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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].
關鍵詞：門式剛架輕型鋼結構廠房設計
引言
伴隨著我國輕重工業的快速發展，鋼結構房屋特別是門式剛架輕型鋼結構廠房以其自重輕、抗震性能好、施工進度快在輕重工業廠區應用最為廣泛。
門式剛架輕型鋼結構廠房依據《門式剛架輕型房屋鋼結構技術規程》CECS 102:2002(以下簡稱《門規》)主要是指單跨或多跨，具有輕質屋蓋、輕質外墻或磚砌外墻，無橋式吊車或起重量小于等于20t的A1~A5工作級別的橋式吊車、不大于3t懸掛式起重機的單層鋼結構廠房。
門式剛架輕型鋼結構廠房設計過程
依據筆者設計經驗，門式剛架輕型鋼結構廠房設計過程如下：
依據工藝等專業提資條件和天車條件確定廠房跨度，跨度尺寸盡量符合建筑模數，有時由于場地等因素的限制，不能按照以上模數取值，輕鋼廠房也是完全可以做到的；柱距尺寸盡量符合建筑模數，有時因其它因素也可以靈活布置；按有無天車條件及廠房內部凈空的要求來確定廠房的檐口高度；按照當地的降雨情況等因素確定廠房屋面的坡度，一般取值1/8~1/20；還有根據地域或工藝等專業要求確定屋面、墻面的維護材料。
設計荷載的取值：
（1）、屋面荷載依據維護材料、當地的氣候條件、屋面的積灰情況等確定屋面恒活荷載的取值。一般彩鋼板維護時取恒荷載標準值為：0.3kN/m2，活荷載標準值按《門規》可取0.5kN/m2，當受荷水平投影面積大于60m2時，屋面均布活荷載標準值可取為0.3 kN/m2；當廠房是多跨或高低跨計算雪荷載時，應按《建筑結構荷載規范》6.2章節選取積雪分布系數；當積灰荷載、屋面活荷載、雪荷載同時存在時應按照《建筑結構荷載規范》4.4.3條和《門規》3.2.5條合理取值；
（2）、吊車荷載，對有吊車的輕鋼廠房應計算作用在排架牛腿上的豎向荷載和橫向水平荷載，此荷載可按照《建筑結構荷載規范》第5章節計算。
（3）、風荷載，主要是風荷載標準值、風荷載體型系數、風壓高度變化系數的取值。此荷載可按照《建筑結構荷載規范》和《門規》相關章節進行取值。
（4）其它荷載，依據筆者的設計經驗主要有屋面梁懸掛吊車荷載，屋面梁通風天窗荷載、柱側管道支架荷載等荷載。屋面梁懸掛吊車荷載可分恒、活荷載加載在懸掛吊車作用屋面梁處；屋面梁通風天窗荷載可分恒、活、鳳荷載作用于天窗與屋面梁節點處；柱側管道支架荷載可分恒、活荷載作用在柱側支架與柱節點處。
3、剛架構件的設計：
（1）依據《門規》4.1.4條廠房柱腳可設計為鉸接或剛接。柱腳鉸接時柱依據結構的受力情況可設計為變截面柱，變截面柱使柱外側平齊，柱的定位軸線可按柱下端（較小端）中心；柱腳剛接時應將柱做成等截面柱，柱的定位軸線應根據上柱的高度、吊車邊緣到上柱內邊緣的距離確定，此時軸線會不在柱截面中心線處。
（2）構件材料的選擇.，經常選擇的是Q235和Q345.。當穩定控制時,宜使用Q235；強度起控制作用時,可選擇Q345。依據《鋼結構設計規范》3.3章節，對選用Q235鋼，有些部位不能應用沸騰鋼，對于需要驗算疲勞的焊接構件應依據當地的氣候條件適當選取B、C、D類鋼材。
