单层厂房排架结构设计

学号2012021129
混凝土结构课程设计
单层厂房排架结构设计
院（系）名称：航天与建筑工程学院专业名称：土木工程
学生姓名：杨浩
指导教师：郭庆勇
2014年6月
目录
单层厂房排架结构设计
1. 设计资料及要求
(1)工程概况
某金工装配车间为两跨等高厂房，跨度均为18m ，柱距均为6m ，车间总长度为66m 。

每跨设有起重量为150/30t 吊车各2台，吊车工作级别为A5级，轨顶标高9.30m 。

厂房无天窗，采用卷材防水屋面，围护墙为240mm 厚双面清水砖墙，采用钢门窗，钢窗宽度为4.8m ，室内外高差为350mm ，素混凝土地面。

建筑平面及剖面分别如图1和图2所示。

(2)结构设计原始资料
厂房所在地点的基本风压为0.4kN/m 2，地面粗糙度为B 类；基本雪压为0.5kN/m 2。

风荷载的组合值系数为0.6c ψ=，雪荷载的组合值系数为0.6c
ψ=其余可变荷载的组合值
系数均为0.7c
ψ=。

基础持力层为粉土，粘粒含量ρc =0.8,地基承载力特征值f ak =180kN/m 2，
埋深-2.0m ，基底以上土的加权平均重度γm =17kN/m 3,基底以下图的重度γ=18kN/m 3。

(3)材料
基础混凝土强度等级为C20；柱混凝土强度等级为C30。

柱中纵向受力钢筋采用HRB335级；箍筋和分布钢筋采用HPB300级。

(4)设计要求
分析厂房排架内力，并进行排架柱和基础的设计；绘制排架柱和基础的施工图。

图1 厂房平面图
图4 厂房剖面图
2. 结构构件选型、结构布置方案确定说明
因该厂房跨度在15〜36m 之间，且柱顶标高大于8m ，故采用钢筋混凝土排架结构。

为了保证屋盖的整体性和刚度，屋盖采用无檩体系。

由于厂房屋面采用卷材防水做法，故选用屋面坡度较小而经济指标较好的预应力混凝土折线形屋架及预应力混凝土屋面板。

普通钢筋混凝土吊车梁制作方便，当吊车起重量不大时，有较好的经济指标，故选用普通钢筋混凝土吊车梁。

厂房各主要构件选型见表1。

表1主要承重构件选型表
由上图可知，吊车轨顶标高为9.30m 。

对起重量为150/30t 、工作级别为A5的吊车，当厂房跨度为18m 时，可求得吊车的跨度L k =18—0.75X2=16.5m ，由附表4可查得吊车轨顶以上高度为2..05m ；选定吊车梁的高度 1.20b
h m =，暂取轨道顶面至吊车梁顶面的
距离0.20a
h m =，则牛腿顶面标高可按下式计算：
牛腿顶面标高=轨顶标高-b h -a
h =9.30—1.20—0.20=7.90m
由建筑模数的要求，故牛腿顶面标高取为8.10m 。

考虑吊车行驶所需空隙尺寸7
h =220mm ，柱顶标高可按下式计算：
柱顶标高=牛腿顶面标高+b h +a h +吊车高度+7
h
=8.10+1.20+0.20+2.30+0.22=11.57m
故柱顶（或屋架下弦底面）标高取为11.70m。

取室内地面至基础顶面的距离为0.5m，则计算简图中柱的总高度H、下柱高度
H和
l
上柱高度
H分别为
u
H=11.7+0.5=12.2m
H=8.1+0.5=8.6m
l
H=12.2-8.6=3.6m
u
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，以及由柱的截面尺寸，可求得柱的截面几何特征及自重标准值，见表2。

3. 定位轴线
横向定位轴线除端柱外，均通过柱截面几何中心。

对起重量为150/30t工作级别为
A5的吊车，可查得轨道中心至吊车端部距离B
=230mm；吊车桥架外边缘至上柱内边缘
1
B，一般取值不小于80mm。

的净空宽度
2
B=300mm，故
对中柱，取纵向定位轴线为柱的几何中心，则
3
B2= e - B1 - B3= 750 - 230 – 300 = 220mm>80mm
符合要求。

B=400mm，故对边柱，取封闭式定位轴线，即纵向定位轴线与纵墙内皮重合，则3
B2= e - B1 - B3= 750 - 230 – 400 = 120mm>80mm
符合要求。

