混凝土单层工业厂房课程设计

建筑工程学

设计名称

专业班级

学 号

姓 名

指导老师 日 期

单层工业厂房设计

院土木系制

土131

陈超

于峰 2016年6月29日

目录

一、 设计资料 ................................................................................. - 3 - 二、 梁柱的结构布置 ..................................................................... - 3 - 三、 排架结构计算 ......................................................................... - 7 - 四、 荷载计算 ................................................................................. - 7 - 五、 内力分析 ............................................................................... - 12 - 六、 最不利内力组合 ................................................................... - 29 - 七、 排架柱的设计 ....................................................................... - 35 - 八、 基础设计 ............................................................................... - 45 -

一、设计资料

1.平面和剖面

本车间为两跨等高厂房，车间面积为3024m2，车间长度72m。AB跨有两台30/5tA4级软钩吊车， BC跨有两台10tA5级软钩吊车，轨顶、柱顶标高和跨度见图。车间平面、剖面如下。 2.建筑构造

屋 盖：

三毡四油上铺绿豆砂小石子（防水层） 25mm厚水泥砂浆（找平层） 100mm厚水泥蛭石砂浆（保温层） 大型预制预应力混凝土屋面板

围护结构： 门 窗：

240mm厚普通砖墙 钢门窗，窗宽4.2m

3.自然条件

基本风压： 基本雪压：

0.35kN⁄m2 0.20kN⁄m2

4.材料

混凝土：柱采用C25或C30。

钢筋：HPB300级、HRB335级、HRB400级各种直径的钢筋。

5.部分构件自重

标准 构件名称 图号 选用型号 允许荷载(kN/m2) 自重（kN/m2） 每榀112.75kN 1.4 40.8 kN每根 备注 屋架 G415 YWJ24－1D 3.5 屋架边缘高度1.4米，屋架垂直高度2.8米 自重包括灌缝 吊车梁梁高1.2米 屋面板 吊车梁 连系梁、基础梁 轨道连接 天沟板 混凝土柱 其他附件 G410 G323 YWB－2 DL9B 2.46 G320 G325 G410 TGB68－1 3.05 16.7kN每根 0.8 kN/m 1.91 自重包括灌缝 计算确定 不考虑 地基承载力特征值 𝑓𝑎=240kN⁄m2（已修正）

单层工业厂房设计时，屋架对上部柱的偏心距取为20mm。 构件使用环境为一类。室外地面标高为-0.450m。

一、 梁柱的结构布置

1)排架柱尺寸的选定

由图可知：AB跨轨顶标高＋11.45m，BC跨轨顶标高11.15m，AB跨屋架顶标高17.95m，BC跨屋架顶标高18.1m

柱全高 𝐻=15.20m，上柱高度 𝐻𝑢=4.20m，下柱高度 𝐻𝑙=11.00m。上柱与全柱高的比值 𝜆=

𝐻𝑢𝐻

=

4.2015.20

=0.276。

边柱A、C：

上柱：□ 𝑏×ℎ=500×500mm

下柱：I 𝑏×ℎ×𝑏𝑖×ℎ𝑖=500×1000×120×200mm 中柱B：

上柱：□ 𝑏×ℎ=500×600mm

下柱：I 𝑏×ℎ×𝑏𝑖×ℎ𝑖=500×1200×120×200mm I字形截面其余尺寸如下图所示。 2)上下柱截面惯性矩及其比值. 1) 排架平面内

边柱上柱：𝐼𝑢=下柱：𝐼𝑙=25×(275+

112252

112

×500×5003=5.208×109mm4

112

×500×10003−×380×5503−2××380×

2

1

=3.564×1010mm4 )3

112

中柱上柱： 𝐼𝑢=下柱：𝐼𝑙=25×(375+

112252

×500×6003=9.0×109mm4

112

×500×12003−×380×7503−2××380×

2

1

=5.724×1010mm4 )3

2) 排架平面外

边柱上柱：𝐼𝑢=

112

×500×5003=5.208×109mm4

下柱：𝐼𝑙=2×380×25×(60+

19023

112

×200×5003+

112

×550×1203+2××

2

1

)=4.319×109mm4

112

中柱上柱：𝐼𝑢=

×600×5003=6.25×109mm4

112

下柱：𝐼𝑙=2×380×25×(60+

19023

×200×5003+

112

×750×1203+2××

2

1

)=4.348×109mm4

二、 排架结构计算

1. 计算简图 2. 柱的计算参数

柱的计算参数表

惯性矩截面尺寸（mm） 参数 面积（105mm2） Ix 500×500 500×1000×120×200 500×600 500×1200×120×200 2.5 2.815 3.0 3.055 5.208 35.64 9.0 57.24 Iy 5.208 4.219 6.25 4.348 6.25 7.04 7.5 7.64 （×109mm4） 自重（kN/m） 计算 柱号 上柱 A、C 下柱 上柱 B 下柱 三、 荷载计算

1. 恒载 1) 屋盖自重

预应力混凝土大型屋面板 1.2×1.4=1.68kN⁄m2 25mm水泥砂浆找平层 1.2×20×0.025=0.6kN⁄m2 100mm水泥蛭石砂浆保温层 1.2×6×0.1=0.72kN⁄m2 三毡四油上铺绿豆砂小石子防水层 1.2×0.4=0.48kN⁄m2 小计 3.48kN⁄m2 天沟板 1.2×1.91×6×2=27.50kN 屋架自重 1.2×112.75=135.30kN 则作用于柱顶的屋盖结构自重：

AB跨：𝐺𝐴=0.5×(3.48×6×21+27.5+135.3)=300.64kN BC跨：𝐺1=0.5×(3.48×6×24+27.5+135.3)=331.96kN

𝐺1𝐴+𝐺1𝐶=331.96+300.64=632.60kN

2) 柱自重

A、C轴上柱：𝐺2𝐴=𝐺2𝐶=𝛾𝐺g𝑘𝐻𝑢=1.2×6.25×4.2=31.5kN 下柱：𝐺3𝐴=𝐺3𝐶=𝛾𝐺g𝑘𝐻𝑢=1.2×7.04×11.0=92.928kN

B轴上柱：𝐺2𝐵=1.2×7.5×4.2=37.8kN 下柱：𝐺3𝐵= 1.2×7.64×11.0=100.848kN 3) 吊车梁及轨道自重

𝐺4=1.2×(40.8+0.8×6.0)=54.72kN

各项永久荷载及其作用位置见下图 2. 屋面活荷载

由《荷载规范》查得屋面活荷载标准值为0.5kN⁄m2（因屋面活活荷载大于雪荷载，故不考虑雪荷载）。

𝑄𝐴𝐵=1.4×0.5×6×21×0.5=44.10kN 𝑄𝐵𝐶=1.4×0.5×6×24×0.5=50.40kN

活荷载作用位置于屋盖自重作用位置相同，如上图所示。 3. 吊车荷载

本车间选用的吊车主要参数如下：

AB跨：30t/5t吊车，中级工作制，吊车梁高1.2m。 B=6.15m 𝑃𝑚𝑎𝑥,𝑘=280kN 𝐺1,𝑘=365kN

K=4.8m 𝑃𝑚𝑖𝑛,𝑘=65kN 𝐺2,𝑘=117kN

BC跨：10t吊车，中级工作制，吊车梁高0.9m。 B=5.55m K=4.4m 𝑃𝑚𝑎𝑥,𝑘=125kN 𝐺1,𝑘=224kN

𝑃𝑚𝑖𝑛,𝑘=47kN 𝐺2,𝑘=38kN

吊车梁的支座反力影响线如下所示。故作用于排架柱上的吊车竖向荷载分别为：

AB跨：

𝐷𝑚𝑎𝑥=𝛾𝑄𝛽𝑃𝑚𝑎𝑥,𝑘∑𝑦𝑖

=1.4×0.9×280×(1+0.775+0.2)=696.78kN 𝐷𝑚𝑖𝑛=𝛾𝑄𝛽𝑃𝑚𝑖𝑛,𝑘∑𝑦𝑖

=1.4×0.9×65×(1+0.775+0.2)=161.75kN BC跨：

𝐷𝑚𝑎𝑥=𝛾𝑄𝛽𝑃𝑚𝑎𝑥,𝑘∑𝑦𝑖

=1.4×0.9×125×(1+0.775+0.808)=296.57kN 𝐷𝑚𝑖𝑛=𝛾𝑄𝛽𝑃𝑚𝑖𝑛,𝑘∑𝑦𝑖

=1.4×0.9×47×(1+0.775+0.808)=111.51kN 由于作用在每一个轮子上的吊车横向水平荷载标准值为：

1

𝑇𝑘=𝛼(𝐺2,𝑘+𝑄g)

