管道結構設計規范

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管道結構設計規范范文第1篇

關鍵詞：剪力棒 高墩長懸挑蓋梁 支架 檢算

中圖分類號：U445 文獻標識碼：A 文章編號：1674-098X（2014）10（b）-0098-06

1 工程概況

烏魯木齊市外環快速路道路擴容改建工程（二期）A1標段主線Pn2001～Pn2037共37片蓋梁因處于山坡地帶、兩側為既有道路，且墩柱高度較高、下部地基承載力差等原因，無法采用滿堂支架法施工蓋梁，根據現場場地受限的實際情況在墩柱頂部預留孔洞采用剪力棒法施工蓋梁。

2 蓋梁支架結構

由于墩高較高，蓋梁的施工采用三角斜腿托架支撐的形式。墩身上預留孔洞按圖穿插剪力棒，將三角托架通過剪力棒銷接于啞鈴型墩身上。剪力棒直徑為100 mm，剪力棒上下間距1.6 m，橫向中心間距2.7 m。然后在三角托架上部放置工字鋼墊梁，墊梁上放置貝雷梁組合架，貝雷梁組合架上放置I16工字鋼分配梁，分配梁上支立間距為60×60 cm的碗扣支架，碗扣支架上放置I14的工字鋼橫梁，橫梁上放置定型鋼模底模板，這樣就搭設好了整個蓋梁的施工平臺。如圖1所示（未示碗扣支架）。

3 設計荷載

蓋梁為變截面蓋梁，最高處為2.549 m，最矮處為1.669 m，長度為17.5 m，混凝土一次澆筑完成。

鋼筋混凝土容重取為26.5 kN/m3。

4 設計控制因素

（1）撓度控制：最大撓度控制在L/400以內。（2）受力控制：Q235B型鋼按150 MPa控制，碗扣支架立桿在步距60c m的情況下容許值按[N]=40 kN計算。

5 碗扣支架受力計算

由于該梁為變高截面，按最大梁高處計算碗扣鋼管承載力。梁高為2.549m，鋼管間距0.6×0.6m，單根鋼管承擔的混凝土重量；NG=1.3×2.549×0.6×0.6×26.5=31.6kN

6 分配梁計算

6.1 分配梁受力情況

分配梁采用I16工字鋼，垂直分布在貝雷梁組合結構頂面，圖2所示。

根據蓋梁的截面積可以計算出，單根立桿承載情況如下：中間兩根立桿承受的蓋梁混凝土面積是2.8 m2，分配梁間距是60 cm，那么該部分混凝土荷載就是：

2.8m×0.6m×26.5kN/m3×1.2≈54kN

則每根立桿承受的荷載就是27kN。對于外側兩根立桿，主要承受模板荷載及部分混凝土荷載，最外邊立桿受力按5kN考慮，次外邊的立桿按15 kN考慮，那么可以根據該受力情況進行分配梁的計算。

6.2 分配梁結構計算

6.2.1 分配梁計算模型

見圖3。

6.2.2 分配梁反力

見圖4。

從分配梁的反力可知，單側的兩片貝雷梁受力完全不同，因此在施工時，兩片貝雷梁需要并列放置，并單獨加工橫向連接支撐架，并與橋墩另外一側的兩片貝雷梁一同連接起來，形成共同受力體系。如果兩片貝雷梁并列放置，那么可以看作是共同受力，從上面的計算可知，兩片貝雷梁承受的豎向力之和是5.6t-0.9t=4.7 t，那么每片貝雷梁承受的荷載就是2.35 t（每60cm間距），均布荷載大小就是：2.35 t÷0.6m=3.92 t/m。

6.2.3 分配梁位移

見圖5。

可見，分配梁的位移很小，即碗扣支架立桿的豎向位移很小，能夠滿足要求。

6.2.4 分配梁應力

見圖6。

分配梁的應力最大是58 MPa，小于容許值150 MPa，能夠滿足要求。

6.3 貝雷梁結構計算

6.3.1 貝雷梁計算模型

為簡化計算，將貝雷梁看做單根梁進行計算，而不是看做桁架進行計算，貝雷梁的剛度I=250497.2cm4，采用工字鋼模擬剛度進行檢算。貝雷梁承受的均布荷載最大處是3.92 t/m（按4 t/m計算），端部則是3 t/m，如圖7所示：

6.3.2 貝雷梁反力

見圖8。

單片貝雷梁的支撐反力是28.1t，那么三角架承受的荷載就是2×28.1t=56.2t。

6.3.3 貝雷梁位移

見圖9。

6.3.4 貝雷梁彎矩

見圖10。

貝雷梁最大彎矩是55 tm，小于容許值78 tm，能夠滿足要求。

6.3.5 貝雷梁剪力

見圖11。

貝雷梁最大剪力是20 t，小于容許值24 t，能夠滿足要求。

7 三角托架計算

7.1 三角托架受力情況

三角托架焊接為一個整體結構，在橋墩的單側采用雙25 b槽鋼焊接而成，采用剪力棒與墩身預留孔洞相連，三角托架上放置橫向的工字鋼墊梁，墊梁上則放置的是貝雷梁，圖12所示。

