《单层工业厂房设计计算书》
一．结构选型
该厂房是广州市的一个高双跨（18m+18m）的机械加工车间。车间长90m,柱矩6米，在车间中部，有温度伸缩逢一道，厂房两头设有山墙。拄高大于8米，故采用钢筋混凝土排架结构。为了使屋架有较大的刚度，选用预应力混凝土折线形屋架及预应力混凝土屋面板。选用钢筋混凝土吊车梁及基础梁。厂房的各构选型见表1.1
表1.1主要构件选型
由图1可知柱顶标高是10.20米，牛腿的顶面标高是6.60米，室内地面至基础顶面的距离0.5米，则计算简图中柱的总高度H,下柱高度H l和上柱的高度Hu分别为：
H=10.2m+0.6m=10.8m H l=6.60m+0.6m=7.2m Hu=10.8m-7.2m=3.6m
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，见表1.2。
见表1.2 柱截面尺寸及相应的参数
二．荷载计算
1．恒载
图1
求反力： F1=116.92
F2=111.90
屋架重力荷载为59.84，则作用于柱顶的屋盖结构的重力荷载设计值： G A1=1.2×(116.92+59.84/2)=176.81KN G B1=1.2×(111.90
×6+59.84/2)=170.18 KN (2)吊车梁及轨道重力荷载设计值 G A3=1.2×（27.5+0.8×6）=38.76KN G B3=1.2×（27.5+0.8×6）=38.76KN (3)柱重力荷载的设计值 A,C 柱
B 柱
2．屋面活荷载
屋面活荷载的标准值是0.5KN/m2，作用于柱顶的屋面活荷载设计值：
Q1=1.4×0.5×6×18/2=37.8 KN
3，风荷载
风荷载标准值按ωk=βzμsμzω0计算其中ω0=0.5KN/m2, βz=1, μz根据厂房各部分及B类地面粗糙度表2.5.1确定。
柱顶（标高10.20m）μz=1.01
橼口（标高12.20m）μz=1.06
屋顶（标高13..20m）μz=1.09
μs如图3所示，由式ωk=βzμsμzω0可得排架的风荷载的标准值：
ωk1=βzμs1μzω0=1.0×0.8×1.01×0.5=0.404 KN/m2
ωk2=βzμs2μzω0=1.0×0.4×1.01×0.5=0.202 KN/m2
G4A G3
G3
G
图2 荷载作用位置图
F w
图3 风荷载体型系数和排架计算简
q1=1.4×0.404×6=3.39KN/m
q1=1.4×0.202×6=1.70KN/m
Fw=γQ[(μs1+μs2)×μz h1+(μs3+μs4)×μz h2] βzω0B
=1.4[(0.8+0.4)×1.01×(12.2-10.2)+(-0.6+0.5)×1.01×(13.2-12.2)] ×1×0.5×6
=10.23KN
4．吊车荷载
吊车的参数：B=5.55米，轮矩K=4.4，p max=215KN, p min=25KN,g=38KN。根据B和K，可算出出吊车梁支座反力影响线中个轮压对应点的竖向坐标值，如图４所示：
图４吊车荷载作用下支座反力的影响线
（１）吊车的竖向荷载
D max=γQ F p max∑y i=1.4×115×(1+0.075+0.808+0.267)=346.15KN
D min=γQ F pmin∑y i=1.4×25×(1+0.075+0.808+0.267)=75.25KN
（２）吊车的横向荷载
T=1/4α（Q+g ）=1/4×0.12×(100+38)=4.14KN 吊车横向荷载设计值：
Tmax ＝γQ T ∑y i =1.4×4.14×2.15=12.46KN 三．
排架内力分析
１．恒荷载作用下排架内力分析
图5 恒荷载作用的计算简图
G 1=G A1=176.81KN; G 2=G 3+G 4A =38.76+17.28=56.04KN; G 3=G 5A =38.28KN; G 4=2G B1=340.361KN; G 5=G 3+2G 4B =2×38.76+17.28=94.8KN; G 6=G 5B =38.28KN;
M 1= G 1×e 1=171.81×0.05=8.60KN.m;
M 2=( G 1+ G 4A )e 0- G 3e 3=(176.81+17.28) ×0.2-38.28×0.35=25.42
C 1=23×)11(1)11132
-+--n n λλ（=2.03; C 1=23×)
11(13
2
--n H λλ=1.099;
R A =
H
M 1C 1+
H
M 2
C 3=(8.60×2.03+25.42×1.099)/10.8=4.20KN(→)
R C =-4.20KN(←); R B =0KN; 内力图：
图(K N)
M图(K N.