（3）柱截面按長細比估算. 通常按50＜λ＜150, 一般取值在80左右。柱與梁設計為剛接，梁的截面可依據受力包羅圖分段設計，當為單跨且中間無柱時，一般依據跨度按0.25~0.50~0.25來對稱劃分截面，將兩端0.25部分取變截面，中間0.50部分取等截面，這樣設計可以充分發揮梁截面的受力性能，減少鋼材用量，降低工程造價；梁截面高度一般在跨度的1/20~1/50之間選擇，翼緣寬度根據梁間側向支撐的間距按l/b限值確定時，可避免鋼梁的整體穩定的復雜計算，這種設計方法較簡單，確定了截面高度和翼緣寬度后，其板件厚度可按規范中局部穩定的構造規定估算；梁截面選取時盡量做到“高腹薄壁”；有時為加快工程進度也可選取成型鋼材。
（4）梁柱截面的驗算包括強度、穩定性、剛度三方面。對鋼柱一般均為壓彎剪構件，鋼梁起控制作用的為彎剪力，相關驗算按照《門規》和《鋼結構設計規范》等規范相關章節計算。這里需要注意的是柱的平面外計算長度可依據《鋼結構設計規范》5.3.7條取值，梁的平面外計算長度可依據隅撐的間距取值。
當驗算截面不能滿足時，加大截面應該分兩種情況： (1) 強度不滿足時,通常加大截面的板件厚度,抗彎不滿足加大翼緣厚度，抗剪不滿足加大腹板厚度（腹板抗剪，翼緣抗彎）。(2) 變形超限，通常加大截面的高度，因為截面特性與截面高度是n次方的關系，加大截面厚度會很不經濟。
（5）剛架節點連接，主要有梁柱節點、梁梁節點、牛腿節點、柱腳節點設計。梁柱節點、梁梁節點連接中通常采取摩擦型高強度螺栓連接，相關計算參見《門規》和《鋼結構設計規范》等規范相關章節；牛腿節點主要受彎剪力，設計時應利用腹板抗剪，翼緣抗彎，通常牛腿上下翼緣與柱采用焊透的V形對接焊縫，也可以采用角焊縫，此時角焊縫的大小應根據牛腿翼緣傳來的水平力F=M/H計算，腹板采用的角焊縫大小由剪力V確定；柱腳節點應依據剛接和鉸接形式進行設計，相關設計參見《門規》和《鋼結構設計規范》等相關章節，此時因鋼結構自重較輕，依據《鋼結構設計規范》8.4.13條，一般情況下均需設置抗剪鍵。
參考文獻：
[1] 《門式剛架輕型房屋鋼結構技術規程》CECS 102:2002中國計劃出版社
[2] 《鋼結構設計規范》GB50017-2003中國計劃出版社
[3] 《建筑結構荷載規范》GB5009-2001(2006年版) 中國建筑工業出版社[作者簡介：
王彬 ，出生年月：1980.01，性別：男，民族：漢，籍貫（省市縣）：河南省鄭州市，學歷：本科，職稱：助理工程師，研究方向：工民建結構設計，從事的工作：工民建結構設計。
軒興華，出生年月：1980.11，性別：女，民族：漢，籍貫（省市縣）：江蘇省無錫市，學歷：本科，職稱：無，研究方向：工民建結構設計，從事的工作：工民建結構設計。
作者簡介：
【關鍵詞】三代核電;鋼結構;荷載組合;抗震計算
三代核電核島次要鋼結構，是在主體混凝土結構施工完成后二次施工完成。主要功能是提供人員通道、反應堆試驗或停堆期間檢修、建造期間設備安裝、支撐設備等，主要包括鋼平臺，另外附屬結構有直爬梯、斜鋼梯等。
一、結構布置原則
(一)平面結構體系，此類鋼平臺結構布置應遵循的原則。一是與混凝土相連鋼構件采用鉸接，設置斜向支撐，鋼梁與支撐組成三角受力體系，桿件主要受軸向力;二是不考慮平臺鋪板對鋼梁整體穩定的影響。因結構受三方向地震作用，在平面內設置支撐體系，保證地震作用下鋼梁平面外穩定;三是平面內支撐應均勻設置。
