结构设计原理课程设计计算书

第一部分：钢筋混凝土
一、设计资料
某二层框架结构，柱网布置见附图1。

底层层高3.9m ，二层层高4.5m ，基础顶面
到室内距离0.635m ，框架柱截面尺寸为450mm 450mm ⨯，结构安全等级为二级，环境类别为一类。

面层做法：按江苏省标准图集苏J01-20057/3采用水磨石楼面(15mm
厚水磨石面层，20m 水泥砂浆打底，荷载标准值取2
0.65kN /m )；该楼盖无其它特殊要求。

设计时按双向板楼盖设计。

顶棚处理：20厚混合砂浆抹灰,荷载标准值取20.3kN/m 。

活载取值：26.2kN/m k q =
材料选用：C30混凝土；梁内纵向受力钢筋采用HRB400，其余钢筋均采用
HRB335。

（ L18100mm =， L 29000mm =）
二、设计计算内容
1 确定结构平面布置图
2 板的设计（3.865标高楼板，弹性方法） （1） 板的内力计算 （2） 强度计算 （3） 绘制配筋图
3. 次梁设计（3.865标高次梁，弹性方法） （1） 内力计算 （2） 强度计算 （3） 绘制配筋图
4. 主梁设计 （3.865标高③轴主梁，弹性方法） （1） 内力计算 （2） 强度计算
（3） 选配钢筋、绘制材料抵抗弯矩图及配筋图
三、设计过程
1. 结构平面布置图（见图1）
2. 楼板计算
（1）尺寸估算
① 由于主梁两端均与柱刚接，按弹性理论设计。

主梁计算长度09000mm c l l ==
查表,主梁001.2
/10~/15 1.29000/10~9000/151080~720mm h l l ==⨯=（）（），取900mm h =；
宽度/3~/2900/3~900/2300~450mm b h h ===，取350mm b =；
图1 楼盖结构平面布置图
② 由于次梁两端均与主梁整浇，按弹性理论设计。

次梁中间跨计算长度
08100mm c l l ==；次梁边跨计算长度08100+450/48123mm c l l ===（）。

查表,次梁001.1/12~/18 1.18123/12~8123/18753~502mm h l l ==⨯=（）（），取
300mm h =。

宽度/3~/2700/3~700/2233~350mm b h h ===，取300mm b =。

③ 由于楼板两端均与主梁整浇，按弹性理论设计。

计算跨度08213mm x l =（C 、D 区隔），08100mm x l =（A 、B 区隔），04500mm y l =。

各区板的计算跨度见表1。

查表，楼板/504500/5090mm h l ===（），考虑到楼面活荷载比较大及其他影响，取100mm h =。

（2）荷载计算 荷载标准值
面层 水磨石楼面 0.65 2kN/m 结构层100mm 厚楼板 0.125 2.50⨯= 2kN/m 平顶
0.45 2kN/m 恒载标准值 k 3.50g = 2kN/m 活载标准值
k 6.20q = 2kN/m
荷载设计值
由可变荷载控制的组合 21.2 3.50 1.4 6.2012.88kN/m g q +=⨯+⨯=（）
由永久荷载控制的组合 21.35 3.500.7 1.4 6.2010.80kN/m g q +=⨯+⨯⨯=（）
故荷载设计值由可变荷载效应控制，板内力计算时取212.88kN/m p g q =+=（） 3）内力计算
双向板按弹性理论计算内力，在求各区板内最大弯矩时，按恒荷载满布及活荷载棋盘式布置，取荷载：
''21.4 6.20/2 4.34kN/m 2
q
p ==⨯=（）
在'p 作用下，各支座可视为固定，某些区隔板跨内最大正弯矩不在板的中心点处；
在''p 作用下，各区格板四周均可视为简支，跨内最大正弯矩则在板的中心点处，计算时可近似取二者之和作为跨内最大正弯矩值。

在求各中间支座最大负弯矩时，按恒荷载及活荷载均满布各区隔板计算，取荷载：
212.88kN/m p g q =+=（）。

计算时，泊松比取1/6，各区板的计算列于表1。

四周与梁整体连接的板区隔，计算所得的弯矩值，根据下列情况予以折减：中间跨的跨中截面及中间支座为20%；边跨的跨中截面以及从楼板边缘算起的第二支座截面：当/ 1.5b l l <时为20%，当时为1.5/2b l l <<时为10%。

l 为垂直于楼板边缘方向的计算跨度，b l 为沿楼板边缘方向的计算跨度。

各区隔折减系数见表2。

（4）配筋计算
各跨中、支座弯矩已求得，即可近似按0/s s y A M h f γ=（）算出相应的钢筋面积。

由于板的配筋率一般较低，故近似取内力臂系数0.9s γ=。

截面有效高度的选定：跨中截面，短跨方向020*******mm y h h =-=-=（），长跨
方向0301003070mm x h h =-=-=（）；支座截面近似取0020x y h h h ==-= 1002080mm -=（）。

配筋计算见表2。

表1 各区隔板内力计算
3. 次梁计算
根据荷载就近向板支承边传递的原则近似确定：从板区隔的四角45 分角线与平行
于长边的中线相交，将每一区隔分为四块，每块小板上的荷载就近传递至支承梁上。

