鋼構造雨篷設計計算書基本參數雨篷所在地區：蘇州地區；地面粗糙度分類等級：按《建筑構造荷載規范》(GB50009-)A類：指近海海面和海島、海岸、湖岸及沙漠地區；B類：指田野、鄉村、叢林、丘陵以及房屋比較稀疏的鄉鎮和都市郊區；C類：指有密集建筑群的都市市區；D類：指有密集建筑群且房屋較高的都市市區；根據上面分類原則，本工程按B類地形考慮。雨篷荷載計算玻璃雨篷的荷載作用闡明：玻璃雨篷承受的荷載涉及：自重、風荷載、雪荷載以及活荷載。(1)自重：涉及玻璃、連接件、附件等的自重，能夠按照400N/m2估算：(2)風荷載：是垂直作用于雨篷表面的荷載，按GB50009采用；(3)雪荷載：是指雨篷水平投影面上的雪荷載，按GB50009采用；(4)活荷載：是指雨篷水平投影面上的活荷載，按GB50009，可按500N/m2采用；在實際工程的雨篷構造計算中，對上面的幾個荷載，考慮最不利組合，有下面幾個方式，取用其最大值：A：考慮正風壓時：a.當永久荷載起控制作用的時候，按下面公式進行荷載組合：Sk+=1.35Gk+0.6×1.4wk+0.7×1.4Sk(或Qk)b.當永久荷載不起控制作用的時候，按下面公式進行荷載組合：Sk+=1.2Gk+1.4×wk+0.7×1.4Sk(或Qk)B：考慮負風壓時：按下面公式進行荷載組合：Sk-=1.0Gk+1.4wk風荷載原則值計算：按建筑構造荷載規范(GB50009-)計算：wk+=βgzμzμs1+w0……7.1.1-2[GB50009-]wk-=βgzμzμs1-w0上式中：wk+：正風壓下作用在雨篷上的風荷載原則值(MPa)；wk-：負風壓下作用在雨篷上的風荷載原則值(MPa)；Z：計算點標高：4m；βgz：瞬時風壓的陣風系數；根據不同場地類型,按下列公式計算(高度局限性5m按5m計算)：βgz=K(1+2μf)其中K為地面粗糙度調節系數，μf為脈動系數A類場地：βgz=0.92×(1+2μf)其中：μf=0.387×(Z/10)-0.12B類場地：βgz=0.89×(1+2μf)其中：μf=0.5(Z/10)-0.16C類場地：βgz=0.85×(1+2μf)其中：μf=0.734(Z/10)-0.22D類場地：βgz=0.80×(1+2μf)其中：μf=1.2248(Z/10)-0.3對于B類地形，5m高度處瞬時風壓的陣風系數：βgz=0.89×(1+2×(0.5(Z/10)-0.16))=1.8844μz：風壓高度變化系數；根據不同場地類型,按下列公式計算：A類場地：μz=1.379×(Z/10)0.24當Z>300m時，取Z=300m，當Z<5m時，取Z=5m；B類場地：μz=(Z/10)0.32當Z>350m時，取Z=350m，當Z<10m時，取Z=10m；C類場地：μz=0.616×(Z/10)0.44當Z>400m時，取Z=400m，當Z<15m時，取Z=15m；D類場地：μz=0.318×(Z/10)0.60當Z>450m時，取Z=450m，當Z<30m時，取Z=30m；對于B類地形，5m高度處風壓高度變化系數：μz=1.000×(Z/10)0.32=1μs1：局部風壓體型系數，對于雨篷構造，按規范，計算正風壓時，取μs1+=2；計算負風壓時，取μs1-=-2.0；另注：上述的局部體型系數μs1(1)是合用于圍護構件的附屬面積A不大于或等于1m2的狀況，當圍護構件的附屬面積A不不大于或等于10m2時，局部風壓體型系數μs1(10)可乘以折減系數0.8，當構件的附屬面積不大于10m2而不不大于1m2時，局部風壓體型系數μs1(A)可按面積的對數線性插值，即：μs1(A)=μs1(1)+[μs1(10)-μs1(1)]logA在上式中：當A≥10m2時取A=10m2；當A≤1m2時取A=1m2；w0：基本風壓值(MPa)，根據現行<<建筑構造荷載規范>>GB50009-附表D.4(全國基本風壓分布圖)中數