7.2 三角托架上墊梁受力計算（圖13）

工字鋼墊梁采用雙25 b槽鋼，承受貝雷梁傳遞的集中荷載28.1 t，應力計算雙25 b槽鋼墊梁的組大應力是127.3 MPa，小于150 MPa，滿足要求。

7.3 三角托架受力計算

7.3.1 計算模型

見圖14。

7.3.2 位移

見圖15。

最大位移2 mm。

7.3.3 應力

見圖16。

最大應力110 MPa，小于容許應力150 MPa，滿足要求。

7.3.4 反力

見圖17。

上端剪力棒承受的力是58 t，下端則承受的是水平及豎向力的合力82 t。用此力來進行剪力棒的檢算。

8 剪力棒計算

從上面的三角架計算可知，剪力棒承受的最大荷載是82 t，由于三角架桿件是雙25 槽鋼口對口焊接而成，剪力棒承受的荷載圖18所示。

剪力棒的直徑是100 mm，承受82 t的剪切力荷載，那么剪力棒的剪應力是：

τ=1.5×820kN×（3.14×100mm×100mm

÷4）=157MPa

采用Q345B材質，其抗剪容許應力是160 MPa，滿足要求。

9 墩柱偏心受壓檢算

9.1 計算荷載

由于三角托架安裝好后，承受貝雷梁傳遞的荷載，而三角托架傳遞給墩柱的則是偏心受壓荷載，偏心距是2.055 m，偏心力是56.2 t×2=112.4 t。下面根據墩柱的配筋進行其偏心受壓計算：

偏心彎矩M=231 tm；豎向力N=112.4 t。

9.2 設計資料（圖19）

混凝土：C30fc=14.30 N/mm2

主筋：HRB335（20MnSi）fy=300N/mm2Es=2.000×105N/mm2

箍筋：HRB335（20MnSi）fyv= 300N/mm2

受拉鋼筋合力中心到近邊距離as=35 mm

尺寸：b×h×l0=2000×1500×20000 mm

h0=h-as=1465mm

彎矩Mx：2310.00kN?m

壓力設計值：N=1124.00kN

配筋方式：對稱配筋

9.3 計算結果

9.3.1 主筋，

（1）計算偏心距ei

附加偏心距，按混凝土結構設計規范7.3.3，取20 mm和偏心方向截面最大尺寸的1/30兩者中的大值。

ea=max（20，h/30）=50.00mm

ei=e0+ea=2055+50.00= 2105.00mm

按混凝土結構設計規范7.3.10-2

=19.08>1，取ζ1=1.0

按混凝土結構設計規范7.3.10-3

ζ2=

1.02

因為l0/h=13.33

按混凝土結構設計規范7.3.10-1

η=

=×

1.09

按混凝土結構設計規范7.3.4-3，軸向壓力作用點至縱向受拉鋼筋的合力點的距離：

e=ηei+h/2-as=1.09×2105.00+ 1500/2-35=3006.03mm

軸向壓力作用點至縱向受壓鋼筋的合力點的距離：

e's=ηei-h/2+as'=1.09×2105.00 -1500/2+35=1576.03mm

（2）相對界限受壓區高度ξb。

按混凝土結構設計規范7.1.2-5

εcu=0.0033-（fcu，k-50）×10-5=0.0033

-（30-50）×10-5=0.0035>0.0033

取εcu=0.0033

按混凝土結構設計規范公式（7.1.4-1）

ξb=

=0.55

（3）配筋率范圍。

抗震等級為非抗震結構，按混凝土結構設計規范10.3.1ρmax=0.050

按混凝土結構設計規范9.5.1，取ρmin=0.0060

（4）計算ξ。

按混凝土結構設計規范7.1.3 α1= 1.00

按混凝土結構設計規范式7.3.4-1

N≤α1fcbx+f'yA's-σsA

當采用對稱配筋時，可令

f'yA's=σsA

因此

ξ=

=0.0268

（5）計算As。

按照混凝土結構設計規范7.2.5，有

As=

=4129.28mm2

取As=9000.00mm2

實際配筋：

15B32+15B32，As=24127.43mm2

可見滿足要求。

9.3.2 計算箍筋

按混凝土結構設計規范10.3.2，實際配置箍筋

B16@100

其中s為箍筋間距，Asv為箍筋總面積

9.3.3 軸心受壓構件驗算

（1）計算鋼筋混凝土軸心受壓構件的穩定系數。

l0/b=20000/1500=13.33

其中b為截面的短邊尺寸

查混凝土結構設計規范表7.3.1并插值得=0.930

（2）驗算垂直于彎矩作用平面的受壓承載力。

按混凝土結構設計規范7.3.1

Nu=0.9（fcA+2f'yA's）

=0.9×0.930×（14.30×3000000.00+2×300.00×24127.43）

=48024096.14N>N=1124000N

可見滿足要求。

經過設計檢算，擬采用穿剪力棒法滿足蓋梁受力要求，可以組織施工。

10 剪力棒法蓋梁施工工藝

10.1 預留孔設置

當墩柱澆注至預留孔設計高度時，在相應位置預埋，管徑為110mmPVC管，預留管安裝位置為蓋梁底部以下380 cm、540 cm，預留孔距墩柱外側為34.5 cm。需注意的是預留管安裝前管口封口，避免混凝土充填。

10.2 拖架的預壓

托架預壓的目的是：（1）通過預壓的手段檢驗支架整個系統的結構受力的情況，確保支架在施工過程中絕對安全；（2）通過預壓掌握支架的彈性變形和非彈性變形的大小，更加準確地掌握支架的剛度等力學性能，控制立模標高，確保蓋梁施工質量、標高滿足設計和規范要求。

10.3 底模調校

根據預壓結果調整底模高程，底模高程調整通過調整鋼管頂托來實現：先用水準儀從水準點把標高引到任意一個柱頂上，然后把儀器架在另一個柱頂上調校底板標高，調校時按照從一端到另一端的順序依次調校（測量時應測每兩塊模板接縫處），調校時考慮彈性變形影響預留超高值，底板調校完畢后應再復測一次，確保高程準確。使用全站儀在墩柱上放出蓋梁中心線，調整蓋梁底模板使蓋梁底模板中線與放樣線重合。底模調校完畢后應對柱頂混凝土進行鑿毛清洗處理，鑿毛后的柱頂標高應高于底板1～2 cm，以便柱頭嵌入蓋梁內，最后對底模涂刷脫模劑。

