01⨯9200/400=0.92

x =N /a 1f c b =（456.02⨯103）/（1.0⨯11.9⨯400）mm

=95.08mm2a 's =80 mm

大

系

数

属于大偏心受压，e =ηe i +

h

-a s =（1.48 ⨯263+400/2-40）mm=549.24 mm 2

2

'=[Ne -a 1f c bx (h 0-x /2)]/[f y '⨯(h 0-a ' A s =A s s )]=938.75mm

④. 垂直于弯矩作用下平面承载力计算

由附表知在垂直排架方向设有柱间支撑设时，其计算长度为 l 0=1. 25H u =1.25⨯4600mm=5750mm

l 0/b =5750/400=14.4，轴心受压稳定系数ϕ=0.91，则

') =0.9⨯0.91⨯（11.9⨯400⨯400+360⨯697）kN N u =0. 9ϕ(f c bh +f y 'A s

=1764.3 kN>N max =342.04 kN

因此验算满足要求。

（2）下柱。

计算方法同上柱，再通过程序计算算得各种内力组合下的配筋。通过多次验算可得按程序计算所得的配筋比按采用上柱的计算方法的配筋大约大50 mm2，故实际配筋取按程序计算所得的配筋，偏于安全，计算结果如表3所示。

表３ 柱截面设计

') 的配置 （3）A 柱纵向钢筋A s (A s

'=763 mm2，3终合考虑配筋：上柱A s =A s

'=763 mm2，3 下柱A s =A s

') 的配置 （４）同理可得B 柱纵向钢筋A s (A s

'=603 mm2，3终合考虑配筋：上柱A s =A s

'

=603mm2，3 下柱A s =A s

') 的配置 （５）同理可得C 柱纵向钢筋A s (A s

'=763 mm2，3终合考虑配筋：上柱A s =A s

'=763 mm2，3 下柱A s =A s

2. 柱内箍筋

设计经验表明，在非震区，柱内箍筋由构造要求控制，所以上柱和下柱箍筋均采用3．柱的裂缝宽度验算

规范规定，对e 0/h 0>0.55的柱进行裂缝宽度验算。本设计的上柱及下柱均出现e 0/h 0>0.55的内力，故进行裂缝宽度验算。演算过程见表4，其中上柱

6 @ 200。

18 18 16 16 18 18

A s =763mm2，下柱A s =763mm2；

E s =2.0⨯105Mpa ；构件受力特征系数αcr =2.1；混凝土保护层厚度c 取25mm 。

表4 柱的裂缝宽度验算表

同理可验证B 柱和C 柱的裂缝宽度验算都满足要求。

4．柱的吊装验算

采用翻身吊，起吊时混凝土达到设计强度的100%，计算简图如图26所示。

g

3

图26 柱的吊装验算

（1）荷载计算

自重线荷载考虑动力系数n=1.5，各段荷载设计值分别为 上柱： g 1=n γQ g 1k =1.5⨯1.2⨯25⨯0.46 kN/m=7.2 kN/m 牛腿： g 2=n γQ g 2k =1.5⨯1.2⨯25⨯0.36kN/m=16.2kN/m 下柱： g 3=n γQ g 3k =1.5⨯1.5⨯25⨯0.1875kN/m=8.44kN/m （2）内力分析

M 1=g 1⨯l 12/2=7. 2⨯4. 62/2kN.m=76.2 kN.m

2

M 2=g 1⨯(l 1+l 2) 2/2+(g 2-g 1) ⨯l 2/2

=[7.2⨯（4.6+0.6）2/2+（16.2-7.2）⨯0.6⨯0.6/2]kN.m=98.96 kN.m 由

∑M

B

=R A ⨯l 3+M 2-g 1⨯l 32/2=0得

R A =g 3l 3/2-M 2/l 3=（8.65/2-98.96/8.65）kN=25.1 kN

2M 3=R A ⨯x 0-g 3⨯x 0/2 令 dM 3/dx =R A -g 3⨯x 0=0

2当x 0=R A /g 3=25.1/8.44m=2.97 m，M 3=R A ⨯x 0-g 3⨯x 0/2=37.32kN.m

（3）上柱吊装验算

'=763 mm2 上柱配筋：上柱A s =A s

'(h 0-a '① M u =f y 'A s s ) =360 ⨯763 ⨯(365-35) kN.m=-90.6 kN.m>γ0M 1

= 0.9 ⨯76.2 kN.m=68.6 kN.m 满足承载力的要求。

6

② σsk =M s /(0. 87⨯A s ⨯h 0) =(76.2 ⨯10) / (0.87 ⨯365 ⨯763 ⨯1.2) Mpa=262.1 Mpa

ψ=1. 1-0. 65

f tk

ρte σsk

=1.1-0.65⨯1.78 / (0.01⨯262.1)=0.66

w max =a cr ψ

σsk

E s

(1. 9c +0. 08

d eq

ρet

) =0.166mm

满足裂缝控制要求。

同理可验证B 柱和C 柱的吊装验算都满足要求。 5. 牛腿设计

设牛腿面高度为 600 mm，则作用于牛腿顶部按短期荷载效应组合计算的竖向力值为 F vk =D m ax /γQ +G 3/γG =（411.52 /1.4 +61.8 /1.2 ）kN=345.4 kN