4. 计算简图确定
由于该金工车间厂房，工艺无特殊要求，且结构布置及荷载分布（除吊车荷载外）均匀，故可取一榀横向排架作为基本的计算单元，单元的宽度为两相邻柱间中心线之间的距离，即B=6.0m，如图5(a)所示；计算简图如图5(b)所示。

图5计算单元和计算简图
5. 荷载计算
5.1 恒载
①屋盖恒载
两毡三油防水层0.35kN/2
m
20mm厚水泥砂浆找平层20kN/3
m
m×0.02m=0.40kN/2 100mm厚水泥蛭石保温层4kN/3
m
m×0.1m=0.40kN/2一毡两油隔气层0.05kN/2
m
20mm厚水泥砂浆找平层20kN/3
m
m×0.02m=0.40kN/2预应力混凝土屋面板（包括灌缝） 1.40kN/2
m
屋架钢支撑2
kN
.0m
05
/
合计 3.05kN/2m
屋架重力荷载为106kN/榀，则作用于柱顶的屋盖结构重力荷载设计值为 1G =1.2×
（3.05kN/2
m ×6m×18m/2+70.86kN/2)=240.16kN ②吊车梁及轨道重力荷载设计值
3G =1.2×
（39.5kN+0.8kN/m×6m)=53.16kN ③柱自重重力荷载设计值 A ，C 柱
4A 4C G =G =1.2×
4kN/m×3.6m=17.82 kN （上柱） 5A
5C
G =G =1.2×
4.69kN/m×8.6m=48.40 kN （下柱） B 柱
4B G =1.2×
6kN/m×3.6m=25.92kN （上柱） 5B
G =1.2×
4.94kN/m×8.6m=50.98kN （下柱） 各项恒载作用位置如图6所示。

图6 荷载作用位置图（单位：kN ）
5.2 屋面活荷载
屋面活荷载标准值为0.5kN/2m ，雪荷载标准值为0.5kN/2m ，后者等于前者，故仅按前者计算。

作用于柱顶的屋面活荷载设计值为
1Q =1.4×0.5×6m×18m/2=37.80kN
Q 1的作用位置与1G 作用的位置相同，如图6所示。

5.3 风荷载
风荷载标准值按下式计算，其中ω0=0.4kN/m 2，z =1.0β，z μ根据厂房各部分标高（图4）及B 类地面粗糙度确定如下：
柱顶（标高11.70m ）z μ=1.048 檐口（标高13.00m ）z μ=1.084 屋顶（标高10.00m ）z μ=1.112
s μ如图7所示，可得排架迎风面及背风面的风荷载标准值分别为
ω1k =βz μz μs1 ω0=1.0×0.8×1.048×0.4 kN/m 2=0.335kN/m 2
ω1k =βz μz μs1 ω0=1.0×0.8×1.048×0.4 kN/m 2=0.335kN/m 2
图7 风荷载体型系数及排架计算简图
则作用于排架计算简图（图7）上的风荷载设计值为： q 1=1.4×0.335 kN/m 2×6m =2.81 kN/m 2 q 2=1.4×0.168 kN/m 2×6m =1.41 kN/m 2 Fw =γQ [(μs1+μs1) μz h 1+(μs3+μs4) μz h 2] βz ω0B
=1.4×[(0.8+0.4)×1.129×2.3+(-0.6+0.5) ×1.17×1.0] ×1.00.4kN/m 2×6.0m =
9.68kN
图8 吊车荷载作用下支座反力影响线
5.4 吊车荷载
由给定吊车150/30t，可知吊车参数为：对于AB跨：
B=5.65m , K=4.40m , g=53.0kN , Q=150kN , F p,max=165kN , F p,min=34kN
根据及K，可算得吊车梁支座反力影响线中各轮压对应点的竖向坐标值，如图8所示。

①吊车竖向荷载
吊车竖向荷载设计值：
D max =γQ F p,maxΣy i =1.4×165 kN×(1+0.792+0.267+0.058) = 489.03kN
D min =γQ F p,minΣy i =1.4×34 kN×(1+0.792+0.267+0.058) = 100.77kN
②吊车横向水平荷载：作用于每个轮子上的吊车横向水平制动力为：
T = 1/4α(Q+g) = 1/4×0.1×(150kN + 53kN) = 5.075kN
作用于排架柱上吊车横向水平荷载设计值为：
T max =γQ TΣy i =1.4×5.075kN×2.117 = 15.04kN
6.排架内力分析
该厂房为单跨等高排架，可用剪力分配法进行排架内力分析。