10.4 蓋梁鋼筋骨架及預應力筋的制作與安裝

蓋梁鋼筋骨架在鋼筋加工場焊接綁扎完成，首先是鋼筋主骨架的綁扎，鋼筋主骨架采用在已硬化好的地面上用墨線按設計骨架尺寸在地面上畫出主骨架尺寸，按樣圖進行骨架焊接，以保證骨架鋼筋偏差控制在允許偏差范圍內。在綁扎主骨架時，可用碗扣支架及I16工字鋼搭設安裝平臺。待安裝好主骨架鋼筋后，需按設計要求安裝預應力波紋管道，波紋管的安裝嚴格按預應力鋼束坐標布置，偏差在規范允許范圍內，以確保孔道直順、位置準確。在孔道布置中要做到：不死彎，不壓、擠、踩、踏，防損傷；發現波紋管損傷，及時以膠帶或接頭管封堵，嚴防漏漿。坐標定位后，按設計要求間距焊接定位網片，使鋼束成為一圓順的曲線。孔道安裝固定完成后，進行鋼絞線穿束。穿束時需多人配合進行穿束對編好束的鋼絞線進行，穿束的過程中要隨時注意平衡使勁，避免盲目的用勁，導致波紋管位置發生偏移。穿束時還應注意，兩端外露的鋼絞線長度保持一致。根據實際情況，考慮孔道長度、千斤頂、錨具和端頭預留長度等因素，一般下料長度按孔道長度加2×85 cm計算。完成上述工作后，用炮車將加工好的成型的蓋梁鋼筋骨架運至工地現場，采用合適的吊車進行起吊。起吊時應布置合理的吊點，采用工字鋼作為扁擔起吊，以免骨架變形。

10.5 蓋梁模板制作安裝

為了使成品混凝土外光內實，蓋梁模板采用定型鋼模。蓋梁鋼筋定位后，支立側模，蓋梁側模為大塊定型鋼模，前后對拉桿定位，模板外縱橫設槽鋼背肋。底模與側模連接，不得有錯臺。連接處夾雙面海綿膠條，以防漏漿，外模加固通過底模下設置鋼筋拉桿和梁頂設置拉桿來實現。安裝端模時將波紋管逐根入內，錨墊板安裝完成后，應檢查波紋管是否處于正確位置。蓋梁中的各種預埋件應在模板安裝時一并埋設，并采取可靠的穩固措施，確保安裝位置準確。

10.6 混凝土澆筑

蓋梁混凝土按照“由中間向兩側” 對稱澆筑的順序進行。蓋梁混凝土澆筑前，應復核墩頂標高、平面尺寸、預拱度設置是否符合設計要求，檢查波紋管、預埋件的位置是否正確，波紋管表面是否有孔洞，發現孔洞用膠帶密封，以防澆筑砼時砂漿漏進波紋管內。錨墊板位置確保垂直于管道軸線，與模板間緊密，堵塞嚴密不漏漿。混凝土商品砼，采用自轉式砼罐車運送至現場，泵送入模。蓋梁混凝土應在砼初凝前一次澆筑完成，并注意加強，保證砼密實。振搗時要注意不觸及波紋管和錨具，砼澆筑過程中要派專人檢查模板、固定螺栓和支撐是否有松動和脫落，發現異常情況，及時處理。在混凝土澆筑完成后，及時養護。采用灑水養護，蓋梁頂覆蓋塑料薄膜，其上加無紡布保濕、保溫，灑水次數應能保持砼表面充分濕潤，養生時間一般為7天，每天灑水次數視環境濕度與溫度控制，灑水以能保證混凝土表面保持濕潤狀態為好，養生期內不得使砼受外力作用。

10.7 預應力施工

蓋梁混凝土強度達到設計強度的100%，且齡期不小于7 d時，可按設計要求進行張拉。張拉前對千斤頂和油泵、油表（一泵兩塊）進行配套標定，并計算出張拉力、油壓關系曲線公式，選取具有國家專業資格認證的試驗檢測單位進行標定。張拉前清理干凈錨具、墊板接觸處板面的混凝土殘渣。在張拉位置搭設簡易支架或吊架，配以導鏈等將千斤頂就位。張拉鋼絞線束要對稱張拉，采用雙控，以張拉力為主，伸長量作為校核，伸長量誤差容許在±6%以內。張拉前進行管道摩阻、喇叭口摩阻等預應力瞬時損失測試，根據試驗測得結果調整張拉力。當張拉完畢油表回零后，鋼絞線回縮量允許回縮6 mm，當超過此值，則認為滑絲，必須進行處理并補足噸位錨固。

10.8 管道真空壓漿

張拉完畢后在24 h內進行壓漿，壓漿采用PE真空輔助壓漿技術，壓漿設備選用UB-3型水環真空泵4臺及其配套灌漿泵、閥門等設備。壓漿前管道內應清除雜物及積水，壓入管道的水泥漿應飽滿密實，強度等級不小于設計。