(二)框架結構體系，作用于核島樓板上，四周不與墻連接，此類鋼平臺結構布置應遵循的原則。一是若鋼柱柱腳采用剛接，需要在樓板上預留地腳螺栓安裝孔洞，考慮鋼結構為二次安裝，混凝土樓板已經施工完成，預留的螺栓孔洞不宜定位，造成安裝困難，此類結構柱腳一般均設置成鉸接柱腳，安裝時采用膨脹螺栓固定鋼柱柱腳。二是鋼柱柱腳不能承擔彎矩，為抵抗三方向地震力，立面設置柱間支撐，若工藝使用空間有限制，宜設置八字撐或人字撐。
二、結構計算原理
核島鋼結構應用有限元進行內力計算分析，工況及荷載效應組合根據《壓水堆核電廠核安全有關的鋼結構設計要求》(NB/T20011－2010)(以下簡稱《核電鋼規》)確定，構件的設計要求滿足本規范以及《鋼結構設計規范》(GB50017－2003)(以下簡稱《鋼規》)的規定。核島鋼結構抗震類別為I類，根據《核電廠抗震設計規范》(GB50267－1997)(以下簡稱《核電抗震規范》)3．2．1條規定，I類物項應按兩個相互垂直的水平方向和一個豎向的地震作用進行計算。計算方法采用振型分解反應譜法，譜值來自核島廠房樓層反應譜。抗震構造按照《核電抗震規范》3．5．2條所規定的9度進行校核，符合現行國家標準《建筑抗震設計規范》(GB50011－2010)(以下簡稱《抗震規范》)對9度抗震設防時的有關要求。有限元計算分析時，結構由若干個有限單元組合而成。鋼平臺作為一種空間結構體系，在軟件中用桿系單元模擬，不考慮面單元。面荷載通過導荷載的方式等效到構件上。根據構件受力情況，構件支座處或者構件相交處通過釋放約束的方式定義連接方式，固接、鉸接或者滑動。每個支座或者桿件起點、桿件終端分別有6個約束，三個方向的軸向力、三個方向的彎矩。節點力和力偶可作用于結構的任何一個自由節點上。這些荷載的方向以結構整體坐標來定義，彎矩的方向遵循右手定則，在整體坐標系中，正方向的作用力總是和坐標軸的正向一致。
三、鋼平臺荷載類型
根據《核電鋼規》5．1．1條規定，所有與核安全有關的承重鋼結構應按所承受的各項荷載和作用進行設計，核島內部鋼平臺需要考慮的荷載分為以下幾種類型。
(一)正常荷載。D—永久荷載，包括結構自重、液體靜水壓力以及固定的設備荷載等。L—活荷載，包括可移動的設備荷載、吊車荷載及其他可變荷載。活荷載分為三種情況下的活荷載:施工活荷載Sc;正常運行活荷載So;安全停堆或試驗時活荷載Se。Ro—在正常運行或停堆期間，管道和設備的反力。To—在正常運行或停堆期間，工作環境溫度作用。
(二)嚴重環境荷載。嚴重環境荷載指核電廠在服役期間，偶然遇到的環境荷載和作用。W—廠址的基本風壓荷載。本文探討的核島內部鋼平臺均在核島廠房內部，計算分析時，不考慮此項荷載作用。E1—由運行安全地震震動(SL－1)產生的地作用，包括由運行安全地震動引起的管道和設備的地震作用。
(三)極端環境荷載。極端環境荷載指極少數可能發生的環境Wt—由規定的設計龍卷風產生的荷載。本文探討的核島內部鋼平臺均在核島廠房內部，計算分析時，不考慮此項荷載作用。E2—由極限安全地震震動(SL－2)產生的地震作用，包括由極限安全地震動引起的管道和設備的地震作用。