F hk =0，h 0=（600-35）mm=565 mm

裂缝控制系数 β=0. 65，F vk 作用点位于下柱截面内，α=0 ，则

β(1-0. 5⨯F hk /F vk ) ⨯(f tk bh 0) /(0. 5+α/h 0) =0.65 ⨯1.78 ⨯400 ⨯565 / 0.5 kN

=522.96 kN>F vk =345.4kN 牛腿高度满足要求。 6．牛腿配筋计算

按构造配筋；其纵向配筋为 4 c12，箍筋7．A 柱施工图

A 柱模板配筋图见附图。

8 @ 100。

七、基础设计

以A 柱基础为例，B 柱和C 柱计算方法同A 柱，采用混凝土 C20，HPB235级钢筋。 1．荷载计算

（1）选择三组最不利内力进行基础设计

M =386.64kN.m M =-291.43kN.m M =380.45kN.m

N =713.74kN N =532.42kN N =765.91kN

） V =28.64kN（） V =34.26kNV =33.53kN① M k =277.89kN.m ② M k =-206.45kN.m ③ M k =273.47kN.m

）

N k =557.30kN N k =427.79kN N k =594.56kN V k =24.70kN） V k =-19.70kN（

） V k =25.22kN）

（2）由基础梁传至基础顶面的外墙及钢窗的自重设计值和标准值分别为

G w ={1.2[14.95⨯6.0-（3.0⨯4.8+1.8⨯4.8）] ⨯0.24⨯19+1.2⨯（3.0⨯4.8+1.8⨯4.8）⨯0.45 +1.2⨯16.79}=39725kN G wk =G w /1. 2=397.25 /1.2 =331.04kN

G w 和G wk 相对于基础地面中心线的偏心距为

e w =h /2+b /2=（900/2+240/2）mm=570mm （3）作用于基底的弯矩和相应基顶的轴向力

拟定基础高度：

h =h 1+a 1+50mm 柱插入深度：

取900mm ，则h c =0.9⨯900mm=810mm>800mm。取h 1=850mm

杯底厚度：

a 1>200mm，取a 1=250mm

所以

h =（850+250+50）mm=1150mm 基础顶面标高为 -0.50m ，则基础埋深为

d =h +500mm=1150mm+500mm=1650mm 作用下基底的弯矩和相应基底的轴向力的设计值分别为： 第一组：

M bot 1=（386.64+33.53⨯1.15-397.25⨯0.57）kN.m=198.77kN.m N bot 1=（713.74+397.25）kN=1110.99kN 第二组：

M bot 2=（-291.43-28.64⨯1.15-397.25⨯0.57）kN.m = -550.80kN.m N bot 2=（532.42+397.25）kN=929.67kN 第三组：

M bot 3=（380.45+34.26⨯1.15-397.25⨯0.57）kN.m=193.42kN.m N bot 3=（765.91+397.25）kN=1163.16kN 作用于基底的弯矩和相应的轴向力的标准值分别为： 第一组：

M bot 1k =（277.86+24.70⨯1.15-331.04⨯0.57）kN.m=117.60kN.m N bot 1k =（557.30+331.04）kN=888.34kN 第二组：

M bot 2k =（-206.45-19.70⨯1.15-331.04⨯0.57）kN.m=-417.80kN.m N bot 2k =（427.73+331.04）kN=758.83kN 第三组：

M bot 3k =（273.47+25.22⨯1.15-331.04⨯0.57）kN.m=113.78kN.m N bot 3k =（594.56+331.04）kN=925.6kN 基础受力情况如图27所示。