值采用，按重現期50年，蘇州地區取0.00045MPa；(1)計算構件的風荷載原則值：構件的附屬面積：A=3×1.5=4.5m2LogA=0.653μsA1+(A)=μs1+(1)+[μs1+(10)-μs1+(1)]logA=1.739μsA1-(A)=μs1-(1)+[μs1-(10)-μs1-(1)]logA=1.739wkA+=βgzμzμsA1+w0=1.8844×1×1.739×0.00045=0.001474MPawkA-=βgzμzμsA1-w0=1.8844×1×1.739×0.00045=0.001474MPa(2)計算面板部分的風荷載原則值：面板構件的附屬面積：A=1.5×1.5=2.25m2LogA=0.352μsB1+(A)=μs1+(1)+[μs1+(10)-μs1+(1)]logA=1.859μsB1-(A)=μs1-(1)+[μs1-(10)-μs1-(1)]logA=1.859wkB+=βgzμzμsB1+w0=1.8844×1×1.859×0.00045=0.001576MPawkB-=βgzμzμsB1-w0=1.8844×1×1.859×0.00045=0.001576MPa風荷載設計值計算：wA+：正風壓作用下作用在雨篷上的風荷載設計值(MPa)；wkA+：正風壓作用下作用在雨篷上的風荷載原則值(MPa)；wA-：負風壓作用下作用在雨篷上的風荷載設計值(MPa)；wkA-：負風壓作用下作用在雨篷上的風荷載原則值(MPa)；wA+=1.4×wkA+=1.4×0.001802=0.002523MPawA-=1.4×wkA-=1.4×0.001802=0.002523MPawB+：正風壓作用下作用在雨篷玻璃上的風荷載設計值(MPa)；wkB+：正風壓作用下作用在雨篷玻璃上的風荷載原則值(MPa)；wB-：負風壓作用下作用在雨篷玻璃上的風荷載設計值(MPa)；wkB-：負風壓作用下作用在雨篷玻璃上的風荷載原則值(MPa)；wB+=1.4×wkB+=1.4×0.001927=0.002698MPawB-=1.4×wkB-=1.4×0.001927=0.002698MPa雪荷載原則值計算：Sk：作用在雨篷上的雪荷載原則值(MPa)S0：基本雪壓，根據現行<<建筑構造荷載規范>>GB50009-取值，蘇州地區50年一遇最大積雪的自重：0.0002MPa.μr：屋面積雪分布系數，按表6.2.1，為2.0。根據<<建筑構造荷載規范>>GB50009-公式6.1.1屋面雪荷載原則值為：Sk=μr×S0=2.0×0.0002=0.0004MPa雪荷載設計值計算：S：雪荷載設計值(MPa)；S=1.4×Sk=1.4×0.0004=0.00056MPa雨篷面活荷載設計值：Q：雨篷面活荷載設計值(MPa)；Qk：雨篷面活荷載原則值取：500N/m2Q=1.4×Qk=1.4×500/1000000=0.0007MPa由于Sk≤Qk，因此計算時活荷載參加正壓組合！雨篷構件恒荷載設計值：G+：正壓作用下雨篷構件恒荷載設計值(MPa)；G-：負壓作用下雨篷構件恒荷載設計值(MPa)；Gk：雨篷構造平均自重取0.0004MPa；由于Gk與其它可變荷載比較，不起控制作用，因此：G+=1.2×Gk=1.2×0.0004=0.00048MPaG-=Gk=0.0004MPa選用計算荷載組合：(1)正風壓的荷載組累計算：SkA+：正風壓作用下的荷載原則值組合(MPa)；SA+：正風壓作用下的荷載設計值組合(MPa)；SkA+=Gk+wkA++0.7Qk=0.002552MPaSA+=G++wA++0.7Q=0.003493MPaSkB+：正風壓作用下的玻璃的荷載原則值組合(MPa)；SB+：正風壓作用下的玻璃的荷載設計值組合(MPa)；SkB+=Gk+wkB++0.7Qk=0.002677MPaSB+=G++wB++0.7Q=0.003668