(四)異常荷載。異常荷載是指作為一種設計基準事故，高能管道破裂事故產生的荷載。本文探討的核島內部鋼平臺，計算分析時，均不考慮此項荷載作用。
(五)其他荷載。由內部飛射物或外部人為事件引起的荷載。本文探討的核島內部鋼平臺，計算分析時，均不考慮此項荷載作用。綜上所述，核島鋼結構計算分析時需要考慮的荷載有:正常荷載下的永久荷載D(也稱恒荷載)、活荷載L、在正常運行或停堆期間，管道和設備的反力Ro、在正常運行或停堆期間，工作環境溫度作用To;嚴重環境荷載下的安全地震作用E1，極端環境荷載下的極限安全地震作用E2。
四、鋼平臺荷載組合
根據《核電鋼規》5．1．2條規定，壓水堆核電廠核安全有關的鋼結構荷載效應組合。除了反應堆廠房內部結構某些鋼平臺受力情況復雜外，其他核島廠房鋼平臺受力情況均為以上所述荷載以及荷載組合。
五、鋼平臺抗震計算分析
(一)計算要點。根據《核電抗震規范》規定，應同時采用運行安全地震震動和極限安全地震震動進行抗震設計;應按兩個相互垂直的水平方向和一個豎向進行三方向地震作用計算。抗震計算采用反應譜法，同一方向的振型組合采用CQC法，地震作用組合采用平方和平方根進行組合。抗震分析時，達到的目標是“鋼結構高階振型頻率達到33HZ以上，同時，振型數量應保證質量參與系數達到90%以上”。
(二)阻尼比。根據《核電抗震規范》3．3．3條規定，物項阻尼比可按表1采用。核島鋼平臺，當計算運行安全地震作用時，若以焊接為主，阻尼比取0．02，若以螺栓連接為主，阻尼比取0．04;計算極限安全地震作用時，若以焊接為主，阻尼比取0．04，若以螺栓連接為主，阻尼比取0．07。
(三)反應譜分析。核島鋼平臺均作用在廠房內部，鋼平臺與核島廠房墻體或樓板相連接，計算時，反應譜值采用相應的核島廠房樓層反應譜。鋼平臺頂面有與核島廠房混凝土結構相連的約束時，反應譜取該層標高處樓層反應譜，或上層：頂面與混凝土無約束時，則取柱底的樓面標高處樓層反應譜。核島廠房樓層反應譜安全運行地震SL－1地面峰值加速度為0．1g，極限運行安全地震SL－2地面峰值加速度為0．3g。反應譜采用加速度譜，有限元計算分析時采用二次完全平方和(CQC)組合振型得到反應結果。反應譜分析的結果和靜力分析結果進行組合。六、結語本文分析研究了三代核電核島次要鋼結構特點及受力情況，結合規范明確了鋼平臺荷載類型及荷載效應組合，重點介紹了抗震計算分析。本文對類似工程鋼平臺計算分析具有一定的指導意義，可供相關設計人員借鑒參考。
【參考文獻】
［1］建筑抗震設計規范GB50011－2010［S］．北京:中國建筑工業出版社，2010
［2］鋼結構設計規范GB50017－2003［S］．北京:中國計劃出版社，2003
［3］壓水堆核電廠核安全有關的鋼結構設計要求NB/T20011－2010［S］．北京:國家能源局，2010
［4］壓水堆核電廠核安全有關的混凝土結構設計要求NB/T20012－2010［S］．北京:國家能源局，2010
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
關鍵詞：高架流槽；支架；梁加固；內襯水池
1、工程概況