其中柱的剪力分配系
数i
η按下式计算：
1
11i
i n
i i δηδ∑==
式中：1i δ——第i 根排架的抗侧移刚度。

其结果见表3。

6.1 恒载作用下排架内力分析
恒载作用下排架的计算简图如图9(a)所示。

11240.16G G kN ==
；23453.1617.8270.98G G G kN kN kN =+=+= ;
354153465111124033
40.84;2480.322253.1625.92128.5250.98;
240.160.0512.01;()(240.1617.82)0.2553.160.348.58A B B G G kN G G kN G G G kN G G kN M G e kN M G G e G e kN m =====+=⨯+=====⨯==+-=+⨯-⨯= ；
如图9所示，排架为对称结构且作用对称荷载，排架结构无侧移，故各柱可按柱顶为不动铰支座计算内力。

柱顶不动铰支座反力i
R 计算如下：
对于A ，C 柱，0.109n =，0.295λ= 则：
2
2
13
33
12
13
1
1(1)
331
2.122; 1.132
11
22
1(1)1(1)
6.32; 6.32
A C
n
C C
n n
M M
R C C kN R kN
H H
λλ
λλ
---
====
+-+-
=+==-
，
求得
i
R后，可用平衡条件求出柱各截面的弯矩和剪力。

柱各截面的轴力为该截面以上重力荷载之和，恒载作用下排架结构的弯矩图和轴力图分别见图9（b）、（c）。

图9（d）为排架柱的弯矩、剪力和轴力的正负号规定。

图9恒载作用下排架的内力计算简图及内力图
6.2 屋面活荷载作用下排架内力分析
（1）AB跨作用屋面活荷载
排架计算简图如图10（a）所示
其中
1
37.8
Q kN
=，它在柱顶及变阶处引起的力矩为：
112
11
37.80.05 1.89;37.80.259.45
37.80.15 5.67
A A
B
M Q e kN m M kN m
M Q H kN m
==⨯==⨯=
==⨯=
对于
A 柱，132.122, 1.132,C C == 则
1213 6.32()A A A M M
R C C kN H H
=
+=→ 对于B 柱，0.281n =，0.295λ=，
2131
1(1)3 1.721121(1)
n C n
λλ--=
=+- 11 5.67 1.7210.80()12.2
B B M R
C kN H ⨯===→
则排架柱顶不动铰支座总反力为： 1.210.80 2.01()A B R R R kN =+=+=→
将R 反向作用于排架柱顶，用下式计算相应的柱顶剪力，并于柱顶不动铰支座反力叠加，可得屋面活荷载作用于AB 跨时的柱顶剪力，即：
1.210.287
2.010.63()0.800.426 2.010.06()0.287 2.010.58()
A A A
B B B
C C V R R kN V R R kN V R kN ηηη=-=-⨯=→=-=-⨯=-←=-=-⨯=-← 排架结构的弯矩图和轴力图分别见图10（b ）、（c ）。

图10 AB 跨作用屋面活荷载时排架的计算简图及内力图
（2）BC 跨作用屋面活荷载
由于结构对称，且BC 跨与AB 跨作用荷载相同，故只需将图10中各内力图的位置及方向调整一下即可，如图11所示。

图11 BC 跨作用屋面活荷载时排架的计算简图及内力图
6.3 风荷载作用下排架内力分析
（1）左吹风时
排架计算简图如图12（a ）所示
对于A ，C 柱，已知0.109n =，0.295λ= 则：
41131
1(1)30.329181(1)n C n
λλ+-==+-
1112111 2.8112.20.32911.28()1.4112.20.329 5.66()11.28 5.669.6826.62()A C C w R q HC kN R q HC kN R R R F kN =-=-⨯⨯=-←=-=-⨯⨯=-←=++=---=-←
各柱顶剪力分别为：
11.280.28726.62 3.64()0.42626.6211.34()
5.660.2872
6.62 1.98()A A A B B C C C V R R kN V R kN V R R kN ηηη=-=-+⨯=-←=-=⨯=→=-=-+⨯=→
排架弯矩图如图12（b ）所示：
图12左吹风时排架的计算简图及内力图（kN m ⋅）
(2)右吹风时
计算简图如图13（a ）所示。

