钢结构毕业设计计算书—cl

'┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊装┊┊┊┊┊订┊┊┊┊┊线┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸摘要本设计是单层双跨轻钢结构工业厂房，采用门式刚架结构：每跨27米，每跨中都设有一台20吨、A3级桥式吊车。设计主要依据《钢结构设计规范》（GB50017—2003）和《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》（CECS102：2002）等国家规范。确定刚架平面布置后，先进行各种的荷载标准值计算，利用PKPM软件估算选梁、柱截面进行内力分析及组合，忽略地震荷载等因素的影响。在此基础上确定梁、柱的截面，并且利用位移法求出在荷载组合作用下的结构内力（弯矩、剪力、轴力），验算了其平面内外的稳定性。梁柱均采用Q235-B钢和10.9级摩擦型高强螺栓连接，局部焊接采用E43型焊条。在计算内力组合中，只选用了一种最不利的组合，最安全的结果计算。此外还进行了地基基础的计算，由于厂房处的地质条件较好，故采用了安全的柱下独立基础的设计方案。完成了梁、柱和房屋墙面檩条等构件的内力和截面的计算，及绘制了建筑和结构施工图纸。关键词：轻型钢结构、门式刚架、桥式吊车、内力分析、位移法、独立基础Abstract ┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊装┊┊┊┊┊订┊┊┊┊┊线┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸Theindustrialfactorybuildingofsteelconstructionisadoptedtotheportalframestructure:Eachspanis27mandconsistsof20tons,bridgetypecraneofA3grade.Thedesignismainlybasedonthecriterionof“CODERORDESIGNOFSTEELSTRUCTURES”（GB50017—2003）and“TECHNICALSPECIFICATIONFORSTEELSTRUCTUREOFLIGHT-WEIGHTBUILDINGSWITHGABLEFRAMES”（CECS102：2002）etc.Afterdecidedtheplanearrangementofframe,representativevalueofloadisfirstcaculated.TheinternalforceisanalyzedandcombinedinPKPMsoastochoosethesectionofbeamandcolumnandneglectesthefactorthatearthquakeisontheinfluenceofloadingetc.Basedontheseanalysis,thesectionofbeamandcolumniationisdecided.Thenthevibratecycleiscalculatedbythepeak-displacementmethodforstructuralinternalforce(bendingmoment,shearingforceandaxialforce).Next,checkingstabilityoftheplanestructure.ThesteelbeamandcolumnemploysQ235-Bcarbonstructuralsteel.Connectionboltsarehighstrengthoffrictiontypewithbehavioralgrade10.9.RodformanualweldingusuallyadoptsE43.Andduringcalculatetheinternalforce,akindofmostunfavorableassociationhavebeenonlyselected,fetchthesafestresulttocalculate.Inaddition,foundationofthegroundhasbeencaculated.Becausethegeologicalconditionoftheplaceoffactorybuildingisbetter,thedesignplanisadoptedontheindividualfootingunderthepost.Havingfinishedtheroofbeam,internalforceandthesectionofmembershavebeencaculated.Finallydrawthebuildingandstructure.KeyWords：Light-weightsteelstructuresportalframebridgetypecranetheinternalforceanalyzesutilizingthepeak-displacementmethodindividualfooting目录文献综述1 ┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊装┊┊┊┊┊订┊┊┊┊┊线┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸第一部分建筑方案设计91.厂房的平面设计92.厂房的立面设计103.厂房的剖面设计104.厂房的构造设计12第二部分结构设计131.屋面檩条计算132.(轴线1～9)墙梁计算173.(轴线A～C)墙梁计算214.抗风柱的计算255.（A、C）柱间支撑296.柱（B）间支撑327.屋面横向水平支撑358.吊车梁计算379.门式刚架计算459.1荷载标准值459.2初选截面469.3截面特性469.4刚架内力计算489.5钢架截面验算8010.节点计算9310.1柱脚计算9310.2牛腿计算10510.3梁柱连接设计计算10910.4抗风柱柱脚计算11511.基础梁及地基基础计算11711.1基础梁计算11711.2边柱基础计算12011.3中柱基础计算12611.4抗风柱基础计算133致　　谢139 ┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊装┊┊┊┊┊订┊┊┊┊┊线┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊┊安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸参考文献140外文翻译141附录A毕业设计指导书附录B内力组合表附录C外文翻译原件 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸文献综述浅谈钢式钢架设计1.单层轻型门式刚架结构的特点和设计中的注意事项1)单层轻型门式刚架结构相对于钢筋混凝土结构具有以下特点①质量轻围护结构采用压型金属板、玻璃棉及冷弯薄壁型钢等材料组成，屋面、墙面的质量都很轻。根据国内工程实例统计，单层轻型门式刚架房屋承重结构的用钢量一般为10~30kg/m2，在相同跨度和荷载情况下自重仅约为钢筋混凝土结构的1/20~1/30。由于结构质量轻，相应地基础可以做得较小，地基处理费用也较低。同时在相同地震烈度下结构的地震反应小。但当风荷载较大或房屋较高时，风荷载可能成为单层轻型门式刚架结构的控制荷载。②工业化程度高，施工周期短门式刚架结构的主要构件和配件多为工厂制作，质量易于保证，工地安装方便；除基础施工外，基本没有湿作业；构件之间的连接多采用高强度螺栓连接，安装迅速。③综合经济效益高门式刚架结构通常采用计算机辅助设计，设计周期短；原材料种类单一；构件采用先进自动化设备制造；运输方便等。所以门式刚架结构的工程周期短，资金回报快，投资效益相对较高。④柱网布置比较灵活传统钢筋混凝土结构形式由于受屋面板、墙板尺寸的限制，柱距多为6米，当采用12米柱距时，需设置托架及墙架柱。而门式刚架结构的围护体系采用金属压型板，所以柱网布置不受模数限制，柱距大小主要根据使用要求和用钢量最省的原则来确定。2)设计中的注意事项①由于门式刚架结构构件的抗弯刚度、抗扭刚度较小，结构的整体刚度较弱，因此设计时应考虑运输和安装过程中要采取的必要措施，防止构件发生弯曲和扭转变形。②要重视支撑体系和隅撑的布置，重视屋面板、墙面板与构件的连接构造，使其能参与结构的整体工作。③组成构件的杆件较薄，设计中应考虑对制作、安装、运输的要求。④设计中应充分考虑锈蚀对结构构件截面削弱的影响。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸①门式刚架的梁柱多采用变截面杆件，梁柱腹板在设计时考虑利用屈曲后的强度，所以塑性设计不再适用。②设计中对轻型化带来的后果必须注意和正确处理，比如风力可使轻型屋面的荷载反向等。1.结构形式和结构布置1)结构形式门式刚架的结构形式按跨度可分为单跨、双跨和多跨，按屋面坡脊数可分为单脊单坡、单脊双坡、多脊多坡。屋面坡度宜取1/20~1/8。单脊双坡多跨刚架，用于无桥式吊车的房屋时，当刚架柱不是特别高且风荷载也不是很大时，依据“材料集中使用的原则”，中柱宜采用两端铰接的摇摆柱方案。门式刚架的柱脚多按铰接设计，当用于工业厂房且有桥式吊车时，宜将柱脚设计成刚接。门式刚架上可设置起重量不大于3t的悬挂吊车和起重量不大于20t的轻、中级工作制的单梁或双梁桥式吊车。2)结构布置门式刚架的跨度宜为9~36m，当柱宽度不等时，其外侧应对齐。高度应根据使用要求的室内净高确定，宜取4.5~9m。门式刚架的合理间距应综合考虑刚架跨度、荷载条件及使用要求等因素，一般宜取6m、7.5m、9m。纵向温度区段小于300m，横向温度区段小于150m（当有计算依据时，温度区段可适当放大）。檩条间距的确定应综合考虑天窗、通风屋脊、采光带、屋面材料、檩条规格等因素按计算确定，一般应等间距布置，但在屋脊处应沿屋脊两侧各布置一道，在天沟附近布置一道。侧墙墙梁的布置应考虑门窗、挑檐、雨蓬等构件的设置和围护材料的要求确定。①在每个温度区段或分期建设的区段中，应分别设置能独立构成空间稳定结构的支撑体系。②在设置柱间支撑的开间，应同时设置屋盖横向支撑，以构成几何不变体系。③端部支撑宜设在温度区段端部的第一或第二个开间。柱间支撑的间距应根据房屋纵向受力情况及安装条件确定，一般取30~45m，有吊车时不宜大于60m。④当房屋高度较大时，柱间支撑应分层设置；当房屋宽度大于60m时，内柱列宜适当设置支撑。⑤当端部支撑设在端部第二个开间时，在第一个开间的相应位置应设置刚性系杆。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸①在刚架的转折处（边柱柱顶、屋脊及多跨刚架的中柱柱顶）应沿房屋全长设置刚性系杆。②由支撑斜杆等组成的水平桁架，其直腹杆宜按刚性系杆考虑。③刚性系杆可由檩条兼做，此时檩条应满足压弯构件的承载力和刚度要求，当不满足时可在刚架斜梁间设置钢管、H型钢或其他截面形式的杆件。④当房屋内设有不小于5t的吊车时，柱间支撑宜用型钢；当房屋中不允许设置柱间支撑时，应设置纵向刚架。1.刚架设计1)荷载组合荷载组合一般应遵从《建筑结构荷载设计规范》GB50009-2002的规定，针对门式刚架的特点，《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》CECS102:98给出下列组合原则：①屋面均布活荷载不与雪荷载同时考虑，应取两者中较大值。②积灰荷载应与雪荷载或屋面均布活荷载中的较大值同时考虑。③施工或检修集中荷载不与屋面材料或檩条自重以外的其他荷载同时考虑。④多台吊车的组合应符合《建筑结构荷载设计规范》的规定。⑤当需要考虑地震作用时，风荷载不与地震作用同时考虑。2)刚架内力和侧移计算对于变截面门式刚架，应采用弹性分析方法确定各种内力，只有当刚架的梁柱全部为等截面时才允许采用塑性分析方法。变截面门式刚架的内力通常采用杆系单元的有限元法（直接刚度法）编制程序上机计算。地震作用的效应可采用底部剪力法分析确定。　　根据不同荷载组合下的内力分析结果，找出控制截面的内力组合，控制截面的位置一般在柱底、柱顶、柱牛腿连接处及梁端、梁跨中等截面。控制截面的内力组合主要有①　最大轴压力Nmax和同时出现的M及V的较大值。3)铰接连接：从理论上讲，是指在外力作用下，可自由转动的连接。又称为柔性连接或简支连接。该类型连接只承受剪力，而不考虑承受弯矩。上述三种连接中，半刚性连接及铰接连接，又统称为部分约束连接。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸然而，事实上对于一个连接节点而言影响其转动刚度的因素较多，难以一概而论，工程上理想的柔性连接是很少的，为此，只能近似地划分。一般工程上所说的柔性连接，是指连接在外力作用下，梁玉柱轴线夹角的改变量达到理想铰接（自由转动）转角的80%以上。要做到这一点，在连接中允许非弹性变形时必要的。而刚性连接是指节点在外力作用下，对转动约束能达到理想刚接（若以梁与柱连接为例，即为梁与柱轴线夹角保持不变的连接）的90%以上，而半刚性连接是指其转动约束性能介于刚性连接与柔性连接之间的连接。[3]1.梁与梁的刚性拼接连接应注意的问题1)相对弯矩和剪力而言，通常梁轴向力较小，故梁通常按受弯、受剪进行连接设计。2)柱外悬臂梁段与梁的刚性拼接接头，应在节点塑性区段以外及内力较小位置处，又为便于施工安装，常设在距梁端一米左右，当采用带悬臂梁端的柱单元时，悬臂梁段的长度一般距柱轴线不超过1.6m。3)如果将梁翼缘的连接按实际内力进行设计，则有损梁的连续性，可能造成建筑物实际情况与设计时内力分析模型不相协调，并降低结构的延性。因此，对要求结构有较好延性的抗震设计和按弹塑性设计的结构，其连接节点应按板件截面面积的等强度条件进行设计。4)梁腹板按实际内力拼接连接时，其连接承载力不应小于按腹板截面面积等强度条件所确定的腹板承载力之一半。2.梁与梁的铰接连接梁与梁的铰接连接，通常指次梁与主梁的简支连接。铰接连接节点构造简单，便于制作安装，在工程中被广泛采用，国内外工程中常见的连接类型主要有：1)双角钢连接：双角钢连接广泛应用于主、次梁的连接，也可用于梁与其他支承构件的连接，这种连接具有很多优点，如适宜用于端反力较大的情况，呈现出优良的抵抗梁中轴向压力的能力，有适当的抗轴向拉力的能力，构件受扭时，有较好的抗扭能力。为此对双角钢连接提出以下要求，连接角钢长度至少为T/2，以提供安装过程中的稳定。T为上、下翼缘与腹板相交处内圆弧根部之间的距离。若以h表示梁截面高度，k表示外翼缘至圆弧根部的距离，则T=h-2k。另外，还必须提供一个安装用净空。若连接角钢为不等肢角钢，则通常为次梁的腹板与角钢的长肢连接。连接的相对刚度与角钢长度、固定件尺寸及位置有关。设计时，通常略去主梁的扭转影响，而只考虑次梁端部与主梁连接之间的剪力作用，以及由此产生的附加弯矩影响来进行螺栓（焊缝）连接的计算。2)第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸单板连接：单板连接，对工厂加工而言是较经济的，安装也较方便，被大量用于简支结构。单板连接基本上用来支承重力剪切荷载，它可抵抗梁中的轴压力，但不大适于抗扭；如果梁受压翼缘缺乏侧向支承，则应慎用。它有适度的刚接，这个刚度与连接高度也就是螺栓数及其尺寸有关。这种连接也常用于梁与柱翼缘的连接，但因置入螺栓、扩孔、铰孔或施加预拉力较困难，一般不用于梁与柱腹板的连接。因为是单剪，比起双角钢连接，螺栓数要求较多。1)单角钢连接：与单板连接类似，比双角钢连接提供了明显的安装优势。它基本上用于抵抗重力荷载，但它是所有简支连接中最柔的连接。抗扭能力较差，要承受扭矩时将不采用，也不适于抵抗梁中轴向拉力。这种连接通常只在使用双角钢有妨碍时使用。当角钢一肢在车间焊到支承构件上，而另一肢在现场栓接到被支承构件上时，为保证连接的柔性，必须避免焊接肢整个施焊。2)剪切端板连接：这种连接基本上用于抵抗重力荷载，为保证连接中转动的柔性，端板厚度可用于6.5~10mm范围内，有良好的抵抗梁中轴向压力的能力，但在这厚度范围内通常不满足抵抗轴向拉力的要求。它提供的抗扭转荷载的能力与板的长度有关。通常用角焊缝将端板焊接到次梁端，但端板与支承构件（主梁）的连接可用现场栓接或现场焊接。如果选择在现场焊接，则应提供安装螺栓。该连接要求将梁端精确地切割成矩形，长度的确定精确度要求高。所以有的加工安装单位，为了安装方便，将梁尺寸加工得稍微短些，安装就位后再加塞薄钢片使连接紧密。端板连接主要用于塞梁（fillerbeam），也可用于梁柱连接，且对于连接斜交构件是方便的，端板可冲切成标准孔或水平椭圆孔。除上述四种情况外，还有其他的连接方法，如通过支承构件上的承托，以及用T形连接板等来实现梁与梁铰接等。1.梁柱刚性连接构造要求1)梁与柱的连接宜采用柱贯通型。2)柱在两个互相垂直的方向都与梁刚接时，宜采用箱型截面；柱与在梁翼缘连接处设置隔板。隔板采用电渣焊时，壁板厚度不应小于16mm，小于此限时可改用工字形柱或采用贯通式隔板。