MPa(2)負風壓的荷載組累計算：SkA-：負風壓作用下的荷載原則值組合(MPa)；SA-：負風壓作用下的荷載設計值組合(MPa)；SkA-=Gk+wkA-=0.001402MPaSA-=G-+wA-=1.0Gk+1.4wkA-=0.002123MPaSkB-：負風壓作用下的玻璃的荷載原則值組合(MPa)；SB-：負風壓作用下的玻璃的荷載設計值組合(MPa)；SkB-=Gk+wkB-=0.001527MPaSB-=G-+wB-=1.0Gk+1.4wkB-=0.002298MPa(3)最不利荷載選用：SkA：作用在構件上的最不利荷載原則值組合(MPa)；SA：作用在構件上的最不利荷載設計值組合(MPa)；按上面2項成果，選最不利因素(正風壓狀況下出現)：SkA=0.002552MPaSA=0.003493MPaSkB：作用在玻璃上的最不利荷載原則值組合(MPa)；SB：作用在玻璃上的最不利荷載設計值組合(MPa)；按上面2項成果，選最不利因素(正風壓狀況下出現)：SkB=0.002677MPaSB=0.003668MPa雨篷桿件計算基本參數：1：計算點標高：4m；2：力學模型：懸臂梁；3：荷載作用：均布荷載(無拉桿作用)；4：懸臂總長度：L=1500mm6：分格寬度：B=1250mm7：懸臂梁用200*200*8*10T型鋼，材質：Q235；8：埋板用300*250*12mm厚鋼板本處桿件按懸臂梁力學模型進行設計計算，受力模型以下：構造的受力分析：(1)荷載集度計算：qk：組合荷載作用下的線荷載集度原則值(按矩形分布)(N/mm)；q：組合荷載作用下的線荷載集度設計值(按矩形分布)(N/mm)；Sk：組合荷載原則值(MPa)；S：組合荷載設計值(MPa)；B：分格寬度(mm)；qk=SkB=0.002552×1500=3.828N/mmq=SB=0.003493×1500=5.24N/mm(2)拉桿軸力計算：由于拉桿在雨篷外力作用下在鉸接點產生的位移量在垂直方向上的矢量代數和等于拉桿在軸力作用下產生的位移量在垂直方向上的矢量即：P：拉桿作用力在垂直方向上的分力(N)；qL4(3-4a/L+(a/L)4)/24EI-Pb3/3EI=PL拉桿/EAE：材料的彈性模量，為206000MPa；選用材料的截面特性：(1)懸臂的截面特性：材料的抗彎強度設計值：f=215MPa；材料彈性模量：E=206000MPa；主力方向慣性矩：I=15260000mm4；主力方向截面抵抗矩：W=181000mm3；塑性發展系數：γ=1.05；材料彈性模量：E=206000MPa；梁的抗彎強度計算：抗彎強度應滿足：NL/A+Mmax/γW≤f上式中：NL：梁受到的軸力(N)；A：梁的截面面積(mm3)；Mmax：懸臂梁的最大彎矩設計值(N·mm)；W：在彎矩作用方向的凈截面抵抗矩(mm3)；γ：塑性發展系數，取1.05；f：材料的抗彎強度設計值，取215MPa；則：NL=Pctgα=13551.688NNL/A+Mmax/γW=13551.688/2867+4031812.5/1.05/181000=25.941MPa≤215MPa懸臂梁抗彎強度滿足規定。梁的撓度計算：主梁的最大撓度可能在2點出現，其一是C點，另一點可能在AB段之間，下面分別計算：(1)C點撓度的驗算：dfp：集中力作用下的C點撓度(mm)；dfq：均布荷載作用下的C點撓度(mm)；dfc：組合荷載作用下的C點撓度(mm)；dfp=Pb2L(3-b/L)/6EI=16.842mmdfq=qL4/8EI=16.877mmdfc=|dfp-dfq|=|16.842-16.877|=0.035mmdf,lim：按規范規定，懸臂的撓度限值(mm)；df,lim=2L/250=24mmdfc=0.035mm≤df,lim=24mm懸臂梁件C點的撓度滿足規定!