单层工业厂房计算书2014年东北农业大学

单层工业厂房结构课程设计计算书学号:学院：水利与建筑专业：土木工程班级：姓名设计资料某金工车间，单跨无天窗厂房，厂房跨度L=30m，柱距为6m，车间总长度为120m，中间设一道温度缝，厂房剖面图如图所示：车间内设有两台双钩桥式起重机，吊车起重量为150/30kN。吊车轨顶标高为9.6m。建筑地点：哈尔滨。地基：地基持力层为亚粘性层，地基承载力特征值为fak=180kN/m2。最高地下水位在地表15m。材料：混凝土强度等级为C30，纵向钢筋采用HRB400级，(360N/mm2)箍筋采用HPB235级。(300N/mm2)二.选用结构形式钢屋盖，采用30米钢桁架，桁架端部高度为1.2m,中央高度为2.4m，屋面坡度为，，屋面板采用彩色钢板，厚4mm。预制钢筋混凝土吊车梁和轨道链接采用标准图G325，中间跨DL-9Z，边跨DL-9B，梁高。轨道连接采用标准图集G325预制钢筋混凝土取轨道顶面至吊车梁顶面的距离，故牛腿顶面标高=轨顶标高--=9.6-1.2-0.2=8.2查附录12得，吊车轨顶至吊车顶部的高度为2.7m,考虑屋架下弦至吊车顶部所需空间高度为220mm,故柱顶标高=9.6+2.7+0.22=13.52m，柱的各部分尺寸及几何参数上柱b×h=400mm×400mm(g1=4.0kN/m)Ai=b×h=1.6×105m2I1=bh3/12=2.13×109mm4图1厂房计算简图及柱截面尺寸下柱bf×h×b×hf=400mm×800mm×100mm×100mm（g2=3.69kN/m）A2=100×400×2+（800-2×100）×100+2×25×150=1.475×105mm2I2=5003×100/12+2×(400×1003/12+400×100×3002)+4×（253×150/36+343.752×1/2×100×25）=8.78×1010mm4n=I1/I2=2.13×109/(8.78×109)=0.248H1=3.6m；H2=3.6+8.6=12.2m。λ=H1/H2=3.6/12.2=0.295四．荷载计算1.恒荷载（1）屋盖自重SBS防水层1.2×0.1=0.12kN/m220mm厚水泥砂浆找平层1.2×0.02×20=0.48kN/m2大型预应力屋面板（包括灌缝重）1.2×1.4=1.68kN/m2总1g1=3.3kN/m2屋架1.2×60.5=72.6kN则作用屋架一段作用于柱顶的自重为：G1=6×9×3.3+0.5×72.6=214.5kN（2）柱自重上柱：G2=1.2×3.6×4.0=17.28kN下柱：G3=1.2×8.6×3.69=38.08kN（3）吊车梁及轨道自重：G4=1.2×（30.4+0.8×6）=42.2kN2.屋面活荷载由《荷载规范》查得屋面活荷载标准值为0.5kN/m2，因屋面活荷载大于雪荷载0.4kN（50年一遇），故不考虑雪荷载。Q1=1.4×0.5×6×12=50.4kN3.风荷载由《荷载规范》查得齐齐哈尔地区基本风压为ω0=0.45kN风压高度变化系数（按B类地面粗糙度取）为柱顶：（按H2=11.5m）μz=1.04檐口处：（按H2=13.8m）μz=1.11屋顶：（按H2=15.4m）μz=1.15风荷载标准值：ω1k=βzμs1μzω0=1.0×0.8×1.04×0.45=0.37kN/m2ω2k=βzμs2μzω0=1.0×0.5×1.04×0.45=0.23kN/m2则作用于排架上的风荷载设计值为：q1=1.4×0.37×6=3.15kN/mq2=1.4×0.23×6=1.97kN/mFw=γQ[(μs1+μs2)μzω0h1+(μs3+μs4)μzω0h2]×B=1.4×[（0.8+0.5）×1.11×0.45×2.3+（-0.6+0.5）×1.15×0.45×1.6]×6=11.85kN（屋面坡度为1/8）风荷载作用下的计算简图如下图：图2风荷载作用下计算简图4.吊车荷载由附表16-2查得Pk，max=180kN；Pk，min=1/2(G+g+Q)-Pk，max=1/2(228+200)-180=46.5kNB=5600mm，K=4400mm则根据支座反力影响线求出作用于柱上的吊车竖向荷载为：Dmax=φc*γQ*Pk，max*Σyi=0.9×1.4×180×（1+0.267+0.8+0.067）=483.99kNDmin=φc*γQ*Pk，min*Σyi=0.9×1.4×46.5×（1+0.267+0.8+0.067）=125.03kN作用于每一轮子上的吊车横向水平刹车力Fh1=γQ*ɑ/4(Q+g)=1.4×0.1/4×（200+77.2）=9.702kN则两台吊车作用于排架柱顶上的吊车横向水平荷载为Fh=φc*Fh1*Σyi=0.9×9.702×（1+0.267+0.8+0.067）=18.63kN五．内力计算1．恒荷载（1）屋盖自重作用因为屋盖自重是对称荷载，排架无侧移，故按柱顶为不动铰支座计算。