4对于10t的软钩吊车：𝛼=0.12，𝑇𝑘=×0.12×(38+10×

4

1

10)=4.14kN。

对于30/5t的软钩吊车：𝛼=0.10，𝑇𝑘=×0.10×(117+

41

30×10)=10.43kN。

故作用在排架柱上的吊车水平荷载分别为： AB跨：𝑇𝑚𝑎𝑥=𝐷𝑚𝑎𝑥BC跨：𝑇𝑚𝑎𝑥=𝐷𝑚𝑎𝑥4. 风荷载

该地区基本风压为𝜔0=0.35kN⁄m2，风压高度变化系数按B类地面粗糙度取。

柱顶至室外地面的高度为14.70m，查得 𝜇z=1.1316 檐口至室外地面的高度为17.35m，查得 𝜇𝑧=1.182 风荷载标准值为：

𝜔1=𝜇𝑠1𝜇𝑧𝜔0=0.8×1.1316×0.35=0.3168kPa 𝜔2=𝜇𝑠2𝜇𝑧𝜔0=0.4×1.1316×0.35=0.1584kPa 则作用在排架计算简图的风荷载设计值为：

𝑞1=𝛾𝑄𝜔1𝐵=1.4×0.3168×6=2.6611kN⁄m

𝑇𝑘𝑃𝑚𝑎𝑥,𝑘𝑇𝑘𝑃𝑚𝑎𝑥,𝑘

=696.78×=296.57×

10.432804.14125

=25.96kN

=8.93kN

𝑞2=𝛾𝑄𝜔2𝐵=1.4×0.1584×6=1.3306kN⁄m 𝐴𝐹𝑤=𝛾𝑄𝜇zβz𝜔0B[(𝜇𝑠1+𝜇𝑠2)ℎ1+(𝜇𝑠3+𝜇𝑠4)ℎ2]=10.686kN 风荷载作用下的计算简图如下图所示。

四、 内力分析

1)剪力分配系数μ的计算

𝜆=

𝐻𝑢𝐻

，𝑛=，𝐶0=

𝐼𝑙

𝐼𝑢

31+𝜆3(1⁄𝑛−1)

，𝛿𝑖=

𝐻3𝐶0𝐸𝑐𝐼𝑙𝑖

，𝜇=∑

1⁄𝛿𝑖1⁄𝛿𝑖

剪力分配系数计算

惯性矩 柱列 (×10mm) 94𝛿𝑖 𝑛 𝜆 𝐶0 (×10−11𝐸𝑐⁄𝐻3) 0.146 2.67 0.276 1.05 0.28 𝜇 上 A、C列 下 上 B列 下 5.21 35.64 9.00 0.157 57.24 2.70 0.65 0.44 2)永久荷载 1) 屋盖自重作用

将屋盖自重荷载简化为图6（a）

其中G1C=331.96kN， G1A=300.64kN，G1B=G1A＋G1C=632.60kN。 M1A= G1Ae1=300.64×0.02=6.01 kN·m

M1C=G1Ce1=-331.96×0.02=-6.64kN·m M1B=M1A+M1C=6.01-6.64=-0.63 kN·m M2A=G1e2=300.64×0.25=75.16 kN·m M2C=G1e2=331.96×0.25=82.99kN·m M2B=M1B=-0.63kN·m

由A、C柱：n=0.146，λ=0.276，

1.5[12(11/n)]C11.531(1/n1)查表或计算得，

对C柱：

R1CC1M1C6.641.50.655kN()H215.2

对A柱：

R1AC1M1A6.011.50.593kN()H215.2

1.5(12)C31.23431(1/n1)查表或计算得，，

对C柱：

R2CC3M2C82.991.2346.737kN()H215.2

对A柱：

R2AC3M2A75.161.2346.102kN()H215.2

则RC=R1C+R2C=-0.655-6.737=-7.392kN(←), RA=R1A+R2A=0.593＋6.102=6.695kN(→) B柱：n=0.157,λ=0.276,算得C1=2.352,C3=1.089

由M2B=M1B得：RB=O

在R与M1、M2共同作用下，可以作出排架的弯矩图、轴力图（b）、(c)，如下图6所示。

图6 屋盖自重作用下排架弯矩图、轴力图 2) 柱及吊车梁自重作用

由于在安装柱子时尚未吊装屋架，此时柱顶之间无联系，没有形成排架，故不产生柱顶反力，则按悬臂柱分析其内力.计算简图如图7（a）所示。

A柱：

M2A=G2Ae2=31.5×0.25=7.875kN·m， G3A=92.928kN,G4A=54.72kN， M4A=G4Ae=54.72×0.25=13.68kN·m。 B柱：

G2B=37.8kN,G3B=100.848kN，G4B=54.72kN。 排架各柱的弯矩图、轴力图如下图7（b）、（c）所示。

图7 柱及吊车梁作用下排架各柱弯矩图、轴力图 3)屋面活荷载作用

1) AB跨作用有屋面活荷载

由屋架传至柱顶的压力为Q=44.10kN，由它在A、B柱柱顶及变阶处引起的弯矩分别为：

M1A=QABe1=44.10×0.02=0.882kN·m, M2A=QABe2=44.10×0.25=11.03kN·m, M1B=QABe3=44.10×0.15=6.62 kN·m, 计算不动铰支座反力

A柱：

由前知C1=1.5，C3=1.234，

则RA=R1A+R2A=0.087+0.895=0.982kN(→) B柱：

由前知C1=2.352,

则排架柱顶不动铰支座总反力为： R=RA+RB=0.982+1.024=2.006kN(→)

将R反作用于排架柱顶，按分配系数求得排架各柱顶剪力（μA=μC=0.28，μB=0.44）

VA=RA-μA R=0.982-0.28×2.006=0.420kN(→) VB=RB-μB R=1.024-0.44×2.006=0.141kN(→) VC=RC-μC R=0-0.28×2.006=-0.562kN(←)

计算简图、排架各柱的弯矩图、轴力图如图8所示。

图8 AB跨活荷载作用下排架各柱弯矩图、轴力图2) BC跨作用有屋面活荷载

由屋架传至柱顶的压力为Q=50.40kN，同理可得 M1C=QBCe1=50.40×0.02=-1.01kN·m, M2C=QBCe2=50.40×0.25=-12.60kN·m, M1B=QBCe3=50.40×0.15=-7.56 kN·m, 计算不动铰支座反力 A柱：

由前知C1=1.5，C3=1.234，

则R=R1C+R2C+RB=00.100+0.895+1.023=2.293kN(←)

则排架柱顶不动铰支座总反力为： R=RA+RB=0.982+1.024=2.006kN(→)

将R反作用于排架柱顶，按分配系数求得排架各柱顶剪力（μA=μC=0.28,μB=0.44）

VA= -μA R=0.642kN(→) VB=RB-μB R=-0.161kN(→) VC=RC-μC R=-0.481kN(←)