当柱仅在一个方向与梁刚接时，宜采用工字形截面，并将柱腹板置于刚接框架平面内。3)工字形柱（绕强轴）和箱型柱与梁刚接时，应符合下列要求：①梁翼缘与柱翼缘焊接时，应全部采用全熔透坡口焊缝，并按规定设置衬板，翼缘坡口两侧设置引弧板。②柱在梁翼缘对应位置设置横向加劲肋（隔板），加劲肋（隔板）厚度不应小于梁翼缘厚度，强度与梁翼缘相同。③第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸梁腹板与柱宜采用高强度螺栓摩擦型连接(经工艺试验合格能确保现场焊接质量时，可用气体保护焊进行焊接)；腹板角部应设置焊接孔，孔形应使其端部与梁翼缘全熔透焊缝完全隔开。当梁翼缘的塑性截面模量小于梁全截面塑性截面模量的70%时梁腹板与柱的连接螺栓不得少于两列；计算仅需一列时，仍应布置两列，且此时螺栓总数不得小于计算值的1.5倍。①腹板连接板与柱的焊接，当板厚小于16mm时，应采用双面角焊缝，焊缝有效厚度应满足等强要求，且不小于5mm；板厚大于16mm时，采用K形坡口对接焊缝。该焊缝应采用气体保护焊焊接，且板端应绕焊。②抗震等级为一级和二级时，宜采用能将塑性铰自梁端外移的端部扩大形连接、梁端加盖板或股型连接。日本普遍采用端部扩大形连接，美国主要采用骨形连接（RBS），但需在关键截面削弱部分钢材，且RBS形加工要求较高。1.梁柱节点板域的具体补强措施1)对于焊接工字形截面组合柱，宜将柱腹板在节点域局部加厚（更换成厚钢板），加厚的钢板应伸出柱上、下水平加劲肋之外各150mm，并用对接焊缝将其与上、下柱腹板拼接。2)对轧制H型钢柱，可通过在节点域焊贴补强板或设置斜向加劲肋等办法加以解决。当采用铁板时，若节点域板厚不足部分小于腹板厚度时，可采用单面补强板，反之，则应采用双面补强板，且每块补强板（贴板）厚不宜小于6mm。通常补强板的上、下边缘也应分别伸出柱上、下水平加劲肋以外不小于150mm处，并用焊脚尺寸不小于5mm的角焊缝与柱腹板连接，而侧边与柱翼缘可用角焊缝或填充对接焊缝连接。若补强板无法外伸时，补强板的周边则应采用填充对接焊缝或角焊缝，与柱翼缘和水平加劲肋实现围焊连接。当节点域板面垂直方向有竖向连接板时，则应再采用塞焊缝将补强板与柱节点域处腹板焊牢，塞焊孔径一般不小于16mm，塞焊孔之间的水平及竖向间距，均不应大于相连板件中较薄板件厚度的倍，也不应大于200mm。采用斜向加劲肋加强节点域时，斜向加劲肋及其连接，应能传递柱腹板所能承担的剪力之外的剪力。[3]2.无加劲肋柱节点的计算设计梁和柱的刚性和半刚性连接时，需要解决柱是否应设加劲肋及如何设置的问题。分三种情况：不设加劲肋，在腹板全宽上设加劲肋和腹板部分宽度上设置加劲肋。后一种加劲肋只适用于单侧有梁相连的柱。不设加劲肋的柱在达到极限状态时，可能出现的破坏形式是腹板在梁翼缘传来的压力作用下屈服或屈曲，以及翼缘在梁翼缘传来的拉力的作用下弯曲而出现塑性铰或链接焊缝被拉开。此外，梁翼缘传来的力还使腹板受剪，这些都需要验算。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸梁受压翼缘传来的力是否足以使柱腹板屈曲，要在柱腹板与翼缘连接焊缝（或轧制H型钢圆角）的边缘处计算。当梁翼缘与柱翼缘采用坡口对接时，柱腹板承压的有效宽度是：。如果只考虑C力的作用，按照等强条件，可以得出柱腹板的厚度为：。当柱宽度较大时，柱腹板受压区可能在边缘未屈服前屈曲，此时临界应力可按单向受压四边简支板计算。计算时偏于安全地取板长度，则临界应力为：。令等于Q235钢的屈服点，可得出不至于屈服前屈曲的宽厚比。GB50017规范规定采用下列公式计算：。如果柱腹板受压区的计算结果不会出现屈服，那么受拉区自然也不会屈服。因此，柱受拉区只需验算翼缘及其焊缝。柱翼缘在梁翼缘传来的拉力作用下有如两块承受线荷载的三边嵌固板，其纵向嵌固边位于角焊缝（或圆角）边缘。单块板ABCD所能承受的拉力近似地取为3.5，两嵌固边之间的部分可以认为受拉屈服，即承受拉力。引进抗力分项系数并考虑翼缘板中间和两侧部分抗拉刚度不同，难以充分发挥共同工作，再引进折减系数0.8，则梁翼缘传来的拉力应满足下式，经简化得出。若采用等强原则，，则得。如果以上关于压力或拉力作用的计算不能满足，就需要对柱腹板设置横向加劲肋。加劲肋既加强腹板也加强翼缘。柱翼缘在梁受拉翼缘的拉力作用下会产生弯曲变形，在和腹板相连接处没有变形，而在翼缘两边变形最大。这样，连接柱翼缘和梁受拉翼缘的焊缝就沿其长度受力不均匀，中间部分应力最大，越靠近边缘应力越小。拉力T增大到一定程度时焊缝中间部分会被拉裂。考虑应力的不均匀性，计算焊缝时应该用下列有效长度代替实际长度：。柱翼缘和梁受压翼缘的连接焊缝也同样受力不均匀，不过不会在压力作用下断裂。计算这类焊缝也可用上式确定其有效长度，只是系数要比受拉焊缝大，对Q235钢和Q345钢分别取10和7。[4]1.有加劲肋柱节点域的计算第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸以柱翼缘和横向加劲肋为边界的节点腹板域所受水平剪力为：剪应力应满足：工程设计中为简化计算可略去式中第二项，同时将节点域的抗剪强度提高到，这样节点域抗剪强度计算公式可写成。上述分析中没有考虑节点腹板域的周边柱翼缘和加劲肋提供约束的有利影响，也没有考虑柱腹板轴压力的不利影响。当柱腹板节点域不满足时，则需要局部加厚腹板或采用另外的措施来加强它。其一，加设斜向加劲肋，其二，在腹板两侧或一侧焊上补强板来加厚。节点腹板域除应按上式验算剪切强度外，还应按下式验算局部稳定：。1.国外改进后的节点形式国内外大量研究和实践证明,在轻型钢结构的抗弯连接中,端板连接最为经济,它比通常的腹板、翼缘连接节省材料和紧固件,而且避免现场焊接,所以目前它己成为抗弯连接的主要形式。端板连接节点是轻型钢结构中普遍采用的连接形式,它可分为刚性节点、半刚性节点和铰接节点三类,半刚性节点需要通过实验来取得较准确的设计数据,国内设计一般不采用。同时,一些其他新型的节点连接形式也相应出现;比如带有加劲肋的刚性节点法兰连接和无加劲肋的半刚性节点法兰连接等。钢框架结构的梁柱连接多按刚性连接设计,主梁与柱的连接具有足够刚度。在钢结构设计中经常会遇到节点不满足要求的,例如:箱形柱与工字钢梁刚接时,对于箱形柱,最常见的是该柱强轴方向节点域屈服承载力不满足要求,[ψ(Mpb1+Mpb2)/Vp]/[(4/3)fv]>1,需加厚腹板厚度;对于工字钢梁,按抗震规范8.2.8条进行梁柱连接的极限承载力验算,Mu=<1.2Mp,不满足,需要加强盖板的厚度(盖板厚+梁翼缘厚)>柱翼缘厚，但无法加强。像这种情况整体加厚柱子腹板厚度,会导致过大的浪费。于是我们经常采用节点处换板来加以改进。对于梁柱节点,可以选用楔形盖板加强框架梁梁端与柱的刚性连接、在梁端下部加腋板加强框架梁梁端与柱的刚性连接、“犬骨式”的连接构造等等。在设计中遇到节点连接不满足的情况,我们要仔细分析原因,然后选择合理的节点形式。【5】2.节点设计的细节考虑第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸在钢结构建筑的设计过程中，除了“大处着眼”——满足结构整体计算要求、保证结构整体受力合理外，亦应“细处着手”——不忽视数量巨大的细小节点的设计，利用钢结构自身的诸多优点达到节约材料、轻巧耐用等目的。例如，某门式钢架厂房屋面平面布置中，A区与B区由于风荷载体型系数取值不同，计算的风吸力大小也不同（A>B）。应用“PKPM>STS>门式刚架>屋面、墙面设计”计算檩条时，在“檩条设计”对话框中若不框选“构造保证下翼缘风吸力作用稳定性”，则计算出来的A区所需檩条界面大于B区檩条截面，为保证屋面的整体连贯性，这样B区檩条也需选择同A区檩条一样大的截面，就造成了浪费。若框选“构造保证下翼缘风吸力作用稳定性”，则计算所得A区、B区所需檩条截面大小一致。由此可见，采用后者方案，A区、B区选用同等截面的檩条，构造保证A区檩条的下翼缘稳定性，是更加经济有效的做法。常见的构造措施是在檩条的下翼缘增加一道拉条。【1】[1]定静.浅析钢结构节点设计(J).建筑与结构设计学报.2008,1007-9467（2009）04-0033-03.[2]黄双凤，王明.浅谈钢结构节点设计(J).陕西建筑学报.2009,9:171.[3]谢国昂,王松涛.钢结构设计深化及详图表达.中国建筑工业出版社.2010.[4]陈绍蕃,顾强.钢结构.第二版.中国建筑工业出版社.[5]资料《北岭地震和阪神地震后美日钢框架节点设计的改进》.第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸第一部分建筑方案设计1.厂房的平面设计根据生产工艺的要求，厂房平面为双等跨矩形平面。其横向定位轴线均与柱中心线重合；两边纵向定位轴线、中间定位轴线与柱中心线重合。厂房内通道根据工艺需要及人员安全疏散要求，宽度取为4.5m。厂房前后出入洞口尺寸为，窗户大小取。厂房平面图详见建筑绘图部分。1.1厂房定位轴线的确定厂房跨度均为27m，轨顶标高为8.400m，每跨各设有一台起重量为20t，A3工作制的桥式吊车，吊车数据如下：吊车跨度S=25.5m，h＝1500mm（小车顶面到轨顶的距离），b＝205mm（轨道中心到吊车边缘的距离）。边柱和中柱皆选用焊接工字钢，边柱截面尺寸为550×300×10×14，中柱截面尺寸为500×300×10×14；梁选用焊接工字钢，截面尺寸为700×300×10×14。由于吊车的设计生产制作都是标准化的，建筑设计应满足下述关系式：已查得，求得1.2柱网布置根据毕业设计（论文）指导书的要求，厂房的跨度均为27m，柱距为6.6m。如图1.1所示。图1.1柱网布置第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸1.3变形缝由于该厂房纵向长度为72.6m，所以不需设置伸缩缝；土壤地质条件较好，不需设置沉降缝；根据地震设防烈度为7度，也不需设置防震缝。2.厂房的立面设计采用竖向波形压型钢板外墙及彩板钢窗，形成竖向线条的立面效果，以改变厂房长度和高度尺高的扁平视觉效果，使厂房显得庄重、挺拔。2.1屋面排水设计：屋面排水方式采用有组织排水，屋面排水坡度1/20，内天沟纵向坡度50/00，雨水管每侧5根，中间9根，用直径φ150的PVC雨水管。根据资料，按200m2的建筑面积汇水1m3的建筑排水计算天沟截面，故边柱位置内天沟截面尺寸取高度为450mm，宽度为436mm；中柱位置内天沟截面尺寸取高度为210mm，宽度为1150mm。均能满足排水要求。2.2屋面板及墙面板的选择：由毕业设计（论文）指导书知，本厂房地处天津。该地区基本风压为0.50kN/m，基本雪压为0.40kN/m。根据以上的基本气象，荷载条件及屋面坡度为1/20，屋面坡度较小。屋面板型为：型，其屋面水平檩距取1.50m，墙面板型为：型，其墙梁间距取1.2m。3.厂房的剖面设计3.1轨顶及牛腿标高的确定：轨顶标高7.78：轨顶到柱顶的高度；第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸如图1.2所示。图1.2厂房的剖面3.2内外高差的确定厂房建筑室内外高差，考虑运输工具进出厂房的便利及防止雨水侵入室内，选取了150mm。3.3采光及通风设计根据厂房生产状况，查表知厂房的采光等级为III级，且双跨厂房采用单侧采光，其窗地比取1/6。由于厂房中设有桥式吊车，光线受吊车梁的遮挡，不能有效地进入厂房。在吊车梁处将侧窗分为上下两段布置，上段为高侧窗、下段为低侧窗，如图1.2所示。鉴于厂房为双跨跨度均为24m，故此其通风问题主要是合理的组合气流的路径，利用穿堂风即可有效的解决其通风问题，具体设计中是将两侧窗对齐，低侧窗下部为平开窗，方便开启和组织气流，形成穿堂风，上部可为固定窗，即高侧窗为固定窗。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸4.厂房的构造设计(1)外墙构造外墙底部窗台以下部分采用240厚的空心砖墙，高度为0.9米，墙下设基础梁支撑在柱基础上，窗台以上部分采用28厚夹芯墙板（）外墙，墙板采用C型墙梁与刚架柱连接。(2)屋面构造屋顶采用35压型屋面板（），利用H型檩条与刚架梁连接。(3)地面构造因厂房内生产对地面没有特殊要求，故采用水泥砂浆地面，其构造厚度可查阅《工业建筑地面设计规范》附录（一）得以确定。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸第二部分结构设计1.屋面檩条计算1.1设计资料檩条选用高频焊H型钢，屋面坡度为1/20（α=2.86°），屋面材料为压型钢板。檩条跨度7.5m>6m，故在跨中三分点处各设一道拉条。在屋脊处和屋檐处设置斜拉条，水平檩距1.5m（坡度较小，沿坡向斜距约等于1.5m）。檩条采用Q235。1.2荷载标准值（对水平投影面）(1)永久荷载：屋面压型钢板自重0.10,檩条（包括拉条、支撑）自重设为0.12(2)可变荷载：屋面均布活荷载为0.50，雪荷载为0.1，计算时取两者中较大值，即只考虑屋面均布活荷载0.50，不计雪荷载。由于检修集中荷载1.0的等效均布荷载为,小于屋面均布活荷载，故可变荷载采用。（施工或检修集中荷载不与屋面材料或檩条自重以外的其他荷载同时考虑）风荷载：图2.1檩条计算简图(3)风荷载：基本风压：ω0=0.30按《建筑结构荷载规范》（GB50009-2001），利地面高度11.125m，地面粗糙度类别为B类，查荷载规范知风荷载高度变化系数=1.03（线性内插求得）。风荷载体型系数取边缘带=-1.4（吸力）；基本风压，按现行国家标准建筑结构荷载规范的规定值乘以1.05采用（CECS规范）。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸垂直屋面的风荷载标准值：1.3内力计算（1）恒载和屋面均布活荷载组合：（1.2×永久荷载+1.4×可变荷载）檩条线荷载：弯矩设计值：在刚度最大主平面（X轴）由引起的弯矩，弯矩设计值：在刚度最小主平面（y轴）由引起的弯矩，跨中正弯矩：1/3处负弯矩：(2)恒载与风吸力组合（1.0×永久荷载+1.4×风吸力荷载）檩条线荷载：弯矩设计值：跨中正弯矩：1/3处负弯矩：1.3截面选择及截面特性选用普通高频焊接薄壁H型钢H150×100×3.2×4.5第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸截面特性：计算截面无孔洞削弱，净截面模量为：1.4强度验算假设屋面能阻止檩条侧向失稳和扭转，则不考虑截面塑性发展根据公式，验算檩条在第一种荷载组合作用下的强度（取跨中弯矩组合）为：强度满足要求。1.5稳定性验算（1）有效截面模量永久荷载与风吸力组合下的弯矩较永久荷载与屋面可变荷载组合下的弯矩小的很多，按上述方法计算的截面模量全部有效，同时不计孔洞削弱，则：假设屋面不能阻止檩条侧向失稳和扭转，在风吸力作用下，按公式验算在风荷载与屋面永久荷载组合作用下檩条（下翼缘）的稳定性。（2）受弯构件的整体稳定系数：（钢结构设计手册上P24）已知：双轴对称截面截面不对称影响系数，第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸则=1.45>0.60,应进行修正：(3)风吸力作用使檩条下翼缘受压，根据公式，计算的稳定性为稳定性满足要求，计算表明由永久荷载与屋面活荷载组合控制。1.6挠度计算按公式验算其挠度跨内最大挠度为满足要求。1.7构造要求，故此檩条在平面内、外均满足要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸2.(轴线1～9)墙梁计算2.1设计资料房屋围护结构采用压型钢板(YX-28-150-750)，墙梁跨度为7.5m，间距为1.2m。在墙梁三分点处各设置一道拉条（φ12），在屋檐处设置斜拉条。2.2荷载标准值(1)永久荷载：压型钢板自重为0.10，墙面檩条自重为0.10作用于墙梁上的竖向荷载标准值：(2)风荷载风荷载标准值：风荷载体型系数：由于，则垂直于房屋墙面的风荷载标准值：（吸力）作用于墙梁上的水平风荷载标准值：（吸力）2.3荷载设计值恒荷载设计值：风荷载设计值：2.4内力计算墙面压型钢板与檩条相连，且板与板有可靠连接，墙梁承受墙板与风荷载作用。竖向荷载在跨中产生的弯矩（对Y轴）：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸水平风荷载产生的弯矩（对X轴）：由单侧压型钢板对墙梁由于偏心产生的弯矩对墙梁产生扭矩作用，但很小，又由于压型钢板与墙梁连接很好，且主要由砖墙承受墙面压型钢板墙体自重，于是认为压型钢板由于偏心产生的弯矩可以不计入稳定计算。2.5截面选择选用卷边槽形冷弯薄壁C型钢C180×70×20×2.0截面特性：墙梁三分点处各设置一道拉条考虑到安全性折减系数均取0.9则C型檩条有效截面模量可近似为：2.6强度验算根据公式，验算墙梁在自重荷载与风荷载组合作用下的强度：=N/mmN/mm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸强度满足要求。