由厂房计算简图及柱截面尺寸图取用计算截面图图3取用计算截面e1=0.05m,e0=0.15m,G1=214.5kN,根据n=0.248，λ=0.295查表得C1=1.760，C3=1.268，则可得R=-G1/H2(e1*C1+e0*C3)=-214.5/12.2×(0.05×1.760+0.15×1.268)=-4.97kN(→)计算时对弯矩和剪力的符号规定为：弯矩图绘在受拉一边；剪力对杆端而言，顺时针方向为正（），剪力图可绘在杆件的任意一侧，但必须注明正负号，亦即取结构力学的符号。这样，由屋盖自重对柱产生的内力如下图：图4恒荷载内力图MⅠ=-214.5×0.05+4.97×3.6=7.17kN·mMⅡ=-214.5×0.15+4.97×3.6=-14.28kN·mMⅢ=-214.5×0.15+4.97×12.2=28.46kN·mNⅠ=NⅡ=NⅢ=214.5kN，VⅢ=4.97kN（2）柱及吊车梁自重作用由于在安装柱子时尚未吊装屋架，此时柱顶之间无连系，没有形成排架，故不产生柱顶反力；因吊车梁自重作用点距离柱外边缘不少于750mm，则内力如下图4所示：MⅠ=0，MⅡ=MⅢ=+42.2×0.50-17.28×0.15=18.51kN·mNⅠ=17.28kNNⅡ=17.28+42.2=59.48kNNⅢ=59.48+35.50=94.98kN2.屋面活荷载作用因屋面活荷载与屋盖自重对柱的作用点相同，故可将屋盖自重的内力乘以下列系数，即得屋面活荷载内力分布图如图4所示，其轴向压力及剪力为：Q1/G1=50.4/214.5=0.235NⅠ=NⅡ=NⅡ=50.4kN，VⅡ=0.235×4.97=1.168kN3.风荷载作用为计算方便，可将风荷载分解为对称及反对称两组荷载。在对称荷载作用下，排架无侧移，则可按上端为不动铰支座进行计算；在反对称荷载作用下，横梁内力等于零，则可按单根悬臂柱进行计算。图5柱作用正风压图当柱顶作用集中风荷载Fw时，当墙面作用均布风荷载时，查表得C11=0.355，则得R3=C11·H2·1/2(q1-q2)=0.355×12.2×1/2×(3.15-1.97)=2.56kN当正风压力作用在A柱时横梁内反力R：R=R1+R3=8.49kNA柱内力图如图6所示，其内力为M=(Fw-R)x+1/2q1x2MⅠ=MⅡ=(11.85-8.49)×3.6+1/2×3.15×3.62=36.07kN·mMⅢ=(11.85-8.49)×12.2+1/2×3.15×12.22=275.42kN·mNⅠ=NⅡ=NⅢ=0VⅢ=(Fw-R)+q1x=(11.85-8.49)+3.15×12.2=42.14kN图６Ａ柱作用正风压图７Ａ柱作用负风压当负风压力作用在Ａ柱时（如图７所示），其内力为M=-Rx－1/2q２x2MⅠ=MⅡ=-8.49×3.6－1/2×1.97×3.62=-43.33kN·mMⅢ=-8.49×12.2－1/2×1.97×12.22=-250.19kN·mNⅠ=NⅡ=NⅢ=0VⅢ=-R-q2x=-8.49-3.15×12.2=-32.52kN4．吊车荷载(1)当Dmax值作用于A柱（如图8-a所示）根据n=0.248，λ=0.295查表得C3=1.268。吊车轮压与下柱中心线距离按构造要求取e4=0.35m，则得排架柱上端为不动铰支座时的反力值为：R1=-Dmax·e4·C3/H2=-483.99×0.35×1.268/12.2=-25.15kN(←)R2=-Dmin·e4·C3/H2=-125.03×0.35×1.268/12.2=6.50kN(→)故R=R1+R2=-25.15+6.50=-18.65kN(←)再将R值反向作用于排架柱顶，按剪力分配进行计算。由于结构对称，故各柱剪力分配系数相等，即μA=μB=0.5。（如图8-b所示）各柱的分配剪力为：V‘A=-V‘B=μAR=0.5×18.65=9.33kN(→)最后各柱顶总剪力为：VA=V‘A-R1=9.33-25.15=-15.82kN(←)VB=V‘B-R2=9.33+6.50=-15.83kN(→)图8吊车竖向荷载作用时柱顶剪力(a)上端为不动铰支座时(b)柱顶作用R时则A柱的内力为：（如图9-a所示）MⅠ=-VA·x=-15.82×3.6=-56.95kN·mMⅡ=-VA·x+Dmax·e4=-56.95+483.99×0.35=185.05kN·mMⅢ=-15.82×12.2+483.99×0.5=48.99kN·mNⅠ=0kNNⅡ=NⅢ=483.99kNVⅢ=VA=-15.82kN(←)图9吊车竖向荷载对A柱内力图(a)当Dmax作用于A柱时(b)当Dmin作用于A柱时(2)当Dmin值作用于A柱时（如图9-b所示）MⅠ=-VA·x=-15.82×3.6=-56.95kN·mMⅡ=-VA·x+Dmin·e4=-56.95+125.03×0.35=5.57kN·mMⅢ=-15.82×12.2+125.03×0.35=-130.49kN·mNⅠ=0kNNⅡ=NⅢ=125.03kNVⅢ=VA=-15.82kN(←)(3)当Fh值自左向右作用时(→)由于Fh值同向作用在A、B柱上，因此排架的横梁内力为零，则得A柱的内力：（如图10所示）图10吊车横向水平作用（a）吊车横向水平作用于排架（b）横向水平作用时MⅠ=MⅡ=Fhx=18.63×1.0=18.63kNMⅢ=18.63×(9+0.6)=178.8kN·mNⅠ=NⅡ=NⅢ=0VⅢ=Fh=18.63kN(←)(4)当Fh值自右向左作用时(←)其内力值与当Fh值自左向右作用时相同，但方向相反。