(2)AB段最大撓度的驗算：dfx：懸臂梁AB段撓度計算值(mm)；x：距固定端距離為x處(最大撓度處)；通過計算機的優化計算，得：x=1419mmdfx=|qL4(3-4x/L+(x/L)4)/24EI-Pb3×(2-3(x-a)/b+(x-a)3/b3)/6EI|=0.382mmdfx=0.382mm≤df,lim=24mm懸臂梁桿件AB段的撓度滿足規定!雨篷焊縫計算基本參數：1：焊縫高度：hf=6mm；2：焊縫有效截面抵抗矩：W=128000mm3；3：焊縫有效截面積：A=2200mm2；受力分析：V：固端剪力(N)；NL：軸力(mm)，拉為正、壓為負；M：固端彎矩(N·mm)；|V|=|P-qL|=|7819.275-5.24×3000|=7900.725NNL=13551.688N|M|=|Pb-qL2/2|=4031812.5N·mm焊縫校核計算：校核根據：((σf/βf)2+τf2)0.5≤ffw7.1.3-3[GB50017-]上式中：σf：按焊縫有效截面計算，垂直于焊縫長度方向的應力(MPa)；βf：正面角焊縫的強度設計值增大系數，取1.22；τf：按焊縫有效截面計算，沿焊縫長度方向的剪應力(MPa)；ffw：角焊縫的強度設計值(MPa)；((σf/βf)2+τf2)0.5=((M/1.22W+NL/1.22A)2+(V/A)2)0.5=((4031812.5/1.22/128000+13551.688/1.22/2200)2+(7900.725/2200)2)0.5=31.076MPa31.076MPa≤ffw=160MPa焊縫強度能滿足規定。雨篷埋件計算(后錨固構造)校核處埋件受力分析：V：剪力設計值(N)；N：軸向拉(壓)力設計值(N)，本處為軸向壓力；M：根部彎矩設計值(N·mm)；根據前面的計算，得：N=13551.688NV=7900.725NM=4031812.5N·mm錨栓群中承受拉力最大錨栓的拉力計算：按5.2.2[JGJ145-]規定，在軸心拉力和彎矩共同作用下(下圖所示)，進行彈性分析時，受力最大錨栓的拉力設計值應按下列規定計算：1：當N/n-My1/Σyi2≥0時：Nsdh=N/n+My1/Σyi22：當N/n-My1/Σyi2<0時：Nsdh=(NL+M)y1//Σyi/2在上面公式中：M：彎矩設計值；Nsdh：群錨中受拉力最大錨栓的拉力設計值；y1，yi：錨栓1及i至群錨形心軸的垂直距離；y1/，yi/：錨栓1及i至受壓一側最外排錨栓的垂直距離；L：軸力N作用點至受壓一側最外排錨栓的垂直距離；在本例中：N/n-My1/Σyi2=13551.688/4-4031812.5×75/22500=-10051.453由于：-10051.453<0因此：Nsdh=(NL+M)y1//Σyi/2=16827.297N按JGJ102-的5.5.7中第七條規定，這里的Nsdh再乘以2就是現場實際拉拔應當達成的值。群錨受剪內力計算：按5.3.1[JGJ145-]規定，當邊距c≥10hef時，全部錨栓均勻分攤剪切荷載；當邊距c<10hef時，部分錨栓分攤剪切荷載；其中：hef：錨栓的有效錨固深度；c：錨栓與混凝土基材之間的距離；本例中：c=200mm<10hef=1000mm因此部分螺栓受剪，承受剪力最大錨栓所受剪力設計值為：Vsdh=V/m=3950.362N錨栓鋼材破壞時的受拉承載力計算：NRd,s=kNRk,s/γRS,N6.1.2-1[JGJ145-]NRk,s=Asfstk6.1.2-2[JGJ145-]上面公式中：NRd,s：錨栓鋼材破壞時的受拉承載力設計值；NRk,s：錨栓鋼材破壞時的受拉承載力原則值；k：地震作用下錨固承載力減少系數，按表7.0.5[JGJ145-]選用；As：錨栓應力截面面積；fstk：錨栓極限抗拉強度原則值；γRS,N：錨栓鋼材受拉破壞承載力分項系數；NRk,s=Asfstk=113.1×800=90480NγRS,N=1.2fstk/fyk≥1.4表4.2.6[JGJ145-]fyk：錨栓屈服強度原則值；γRS,N=1.2fstk/fyk=1.2×800/640=1.5取：γRS,N=1.5NRd,s=kNRk,s/γRS,N=1×90480/1.5=60320N≥Nsdh=16827.297N錨栓鋼材受拉破壞承載力滿足設計規定！