m)
图6 恒荷载内力图
２．恒荷载作用下排架内力分析
(1)AB 跨作用屋面活荷载
M 1A M 2A
图7 AB 跨作用活荷载作用简图
Q=37.8KN ，则在柱顶和变阶处的力矩为：
M 1A =37.8×0.05=1.89KN.m ，M 2A =37.8×0.25=7.56KN.m ，M 1B =37.8×0.15=5.67KN.m R A =
H M A 1C 1+
H
M
A
2C 3=(1.89×2.03+7.56×1.099)/10.8=1.124KN(→)
R B =H
M B 1C 1 =5.67×2.03/10.8=1.07KN(→)
则排架柱顶不动铰支座总的反力为： R= R A + R B =1.124+1.07=2.19KN(→)
V A = R A －R εA =1.32-0.33×2.19=0.40KN(→) V B = R B －R εB =1.07-0.33×2.19=0.35KN(→) V C = －R εC =-0.33×2.19=－0.72KN(←)
排架各柱的弯矩图,轴力图,柱底剪力如图8所示:
M(KN.m)
N图(k N)
图8 AB跨作用屋面活荷载内力图
(2)BC跨作用屋面活荷载
由于结构对称,且BC跨的作用荷载与AB跨的荷载相同,故只需叫图8的各内力图位置及方向调一即可,如图10所示:
图9 AB跨作用活荷载作用简图
图(
(
图10 BC 跨作用屋面活荷载内力图
３．风荷载作用下排架内力分析
(1) 左吹风时
C=
)]11
(
1[8)]
11(
1[334-+-+n
n
λλ=0.33
R A =-q 1HC 11=-3.39×10.8×0.33=-12.08KN(←)
R C =-q 1HC 11=-1.70×10.8×0.33=-6.06KN(←) R= R A + R C +F w =12.08+6.06+10.23=28.37KN(←) 各柱的剪力分别为:
V A = R A -R εA =-12.08+0.33×28.37=-2..72KN(←) V B = R B -R εB =-6.06+0.33×28.37=3.30KN(→) V C = -R εC =-0.33×-28.37=9.36N(→)
左风计算图
M（KNm)
图11 左风内力图
(2) 右风吹时
因为结构对称，只是内力方向相反,，所以右风吹时，内力图改变一下符号就行，如图12所示；
左风计算图
M（KNm)
图11 左风内力图
４．吊车荷载作用下排架内力分析
（１） D max 作用于A 柱
计算简图如图１２所示，其中吊车竖向荷载D max ，D min 在牛腿顶面引起的力矩为：
M A = D max ×e 3=346.15×0.35=121.15KN.m M B = D min ×e 3=75.25×0.75=56.44KN.m R A =-H
M A
C 3=-121.15×1.099/10.8=-12.33KN(←)
R B =
H
M B
C 3=-56.44×1.099/10.8=5.74KN(→)
R= R A + R B =-12.33+5.74=-6.59N(←) 各柱的剪力分别为:
V A = R A -R εA =-12.33+0.33×6.59=-10.16(←) V B = R B -R εB =5.74+0.33×6.59=7.91KN(→) V C = -R εC =0.33×6.59=2.17N(→
)
D max
N（KN)
M（
KNm)
图１２ D max 作用在A 柱时排架的内力
（２） D max 作用于B 柱左
计算简图如图１２所示，其中吊车竖向荷载D max ，D min 在牛腿顶面引起的力矩为：
M A = D max ×e 3=７５.２５×0.35=２６.３３KN.m M B = D min ×e 3=346.15×0.75=２５９.６１KN.m R A =－
H M A
C 3=-２６.３３×1.099/10.8=-－２.６８KN(←)
R B =－H
M B C 3=２５９.６１×1.099/10.8=２６.４２KN(→)
R= R A + R B =－２.６８+２６.４２=２３.７４N(→) 各柱的剪力分别为:
V A = R A -R εA =－２.６８－0.33×２３.７４=－１０.５１KN(←) V B = R B -R εB =２６.４２－0.33×２３.７４=１８.５９KN(→) V C = -R εC =－0.33×２３.７４=－７.８３N(←
)
D min
M（KNm)
N（KN)
图１３ D max 作用在B 柱左时排架的内力
（３） D max 作用于B 柱左