六．内力组合单跨排架的A柱与B柱承受荷载的情况相同，故仅对A柱在各种荷载作用下的内力进行组合。表1为A柱在各种荷载作用下内力汇总表，表2为A柱承载力极限状态荷载效应的基本组合，表3为A柱正常使用极限状态荷载效应的标准组合及准永久组合。表1为A柱在各种荷载作用下内力汇总表荷载种类恒荷载屋面活荷载风荷载吊车荷载左风右风荷载编号12345678Ⅰ-Ⅰ7.171.6836.07-43.33-56.95-56.9518.63-18.63231.7850.45.981.425.76-30.95-40.68-40.6813.31-13.31193.1536.0Ⅱ-Ⅱ4.23-3.5436.07-43.33185.055.5718.63-18.63274.950.4483.99125.033.53-2.5325.76-30.95132.183.9913.31-13.31229.0836.0345.7189.31Ⅲ-Ⅲ46.976.69275.42-250.1948.99-130.49178.85-178.85273.9850.4483.99125.034.971.16842.14-32.52-15.82-15.8218.63-18.6339.144.78194.19-175.9634.99-93.21127.75-127.75228.3236．0345.7189.314.140.8329.66-23.06-11.3-11.313.31-13.31注：（1）内力的单位是kN·m，轴力的单位是kN，剪力的单位是kN；（2）表中弯矩和剪力符号对杆端以顺时针为正，轴向力以压为正；（3）表中第1项恒荷载包括屋盖自重、柱自重、吊车梁及轨道自重；（4）组合时第3项与第4项、第5项与第6项、第7项与第八项二者不能同时组合；（5）有Fh作用时候必须有Dmax或Dmin同时作用。表2为A柱承载力极限状态荷载效应的基本组合组合荷载组合内力名称Ⅰ-ⅠⅡ-ⅡⅢ-Ⅲ由可变荷载效应控制的组合（简化规则）1+0.9(2+3)1+0.9(3+5+7)1+0.9(2+3+5+7)32.62277.14220.00710.49505.93754.9346.481+0.9(4+6+8)1+0.9(2+4+6+8)1+0.9(4+6+8)-99.85231.78-49.71432.79-456.61386.51-55.301+0.9(2+4+6+8)1+0.9(2+3+5+7)1+0.9(2+3+5+7)-98.34277.14216.82755.85505.93754.9346.481+0.9(4+6+8)1+0.9(4+6+8)1+0.9(4+6+8)-99.85231.78-46.52387.43-456.61386.51-55.30注：由永久荷载效应控制的组合：其组合值不是最不利，计算从略。表3A柱正常使用极限状态荷载效应的标准组合组合荷载组合内力名称Ⅰ-ⅠⅡ-ⅡⅢ-Ⅲ由可变荷载效应控制的组合（简化规则）值：活：0.7；风：0.6；吊车：0.71+3+0.7×21+5+0.6×3+0.7×71+3+0.7(2+5+7)32.72218.35160.48574.79350.59495.5235.791+4+0.7(6+8)1+4+0.7(2+6+8)1+4+0.7(6+8)-76.89193.15-35.72316.80-291.49290.84-36.151+3+0.7×21+5+0.6×3+0.7（2+7）1+5+0.6×3+0.7(2+7)32.72218.35158.71599.99283.42599.2320.351+4+0.7(6+8)1+4+0.7(6+8)1+4+0.7(6+8)-76.89193.15-33.94291.60-291.49290.84-36.15注：对准永久组合计算，其值要小于标准组合时的相应对应计算值，故在表中从略。七．柱子设计1.上柱配筋计算从表2中选取两组最不利的内力M1=-99.85kN·m；N1=231.78kN。M2=-98.34kN·m；N2=277.14kN。