因此，除梁自重（均布荷载）和直接作用在梁上的荷载（分布荷载或集中荷载）外，沿区隔板长边方向的支承梁（次梁）上荷载为梯形分布，短边方向的支承梁（主梁）上为三角形分布。

（1）荷载计算（中间梁）
板传来的恒载（梯形） 恒载标准值 3.5 4.515.75k g =⨯= kN/m （）
活载标准值 6.2 4.527.9k q =⨯= kN/m （） 次梁自重 250.30.6 4.5⨯⨯= kN/m （） 粉刷层重 20.350.60.42⨯⨯= kN/m （） 次梁及粉刷
GK 4.92g = kN/m
由可变荷载控制的组合
1.215.75 1.2 4.92 1.427.918.90 5.90439.0663.86kN/m g q +=⨯+⨯+⨯=++=（） 由永久荷载控制的组合
1.3515.75 1.35 4.920.7 1.427.921.263 6.64227.34255.25kN/m g q +=⨯+⨯+⨯⨯=++=（） 故荷载设计值由可变荷载效应控制。

对于边梁，计算方法同中间梁，设计时可以根据中间梁配筋，此方法是偏于安全的。

（2）计算简图
次梁计算简图见图2。

（3）内力计算
次梁按弹性理论计算内力，应该考虑活载的不利布置，板传来的恒载为梯形分布荷载，梁自重为均布荷载，分别按照梯形荷载和均布荷载可以直接查表得相应的系数，从而计算相应的最大最小内力，次梁最大弯矩计算结果见表3，次梁剪力计算结果见表4。

（4）正截面配筋计算
次梁跨中截面按T 形截面进行受弯承载力计算。

翼缘宽度边跨和跨中均按下面的较
小值采用：'0/38100/32700mm f b l ===（），'04500mm f b b S =+=,故取'2700mm f b =。

跨中截面按一排钢筋考虑，故取0660mm h =，翼缘厚度'100mm f h =，支座截面按两排钢筋考虑，故取0640mm h =。

因'''
10/2 1.014.32700100660100/22355.2kN m c f f f f b h h h α-=⨯⨯⨯⨯-=⋅（）
（）（），其值均大于跨中弯矩设计值的最大值438.94kN m ⋅（），故各跨中截面均属于第一类T 型截面。

支座按矩形截面计算。

次梁正截面受剪承载力计算结果见表5。

（5）次梁斜截面受剪承载力计算
次梁斜截面受剪承载力计算见表6。

（6）计算结果及次梁的构造要求，绘次梁配筋图，见大图。

表2 板正截面承载力计算
图2 次梁的计算简图
表3 次梁弯矩计算
l=+=（）
支座跨度(8.2138.100)/28.1565m
表4 次梁剪力计算
表5 次梁正截面强度计算
表6 次梁斜截面强度计算
4.主梁计算
（1）荷载计算
主梁荷载计算见表7。

（2）计算简图
（3）柱刚度为49450/12 3.4210c EI E E ==⨯。

梁的刚度为022350b EI EI ==⨯
39900/1242.5310E E ⨯=⨯。

柱线刚度95=/ 3.4210/45007.6010c i EI l E E =⨯=⨯柱
梁线刚度95=/42.5310/900047.2510b i EI l E E =⨯=⨯梁
边节点/47.25/7.607.60 3.115i i =+=<∑∑梁柱（
），中间点/i i =∑∑梁柱 247.25/7.607.60 6.225⨯+=>（），查表可知，按等跨简支连续梁计算内力。

主梁的计算简图见图3。

（3）内力计算
查表等跨连续梁内力计算系数表，主梁弯矩计算见表8。

（4）主梁正截面抗弯承载力计算
在正弯矩作用下，主梁跨中截面按T 型截面配筋，边跨和中跨的翼缘宽度均按下面的较小值采用：'0/39000/33000mm f b l ===（），'06300mm f b b S =+=，故取'3000mm f b =；跨中截面按双排钢筋考虑，取090060840mm h =-=（）。

因'''
10/2 1.014.330001000100/23389.1kN m c f f f f b h h h α-=⨯⨯⨯⨯-=⋅（）
（84）（），其值大于跨中弯矩设计值的最大值982.34kN m ⋅，故各跨中截面均属于第一类T 型截面。

主梁支座截面按矩形截面计算，由于支座处截面、板、次梁、主梁负筋相互交叠，使主梁的有效高度降低，故取090075825mm h =-=。

支座A 内边缘及支座B 截面弯矩按1/2M M V b =-⋅计算：
/2926.71417.740.3/2864.05kN m A A M M V b =-⋅=-+⨯=-⋅（）
主梁正截面承载力计算结果见表10，主梁斜截面承载力计算结果见表11。

（5）主梁附加横向钢筋计算
由次梁传给主梁的集中荷载为
158.39228.51386.90kN F G Q =+=+=（）
配附加箍筋的范围132330029007001300mm s b h =+=⨯+⨯-=（）（）。