2.7整体稳定性验算（1）有效截面模量在永久荷载与风吸力组合下，按上述方法计算的截面模量全部有效，同时不计孔洞削弱，则：墙面不能阻止檩条侧向失稳和扭转，在风吸力作用下，按公式验算在风荷载与墙面永久荷载组合作用下檩条的稳定性。（2）受弯构件的整体稳定系数跨中有2个侧向支撑，查表：，，()=0.938(3)在风吸力作用下，根据公式计算的稳定性为：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸稳定性满足要求。2.8风荷载作用下的挠度计算风荷载标准值：kN/m，按公式验算其挠度。跨内最大挠度为：mmmm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸3.(轴线A～C)墙梁计算3.1设计资料房屋围护结构采用压型钢板(YX-28-150-750)，墙梁跨度为6m，间距为1.2m。在墙梁间跨中位置设置一道拉条（φ12），在屋檐处设置斜拉条。3.2荷载标准值(1)永久荷载：压型钢板自重为0.10kN/m2，墙面檩条自重为0.10kN/m作用于墙梁上的竖向荷载标准值：kN/m(2)风荷载风荷载标准值：风荷载体型系数：由于，则垂直于房屋墙面的风荷载标准值：kN/mkN/m（吸力）作用于墙梁上的水平风荷载标准值：kN/m（吸力）3.3荷载设计值恒荷载设计值：kN/m风荷载设计值：kN/m（吸力）3.4内力计算墙面压型钢板与檩条相连，且板与板有可靠连接，墙梁承受墙板与风荷载作用。竖向荷载产生的跨中弯矩：kN·m第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸水平风荷载（吸力）产生的弯矩：kN·m由单侧压型钢板对墙梁由于偏心产生的弯矩对墙梁产生扭矩作用，但很小，又由于压型钢板与墙梁连接很好，且主要由砖墙承受墙面压型钢板墙体自重，于是认为压型钢板由于偏心产生的弯矩可以不计入稳定计算。3.5截面选择选用卷边槽形冷弯薄壁C型钢C160×60×20×2.0截面特性：墙梁间跨中位置设置一道拉条，考虑到安全性，折减系数均取0.9则C型檩条截面模量可近似为：3.6强度验算根据公式，验算墙梁在自重荷载与风荷载组合作用下的强度：=强度满足要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸3.7整体稳定性验算（1）有效截面模量在永久荷载与风吸力组合下，按上述方法计算的截面模量全部有效，同时不计孔洞削弱，则：墙面不能阻止檩条侧向失稳和扭转，在风吸力作用下，按公式验算在风荷载与墙面永久荷载组合作用下檩条的稳定性。（2）受弯构件的整体稳定系数跨中有1个侧向支撑，查表：，，()4=0.8114(3)在风吸力作用下，根据公式计算的稳定性为：稳定性满足要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸3.8风荷载作用下的挠度验算风荷载标准值：kN/m，按公式验算其挠度。跨内最大挠度为：mmmm挠度满足要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸4.抗风柱的计算4.1设计资料抗风柱通过弹簧钢片与屋架铰接，底端与基础铰接，则柱的计算长度系数，檐口设计标高为10.500m(屋面坡度为1/20)，抗风柱设置如图4.1，抗风柱顶标高10.006m，地面以下-0.600m。4.2荷载由上述计算可知:(1)墙梁、支撑、压型钢板自重标准值：0.22kN/m则其沿高度方向线荷载标准值：设计值：(2)垂直于房屋墙面的风荷载标准值：kN/m（吸力）作用于柱上的水平风荷载设计值为：kN/m（吸力）图4.1抗风柱设置4.2截面选择及内力计算选用高频H型钢300×150×4.5×8截面特性：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸忽略墙架垂直荷载的偏心，设抗风柱自重标准值为0.30kN/m抗风柱计算长度：m抗风柱最大弯矩:kN·m抗风柱最大轴力：kN4.3强度验算，则塑性发展系数，=105.58满足要求4.4稳定性计算(1)弯矩作用平面内稳定性计算，kN，则塑性发展系数第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸由公式，验算压弯作用下，其平面内的稳定性。等效弯矩系数取1.0；对x轴按b类截面，由，查表得：。N/mmN/mm平面内稳定满足要求。(2)弯矩作用平面外的稳定性作用于柱上的水平风荷载设计值为：kN/m（吸力）水平风荷载（吸力）产生的弯矩：kN·m则整体稳定系数可由近似公式计算：>1,风吸力作用使檩条下翼缘受压，根据公式，计算的稳定性为N/mmN/mm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸稳定性满足要求4.5挠度验算风荷载标准值：kN/m，按公式验算其挠度。跨内最大挠度为：mmmm满足要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸5.（A、C）柱间支撑5.1设计资料双等跨门式刚架跨度为24m，柱间距为7.5m，钢材为Q235。在厂房的两端和中间各设置一道垂直支撑以抵抗风荷载及吊车的纵向水平荷载等作用。抗震设防烈度为7度，则十字交叉斜杆最大长细比（容许长细比）为：上斜杆为200，下斜杆为150。计算简图如图5.1所示：图5.1柱间支撑计算简图图5.2杆件内力5.2荷载设计值和杆件内力由《建筑结构和荷载规范》查得：风压高度变化系数=1.03，风载体型系数：迎风面=+1.0，背风面=-1.1。（1）纵向风荷载（两侧山墙）：kN/m风荷载设计值为：kN（2）吊车纵向水平荷载T（每台起重机每侧有两个制动轮）:kN杆件内力见右图5.2所示:kN第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kNkN5.3吊车梁以上的柱间支撑:（压杆）kN，cm，选用截面为热轧无缝钢管,其几何特性为：A＝6.13cm，i=2.30。则:,且属于a类截面，查表得：。由公式计算其稳定性:稳定性满足要求。5.4吊车梁以上的横杆：因为本设计吊车设有制动梁，能代替此处横杆为刚架间提供水平支撑，因此，此处不再设置横杆。5.5吊车梁以下的柱间支撑:（压杆）kN，cm，选用截面为热轧无缝钢管,其几何特性为：cm，cm。,且属于a类截面，查表得。按公式计算其稳定性:稳定性满足要求。5.6吊车梁以下的横杆：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kN，cm，选用截面为热轧无缝钢管,其几何特性为：cm，cm。,且属于a类截面，查表得。按公式计算其稳定性:稳定性满足要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸6.柱（B）间支撑6.1设计资料双等跨门式刚架跨度为24m，柱间距为7.5m，钢材为Q235。在厂房的两端和中间各设置一道垂直支撑以抵抗风荷载及吊车的纵向水平荷载等作用。抗震设防烈度为7度，则十字交叉斜杆最大长细比（容许长细比）为：上斜杆为200，下斜杆为150。计算简图如图5.1所示：图6.1柱间支撑计算简图图6.2杆件内力6.2荷载设计值和杆件内力由《建筑结构和荷载规范》查得：风压高度变化系数=1.03，风载体型系数：迎风面=+1.0，背风面=-1.1。则垂直于山墙的风荷载标准值：kN/m风荷载设计值为：kN吊车制动力设计值为（考虑两台吊车同时同向制动）:kN杆件内力见右图4.2所示:第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kN，kNkN6.3吊车梁以上的柱间支撑:（压杆）kN，cm，选用截面为热轧无缝钢管,其几何特性为：A＝6.13cm，i=2.30。则:,且属于a类截面，查表得：。由公式计算其强度:稳定性满足要求。6.4吊车梁以上的横杆：因为本设计吊车设有制动梁，能代替此处横杆为刚架间提供水平支撑，因此，此处不再设置横杆。6.5吊车梁以下的柱间支撑:（压杆）kN，cm，选用截面为热轧无缝钢管,其几何特性为：cm，cm。,且属于a类截面，查表得。按公式计算强度:稳定性满足要求。5.6吊车梁以下的横杆：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kN，cm，选用截面为热轧无缝钢管,其几何特性为：cm，cm。,且属于a类截面，查表得。按公式计算其稳定性:稳定性满足要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸7.屋面横向水平支撑7.1设计资料门式刚架跨度为24m，柱间距为7.5m，钢材为Q235。基本风压为0.30N/mm，在厂房两端及中部共设置3道水平支撑以抵抗风荷载的作用。7.2风荷载设计值和杆件内力：由《建筑结构和荷载规范》查得：风压高度变化系数=1.03，风载体型系数：迎风面=+1.0，背风面=-1.1。则垂直于山墙的风荷载标准值：kN/m风荷载设计值为：kN计算简图及杆件内力见下图7-1所示：图7-1计算简图及杆件内kNkN7.3横杆（压杆）第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸取端杆（最不利）计算，kN，cm,选用截面为热轧无缝钢管,其几何特性为：cm，cm。,且属于a类截面，查表得。N/mmN/mm稳定性满足要求。7.4交叉斜杆（拉杆）取最不利计算：kN，cm,cm,选用截面为，其几何特性为:cm，cm,，按公式计算强度：强度满足要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸8.吊车梁计算8.1设计资料起重量为16t，工作级别为A3的桥式吊车两台，吊车梁跨度为7.5m，设置制动梁，吊车跨度为s=22.5m。钢材采用Q235，焊条为E43型。基本尺寸为：B=5920mm，W=5000mm，h=1290mm，b=180mm，轨道型号43kg/m，小车重=2.303t,总重G=17.35t，最大轮压,最小轮压，额定起重量Q=16t。8.2吊车荷载吊车荷载的动力系数取1.05，吊车荷载的分项系数=1.4。吊车竖向荷载设计值为：kN8.3内力计算(1)吊车梁的最大弯矩及对应的剪力：（在本设计中，吊车的一个轮子位于吊车梁跨中时弯矩最大）图8.1吊车梁最大弯矩计算简图自重影响系数取1.03最大弯矩为：最大弯矩处相应的剪力为：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸(2)最大剪力：荷载位置见图8.4所示。图8.4最大剪力时荷载位置(3)由水平荷载产生的最大弯矩：kN·m8.4截面选择(1)经济高度按公式计算：（W—梁的毛截面模量）mm(2)容许挠度值按公式计算：(轻级工作制桥式吊车容许挠度值)初选吊车梁高度初选腹板高度(3)吊车梁腹板厚度按经验公式计算：按剪力确定腹板的厚度按公式计算：mm，取mm(4)吊车梁翼缘尺寸可近似地按公式计算：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸mm据以上信息，吊车梁上下翼缘均采用mm截面，截面组成见下图8.5。8.5吊车梁截面几何性质计算（1）吊车梁毛截面惯性矩：净截面面积：图8.5吊车梁截面图净截面的形心位置：净截面惯性矩：净截面模量：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸半个毛截面对x轴的面积矩：（2）制动梁净截面面积：截面形心至吊车梁腹板中心之间的距离：净截面惯性矩：对轴的净截面模量（吊车梁上翼缘左侧外边缘）：8.6强度验算（1）上翼缘最大正应力：（2）腹板最大剪应力（3）腹板局部压应力验算（吊车轨高为140mm），集中荷载增大系数第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸(4)腹板计算高度边缘处的折算应力为：N/mmN/mmN/mm8.7整体稳定因有制动梁，整体稳定可以保证，不需验算。8.8刚度验算吊车梁的竖向挠度验算：mmmm（满足要求）此为轻型吊车，不需验算水平方向刚度。8.9疲劳验算本厂房所设的两台吊车均为A3级，故不需进行疲劳验算。8.10吊车梁局部稳定性验算因在抗弯强度验算时取，故梁受压翼缘自由外伸宽度与其厚度之比（满足）由于，故吊车梁腹板只需按构造配置横向加劲肋。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸根据构造要求，加劲肋间距为：mm，mm，取mm。外伸宽度：mm，且宜，则取mm厚度：mm，取mm。8.11支座加劲肋计算及验算（1）突缘式支座（中跨采用）取中跨的突缘支座加劲肋为mm，如图8.6所示。①计算支座加劲肋的端面承压应力（为支座最大反力）②稳定计算：mmmm图8.6突缘式支座mm，属c类截面，查表得按公式计算支座加劲肋在腹板平面外的稳定性：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸N/mmN/mm(2)平板式支座（端跨采用）在腹板两侧成对配置横向加劲肋：取支座加劲肋的外伸宽度mm，mm如图8.7所示。①计算支座加劲肋的端面承压应力：N/mmN/mm②稳定计算：mmmm图8.7平板式支座mm，属c类截面，查表得按公式计算支座加劲肋在腹板平面外的稳定性：N/mmN/mm8.11焊缝计算(1)上翼缘与腹板的连接焊缝：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸mm（当板厚小于16mm时N/mm）取mm(2)下翼缘板与腹板的连接焊缝：mm取mm(3)支座加劲肋与腹板的连接焊缝：突缘式支座：由于mm故取mm平板式支座：mm由于mm故取mm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸9.门式刚架计算双等跨门式刚架跨度为24m，柱距为7.5m，柱标高为10.15m，柱底标高为-0.6m,牛腿标高为7.0m,屋面坡度为1/20，地震设防烈度为7度，刚架形式及几何尺寸见下图9.1所示：刚架梁梁截面初选H，其截面积mm单位长度梁的质量为（标准值）：kg/m梁的自重为（对水平投影面）：N/mkN/m边柱截面初选：H，其截面积mm单位长度柱的质量为（标准值）：kg/m柱的自重为（竖向）：N/mkN/m中柱截面初选：H，其截面积mm单位长度柱的质量为（标准值）：kg/m柱的自重为（竖向）：N/mkN/m9.1荷载标准值(1)永久荷载标准值：压型钢板：kN/m檩条及支撑自重：kN/m刚架梁自重：kN/m合计：kN/m(2)可变荷载标准值：屋面活荷载与雪荷载中较大值：0.5×7.5＝3.75kN/m(3)风荷载标准值：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸基本风压值0.3kN/m，地面粗糙度系数按B类取；房屋高度为11.125m，查荷载规范知风荷载高度变化系数=1.03（线性内插求得）；风荷载体型系数：迎风面，背风面；基本风压，按现行国家标准建筑结构荷载规范的规定值乘以1.05采用（CECS规范）。迎风面：kN/m（压力）背风面：kN/m（吸力）(4)吊车荷载标准值：最大轮压产生的荷载值：kN最小轮压产生的荷载值:kN水平制动力标准值：9.2初选截面梁截面：边柱截面：中柱截面：9.3截面特性(1)梁截面特性：mmmmmm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸mmmm(2)边柱截面特性：mmmmmmmmmm(2)中柱截面特性：mmmmmmmm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸mm令边柱的线刚度为，中柱的线刚度为，梁的线刚度为，则：，以上在计算线刚度时，忽略了单位统一，现推导最终单位：故在以下计算刚架内力中E取2.06的值代替。9.4刚架内力计算9.4.1结构计算简图及计算系数9.4.1.1采用位移法求解位移法求解—不考虑杆件的轴向变形，基本未知量:结点B处角位移结点C处的角位移，结点F处的角位移和结点F处的线位移（在节点B、C、F分别施加控制转动的约束，在节点F施加控制线位移的约束），结构计算简图如图9.2所示。图9.2结构计算简图第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸位移法基本方程：9.4.1.2计算系数(1)基本结构在结点B有单位转角=1单独作用下的计算：由各杆形常数，可得各杆端弯矩及部分剪力：，，，，，作图，如图9.3所示：图9.3图则：，,柱AB中点处值为；标高7m牛腿处值为；标高7.64m吊车水平制动力作用处值为；梁BC跨中处值为。(2)基本结构在结点C有单位转角作用下的计算:由各杆件形常数，可得各杆件端弯矩及部分剪力：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸作图，如图9.4所示：图9.4图则，，，；梁BC跨中处值为(3)基本结构在结点F有单位转角作用下的计算：由各杆件形常数，可得各杆件端弯矩及部分剪力：作图，如图9.5所示：图9.5图第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸则：，，(4)基本结构在结点F有单位水平位移作用下的计算：由各杆件形常数，可得各杆件端弯矩及部分剪力：作图，如图9.6所示：图9.6图则,,；边柱标高7m牛腿处值为，标高7.64m吊车水平制动力作用处值为；中柱标高7m牛腿处值为，标高7.64m吊车水平制动力作用处值为。