某煉鋼廠轉爐濁環供水系統，現有斜板沉淀池出水是利用2根DN700埋地管道重力流流入中心循環水泵房西北側的濁環熱水池，再由泵房內泵組加壓后送往設在循環水泵房頂部的冷卻塔進行冷卻，降溫處理后的回水自流入濁環冷水池循環使用。由于管道為倒虹吸方式敷設，流速慢，水中懸浮物含量高，管道中容易積泥，結垢嚴重且無法疏通，通水能力下降，導致斜板沉淀池非正常溢水。大量外排污水在周邊道路及場地漫流，影響周邊交通、安全及環保，嚴重威脅整個濁環水系統運行安全，影響周邊環保，同時造成大量水資源的浪費。綜上所述，對煉鋼轉爐濁環供水系統進行改造是十分必要的。
2、改造的主要內容及效果
改造的主要內容有4項：1、高架流槽本體的設計。2、高架流槽支架的設計。3、中心循環水泵房屋頂需增加一臺冷卻塔，引起部分框架梁承載力不足，需進行加固。4、由于進水水量增加，溢流池需加高。
主要設計荷載：本工程建筑物所在地區基本風壓為：0.40kN/m2，地面粗糙度為B類；基本雪壓為0.65kN/m2；高架流槽內水荷載：10kN/m；檢修走道活荷載：2kN/ m2。
2.1高架流槽本體的結構設計。
高架流槽本體可以看成是由兩個H型鋼組成的桁架，上弦支撐是角鋼，下弦為鋼板；也可視為半箱型截面的梁，上部僅設綴條。高架流槽受雙向荷載作用，水平向為風荷載，豎直向為自重、水荷載及走道活荷載，荷載組合分項系數按荷載規范取值。根據鋼結構設計規范，高架流槽需要計算的有：截面抗彎強度驗算，最大正彎矩的控制位置在跨中；抗剪強度驗算，最大作用剪力的控制位置在端部；整體穩定驗算，平面外計算長度為其計算跨度；局部穩定驗算，主要計算翼緣寬厚比和腹板高厚比；撓度驗算，最大撓度所在位置為跨中，容許撓度限值根據鋼結構設計規范取跨度的1/400。加勁肋宜在腹板兩側成對配置，橫向加勁肋的間距一般取為腹板高度的0.5～2倍，厚度大于外伸寬度的1/15。縱向加勁肋可不設置。高架流槽在支架上的支座處，應采取構造措施，以防止端部截面的扭轉。高架流槽檢修走道可選擇花紋鋼板或鋼格柵板。高架流槽的焊縫質量等級要求所有對接焊縫質量應達到二級，角焊縫外觀質量等級應達到三級。
高架流槽架空鋪設，距地面約8m左右，整個流槽結構由流槽本體、檢修走道、跨越爬梯及支撐流槽的鋼結構桁架和支架等幾部分組成。高架流槽為敞開式，不僅能很好地滿足工藝重力流無壓排水的生產需要，維護簡便、便于水中熱量的散發，更重要的是方便清理結垢，保證水流的暢通。
2.2高架流槽支架的結構設計。
高架流槽支架的計算主要考慮支架的選型，荷載，計算長度及長細比，支架柱的長細比控制在150以內。支架基礎應按上部結構合理地選擇形式，基礎設計等級可按丙級考慮，可不做變形計算，基礎為雙偏心受壓構件，在設計時應控制基礎的偏心距，盡量避免出現零應力區。此外，安裝高架流槽時應采取有效措施保證支架的穩定。
在高架流槽布置的走向中，有一段需從中心循環水泵房屋面通過，根據鑒定報告，該廠房部分框架梁在新增高架流槽荷載后不能滿足現行規范對其承載力的要求，框架柱能滿足規范要求。有如下兩種方案：（1）荷載直接作用在現有框架梁上，對現有框架梁進行加固處理；（2）將現有柱頭加高，新增鋼梁，使高架流槽的荷載作用于鋼梁上，再傳給柱。在綜合比較了兩種方法的投資、現場施工難度等后，本著盡量不破壞現有結構的原則，決定采取第二種方案。因此，需對施工隊伍的專業資質和施工經驗進行嚴格的審查。