根据结构对称和吊车吨位相等的条件，内力计算与D ma 作用于B 柱左情况相同，只需将A ，C 柱内力对换和改变全部弯矩及剪力符号：如图１４
（４） D max 作用于C 柱
同理，将D max 作用于A 柱的情况的A ，C 柱的内力对换，且注意改变符号，可求得各柱的内力，如图１5
（５） T max 作用于AB 跨柱
当AB 跨作用吊车横向水平荷载时，排架计算简图16-a 所示。对于A 柱，
n=0.15，λ=0.33，得a=(3.6-0.9)/3.6=0.75.，T max =12.46KN
C 5=
)]
11
(1[2)]
32()
1)(2([
3232
3
-+---++-n
a n a a a λλλ=0.54
R A =－T max C 5=－１２.４６×０.５４=－6.73KN(←) R B =－T max C 5=－１２.４６×０.５４=－6.73KN(←)
min
M（KNm)
N（
KN)
图１４ D max 作用在B 柱右时排架的内力
D max
M （K N m )
N（
KN)
图１5 D max 作用在C 柱时排架的内力
排架柱顶总反力R：
R= R A+ R B= －６.７３－６.７３＝－１３.４６KN
各柱的简力：
V A= R A-RεA=－６.７３＋0.33×１３.４６=－２.２９KN(←)
V B= R B-RεB=－６.７３＋0.33×１３.４６=－２.２９KN (←)
V C=－RεC=0.33×13.46=4.44N(→)
D min
M（KNm)
图16T max作用在AB跨时排架的内力
（６）T max作用于BC跨柱
由于结构对称及吊车的吨位相等，故排架内力计算与“T max作用于AB跨柱”的情况相同，只需将A柱与C柱的对换，如图17
（
图17T max作用BC跨时排架的内
五．柱截面设计（中柱）
混凝土强度等级C20，f c =9.6N/mm 2
，f tk =1.54N/mm 2
．采用HRB335级钢筋，f y = f y `
300
N/mm 2,δb =0.55，上下柱采用对称配筋． １．上柱的配筋计算
由内力组合表可见，上柱截面有四组内力，取h 0＝４００－４０＝３６０mm ，附加
弯矩e
N=429.KN<δb αf c b h 0=０.５５０×１×９.６×４００×３６０＝760.32KN
所以按这个内力来计算时为构造配筋．对三组大偏心的，取偏心矩较大的的一组．即：
M=87.119KN.m N=357.64KN 上柱的计算长度： L 0=2H U =2×3.6=7.2m
e 0=M/N=243.40mm
e i = e 0+ e a =263.40mm
l 0/h=7200/400=18>5．应考虑偏心矩增大系数ε δ1=
N
A f c 5.0=0.5×9.6×160000/357640=2.15>1，取δ
１
＝１
δ2=1.15-0.01l 0/h=1.15-0.01×7200/400=0.97, l 0/h>15，取δ2=0.97 ε=1+
2
00
)(1400
1h
l h e i δ1δ2=1+
2
)400
720000(
360
40.2631400
1×1×0.97=1.31
δ=
bh f N
c α=357640/1×9.6×400×360=0.26
>2αs /h 0=2×40/360=0.22
所以x=δ×h 0=0.26×360=93.6
e `=εe i -h/2+αs =1.31×263.40-４００／２＋４０＝185.05mm N.e `=
f y A s (h 0-a s )-α1f c bx(x/2-a s)
A s =A s `=
)
()
2
(
01s y s c a h f a x
bx f a Ne --＋｀
=
)
40360(300)
402
6.93(
...357640-?-????６９３４００６９０５＋１１８５
=715mm
选用３φ１８（A s =763mm 2）．验算最小配筋率： ρ＝A s /bh=763/400×400=0.47%>0.2%
平面外承载力验算：
l 0=1.5H u =1.5×3.6=5.4m
l 0/b=5400/400=13.5，查表得ψ＝０９３，A c =A-A a =4002-763×2=158474mm
Nu=0.9ψ(f y `A s `
+ f c A s )=0.9×0.93×(300×763×2+9.6×158474)= 1656.55KN ２．下柱配筋计算
取h 0=800-40=760mm ，与上柱分析办法相识，选择两组最不利内力： M=217.96 KN.m M=152.69 KN.m N=810.94 KN N=473.44 KN
(1) 按M=217.96 KN.m ，N=810.94 KN 计算