9.4.2分别求解各种荷载作用下的弯矩及内力图9.4.2.1恒荷载作用（kN/m）(1)计算：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸利用各杆的载常数，计算各杆的固端弯矩：梁BC的中点：作图，如图9.7所示：图9.7图(单位：)则可求得，，，。代入位移法方程并求解：解得，，，(2)作M图：利用叠加公式：，可得杆端弯矩标高7m牛腿处：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kN·m标高7.64m吊车水平制动力作用处：kN·mkN·mkN·m梁BC跨中处：kN·mkN·mkN·mkN·mkN·mM图如图7.8(a)所示。(3)作Q图和N图分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端剪力。Q图如图9.8(b)所示。分别取结点B、C、F为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端轴力。N图如图9.8(c)、(d)所示。图9.8(a)M图(单位：)第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸图9.8(b)Q图(单位：)图9.8(c)N图(单位：)考虑到边柱的自重为（竖向）：；中柱自重为（竖向）：，故轴力图N中应加上柱的自重，如图9.8(d)所示：kNkNkN图9.8(d)N图(单位：)第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸9.4.2.2活荷载作用(kN/m)(1)计算：利用各杆的载常数，计算各杆的固端弯矩：kN·m梁BC的中点：kN·m作图，如图9.9所示：图9.9图(单位：)则可求得，，，代入位移法方程并求解：解得：，，，。(2)作M图利用叠加公式：，可得杆端弯矩第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸标高7m牛腿处：标高7.64m吊车水平制动力作用处：梁BC跨中处：M图如图7.8(a)所示。(3)作Q图和N图分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端剪力。Q图如图9.10(b)所示。分别取结点B、C、F为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端轴力。N图如图9.10(c)所示。图9.10(a)M图(单位：)第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸图9.10(b)Q图(单位：)图9.10(c)N图(单位：)9.4.2.3柱间作用于左风（）(1)计算：利用各杆的载常数，计算各杆的固端弯矩及部分剪力：kN·mkN·mkNkN柱AB,EF跨中处：kN·m第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kN·mAB柱标高7.0m牛腿处：kN·mAB柱标高7.64m吊车水平制动力作用处：kN·m作图，如图9.11所示：图9.11图(单位：)则可求得kN·m，，kN·m，kN代入位移法方程并求解：解得，，，其中，符合要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸(2)作M图利用叠加公式：，可得杆端弯矩：标高7.0m牛腿处：标高7.64m吊车水平制动力作用处：在AB中点处：梁BC跨中处：M图如图9.12(a)所示。(3)作Q图和N图第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端剪力。Q图如图9.12(b)所示。分别取结点B、C、F为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端轴力。N图如图9.12(c)所示。图9.12(a)M图(单位：)图9.12(b)Q图(单位：)图9.12(c)N图(单位：)9.4.2.4柱间作用于右风(，)(1)计算：利用各杆的载常数，计算各杆的固端弯矩及部分剪力：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸柱AB,EF跨中处：标高7.0m牛腿处：标高7.64m吊车水平制动力作用处：作图，如图9.13所示：图9.13图(单位：kN·m)则可求得kN·m，，kN·m，kN代入位移法方程并求解：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸解得，，，其中，符合要求。(2)作M图利用叠加公式：，可得杆端弯矩：kN·mkN·m标高7.0m牛腿处：kN·m标高7.64m吊车水平制动力作用处：kN·m在EF中点处：kN·mkN·mkN·m梁BC跨中处：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸M图如图9.14(a)所示。(3)作Q图和N图分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端剪力。Q图如图9.14(b)所示。分别取结点B、C、F为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端轴力。N图如图7.14(c)所示。图9.14(a)M图(单位：)图9.14(b)Q图(单位：)第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸图9.14(c)N图(单位：)9.4.2.5左跨布置吊车，吊车最大轮压作用于AB柱（如图9.15所示）图9.15计算简图，对柱AB、DC产生的偏心矩分别为：kN·mkN·m(1)计算：利用各杆的载常数，计算各杆的固端弯矩及部分剪力：查有关资料,得等截面单跨超静定梁在一弯矩作用下的杆端弯矩和剪力，如表9.1所示：表9.1计算弯矩弯矩剪力第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kN·mkN·mkN·mkN·mkNkN作图，如图9.16所示：图9.16图(单位：)则可求得：kN·m，kN·m，，kN代入位移法方程并求解：解得，，，(2)作M图第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸利用叠加公式：，可得杆端弯矩kN·mkN·mAB柱标高7.0m牛腿处：kN·mkN·mkN·mkN·mkN·mkN·mCD柱标高7.0m牛腿处：kN·mkN·mkN·mkN·mkN·mkN·mM图如图9.17(a)所示。(3)作Q图和N图分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端剪力，Q图如图9.17(b)所示；分别取结点B、C、F为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端轴力，N图如图9.17(c)所示。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸图9.17(a)M图(单位：)图9.17(b)Q图(单位：)图9.17(C)N图(单位：)9.4.2.6左跨布置吊车吊车最大轮压作用于DC柱（如图9.18所示）图9.18计算简图第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸、对柱AB、DC产生的偏心矩分别为：kN·mkN·m(1)计算：利用各杆的载常数，计算各杆的固端弯矩及部分剪力：kN·mkN·mkN·mkN·mkNkN作图，如图9.19所示：图9.19图(单位：)则可求得：kN·m，kN·m，，kN代入位移法方程并求解：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸解得，，(2)作M图利用叠加公式：，可得杆端弯矩kN·mkN·mAB柱标高7.0m牛腿G处：kN·mkN·mkN·mkN·mkN·mkN·mCD柱标高7.0m牛腿K处：kN·mkN·mkN·mkN·m第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kN·mkN·mM图如图9.20(a)所示。(3)作Q图和N图分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端剪力。Q图如图7.19(b)所示；分别取结点B、C、F为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端轴力。N图如图7.19(c)所示图9.20(a)M图(单位：)图9.20(b)Q图(单位：)图9.20(c)N图(单位：)第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸9.4.2.7左跨布置吊车，吊车的水平制动力作用向左（如图9.21所示）图9.21计算简图(1)计算：利用各杆的载常数，计算各杆的固端弯矩及部分剪力：：，作图如图9.22所示。图9.22图(单位：)则可求得：，，，第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸代入位移法方程并求解：解得：，，，(2)作M图利用叠加公式：，可得杆端弯kN·mkN·m：kN·mkN·mkN·mkN·mkN·m集中力作用处：kN·mkN·mkN·m第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kN·mkN·mM图如图9.23(a)所示。(3)作Q图和N图分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端剪力，Q图如图9.23(b)所示；分别取结点B、C、F为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端轴力，N图如图9.23(c)所示。9.23(a)M图(单位：)图9.23(b)Q图(单位：)图9.23(c)N图(单位：)第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸9.4.2.8左跨布置吊车，吊车的水平制动力作用向右（如图9.24所示）图9.24计算简图(1)计算：利用各杆的载常数，计算各杆的固端弯矩及部分剪力：：作图，如图9.25所示：图9.25图(单位：)第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸则可求得：，，，。代入位移法方程并求解：解得：，，，(2)作M图利用叠加公式：，可得杆端弯kN·mkN·m：kN·mkN·mkN·mkN·mkN·m集中力作用处：kN·mkN·m第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kN·mkN·mkN·mM图如图9.26(a)所示。(3)作Q图和N图分别取杆件AB、BC、CD、CF、EF为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端剪力，Q图如图9.26(b)所示；分别取结点B、C、F为隔离体，建立平衡方程，计算各杆杆端轴力，N图如图9.26(c)所示。图9.26(a)M图(单位：)图9.26(b)Q图(单位：)第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸图9.26(c)N图(单位：)9.4.2.9右跨布置吊车时的内力图由于结构的对称性，根据右跨布置吊车与左跨布置吊车时的荷载反对称性可知右跨吊车作用的内力图与相应左跨作用下内力图反对称，分别相应的做出右跨布置吊车时的内力图。(1)吊车最大轮压作用于DC柱的内力图（如图9.27所示）。图9.27(a)M图(单位：)图9.27(b)Q图(单位：)第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸图9.27(c)N图(单位：)(2)吊车最大轮压作用于EF柱的内力图（如图7.28所示）。图9.28(a)M图(单位：)图9.28(b)Q图(单位：)图9.28(C)N图(单位：)第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸(3)吊车的水平制动力作用向左的内力图（如图7.29所示）。图9.29(a)M图(单位：)图9.29(b)Q图(单位：)图9.29(c)N图(单位：)(4)吊车的水平制动力作用向右的内力图（如图7.30所示）。图9.30(a)M图(单位：)第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸图9.30(b)Q图(单位：)图9.30(c)N图(单位：)9.5钢架截面验算由内力组合表（见附表1）可知：刚架边柱的最大弯矩及相应剪力和轴力：kN·m，kN，kN。刚架中柱的最大弯矩及相应剪力和轴力：kN·m，kN，kN。刚架梁的最大弯矩及相应的剪力和轴力：kN·m，kN，kN。刚架边柱的最大轴力及相应弯矩和剪力：kN，kN·m，kN。刚架中柱的最大轴力及相应弯矩和剪力：kN，kN·m，。刚架梁的最大轴力及相应弯矩和剪力：kN，kN·m，kN。刚架梁、柱的毛截面几何特性见下表9.2：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸表9.2构件名称规格A(mm2)Ix(×104mm4)Iy(×104mm4)Wx(×103mm3)ix(cm)iy(cm)边柱H55030010141362072198.96304.42625.423.026.80中柱H50030010141312058377.76303.92335.121.096.93梁H700300101415120124127.66305.63546.528.656.469.5.1构件宽厚比验算(按截面允许出现部分塑性验算)(1)刚架梁（受弯构件）：①翼缘宽厚比：②腹板高厚比：(1)刚架柱（压弯构件）：①边柱翼缘宽厚比：刚架柱高mm，梁长mm。横梁的线刚度（）和柱的线刚度（）的比值为：，考虑门式刚架有侧移的影响。则柱的计算长度系数为刚架柱的计算长度为mm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸，故验算，满足要求。①中柱翼缘宽厚比：刚架柱高mm，梁长mm。横梁的线刚度（）和柱的线刚度（）的比值为：，考虑门式刚架有侧移的影响。则柱的计算长度系数为刚架柱的计算长度为mm故由公式：验算，满足要求。②边柱腹板高厚比：先计算腹板边缘的应力，以压应力为正值，拉应力为负值。在腹板的上边缘：在腹板的下边缘：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸应力梯度：，腹板高厚比的容许值：截面实际的高厚比，满足要求。①中柱腹板高厚比：先计算腹板边缘的应力，以压应力为正值，拉应力为负值。在腹板的上边缘：在腹板的下边缘：应力梯度：，腹板高厚比的容许值：截面实际的高厚比，满足要求。9.5.2刚架梁的验算9.5.2.1抗剪验算梁截面的最大剪力为:kN，按不设横向加劲肋考虑，即。,，N/mmkN第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kNkN，满足要求。9.5.2.2弯、剪、压共同作用下的验算取梁端截面进行验算（1）弯矩最大组合：kN·m，kN，kN。因为kNkNkN·mkN·m，满足要求。（2）轴力最大组合：kN，kN·m，kN。因为kNkNkN·mkN·m，满足要求。9.5.2.3整体稳定验算（1）弯矩最大组合：，，。①横梁平面内的整体稳定性验算：计算长度取横梁长度cm,属于b类截面，查得kN，，N/mmN/mm，满足要求。②横梁平面外的整体稳定性验算：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸考虑屋面压型钢板的檩条紧密连接所产生的蒙皮效应。檩条可作为横梁平面外的支承点，但为了安全起见计算长度按两个檩条或隅撑间距考虑，即cm。，按b类截面，查得>0.6,故取，N/mmN/mm（2）轴力最大组合：kN，kN·m，kN。①横梁平面内的整体稳定性验算：计算长度取横梁长度cm,属于b类截面，查得kN，，N/mmN/mm，满足要求。②横梁平面外的整体稳定性验算：考虑屋面压型钢板的檩条紧密连接所产生的蒙皮效应。檩条可作为横梁平面外的支承点，但为了安全起见计算长度按两个檩条或隅撑间距考虑，即cm。