混凝土錐體受拉破壞承載力計算：因錨固點位于構造受拉面，而該構造為普通混凝土構造，故錨固區基材應鑒定為開裂混凝土。混凝土錐體受拉破壞時的受拉承載力設計值NRd,c應按下列公式計算：NRd,c=kNRk,c/γRc,NNRk,c=NRk,c0×Ac,N/Ac,N0×ψs,Nψre,Nψec,Nψucr,N在上面公式中：NRd,c：混凝土錐體破壞時的受拉承載力設計值；NRk,c：混凝土錐體破壞時的受拉承載力原則值；k：地震作用下錨固承載力減少系數，按表7.0.5[JGJ145-]選用；γRc,N：混凝土錐體破壞時的受拉承載力分項系數，按表4.2.6[JGJ145-]采用，取2.15；NRk,c0：開裂混凝土單錨栓受拉，抱負混凝土錐體破壞時的受拉承載力原則值；NRk,c0=7.0×fcu,k0.5×hef1.5(膨脹及擴孔型錨栓)6.1.4[JGJ145-]NRk,c0=3.0×fcu,k0.5×(hef-30)1.5(化學錨栓)6.1.4條文闡明[JGJ145-]其中：fcu,k：混凝土立方體抗壓強度原則值，當其在45-60MPa間時，應乘以減少系數0.95；hef：錨栓有效錨固深度；NRk,c0=3.0×fcu,k0.5×(hef-30)1.5=9623.409NAc,N0：混凝土破壞錐體投影面面積，按6.1.5[JGJ145-]取；scr,N：混凝土錐體破壞狀況下，無間距效應和邊沿效應，確保每根錨栓受拉承載力原則值的臨界間矩。scr,N=3hef=3×100=300mmAc,N0=scr,N2=3002=90000mm2Ac,N：混凝土實有破壞錐體投影面積，按6.1.6[JGJ145-]取：Ac,N=(c1+s1+0.5×scr,N)×(c2+s2+0.5×scr,N)其中：c1、c2：方向1及2的邊矩；s1、s2：方向1及2的間距；ccr,N：混凝土錐體破壞時的臨界邊矩，取ccr,N=1.5hef=1.5×100=150mm；c1≤ccr,Nc2≤ccr,Ns1≤scr,Ns2≤scr,NAc,N=(c1+s1+0.5×scr,N)×(c2+s2+0.5×scr,N)=(150+200+0.5×300)×(100+150+0.5×300)=00mm2ψs,N：邊矩c對受拉承載力的減少影響系數，按6.1.7[JGJ145-]采用：ψs,N=0.7+0.3×c/ccr,N≤1(膨脹及擴孔型錨栓)6.1.7[JGJ145-]ψs,N=1(化學錨栓)6.1.7條文闡明[JGJ145-]其中c為邊矩，當為多個邊矩時，取最小值，且需滿足cmin≤c≤ccr,N，按6.1.11[JGJ145-]：對于膨脹型錨栓(雙錐體)cmin=3hef對于膨脹型錨栓cmin=2hef對于擴孔型錨栓cmin=hefψs,N=0.7+0.3×c/ccr,N≤1=0.7+0.3×150/150=1因此，ψs,N取1。ψre,N：表層混凝土由于密集配筋的玻璃作用對受拉承載力的減少影響系數，按6.1.8[JGJ145-]采用，當錨固區鋼筋間距s≥150mm或鋼筋直徑d≤10mm且s≥100mm時，取1.0；ψre,N=0.5+hef/200≤1=0.5+100/200=1因此，ψre,N取1。