2.3中心循環水泵房屋頂新增一臺冷卻塔底部框架梁加固。
中心循環水泵房屋頂需要新增一臺冷卻塔，根據鑒定報告，冷卻塔底部框架梁在新增設備荷載后的承載力不足，評級為c級。不滿足國家現行規范要求，必須立即采取措施。
由于新增冷卻塔的位置，現場情況較為復雜，利用鋼梁將荷載直接傳遞到柱子的方法已不適用。擬采用鋼筋混凝土梁直接加固法，常用的加固方法有：增大截面法、外包鋼法、預應力加固法、碳纖維加固法等，而外粘型鋼加固法（外包鋼法）加固受力可靠，能夠顯著提高構件的承載能力，而且對結構使用空間的影響較小，施工簡便，現場工作量小。根據現場情況，經與業主協商確定，對于承載能力不足的框架梁采用外包鋼法。具體如下：用角鋼外包于梁底兩角，兩側用螺桿穿孔錨固在梁頂面，形成封閉箍，角鋼≥L50×5，綴板不小于-40×4，加密區間距為@200mm，非加密區為@400mm。待鋼構件固定后用環氧膠泥將型鋼架全部構件邊緣嵌補嚴密，在利于灌漿的適當位置鉆孔，粘貼灌漿嘴（一般在較低處），并留出排氣孔，間距為2～3m。待膠泥完全固結后，方能通氣試壓。以0.2～0.4MPa壓力將環氧樹脂漿從灌漿嘴壓入，當排氣孔出現漿液后停止加壓，以環氧膠泥封堵排氣孔，再以較低壓力維持10min以上，以環氧膠泥堵孔。以上完成后，型鋼表面（包括混凝土表面）應抹厚度不小于25mm的M15水泥砂漿（內加鋼絲網防裂）做保護層。加固完成以后對破壞的屋面防水層再按原樣恢復。
采用加固技術，用較少的投入，滿足了使用要求，使用效果良好。
2.4對溢流池進行改造
現有溢流池大小為10m×24m，深3m，無蓋，砌體結構，現由于通過高架流槽流入的水量增加，水池容積已不滿足生產需要，水池容積需擴大，需要加高約1.5m。
經計算，直接加高不滿足現行規范要求，但如果拆除重做，工期時間長，對現場周圍環境的破壞較大，所以采取內襯一個鋼筋混凝土水池，根據現場勘查，現有水池內有大量淤泥，在新建水池之前，必須全部清除干凈，以保證新建水池的基底安全。對水池設計來說，一般需要進行強度、抗浮及裂縫三方面的計算，首先根據經驗假定壁厚進行初步的荷載和內力計算，然后再通過對計算結果的分析來進一步確定合理的壁厚，使整個水池結構既受力明確又經濟可靠。強度計算應選擇合理的計算模型，確定壁板、底板的的支承條件，充分考慮荷載的最不利組合（除正常使用階段外，尚應考慮施工、試水及檢修階段的荷載組合）。抗浮計算需要確定地下水位標高，抗浮安全系數需大于1.05。由于該溢流池水質為污水，所以控制最大裂縫寬度尤為重要，優先采用直徑較細的鋼筋，裂縫控制在0.2mm以內。水池內側貼環氧玻璃布，刷防腐涂料。
采取內襯一個鋼筋混凝土水池，既滿足了強度、抗浮及裂縫三方面的要求，又節約了投資，縮短了工期，受到業主的肯定。
3、結語
工業改造設計是一項復雜的工作，考慮的因素有很多。在滿足使用要求、滿足技術規范規程的前提下，綜合考慮新老結構的共同作用。結合工程實際情況，選擇適用、經濟、安全、簡便的改造方案，減少對已有建筑物的損傷，保證原結構的正常工作，這對改造項目十分重要。煉鋼廠轉爐濁環供水系統經過本次改造，斜板沉淀池出水通暢，有效避免非正常溢水現象，保護了周邊環境。如今該項目已經正式投產，運行情況良好。
參考文獻：