先按M1，N1计算l0/h=2×3600/400=18>5,故需要考虑纵向弯曲影响，其截面按对称配筋计算，偏心距为：e0=M1/N1=99.85/231.78=0.431mea=h/30=400/30=13.33mm≤20mm，取20mmei=e0+ea=431+20=451mmζ1=0.5fcA/N=0.5×14.3×1.6×105/(231.78×103)=4.9>1.0取ζ1=1.0又l0/h=18>15，故取ζ2=1.15-0.01·l0/h=1.15-0.01×18=0.97η=1+QUOTEζ1ζ2=1+QUOTE×1.0×0.97=1.199ηei=1.199×451=532.75mm>0.3h0=109.5mm故按大偏心受压计算则e=ηei+h/2-as=532.75+400/2-35=697.75mmζb=0.482N≤ɑ1fcbh0ζζ=N/(ɑ1fcbh0)=231.78×103/(1.0×14.3×400×365)=0.111<ζbζh0=0.111×365=40.5mm<2as’=70mm不满足取x=2as’=70mm，则ζ=2as’/h0=70/365=0.192As=As’=[Ne-ɑ1fcbh02ζ(1-0.5ζ)]/[fy(h0-as)e=ηei+h/2-as’=532.75+400/2-35=697.75mmAs=[231.78×103×697.75-1.0×14.3×400×3652×0.192×(1-0.5×0.192)]/[360×(365-35)]=247.96mm2因As=247.96mm2<ρminbh=0.002×400×400=320mm2取As=320mm2配置2φ20（As=628mm2）(2)再按M2，N2计算（M2=-98.34kN·m；N2=277.14kN）e0=M2/N2=99.34/277.14=0.358mea=h/30=400/30=13.33mm≤20mm，取20mmei=e0+ea=358+20=378mmζ1=0.5fcA/N=0.5×14.3×1.6×105/(277.14×103)=4.1>1.0取ζ1=1.0又l0/h=18>15，故取ζ2=1.15-0.01·l0/h=1.15-0.01×18=0.97η=1+QUOTEζ1ζ2=1+QUOTE×1.0×0.97=1.233ηei=1.233×378=466.07mm>0.3h0=109.5mm故按大偏心受压计算则e=ηei+h/2-as=466.07+400/2-35=631.07mmζb=0.482N≤ɑ1fcbh0ζζ=N/(ɑ1fcbh0)=277.14×103/(1.0×14.3×400×365)=0.133<ζbζh0=0.133×365=48.5mm<2as’=70mm不满足取x=2as’=70mm，则ζ=2as’/h0=70/365=0.192As=As’=[Ne-ɑ1fcbh02ζ(1-0.5ζ)]/[fy(h0-as)e=ηei+h/2-as’=466.07+400/2-35=631.07mmAs=[277.14×103×631.07-1.0×14.3×400×3652×0.192×(1-0.5×0.192)]/[360×(365-35)]=358.82mm2因As=358.82mm2>ρminbh=0.002×400×400=320mm2取As=358.82mm2配置2φ20（As=628mm2）综合两组计算结果，最后上柱钢筋截面面积每侧选用(2φ20（As=628mm2）)2.下柱配筋计算从表2中选取两组最不利的内力M1=-456.61kN·m；N1=386.51kN。M2=505.93kN·m；N2=754.93kN。先按M1，N1计算l0/h=8600/800=10.75>5,故需要考虑纵向弯曲影响，其截面按对称配筋计算，其偏心距为：e0=M1/N1=456.61/386.51=1.181mea=h/30=800/30=26.67mm>20mmei=e0+ea=1181+26.67=1207.67mmζ1=0.5fcA/N=0.5×14.3×1.475×105/(386.51×103)=2.73>1.0取ζ1=1.0又l0/h=10.75<15，故取ζ2=1.0η=1+QUOTEζ1ζ2=1+QUOTE×1.0×1.0=1.059则e=ηei+h/2-as=1278.92+800/2-35=1643.92mm先按大偏心受压计算相对受压区高度x，并假定中和轴通过翼缘，则有，x<hf’=112.5mm,ζb=0.550,x=N/(ɑ1fcbf’)=386.51×103/(1.0×14.3×400)=67.57mm<ζbh0=0.55×765=420.75mmAs=As’=[Ne-ɑ1fcbf’x(h0-0.5x)]/[fy(h0-as)]=[386.51×103×1643.92-1.0×14.3×400×67.57×(765-0.5×67.57)]/[360×(765-35)]=1342mm2>ρminA=0.002×1.475×105mm2=295mm2(2)再按M2，N2计算（M2=505.93kN·m；N2=754.93kN）e0=M2/N2=505.93/754.93=0.670mea=h/30=800/30=26.67mm>20mmei=e0+ea=670+26.67=696.67mmζ1=0.5fcA/N=0.5×14.3×1.475×105/(754.93×103)=1.397>1.0取ζ1=1.0ζ2=1.0η=1+QUOTEζ1ζ2=1+QUOTE×1.0×1.0=1.102则e=ηei+h/2-as=1.102×696.67+800/2-35=1133mm先按大偏心受压计算相对受压区高度x，并假定中和轴通过翼缘，则有，x<hf’=112.5mm,ζb=0.550,x=N/(ɑ1fcbf’)=754.93×103/(1.0×14.3×400)=131.98mm>hf’=112.5mmx>2as=70mm，按中和轴在腹板内的大偏心受压对称配筋计算。