10.9 錨穴式封端

將露出錨具外部多余的預應力鋼絞線采用砂輪機切割，嚴禁使用電焊機切割。對錨具進行防水、防銹處理，然后設置錨穴內鋼筋網，微膨脹砼進行封端。封端時把梁端上面橫隔墻以及下面橫隔墻上邊緣處鋼筋鑿露出來，把梁體縱向鋼筋順橋中線調直，或者用φ12的鋼筋彎成L型與梁體鋼筋焊接接長，焊接長度為6cm。端部砼接口砼鑿毛，清掃鑿除的砼表面浮碴，綁扎封端鋼筋網片。伸縮縫預埋板安裝，立模灌筑砼。

10.10 模板與支架拆除

當蓋梁混凝土抗壓強度達到2.5 Mpa時，并保證不致因拆模而受損壞時，可拆除蓋梁側模板。拆模時，可用錘輕輕敲擊板體，使之與混凝土脫離，再用吊車拆卸，不允許用猛烈地敲打和強扭等方法進行，并吊運至指定位置堆放。模板拆除后，及時清理模板內雜物，并進行維修整理，以方便下次使用。一般在張拉壓漿完成兩天后即可拆除支架，遵循從“跨中向支座依次循環卸落支架”的原則，具體拆除的順序：先拆除跨中部分，然后由中間向兩邊對稱拆除，使蓋梁逐漸受力，防止因突然受力引起裂紋等。

11 結語

剪力棒法在市政高墩蓋梁上的應用，為項目節約了大量的周轉材料，縮短了施工周期，加快了施工進度。實踐證明市政高架橋梁在場地受限的地理條件下，高墩長懸挑蓋梁施工中是完全適用的。

參考文獻

[1] 混凝土結構設計規范.GB50010-2010[S].

管道結構設計規范范文第2篇

關鍵詞：鐵路設計 鐵路橋梁 建筑設計 基理計算

在本設計中高速列車活載采用ZK標準活載，計算中參照規范《京滬高速鐵路設計暫行規定》將其換算成均布荷載。其中，預應力鋼筋采用ASTM A416―97a標準的低松弛鋼絞線（1×7標準型），抗拉強度標準值，抗拉強度設計值，公稱直徑15.24mm，公稱面積139mm2，彈性模量；錨具采用夾片式群錨，預埋金屬波紋管后張法施工。非預應力鋼筋：HRB335級鋼筋，抗拉強度標準值，抗拉強度設計值，彈性模量。混凝土：主梁采用C50混凝土，抗壓強度標準值，抗壓強度設計值，抗拉強度標準值，抗拉強度設計值，彈性模量。

一、預應力鋼筋面積的估算

估算公式：（11）

（12）

式中：Ms――按作用（荷載）短期效應組合計算的彎矩值；

w――構件全截面對抗裂驗算邊緣彈性抵抗矩；

ep――預應力鋼筋合力作用點至截面形心軸的距離；

A――構件全截面面積；

――預應力筋張拉控制應力；

作用（荷載）短期效應組合計算的彎矩值Ms計算如下：

其中：――列車豎向靜活載（不計動力系數）；

構件全截面對抗裂驗算邊緣彈性抵抗矩W計算結果如下：

預應力鋼筋合力作用點至截面形心軸的距離計算結果如下：

預壓力鋼筋合力作用點至下緣距離

則預應力筋合力作用點至截面形心軸的距離 為

將、、及的值代入公式（4-1）求出

按照規范預應力鋼筋張拉控制應力MPa；則

所以，預應力鋼筋選用和兩種規格，5根鋼束布置在底板中間位置，其余布置在底板兩側及腹板內。預應力鋼束面積

二、預應力損失計算

（一）預應力鋼筋與管道間之間的摩擦引起的預應力損失

計算公式：（2-1）

式中：―張拉控制應力，（按照規范）；

―鋼筋與管道間的摩擦系數，按照《結構設計原理》附表2-5取值為0.25；

―預應力鋼筋彎起角度；

―管道每米長度的局部偏差對摩擦的影響系數，按《結構設計原理》附表2-5取為0.0045；

―從張拉端至計算截面的管道長度在構件縱軸上的投影長度，以m計；

（二）管道摩阻在跨中截面引起的預應力損失

跨中截面預應力損失計算：k=0.0015 L/2=15.75m

（三）預應力損失組合及匯總

傳力錨固階段的預應力損失：

使用階段的預應力損失：

各截面預應力鋼筋預應力損失平均值及有效預應力匯總如下表4-8所示：

三、非預應力鋼筋的估算

參照《鐵路橋涵鋼筋混凝土及預應力混凝土結構設計規范》，換算T形截面翼板有效寬度 取下列三項中的最小值：

（1）對于簡支梁為計算跨徑的1/3；

（2）相鄰兩梁軸線間的距離；

（3）（b為換算腹板厚度，c為梗腋寬度，為換算翼板厚度）；

故取=5764 mm

參考文獻：

[1]葉見曙.結構設計原理-2版[M].北京：人民交通出版社，2005

管道結構設計規范范文第3篇

關鍵詞：后張法；摩擦損失；簡化公式；泰勒展開式；規范公式

Simplified Calculated Formula of Duct Friction Loss for Post-tensioned Pre-stressed Reinforced Concrete Members

LI Zhe1*， YAO Fei2， LIN Mei-jun1， WANG Yu1

（1.School of Civil Engineering and Environment， Hunan University of Science and Engineering， Yongzhou 425100， China； 2.Dongcheng Investment and development Co.， Liuzhou545616， China； Corresponding author： LI Zhe， Email： ）

Abstract： The code formula of duct friction loss for post-tensioned pre-stressed reinforced concrete members was expanded with Taylor series. The exponential function in code was instead of polynomial function as well as the simplified calculated results， code results and tested results by WU had been compared. It can be seen that the simplified formulation proposed by this paper has the higher accuracy， is closer to the experimental results reported in reference and leaves predictions on the safe side. Moreover， the simplified formula is still valid when the value of kx+μθ is more than 0.3.