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸，按b类截面，查得>0.6,故取，N/mmN/mm满足要求。9.5.3刚架柱的验算9.5.3.1抗剪验算（1）边柱：截面的最大剪力为kN，考虑仅设支座加劲肋，其余不设横向加劲肋时，即。，N/mmkN，满足要求。（2）中柱：截面的最大剪力为kN，考虑仅设支座加劲肋，其余不设横向加劲肋时，即.，N/mmkN，满足要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸9.5.3.2弯、剪、压共同作用下的验算（1）取边柱下端截面进行验算：①弯矩最大组合：kN·m，kN，kN。因为kNkNkN·mkN·m②轴力最大组合：kN，kN·m，kN。因为kNkNkN·mkN·m（2）取中柱下端截面进行验算①弯矩最大组合：kN·m，kN，kN。因为kNkNkN·mkN·m②轴力最大组合：kN，kN·m，。因为kNkNkN·mkN·m9.5.3.3整体稳定验算（弯矩最大组合）(1)边柱：kN·m，kN，kN。①刚架柱平面内的整体稳定性验算：刚架柱高mm，梁长mm。横梁的线刚度（）和柱的线刚度（）的比值为：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸，考虑门式刚架有侧移的影响。则柱的计算长度系数为刚架柱的计算长度为mm，b类截面，查得kN，N/mmN/mm，满足要求。②刚架柱平面外的整体稳定性验算：考虑压型钢板墙面与墙梁紧密连接，有蒙皮作用。与柱连接的墙梁可作为柱平面外的支承点，但为了安全起见计算长度按两个墙梁或隅撑间距考虑，即=2400mm。，按b类截面，查得>0.6,故取，N/mmN/mm(2)中柱：kN·m，kN，kN。①刚架柱平面内的整体稳定性验算：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸刚架柱高mm，梁长mm。横梁的线刚度（）和柱的线刚度（）的比值为：，考虑门式刚架有侧移的影响。则柱的计算长度系数为刚架柱的计算长度为mm，b类截面，查得kN，N/mmN/mm，满足要求。②刚架柱平面外的整体稳定性验算：取横向支撑下段的柱长度，由结构图得：m。，按b类截面，查得>0.6,故取，N/mmN/mm满足要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸9.5.3.4整体稳定验算（轴力最大组合）(1)边柱：kN，kN·m，kN。①刚架柱平面内的整体稳定性验算：刚架柱高mm，梁长mm。横梁的线刚度（）和柱的线刚度（）的比值为：，考虑门式刚架有侧移的影响。（钢结构设计与计算P22）则柱的计算长度系数为刚架柱的计算长度为mm，b类截面，查得kN，N/mmN/mm，满足要求。②刚架柱平面外的整体稳定性验算：考虑压型钢板墙面与墙梁紧密连接，有蒙皮作用。与柱连接的墙梁可作为柱平面外的支承点，但为了安全起见计算长度按两个墙梁或隅撑间距考虑，即=2400mm。，按b类截面，查得>0.6第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸,故取，N/mmN/mm满足要求。(2)中柱：kN，kN·m，。①刚架柱平面内的整体稳定性验算：刚架柱高mm，梁长mm。横梁的线刚度（）和柱的线刚度（）的比值为：，考虑门式刚架有侧移的影响。则柱的计算长度系数为刚架柱的计算长度为mmb类截面，查得kN，N/mmN/mm，满足要求。②刚架柱平面外的整体稳定性验算：取横向支撑下段的柱长度，由结构图得：m。按b类截面，查得第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸>0.6,故取，N/mmN/mm满足要求。9.5.4隅撑设计隅撑所受压力按以下两式计算的较大值取:隅撑与檩条夹角取为45度（隅撑与钢架构件腹板的夹角不宜小于45度）。初选单角钢，截面特性：，（非对称截面），（对称轴）。，，按b类截面查得：等边角钢按轴心受压计算稳定性时，强度设计值应乘以折减系数：验算强度：，满足要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸10.节点计算10.1柱脚计算10.1.1左柱脚计算资料：左柱截面尺寸H5503001014，最大弯矩组合：kN，kN·m，kN；最大轴力组合：kN，kN·m，kN柱脚及锚栓均采用Q235钢，焊条为E43，混凝土为C20，柱脚构造如下图10.1所示：图10.1柱脚构造及计算简图考虑了局部承压强度提高后混凝土得抗压强度设计值，取11N/mm，为了提高柱端得连接刚度，在柱外侧用几根肋板分别与柱和底板用焊缝连接起来。（1）底板尺寸及锚栓型号：①按弯矩最大组合：，，底板的尺寸：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸B=906=540mmL=550+2(90+90)=910mm先估计一下底板是否是全部受压：N/mmN/mmN/mm为负值，说明柱脚需要用锚栓来承担拉力。，最大应力处至中和轴距离：mm柱翼缘至中和轴距离：mm柱翼缘处基础应力：N/mm柱中心距基础受压合力点：mm最大应力处至受拉锚栓处距离：mm锚栓处距基础受压区合力点：mm确定底板厚度，计算底板各部分弯矩：（假定隔板和肋板厚度均为20mm）（经计算知隔板与翼缘围成的两边支撑部分计算弯矩较小，对底板厚不起控制作用，因此不再计算）隔板与翼缘围成的三边支撑部分：，查表得N·mm翼缘和腹板肋板围成的三边支撑部分：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸，查表得N·mm取N·mm需要底板厚度：mm取mmmm，满足要求。锚栓计算：锚栓需要抵抗偏心弯矩引起的拉力T，按公式得：kN需要锚栓净面积：cm（与最大轴力组合比较后确定锚栓尺寸）②按最大轴力组合：kN，kN·m，kN底板的尺寸：B=906=540mmL=550+2(90+90)=910mm先估计一下底板是否是全部受压：（矩形截面：）N/mmN/mmN/mm为负值，说明柱脚需要用锚栓来承担拉力。最大应力处至中和轴距离：mm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸柱翼缘至中和轴距离：mm柱翼缘处基础应力：N/mm柱中心距基础受压合力点：mm最大应力处至受拉锚栓处距离：mm锚栓处距基础受压区合力点：mm确定底板厚度，计算底板各部分弯矩：（假定隔板和肋板厚度均为20mm）由于隔板与翼缘围成的两边支撑部分计算弯矩较小，对底板厚不起控制作用，因此不再计算。隔板与翼缘围成的三边支撑部分：，查表得N·mm翼缘和腹板肋板围成的三边支撑部分：，查表得N·mm取N·mm需要底板厚度：mm取mmmm，满足要求。锚栓计算：锚栓需要抵抗偏心弯矩引起的拉力T，按公式得：kN需要锚栓净面积：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸cm由以上两种组合计算知，柱脚节点设计由弯矩最大组合控制：底板厚度，采用6个直径为mm的锚栓（该锚栓型号取自《轻型钢结构建筑节点构造》机械工业出版社），单个锚栓的净面积锚栓孔径，取为锚固长度（当基础混凝土的强度为C20时）双螺母垫板底面伸出端螺丝长度端板尺寸:,取为120mm，厚度为20mm，即。(2)隔板计算(按悬臂构件计算)：隔板厚度取mm，按悬臂梁计算：跨长mm，取截面300mm20mm，隔板强度验算：N/mm(两块隔板，故取1/2)kN·mkNN/mmN/mmN/mmN/mm隔板焊缝验算：隔板与底板连接处水平焊缝:由于水平剪力很小，焊缝不必验算，焊缝尺寸可以取mm，即可满足要求。隔板竖向焊缝：取mm，切肢为30mm。已知剪力kN,kN·mN/mm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸N/mmN/mmN/mm焊缝尺寸满足要求。(3)肋板计算：肋板按悬臂梁计算:跨长mm，取截面300mm20mm因其底板平均压力很小，可以不必验算勒板强度，肋板与底板和柱的腹板焊缝均可按构造要求,取mm焊缝。(4)柱脚水平抗剪计算：由底板与混凝土基础的摩擦产生的水平抗剪承载力：不需设置抗剪键，仅在柱间支撑处的柱脚要设置抗剪键。（5）柱与底板连接焊缝计算柱子（翼缘和腹板）与底板采用双面角焊缝围焊,焊角尺寸。弯矩、剪力、轴力共同作用下验算角焊缝强度：（虽然柱下端内力由柱与加劲肋间的焊缝共同承受，但是加劲肋与底板间的焊缝质量不能得到可靠保证，因此按无加劲肋对柱与底板焊缝进行验算）腹板上竖向焊缝有效截面面积为:mm腹板上竖向焊缝有效截面面积为:mm全部焊缝对轴的惯性矩为:第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸mm焊缝最外边缘的截面模量为mm翼缘和腹板连接处的截面模量为mm焊缝最大应力为N/mmN/mm。牛腿翼缘和腹板交接处有弯矩引起的应力、轴力引起的应力和剪力引起的应力共同作用：N/mmN/mmN/mmN/mmN/mm焊缝强度满足要求。10.1.2中柱脚计算资料：中柱截面尺寸H5003001014，弯矩最大组合：，，；轴力最大组合：，，。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸柱脚及锚栓均采用Q235钢，焊条为E43，混凝土为C20，柱脚构造如下图10.2所示：考虑局部承压强度得提高后混凝土得抗压强度设计值，取11N/mm，为了提高柱端的连接刚度，在柱外侧用几根肋板分别与柱和底板用焊缝连接起来。（1）底板尺寸及锚栓型号：①按弯矩最大组合：kN·m，kN，kN底板的尺寸：B=80×6=480mm，L=500+2(80+80)=820mm先估计一下底板是否是全部受压：N/mmN/mmN/mm为负值，说明柱脚需要用锚栓来承担拉力。图10.2柱脚构造及计算简图得最大应力处至中和轴距离：mm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸柱翼缘至中和轴距离：mm柱翼缘处基础应力：N/mm柱中心距基础受压合力点：mm最大应力处至受拉锚栓处距离：mm锚栓处距基础受压区合力点：mm确定底板厚度，计算底板各部分弯矩：（假定隔板和肋板厚度均为20mm）由于隔板与翼缘围成的两边支撑部分计算弯矩较小，对底板厚不起控制作用，因此不再计算。隔板与翼缘围成的三边支撑部分：，查表得N·mm翼缘和腹板肋板围成的三边支撑部分：，查表得N·mm取N·mm需要底板厚度：mm取mmmm，满足要求。锚栓计算：锚栓需要抵抗偏心弯矩引起的拉力T，按公式得：kN需要锚栓净面积：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸mmcm（与最大轴力组合比较后确定锚栓尺寸）②按轴力最大组合：kN·m，kN，kN底板的尺寸：B=80×6=480mm，L=500+2(80+80)=820mm先估计一下底板是否是全部受压：N/mmN/mmN/mm为正值，说明柱脚不需要用锚栓来承担拉力。由此可知，中柱柱脚节点设计由弯矩最大组合控制。故底板厚度mm，因锚栓的直径不宜小于24mm，且宜采用双螺帽，故采用6个直径为的锚栓（该锚栓型号取自《轻型钢结构建筑节点构造》机械工业出版社）。单个锚栓的净面积锚栓孔径，取为（）锚固长度（当基础混凝土的强度为C20时）双螺母垫板底面伸出端螺丝长度弯折长度，取为100mm。(2)隔板计算(按悬臂构件计算)：隔板厚度取mm，按悬臂梁计算：跨长mm，取截面300mm20mmN/mm隔板强度验算：kN·m第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kNN/mmN/mmN/mmN/mm焊缝验算：隔板与底板连接处水平焊缝:由于水平方向受力很小，构造焊缝取mm。隔板竖向焊缝：焊缝取mm，切肢长度30mm。已知：kN,kN·mN/mmN/mmN/mmN/mm(3)肋板计算：肋板按悬臂梁计算:跨长mm，取截面300mm20mm因其底板平均压力很小，可以不必验算肋板强度，肋板与底板和柱的腹板焊缝均可按构造要求,取mm焊缝。(4)柱脚水平抗剪计算：由底板与混凝土基础的摩擦产生的水平抗剪承载力不需设置抗剪键，但在柱间支撑处的柱脚要设置抗剪键。（5）柱与底板连接焊缝计算柱子（翼缘和腹板）与底板采用双面角焊缝围焊,焊角尺寸。弯矩、剪力、轴力共同作用下验算角焊缝强度：（虽然柱下端内力由柱与加劲肋间的焊缝共同承受，但是加劲肋与底板间的焊缝质量不能得到可靠保证，因此按无加劲肋对柱与底板焊缝进行验算）第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸腹板上竖向焊缝有效截面面积为:mm腹板上竖向焊缝有效截面面积为:mm全部焊缝对轴的惯性矩为:mm焊缝最外边缘的截面模量为：mm翼缘和腹板连接处的截面模量为mm焊缝最大应力为：N/mmN/mm。牛腿翼缘和腹板交接处有弯矩引起的应力、轴力引起的应力和剪力引起的应力共同作用：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸N/mmN/mmN/mmN/mmN/mm焊缝强度满足要求。10.2牛腿计算10.2.1牛腿所受作用力的设计值将边柱牛腿和中柱牛腿设计成一样，偏心距e按大者（中柱）取，即e=500mm。kN（式中1.2为考虑腹板加劲肋等附加构造用钢材使自重增大的系数）kNkN·m图10.3牛腿截面尺寸10.2.2截面选择（截面如图10.3所示）所需净截面抵抗矩为：cm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸按经验公式得经济高度为：cm参照以上数据，考虑到截面高度大一些，更有利于增加刚度，初选截面高度为。腹板厚度按负担支点处最大剪力需要得:（因腹板高度较梁高小的不多，可取为比略小的数值，最好为50mm的倍数，故此处暂取）mm按经验公式估算：cm选用腹板厚度为：mm依近似公式计算所需翼缘板面积：mm试选翼缘板厚度为：mm，翼缘板宽度为250mm，翼缘外伸宽度为：mm，所以翼缘板得局部稳定可以保证。使用变截面牛腿，端部截面高度为:mm。10.2.3强度验算mmmm正应力为：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸N/mmN/mm剪应力为：N/mmN/mm强度满足要求。10.2.4焊缝计算牛腿上翼缘及下翼缘与柱的连接焊缝均采用全熔透的对接焊缝；腹板与柱的连接采用角焊缝，由取焊脚mm，，满足要求。弯矩全部由翼缘焊缝承担，剪力由腹板角焊缝承担。由于翼缘为全熔透对接焊缝，与母材等强，可不计算。只计算腹板角焊缝。腹板上竖向焊缝有效截面面积为:mmN/mmN/mm焊缝强度满足要求。10.2.5牛腿肋板计算牛腿构造及尺寸如图10.4所示，肋板承受的压力为图10.4牛腿构造及尺寸(1)肋板尺寸确定：在腹板两侧成对的配置横向加劲肋，则肋板外伸宽度mm，取mm（外伸宽度宜不小于90mm）第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸肋板厚度：mm，取mm。(1)承压强度计算：切肢尺寸确定：翼缘处mm，取30mm腹板处mm，取45mm承压面积mm端面承压强度设计值为N/mmN/mmN/mm抗压强度满足要求。(2)稳定计算：如图阴影部分面积：mm绕腹板中线的截面惯性矩为：mm回转半径：mm，长细比：，按截面b类，查得稳定系数N/mmN/mm(4)焊缝计算：肋板与翼缘板连接处水平焊缝：由于水平方向上的力很小，主要是水平方向的刹车力，可以取焊缝mm,足可以满足抗剪强度要求。肋板与腹板连接处竖向焊缝：设mm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸N/mmkN焊缝强度满足要求。10.3梁柱连接设计计算10.3.1左柱与左梁的连接计算设计资料：承受弯矩设计值为，剪力设计值为，梁截面尺寸为H7003001014，端板布置如图10.6所示：图10.6左柱与左梁的连接(1)确定螺栓尺寸：如图上腹板两侧各设置5个螺栓，取mm，，如图10.6取值。则端板的尺寸为：mm,mm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸选用强度等级为10.9级的摩擦型高强螺栓连接，喷沙处理,其公称直径为M22；设计预拉力P=190kN；螺栓孔径为23.5mm。则连接中受力最大螺栓承受的拉力及剪力为：kNkN单个高强度螺栓受剪、受拉承载设计值为：kNkN拉剪共同作用下，受力最大螺栓的承载力验算：，强度满足要求。（2）确定端板的厚度：①第一排螺栓的设计拉力，按端板外伸形两边支撑计算：端板外伸时：mm②第二排螺栓的设计拉力，按端板外伸形两边支撑计算：kNmm故板厚取。(3)柱上端节点域剪应力验算：N/mmN/mm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸mm不满足要求，将腹板局部加厚。（4）构件腹板强度验算：因为kN，则由下式验算：N/mmN/mm满足要求。