x=[N-ɑ1fc(bf’-b)hf’]/(ɑ1fcb)=[754.93×103-1.0×14.3×(400-100)×100]/(1.0×14.3×100)=227.92mmAs=As’=[Ne-ɑ1fcbf’x(h0-0.5x)-ɑ1fc(bf’-b)hf’(h0-hf’)]/[fy(h0-as)]=[754.93×103×1133-1.0×14.3×400×67.57×(765-0.5×67.57)-14.3×(400-100)×100×(765-100)]/[360×(765-35)]=1093mm2>ρminA=0.002×1.475×105mm2=295mm2综合两组计算结果，最后上柱钢筋截面面积每侧选用(4φ22（As=1520mm2）)3.柱裂缝宽度验算(1)上柱从表-3中取一组正常使用极限状态荷载效应的组合值进行裂缝宽度验算：Mk=76.89kN·m,Nk=193.15kNe0=Mk/Nk=0.398mρte=As/Ate=As/(0.5bh)=628/(0.5×400×400)=0.00785<0.01,取0.01因为l0/h=18>14；ζ1=1.0；ζ2=0.97ηs=1+QUOTE×1.0×0.97=1.157则e=ηse0+h/2-as=1.157×398+400/2-35=625mmγf’=0，z=[0.87-0.12(1-γf’)(h0/e)2]h0=[0.87-0.12(1-0)×(365/625)2]×365=303mm按荷载标准组合计算的纵向受拉钢筋应力σsk=Nk(e-z)/(zAs)=193.15×103(625-303)/(303×628)=326.8N/mm2裂缝间钢筋应变不均匀系数为:ψ=1.1-0.65ftk/(ρte·σsk)=1.1-0.65×2.01/(0.01×326.8)=0.7ωmax=2.1ψ(σsk/Es)×(1.9c+0.08deq/pte)=2.1×0.7×(326.8/200000)×(1.9×25+0.08×20/0.001)=0.498mm>0.3mm不满足要求，故重新配置钢筋：4φ20（As=1256mm2）则ρte=0.0157；σsk=163.42N/mm2ψ=1.1-0.65ftk/(ρte·σsk)=1.1-0.65×2.01/(0.01×163.42)=0.591故ωmax=2.1ψ(σsk/Es)×(1.9c+0.08deq/pte)=2.1×0.591×(163.8/200000)×(1.9×25+0.08×20/0.001)=0.21mm<0.3mm满足要求。(2)下柱从表-3中取一组正常使用极限状态荷载效应的组合值进行裂缝宽度验算：Mk=350.59kN·m,Nk=495.52kNe0=Mk/Nk=0.708mρte=As/Ate=As/(0.5bh)=628/(0.5×400×400)=0.0238因为l0/h=10.75<14；ζ1=1.0；ηs=1.0则e=ηse0+h/2-as=1.0×708+400/2-35=1073mmγf’=(bf’-b)hf’/(bh0)=(400-100)×112.5/(100×765)=0.441z=[0.87-0.12(1-γf’)(h0/e)2]h0=[0.87-0.12(1-0.441)×(765/1073)2]×765=639.5mm按荷载标准组合计算的纵向受拉钢筋应力σsk=Nk(e-z)/(zAs)=495520×(1073-639.5)/(639.5×1520)=354.78N/mm2裂缝间钢筋应变不均匀系数为:ψ=1.1-0.65ftk/(ρte·σsk)=1.1-0.65×2.01/(0.0206×354.78)=0.917ωmax=2.1ψ(σsk/Es)×(1.9c+0.08deq/pte)=2.1×0.917×(354.78/200000)×(1.9×25+0.08×22/0.0206)=0.287mm<0.3mm满足要求。4.运输、吊装阶段验算(1)荷载计算上柱矩形截面面积0.16m2下柱矩形截面面积0.32m2下柱工字形截面面积0.1475m2上柱线荷载q3=0.16×25=4kN/m下柱平均线荷载q1=[0.32×(0.6+1.5)+0.1475×6]×25/8.1=4.8kN/m牛腿部分线荷载q2=[0.24+0.4×(0.25×0.3+0.5×0.25×0.3)/0.5]/25=10.25kN/m(2)弯矩计算l1=0.6+6+1.5=8.1ml2=0.5m；l3=3.6m则：MC=-0.5×4×3.62=25.92kN·mMB=-4×3.6×(0.5+0.5×3.6)-0.5×10.25×0.52=-33.28kN·m求AB跨最大弯矩，先求反力RA：ΣMB=0RA=(0.5×4.8×8.12