ψec,N：荷載偏心eN對受拉承載力的減少影響系數，按6.1.9[JGJ145-]采用；ψec,N=1/(1+2eN/scr,N)=1ψucr,N：未裂混凝土對受拉承載力的提高系數，按規范對于非化學錨栓取1.4，對化學錨栓取2.44；把上面所得到的各項代入，得：NRk,c=NRk,c0×Ac,N/Ac,N0×ψs,Nψre,Nψec,Nψucr,N=9623.409×00/90000×1×1×1×2.44=52180.262NNRd,c=kNRk,c/γRc,N=1×52180.262/2.15=24269.889N≥Nsdg=13551.688N因此，群錨混凝土錐體受拉破壞承載力滿足設計規定！錨栓鋼材受剪破壞承載力計算：VRd,s=kVRk,s/γRs,V6.2.2-1[JGJ145-]其中：VRd,s：鋼材破壞時的受剪承載力設計值；VRk,s：鋼材破壞時的受剪承載力原則值；k：地震作用下錨固承載力減少系數，按表7.0.5[JGJ145-]選用；γRs,V：鋼材破壞時的受剪承載力分項系數，按表4.2.6[JGJ145-]選用：γRs,V=1.2fstk/fyk表4.2.6[JGJ145-]按規范，該系數規定不不大于1.25、fstk≤800MPa、fyk/fstk≤0.8；對本例，γRs,V=1.2fstk/fyk表4.2.6[JGJ145-]=1.2×800/640=1.5實際選用γRs,V=1.5；VRk,s=0.5Asfstk6.2.2-2[JGJ145-]=0.5×113.1×800=45240NVRd,s=kVRk,s/γRs,V=1×45240/1.5=30160N≥Vsdg=7900.725N因此，錨栓鋼材受剪破壞承載力滿足設計規定！混凝土楔形體受剪破壞承載力計算：VRd,c=kVRk,c/γRc,V6.2.3-1[JGJ145-]VRk,c=VRk,c0×Ac,V/Ac,V0×ψs,Vψh,Vψa,Vψec,Vψucr,V6.2.3-2[JGJ145-]在上面公式中：VRd,c：構件邊沿混凝土破壞時的受剪承載力設計值；VRk,c：構件邊沿混凝土破壞時的受剪承載力原則值；k：地震作用下錨固承載力減少系數，按表7.0.5[JGJ145-]選用；γRc,V：構件邊沿混凝土破壞時的受剪承載力分項系數，按表4.2.6[JGJ145-]采用，取1.8；VRk,c0：混凝土抱負楔形體破壞時的受剪承載力原則值，按6.2.4[JGJ145-]采用；Ac,V0：單錨受剪，混凝土抱負楔形體破壞時在側向的投影面積，按6.2.5[JGJ145-]采用；Ac,V：群錨受剪，混凝土抱負楔形體破壞時在側向的投影面積，按6.2.6[JGJ145-]采用；ψs,V：邊距比c2/c1對受剪承載力的影響系數，按6.2.7[JGJ145-]采用；ψh,V：邊厚比c1/h對受剪承載力的影響系數，按6.2.8[JGJ145-]采用；ψa,V：剪切角度對受剪承載力的影響系數，按6.2.9[JGJ145-]采用；ψec,V：偏心荷載對群錨受剪承載力的減少影響系數，按6.2.10[JGJ145-]采用；fucr,V：未裂混凝土級錨區配筋對受剪承載力的提高影響系數，按6.2.11[JGJ145-]采用；下面依次對上面提到的各參數計算：c1=150mmc2=100mmψs,V=0.7+0.3×c2/1.5c1≤16.2.7[JGJ145-]=0.7+0.3×100/1.5/150=0.833<1取：ψs,V=0.833VRk,c0=0.45×(dnom)0.5(lf/dnom)0.2(fcu,k)0.5c11.56.2.4[JGJ145-]其中：dnom：錨栓外徑(mm)；lf：剪切荷載下錨栓有效長度，取lf≤hef，且lf≤8d，本處取96mm；VRk,c0=0.45×(dnom)0.5(lf/dnom)0.2(fcu,k)0.5c11.5=0.45×(12)0.5(96/12)0.2(30)0.5×1501.5=23774.897NAc,V0=4.5c126.2.5[JGJ145-]=4.5×1502=101250mm2Ac,V=(1.5c1+s2+c2)×h6.2.6-3[JGJ145-]=(1.5×150++)×=190000ψh,V=(1