570

p

max

p

min

图27 基础受力及底面尺寸的确定

2．确定基底尺寸

2

忽略基础宽度和深度修正对地基承载力特征值的影响，计算中取f a =250kN/mm

（1）初定基底尺寸

按轴心受压N max 对应的轴向力标准值 N bot 3k 估算基础底面尺寸A ，则 A ≥

N bot 3k 925. 622

=m =4.27 m

f a -γm d 250-20⨯1. 65

2

2

考虑弯矩作用，按以上值适当扩大，取A = ab = 3.2 ⨯2 m=6.4 m 相应地

W =

121

a b =⨯3.22⨯2 m3=3.41 m3 66

故基础自重和基础上的土重标准值为 G k =γm abd =20 ⨯3.2

⨯2 ⨯1.65 kN = 211.2 kN

（２）验算e ≤a /6的条件

e =M bot 2k /(N bot 2k +G k ) =417.80 / (758.83+211.2) m=0.43 m

（３）验算其他两组荷载标准值作用下的基底应力 第一组： P k max

=(N bot 1k +G k ) /A ±M bot 1/W =M bot 1k /A +γm d ±M bot 1k /W P k min

= ( 888.34 / 6.4+20⨯1.65±117.30 / 3.41 ) kPa =（171.80±34.49）kPa

206.29kPa

137.31kPa > 0

P km =(P k m ax +P k m in ) /2=171.8kPa

=（925.6 / 6.4+20⨯1.65±113.78 / 3.41）kPa P k min

=（177.63±33.37）kPa 211.00kPa 0

P km =(P k m ax +P k m in ) /2=177.63kPa =

验算表明，基底尺寸a ⨯b =3.2m ⨯2m 满足尺寸要求。 ３．冲切承载力验算

前面已初步假定基础的高度为1.15m ，如采用锥形杯口基础，根据附录的构造要求，初步确定的剖面尺寸如图28所示，由附表可查得，t ≥300mm ，取t=325mm，则基础顶面突出桩边宽度为t+75mm=400mm。杯壁高度取h 2=400mm，该基础只须进行变阶处的抗冲切承载力验算。

75

nmax

n3

图28 基础尺寸

（１）在各组荷载设计值作用下的地基净反力 第一组：

P n m ax =N bot 1/A +M bot 1/W

=（1110.39/6.4+198.77/3.41）kPa=231.88kPa 第二组：

P n max =（926.67/6.4+550.80/3.41）kPa=306.79kPa 第三组：

P n max =（1163.16/6.4+193.42/3.41）kPa=238.47kPa 抗冲切计算按第二组荷载设计值作用下的地基净反力计算。

（２）在第二组荷载作用下的冲切力

冲切力近似按最大地基净反力P n max 计算，即取P n ≈P n max =306.79kPa。由于基础宽度b=2.0 m， 小于冲切锥体底边宽（b 1/2+h 01) ⨯2=（0.5+0.715）⨯2 m=2.43 m。故 A t =(a /2-a 1/2-h 01) b =（3.2/2-1.4/2-0.715）⨯2m 2=0.37m2 F t =p n A l =306.79⨯0.37kN=113.51kN （３）变阶处的抗冲切力

h 01=725mm，取βhp =1.0，f t =1.1Mpa

b m =(b t +b b ) /2=(b 1+b 1+2h 01) /2=（1000+715）mm=1717mm h 0=h 01=715mm

0. 7βhp f t b m h 0=0.7⨯1.0⨯1.1⨯1715⨯715kN=944.19kN >F l =133.51kN

因此，基础的高度及分阶可按图28所示的尺寸采用。 ４．基础底板配筋计算

沿长边方向的钢筋用量由第二组荷载设计值作用下的地基反力进行计算，而沿短边方向的钢筋用量可由第三组荷载设计作用下的平均地基净反力进行计算。 （１）沿长边方向的配筋计算

在第二组荷载设计值作用下，相应于柱边及变阶处的地基净反力如图29a 所示。 P n max =306.79kPa

P n 1=[929.67/6.4+550.80/3.41⨯(0.4/1.6)] kPa=185.64kPa P n 3=[929.37/6.4+550.80/3.41⨯(0.9/1.6)] kPa=236.12kPa 则

M 1=(P n m ax +P n 1) ⨯(a -a c ) (2b +b c ) /48-G w (e w -0. 4)

= [（306.79+185.64）⨯（3.2-0.9）⨯（2⨯2+0.4）/48-397.25⨯0.17] kN.m = 171.26kN.m

622

A s 1=M 1/(0. 9f c h 0) =（171.26⨯10）/（0.9 ⨯210⨯1115）mm =813mm

2

2

M 3=(P m ax +P n 3)(a -a 1) (2b +b 1) /48

=（306.79+236.12）⨯（3.2-1.4）⨯（2⨯2+1.0）/48kN.m=183.23kN.m

622

A s 3=（183.23⨯10）/（0.9⨯210⨯715）mm =1356mm

2

2

选用1810（

10 @ 110），则 A s =1413mm2

（２）沿短边方向地配筋计算

第三组荷载设计值作用下，均匀分布的地基净反力如图29b 所示。

P nm =N bot 3/A =1163.16/6.4kPa=181.74kPa

M 2=P nm (b -b c ) (2a +a c ) /24=181.74⨯（2-0.4）2⨯（2⨯3.2+0.9）/24kN.m =141.51kN.m

A s 2=M 2/(0. 9f y h 0) =（141.51⨯106）/（0.9⨯210⨯1115）mm 2=672mm2 M 4=P nm (b -b c ) (2a +a c ) /24

=181.74⨯（2-1）2⨯（2⨯3.2+1.4）/24kN.m=59.07kN.m

22

A s 4=（59.07⨯106）/（0.9⨯210⨯715）mm 2=437mm2

选用16

8（

8 @ 200），则A s =804.8mm2

( a ) ( b )

42

( c )

图29 基础配筋计算图

基础底面沿两个方向的配筋简图如图29c 所示，由于长边边长大于３m ，其钢筋长度可切断１０％，并交错布置，钢筋可用统一编号。