将图12所示A ，C 柱内力图对换且改变内力符号后可得，如图13（b ）所示。

图13 右吹风时排架的计算简图及内力图（kN m ⋅）
6.4 吊车荷载作用下排架内力分析
（1）max
D
作用于A 柱
计算简图如图14（a ）所示
其中，吊车竖向荷载max D ，min D 在牛腿顶面处引起的力矩为：
max 3min 3489.030.3146.71100.770.7575.58A B M D e kN m kN m M D e kN m kN m ==⨯===⨯=
对于A 柱，3 1.132C = ，则：
3146.71 1.13213.61()12.2
A A M kN m
R C kN H =-
=-⨯=-← 对于B 柱，0.281n =，0.305λ=则：
2
33331 1.285
121(1)75.58 1.2857.96()12.213.617.96 5.65()B B A B C n
M kN m R C kN H m
R R R kN λλ-==+-==⨯=→=+=-+=-←
排架各柱剪力为：
13.610.287( 5.65)11.99()7.960.426( 5.65)10.37()0.287( 5.65) 1.62()
A A A
B B B
C C V R R kN V R R kN V R kN ηηη=-=--⨯-=-←=-=-⨯-=→=-=-⨯-=→
排架各柱的弯矩图、轴力图及柱底剪力值如图14（b ）、（c ）所示：
图14 max D 作用在A 柱时排架计算简图及内力图
（2）max D 作用于B 柱左 计算简图如图15所示
其中，吊车竖向荷载min D ，max D 在牛腿顶面处引起A M ，B M 为：
min 3max 3100.770.330.23489.030.75366.77A B M D e kN m kN m M D e kN m kN m
==⨯===⨯=
柱顶不动铰支反力A R ，B R 及总反力R 分别为：
330.23 1.132 2.80()12.2
A A M kN m
R C kN H =-
=-⨯=-←
3366.77 1.28538.63()
12.22.8038.6335.83()B B A B M kN m
R C kN H m
R R R kN =
=⨯=→=+=-+=→ 排架各柱顶剪力为：
2.800.28735.831
3.08()38.630.42635.8323.29()0.28735.8310.28()
A A A
B B B
C C V R R kN V R R kN V R kN ηηη=-=--⨯=-←=-=-⨯=→=-=-⨯=-← 排架各柱的弯矩图、轴力图及柱底剪力值如图15（b ）、（c ）所示。

图15 max D 作用在B 柱左时排架计算简图及内力图
（3）max D 作用于B 柱右
根据结构对称性及吊车吨位相等的条件，内力计算与“max D 作用于B 柱左”的情况相同，只需将A ，C 柱内力对换并改变全部弯矩及剪力符号，如图16所示
D作用在B柱右时排架计算简图及内力图
图16 max
（4）
D作用于C柱
max
同理，将“
D作用于A柱”的情况的A，C柱内力对换，并注意改变符号，可求得
max
各柱的内力，如图17所示
D作用在C 柱时排架计算简图及内力图
图17 max
（5）
T作用于AB跨柱
max
计算简图如图18（a）所示
对于A 柱，0.109n =，0.305λ=，查表得(3.6 1.2)/3.60.667a =-=，则
()()()2
2
532123230.726121(1)a a a a n C n λλλ⎡⎤+--+--⎢⎥
⎢⎥⎣⎦=
=⎡⎤
+-⎢⎥
⎣⎦
()max 515.040.72610.91A R T C kN =-=-⨯=-←
同理，对于B 柱，0.281n =，0.295λ= ，查表得(3.6 1.2)/3.60.667a =-= ，则
()()()2
2532123230.725121(1)a a a a n C n λλλ⎡⎤+--+--⎢⎥
⎢⎥⎣⎦=
=⎡⎤
+-⎢⎥
⎣⎦
()max 515.040.72510.90A R T C kN =-=-⨯=-← 排架柱顶总反力为：
10.9110.9021.81()A B R R R kN =+=--=-←
各柱顶剪力为：
10.910.28721.81 4.65()10.900.42621.810.82()0.28721.81 6.26()
A A A
B B B
C C V R R kN V R R kN V R kN ηηη=-=-+⨯=-←=-=-+⨯=-←=-=⨯=→
排架各柱的弯矩图及柱底剪力值如图18（b ）所示。

图18 max T 作用在AB 跨时排架计算简图及内力图
（6）max T 作用于BC 跨柱
由于结构对称性及吊车吨位相等，故排架内力计算与“max T 作用于AB 跨柱”的情况
混凝土结构课程设计计算书
相同，只需将A，C柱内力对换，如图19（b）所示。