-33.28)/8.1=15.33kN令V=RA-q1X=0；X=RA/q1=15.33/4.8=3.19m则AB跨最大弯矩为：MAB=15.33×3.19-0.5×4.8×3.192=24.48kN故最不利截面为B及C截面(3)配筋验算对B截面荷载分享系数为1.2，动力系数为1.5，对一般建筑物，构件的重要性系数取γ0=0.9，则其弯矩设计值为MB=-1.2×1.5×0.9×33.28=-53.91kN·m受拉钢筋截面面积：（为偏于安全，下柱取工形截面计算）ɑs=M/(ɑ1fcbh02)=53910000/(1.0×14.3×200×3652)=0.1415查表得γs=0.928As=M/(fyγsh0)=53910000/(360×0.928×365)=422mm2下柱原配受拉钢筋4φ22（As=1520mm2），故安全对C截面其弯矩设计值为：MB=-1.2×1.5×0.9×25.92=-41.99kN·m受拉钢筋截面面积ɑs=M/(ɑ1fcbh02)=41990000/(1.0×14.3×400×3652)=0.055查表得γs=0.972As=M/(fyγsh0)=41990000/(360×0.972×365)=329mm2下柱原配受拉钢筋4φ20（As=1256mm2），故安全(4)裂缝宽度验算对B截面ρte=As/(0.5bh)=1520/(0.5×400×200)=0.038MBk=-1.5×33.28=-49.92kN·mσsk=Mk/(0.87Ash0)=49920000/(0.87×1520×365)=103.4N/mm2ψ=1.1-0.65ftk/(ρte·σsk)=1.1-0.65×2.01/(0.038×103.4)=0.758ωmax=2.1ψ(σsk/Es)×(1.9c+0.08deq/pte)=2.1×0.758×(103.4/200000)×(1.9×25+0.08×22/0.038)=0.077mm<0.3mm故满足要求对C截面ρte=As/(0.5bh)=1256/(0.5×400×200)=0.0314MBk=-1.5×25.92=-38.88kN·mσsk=Mk/(0.87Ash0)=38880000/(0.87×1256×365)=97.48N/mm2ψ=1.1-0.65ftk/(ρte·σsk)=1.1-0.65×2.01/(0.0314×97.48)=0.673ωmax=2.1ψ(σsk/Es)×(1.9c+0.08deq/pte)=2.1×0.673×(103.4/200000)×(1.9×25+0.08×20/0.0314)=0.054mm<0.3mm故满足要求综上所述，既可以采用平吊，也可以采用翻身吊，建议采用翻身吊。5.柱的牛腿设计(1)荷载计算Dkmax=0.9×180×(1+0.207+0.8+0.06)=336.0kNG4=30.4+0.8×6=35.2kN共计371.2kN(2)截面尺寸验算h1=250mm,h=500mm,C=350mm,则h0=500-35=465mm，a=750-800=-50mm，ftk=2.01N/mm2，Fhk=0,β=0.80。β(1-0.5Fhk/Fvk)ftkbh0/(0.5+a/h0)=0.8×2.01×400×465/(0.5-50/465)=762kN>Fvk=371.2kNɑ<450,故满足要求。(3)配筋计算纵筋截面面积Fv=1.2×35.2+1.4×336.0=513kNAs=50×513×103/(0.85×300×465)=216mm2<ρminbh=0.002×350×500=280mm2选用4φ16（As=402mm2）箍筋选用φ8@100mm（2φ8，Ash=101mm2），则在上部2/3h0处实配箍筋截面面积为Ash=101/100×2/3×402=271mm2>1/2As=1/2×402=201mm2满足要求a/h0=50/465=0.11<0.3，故不需设置弯起钢筋。八．基础设计1.荷载按《地基规范》规定，对地基承载力特征值为160-200kN/m2，单跨厂房的跨度l≤30m，吊车起重量不超过30-50t的丙级建筑物，设计时可不做地基变形验算。当地基按承载力确定基础底面面积时，应按荷载效应标准值进行计算。这样，可从表3中选取以下两组控制内力进行基础底面计算：M1k=350.59kN·m；N1k=495.52kN；V1k=35.79kNM2k=291.49kN·m；N2k=290.84kN；V1k=-36.15kN初步估算基础底面尺寸为:A=l·b=2.4×3.6=8.64m2,W=1/6×2.4×3.62=5.184m3，取基础高度为1.1m，基础埋深为1.7m，则基础自重和土重为：(取基础与土的平均自重为20kN/m3)Gk=γm·lb·H=20×2.4×3.6×1.7=294kN由基础梁传至基础顶面的外墙重：Gwk=[12.2×6.0-4.8×(4.8+2.0)+2.2×6]×0.37×19=378kN2.