Key words： post-tensioned method； friction loss； simplified calculated formula； Taylor expansion； code formula

1 引言

預應力混凝土構件的設計原理是利用預先施加在混凝土上的壓應力來抵消外荷載所產生的拉應力，進而提高構件的受力性能及變形性能。構件上的有效預加力大小等于張拉控制控制應力與總摩擦損失值之差。有效預加力大小的準確估算是構件設計乃至結構設計的關鍵環節，故準確估算預應力損失值至關重要。

預應力混凝土構件按照其施工工藝不同，可分為先張法預應力混凝土構件和后張法預應力混凝土構件。兩種構件在預加應力階段和使用階段均會產生預應力損失，但預應力損失項目卻并不完全相同。對于后張法預應力混凝土構件在預加應力階段會產生由預應力鋼筋和孔道壁之間摩擦引起的預應力損失σl1，此項損失在該階段的預應力損失比重最大，故有必要對該項損失能夠較精確的估算，以便在設計和施工進行參考。

本文從摩擦理論入手，對規范[1-4]中所給出的預應力損失計算公式進行簡化，并與吳轉琴[5]給出的實測的摩擦損失值進行比較，進而驗證本文所給出的簡化計算公式具有較高精度，且較規范[1-4]更為安全、適用。

2 規范公式

后張法預應力混凝土構件的預應力損失計算應該考慮如下項目：

表1：后張構件預應力損失組合[6]

階段 預應力工藝 后張法

第Ⅰ階段（傳力錨固時） σⅠ=σl1+σl2+σl4

第Ⅱ階段（傳力錨固后） σⅡ=σl5+σl6

后張法預應力混凝土構件的預應力損失因素可歸納為兩類：一是錨下張拉控制應力不足，包括預應力鋼筋回縮與構件拼接縫壓密損失σl2、混凝土的彈性收縮損失σl4、預應力鋼筋應力松弛及錨具變形損失σl5和混凝土的徐變損失σl6等；二是預應力沿程損失也稱摩擦損失。

錨下張拉控制應力不足引起的預應力損失計算公式可查閱規范[1]。

摩擦損失，是指預應力鋼筋與周圍接觸的混凝土孔道或套管之間發生的應力損失。摩擦損失可分為長度效應和曲率效應兩部分：

（1）長度效應，長度效應是由于直線預應力筋在施工過程中由于技術原因造成的孔道偏差所引起的。長度效應的大小取決于預應力筋的長度x、張拉控制應力σcon、預應力筋及管道間的摩擦系數k、管道的順直度（施工質量）及預應力的施加方式（單向張拉/雙向張拉）等。

（2）曲率效應，曲率效應是由曲線筋的曲率摩擦損失和孔道偏差兩部分組成的。其影響因素取決于預應力筋的曲率θ、張拉控制應力σcon、預應力筋及周圍管道的摩擦系數μ等。

2.1 摩阻的產生

預應力孔道的摩擦理論認為：預應力筋與孔道壁之間的摩擦由兩部分組成：一是由孔道偏差引起的，其值大小與孔道長度x有關；二是由曲線孔道彎曲使預應力筋與孔道產生附加的徑向應力產生的，其值大小與孔道彎曲角θ有關。

2.2 預應力體系摩擦損失理論

如圖1所示，在轉角為θ處取微段ds，其中心位于一半徑為R的圓弧上，則預應力筋長度ds范圍對應的角度變化為dθ=ds/R，則由預加力P產生的徑向應力分量N=Pdθ。

摩擦損失值dp可以用壓力N乘以摩擦系數μ來表示：

dp=-μN=-μPdθ （1）

分離變量，并在0θ間積分，得到：

P2=P1e-μθ （2）

長度效應是指在沿預應力鋼筋長度上有不均勻的轉角波動引起的摩擦，由長度效應系數引起的kx來代替μθ，則公式可改寫成：

P2=P1e-kx （3）

兩部分疊加結果為：

P2=P1e-μθ-kx （4）

其中：k為考慮孔道每米長度局部偏差的摩擦系數；μ為預應力筋與孔道壁之間的摩擦系數。

圖1 預應力筋的摩擦損失

3 簡化公式

直線型孔道的接觸效應很弱，主要取決于孔道的偏差程度，由孔道的施工制作的順直度及以梁段自身作為臺座對預應力筋張拉造成的孔道變形決定的。曲線形孔道的接觸效應取決于孔道設計的彎曲程度及施工中張拉預應力筋造成的孔道偏差共同決定。

《混凝土結構設計規范》（GB 50010-2010）[1]、《預應力混凝土結構設計規程》（DGJ 08-69―2007）[2]和《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG D62―2004）[3]中給出的預應力鋼筋和孔道摩擦引起的預應損失σl1的計算公式：

σl1=ΔP/Ap=（P1-P2）/Ap=σcon[1-e-μθ-kx]（5）

規范給出的計算公式過于復雜，在實際設計和施工過程中，需計算指數函數，易出錯且不適用。其計算結果亦與施工中預應力張拉所測得的實際預應力損失相差較大，故本文將規范計算公式[1-4]進行簡化，思路如下：

將規范公式中的指數函數利用泰勒公式進行展開，分別取展開式的前兩項和和前四項和，并與規范公式[1-4]和參考文獻[5]的實測值進行比較，結果如表2所示。

從表中可以看出：

（1）泰勒公式展開式，前兩項和和前四項和相差不大；

（2）預應力鋼筋與孔道之間摩擦引起的預應損失實測值kx+μθ不管是否大于0.3，均可用泰勒展開式前兩項替代，較規范公式（5）簡單、偏于安全且更接近實測值。

4 結論

本文對規范[1-4]中提出的后張預應力混凝土構件由預應力筋與孔道摩擦引起的預應力損失σl1的計算進行簡化，得出如下結論：

（1）在設計及施工中，該項預應力損失計算公式簡化為：σl1=kx+μθ。簡化公式的即簡便且偏于安全，與實測值更為接近；

（2）簡化計算公式對kx+μθ大于0.3的情況仍適用。

參考文獻

[1]吳轉琴，曾昭波等.緩粘結預應力鋼絞線摩擦系數試驗研究[J].工業建筑，2008， 38（11）：20-23.