先选2 C 18吊筋，则所需附加箍筋的截面面积为
2386.9013002509360sin 60618.6mm sin 300 1.0
sv y F A f α⨯-⨯⨯⨯≥==⨯
（）
取B 10@50双肢箍，则1/2618.6/278.5 3.9sv sv n A A ≥=⨯=（）（），故次梁两侧各布置三排附加箍筋。

（6）绘制主梁施工图
纵筋锚固长度1/0.14360/14.335.24a y c L f d f d d α==⨯⨯=，对于C 25钢筋， 35.2425881mm a L =⨯=（）。

关于支座钢筋的截断，根据中国建筑标准设计研究所出版的《混凝土结构施工图平
面整体表示方法制图规则和构造详图》（03G101-1）规定，梁支座上部纵筋的长度规定如下：第一排非通长筋从柱（梁）边起延伸到/3n l 位置；第一排非通长筋从柱（梁）边起延伸到/4n l 位置。

n l 的取值规定为：对于端支座，n l 为本跨净跨；对于中间支座，n l 为支座两边较大一跨的净跨值。

本设计净跨均为90004508550mm n l =-=（），第一排通长筋从柱边起延伸长度
1/38550/32850mm d n L l ===（）；第二排通长筋从柱边起延伸长度
2/48550/42137.5mm d n L l ===（）。

当梁端实际受到部分约束但按简支计算时，应在支座区上部位置纵向构造钢筋，其截面积不应小于渠跨中下部受力钢筋计算需要面积的四分之一，且不少于两根；该纵向构造钢筋自支座边缘向跨内伸出的长度不应小于00.2l ，此处，0l 为该跨的跨度。

故B 支座上部直接延伸到端支座内。

但端支座柱宽a b l <，该应延伸至节点对边向下弯折，其
包含弯弧段在内的水平投影长度不应小于0.4a l ，包含弯弧段在内的竖直投影长度应为15d 。

故竖直段长15375mm d =。

下部纵筋入柱内长度15375mm as l d ==。

根据计算结
果及主梁计算要求，绘主梁配筋图，见之后附加大图。

图3 主梁计算简图 表7 主梁荷载计算表
表9 主梁剪力计算表
表10 主梁正截面强度计算
表11 主梁斜截面强度计算
第二部分：钢结构
一、设计资料
某钢结构工作平台，结构平面布置如图4所示，铺板采用预制钢筋混凝土平板，焊接于次梁上，次梁与主梁，主梁与柱均为铰接，柱与基础为刚性连接。

平台均布恒荷载标准值（包括平台铺板自重）为5.0kN/m,活荷载标准值为7.2kN/m。

钢材采用Q235B，焊条为E43型，手工焊接。

平台基础顶面到平台铺板底部高度6.85m。

结构安全等级为二级。

主梁GL2与次梁GL3平接，主梁GL2一端支承于中柱顶中，另一端支承于边柱侧（柱顶与梁顶部平齐），中柱采用格构式、边柱采用实腹式构件；次梁GL3采用型钢梁，主梁GL2采用组合梁。

（L18400mm
=）
=，L29300mm
二、设计计算内容
1. 确定次梁和预制板的布置。

（绘制平面布置图）
2. 平台梁的设计（绘制平台梁详图）
（1）次梁GL3的设计
（2）主梁GL2的设计
选择主梁（焊接组合梁）截面（截面可沿长度改变）；计算翼缘焊缝；设计加劲肋。

3.平台柱的设计（绘制边柱及中柱详图）
（1）边柱GZ3设计（实腹式：按压弯构件设计）
（2）中柱GZ4设计（格构式：按轴心受压构件设计）
图4 平台结构布置图
4.梁柱连接设计（绘制连接详图）
（1）主梁GL2与边柱GZ3的连接设计
（2）主梁GL2与次梁GL3的连接设计
三、设计过程
1. 次梁GL3的设计
（1）荷载及内力（暂不计次梁自重）
次梁GL3为跨度9.3m l =的两端简支梁。

恒载标准值 5.0 2.814(kN/m)⨯= 活载标准值 7.2 2.820.16(kN/m)⨯= 总荷载标准值 34.16(kN/m)k q =
总荷载设计值：
由永久荷载效应控制的组合 1.214 1.320.1643.0(kN/m)q =⨯+⨯=
由可变荷载效应控制的组合 1.35140.7 1.320.1637.2(kN/m)q =⨯+⨯⨯= 故总荷载设计值由可变荷载效应控制，次梁内力计算时取43.0(kN/m)q = 最大弯矩标准值 22/834.169.3/8369.31(kN m)kx k M q l ==⨯=⋅ 最大弯矩设计值 22/843.09.3/8464.88(kN m)x M ql ==⨯=⋅
最大剪力设计值
/243.09.3/2199.95kN V ql ==⨯=（）
（2）试选截面
设次梁自重引起的弯矩为（估计值）。