计算简图、排架各柱的弯矩图、轴力图如下图9所示。

图9 BC跨活荷载作用下排架各柱弯矩图、轴力图

4)吊车荷载作用（不考虑厂房整体空间工作） 1) AB跨Dmax作用于A列柱时

由于吊车竖向荷载Dmax和Dmin的偏心作用而在柱中引起弯矩。

M1Dmaxe3696.780.25174.20kNm，

其计算简图如图10所示。

图10 Dmax作用于A列柱的计算简图

各柱不动铰支座反力分别为：

A列柱：n=0.146，λ=0.276， C31.234 B列柱：n=0.157，λ=0.276，C31.089， 排架柱柱顶不动铰支座的总反力为： 排架柱柱顶分配后的剪力分别为：

当AB跨Dmax作用于A列柱时，排架各柱的弯矩图和轴力图如图所示。

图11 AB跨Dmax作用于A柱时排架柱的弯矩图轴力图 2) AB跨Dmax作用于B列柱左侧时

由于吊车竖向荷载Dmax和Dmin的偏心作用而在柱中引起弯矩。

M1Dmine3161.750.2540.44kNm，

其计算简图如图12所示。

图12 Dmax作用于B列柱左侧的计算简图

各柱不动铰支座反力分别为：

A列柱：n=0.146，λ=0.276， C31.234

B列柱：n=0.157，λ=0.276，C31.089， 排架柱柱顶不动铰支座的总反力为： 排架柱柱顶分配后的剪力分别为：

当AB跨Dmax作用于B列柱左侧时，排架各柱的弯矩图和轴力图如图13所示。

图13 Dmax作用于B列柱左侧的内力图

3) BC跨Dmax作用于B列柱右侧时

由于吊车竖向荷载Dmax和Dmin的偏心作用而在柱中引起弯矩。 其计算简图如图14所示。

图14 Dmax作用于B列柱右侧的计算简图

各柱不动铰支座反力分别为：

B列柱：n=0.157，λ=0.276， C31.089 C列柱：n=0.146，λ=0.276，C31.234， 排架柱柱顶不动铰支座的总反力为： 排架柱柱顶分配后的剪力分别为：

当BC跨Dmax作用于B列柱右侧时，排架各柱的弯矩图和轴力图如图15所示。

图15 Dmax作用于B列柱右侧的内力图

4) BC跨Dmax作用于C列柱时

由于吊车竖向荷载Dmax和Dmin的偏心作用而在柱中引起弯矩。 其计算简图如图16所示。

图16 Dmax作用于C列柱的计算简图

各柱不动铰支座反力分别为：

B列柱：n=0.157，λ=0.276， C31.089 C列柱：n=0.146，λ=0.276，C31.234， 排架柱柱顶不动铰支座的总反力为： 排架柱柱顶分配后的剪力分别为：

当BC跨Dmax作用于C列柱时，排架各柱的弯矩图和轴力图如图17所示。

图17 Dmax作用于C列柱的内力图

5)吊车水平荷载作用下的内力分析（不考虑厂房整体空间作用） 1) 当AB跨作用有吊车横向水平荷载Tmax时，计算简图如图18所示。

各柱不动铰支座反力分别为：

x30000.7144200A列柱：n=0.146，λ=0.276，Hu

当y0.7Hu时， 查表得，C5=0.654 当y0.8Hu时，查表得，C5=0.611 由内插法得，C5=0.643

x30000.714H4200B列柱：n=0.157，λ=0.276，u

当y0.7Hu时，查表得，C5=0.654 当y0.8Hu时，查表得，C5=0.611 由内插法得， C5=0.648

排架柱柱顶不动铰支座的总反力为： 排架柱柱顶分配后的剪力分别为： 排架各柱的弯矩图和轴力图如图18所示。

图18 Tmax作用于AB跨的计算简图和内力图

2) 当BC跨作用有吊车横向水平荷载Tmax时

计算简图如/19所示。Tmax8.93kN 各柱不动铰支座反力分别为： B列柱：n=0.157，λ=0.276，

x30000.714 Hu4200当y0.7Hu时，查表得，C5=0.654 当y0.8Hu时，查表得，C5=0.611 由内插法得， C5=0.648 C列柱：n=0.146，λ=0.276，

x30000.714 Hu4200当y0.7Hu时，查表得，C5=0.654 当y0.8Hu时，查表得，C5=0.611 由内插法得， C5=0.643

排架柱柱顶不动铰支座的总反力为： 排架柱柱顶分配后的剪力分别为： 排架各柱的弯矩图和轴力图如图19所示。

图19 Tmax作用于BC跨的计算简图和内力图 吊车横向水平荷载可左右两向作用，则弯矩图反向。 6)风荷载作用

1) 风自左向右吹时，计算简图如下图（a）所示.

A柱：

n=0.146，λ=0.276，查表得C11=0.345，

RA=-q1·H2·C11=-2.66×15.2×0.345=-13.95kN(←) C柱：

同A柱，C11=0.345，

RC=-q2·H2·C11=-1.33×15.2×0.345=-6.97kN(←) 则R=RA+RC+FW=-13.95-6.97-10.74=-31.66kN(←)

将R反作用于排架柱顶，按分配系数求得排架各柱顶剪力：μA=μC=0.28，μB=0.44

VA=RA-μA R=-13.95+0.28×31.66=-5.09kN(←) VB=RB-μB R=0+0.44×31.66=13.93kN(→) VC=RC-μC R=-6.97+0.28×31.66=1.89kN(→) 排架各柱的内力如图（b）所示。 2) 风自右向左吹时

此种荷载情况的排架内力与风自左向右吹的情况相同，仅需将A、C柱的内力对换，并改变其内力的符号即可。

排架各柱的内力如下图所示。

五、 最不利内力组合

首先，取控制截面，对单阶柱，上柱为Ⅰ-Ⅰ截面，下柱为Ⅰ-Ⅰ、Ⅰ-Ⅰ截面。考虑各种荷载同时作用时出现最不利内力的可能性，进行

荷载组合。

在本设计中，取常用的荷载组合有三种，即： 永久荷载+0.9（可变荷载+风荷载）； 永久荷载+其它可变荷载； 永久荷载+风荷载。

在每种荷载组合中，对柱仍可以产生多种的弯矩M和轴力N的组合.由于M和N的同时存在，很难直接看出哪一种组合为最不利。但对I字形或矩形截面柱，从分析偏心受压计算公式来看，通常M越大相应的N越小，其偏心距e0就越大，可能形成大偏心受压，对受拉钢筋不利；当M和N都大，可能对受压钢筋不利；但若M和N同时增加，而N增加得多些，由于e0值减少，可能反而使钢筋面积减少；有时由于N偏大或混凝土强度等级过低，其配筋量也增加。

本设计考虑以下四种内力组合： +Mmax及相应的N、V； -Mmax及相应的N、V； Nmin及相应的M、V； Nmax及相应的M、V。

在这四种内力组合中，前三种组合主要是考虑柱可能出现大偏心受压破坏的情况；第四种组合考虑柱可能出现小偏心受压破坏的情况；

从而使柱能够避免任何一种形式的破坏。

分A柱、B柱和C柱，组合其最不利内力，在各种荷载作用下A、B、C柱内力设计值汇总与A、B、C柱内力设计值组合表见下表。

A柱在各种荷载作用下内力设计值汇总表

截面内力值 Ⅰ-Ⅰ M (kN·m) 屋盖自重 柱及吊车梁自重 屋面 活荷载 AB跨 BC跨 AB跨A柱 吊车 竖向荷载 AB跨B柱左 BC跨B柱右 BC跨C柱 AB跨二台吊车 吊车 BC跨二台吊车 横向荷载 两跨各一台吊车 自左向右吹 风荷载 自右向左吹 13 19.57 0 19.57 0 152.37 0 -22.11 11 12 17.99 -2.05 0 0 17.99 -2.05 0 0 227.95 -229.92 0 0 19.09 35.34 10 13.56 0 13.56 0 49.08 0 3.23 1 2 3 4 5 6 7 8 9 -22.11 0 -0.882 -2.70 52.98 53.93 -25.58 0.03 0.73 N (kN) 300.64 31.5 44.10 0 0 0 0 0 0 M (kN·m) 53.05 -5.505 10.14 -2.70 -121.22 13.49 -25.58 0.03 0.73 Ⅰ-Ⅰ N (kN) 300.64 56.22 44.10 0 696.78 161.75 0 0 0 M (kN·m) -20.60 -5.505 5.52 -9.76 17.93 127.75 -92.57 0.12 205.90 Ⅰ-Ⅰ N (kN) 300.64 179.145 44.10 0 696.78 161.75 0 0 0 V (kN) 6.70 0 0.42 0.64 -12.61 -12.84 3.83 -0.008 7.31 序荷载类别 号 B柱在各种荷载作用下内力设计值汇总表