L 0=１H U =１×7.2=7.2m ，附加偏心矩e a =800/30=2.7mm(大于２０
mm),b=100mm,b f `
=400mm, h f =150mm
e 0=M/N=217960/810.94=268.77mm e i = e 0+ e a =295.77mm
l 0/h=7200/800=9>5而且＜１５．应考虑偏心矩增大系数ε，取δ2=1 δ1=
N A f c 5.0=0.5×9.6×160000/810940=1.05>1，取δ
１
＝１
ε=1+2
00
)(
1400
1h
l h e i δ1δ2=1+
2
)760
720000(
760
77.2961400
1×1×1=1.15
εe i =1.15×295.77=340.14>0.3×760=228，所以为大偏心 受压，应重新假定中和轴位于翼缘内，则 x=
`
1f
c b f N
α=810940/1×9.6×400=211.18>h f =150mm
说明中和轴位于板内，应重新计算受压区的高度： x=
b
f a h b b f a N c f
f c 11)(--
=
100
6.91)
100400(150.810940??-???-６９１=394.72mm
e=εe i +h/2+αs =1.15×295.77 -800／2-40＝7005mm
A s =A s `
=
)
()
2()2
()(`
0010`
1s y c f f f c a h f x
h bx f a h h h b b f a Ne --
--
--｀
=
)
40760(300)272.394760(72.3946100.912150760150)100(.5.700810940-?-
??-??
? ??
-?-??-?４００６９１
=272.87mm 2
(2) 按M=152.69 KN.m ，N=473.44 KN 计算
L 0=１H U =１×7.2=7.2m ，附加偏心矩e a =800/30=2.7mm(大于２０
mm),b=100mm,b f `=400mm, h f =150mm
e 0=M/N=152690/473.44=322.51mm e i = e 0+ e a =349.51mm
l 0/h=7200/800=9>5而且＜１５．应考虑偏心矩增大系数ε，取δ2=1 δ1=
N A f c 5.0=0.5×9.6×160000/810940=1.05>1，取δ
１
＝１
ε=1+2
00
)(
1400
1h
l h e i δ1δ2=1+
2
)760
720000(
760
77.2961400
1×1×1=1.15
εe i =1.15×295.77=340.14>0.3×760=228
受压，应重新假定中和轴位于翼缘内，则 x=
`
1f
c b f N
α=473440/1×9.6×400=123.29>h f 说明中和轴位于翼缘内：
e=εe i +h/2-αs =1.15×349.51 -800／2-40＝A s =A s `
=
)
()
2
(`
001s y f c a h f x h x b f a Ne --
-｀
=
)
40760(3002
760(29.1234006.9193.761473440-?-
????-?
=139.38mm 2
最小配筋βmin A=0.2%×177500=355mm 2
所以选３φ１４（A s =461mm 2）满足要求
查附表１１.１的无柱间支撑垂直排架方向柱的计算长度，l 0=1H l =7.2m l 0/b=7200/400=18，查表得ψ＝0.81，A c =A-A a =177500-461×2=176578mm Nu=0.9ψ(f y `
A s `
+ f c A s )=0.9×0.81×(300×461×2+9.6×176578)=
1437.40KN>Nmax
所以满足弯矩作用平面外的承载力要求 ３．柱裂缝宽度验算
《规范》中规定，对e 0/h 0>0.55的柱要进行裂缝宽度验算，本例的上柱出现e 0/h 0=>0.55,所以应该进行裂缝验算。验算过程见下表２１。其中上柱的A s =763mm 2；E s =200000N/mm 2；构件的受力特征系数a cr =2.1，混凝土的保护层厚度c=25mm,f tk =1.54N/mm 2
。 ４．柱裂缝宽度验算
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φ８@200箍筋。
５．牛腿设计
根据吊车支承的位置，截面的尺寸及构造要求，确定牛腿的尺寸如图２２所示，其中牛腿的截面宽度b=400mm ，牛腿截面高度h=1050mm ，h 0=1015mm.