因次梁上铺钢筋混凝土平台板并与之相焊接，故不必计算整体稳定性。

截面将由抗弯强度确定，设翼缘厚度大于16mm ，取
2205/mm f N =,则需要的抵抗矩为
63/() 1.02464.8810/1.052052202.92cm x x x W M f γ==⨯⨯⨯=（）（） 均布荷载作用下简支梁的挠度条件为 []5/25048kx T x
M l
v l EI ≤= 需要的惯性矩为
64
3
55250369.3110930043418.58cm 484820610
kx x M l I E ⨯⨯⨯⨯≥==⨯⨯（） 按需要的和查型钢表，选用热轧普通工字钢56a I ，有关参数如下：
32342cm x W = 465576cm x I = 31369cm x S = 12.0mm w t =
2116mm t =>，1069.811039.86 1.04kN/m g =⨯==N/m （）（）
（3）截面强度验算（计入次梁自重）
弯矩设计值 2464.88 1.2 1.049.3/8478.37kN m x M =+⨯⨯=⋅（）（）
剪力设计值 199.95 1.2 1.049.3/2205.75kN V =+⨯⨯=（）
弯曲应力 63/478.3710/1.05234210x x x M W σγ==⨯⨯⨯=（）（） 22194.5/mm 205/mm N f N <=（）（满足要求）
剪应力
334/205.7510136910/655761012x x w VS I t τ==⨯⨯⨯⨯⨯=（）（）
22v 35.80N/mm 125/mm f N <=（）（满足要求）
（4）截面刚度验算（挠度验算）
因提供的65576cm 43418.6cm x I =>（需要值），故挠度条件必然满足。

2 主梁GL2设计
（1）内力计算（暂不计主梁自重）
由于柱截面尺寸未确定，为计算简便，偏安全地取轴线距离为跨度。

故，主梁GL2为跨度16.8m l =的两端简支梁。

次梁传给主梁的集中力标准值 34.169.3 1.049.3327.36kN k F =⨯+⨯=（） 次梁传给主梁的集中力设计值
由可变荷载效应控制：439.3 1.2 1.049.3411.51kN F =⨯+⨯⨯=（） 由永久荷载效应控制：37.29.3 1.35 1.049.3359.02kN F =⨯+⨯⨯=（） 故取411.51kN F =（）
最大弯矩设计值 2.5411.518.4411.51(5.6 2.8)5185.03kN x M =⨯⨯-⨯+=（） 最大剪力设计值
max 2.5411.511028.78kN V =⨯=（）
（2）试选截面
需要的截面抵抗矩为（假定翼缘厚度超过16mm ，取205N /mm f =2）
63/5185.0310/1.0520524088.41cm x x x W M f γ==⨯⨯=（）（）（）
① 腹板高度
梁的最小高度：
根据主梁刚度要求[]/400T v l =，由梁的最小高跨比计算公式min /1/15h l =得
min 16800/151120mm h ==（）
梁的经济高度：
3003001721.6mm e h =-=-=（）
故取腹板高度1800mm h =
② 腹板厚度（假定腹板厚度不超过16mm ，取215N /mm f =2）
3w max w v 1.2/ 1.21028.7810/1800125 5.5mm t V h f =⨯=⨯⨯⨯=（）（）（）
w /11/1112.12mm t ===（） 故取腹板厚度w 14mm t =
所需翼缘面积为21w w w //624088.41/180 1.4180/691.82cm x b t W h t h =-=-⨯=（）
通常翼缘0.20.4360720m b h =
= （）；不必计算整体稳定性的要求为：1/162800/16175mm b l ≥==（受压上翼缘自由长度12800mm l =）
；构造及放置面板的要求为180mm b ≥；放置加劲肋的要求0900.07900.071800216mm b h ≥+=+⨯=；取上下翼缘宽度相同。