地基承载力验算ηd=1.6，取基础底面以上土的平均自重γm=20kN/m3，则fa=180+1.6×20×(1.7-0.5)=218.4kN/m2(1)按第一组荷载验算，其基础底面荷载效应标准值为Mbot,1k=M1k+V1k·h+Gwk·ew=350.59+35.79×1.1-378×(0.37/2+0.8/2)=168.83kNNbot,1k=N1k+Gk+Gwk=495.52+299+378=1167.52kNp1k,max=Nbot,1k/(l·b)±Mbot,1k/Wp1k,min=1167.52/(2.4×3.6)±168.83/5.184=135.13±32.57167.7kN/m2<1.2fa=1.2×218.4=262.08kN/m2=102.56kN/m2pk=1/2×(167.7+102.56)=135.13kN/m2<fa=218.4kN/m2(2)按第二组荷载验算，其基础底面荷载效应标准值为Mbot,2k=M2k+V2k·h+Gwk·ew=-291.49-36.15×1.1-378×(0.37/2+0.8/2)=-552.39kNNbot,2k=N2k+Gk+Gwk=290.84+294+378=962.84kNp2k,max=Nbot,2k/(l·b)±Mbot,2k/Wp2k,min=552.39/(2.4×3.6)±962.84/5.184=111.44±106.56218.2kN/m2<1.2fa=1.2×218.4=262.08kN/m2=4.88kN/m2pk=1/2×(218+4.88)=109.1kN/m2<fa=218.4kN/m2故满足要求。3.基础抗冲切验算从表2中取用第一组荷载效应设计值，（其产生的pmax较大者）进行抗冲切验算，M1=-456.61kN·m，N1=386.51kN，V1=-55.3kN其基础底面的相应荷载效应设计值为：基础自重（不考虑）外墙传至基础顶面重Mbot,1=M1+V·h+Gwk·ew=-456.61-55.3×1.1-453.6×(0.37/2+0.8/2)=-782.80kN基础底面净反力为：pn,max=Nbot,n/(l·b)±Mbot,n/Wpn,min=840.11/(2.4×3.6)±782.80/5.184=109.39±151.00260.39kN/m2<1.2fa=1.2×218.4=262.08kN/m2=-41.64kN/m2因最小净反力为负值，故其底面净反力应为e0=782.80/840.11=0.932ma=b/2-e0=3.6/2-0.932=0.868m故pn,max=2N/(3al)=2×840.11/(3×0.868×2.4)=268.85kN/m2(1)柱根处冲切面抗冲切验算ab=at+2h0=0.4+2×1.055=2.51m>2.4m，取2.4mA=(b/2-bt/2-h0)·l=(3.6/2-0.8/2-1.055)×2.4=0.345m2其冲切荷载计算值Fl=pn,max·A=268.85×0.345=92.75kN则冲切承载力按下式计算Fl≤0.7βh·ft·amh0βh=0.948,am=1/2(at+ab)=1/2×(0.4+2.4)=1.4m则冲切承载力为0.7βh·ft·amh0=0.7×0.948×1.43×1.4×103×1055=1441.5kN>Fl=92.75kN满足要求。(2)变阶处冲切面抗冲切验算ab=0.4+2×0.4+2×0.755=2.71m>2.4m，取2.4mA=(b/2-bt/2-h0)·l-(l/2-at/2-h0)=(3.6/2-0.8/2-1.055)×2.4-(2.4/2-1.2/2-0.755)=0.708-0.024=0.684m2其冲切荷载计算值Fl=pn,max·A=268.85×0.684=183.89kNβh=1.0,am=1/2(at+ab)=1/2×(1.2+1.4)=1.8m则冲切承载力为0.7βh·ft·amh0=0.7×1.0×1.43×1.8×103×1055=1360kN>Fl=183.89kN满足要求。3.基础抗冲切验算(1)基础长边方向配筋按第一组荷载计算（最不利）：基础底边土净反力pn,max=268.85kN/m2在柱根处及变阶出净反力pn1=(3a-b/2+bt/2)/(3a)×pn,max=(3×0.868-1.8+0.4)/(3×0.868)×268.85=124.3kN/m2pn2=(2.064-1.8+0.4)/2.064×268.85=165.6kN/m2则其截面相应弯矩为MⅠ=1/12(b/2-bt/2)2[(2l+at)(pn,max+pn1)+(pn,max-pn1)]=1/12×(3.6/2-0.8/2)2×[(2×2.4+0.4)×(268.85+124.3)+(268.85-124.3)]=126.7kN·mMⅢ=1/12×(3.6/2-1.6/2)2×[(2×2.4+1.2)×(268.85+124.3)+(268.85-124.3)]=153.4kN·m相应于Ⅰ-Ⅰ和Ⅲ-Ⅲ截面的配筋为As=MⅠ/(0.9h01fy)=126.7×106/(0.9×1055×360)=371mm2As=MⅢ/(0.9h02fy)=153.4×106/(0.9×755×360)=627mm2选用16φ8@180（As=804.8mm2）(2)基础短边方向配筋按第二组荷载计算（最不利）：M2=505.93kN·m；N2=754.93kN；V2=46.49kN；Gw=453.6kN则Mbot,2=505.93+46.49×1.1-453.6×(0.37/2+0.8/2)=291.71kN·mNbot,2=754.93+453.6=1208.5kNpn,max=Nbot,n/(l·b)±Mbot,n/Wpn,min=1208.5/(2.4×3.6)±291.71/5.184=139.9±56.27196.17kN/m2 =83.63kN/m2则其截面相应弯矩为MⅡ=1/48(l-at)2(2b+bt)(pn,max+pn,min)=1/48×(2.4-0.4)2×(2×3.6+0.8)×(196.17+83.6)=186.5kN·mMⅣ=1/48×(2.4-1.0)2×(2×3.6+1.4)×(196.17+83.6)=73.9kN·m相应于Ⅱ-Ⅱ和Ⅳ-Ⅳ截面的配筋为As=MⅡ/(0.9h01fy)=186.5×106/(0.9×1055×360)=673mm2As=MⅣ/(0.9h02fy)=73.9×106/(0.9×755×360)=306mm2选用16φ8.2@200（As=844.8mm2）基于C8051F单片机直流电动机反馈控制系统的设计与研究基于单片机的嵌入式Web服务器的研究MOTOROLA单片机MC68HC（8）05PV8/A内嵌EEPROM的工艺和制程方法及对良率的影响研究基于模糊控制的电阻钎焊单片机温度控制系统的研制基于MCS-51系列单片机的通用控制模块的研究基于单片机实现的供暖系统最佳启停自校正（STR）调节器单片机控制的二级倒立摆系统的研究基于增强型51系列单片机的TCP/IP协议栈的实现基于单片机的蓄电池自动监测系统基于32位嵌入式单片机系统的图像采集与处理技术的研究基于单片机的作物营养诊断专家系统的研究基于单片机的交流伺服电机运动控制系统研究与开发基于单片机的泵管内壁硬度测试仪的研制基于单片机的自动找平控制系统研究基于C8051F040单片机的嵌入式系统开发基于单片机的液压动力系统状态监测仪开发模糊Smith智能控制方法的研究及其单片机实现一种基于单片机的轴快流CO〈,2〉激光器的手持控制面板的研制基于双单片机冲床数控系统的研究基于CYGNAL单片机的在线间歇式浊度仪的研制基于单片机的喷油泵试验台控制器的研制基于单片机的软起动器的研究和设计基于单片机控制的高速快走丝电火花线切割机床短循环走丝方式研究基于单片机的机电产品控制系统开发基于PIC单片机的智能手机充电器基于单片机的实时内核设计及其应用研究基于单片机的远程抄表系统的设计与研究基于单片机的烟气二氧化硫浓度检测仪的研制基于微型光谱仪的单片机系统单片机系统软件构件开发的技术研究基于单片机的液体点滴速度自动检测仪的研制基于单片机系统的多功能温度测量仪的研制基于PIC单片机的电能采集终端的设计和应用基于单片机的光纤光栅解调仪的研制气压式线性摩擦焊机单片机控制系统的研制基于单片机的数字磁通门传感器基于单片机的旋转变压器-数字转换器的研究基于单片机的光纤Bragg光栅解调系统的研究单片机控制的便携式多功能乳腺治疗仪的研制基于C8051F020单片机的多生理信号检测仪基于单片机的电机运动控制系统设计Pico专用单片机核的可测性设计研究基于MCS-51单片机的热量计基于双单片机的智能遥测微型气象站MCS-51单片机构建机器人的实践研究基于单片机的轮轨力检测基于单片机的GPS定位仪的研究与实现基于单片机的电液伺服控制系统用于单片机系统的MMC卡文件系统研制基于单片机的时控和计数系统性能优化的研究基于单片机和CPLD的粗光栅位移测量系统研究单片机控制的后备式方波UPS提升高职学生单片机应用能力的探究基于单片机控制的自动低频减载装置研究基于单片机控制的水下焊接电源的研究基于单片机的多通道数据采集系统基于uPSD3234单片机的氚表面污染测量仪的研制基于单片机的红外测油仪的研究96系列单片机仿真器研究与设计基于单片机的单晶金刚石刀具刃磨设备的数控改造基于单片机的温度智能控制系统的设计与实现基于MSP430单片机的电梯门机控制器的研制基于单片机的气体测漏仪的研究基于三菱M16C/6N系列单片机的CAN/USB协议转换器基于单片机和DSP的变压器油色谱在线监测技术研究基于单片机的膛壁温度报警系统设计基于AVR单片机的低压无功补偿控制器的设计基于单片机船舶电力推进电机监测系统基于单片机网络的振动信号的采集系统基于单片机的大容量数据存储技术的应用研究基于单片机的叠图机研究与教学方法实践基于单片机嵌入式Web服务器技术的研究及实现基于AT89S52单片机的通用数据采集系统基于单片机的多道脉冲幅度分析仪研究机器人旋转电弧传感角焊缝跟踪单片机控制系统基于单片机的控制系统在PLC虚拟教学实验中的应用研究基于单片机系统的网络通信研究与应用HYPERLINK