(1) 牛腿腿截面高度验算
１７<0.2，所以满足要求
Fv ≤β（１－０.５F hk /F vk ）
05.0h a bh f tk +
验算
β＝０.６５，f tk =1.54N/mm 2，
F hk =0，a=650-175-250/2=350mm
F vk =D max /γQ +
G 3/γG =346.15/1.4+38.76/1.2 =279.55KN β（１－０.５F hk /F vk ）
05.0h a bh f tk +
=
0.65×
1015
203505.010*******.1++
??=470.08KN> F vk
所以所选的尺寸满足要求 （２） 牛腿配筋计算
纵向受拉钢筋总截面面积A s ： A s ≥
85.0h f a F y v =
根据规定，纵向受拉钢筋A s 的最小配筋率为0.002bh=0.002×400×1050=840mm 2
>550.2 mm 2。所以要按８４０mm 2配筋。现在选用５φ１６（A s =1005mm 2）
水平箍筋选用φ８@100的双肢筋。
牛腿的剪跨比a/h 0=370/1050=0.35>0.3，所以应该设置弯起钢筋
1015
30085.0)38760346150(???+（
A ≥０.５A s =0.5C1005=502.5mm 2 ，且A ≥0.0015bh=0.0015×400×1015=609 mm
2
故选用４φ１４（A s =６１５mm 2
） ６．牛腿设计
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。插入杯口深度为800mm,则柱吊装时的总长度为3.6+7.2+0.8=11.6m.。柱吊装阶段的荷载为柱自重重
力荷载（应考虑动力系数）即
q 1=μυG q 1k =1.5×1.2×4.0=7.2KN/m
q 2=μυG q 1k =1.5×1.2×(0.4×2.1×25)=37.8KN/m q 3=μυG q 1k =1.5×1.2×4.44=7.99KN/m
q 2
图２３
在上述荷载的作用下， 柱的控制截面的弯矩为： M 1=0.5 q 1H u 2=0.5×7.2×3.62=46.66KN.m
M 2=0.5 q
1H u 2=0.5×7.2×（3.6+1.05）2+0.5×(37.8-7.2)×1.052=94.71KN.m 由∑M B =R A l 3-0.5q 3l32+M 2=0 解得：R A =14.17KN M 3=R A X - q 3x 2
令
dx
dM 3
=R A -q 3x=0 得x=1.77m 则下柱段最大弯矩M 3为：
M 3=14.17×1.77-0.5×7.99×1.772
=12.55KN.m
表 ２４吊装时柱的宽度验算表
六．基础设计（B 柱下基础）
１．初步确定杯口尺寸及基础埋深
（１）杯口尺寸
图２5 基础截面尺寸
杯口的深度：柱子的插入深度H 1=800mm ，所以杯口深度为800+50=850mm 杯口顶部尺寸：宽为400+2×75=550mm ，长为800+2×75=950mm 杯口底部尺寸：宽为400+2×50=500mm ，长为800+2×50=900mm 杯口厚度：因为800 根据以上尺寸，确定基础总高度 H 1+a 1+50=800+250+50=1100mm 基础的埋置深度：1100+600=1700mm 地基承载里设计值：f a =200KN/m 2 (2)基础面积计算 表２６ B 柱在基础地面的荷栽 估算基础底面积： A ≥ D r f N 0 =1006.06/(200-20×1.7)=6.06m 2 考虑偏心受压，将基础的面积增大２０％ 1.2A=1.2×6.06=7.27m 2 取基础地面长边与短边的比为２，则 l=3.8m ，b=1.9m ，取l=４m ，b=２m 校核基础底面积是否满足要求： （１）校核0.5(Pmax+Pmin)≤f 0.5(Pmax+Pmin)=0.5×(198.90+134.22)=166.56KN Pmax=198.90KN<1.2f=1.2×200=240KN （３）校核Pmin ≥０ Pmin=67.91KN>0 由以上得知，基础的地面尺寸４×２＝８m 2，满足要求 图２８基础截面尺寸 ２．地基净反力计算： 合 由表可以看出N max 最不利。（Pjmax=158.10,Pjmin=93.42） ３．冲剪强度验算 从杯口顶面柱边开始的４５0斜拉裂面与基础底面交界处（截面１－１）的净反力 Pj1。基础的有效高度h 0=1100-40=1060mm Pj1=93.42+(4-0.64)/4×(158.10-93.42)= 147.75KN 同理按比例算得： Pj Ⅰ=93.42+(2+0.4)/4×(158.10-93.42)= 132.23KN Pj Ⅰ`=93.42+(2+0.4+0.425)/4×(158.10-93.42)= 139.10KN 因为b=2.0m A 1=(l/2+h v /2-h 0)b=(4/2-0.8/2-1.06) ×2=1.08m 2 A 2=(b c +h 0)h 0-(h 0+b c /2-b/2)2=(0.4+1.06) ×1.06-(1.06+0.4/2-2/2)2=1.48 m 2 （１）柱边截面