综合以各上因素，确定取
400mm 25mm b t ⨯=⨯，224002510000
mm 9182mm bt =⨯=>（），满足要求。

受压翼缘自由外伸宽度与厚度之比/0.540014/257.7213b t =⨯-=<=（）。

因此，受压翼缘的局部稳定得到保证。

（3）截面验算
① 内力计算 梁的截面积 2180 1.4240 2.5452cm A =⨯+⨯⨯=（）
梁的单位长度自重 434521078509.8110 3.48kN/m k q --=⨯⨯⨯⨯=（）
（a ）计算简图（未考虑自重）
图6 主梁截面尺寸
（b ）计算简图（计入自重）
（c ）弯矩图（kN m ⋅）
（d ）剪力图（kN ） 图5 计算简图及内力图
取自重分项系数为1.2，考虑构造系数1.2，则：自重设计值 1.2 1.2 3.48q =⨯⨯=
5.01kN/m （）
最大弯矩为
25185.03 5.0116.8/85361.78kN m x M =+⨯=⋅（） 最大剪力为
max 1028.78+5.0116.8/2=1070.86kN V =⨯（）
② 截面特性
3241.4180/12240 2.591.252345712.5cm x I =⨯+⨯⨯⨯=（）
3/92.525359.1cm x nx W I ==（） 31 2.54091.259125cm S =⨯⨯=（）
3max 2.54091.2590 1.490/214795cm S =⨯⨯+⨯⨯=（）
③ 强度验算
弯曲应力 63/=5361.7810/1.0525359.110x x x M W σγ=⨯⨯⨯=（
）（） 22201.4N/mm 205N/mm f <=（）（满足要求）
剪切应力 334max max w /1070.86101479510/2345712.51014x V S I t τ==⨯⨯⨯⨯⨯=（
）（）
v 48.2N/mm 125N mm f <=（）/（满足要求）
折算应力（跨度中点处）
624
5361.7810900
205.7N mm 2345712.510
x x M y I σ⨯⨯===⨯（/） 332
14
w 0.5411.5110912510 5.7N mm 2345712.51014
x VS I t τ⨯⨯⨯⨯===⨯⨯（/）
221205.9N/mm 1.1205225.5N mm f β==<=⨯=（）/ 折算应力（离支座5.6m 处）
22.5411.51+8.4 5.01 5.6411.51 2.8 5.01 5.6/2=4766.0kN m x M =⨯⨯⨯-⨯-⨯⋅（）（） = 1.5411.518.4 5.01 5.01 5.6631.1kN V ⨯+⨯⨯=（）-（）
624
4766.010900
182.86N mm 2345712.510x x M y I σ⨯⨯===⨯（/） 332
14
w 631.31091251017.54N/mm 2345712.51014
x VS I t τ⨯⨯⨯===⨯⨯（）
221185.37N mm 1.1205225.5N mm f β==<=⨯=（/）/ 故梁的截面强度满足要求。

（4）整体稳定验算
次梁可以作为主梁的侧向支承，主梁受压翼缘自由长度1 2.8m l =，受压翼缘宽度1400mm b =，
则11/2800/400716l b ==<=，故梁的整体稳定不必进行验算。

（5）梁的刚度验算
集中荷载标准值
327.36kN k F =
等效均布荷载标准值（构造系数1.2） 1.2 3.48327.36/2.8121.1kN/m q =⨯+= 计算挠度时，不必考虑因翼缘宽度改变的影响，近似按下式计算
[]33
3455121.11680010.0150.025384384206102345712.510400T k v q kl v l EI l ⨯⨯===<==⨯⨯⨯⨯（满足要求）
（6）梁的截面改变
采用改变翼缘宽度的方法。

取截面改变处离支座的距离/616.8/6 2.8m x l ===，下面对截面改变处进行验算。

① 截面内力
变截面处的弯矩 21070.86 2.8 1.2 3.48 1.2 2.8/22978.76kN m x M =⨯-⨯⨯⨯=⋅（）
变截面处的剪力 1070.86 1.2 3.48 1.2 2.81056.83kN V =-⨯⨯⨯=（）
② 截面尺寸
需要的截面模量 63/2978.7610/1.0520513838cm x x x W M f γ==⨯⨯=（）（）（） 需要的翼缘面积
21w w w //613838/180 1.4180/634.88cm x A W h t h =-=-⨯=（）
取翼缘宽度为200mm ，厚度20mm ，则翼缘面积为3220240cm 34.88cm ⨯=（）>
③ 截面参数 3241.4180/122202911342880cm x I =⨯+⨯⨯⨯=（）
3/9214597cm x x W I ==（），31220913640cm S =⨯⨯=（）
max 364090 1.490/29310cm S =+⨯⨯=（）
④ 稳定验算
受压翼缘外伸宽度与厚度之比/0.520014/20 4.6513b t =⨯-=<=（），故受压翼缘的局部稳定满足要求。

⑤强度验算
弯曲应力 63/=2978.7610/1.051459710x x x M W σγ=⨯⨯⨯=（）（）
22194.3N/mm 205mm f <=（）N/（满足要求） 剪切应力 334max w /1065.8310931010/134********x VS I t τ==⨯⨯⨯⨯⨯=（）（）
22v 20.5N mm 125N/mm f <=（/）（满足要求）
折算应力
62
4
2978.7610900199.6N/mm 134288010
x x M y I σ⨯⨯===⨯（） 33
214
w 1056.831036401020.5N mm 134********
x VS I t τ⨯⨯⨯===⨯⨯（/）
221202.7N mm 1.1205225.5N mm f β==<=⨯=（/）/ 故梁的截面改变处强度满足要求。

（7）翼缘和腹板的连接焊缝
采用直角角焊缝，所需焊缝的焊脚尺寸
33
1f w 4
f 1070.8610912510 1.86mm 1.4 1.41602345712.510x VS h f I ⨯⨯⨯===⨯⨯⨯
构造要求fmin 7.5mm h ===，fmax 1.2 1.21416.8mm h t ==⨯= 故取焊脚尺寸f 8mm h =
（8）局部稳定验算
① 各区格的局部稳定验算
{
0w 1800129
14
h t <>==，应配置横向加劲肋，在支座处和每根次梁处（即集中
荷载处）设支承加劲肋，且加劲肋间距{
00
0.5900mm
2.03600mm 2800mm h h a >=<==，满足构造要
求。