T作用在BC跨时排架计算简图及内力图
图19 max
7. 内力组合
由于排架单元为对称结构，可仅考虑A柱截面，荷载内力汇总表见表4，内力组合
见表5，这些表中的控制截面及正号内力方向如表4中的例图所示。

对主进行裂缝宽度
验算时，内力采用准永久值，同时只需要对55
的柱进行验算。

e
h
.0
o
o
表4 A柱内力设计值汇总表
注：M（单位为kN·m），N（单位为kN），V（单位为kN）
表5 A柱内力组合表
2
注：M（单位为kN·m），N（单位为kN），V（单位为kN）
2
8.柱截面设计
A 柱，混凝土强度等级为C30，c f =14.3N/2mm ，tk f =2.01N/2mm ；纵向钢筋采用HRB335级钢筋，'2300/y y f f N mm == ，0.55b ξ= 。

上、下柱均采用对称配筋。

8.1选取控制截面最不利内力
A 柱：
取040045355h mm mm mm =-= 。

则大偏心；两组大偏心受压和小偏心受压界限破坏时对应的轴向力为：
100.55 1.014.34003551116.83b b c N f bh kN ξα==⨯⨯⨯⨯=
由表5可见，上柱I-I 柱底截面共有4组不利内力，4组内力均满足
1116.83b N N kN =<，故均为大偏心受压。

对这4组内力，按照“弯矩相差不多时，轴力
越小越不利；轴力相差不多时，弯矩越大越不利”的原则，可确定上柱的最不利内力为
61.60,214.98M kN m N kN ==
对下柱，截面的有效高度取0
90045855h mm mm mm =-=，则大偏心受压与小偏心
受压界限破坏是对应的轴向压力为：
[]''
10()1.014.31008550.55(400100)1501315.96b c b f f N f bh b b h kN
αξ⎡⎤=+-⎣
⎦=⨯⨯⨯⨯+-⨯= 对下柱，截面Ⅱ-Ⅱ和Ⅲ-Ⅲ截面有8组不利内力，均满足1315.96b N N kN =<，对这8组内力采用和上柱I-I 截面相同的分析方法，可得下柱的最不利内力为：
Ⅱ-Ⅱ截面：313.83,633.84M kN m N kN ==
Ⅲ-Ⅲ截面：310.71,299.98M kN m N kN == 8.2上柱配筋计算
上柱最不利内力为：
061.60,214.98M M kN m N kN ===
由附表查得有吊车厂房排架方向上柱的计算长度02 3.67.2l m m =⨯= 。

附加偏心距
a e 取20mm （大于400mm/30=13.3mm ）。

0286.58,286.5820306.58i M
e mm e mm mm mm N =
==+=
由0/7200/4050181l h mm mm =>=，故应考虑偏心距增大系数s η。

3
0.50.514.3400400
5.322 1.0214.9510c e f A N ς⨯⨯⨯=
==>⨯ ，取 1.0c ζ=。

2
00
1
1 1.251500s e i l e h h ης⎛⎫
=+= ⎪⎝⎭
M=0 1.2561.6077s M M kN m η==⨯=
07700020378214.95
i a a M e e e e mm N =+=
+=+= '/2378400/245533i s e e h a mm mm mm mm =+-=+-=
'010*******.106/90/3550.2541.014.3400355
s c N a h f bh ξα=
==<2==⨯⨯⨯
故取'
2a s x =进行计算：
'/2378400/245223i s e e h a mm mm mm mm =-+=-+=
''2
'
0214950223515()300(35545)
s s
y s Ne A A mm f h a ⨯====-⨯-
选3 18（2763s A mm =），则/(bh)763/(400x 400)0.2%s A ρ==>，满足要求。

由得垂直于排架方向的计算长度0 1.25 3.6 4.5l m m =⨯= ，则
0''2
2
2
2
2
max /4500/40011.25,0.96
0.9()
0.90.96(14.3/400360/7632)
2451.48316.69u c s s l b mm mm N f A f A N mm mm N mm mm kN N kN ϕϕ====+=⨯⨯⨯+⨯⨯=>= 满足弯矩作用平面外的承载力要求。