[2]李國平，預應力混凝土結構設計原理[M].北京：人民交通出版社， 2009（08）：78.

作者簡介

李 矗1986-），男，黑龍江哈爾濱人，博士生，助教，工程師，一級建造師，從事鋼-混凝土組合結構、預應力混凝土結構、高層建筑結構設計及研究（E-mail：）。

姚 飛（1989-），男，河南南陽人，碩士，從事鋼-混凝土組合結構研究。

請排滿2個整版面下面還有個表格別刪減

表2：規范公式、泰勒級數展開式計算結果與實測結果的比較

試驗值[5] 計算值

序號 線型 轉角θ/rad 長度x/m 張拉力損失

ΔF=F1-F2 預應力筋面積Ap/mm2 實測損失值σl1 摩擦系數 μθ kx 規范值[1-4]

σl1=σcon[1-

e-kx-μθ] 規范值/

實測值 泰勒級數前兩項和Σ=-kx-μθ 展開式/實測值

μ k

1 直線 0 6 6.1 199 0.0307 ― 0.004 ― 0.024 0.0236 0.7818 0.024 0.7724

2 4.8 189 0.0254 0.9449 0.9335

3 2.8 201 0.0139 1.7266 1.7059

4 3.9 212 0.0184 1.3043 1.2887

5 4.2 194 0.0217 1.1060 1.0927

6 4.0 211 0.0190 1.2632 1.2480

7 6.0 201 0.0299 0.8027 0.7930

8 4.2 203 0.0207 1.1594 1.1455

9 4.0 199 0.0201 1.1940 1.1797

10 5.2 197 0.0264 0.9091 0.8982

11 3.0 200 0.0150 1.6000 1.5808

12 5.5 196 0.0281 0.8541 0.8438

1 曲線 π/6 3.666 10.2 210 0.0485 0.09 0.0471 0.0147 0.0595 1.2735 0.0618 1.2342

2 π/3 4.264 20.6 207 0.0995 0.0942 0.0171 0.1046 1.1182 0.1113 1.0560

3 π/2 4.712 27.8 208 0.1336 0.1413 0.0188 0.1471 1.1987 0.1601 1.1027

管道結構設計規范范文第4篇

關鍵詞：鋼結構；廠房；結構設計

Abstract: combining with a production workshop chongqing steel plant design simple introduction to this kind of plant the structural design features, from the main load, the main structure layout analyzed the heavy steel structure plant structure design, puts forward the heavy steel structure plant structure design problems should be paid attention to.

Keywords: steel structure; Workshop; Structure design

中圖分類號：S611文獻標識碼：A 文章編號：

引言

在工業建筑中，鋼結構以其獨特的性能被廣泛采用，為滿足生產需要，跨度大、高度大以及大噸位行車重型鋼結構廠房不斷涌現。隨著鋼結構的發展，重型鋼結構廠房在工業建筑中的比重越來越大，主要領域用于冶金、機械、船舶等工業建筑。本文結合浙江寧波地區某生產車間的結構設計，重點介紹重型鋼結構廠房結構特點及結構設計中一些注意事項和要點，供類似設計中參考。

1重型鋼結構廠房結構特點

重型鋼結構廠房結構相對于輕型門式剮架結構具有以下特點：

1.1結構用鋼量大。該類廠房柱距、跨度、高度一般較大。且吊車工作級別、荷載較大，因此導致構件超長、超寬、超重現象，用鋼量一般超過60kg/m2。由于該類廠房結構構件重量較重，且上部荷載較大，相應基礎費用也較高，同時地震反應也較為敏感。

1.2軸網布置不規則。受工藝條件限制，廠房柱距一般為9~12m，局部柱距由于抽柱，柱距達到24m甚至更大。

1.3結構整體剛度要求高。因吊車沖擊荷載對結構的影響，在結構的縱向及橫向應提高結構整體剛度，以減小整體結構的震動。

1.4節點構造復雜。節點設計應考慮超大、超寬、超重構件的制造、運輸、安裝的工藝要求，并滿足抗震構造措施及剛性假定的規定。

2結構設計

結構設計按《鋼結構設計規范》、《建筑抗震設計規范》和《建筑結構荷載規范》等相關規范設計。

2．1主要荷載

廠房結構所受到的荷載主要有豎向荷載：包括結構自重、吊車豎向荷載、屋面活荷載及走道板活荷載；水平荷載：包括風荷載、廠房積灰荷載，吊車水平荷載、地震荷載等。上述荷載中除一般輕型屋面自重按0.50kN/m2輸入外，其它結構自重由程序自動計算。風荷載按《建筑結構荷載規范》選用風荷載體形系數后，由程序自動布置。屋面活荷載取0.3kN/m2，屋面積灰荷載在水平投影面，距高爐中心50m內取1.0kN/m2，距高爐中心50~100m時取0.5 kN/m2，走道板活荷載取2.0kN/m2。基本風壓0.4 kN/m2。吊車荷載按照廠家提供的數據進行輸入。