梁承受静力荷载，按规范要求，宜考虑腹板屈曲后强度。

但为了节省钢材，已将梁设计成了沿跨度为变截面，若考虑腹板屈曲后强度，变截面处可能会不满足承载力要求，故本设计不考虑腹板屈曲后强度。

区格Ⅰ
用于腹板受弯计算时通用高厚比为
b 0.7260.85λ===<
2cr 215N mm f σ==/
用于腹板受剪计算时通用高厚比为
0/2800/1800 1.56 1.0a h ==>
{
s 0.81.21.19λ><
=
=
= ]2cr s v 10.590.810.591.190.812596.24N mm f τλ=--=--⨯=（）（）（/） 次梁连接于主梁的加劲肋上，估腹板计算高度边缘的局部压应力0c σ=。

支座附近区格Ⅰ的平均弯矩和平均剪力为：
12/202978.76/21489.38kN m M M M =+=+=⋅Ⅰ（）（）（） 12/21070.861056.83/21063.85kN V V V =
+=+=Ⅰ（）（）（） 平均弯矩在腹板计算高度边缘的弯曲应力
6
204
1489.381090057.1N/mm 22345712.510
x h M I σ⨯==⨯=⨯Ⅰ（） 平均剪力在腹板计算高度边缘的剪切应力32w w 1063.851042.2N mm 180014
V h t τ⨯===⨯Ⅰ
（/）
22
22
c cr cr c,cr 57.142.200.263 1.021596.24σστστσ⎛⎫⎛⎫⎛⎫⎛⎫
++=++=< ⎪ ⎪ ⎪ ⎪⎝⎭
⎝⎭⎝⎭⎝⎭（满足要求）
区格Ⅱ
用于腹板受弯计算时通用高厚比为
b 0.7260.85λ===<
2cr 215N/mm f σ==
用于腹板受剪计算时通用高厚比为 0/2800/1800 1.56 1.0
a h ==>
{
s 0.81.21.19λ><
=
=
= [][]2cr s v 10.590.810.591.190.812596.24N/mm f τλ=--=--⨯=（）（）（） 次梁连接于主梁的加劲肋上，估腹板计算高度边缘的局部压应力0c σ=。

支座附近区格Ⅱ的平均弯矩和平均剪力为：
23/22978.764766.0/23872.38kN m M M M =+=+=⋅Ⅱ（）（）（）
23/2645.3631.3/2638.3kN V V V =+=+=Ⅱ（）（）（）
平均弯矩在腹板计算高度边缘的弯曲应力
6
04
3872.3810900148.6kN mm 22345712.510x h M I σ⨯==⨯=⋅⨯Ⅱ（）
平均剪力在腹板计算高度边缘的剪切应力3
2w w 638.31025.3N/mm 180014V h t τ⨯===⨯Ⅱ（） 2
2
2
2
c cr cr c,cr 148.625.300.547 1.021596.24σστστσ⎛⎫⎛⎫⎛⎫⎛⎫
++=++=< ⎪ ⎪ ⎪ ⎪⎝⎭⎝⎭
⎝⎭⎝⎭（满足要求） 区格Ⅲ
用于腹板受弯计算时通用高厚比为
b 0.7260.85λ===<
2215mm cr f σ==N/
用于腹板受剪计算时通用高厚比为 0/2800/1800 1.56 1.0a h ==>
{
s 0.81.21.19λ><
=
=
= ]2cr s v 10.590.810.591.190.812596.24N/mm f τλ=--=--⨯=（）（）（） 次梁连接于主梁的加劲肋上，估腹板计算高度边缘的局部压应力0c σ=。

支座附近区格Ⅲ的平均弯矩和平均剪力为：
34/24766.05361.78/25063.89kN m M M M =+=+=⋅Ⅲ（）（）（） 34/2219.8205.7/2212.8kN V V V =+=+=Ⅲ（）（）（） 平均弯矩在腹板计算高度边缘的弯曲应力
6
204
5063.8910900194.3N/mm 22345712.510
x h M I σ⨯==⨯=⨯Ⅲ（） 平均剪力在腹板计算高度边缘的剪切应力3
2w w 212.8108.4N/mm 180014
V h t τ⨯===⨯Ⅲ（）
22
22
c cr cr c,cr 194.38.400.824 1.021596.24σστστσ⎛⎫⎛⎫⎛⎫⎛⎫
++=++=< ⎪ ⎪ ⎪ ⎪⎝⎭⎝⎭⎝⎭⎝⎭
② 中间加劲肋（横向）
截面估算
宽度s 0/30401800/3040100mm b h =+=+=（）
厚度s s /15100/15 6.7mm t b
≥==（）
，取7mm s t =
焊缝：fmin 5.6mm h ===（） fmax min 1.2 1.278.4mm h t ==⨯=（），取6mm f h = ③ 支座加劲肋
支座反力1070.86R =kN
根据端部承压条件：3
2ce ce s 1070.8610325N/mm 200
ce R f A t σ⨯==≤=⨯ 得s 16.5mm t ≥，取s 18mm t =
支座加劲肋采用20018⨯，有关参数如下： 220018210146540mm A =⨯+⨯=（）
336418200/1221014
/1212.0510mm I
=⨯+⨯=⨯（）
42.9mm i ===（） 1800/42.942.0y λ==,0.891y ϕ=(b 类截面) 加劲肋在腹板平面外的稳定性
y
支座加劲肋与腹板的连接焊缝fmin 6.4mm h ===（） fmax min 1.2 1.21416.8mm h t ==⨯=（）
，取8mm f h = 32w 2f f 1070.861053.1N/mm 160N/mm 20.781800
f τ⨯===⨯⨯⨯（）< (满足要求)
3 边柱GZ3的设计
（1）初选截面
按轴心受压构件设计初步选取截面尺寸。