8.3下柱配筋计算
由分析结果可知，与上柱分析方法类似，选取下列两组不利内力：
313.83,633.84310.71,299.98M kN m N kN
M kN m N kN
====
（1）按0313.83,633.84M M kN m N kN ===计算
查表得0 1.08.6l l H m =⨯= ，截面尺寸：''100,400,150f f b mm b mm h mm ===
()()44
f f A bh 2b b h 10090024001201501810mm
'=+-=⨯+-⨯=⨯
090045855h mm mm mm =-=
附加偏心距()900303020a e mm mm mm ==大于
0495,49520515i M
e mm e mm mm mm N =
==+=
4
3
0.50.514.31810 2.03 1.0633.8410c e f A N ς⨯⨯⨯===>⨯ ，取 1.0c ζ=。

2
00
1
1 1.1101500s e i l e h h ης⎛⎫
=+=
⎪⎝⎭
0348.35s M M kN m η==
034835030549633.84
i a a M e e e e mm N =+=
+=+= '/2549900/245954i s e e h a mm mm mm mm =+-=+-=
先假定中和轴位于翼缘内，则
''
1633840110.81501.014.3400
f c f N x mm h mm f b α=
==<=⨯⨯ 且s x 2a =2x45=90mm '>，为大偏心受压构件受压区在受压翼缘内，则：
''10'
'022
min (/2)
()
633840954 1.014.3110.8400(855110.8/2)
300(85545)
485360c f s s
y s Ne f b x h x A A f h a mm A mm αρ--==-⨯-⨯⨯⨯⨯-=
⨯-=>=
（2）按0310.71,299.98M M kN m N kN ===计算
0310710301066299.98
i a a M e e e e mm N =+=
+=+=
4
3
0.50.514.31810 4.29 1.0299.9810c e f A N ς⨯⨯⨯===>⨯ ，取 1.0c ζ=。

2
00
1
1 1.0491500s e i l e h h ης⎛⎫
=+=
⎪⎝⎭
0325.93s M M kN m η==
0325930301116299.98
i a a M e e e e mm N =+=+=+= 先假定中和轴位于翼缘内，则 ''
1299980
521701.014.3400
f c f N x mm h mm f b α=
==<=⨯⨯ 且'90s x a mm <2= ，为大偏心受压构件受压区在受压翼缘内，则：
''/21116900/245711i s e e h a mm mm mm mm =-+=-+=
''22
min '
0299980711878360()300(85545)
s s
y s Ne A A mm A mm f h a ρ⨯====>=-⨯- 选4 18（21018s A mm =）
（3）验算垂直于弯矩作用平面的受压承载力
()()33x f f f 338411
I h 2h b 2h b 121211
10002200100220050042.210mm 1212=
-+⨯=-⨯+⨯⨯=⨯ 33338411
(2)21212
11
(9002150)100215040012121.6510x f f f I h h b h b mm =-+⨯=
-⨯⨯+⨯⨯⨯=⨯
95.7x i mm =
==
''24222max 0.9()
0.90.711(14.3/1810300/10182)2037.954826.57u c s s N f A f A N mm mm N mm mm kN N kN
ϕ=+=⨯⨯⨯⨯+⨯⨯=>= （满足要求）
8.4柱的裂缝宽度验算
《规范》规定，对000.55e h >的柱应进行裂缝宽度验算。

本例对各控制截面荷载按 准永久组合计算时，上柱及下柱的偏心距都有000.55e h <，故不需要进行裂缝宽度验算。

8.5柱的箍筋配置
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8@200φ箍筋。

8.6牛腿设计
根据吊车梁支承位置、截面尺寸及构造要求，初步拟定牛腿尺寸，如图20所示。

其中牛腿截面宽度400b mm =，牛腿截面高度600h mm =，0560h mm =。

图20牛腿尺寸简图
（1）牛腿截面高度验算
已知0.65β=，22.01/tk f N mm =，0hk F =（牛腿顶面无水平荷载），
150201300a mm mm mm =-+=-<，取0a =，
max
3
489.0353.16393.611.4 1.2
vk Q
G
D G kN kN
F kN γγ=
+
=
+=
00
2.01400560
10.5
0.65585.312393.610.50.5hk
tk vk vk
F f bh kN F kN a F h β⎛
⎫⨯⨯-=⨯=>= ⎪⎝
⎭+
故牛腿截面高度满足要求。

（2）牛腿配筋计算
由于150201300a mm mm mm =-+=-<，因而牛腿可按构造要求配筋。

根据构造要求，2min 0.002600400480s A bh mm mm mm ρ≥=⨯⨯=。

实际选用4 14（2616s A mm =）。

水平箍筋选用8@100φ。

8.7柱的吊装验算
（1）内力计算
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。

由附表查得柱插入杯口深度为10.9900810h mm mm =⨯=，取1
850h mm =，则柱吊装时的总长度为
3.68.60.8513.05m m m m ++= ，计算简图如图21所示。