2．2主要結構布置

排架柱為單階柱，上階柱采用工字型實腹焊接截面柱。下階柱除承受上柱荷載外，還需承受噸位較大的吊車荷載，如果采用實腹工字型截面柱．則柱截面會很大，不經濟，下柱采用格構式鋼管混凝土柱設計方案。充分利用了鋼管和混凝土兩種材料的力學性能，減少了柱子截面尺寸，且外形美觀。肩梁采用單腹壁肩梁。

2．3屋面斜梁設計

(1)撓度控制：屋面斜梁撓度限值按《鋼結構設計規范》（GB50017-2003）附錄A規定，[Vt]

(2)腹板高厚比控制：當屋面梁軸力相對較小時。可按《鋼結構設計規范》(GB50017-2003)4.3.1款規定，承受靜力荷載和間接承受動力荷載的組合粱宜考慮腹板屈曲后強度，并滿足第4.4節相關要求。考慮腹板屈曲后強度的屋面斜梁腹板可以設計的較薄，且無需設置中間橫向加勁板，但考慮到腹板的焊接變形往往難以得到保證，因此重型鋼結構廠房的屋面斜梁腹板厚度不宣設計過薄，一般最小取6.0mm，且h/t不大于150。

2．4柱子系統設計

排架柱以邊柱為例。如圖1所示。

鋼柱為單階柱。上柱采用實腹式柱，下柱采用格構式鋼管混凝土柱。鋼管材料選用Q345B鋼，管內用C45混凝土填充，綴條采用空心鋼管。澆灌混凝土的孔開在肩梁以下，孔徑約200mm，可在工廠開孔，但不宜將孔板割掉，以免雜物掉進管內．待管內混凝土被振搗密實并達設計強度的50％以后，方可焊接孔板。鋼管中混凝土應采用壓力灌漿法澆筑，為使管內混凝土密實，在肩梁上翼緣板各開有直徑為30mm的泄氣孔:，灌漿時應振搗密實，直到泄氣孔冒漿為止。鋼管中的混凝土必須在吊車及墻架系統安裝前澆灌，待混凝土強度達到70％以上，方能安裝吊車及墻架系統。下柱長15.18m，在柱腳處和下柱的中部分別設置了一道橫隔(橫隔間距不宜大于柱長邊的9倍和8m)。

柱腳采用插入式柱腳。

肩梁采用單壁式肩梁，腹板高度為1800mm。與鋼管相交的加勁做成一塊整板，下柱的鋼管切口，將加勁板插入鋼管的切口內，這樣的構造做法使吊車梁傳來的豎向荷載有效的傳遞至下部鋼管混凝土柱內，提高了節點的整體受力性能。

圖1：排架柱

2.5柱間支撐設計

為保證廠房的縱向剛度和空間剛度，承受山墻風力、吊車縱向剎車荷載、溫度應力和地震作用，沿廠房縱向設置上、下柱間支撐。下柱柱間支撐設兩道，原則上應該布置在溫度區段中間三分之一處，但是工藝要求，有些位置不能布置柱間支撐，將其位置做適當的調整以滿足工藝要求。上柱支撐設四道，上柱支撐除在設有下柱支撐的柱間布置外，在溫度區段的兩端另設兩道。

2．6吊車梁與柱的連接

吊車梁下翼緣與柱的連接，一般采用普通螺栓固定。吊車梁上翼緣與柱的連接通常采用板鉸連接，因為板鉸連接的縱向約束效應小，適用于重級工作制吊車梁，板鉸及其連接應能保證傳遞梁端最大水力．鉸板孔徑較栓徑大1mm，其加工應按照精制螺栓要求進行，鉸板栓孔的受力方向端距不得小于1.5d。由于吊車的起重量較大，在吊車梁的高度中部增設與排架柱相連的垂直隔板，此隔板為構造加強，無需計算。

3廠房各系統設計中應特別注意的問題

3.1鉸接屋架上承及下承做法對柱的影響

上承式屋架優點：屋架支座處傳力好。屋架在安裝時的穩定性好,而且基本上可不必考慮屋架受力后弦桿彈性伸長的影響。上弦在豎向荷載作用下的壓縮變形可補償屋架下撓時(坡度變直時)支座向外的位移。其總位移量的消長情況與屋面坡度有關,當屋面坡度i≥1/6,柱頂仍將向外推移。當i≤1/10柱頂非但不會向外推移，甚至有向里移動的可能，這個優點在多跨廠房中更為重要。

上承式屋架缺點:上承屋架端支座底部至端節點中心的距離較大,約為下承式屋架的2~3倍。因此,在柱頂水平剪力作用下對支座節點的偏心彎矩較大,設計時應引起注意。一般可采取以下兩種方式解決:①采用側接法與柱頂相連,以減少甚至消除偏心彎矩;②在與支座節點相連的屋架桿件設計中,考慮此偏心彎矩的影響,下承式屋架做法優缺點正好與上承式相反。

3.2柱

柱截面選用時,為了經濟,宜優先選用鋼管混凝土柱或型鋼格構柱。為了經濟,在工藝允許的情況下可增加縱向系桿,以減小廠房柱的平面外計算長度。

3.3柱間支撐

支撐桿件采用單拉桿設計或一拉一壓桿件設計,應根據受力大小及桿件長度確定。目前流行采用單桿既在前后片桿件之間不打綴條設計,便于中間穿行管道、鋼梯及參觀走道。

3.4吊車梁系統

國標圖集與鋼結構設計規范對吊車梁中間加勁肋板與上翼緣的焊縫處的要求不同(鋼結構設計規范要求刨平頂緊后焊接,國標圖集僅采用焊縫)，建議采用刨平頂緊后焊接。平板支座處加勁肋國標圖集中是上下刨平頂緊,為了便于施工,建議改為上端坡口焊,下端刨平頂緊后焊接。