柱GZ3一端铰接，一端刚接，侧面半柱高处设柱间支撑。

计算高度00.7320.732 6.85 1.88 3.64m x l H ==--=（）（）；
0 1.0 1.0 6.85/2 3.43m y
l
H ==⨯=（）
边次梁GL3线荷载 1.2 5.0 1.0 1.04 1.37.2 1.016.6kN/m q =⨯⨯++⨯⨯=（）（）
GL3传到GZ3顶的轴力设计值 =16.69.3=154.4N ⨯kN 中 GL2传到GZ3侧的轴力设计值 =1070.86N kN 偏 轴向力的合力设计值
154.4+1070.86=1225.3N =kN
采用工字型组合截面柱，翼缘为轧制边。

按轴心受压估算截面尺寸，但实际为偏心
受压，故取增大系数1.4。

按照式1b =
和式2b =25m =，40y λ=时，12b b >。

当取25m =，45y λ=时，12b b <，所以取42y λ=，查表0.826y ϕ=（C 类），所需截面面积为：
3
21.41225.3109659.4mm 0.826215
y N A f ϕ⨯⨯===⨯（）
按稳定性要求1313.5mm b ===（）
按经济性要求2310.8mm b ===（）
二者相差较小，而且前者比后者略大，截面符合要求。

故取360mm b =，则
360/2514.4mm t ==，取14mm t =；高度应满足h b ≥，取400mm h =，腹板厚度w 12mm t =。

取400mm h =，360mm b =，14mm t =，w 12mm t =。

则截面的几何特性为：
22360143721213104mm A =⨯⨯+⨯=（） 332
437212/122360127186426948768mm x I =⨯+⨯⨯⨯+=（）（）
33428360/1212372/1276512234.7mm y I =⨯+⨯=（）
3/2002134744mm x x W I ==（）
180.5mm x i ===（） 图7 边柱截面尺寸
76.4mm y i ===（） （2）强度验算
偏心距 0.20.0090.209m e =+=（）
偏心弯矩 1070.860.209223.8kN m x M =⨯=⋅（）
x x 要求)
（3）弯矩作用平面内稳定性验算
[]0/3640/180.520.2150x x x l i λλ===<=，查表，b 类截面，0.9692x ϕ=
22EX
22
3.1420600013104
59297.3kN 1.1 1.120.2
x EA N πλ⨯⨯===⨯（） E 1225.30.020759297.3x N N == mx 0.65β=
36
1225.3100.65223.81010.8/0.969213104
1.05213474410.80.0207mx x x x x Ex M N A W N N βϕγ⨯⨯⨯+=+=-⨯⨯⨯-⨯（）（） 22163.6N/mm 215N/mm f <=（）（满足要求）
（4）弯矩作用平面外稳定性验算
[]0/3430/76.444.9150y y y l i λλ===<=；查表，b 类截面，0.8784y ϕ=
2
244.9235
1.07 1.07 1.02 1.04400023544000235
y y
b f λϕ=-=-=>，取 1.0b ϕ=
tx 0.65β=
36
tx 1225.310 1.00.65223.8100.878413104 1.02134744
x x b x M N A W ηβϕϕ⨯⨯⨯⨯+=+=⨯⨯ 22174.6N/mm 215N/mm f <=（）（满足要求）
（5）局部稳定验算
3620max 1225.3100.65223.810372
191.0N/mm 2131044269487482
x x M h N A I σ⨯⨯⨯=+=+=（）
3620min 1225.3100.65223.810372
4.0N/mm 2131044269487482x x M h N A I σ⨯⨯⨯=+=-=-（）
0max min max / 1.02 1.6σσσσ=-=<（）
腹板：
00w 37231160.52516 1.020.520.22551.412h t σλ==<++=⨯+⨯+=（（
翼缘：
36014/212.41314b t -==<=（） 局部稳定满足要求。

4 中柱GZ4的设计
（1）初选截面
① 分肢截面（对实轴计算）
中柱采用格构式柱，按轴心受压构件设计
轴力616.86411.516.8 5.012553.23kN N F q =+=⨯+⨯=（），一端铰接，一端刚接
000.732 6.85 1.88 3.64m x y l l ==⨯-=（） 假定60y λ=，查得0.807ϕ=
所需截面面积 32/2553.2310/0.80721514716mm A N f ϕ==⨯⨯=（）（）
所需回转半径 0/3640/30121y y y i l λ===
分肢采用一对槽钢翼缘内向，选用2[36c ，则截面特性为
264012752915058mm 133.6mm 23.4mm 5.36610mm y A i z I =⨯====⨯，，， ② 分肢间距
采用缀条式，柱内力偏大。