荷载类别 序号 截面内力值 Ⅰ-Ⅰ M (kN·m) 屋盖自重 柱及吊车梁自重 AB跨 屋面活荷载 BC跨 AB跨A柱 吊车 竖向荷载 AB跨B柱左 BC跨B柱右 BC跨C柱 AB跨二台吊车 吊车 BC跨二台吊车 横向荷载 两跨各一台吊车 自左向右吹 风荷载 自右向左吹 13 58.51 0 11 12 38.69 -58.51 0 0 10 7.70 0 4 5 6 7 8 9 -6.88 -46..57 -94.12 41.66 25.22 22.43 50.40 0 0 0 0 0 1 2 3 0.63 0 6.03 .N (kN) 632.60 37.8 40.10 M Ⅰ-Ⅰ N (kN) 632.60 147.24 40.10 50.40 161.75 696.78 296.57 111.51 0 0 0 0 0 M (kN·m) 0.63 0 4.48 -5.11 -47.23 181.96 -71.65 7.63 285.16 98.05 302.91 -211.74 211.74 Ⅰ-Ⅰ N (kN) 632.60 248.09 40.10 50.40 161.75 696.78 296.57 111.51 0 0 0 0 0 V (kN) 0 0 0.14 -0.16 11.09 22.41 -9.92 -6.00 2.08 0.72 24.02 13.93 -13.93 (kN·m) 0.63 0 6.03 -6.88 74.74 428.47 -18.08 -58.41 22.43 7.70 38.69 -58.51 58.51 C柱在各种荷载作用下内力设计值汇总表

截面内力值 Ⅰ-Ⅰ 荷载类别 序号 M (kN·m) 屋盖自重 柱及吊车梁自重 屋面活荷载 AB跨 1 2 3 24.41 0 2.36 N (kN) 331.96 31.5 0 M (kN·m) -58.58 5.805 2.36 N (kN) 331.96 86.22 0 M (kN·m) 22.73 5.805 8.54 N (kN) 331.96 179.148 0 V (kN) -7.39 0 -0.56 Ⅰ-Ⅰ Ⅰ-Ⅰ BC跨 AB跨A柱 吊车 竖向荷载 AB跨B柱左 BC跨B柱右 BC跨C柱 AB跨二台吊车 吊车 BC跨二台吊车 横向荷载 两跨各一台吊车 自左向右吹 风荷载 自右向左吹 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 1.01 -6.41 40.15 -25.58 -25.25 39.41 0.17 17.99 -19.57 2.08 50.4 0 0 0 0 0 0 0 0 0 -11.59 -6.41 40.15 2.3 48.89 39.41 0.17 17.99 -19.57 2.08 50.4 0 0 0 296.57 0 0 0 0 0 -6.30 -23.20 145.31 -64.69 17.23 142.64 70.76 227.98 -182.37 229.92 50.4 0 0 0 296.57 0 0 0 0 0 -0.48 1.53 -9.56 6.09 6.01 9.38 2.51 19.09 5.586 -21.912 A柱内力设计值组合表

荷载组合类别 内力组合名称 M(kN·m) I-I N(kN) M(kN·m) II-II N(kN) M(kN·m) III-III N(kN) V(kN)) 1+2+0.9[0.8(6+8)+0.9×10+13] +𝑀𝑚𝑎𝑥 45.388 永久荷载+0.9(可变荷载+风荷载) 𝑁𝑚𝑖𝑛 -36.121 332.140 −𝑀𝑚𝑎𝑥 -36.915 371.830 332.140 1+2+0.9[0.9(8+10)+13] 85.292 396.550 1+2+0.9[3+0.8(6+8)+0.9×11+13] 392.702 635.935 -6.609 1+2+0.9[3+4+0.9(7+10)+12] 1+2+0.9[4+0.8(5+7)+0.9×10+12] 1+2+0.9[4+0.8(5+7)+0.9×11+12] 123.114 858.542 -110.918 981.467 48.233 1+2+0.9[4+0.9(7+10)+12] 1+2+0.9[0.9(8+10)+13] 76.166 356.860 1+2+0.9[4+0.9(7+10)+12] -277.040 479.785 44.801 1+2+0.9[3+4+0.9(7+10)+12] 𝑁𝑚𝑎𝑥 -36.915 永久荷载+其他可变荷载 +𝑀𝑚𝑎𝑥 33.262 332.140 371.830 1+2+0.9[3+4+0.9(5+9)+12] 151.176 960.942 1+2+0.9[3+4+0.9(5+9)+12] -55.547 1083.867 35.167 1+2+0.8(6+8)+0.9×10 1+2+3+0.9(8+10) 69.916 400.960 1+2+3+0.8(6+8)+0.9×11 286.866 653.285 14.023 −𝑀𝑚𝑎𝑥 1+2+3+4+0.9(7+10) 1+2+4+0.8(5+7)+0.9×10 1+2+4+0.8(5+7)+0.9×11 -36.510 376.240 -2.890 332.140 109.578 1037.209 17.497 1+2+4+0.9(7+10) -75.006 479.785 13.694 1+2+4+0.9(7+10) 𝑁𝑚𝑖𝑛 -35.628 332.140 1+2+0.9(7+10) 36.727 356.860 1+2+3+4+0.9(7+10) 𝑁𝑚𝑎𝑥 -36.510 1+2+13 +𝑀𝑚𝑎𝑥 -2.540 1+2+12 永久荷载+风荷载 𝑁𝑚𝑖𝑛 -24.160 1+2+12 𝑁𝑚𝑎𝑥 -24.160 332.140 332.140 1+2+12 −𝑀𝑚𝑎𝑥 -24.160 332.140 332.140 376.240 1+2+3+4+0.9(5+9) 164.740 1+2+13 67.115 1+2+12 45.495 1+2+13 67.115 1+2+13 -2.540 332.140 356.860 356.860 356.860 1028.062 1+2+3+4+0.9(5+9) 171.102 1150.987 2.990 1+2+13 126.265 479.785 -15.410 1+2+12 -256.025 479.785 42.040 1+2+12 -256.025 479.785 42.040 1+2+12 -256.025 479.785 42.040 表6-5 B柱内力设计值组合表 表6-6 C柱内力设计值组合表