图21柱吊装计算简图
柱吊装阶段的荷载为柱自重重力荷载（吊装时，应考虑动力系数μ=1.5，柱自重的重力荷载分项系数取1.2），即：
11 1.5 1.24/7.20/G k q q kN m kN m μγ==⨯⨯=
()
322 1.5 1.20.4 1.025/18.00/G k q q m m kN m kN m
μγ==⨯⨯⨯⨯=
33 1.5 1.2 4.69/8.44/G k q q kN m kN m μγ==⨯⨯=
在上述荷载作用下，各柱控制截面的弯矩为：
22112221
1/27.20 3.646.662
1/27.20(3.60.6)1/2(18.07.20)0.665.45u M q H kN m
M kN m =
=⨯⨯==⨯⨯++⨯-⨯=
由2
33321
02
B A M R l q l M ∑=-+=得：
2333165.451/28.448.8529.9528.85
A M R q l kN l =
-=⨯⨯-= 2
3312A M R x q x =-
令330A dM R q x dx
=-=，
得3/29.95/8.44 3.55A x R q m === ，则下柱段最大弯矩3M 为：2329.95 3.550.58.44 3.5553.14M kN m =⨯-⨯⨯=
（2）承载力和裂缝宽度验算
柱截面受弯承载力及裂缝宽度验算过程见表7 表7柱吊装阶段承载力及裂缝宽度验算表
9. 基础设计
因为修正后的地基承载力特征值为2180a f kN m =，在22
160200a
kN m f kN m ≤≤单层排架结构，柱距为6m ，吊车起重量为500-1000KN ，厂房跨度为m L 30≤，设计等级为丙级时，要进行地基变形验算，但该单层排架的吊车起重量为150kN ，不在500-1000kN 之间，故不作变形验算。

则基础混凝土强度等级采用C20，下设100mm 厚C10混凝土垫层。

9.1作用于基础顶面上的荷载计算
作用于基础顶面上的荷载包括柱底（Ⅲ—Ⅲ截面）传给基础的M ，N ，V 以及外墙自重重力荷载。

前者由表5中的Ⅲ—Ⅲ截面选取，见表8，其中内力标准组合值用于地基承载力验算，基本组合值用于受冲切承载力验算和地板配筋计算，内力的正号规定见图22（b ）。

由图22(a)可见，每个基础承受的外墙总宽度为6.0m ，总高度为14.65m ，墙体为厚双面清水砖墙厚240mm （319kN m ）。

钢框玻璃窗（20.45kN m ）基础梁重量为16.7KN/根。

每个基础承受的由墙体传来的重力荷载为：
240mm 厚砖墙
[]319/0.24613.35(3.6 1.2) 4.8260.194kN m m m m m m kN ⨯⨯⨯-+⨯= 钢框玻璃窗30.45/(3.6 1.2) 4.810.37kN m m m m kN ⨯+⨯= 基础梁16.7kN
287.26wk N kN =
k N ω距基础形心的偏心距w e 为：
(240900)/2570w e mm mm mm =+=
1.2 1.2287.26344.72w wk N N kN kN ==⨯=
图22基础荷载示意图
9.2基础尺寸及埋置深度
（1）基础埋置深度d 为-2.00m
杯底厚度1a 应大于200mm ，取1250a mm =， 基础顶面标高为-0.500m ，故：
2.0000.5 1.5h m m m =-=
杯壁厚度300t mm ≥，取325t mm =；基础边缘高度2
a 取350mm ，台阶高度取400mm ，
见图22（b ）。

（2）拟定基础地面尺寸
,max 26.58k wk
a m N N A m f d
γ+≥
=-
适当放大，取23.2 2.68.32A m m m =⨯= （3）计算基底压力及验算地基承载力
2028.32332.8k m G dA kN γ==⨯⨯=
2231
1/6 2.6 3.2 4.446
W lb m ==⨯⨯=
验算地基承载力，其中221.2 1.2180216a f kN m kN m =⨯= 验算结果见下表9。