(5)腹板与端板的焊缝计算：取焊脚mm，。焊缝抗剪强度满足要求。10.3.2左梁中点的连接计算设计资料：承受弯矩设计值为:kN·m，kN,梁截面尺寸为H7003001014，端板布置如图10.7所示：图10.7左梁与左梁的连接(1)确定螺栓尺寸：如图腹板两侧各设置5个螺栓，取，。则端板的尺寸为：mm,mm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸选用强度等级为10.9级的摩擦型高强螺栓连接,喷沙处理端板。其公称直径为M22；设计预拉力为P=190kN；螺栓孔径为23.5mm。则连接中受力最大螺栓承受的拉力为：kNkN单个高强度螺栓受剪、受拉承载设计值为：kNkN拉剪共同作用下，受力最大螺栓的承载力验算：，强度满足要求。(2)确定端板的厚度：①第一排螺栓的设计拉力，按端板外伸形两边支撑计算：端板外伸时：mm②第二排螺栓的设计拉力，按端板外伸形两边支撑计算：kNmm故板厚取。(3)焊缝计算：因剪力kN较小，梁的腹板与端板焊缝可按构造要求，取mm焊接。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸10.3.3左梁与中柱的连接计算设计资料：弯矩设计值为kN·m，剪力设计值为kN，梁截面尺寸为H7003001014，端板布置如图10.8所示：图10.8左梁与中柱的连接(1)确定螺栓尺寸：如图上腹板两侧各设置6个螺栓，取mm，如图示。则端板的尺寸为：mm，mm选用强度等级为10.9级的摩擦型高强螺栓连接，喷沙处理端板，其公称直径为M24；设计预拉力kN；螺栓孔径为25.5mm。则连接中受力最大螺栓承受的拉力及剪力为：kNkN单个高强度螺栓受剪、受拉承载设计值为：kNkN拉剪共同作用下，受力最大螺栓的承载力验算：，满足要求。(2)确定端板的厚度：①两边支承类端板：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸端板外伸时，mm②第二排螺栓的设计拉力，按端板外伸形两边支撑计算：mm故板厚取。（3）刚架斜梁与柱相交的节点域剪应力验算：取。，满足要求。，不满足要求，将腹板局部加厚。（4）构件腹板强度验算：因kNkN则由下式验算：N/mmN/mm满足要求。N/mmN/mm满足要求。(5)腹板与端板的焊缝计算：取焊脚mm，第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸N/mmN/mm。焊缝抗剪强度满足要求。10.4抗风柱柱脚计算资料：抗风柱柱截面尺寸H3001504.58，压力设计值kN，弯矩设计值为kN·m（铰接），剪力设计值为kN，柱脚及锚栓均采用Q235钢，焊条为E43，混凝土为C20，柱脚构造如下图10.9所示：图10.9柱脚构造及计算简图考虑了局部承压强度得提高后混凝土得抗压强度设计值，取11N/mm。(1)底板的尺寸：mm，mm由于是铰接柱角，弯矩设计值为零，最大应力只由压力产生，N/mmN/mm确定底板厚度，计算底板各部分弯矩：N/mm2腹板与翼缘围成的三边支撑部分：查表得N·mm需要底板厚度：mm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸取mm，满足要求。(2)锚栓计算：由于抗风柱柱脚是铰接可以认为不受弯矩作用，所以可以按构造配置一定的螺栓保证强度和铰接的连接方式即可。故采用2个直径为mm的锚栓固定，螺栓的排布如图10.9所示，满足要求。螺栓孔为mm锚固长度（当基础混凝土的强度为C20时）双螺母垫板底面伸出端螺丝长度弯折长度，取为100mm。(3)柱脚水平抗剪计算：由底板与混凝土基础的摩擦产生的水平抗剪承载力需在柱脚设置抗剪键。（4）柱与底板连接焊缝计算：柱子（翼缘和腹板）与底板采用双面角焊缝围焊,焊角尺寸。因轴力和剪力均较小，所以无需验算即可满足强度要求。11.基础梁及地基基础计算11.1基础梁计算基础梁简支于柱下独立基础的第一个台阶上，上砌0.88m高的240mm保护墙体和现浇120×240的压顶梁。基础梁混凝土为C20（N/mm，第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸N/mm），纵向受力钢筋及箍筋为（N/mm）。保护墙体采用MU10普通粘土砖和M7.5混合砂浆。由荷载规范查得：墙体自重标准值为18kN/m，墙体抹灰自重标准值为17kN/m，墙体顶面窗户的自重标准值为0.45kN/m。图11.1计算简图(1)计算简图如图11.1所示：计算跨度：取m，基础梁截面尺寸：m，取mm，mm。(2)荷载计算①基础梁顶面的荷载标准值为基础梁自重：kN/m②墙体顶面的荷载标准值为：基础梁以上墙体，压顶梁及抹灰自重标准值kN/m墙体顶面夹窗户的自重标准值kN/m(此处出于安全考虑，认为此荷载连续分布)则：kN/m其相应的设计值为：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kN/m，kN/m(3)基础梁正截面承载力计算kNkN最大弯矩设计值:kN·m假定受力钢筋按一排布置，mm（梁内一层钢筋时，），则：求解上述二式，得：mm，mm验算适用条件：且，实际相对受压高度为：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸相关规范规定托梁跨中纵向受力钢筋配筋率应大于0.6%，查表选用，4B16mm钢筋，实际。另外，沿腹板两侧各配2B12mm的纵向构造钢筋（腰筋）。实际配筋率：故满足要求。(4)基础梁斜截面承载力计算因支座边缘处的剪力最大，故选此截面进行抗剪配筋计算，该截面的剪力设计值为kN复核截面尺寸：，，属一般梁，用下式验算截面：kNkN截面尺寸满足要求。(5)箍筋计算由于：kNkN故可按构造配箍筋，满足最大箍筋间距即可。查《混凝土结构上册P100》表4-1，知梁中箍筋最大间距为300mm。选用双肢箍,8@250。基础梁配筋见图11.2所示：图11.2基础梁配筋第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸11.2边柱基础计算表11.1地质情况表序号岩土分类土层深度(m)厚度范围(m)地基承载力特征值fk(kpa)土的重度γ(kN/m3)1杂填土0.0—0.30.3110162粘土0.3—1.00.720018.53粗砂1.0—5.04.030020.54砾砂5.0—10.05.034022地质情况如上表11.1所示：左柱轴力标准值为：kN，kN·m，kN；其相应的设计值为：kN，kN·m，kN；另一组数据：kN，kN·m，kN；其相应的设计值为：kN，kN·m，kN。基础顶面距设计地面的距离为600mm，钢筋保护层取40mm，有垫层。钢筋材料为HPB235（=210N/mm），混凝土材料为C20（N/mm）,垫层材料为C10。其它参数见图11.3。图11.311.2.1确定基础尺寸采用阶梯型基础，假定基础埋深为m（按室外地面算起），基础以下垫层高100mm，假设基础宽度m。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸(1)地基承载设计值：kN/m，kN/m，kN/mkN/m持力层地基承载力特征值kPa，由《基础工程》表2-5查得：，，由于m不考虑对基础宽度进行修正。kPa(2)计算基础底面积：计算基础和回填土重G时的基础埋深：m取基础和回填土重度kN/m，考虑荷载偏心，将基底面积初步增大20%。按公式，得：mm取m选择基础底面积m(3)验算持力层地基承载力基础和回填土自重标准值：kN作用在基础上所有力相对于基底形心的力矩标准值：kN合力偏心距：m第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸即,由于基础与地基的接触面是不可能受拉的，此按下式计算：mkPa，满足要求。基底压力标准值为：kPakPa，满足要求。在另一组数据下的偏心距及基底反力：作用在基础上所有力相对于基底形心的力矩标准值：kN·m合力偏心距：mm即,由于基础与地基的接触面是不可能受拉的，此按下式计算：mkPa，满足要求。基底压力标准值为：kPakPa，满足要求。则该柱基础的底面长m，宽m且m不需再对进行修正。11.2.2计算基底净反力基础底面最大净反力：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸在另一组数据下的基底最大净反：综合比较后，以下均采用第二组数据进行计算。11.2.3基础高度(采用阶梯型基础)(1)柱边基础截面抗冲切验算（如图11.4所示）初步选择基础高度mm，mm，验算时取图11.4冲切承载力截面位置则：即基础底面全部落在冲切破坏锥体底边以内，则成为刚性基础，无需验算冲切破坏。(2)变截面抗冲切验算（如图11.4所示）①二阶处：则：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸即基础底面全部落在冲切破坏锥体底边以内，则成为刚性基础，无需验算冲切破坏。②三阶处：则：即基础底面全部落在冲切破坏锥体底边以内，则成为刚性基础，无需验算冲切破坏。基础抗冲切承载力满足要求。11.2.4配筋计算(1)基础长边方向Ⅰ-Ⅰ截面（柱边缘处）（如图11.5所示）柱边缘处地基净反力：弯矩：kN·m配筋计算：mmⅢ-Ⅲ截面（变截面处）变截面处地基净反力：弯矩：kN·m第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸配筋计算：mm图11.5基础计算简图Ⅴ-Ⅴ截面（变截面处）变截面处地基净反力：弯矩：kN·m配筋计算：mm比较可得柱边截面处弯矩最大，此时配筋也最大，在短边方向（2.0m宽内）配一级钢筋12A10，符合构造要求,且。(1)基础短边方向Ⅱ-Ⅱ截面（柱边缘处）kN·m第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸mmⅣ-Ⅳ截面kN·mmmⅥ-Ⅵ截面kN·mmm图11.6基础配筋比较各截面处弯矩选出最大处配筋，同时结合基础配筋构造要求，在长边方向（2.8m宽内）配一级钢筋16A10，且基础配筋见上页图11.6所示。11.3中柱基础计算中柱轴力标准值为：kN，kN·m，kN；其相应的设计值为：kN，kN·m，；第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸另一组数据：kN，，。其相应的设计值为：kN，，。基础顶面距设计地面的距离为600mm，钢筋保护层取45mm，有垫层。钢筋材料为HPB235（=210N/mm），混凝土材料为C20（N/mm）,垫层材料为C10。其它参数见图11.7。图11.7基础定位图11.3.1确定基础尺寸采用阶梯型基础，假定基础埋深为m（相对室外地面高度），假设基础宽度m，如图11.7所示：(1)地基承载设计值：kN/m，kN/m，kN/mkN/m持力层地基承载力特征值kPa，由《基础工程》表2-5查得：，，由于m不考虑对基础宽度进行修正。kPa(2)计算基础底面积：计算基础和回填土重G时的基础埋深：m取基础和回填土重度kN/m，考虑荷载偏心，将基底面积初步增大20%。按公式，得：m第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸m取m选择基础底面积m(1)验算持力层地基承载力基础和回填土自重标准值：基础和回填土自重标准值：kN作用在基础上所有力相对于基底形心的力矩标准值：kN合力偏心距：mm此时，满足要求。基底压力标准值为：kPakPa满足在另一组数据下：作用在基础上所有力相对于基底形心的力矩标准值：kN合力偏心距：m偏心作用较小，可不必考虑。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸则该柱基础的底面长m，宽m且m不需再对进行修正。11.3.2计算基底净反力基础底面最大净反力及最小净反力：在另一组数据下的基底最大净反：11.3.3基础高度（采用阶梯形基础）(1)柱边基础截面抗冲切验算初步选择基础高度：mm，mm（有垫层），mm。验算时取。图11.8冲切承载力截面位置则：冲切力：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸kN抗冲切力：由于，线性内插求得，满足要求。(2)变截面抗冲切验算则：冲切力：kN抗冲切力：由于，则变阶处的抗冲切承载力满足。11.3.4配筋计算(1)基础长边方向（如图11.9所示）①偏心荷载作用下：截面（柱边）弯矩：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸配筋计算：mm截面（变截面处）变截面处地基净反力：弯矩：配筋计算：mm②轴心荷载（近似）作用下：截面（柱边）柱边地基净反力：弯矩：配筋计算：mm截面（变截面处）变截面处地基净反力：配筋计算：mm比较两种荷载，可知：第二种荷载作用下的截面处弯矩最大，此时配筋也最大，在短边方向（1.8m宽内）配一级钢筋11A10，且，满足要求。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸图11.9基础截面验算（2）基础短边方向（如图11.9所示）①偏心荷载作用下：截面（柱边）kN·mmm截面（变阶处）kN·mmm②轴心荷载（近似）作用下：截面（柱边）kN·m第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸mm截面（变阶处）kN·mmm比较各截面处弯矩选出最大处配筋，同时结合基础配筋构造要求，在长边方向（2.2m宽内）配一级钢筋13A10，符合构造要求,且，满足要求。基础配筋见图11.10所示。图11.10基础配筋11.4抗风柱基础计算抗风柱轴力标准值为kN，剪力标准值为kN；其相应的设计值为kN，剪力设计值为kN；另有基础梁和墙体荷载：标准值为，其相应的设计值为。基础顶面距设计地面的距离为600mm，钢筋保护层45mm，有垫层。钢筋材料为HPB235（=210N/mm），混凝土材料为C20（N/mm）,垫层材料为C10。其它参数见表11.11。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸图11.11基础定位图11.4.1确定基础尺寸采用阶梯型基础，假定基础埋深为m（相对室外地面高度），宽度m，如图11.11所示：（1）地基承载设计值：kN/m，kN/m，kN/mkN/m持力层地基承载力特征值kPa，由《基础工程》表2-5查得：，，由于m不考虑对基础宽度进行修正。kPa（2）计算基础底面积：计算基础和回填土重G时的基础埋深：m取基础和回填土重度kN/m，考虑荷载偏心，将基底面积初步增大20%。按公式，得：m选择基础底面积m(1)验算持力层地基承载力第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸基础和回填土自重标准值：kN作用在基础上所有力相对于基底形心的力矩标准值：kN合力偏心距：m偏心作用较小，可不必考虑。则该柱基础的底面长m，宽m且m不需再对进行修正。11.4.2计算基底净反力11.4.3基础高度(1)柱边基础截面抗冲切验算初步选择基础高度：mm，mm（有垫层），mm，。图11.12冲切承载力截面位置则：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸冲切力：kN抗冲切力：由于，则，满足要求。(2)变截面抗冲切验算则：冲切力：kN抗冲切力：由于，则，满足要求。11.4.4配筋计算(1)基础长边方向（如图11.13所示）因为偏心作用较小，因此近似看做轴心荷载：截面（柱边）柱边地基净反力：弯矩：kN·m配筋计算：mm截面（变截面处）第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸变截面处地基净反力：kN·m配筋计算：mm比较两种荷载，可得截面处弯矩最大，此时配筋也最大，在短边方向（0.8m宽内）配一级钢筋6A10，且，满足要求。图11.13基础截面验算(2)基础短边方向（如图11.13所示）截面（柱边）kN·mmm截面（变阶处）kN·mmm第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸比较各截面处弯矩选出最大处配筋，同时结合基础配筋构造要求，在长边方向（1.8m宽内）配一级钢筋11A10，符合构造要求,且，满足要求。基础配筋见图11.14所示。图11.14基础配筋致　　谢第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸论文顺利完成，在此衷心感谢我的指导老师刘卫云以及贾冬云、曹现雷、于清缘等钢结构组指导老师。谢谢你们对我的悉心指导，你们让我明白，毕业设计并不是简单的设计演练，更是为了培养我们严谨的治学态度和高度的责任感。相信我的未来可以走的更远。参考文献[1]陈绍番，顾强.钢结构.北京：中国建筑工业出版社，2004[2]王肇民.建筑钢结构设计.上海：同济大学出版社，2001第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸[3]靳百川.