六、 排架柱的设计

1.A、C列柱的设计

荷载组合类别Ⅰ-Ⅰ内力组合名称M(kN﹒m)+MmaxN(kN)M(kN﹒m)N(kN)M(kN﹒m)N(kN)V(kN)1+2+0.9[0.8(6+8)+0.9×10+13]9.918永久荷载+0.9（可变荷载+风荷载）-Mmax670.4001+2*+0.9[+0.9(8+10)+13] *17.641906.2531*+2*+0.9[3+0.8(6+8)+0.9×11+13] *577.0901498.74918.860Ⅱ-ⅡⅢ-Ⅲ1+2*+0.9[3+4+0.9(7+10)+12]1*+2+0.9[4+0.8(5+7)+0.9×10+12]-12.812751.850715.760751.850670.400760.900720.800760.9001*+2*+1359.140-57.880-57.8801+2+12-57.880670.40059.140670.4001+2*+12670.400670.400-57.8801*+2*+1359.1401+2+13670.400779.8401*+2*+1259.1401*+2+12779.840-11.18912.21425.914-38.979#VALUE!-8.71287.2331+2*+13779.8401155.190870.163992.308920.299720.8001046.7531015.9151+2+0.9[4+0.8(5+7)+0.9×11+12]-34.772-173.1512.220429.401173.03519.280214.137212.370-211.110-211.110-211.1101256.0401166.2721093.1581567.4221297.7461+2+4+0.9（7+10）1198.0031+2+3+4+0.9（5+9）1116.7651*+2*+13880.6901+2+12880.6901*+2*+12880.6901+2+12880.69013.93013.93013.930-13.93011.833-8.44032.6924.94123.18734.88622.394NminNmax+Mmax-MmaxNminNmax+Mmax-MmaxNminNmax1*+2*+0.9[4+0.9(7+10)+12]-18.239-12.812-47.56044.20438.17444.2041+2+0.9[3+4+0.9(7+10)+12]1*+2*+0.8(6+8)+0.9×101+2*+3+4+0.9（7+10）1*+2*+4+0.9（7+10）1+2+3+4+0.9（7+10）1*+2*+0.9[0.9(8+10)+13]1+2+0.9[3+4+0.9(5+9)+12]1+2*+3+0.9（8+10）*1*+2+4+0.8（5+7）+0.9×101*+2*+0.9（7+10）1+2+3+4+0.9（5+9）1*+2*+0.9[4+0.9(7+10)+12]1+2+0.9[3+4+0.9(5+9)+12]1*+2*+3+0.8（6+8）+0.9×11*1+2+4+0.8（5+7）+0.9×11永久荷载+其他可变荷载永久荷载+风荷载柱混凝土：C25；基础混凝土：C25；主筋采用HRB335。都采用对称配筋。

Ⅰ柱的纵向钢筋计算 ① 上柱

由内力组合表6-1可见，上柱Ⅰ-Ⅰ截面共有12组内力组合。经过分析比较，其可能的最不利内力组合：

Ⅰ：M12.81kNm，N715.85kN Ⅰ：M59.14kNm，N670.40kN

由课本表12-4查得有吊车厂房上柱排架方向的计算高度为：

l02.0Hu242008400mm

a)按第Ⅰ组内力组合计算

𝑒0=

𝑀𝑁

=

12.81×106715.85×103=18mm，附加偏心距 𝑒𝑎=20mm>ℎ⁄30=

16.7mm，则 𝑒𝑖=𝑒0+𝑒𝑎=18+20=38mm。

𝜉1=

0.5𝑓𝑐𝐴𝑁

=

0.5×11.9×500×500

715.85×103

=2.08>1，取 𝜉1=1.0。

𝑙0⁄ℎ=8400⁄500=16.8>15，取 𝜉2=1.15−0.01𝑙0⁄ℎ=1.15−0.01×16.8=0.982。

𝜂=1+

1.01300𝑒𝑖⁄ℎ0

(ℎ)𝜉1𝜉2=1+1300×38⁄460×16.82×1.0×

𝑙02

1.0

0.982=3.58，则 𝜂𝑒𝑖=3.58×38=136mm，接近 0.3ℎ0=0.3×460=138mm，按大偏心受压计算。

𝑥=

𝑁𝛼1𝑓𝑐𝑏

=

715.85×1031.0×11.9×500

=120.3mm<𝜉𝑏ℎ0=0.550×460=

′

253.00mm，且 𝑥>2𝑎𝑠=2×40=80mm，满足要求。

′

𝑒=𝜂𝑒𝑖+ℎ⁄2−𝑎𝑠=136+500⁄2−40=346.0mm

𝐴𝑠=𝐴′𝑠=500mm2。

𝑁𝑒−𝛼1𝑓𝑐𝑏𝑥(ℎ0−𝑥⁄2)

′(ℎ−𝑎′)𝑓𝑦0𝑠

<0，取 𝐴𝑠=𝐴′𝑠=0.2%𝑏ℎ=

Ⅰ按第Ⅰ组内力组合计算

𝑒0=

𝑀𝑁

=

59.14×106670.40×103=88.2mm，附加偏心距 𝑒𝑎=20mm>

ℎ⁄30=16.6mm，则 𝑒𝑖=𝑒0+𝑒𝑎=88.2+20=108.2mm。

𝜉1=

0.5𝑓𝑐𝐴𝑁

=

0.5×11.9×500×500

670.40×103

=2.22>1，取 𝜉1=1.0。

𝑙0⁄ℎ=8400⁄500=16.8>15，取 𝜉2=1.15−0.01𝑙0⁄ℎ=1.15−0.01×16.8=0.982。

𝜂=1+

1.01300𝑒𝑖⁄ℎ0

(ℎ)𝜉1𝜉2=1+1300×108.2⁄460×16.82×1.0×

𝑙02

1.0

0.982=1.91，则 𝜂𝑒𝑖=1.91×108.2=206.3mm>0.3ℎ0=0.3×460=138mm，按大偏心受压计算。

𝑥=

𝑁𝛼1𝑓𝑐𝑏

=

670.40×1031.0×11.9×500

=112.7mm<𝜉𝑏ℎ0=0.550×460=

′

253.00mm，且 𝑥>2𝑎𝑠=2×40=80mm，满足要求。

′

𝑒=𝜂𝑒𝑖+ℎ⁄2−𝑎𝑠=206.3+500⁄2−40=416.3mm

𝐴𝑠=

② 下柱

𝐴′𝑠

𝑁𝑒−𝛼1𝑓𝑐𝑏𝑥(ℎ0−𝑥⁄2)

==67mm2 ′′𝑓𝑦(ℎ0−𝑎𝑠)下柱的控制截面为Ⅰ-Ⅰ、Ⅰ-Ⅰ，由内力分析比较，可能的最不利

内力组合为：

Ⅰ：𝑀=87.23kN?m，𝑁=1015.92kN Ⅰ：𝑀=577.09kN?m，𝑁=1498.75kN

由课本表12-4查得有吊车厂房上柱排架方向的计算高度为 𝑙0=𝐻𝑙=6600mm。截面面积 𝐴=2.72×105mm2。 a) 按第Ⅰ组内力组合计算

𝑒0=

𝑀𝑁

=

87.231015.92

=85.9mm，附加偏心距 𝑒𝑎=20mm<ℎ⁄30=

40mm，取 𝑒𝑎=40mm，则 𝑒𝑖=𝑒0+𝑒𝑎=85.9+40=125.9mm。

𝜉1=

0.5𝑓𝑐𝐴𝑁

=

0.5×11.9×2.72×105

1015.92×103

=1.59>1，取 𝜉1=1.0。

𝑙0⁄ℎ=11000⁄1000=11<15，取 𝜉2=1.0。 𝜂=1+

1.01300𝑒𝑖⁄ℎ0

(ℎ)𝜉1𝜉2=1+1300×125.9⁄960×112×1.0×

𝑙02

1.0

1.0=1.71，则 𝜂𝑒𝑖=1.71×125.9=215.3mm<0.3ℎ0=0.3×960=288mm，按小偏心受压计算。

𝑒=𝜂𝑒𝑖+ℎ⁄2−𝑎𝑠=215.3+500⁄2−40=425.3mm 𝜉=

′′

𝑁−𝛼1𝑓𝑐(𝑏𝑓−𝑏)ℎ𝑓−𝜉𝑏𝛼1𝑓𝑐𝑏ℎ0

𝑁𝑒−

′𝛼1𝑓𝑐(𝑏𝑓

−

(0.8−′𝑏)ℎ𝑓(ℎ0

′⁄−ℎ𝑓2)−

′)𝜉𝑏)(ℎ0−𝑎𝑠

20.43𝛼1𝑓𝑐𝑏ℎ0

+𝜉𝑏

+𝛼1𝑓𝑐𝑏ℎ0

=0.967

𝑥=𝜉ℎ0=0.967×960=928.3mm

′′′

(⁄)⁄2)]𝑁𝑒−𝛼𝑓ℎ−𝑥2+−𝑏)ℎ−ℎ[𝑏𝑥(𝑏(ℎ1𝑐00𝑓𝑓𝑓′

𝐴𝑠=𝐴𝑠=<0 ′)𝑓𝑦′(ℎ0−𝑎𝑠

2

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛=0.2%𝐴=544mm2，取 𝐴𝑠=𝐴′𝑠=544mm。