可见，基础底面尺寸满足要求。

表9 基础底面压力计算及地基承载力验算表
9.3基础高度验算
这时采用基地净反力设计值max ,j j P P 和min j P 计算，结果见表10。

对于第2组内力，计算时，min 0j P <，故对该组内力计算基底净反力。

表10 基础底面净反力设计值计算表
()/b w N N N kN
=+
921.10 577.19 1113.83 ()/(.)
b w w M M Vh N e kN m =+- 215.21 -462.06 27.97 ,max
,min j j p p 2
/(/)b b N M kN m A
W ⎛⎫=± ⎪⎝⎭
159.18 -33.94 140.84 62.24
172.20
127.57
因台阶高度为400mm,基础底面落在从变阶处向外扩散45度线以内，因此不必验算高度 9.4基础底板配筋计算
(1)柱边及变阶处基底反力计算
基础底板配筋计算时长边和短边方向的计算截面简图如图24所示。

三组不利内力设计值在柱边及变阶处的基底净反力计算见表11。

其中第1、3组内力产生的基底反力见图23所示。

图23 变阶处的冲切破坏截面
用表列公式计算第2组内力产生的1j P 和j P III 时，相应的2.05/3.2和2.45/3.2分别用1.2073/2.223和1.473/2.223代替，且,min 0j P =。

表11 柱边及变阶处基底净反力计算
公式
第1组 第2组 第3组 ,max ,min j j p p
159.18 -33.94 140.17 62.64 172.20 127.57 2,min ,max ,min 2.25()/()3.6j j j j P P P P kN m I ⎡⎤
=+-⎢⎥⎣⎦
124.34
83.12
135.64
2,min ,max ,min 2.65()/()
3.6j j j j P P P P kN m III ⎡⎤
=+-⎢⎥⎣⎦
136.45 114.10 137.22
,max 2/(/)2
j j p p kN m I
+
141.76 127.66 137.89
,max 2/()
2
j j P P kN m III
+
147.82 143.15 138.68
,max ,min
2/()2
j j P P kN m +
110.71 69.13 133.87
图24基础底板配筋计算截面
（2）柱边及变阶弯距计算
选取三组内力值中的大值进行计算截面的弯矩
,max 21()(2)
242j j c c P P M b b l l I
I +=
-+
=221/24141.76/(3.20.9)(2 2.60.4)174.98kN m m m m m kN m ⨯⨯-⨯⨯+=
,max 21()(2)
242j j c c P P M b b l l III
III +=
-+
221/24141.76/(3.2 1.7)(2 2.6 1.2)88.69kN m m m m m kN m
=⨯⨯-⨯⨯+=
,max ,min
21()(2)
242j j c c P P M l l b b II +=-+
221/24133.87/(2.60.4)(2 3.20.9)197.08kN m m m m m kN m =⨯⨯-⨯⨯+=
,max ,min 21()(2)242j j V
c c P P M l l b b I +=⨯⨯-⨯-
221/24133.87/(2.6 1.2)(2 3.2 1.7)88.56kN m m m m m kN m =⨯⨯-⨯⨯+=
（3）配筋计算
基础底板受力钢筋采用HPB300级（2
270/y f N mm =）
基础底板长边方向钢筋面积为：
62
12
06
2
12
0174.98104950.90.9(150045)270/88.692103450.90.9(110045)270/s y s y M N mm A mm h f mm mm N mm M N mm A mm
h f mm mm N mm I ⨯===⨯-⨯⨯===⨯-⨯Ⅲ
选用φ10＠100（2785s A mm = ）. 基础底板短边方向钢筋面积为：
62
1206
2
12
190.08105610.9()0.9(15004510)270/88.56103490.9()0.9(11004510)270/s y s y M N mm A mm h d f mm mm mm N mm M N mm
A mm h d f mm mm mm N mm
⨯===-⨯--⨯⨯===-⨯--⨯ⅡⅤ
选用φ12＠150（2754s A mm =）.
基础底板配筋见图25。

由于2/325/4000.810.75t h mm mm ==>，所以杯壁不需要配筋。

图25 基础底板配筋
10. 参考资料
沈蒲生. 混凝土结构设计（第四版）[M]. 北京：高等教育出版社,2012.
白国良,王毅红.混凝土结构设计[M].武汉:武汉理工大学出版社,2011.
朱彦鹏.混凝土结构课程设计指南[M].北京:中国建筑工业出版社,2011.
唐兴荣.混凝土结构课程设计解析与实例[M].北京:机械工业出版社,2012.
GB50009-2012.建筑结构荷载规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2012.
GB50010-2010.混凝土结构设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2011.。