轻型房屋钢结构构造图集.北京：中国建筑工业出版社，2004[4]宋曼华，柴昶.钢结构设计与计算.北京：机械工业出版社，2004[5]汪一骏等.轻型钢结构设计手册.北京：中国建筑工业出版社，2004[6]冯东等.轻型钢结构设计指南.北京：中国建筑工业出版社，2004[7]侯兆欣，蔡昭昀.轻型钢结构建筑节点构造.北京：机械工业出版社，2004[8]于克萍，胡庆安.结构力学.西安：西北工业大学出版社，2001[9]陈晓平，陈书中.土力学于地基基础.武汉：武汉工业大学出版社，1999[10]中华人民共和国建设部.建筑结构荷载规范（GB5009-2001）.北京：中国建筑工业出版社，2002[11]中华人民共和国建设部.钢结构设计规范（GB50017-2003）.北京：中国建筑工业出版社，2003[12]中华人民共和国建设部.建筑抗震设计规范（GB50011-2001）.北京：中国建筑工业出版社，2001[13]中华人民共和国建设部.混凝土结构设计规范（GB50010-2002）.北京：中国建筑工业出版社，2002[14]中华人民共和国建设部.建筑地基基础设计规范（GB50007-2002）.北京：中国建筑工业出版社，2002[15]中华人民共和国建设部.总图制图标准（GB/T50103-2001）.北京：中国建筑工业出版社，2001[16]中华人民共和国建设部.房屋建筑制图统一标准（GB/T50001-2001）.北京：中国建筑工业出版社，2001[17]中华人民共和国建设部.建筑制图标准（GB/T50104-2001）.北京：中国建筑工业出版社，2001[18]中华人民共和国建设部.建筑地基基础设计规范（GB50007-2002）.北京：中国建筑工业出版社，2001外文翻译暴露于火中的钢构件设计因素：承载力降低和火灾荷载ShahidIqbal1andRonaldS.Harichandran,F.ASCE2第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸摘要：一个有可靠根据，用于发展研究暴露于火中的钢构件设计因素——承载力降低和火灾荷载——的方法论被提出。包括主动的消防系统（例如，洒水装置、烟雾和温度检测器以及消防队等）在减少重大火灾发生概率的作用。那些严重影响钢构件消防的设计参数被挑选出来作为随机变量。因为在著作文献上找不到可用的统计信息，所以通过分析公布在文献上的原始实验数据获得了统计参数。热学分析中模型的误差，也有基于实验数据的特点。研究发现，与消防设计参数相关的不确定性明显比室温设计参数更高。为阐明这个方法论，承载力降低和火灾荷载被发展为支撑美国办公大楼的钢梁，结果表明：为了取得一致的可信度，这些数据应随建筑物内部有效的消防系统而变化。DOI:10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0000256CE馆藏主题词：结构可靠性；火灾；设计；统计学；钢铁。作者关键词：结构可靠性；消防设计；火灾参数统计；钢构件。1、简介近十年来，钢构件消防设计在性能化规范上取得进步。这些规范允许使用工程实践方法进行消防设计以替代指令性的方法（Ruddy等人，2003）。例如，2005年版AISC（美国钢结构学会）规范（下称AISC规范）中的附录4现在允许用室温设计规范来设计钢构件，并且降低材料性能。相似的规定也被欧洲公约钢结构技术委员会第三版（2001）发明。使用这些工程方法来验证设计构件在火中的强度，要求所受荷载效应小于结构的承载力。这就要求满足设计方程式：（1）此处，=火中荷载效应；=火中标准承载力；=承载力影响系数。AISC（2005b）规范允许在消防设计中使用承载力降低影像因素就像他们可以使用室温设计一样。例如，=0.9适用于钢梁以及钢柱。大部分其他规范建议使用承载力减低因素为1.0（例如欧洲标准化委员会2005年颁布的欧洲规范3，尤其是安全系数在消防设计中取1.0）。这个建议是基于一下讨论提出的：发生火灾的同时构件强度下降到低于设计值的可能性是很低的，并且消防设计是基于预期可能性最大的强度（Buchanan2001）。而且，据预测火中活荷载比室温条件下更小，并且因此将有足够的储备强度（Buchanan2001）。然而，大量的工作已经被做，基于可靠的分析来研究承载力降低因素（MagnussonPettersson1981）。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸要达到消防安全有两个要素：（1）主动的消防系统例如能帮助控制并减少火势的自动洒水装置；（2）被动的消防系统例如能控制火势蔓延并阻止或延迟建筑物隔间爆炸的结构或非结构的组成构件。被动消防系统可以通过各种保护结构构件的方式获得，例如，运用喷涂材料（喷涂矿物纤维，石膏等），或使用发泡性防火涂料，亦或使用绝缘板材（石膏板）。AISC规范建议：当进行消防设计时，应该给予所有的积极消防系统（洒水装置、烟雾和温度检测器等）足够的重视。2005版AISC附录4中的说明规定：进行消防设计时，如果建筑物内设有喷水装置则活荷载可以降低至60%。自动喷水装置降低严重火灾的发生几率。火荷载的降低应该以合适可靠的分析为基础，其中包括当严重火灾发生时喷水装置的影响，以及相应地对钢结构构件破坏可能性的影响。最近，欧洲煤钢联营（简称ECSC研究）开展了一项研究，通过把火荷载的可变性和积极的消防系统考虑在内，来研究火荷载因素（ECSC2001）。然而，该火荷载因素是通过简化假定而来，而且也没有考虑其他参数的可变性。是否严格的可靠性分析将会产生与ECSC研究类似的结果并不是那么明显。一个用于发展承载力降低和火荷载因素的一般性方法论被提出。此外，严重影响消防设计的设计参数有着不确定性特点。随机变量和模型误差所衍生出来的数据之后被用到衍生出承载力降低和火荷载影响因素的简支钢梁设计之中。为了更好地理解其性能，下文讲述了对遭受火灾的钢构件的工程设计方法。暴露于火中的钢构件工程设计方法在工程设计方法中，暴露于火中钢构件的标准承载力，,制造参数的功能，，降低后的材料性能，，可以被表示为：（2）此处，=空间和截面属性（例如，截面高度，截面面积，等）；=室温下材料性能（例如，屈服强度，等）。是影响钢构件在高温下刚度和强度下降的因素，而且在AISC规范中，不同数值的温度对应不同的数值。根据AISC规范，设计因素（轴向力、弯矩或者剪切力）是由下列荷载组合决定的。（3）此处，D、L以及S=恒载、活载以及雪荷载标准值；T=由火自身引起的荷载效应（例如因受周边结构约束产生热膨胀，从而引起的附加弯矩）。公式中T的大小取决于约束条件和温度。对于简支梁，公式中T等于0，因其在大火中没有约束效应。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸在火中，通过公式（2）估算而来的标准承载力以及公式（3）中的荷载效应T都取决于钢构件温度，而反过来又取决于设计火灾（或者时间—火灾温度曲线）。设计火灾取决于像通风条件、边界温度性能、火荷载（目前可燃材料的代表值）等因素。如前文叙述，AISC规范说明规定：进行消防设计时，如果建筑物内设有喷水装置则活荷载可以降低至60%。同样地，欧洲规范2（欧洲标准化委员会2002年颁布）建议对火荷载下承载力予以消减，而欧洲煤钢联营（简称ECSC研究）则强调火荷载中承载力消弱或增强取决于预期的可靠性。这里的消弱或增强将被应用于消防设计中的火荷载，并且会影响到所有构件的标准承载力及公式（3）中因约束构件而产生的火荷载效应T。当温度上升时，钢构件的强度和刚度将急剧下降，如果没有保护，钢构件将在短时间内遭到破坏。因此，钢构件一般都被防火材料保护以减缓钢构件温度的上升。防火材料的厚度可以通过一个递近法求得，并且火温度的划分以及这个方法要求火的温度可以通过下一部分的叙述估算得到。火和钢温度火的温度，，可以通过文献[美国消防工程师学会（SFPE）2000,2004]上一个合适的数学模型估算得到。在这个研究中，由Feasey和Buchanan在2002年修改而来的参数化火灾模型被用来估测真实火灾情境下温度。是函数，火荷载密度，热吸收率b等的一个开放性影响因素。钢构件温度可以通过任何先进的有限元分析软件求得，然而多数设计规范如AISC（美国钢结构学会）规范以及欧洲规范3（欧洲标准化委员会2005年颁布）等，允许使用简单的热分析法如集总热容法来计算钢构件温度。集总热容法假定钢构件一个温度均匀性好的集总质量。加装保温层的钢构件热量平衡方程可以写成（Buchanan2001）：（4）此处，钢温度变化率；单位长度构件的表面积（）；单位长度构件的体积（）；钢材密度（）；钢的比热（）；第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸绝缘层的厚度（m）；绝缘材料的导热性能（）；钢温度（）；火温度（）。公式（4）可以写成有限差分形式，因此，任何时候都可以通过一个集成有限差分法的电子表格计算钢温度。然而，将并入性能函数用于可靠性分析,是计算钢温度非常方便的一个计算表达式。公式（4）的闭合解是由Iqbal以及Harichandran于2009年求得。公式（4）是用来估算有保温层的钢构件的温度。无保温层的钢构件温度可以通过一个类似的公式求得（Buchanan2001）。由于美国钢柱和钢梁几乎都有保护层，针对无保护层的钢构件的热平衡微分方程不再被提出。该规范允许利用集总质量的方法,但提醒说这种方式可能过于保守，在某些情况下，比如上设混凝土板的钢梁，在其深度方向可能产生温度梯度。在这项研究中，集总质量法被使用，因为其在可靠性框架下非常方便。因为温度均匀分布假设而在此方法中引起的误差，可以通过一个专业因素来加以考虑。表-1火设计的含义，协方差，分配等参数变量含义变异系数分配方法活荷载，0.24×标准值可变值伽玛恒荷载，D1.05×标准值0.100正常火荷载，5640.62线性楼板面积与总面积比值，0.1920.23对数通风系数，1×标准值0.05正常正常重量的热吸收率0.094正常混凝土（NWC），轻质混凝土热吸收率（LWC），0.107正常石膏板的热吸收率，0.09正常50/50混合隔间的热吸收率0.10正常NWC和石膏板作为边界，第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸防火材料保护层厚度，（1）喷雾应用材料正常+1.6mm0.20对数（2）石膏板系统正常0.05正常防火材料密度，（1）喷雾应用材料0.29正常（2）石膏板系统0.07对数防火材料导热系数，（1）喷雾应用材料0.24对数（2）石膏板系统0.28对数备注：任意时间负载的变异系数取决于从属面积（RavindraandGalambos于1978）给定如下：当时，为；当时，为。研究构件能力降低以及火荷载影响因素的方法论研究构件能力降低以及火荷载影响因素的方法论有三个步骤：（1）随机设计参数的表征；（2）选择表现功能以及性能相适应的模型误差；（3）选择目标可靠性指标或目标失败的可能。详细叙述如下。随即参数的统计数据对钢构件有显著影响的火荷载设计参数被选为随机变量,以及他们的方式,变异系数COV及分布类型被总结在表-1中。统计任意时间负载、火负载比率和面积与总表面积的火载隔间特定适用于美国办公楼。剩余的参数是综合的、适用于所有类别的钢建筑。在表1中统计的恒载和任意时间负载是由Ellingwood于2005年以及Ranvindra和Galambos于1978年发表。我们分析了原始实验数据,如下面所讨论的以获取表1中除了火灾荷载,任意时间负载和恒载以外所有参数的统计数据。火荷载火灾荷载是基于出现在火灾现场的易燃材料的数量,衡量的是火灾中释放的总能量。卡尔弗1976年发表了针对美国23栋典型办公楼的统计信息。火灾荷载有着平均564MJ第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸的热量每平方米地板面积，以及0.62的变异系数。卡尔弗报告意味着我们通过木材17.5MJ/公斤的热值把火灾荷载中的1磅/平方尺转换成MJ/平方米。欧洲煤钢共同体的研究确认了火灾荷载有一个耿贝尔分布。建筑面积与总表面积的比值卡尔弗1976年发表了每单位面积的火灾荷载。为了计算火灾温度，火灾荷载需要被转换成对应总表面中的一个个单元面积。可以通过以下公式转换：（5）在此，=总建筑表面积中单位面积的火灾荷载；=总楼板面积中单位面积的火灾荷载；=建筑物的楼板面积；=建筑物的总表面积。这个比率随研究对象的不同而变化，在可靠性分析中应该当作一个随机变量。以往的文献中没有任何关于这个比值的统计信息可供参考。卡尔弗1976年发表了美国的23栋建筑大楼的楼板面积范围，但是没有明确的说到建筑空间的高度。因此,房间的高度被假设为12英尺以建立这个比值的统计参数。另外,在底特律通过检查三种代表性的办公大楼的结构和建筑图纸来建立平均值,COV和分配比例,卡尔弗于1976年结合这些获得了这些报道数据，这些数据在表1中给出。通风系数通风系数，，代表一个防火区的通风条件。此处，=通风面积，以及=通风高度。火灾的持续时间和严重程度取决于通风因素,这反过来又取决于防火区门窗尺寸。一栋建筑,其结构组件设计条件为室温,然后是火灾。防火区通风因素的价值可以通过一栋建筑的建筑图纸准确估算,但不太可能明显不同于设计或正常价值。因此,在可靠性分析中合理的做法是将通风因素类似于静载的处理方式处理。对于通风因素,我们假定名义值值为平均值，变异系数COV为0.05，正态分布。防火区外墙的热吸收率热吸收率b，用以表示防火区所吸收热量的多少，并可以通过下式计算：（6）此处，第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸分别为热传导率，密度以及边界材料的比热容。热吸收率是温度的一个特性，但是欧洲规范（欧洲标准委员会CEN2002）允许设计采用室温下材料温度特性。我们开展一个相信的分析以研究温度温度下钢温度的热吸收率b，并且结果显示用室温下的b是合理的。关于不同边界材料在不同温度下b并没有可利用的文献资料。然而，一些研究者已经发表关于一些普通的边界材料如正常轻质混凝土以及石膏板等材料的热学特性。这些室温下的热血特性是用来总结以下关于正常轻质混凝土以及石膏板等的热吸收率b的。不同的研究（Carinoety2005；Manzello2008；Mehaffey1994；Thomas2002；Wullschleger以及Wakili2008）所发表的石膏板的热血特性（密度，热传导性，以及超高温压）被通过公示（6）来获取热吸收率。基于这些参数得到的的数据如表-1中所示。Buchanan于2001发表说石膏板的423与410很接近。关于正常轻质混凝土，在一个特殊的试验样本，所有的三个热学特性均不可用。因此，第一个数据密度（），热传导性（）以及特殊温压（）对于任何形式的混凝土均可以通过试验数据获得。普通混凝土的热学性质由Harmathy以及Allen于1973，Lie以及Kodur于1996，Shin等等发表，而轻质混凝土由Harmathy以及Allen于1973，Stuckes于1986，以及Whiting等于1978发表。对于普通混凝土，Schneider等于1982年在在6个其他的用来研究普通混凝土的热学特性的研究中获得。表-1中的关于普通混凝土以及轻质混凝土的数据b是通过密度、热传导性以及特殊温压并通过MonteCarlo的模拟实验获得。和Buchannan于2001年发表的1900相比很合理，对于轻质混凝土块的平均值和Kirby于1994年发表的的数值相比也很合理。Buchanan于2001年研究两种边界材料（普通混凝土，石膏板）在火灾温度下的影响。一个典型的商业建筑办公大楼上外墙材料可以提供这些由Buchanan于2001年获得的火温特性。因此，防火区数据b的获得也可以假定有50%的建筑变面积用的是普通混凝土，其他50%用的是石膏板。总的防火区热吸收率可由下式表达：（7）混合防火区的平均值及变异系数也可见于表-1.第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸为了获得真实情境下的火和钢温度，Kirby等于1994年住到了九个火灾试验通过不同的材料（例如轻质混凝土块，高压蒸气养护的加气混凝土板，流砂，陶瓷纤维，火线石膏板）作为墙，屋顶以及防火区的楼板。这些综合起来的材料试验所得的热吸收率从350-750不等。这些试验所得的数据b有效的取代了Kirby等于1994年发表的数据。隔离层或者防火材料的厚度钢构件可以通过泡沫或者板材系统达到防火目的。Carino等于2005年研究了世贸中心WTC上防火保护材料厚度。他们发现平均厚度普遍高于制定的厚度，并且它的厚度成对数分布。他们的研究成果被用在变异系数COV以及隔离厚度的分配类型。因为WTC上保护材料厚度是由规范方法决定，因此隔离层的平均厚度在这次研究中并未采取。取而代之，基于和一个消防专家（D.Ferguson于2008年的个人采访）的会谈以及这次的报道而来的一些分析，它的平均值比设计要求的厚度要大1.6mm。并没有太多关于板材的可用参考文献，但是由于他们来自于控制条件，因此正常厚度取平均值，COV被假定为0.05.热传导性以及防火材料的密度Bruls等人于1988年研究了不同温度下热传导性的变化。