b) 按第Ⅰ组内力组合计算

𝑒0=

𝑀𝑁

=

577.091498.75

=385.0mm，附加偏心距 𝑒𝑎=20mm<ℎ⁄30=

33.3mm，取 𝑒𝑎=33.3mm，则 𝑒𝑖=𝑒0+𝑒𝑎=385.0+33.3=418.3mm。

𝜉1=

0.5𝑓𝑐𝐴𝑁

=

0.5×11.9×2.72×105

1498.75×103=1.08>1，取 𝜉1=1.0。

𝑙0⁄ℎ=11000⁄1000=11<15，取 𝜉2=1.0。 𝜂=1+

1.01300𝑒𝑖⁄ℎ0

(ℎ)𝜉1𝜉2=1+1300×418.3⁄960×112×1.0×

𝑙02

1.0

1.0=1.21，则 𝜂𝑒𝑖=1.21×418.3=507.7mm>0.3ℎ0=0.3×960=288mm，按大偏心受压计算。

𝑥=

𝑁𝛼1𝑓𝑐𝑏

=

1498.75×1031.0×11.9×500

=251.9mm<𝜉𝑏ℎ0=0.550×960=

′528.0mm，且 𝑥>2𝑎𝑠=2×40=80mm，满足要求。

′

𝑒=𝜂𝑒𝑖−ℎ⁄2+𝑎𝑠=507.7−1000⁄2+40=47.7mm

𝐴𝑠=𝐴′𝑠=

𝑁𝑒

′(ℎ−𝑎′)𝑓𝑦0𝑠

=259mm2<0.2%𝐴=544mm2，取 𝐴𝑠=

2

𝐴′𝑠=544mm。

③ A、C柱纵向钢筋 𝐴𝑠(𝐴′𝑠)的配置

综合考虑，实际配置的柱内纵向钢筋为：

2

上柱：2B18，𝐴𝑠=𝐴′𝑠=509mm

2下柱：4B18，𝐴𝑠=𝐴′𝑠=1017mm，在柱侧面设置2B10纵向构

造钢筋，翼缘2B12。 Ⅰ柱的水平分布钢筋

严格地说，为了确定柱内的箍筋，应对上、下柱的控制截面最不利进行组合，然后对上、下柱分别选择剪力绝对值最大的一组对斜截面的承载力进行计算，但对非地震区的单层厂房柱，如无特殊要求，一般柱内箍筋均由构造要求确定，选择A6@200；柱顶500mm范围内和柱底1800mm范围内箍筋选用A6@100；牛腿范围内箍筋配置应按牛腿构造要求配置。 Ⅰ牛腿设计 Ⅰ截面尺寸验算

牛腿外形尺寸：

ℎ1=450mm，ℎ=550mm，ℎ0=515mm 取 𝑎=0，𝑓𝑡𝑘=1.78N⁄mm2，𝛽=0.65。

按荷载短期效应组合的竖向应力值 ∑𝐹𝑣𝑠=𝐷𝑚𝑎𝑥⁄1.4+𝐺4⁄1.2=696.78⁄1.4+54.72⁄1.2=543.3kN，作用于牛腿顶部按荷载短期效应组合计算的水平拉力值 𝐹ℎ𝑠=0，则 𝛽(1−0.5

𝐹ℎ𝑠𝐹𝑣𝑠

)0.5+𝑎⁄ℎ

𝑓𝑡𝑘𝑏ℎ0

0

=0.65×

1.78×500×515

0.5

=595.86kN>𝐹𝑣𝑠=543.3kN。

所以截面尺寸符合要求。 Ⅰ正截面承载力计算确定纵筋数量

𝑎=0，𝐹ℎ=0，则纵向受拉钢筋按构造配置：

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛=𝜌𝑚𝑖𝑛𝑏ℎ=0.002×500×550=550𝑚𝑚2，且不小于 𝐴𝑠=452mm2，则取钢筋4B14 (𝐴𝑠=615mm2)。

由于 𝑎⁄ℎ0<0.3，则可不设弯起钢筋，箍筋按构造配置，牛腿上部 2ℎ0⁄3 范围内水平箍筋的总截面面积不应小于承受Fv的受拉纵筋总面积的1/2，箍筋选用A8@100。此时，×515×50.3×2×

32

1100

=

345.39𝑚𝑚2>𝐴𝑠⁄2=615⁄2=307.5mm2，满足要求。 1. B列柱的设计

柱混凝土：C25；基础混凝土：C25；主筋采用HRB335。都采用对称配筋。

1) 柱的纵向钢筋计算 ① 上柱

由内力组合6-3可见，上柱Ⅰ-Ⅰ截面共有12组内力组合。经过分析比较，其可能的最不利内力组合：

Ⅰ：𝑀=9.92kN?m，𝑁=670.4kN Ⅰ：𝑀=44.2kN?m，𝑁=760.9kN

由课本表12-4查得有吊车厂房上柱排架方向的计算高度为 𝑙0=2𝐻𝑙=8400mm。截面面积 𝐴=3.0×105mm2。 a) 按第Ⅰ组内力组合计算

𝑒0=

𝑀𝑁

=

9.92670.4

=14.8mm，附加偏心距 𝑒𝑎=20mm=ℎ⁄30=

20mm，则 𝑒𝑖=𝑒0+𝑒𝑎=14.8+20=34.8mm。

𝜉1=

0.5𝑓𝑐𝐴𝑁

=

0.5×11.9×3.0×105

670.4×103=2.7>1，取 𝜉1=1.0。

𝑙0⁄ℎ=8400⁄600=14<15，取 𝜉2=1.0。 𝜂=1+

1.01300𝑒𝑖⁄ℎ0

(ℎ)𝜉1𝜉2=1+1300×34.8⁄560×142×1.0×

𝑙02

1.0

1.0=3.43，则 𝜂𝑒𝑖=3.43×34.8=119.2mm<0.3ℎ0=0.3×560=168mm，按小偏心受压计算。

′

𝑒=𝜂𝑒𝑖+ℎ⁄2−𝑎𝑠=119.2+600⁄2−40=379.2mm

′′

𝑁−𝛼1𝑓𝑐(𝑏𝑓−𝑏)ℎ𝑓−𝜉𝑏𝛼1𝑓𝑐𝑏ℎ0

𝜉=

𝑁𝑒−

′𝛼1𝑓𝑐(𝑏𝑓

−

(0.8−′𝑏)ℎ𝑓(ℎ0

′⁄−ℎ𝑓2)−

′)𝜉𝑏)(ℎ0−𝑎𝑠

20.43𝛼1𝑓𝑐𝑏ℎ0

+𝜉𝑏

+𝛼1𝑓𝑐𝑏ℎ0

=0.962

𝑥=𝜉ℎ0=0.962×560=538.7mm

′′′

(⁄)⁄2)]𝑁𝑒−𝛼𝑓ℎ−𝑥2+−𝑏)ℎ−ℎ[𝑏𝑥(𝑏(ℎ1𝑐00𝑓𝑓𝑓′

𝐴𝑠=𝐴𝑠=<0 ′′()𝑓𝑦ℎ0−𝑎𝑠

2

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛=0.2%𝐴=600mm2，取 𝐴𝑠=𝐴′𝑠=600mm。