缀条采用角钢L 455⨯，两缀条面内斜缀条毛截面面积之和212429858mm x A =⨯=。

按等稳定原则0x y λλ=，得
03640/1336=27.2x y λλ====
解得16.3x λ=
0/3640/16.3223.3mm x x x i l λ===（）
463.5mm a ===（）
02463.5223.4510.3mm b a z =+=+⨯=（）
采用510mm b =，实际02510223.4463.2mm a b z =-=-⨯=（）
两槽钢翼缘间净距463.22100263.2mm 100=-⨯=>（）
（2）稳定性验算（绕实轴）
[]0/3640/133.627.2150y y y l i λλ===<=，查表得0.9454y ϕ=
3
222553.2310179.4N/mm 215N/mm 0.945415058
N f A ϕ⨯==<=⨯（）（满足要求） （3）稳定性验算（绕虚轴）
233.1mm x i ===
[]0/3640/233.115.6150x x x l i λλ===<=
[]26.8150λ==<=
0.9468ϕ=
3
222553.2310179.1N/mm 215N/mm 0.946815058
N f A ϕ⨯==<=⨯（）（满足要求） max 27.2y λλ==，{}1max 0.727.2,26.80.727.219.0λλ≤=⨯=
011119.026.7507.3mm l i λ≤=⨯=（）
如采用人字式单斜缀条体系，=65θ ，交汇于分肢槽钢边线，则
012/tan 2510/tan 65476mm l b θ=⨯=⨯= （），取01480mm l =
15102tan 65480θ-⨯⎛⎫==
⎪⎝⎭
满足要求，不必验算分肢稳定和强度。

槽钢为轧制型钢，也无需验算分肢局部稳定。

（4）缀条设计 ① 柱的剪力
每个缀条面剪力1/219.1kN V V ==（） 缀条采用L 456⨯，2d1508mm A =，min 8.8mm i =
采用人字式单斜缀条体系，=65θ ，分肢01480mm l =
斜缀条长度d 510/sin 65562.7mm l == （）
② 稳定性验算
一根缀条内力d1/sin 19.1/sin 6521.1N V θ===kN （）
缀条[]1d min =/562.7/8.863.9150l i λλ==<=。

b 类截面，0.8384ϕ=
单面连接等边角钢按轴心受压计算稳定性时，强度折减系数0.60.0015ηλ=+= 0.60.001563.90.696+⨯=
3
22d121.11070.8N/mm 215N/mm 0.6960.8384508
N f A ηϕ⨯==<=⨯⨯（）（满足要求） ③ 缀条连接
单面连接等边角钢按轴心受压计算连接时，强度设计值折减系数0.85η=
缀条焊缝采用角焊缝，肢背
3
2d1f1w1w f 0.70.721.110155mm 0.850.70.850.7160
N h l f ⨯⨯≥==⨯⨯⨯⨯（） 按构造要求，肢背和肢尖焊缝均用f16mm h =，w140mm l =，则
2f1w164026168mm h l =⨯-⨯=（）（）
（4）横隔设计
柱截面最大宽度为360mm ，横隔间距90.36 3.24m s ≤⨯=和8m 。

柱高3.64m ，上下两端柱头、柱脚处以及中间三等分点处设置钢板横隔，与斜缀条节点配合设置。

5 连接设计
（1）主梁与次梁的连接设计
次梁的支座反力411.51/2205.76kN V ==（）
采用高强螺栓摩擦性平接法连接，高强螺栓采用M20，10.9级，孔径为21.5mm ，安装时喷无机富锌烯。

一个螺栓的抗剪承载力设计值
b v f 0.90.910.4515562.78kN N n P μ==⨯⨯⨯=（）
所需的螺栓的数量（考虑连接处的约束作用，取次梁支座反力增大系数1.3）
1.3205.76/6
2.78 4.3n =⨯=（个）
取5n =
螺栓排列如图所示，螺栓间距，端距及边距均满足容许间距的要求。

次梁抗剪强度验算（削弱后）
稍偏于安全，验算近似按下式
3
22v 1.5205.761070.3N/mm 125N/mm 56040521.5f τ⨯⨯==<=--⨯（）（）
（2）主梁与边柱GZ3的连接
梁支承于边柱侧，可先根据构造及经验初步布置，构造图如图所示，
承托板传递全部剪力，螺栓为安全螺栓。

承托板尺寸为32032030⨯⨯。

由于剪力较大，承托板与翼缘连续角焊缝采用三面围焊，取焊脚尺寸f 12mm h =。

正面角焊缝所承担的内力
w 1f f e w1 1.221600.712320524.7kN N f h l β==⨯⨯⨯⨯=∑（）
侧面角焊缝强度（考虑剪力对承托与柱翼缘连接角焊缝的偏心影响，取增大系数1.25）
，根据 3w 21f f e w1w 1.25 1.251070.8610524700160N/mm 20.7126N N f h l l τ-⨯⨯-==≤=⨯⨯⨯-∑（）得 w 310.8mm l ≥，取w 320mm l =。