結語

隨著我國工業建設的發展，尤其是沿海、沿江地區冶金、機械、船舶及海洋工程類建設項目，由于生產工藝的需要以及建設用地的允許 ,建造大跨度和大面積的鋼結構廠房越來越多 ,而隨著我國鋼產量的增加和建筑設計、 施工技術的不斷進步 ,這種需求得到滿足也變得越來越容易。設計人員要熟悉規范，靈活把握，使得工程結構設計更加經濟合理。

參考文獻

[1]鋼結構設計手冊編委會．鋼結構設計手冊[M]．北京：中國建筑工業出版社，2004．

[2]GB 50017--2003鋼結構設計規范[S]．

管道結構設計規范范文第5篇

關鍵詞：超高層; 智能大樓; 節點域; MST組合梁

Abstract: the high building can be called "tall building"? In our building codes and no clear rules. In our (high civil buildings of the code for fire protection design (GB50045-2001 version), only the: 10 layer and provisions of the residential building more than 10 layer, or highly in the public building more than 24 m, called "high civil buildings". As for "tall building", no clear definition. This paper briefly introduces the structure of the high-rise, tall building system, and combined with "science and technology research and development center" the tall steel structure of the production and installation and steel structure of main components turn kind, filling, production, and other important links in the quality control and provide some points of material selection opinion. For the support system, can shock absorbing device is not in this article away in the introduction.

Keywords:super-tall; Intelligent building; Node domains; MST composite beams

中圖分類號：TU97 文獻標識碼：A文章編號：

引言

超高層建筑是隨著社會生產的發展和人們生活的需要而發展起來的，是商業化、工業化和城市化的結果。在土地資源十分寶貴的城市，尤其是我國人口眾多、居住面積少的情況下，修建適量的超高層建筑是發展的必然方向

1.高層及超高層結構體系

對于高層及超高層建筑的劃分，建筑設計規范、建筑抗震設計規范、建筑防火設計規范沒有一個統一規定，一般認為建筑總高度超過24m為高層建筑，建筑總高度超過60m為超高層建筑。

對于結構設計來講，按照建筑使用功能的要求、建筑高度的不同以及擬建場地的抗震設防烈度以經濟、合理、安全、可靠的設計原則，選擇相應的結構體系，一般分為六大類：框架結構體系、剪力墻結構體系、框架—剪力墻結構體系、框—筒結構體系、筒中筒結構體系、束筒結構體系。

高層和超高層建筑在結構設計中除采用鋼筋混凝土結構（代號RC）外，還采用型鋼混凝土結構（代號SRC），鋼管混凝土結構（代號CFS）和全鋼結構（代號S或SS）。

> 東南科技研發中心，建筑高度100m，柱網為8.4m，抗震設防烈度為6度，采用框架—剪力墻或框—筒結構體系較為經濟合理，這種結構體系的剪力墻或筒體是很好的抗側力構件，常常承擔了大部分的風載和地震荷載產生的水平側力，總體剛度大，側移小，且滿足玻璃幕墻的外裝飾要求。

2.高層建筑結構設計的特點

高層建筑結構設計與低層、多層建筑結構相比較，結構專業在各專業中占有更重要的位置，不同結構體系的選擇，直接關系到建筑平面的布置、立面體形、樓層高度、機電管道的設置、施工技術的要求、施工工期長短和投資造價的高低等。其主要特點有：

2.1水平力是設計主要因素

在低層和多層房屋結構中，往往是以重力為代表的豎向荷載控制著結構設計。而在高層建筑中，盡管豎向荷載仍對結構設計產生重要影響，但水平荷載卻起著決定性作用。因為建筑自重和樓面使用荷載在豎向構件中所引起的軸力和彎矩的數值，僅與建筑高度的一次方成正比；而水平荷載對結構產生的傾覆力矩、以及由此在豎向構件中所引起的軸力，是與建筑高度的兩次方成正比。另一方面，對一定高度建筑來說，豎向荷載大體上是定值，而作為水平荷載的風荷載和地震作用，其數值是隨著結構動力性的不同而有較大的變化。

2.2側移成為控指標

與低層或多層建筑不同，結構側移已成為高層結構設計中的關鍵因素。隨著建筑高度的增加，水平荷載下結構的側向變形迅速增大，與建筑高度H的4次方成正比（＝qH4/8EI）。

另外，高層建筑隨著高度的增加、輕質高強材料的應用、新的建筑形式和結構體系的出現、側向位移的迅速增大，在設計中不僅要求結構具有足夠的強度，還要求具有足夠的抗推剛度，使結構在水平荷載下產生的側移被控制在某一限度之內，否則會產生以下情況：

2.2.1因側移產生較大的附加內力，尤其是豎向構件，當側向位移增大時，偏心加劇，當產生的附加內力值超過一定數值時，將會導致房屋側塌。

2.2.2使居住人員感到不適或驚慌。

2.2.3使填充墻或建筑裝飾開裂或損壞，使機電設備管道損壞，使電梯軌道變型造成不能正常運行。

2.2.4使主體結構構件出現大裂縫，甚至損壞。

3.材料的選用

鋼結構有很多優點，但其缺點是導熱系數大，耐火性差。隨著冶金技術的提高，耐火鋼的研究成功并投入生產，為鋼結構的進一步發展創造了條件。