b) 按第Ⅰ组内力组合计算

𝑒0=

𝑀𝑁

=

44.2×106760.9×103=58.1mm，附加偏心距 𝑒𝑎=20mm=

ℎ⁄30=20mm，则 𝑒𝑖=𝑒0+𝑒𝑎=58.1+20=78.1mm。

𝜉1=

0.5𝑓𝑐𝐴𝑁

=

0.5×11.9×3.0×105

760.9×103

=2.35>1，取 𝜉1=1.0。

𝑙0⁄ℎ=8400⁄600=14<15，取 𝜉2=1.0。 𝜂=1+

1.01300𝑒𝑖⁄ℎ0

(ℎ)𝜉1𝜉2=1+1300×78.1⁄560×142×1.0×

𝑙02

1.0

1.0=2.081，则 𝜂𝑒𝑖=2.081×78.1=162.5mm<0.3ℎ0=0.3×560=168mm，按小偏心受压计算。

′

𝑒=𝜂𝑒𝑖+ℎ⁄2−𝑎𝑠=162.5+600⁄2−40=422.5mm

′′

𝑁−𝛼1𝑓𝑐(𝑏𝑓−𝑏)ℎ𝑓−𝜉𝑏𝛼1𝑓𝑐𝑏ℎ0

𝜉=

𝑁𝑒−

′𝛼1𝑓𝑐(𝑏𝑓

−

(0.8−′𝑏)ℎ𝑓(ℎ0

′⁄−ℎ𝑓2)−

′)𝜉𝑏)(ℎ0−𝑎𝑠

20.43𝛼1𝑓𝑐𝑏ℎ0

+𝜉𝑏

+𝛼1𝑓𝑐𝑏ℎ0

=0.964

𝑥=𝜉ℎ0=0.964×560=539.8mm

′′′

(⁄)⁄2)]𝑁𝑒−𝛼𝑓ℎ−𝑥2+−𝑏)ℎ−ℎ[𝑏𝑥(𝑏(ℎ1𝑐00𝑓𝑓𝑓′

𝐴𝑠=𝐴𝑠=<0 ′′()𝑓𝑦ℎ0−𝑎𝑠

2

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛=0.2%𝐴=600mm2，取 𝐴𝑠=𝐴′𝑠=600mm。

② 下柱

下柱的控制截面为Ⅰ-Ⅰ、Ⅰ-Ⅰ，由内力分析比较，可能的最不利内力组合为：

Ⅰ：𝑀=11.19kN?m，𝑁=1155.19kN Ⅰ：𝑀=57.09kN?m，𝑁=1498.75kN

由课本表12-4查得有吊车厂房上柱排架方向的计算高度为 𝑙0=𝐻𝑙=6600mm。截面面积 𝐴=3.055×105mm2。 a) 按第Ⅰ组内力组合计算

𝑒0=

𝑀𝑁

=

11.191155.19

=9.7mm，附加偏心距 𝑒𝑎=20mm<ℎ⁄30=

40mm，取 𝑒𝑎=40mm，则 𝑒𝑖=𝑒0+𝑒𝑎=9.7+40=49.7mm。

𝜉1=

0.5𝑓𝑐𝐴𝑁

=

0.5×11.9×3.055×105

1155.19×103=1.55>1，取 𝜉1=1.0。

𝑙0⁄ℎ=11000⁄1200=9.2<15，取 𝜉2=1.0。 𝜂=1+

1.01300𝑒𝑖⁄ℎ0

(ℎ)𝜉1𝜉2=1+1300×49.7⁄1160×9.22×1.0×

𝑙02

1.0

1.0=3.17，则 𝜂𝑒𝑖=3.17×49.7=157.7mm<0.3ℎ0=0.3×1160=348mm，按小偏心受压计算。

′

𝑒=𝜂𝑒𝑖+ℎ⁄2−𝑎𝑠=500.5+1200⁄2−40=1060.5mm

′′

𝑁−𝛼1𝑓𝑐(𝑏𝑓−𝑏)ℎ𝑓−𝜉𝑏𝛼1𝑓𝑐𝑏ℎ0

𝜉=

𝑁𝑒−

′𝛼1𝑓𝑐(𝑏𝑓

−

(0.8−′𝑏)ℎ𝑓(ℎ0

′⁄−ℎ𝑓2)−

′)𝜉𝑏)(ℎ0−𝑎𝑠

20.43𝛼1𝑓𝑐𝑏ℎ0

+𝜉𝑏

+𝛼1𝑓𝑐𝑏ℎ0

=0.956

𝑥=𝜉ℎ0=0.956×1160=1109.0mm

′′′

(⁄)⁄2)]𝑁𝑒−𝛼𝑓ℎ−𝑥2+−𝑏)ℎ−ℎ[𝑏𝑥(𝑏(ℎ1𝑐00𝑓𝑓𝑓′

𝐴𝑠=𝐴𝑠=<0 ′)𝑓𝑦′(ℎ0−𝑎𝑠

2

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛=0.2%𝐴=611mm2，取 𝐴𝑠=𝐴′𝑠=611mm。

b) B. 按第Ⅰ组内力组合计算

𝑒0=

𝑀𝑁

=

577.091498.75

=385.0mm，附加偏心距 𝑒𝑎=20mm<ℎ⁄30=

40mm，取 𝑒𝑎=40mm，则 𝑒𝑖=𝑒0+𝑒𝑎=385.0+40=425.0mm。

𝜉1=

0.5𝑓𝑐𝐴𝑁

=

0.5×11.9×3.005×105

1498.75×103=1.08>1，取 𝜉1=1.0。

𝑙0⁄ℎ=11000⁄1200=9.2<15，取 𝜉2=1.0。 𝜂=1+

1.01300𝑒𝑖⁄ℎ0

(ℎ)𝜉1𝜉2=1+1300×425.0⁄1160×9.22×1.0×

𝑙02

1.0

1.0=1.18，则 𝜂𝑒𝑖=1.18×425.0=500.5mm>0.3ℎ0=0.3×1160=348mm，按大偏心受压计算。

𝑥=

𝑁𝛼1𝑓𝑐𝑏

=

1498.75×1031.0×11.9×500

=251.9mm<𝜉𝑏ℎ0=0.550×1160=

′638.0mm，且 𝑥>ℎ𝑓=200mm，满足要求。

′

𝑒=𝜂𝑒𝑖+ℎ⁄2−𝑎𝑠=500.5+1200⁄2−40=1060.5mm ′′′

(⁄)⁄2)]𝑁𝑒−𝛼𝑓ℎ−𝑥2+−𝑏)ℎ−ℎ[𝑏𝑥(𝑏(ℎ1𝑐00𝑓𝑓𝑓′

𝐴𝑠=𝐴𝑠=′)𝑓𝑦′(ℎ0−𝑎𝑠

=770mm2>0.2%𝐴=611mm2 ③ B柱纵向钢筋As(As)的配置

综合考虑，实际配置的柱内纵向钢筋为：

2上柱：3B18，𝐴𝑠=𝐴′ 𝑠=763mm，侧面设2B10纵向构造钢筋。2下柱：4B18，𝐴𝑠=𝐴′=1017mm，侧面设2B10纵向构造钢筋，𝑠

翼缘2B10。

2) 柱的水平分布钢筋

严格地说，为了确定柱内的箍筋，应对上、下柱的控制截面最不利进行组合，然后对上、下柱分别选择剪力绝对值最大的一组对斜截面的承载力进行计算，但对非地震区的单层厂房柱，如无特殊要求，一般柱内箍筋均由构造要求确定，选择A8@200；柱顶500mm和柱底2050mm范围内箍筋选用A8@100；牛腿及牛腿下300mm范围内箍筋配置应按牛腿构造要求配置。 3) 牛腿设计 ① 截面尺寸验算

牛腿外形尺寸：

ℎ1=450mm，ℎ=550mm，ℎ0=515mm 取 𝑎=0，𝑓𝑡𝑘=1.78N⁄mm2，𝛽=0.65。

按荷载短期效应组合的竖向应力值 ∑𝐹𝑣𝑠=𝐷𝑚𝑎𝑥⁄1.4+𝐺4⁄1.2=696.78⁄1.4+54.72⁄1.2=543.3kN，作用于牛腿顶部按荷载短期效应组合计算的水平拉力值 𝐹ℎ𝑠=0，则 𝛽(1−0.5