尽管，热传导率随着温度而改变，但是他们声称，由于钢结构构件的破坏总是发生在，因此在设计中可以把热传导率设在。在美国，关于8种有代表性的材料在温度范围内的热传导性的统计分析被发表（其中5个由Bentz以及Prasad于2007年发表，2个由Carino等人于2005年发表，还有一个实验是Michigan大学主导的）。从这些统计数据建立起来的平均值，变异系数COV以及分配方式见表-1。参考文献（Bentz以及Prasad于2007年；Carino等人于2005年）中5种不同防火材料在室温下的密度被用来得到这些统计数据。防火材料泡沫的平均值以及COV可见于表-1。由于数据的不足，我们不可能获得一个很精确的分配方式。不同类型的板材可以用作防火材料（例如，纤维硅酸盐或者纤维硅酸钙板，以及石膏板（Buchanan2001））。所有这些板材的热学特性是不容易获得的因为她们的自然属性。然而，石膏板的热学属性却已经被不同的研究者们报到以获得其热传导性及密度的统计数据。石膏板热传导性的统计数据为第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸是通过试验测试数据（Bentz和Prasad于2007；Carino等人于2005；Manzello等人于2008；Mehaffey等人于1994；Sultan于1996；Thomas于2002）获得并可见于表-1。Buchanan（2001）发表说典型的热传导性在到之间，以及典型的密度在600到800之间，以纤维硅酸盐或者纤维硅酸钙板，以及石膏板为代表性。平均密度745以及平均热传导性均在报道的范围之内变动。因此，尽管密度及热传导性的统计数据仅仅是通过石膏板的试验测试数据获得，它们完全可以代表其他类型的板材。可靠性分析的性能函数加载Ellingwood（2005）说明火灾中同时存在最大活荷载、屋面活荷载、雪荷载、风载、或者地震荷载的巧合性是微乎其微的，而且火灾发生时建筑物只是承受了部分设计荷载。因此，在火灾条件下对横在和任意时间皆有可能发生的火灾进行荷载组合对可靠性分析是恰当的。这也与Beck的观点（1985）不谋而合。因此，可靠性分析中荷载效应可以表达成：（8）此处，以及=把荷载强度转换成荷载效应（例如弯矩、剪力、以及轴力）的确定性影响系数；A和B=反应把荷载转换成荷载效应的不确定性的自由变量；E=反应在结构分析中不确定因素自由变量；以及D和=反应恒载和任意时间的活载的自由变量。关于D和的统计数据可见于表-1。参数A、B以及E的统计数据：（1）A平均值=1.0，A的变异系数COV=0.04；（2）B的平均值=1.0；B的变异系数COV=0.20；以及（3）E的平均值=1.0，E的变异系数COV=0.05（Ravindra以及Galambos于1978年）。钢构件的承载力火灾中钢构件的实际承载力可以用正常承载力通过公式（2）修正得来：（9）此处，P、、，以及=如下定义的无量纲随机变量。P=“专业”因素，反应从公式求得承载力的不确定性假设。这些不确定性可能来自于使用近似值代替精确值，可能来自于诸如完全弹塑性理论以及截面温度均匀分布等假定。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸装配过程中产生的不确定性的自由变量。材料特性的不确定性的自由变量。由对钢构件温度从模型获得和从实际测试获得之间的差别的修正自由变量。极限状态方程运用公式（8）和（9），火灾条件下可靠性分析的极限状态方程可以表示成：（10）此处，X表示所有自由变量的一个矢量。破坏的可能性，，火灾下钢构件破坏的条件是。假设自由变量和与那些用来研究荷载抗力系数设计法的LRFD相同，它们的温度条件相同，参考中的试验数据可供参考。每个设计方程中的统计数据P是不同的，因此不能一概而论，并且可以通过预测承载力和试验测试结果对比获得。的统计数据如下叙述。钢构件温度模型误差通过公式（4）得来的钢构件最大温度与试验所得有所差别的原因主要有：（1）用来预测火灾和钢构件温度的近似法和假定的误差；（2）预测与实际的热量吸收程度，通风情况，以及耐燃烧的程度。为了考虑到这些累计误差，模型错误被叙述如下，钢梁(三边曝光)以及钢柱（四边曝光）。许多钢构件的试验温度已经被发表，但是大多数试验结果都是在标准火情况下而不是真正的火灾，因此不能被用来预测火灾模型中的误差。Kirby等人（1994）得出一组由九个真实火灾试验的数据，并记录下了受保护和未受保护的钢构件温度。为了能代表所有真实可能的火灾情景，一系列活荷载（380-760），不同的通风情况（），以及不同类型的材料均被采用作为防火区材料。Foster等人（2007）发布四种受保护钢柱的温度。在这次试验中，火灾荷载为720，以及通风系数为0.043。钢梁温度的模型误差，，由Kirby等人通过试验数据于1994年发表，以及钢柱温度的模型误差，第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸，是由Kirby等人（1994）以及Foster等人（2007）通过试验数据定义并发表。平均值为0.98以及变异系数COV为0.11，平均值为1.05以及变异系数COV为0.13。并且，及很好的符合干贝尔分布。在最近的十年间，世界各地进行了许多真实的火灾试验，尤其在英国。在大多数这些试验测试中，钢梁通常都是不被保护的，因此，其所报道的钢构件温度不能用来描述受保护的钢梁的模型误差。几乎所有的试验，钢柱都是受保护的但是不同的试验参数（例如，形式、厚度以及绝缘材料特性、类型、尺寸、以及边界材料的特性）并没有被明确的说明。因此，在这些试验中所得到的实验性温度并不能被采用。失效概率以及目标可靠性指标可靠性指标，β，是设计结构组成的安全性的指标，并且与失效率相关。换句话说，目标可靠性指标，，再设计方程中控制着安全因素。CIBW14（1986）建议当为火灾设计发展安全性因素时，应高把很少发生的严重的火灾考虑在内。现有的现金的防火系统如自动喷水装置，消防队等等，减少了非常严重火灾发生的概率，也因此减少坍塌的可能性。因此，火灾中被减少的失效可能性可以通过减少目标可靠性指标来获得。ECSC（欧洲煤钢委员会2001）通过研究提出一个详尽的通过把积极地消防系统考虑在内以减少严重火灾的考能行考虑在内，用来计算目标可靠性指标方法论。ECSC研究也建议采用适当的数值作为积极地防火系统对严重火灾发生概率降低的效应。运用ECSC中描述的这种方法，美国的办公大楼一些典型的防火区（建筑面积从25到500）目标可靠性被估算出来。通过0到2.0的目标可靠性指标来研究承载力降低及火灾荷载因素影响被证明是合理的。由于严重火灾发生的概率取决于现有的积极有效的消防系统，目标可靠性指标也随着不同的设计条件而改变。为了考虑到严重火灾的减少的概率，和ECSC中类似的一个方法被Ellingwood以及Corotis（1991）提出以运用于结构消防设计。他们建议在火灾情形下采用从ECSC中的0-2.0降低到相应的为1.5的失效概率。简支梁承载力降低及火灾荷载影响因素预测火灾下结构承载力还依然是很新的领域。随着对火灾下结构的表现的理解，表现方程式可能会改变，以及未来的设计有所改进也是很必要的。在这个部分，AISC规范所给出的简支梁的屈服承载力被运用。第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸表现功能以及自由参数的统计数据暴露在火中的右侧向支撑的简支梁的标准承载力可以表达成：（11）此处，；室温下钢构件的屈服强度；以及基于钢构件的温度的屈服强度减少因素。实际抗弯承载力可以通过对公式（11）进行修正求得：（12）此处，中的平均值为1.03以及变异系数COV为0.034的自由变量（Schmidt和Bartlett于2002年）；中的平均值为1.03以及变异系数COV为0.063的自由变量（Schmidt和Bartlett于2002年）；以及前面给出的干构件温度统计数据的模型误差。钢构件温度，，是许多参数的一个统计数据参见表-1的功能函数（见公式4）。P是一个专业因素（模型误差），以及在下一个部分将要叙述。表现功能可以表示成：（13）此处，=火灾中在公式（8）中能够用基本自由变量表示的所施加弯矩。抗弯承载力方程的专业因素为了考虑到实验室有侧向支撑梁的承载力与通过公式（11）预测到的结果的差别，代表着他们的比率专业影响因素P由实验结果得来，并由Kruppa（1979）以及Wainman（1992）发表。Kruppa（1979）发表的实验结果由16个梁，而Wainman（1992）发表的试验结果由2个梁。P平均值为0.99，变异系数COV为0.11，并呈对数分布。可靠性分析长度从3m（10英尺）到13.7m（45英尺）不等以及活荷载从2.4kPa（50psf）到4.8kPa（100psf）被选择作为可靠性分析。AISC规范被用来第一次为外界温度下设计梁。暴露在火（，以及第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸）中相同的梁然后被设计出来，并且火灾设计中的防护层厚度可以通过AISC规范（AISC2005b）（例如前文提到的工程性方法）附录4描述的程序求得。钢梁被假定由喷雾等防火材料保护，就像美国一样。FERUM（有限元可靠性分析软件）软件（DerKiureghian等人于2006年）被运用来进行可靠性分析。FERUM是通过代码编写的一个普通的用于结构可靠性分析的软件。它可以被用来通过不同的方法包括一阶可靠性分析方法（FORM）进行可靠性分析。进行一阶可靠性分析的详细步骤以及为每个设计参数获得局部安全因素均描述在国家标准（NBS）577（Ellingwood等人于1980年），并不是复制在此而已。运用FERUm获得的FORM表现在每个设计条件下（每种10个梁）。对于每种设计条件下的局部安全因素的每个参数通过NBS577中描述的方法获得。这些独立的局部安全因素，除了火灾荷载以外，被结合成一个承载力降低影响因素。然后10个不同的承载力降低影响因素（每个对应一种梁）被获得。一个类似的程序被用来获得火灾荷载影响因素以对应每个的值。活荷载是一个主要火灾设计参数，并且火灾荷载的不确定性影响对设计的安全性有着决定性的影响。因此，火灾荷载的不同总体来说是通过考虑火灾荷载局部安全影响因素而来的。就像绪论中提到的一样，对AISC规范、欧洲规范1以及ECSC研究，火灾荷载可以通过考虑建筑物中积极有效的消防系统来降低。这些规范还鼓励推荐采用独立的安全影响因素来设计火灾荷载。火灾荷载影响因素被运用到火灾荷载设计中来描述火灾荷载设计以及将影响到标准承载力。图.1承载力降低以及火灾荷载影响因素对应的目标可靠性指标结果承载力降低影响因素图1中给出的承载力降低影响因素以及对应的目标可靠性指标是由以下公式得来：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸（14）大多数规范建议采用。然而，AISC规范建议采用。研究结果表明当不小于1.25时，并不需要对标准承载力进行折减，反过来取决于能减少严重火灾发生概率的有效地积极消防系统。一个编码对不同的设计运用不同的承载力降低影响因素在不同的情境下可能并不是太理想。我们在前面已经叙述为何应该是变化的以计及积极有效地消防系统的影响。研究承载力降低影响因素使的值(0-2)取代单一取值的目的在于为规范编纂者提供意见。规范编纂者可能决定取其中的一个值（例如，1991年由Ellingwood和Corotis建议的1.5的取值），即根据有效的消防系统所带来的积极影响，并因此给每个限值设置一个常量的承载力降低影响因素。由于大多数美国建筑物都配备了可靠的洒水装置，取值不可能超过1.5并且它最好配合=1.5的取值运用承载力降低因素。火灾荷载影响因素火灾荷载影响因素随着图1中目标可靠性指标而变化。火灾荷载标准值被取为第90百分位（Buchanan于2001年）。对于给定的一个所对应的的取值为：（15）当目标可靠性指标小于1.42时，由公式15给定的活荷载影响因素小于1.0预示着火灾荷载的取值可以按照ECSC研究及欧洲规范1进行折减。AISC规范说明声称如果建立一套洒水系统则火灾荷载可以减少到60%。只有当自动喷水装置可靠性极高的情况下才能折减到最大值，例如具有可靠的充足的水供应，阀门控制，以及有规律的和美国国家防火协会（NFPA2002）所要求的高度保持一致。图1中指定的火灾荷载折减取决于目标可靠性指标，其反过来又取决于能降低严重火灾发生的几率的有效地消防系统。此处建议的方法更具普遍性并且能够针对所有类型的喷水装置对火灾荷载进行折减，就像其他积极有效地消防系统一样。不同情境下承载力降低以及火灾荷载影响因素的有效性第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸为了考虑到不同的表面材料以及通风情况，我们通过3个数值的b（423，640以及1160）和2组通风因素（0.04，0.08，以及0.12）以获得将用来证明上述关于承载力降低以及火灾荷载影响因素的推断正确性的九种火灾情景。对这九种火灾情形，2个梁是根据图1中所述的承载力降低以及火灾荷载影响因素而设计的。因此，对于每个值，我们有18种设计情形，并且对5个总共有90种设计情形。可靠性分析然后被表达出来并且经过计算之后的可靠性指标对于所有的梁都是与图2中的取值相对应。的取值与的取值对应的很好，说明上述关于承载力降低以及火灾荷载影响因素的推断对所有的设计情形都适用。的取值与的取值小于大约1.5相比是很保守的。的取值小于1.5（可见于图1），可靠性分析得来的是大于1.0的，并且其标准值可以增强。然而，由于在LRFD规范中通常被取为小于或等于1.0，我们因此在火灾设计中限制的取值不超过1.0。因为固有的保守，的取值远大于的取值。·图.2经计算的对比值和目标可靠性指标取值火灾荷载影响因素和基于ECSC方法的对比在ECSC中火灾荷载影响因素是通过对严密的可靠性计算进行简化而获得的并且对任意的是通过下式计算：第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸（16）此处，=火灾荷载的变异系数COV；=累计的标准分配函数；以及用来获得所描述标准火灾荷载的百分位。如果标准值取第90个百分位，然后0.9。图3中，研究中所获得的与通过公式（16）获得的相对比，对于美国火灾荷载标准值取到第90个百分位。从ECSC方法获得值比这次研究中获得的更大，因为小于1.5，并且几乎同样的对值大于1.5。如前面叙述，这次研究所得的当小于1.5时保守取，并且因此将取得更加保守的结果。因为大于1.5，按照建议所设计的梁的屈服比预计的安全程度更高（见图2）因为被用来结合见于图1并且小于1.0。图.3火灾荷载影响因素与根据ECSC方法求得的对比AISC中防火设计方法理论的固有可靠性在AISC的方法中决定的取值是很有趣的。上述描述的六个钢梁在九中不同火灾情况下的绝缘材料的厚度可以通过AISC中方法分两种情况：（1）取第160页 安徽工业大学工商学院毕业设计（论文）报告纸并且通过减少火灾荷载的第90个百分位到60%（因为洒水装置的极高可靠性）就像AISC规范所建议采用的一样。以及（2）取并且取火灾荷载的第90个百分位并假定建筑物中没有可靠的洒水装置。可靠性分析然后通过这些保护层厚度体现出来，并且研究发现可靠性指标在情况1中从0.2-0.5不等，在情形2从1.45-1.60不等。概要和总结一个有可靠根据，用于发展研究暴露于火中的钢构件设计因素——承载力降低和火灾荷载——的方法论被提出。用来设计火灾下钢构件的不同的参数的统计数据是来自于所发表文献中的实验数据。模型误差以及与之关联的热学模型也是根据实验数据得来的。研究发现不确定火灾条件下设计参数比室温条件下的设计参数大很多。承载力降低以及火灾荷载影响因素对应于先前所选的考虑到采用能降低严重火灾发生可能性的积极的消防系统下（例如，洒水装置，烟雾，以及热探测器等等）目标可靠性指标。为了说明所建议的方法，承载力降低，以及火灾荷载影响因素由美国的暴露于火中的简支钢梁求得。研究发现火荷载影响因素应该随着现有的积极的消防系统而改变。这与AISC规范，欧洲规范1，以及ECSC研究相符合。研究发现承载力降低因素应该还要变化当出现积极的消防系统。对大多数配备洒水装置的美国办公大楼，取是合理的，并且在0.4到1.0之间。由于存在各种各样的不确定性以及信息的差距，现在的结构防火设计规定还是相对比较新和先进的。此处提出的这个方法还只是一种初次尝试以描述目前的火灾设计规定中并不确定的东西。只要随着这个领域出现更多的更深的研究，更多杰出的火灾中的结构表现，以及未来更细致的设计将会非常必要。参考文献美国钢结构学会规范AISC.（2005a）.针对芝加哥钢结构建筑关于荷载以及抵抗力因素设计规范的说明。美国钢结构学会规范AISC.（2005b）.针对芝加哥钢结构建筑关于荷载以及抵抗力因素设计规范。Beck，V.R.(1985).“火灾条件下钢结构构件失效的可能性的预测。”Trans.Inst.八月，27（1），111-118。Bentz，D.P.，以及Prasad，K.R.(2007).“防火材料的热学性能，以及热学性能模型的描述。”Rep.No.NISTIR7401，NIST，Gaithersgurg，Md。第160页 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