𝐹ℎ𝑠𝐹𝑣𝑠

𝑡𝑘0

=0.65×)0.5+𝑎⁄ℎ

0

𝑓𝑏ℎ1.78×500×515

0.5

=595.86kN>𝐹𝑣𝑠=543.3kN。

所以截面尺寸符合要求。

② 正截面承载力计算确定纵筋数量

𝑎=0，𝐹ℎ=0，则纵向受拉钢筋按构造配置：

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛=𝜌𝑚𝑖𝑛𝑏ℎ=0.002×500×550=550𝑚𝑚2，且不小于 𝐴𝑠=452mm2，则取钢筋4B14 (𝐴𝑠=615mm2)。

由于 𝑎⁄ℎ0<0.3，则可不设弯起钢筋，箍筋按构造配置，牛腿上部 2ℎ0⁄3 范围内水平箍筋的总截面面积不应小于承受Fv的受拉纵筋总面积的1/2，箍筋选用A8＠100。此时，×515×50.3×2×

32

1100

=

345.39𝑚𝑚2>𝐴𝑠⁄2=615⁄2=307.5mm2，满足要求。

七、 基础设计

1. A、C柱基础设计

基础混凝土采用C25，钢筋采用HPB300 Ⅰ荷载

由Ⅰ-Ⅰ截面的基本组合值计算，根据A柱内力组合表中，选择两组最不利内力对基础进行设计：

Ⅰ：Mk110.92kNm，Nk981.48kN，Vk48.22kN Ⅰ：Mk171.10kNm，Nk1150.99kN，Vk2.99kN 基础承受的由墙体传来的重力荷载:

240mm厚砖墙（含粉刷）18×0.24[6×13.5-(2.4+5.4)×4.2]=208.40kN

钢窗 0.45×(2.4+5.4)×4.2=14.74kN 基础梁 16.7kN 总计： Nwk238.78kN

Nwk距基础形心距：ew(2401000)/2620mm

Ⅰ基础尺寸及埋置深度

按构造要求拟定高度hh1a150

柱的插入深度h10.9hc0.91000900mm。取h1900mm。杯底厚度a1应大于200mm，取a1250mm，则h900250501200mm

基础顶面标高为0.950m，故基础埋置深度

dh0.951.20.952.15m3m

杯壁厚度t300mm，取300mm，则基础顶面突出柱边宽度

b1t7530075375mm

基础边缘高度a2取300mm，杯壁高度h2450mm。 Ⅰ拟定基础地面尺寸，m20kN/m3 Ⅰ计算基底压力及地基承载力验算

基础压力计算，结果如下，其中1.2fa1.2240288kN/m2。

基础底面压力计算及地基承载力验算表

类别 第Ⅰ组 第Ⅰ组 110.92 981.48 48.22 1517.81 20.74 185.93 177.91 181.92<240 185.95<288 171.10 1150.99 2.99 1761.27 26.64 208.99 198.71 203.85<240 208.99<288 上述表格都满足验算，故拟定的基础底面尺寸满足要求。 A柱的基础计算简图如图20所示。

图20 A柱基础计算简图

Ⅰ基础高度验算

地基净反力设计值计算表

类别 第Ⅰ组 第Ⅰ组 -11.95 1033.83 -25.17 1473.34 121.97 117.35 175.39 165.67 综上可知，取第Ⅰ组来研究，pn,max175.39kPa，pn,min165.67kPa

基础底面设置C10混凝土垫层，取as45mm，基础总有效高度为：

h0has1200451155mm，

b2.4mbc2h00.521.1552.81m。

取abb2.4m，atbc0.5m，

0.7nftamh00.70.9671.27195011551927.79＞Fl 故满足柱边抗冲切。

变阶处截面有效高度h0175045705mm

ab125027052660mmb2400mm，故取abb2400mm

Al(l/2ac/2h0)b-（b/2-bch0)2[3600/2(10002375)/2705]24000.528m2，

h0.967，Flpn,maxAl175.390.5281106.06kN

故满足台阶处抗冲切要求。

Ⅰ基础底板配筋计算（按第Ⅰ组最不利组合进行计算） ① 基础长边方向配筋

柱边净反力为：

1al3.61.0(pn,maxpn,min)165.67(175.39165.67)171.88kN/m22l3.62pn,pn,min台阶边缘处净反力为：

② 基础短边方向配筋

按轴心受力计算，平均净反力： 柱边缘处： 台阶截面处： ③ 基础底板钢筋配置

长边方向：As924mm2，选用12A10@200As1256mm2。 短边方向：As749mm2，考虑构造配筋，选用16A10@200

As1256mm2。

由于基础边长大于2.5m，可将两方向缩短10%后交错放置。 杯壁高度450mmt/0.75400mm，杯壁每边配2A10。 2. B柱基础设计 1) 荷载

由Ⅰ-Ⅰ截面的基本组合值计算，根据B柱内力组合表中，选择两组最不利内力对基础进行设计：

Ⅰ：Mk577.09kNm，Nk1498.75kN，Vk18.86kN Ⅰ：Mk429.40kNm，Nk1567.42kN，Vk34.89kN 2) 基础尺寸及埋置深度

按构造要求拟定高度hh1a150

柱的插入深度h10.8hc0.81200960mm1000mm。取

h11000mm。杯底厚度a1应大于250mm，取a1300mm，则

h1000300501350mm

基础顶面标高为0.950m，故基础埋置深度

dh0.951.350.952.3m3m

杯壁厚度t350mm，取350mm，则基础顶面突出柱边宽度

b1t7535075425mm

基础边缘高度a2取350mm，杯壁高度h2500mm。 3) 拟定基础地面尺寸

m20kN/m3，

Nk,max1567.42A(1.2~1.4)(1.2~1.4)(9.70~11.31)m2famd240202.3Abl2.64.010.4m，W2bl262.6426.93m3

64) 计算基底压力及地基承载力验算

基础压力计算，结果如下，其中1.2fa1.2240288kN/m2。 B柱的基础尺寸和计算图如图21所示。

图21 B柱基础尺寸及计算简图

基础底面压力计算及地基承载力验算表

类别 第Ⅰ组 577.09 第Ⅰ组 429.40 1495.75 18.86 1974.15 603.36 276.88 102.76 189.82<240 279.88<288 1567.42 34.89 2045.82 307.99 241.15 152.27 196.71<240 241.15<288 上述表格都满足验算，故拟定的基础底面尺寸满足要求。 5) 基础高度验算

地基净反力设计值计算表

类别 第Ⅰ组 第Ⅰ组 603.36 1495.75 307.99 1567.42 230.86 56.74 195.15 106.27 基础底面设置C10混凝土垫层，取as=45mm，基础总有效高度为

h0has1350451305mm，b2.6mbc2h00.521.3053.11m

取abb2.6m，atbc0.5m，

am(atab)/2(0.52.6)/21.55m，

Al(l/2ac/2h0)b-（b/2-bch0)2(4.0/21.2/21.305)2.60.（b/2-bch0)2＜0 取0

即FlPn，maxAl230.860.24757.02

0.7nftamh00.70.9541.27155013051715.51kN＞Fl 故满足柱边抗冲切。

变阶处截面有效高度h0185045805mm

ab135028052960mmb2600mm，故取abb2600mm

Al(l/2ac/2h0)at[4000/2(12002425)/2805]2600h0.967，Flpn,maxAl230.80.442102.04kN

0.7hftamh00.70.9541.2719758051.271348.38kNFl故满足台阶处抗冲切要求。 6) 基础底板配筋计算

① 基础长边方向配筋（按第1组最不利组合进行计算） 柱边净反力为：

pn,pn,minlac5.2(pn,maxpn,min)56.74(230.8656.74)169.92kN/m22l8台阶边缘处净反力为

② .基础短边方向配筋（按第II组最不利组合进行计算） 按轴心受力计算，平均净反力：

柱边缘处： 台阶截面处： ③ 基础底板钢筋配置

长边方向：As1177mm2，选用15A10@200As1178mm2。 短边方向：As803mm2，考虑构造配筋，选用20A10@200，

As1570mm2。

由于基础边长大于2.5m，可将两方向缩短10%后交错放置。 杯壁高度500mmt/0.75467mm，杯壁每边配2A10。