[1]GB50009-2012 建筑結構荷載規范【S】
[2]GB50017-2003 鋼結構設計規范【S】
關鍵詞：給水排水工程 伸縮縫 結構設計標準
2002 年由建設部和中國工程建設標準化協會頒發了一系列給水排水工程結構設計技術標準，在執行過程中審查施工圖發現，在若干問題上易出現偏差， 特此針對這些問題作出說明和建議。下文分幾個方面對問題進行闡釋。
一、關注給水排水工程結構特征及其應用標準
國家標準與協會標準的應用根據我國1989 年頒發施行的 中華人民共和國標準化法，規定我國實施強制性和推薦性兩類標準。強制性標準主要是針對：人體健康，人身、財產安全、環保方面。推薦性標準的對象是純技術性的，相當于國外的學術團體標準。 制訂這些技術標準都經過科學論證和大量的工程實踐經驗的總結，可以極大地解脫設計人員的自我探索精力，很少有人會棄之不用而甘冒風險。
給水排水工程結構的設計要求，完全不同于民用建筑結構也不同于水工結構。據此，給水排水工程結構設計需要有一系列針對性強的設計標準。自20世紀70 年代原國家建委和建設部開始組織制定這方面的設計標準和相應的施工驗收標準。需要強調的是對管道進行結構設計，不能只按產品標準隨意選用，需通過結構設計核算后，選定合適的產品。
總之，給水排水工程結構設計應按本系列的標準執行，除在系列標準中說明引用其他標準外，一概避免混用民用建筑結構的設計標準。
二、 保證結構耐久性的措施
1. 材料：配制混凝土的水泥品種、水灰比的控制、 堿含量的限定、 強度等級、 抗滲和抗凍等級等要求。
2.構件截面設計：①按彈性體系，不考慮塑性內力重分布；②對中心受拉或小偏心受拉的構件，需按抗裂度核算，不允許裂縫出現；③對于受彎、大偏心受拉或壓的構件，要以控制裂縫寬度進行核算，避免構件內鋼筋在開裂部位加劇銹蝕，影響結構的耐久性。
3.構造措施：鋼筋凈保護層厚度的最小值規定；提高構件均勻碳化過程的時間；敞口水池頂端設置加強筋、超長池壁設置變形縫及縱向每側溫度筋的最小配筋率。
三、裂縫寬度計算式
鋼筋混凝土結構構件裂縫寬度計算式，在2002年頒發的給水排水工程結構設計系列標準中，仍引用 給水排水工程結構設計規范GBJ69 84 中的公式。應用此項公式的計算結果以及對受彎、大偏拉、大偏壓的銜接計算，與民用建筑的 混凝土結構設計規范 GB50010 2001中的計算公式得出的結果不相等同，后者通常要大些。所以，應該充分注意到裂縫寬度計算公式的重要性，而且鋼筋的配置量取決于裂寬的限值。
鋼筋混凝土結構構件的裂縫寬度計算是難度很大的，由于影響因素眾多，根據現有的試驗數據，不裂縫間距，裂縫寬度的離散性一般都很大，若要由此建立一個較精確的計算式是現實的。對此，英國BS8110標準中已給予充分的表敘，其用詞為Assessment(估計)，區別于其他條文中的Calculation。據此，對裂縫寬度的計算公式，還應立足于與工程實踐的適應性。
四、關于閉水試驗工況
對于貯水構筑物的結構設計中，均需考慮閉水試驗工況。主要是針對地下式水池的閉水試驗工況，規范規定在強度核算基礎上還應進行限制裂縫寬度核算。爭議之處，并不在于是否需要核算裂縫寬度，而是在對應的計算式中，裂寬發展的時間效應系數取1 8是否合適。從試驗角度，裂縫寬度大部分在不長的時間內形成，在閉水試驗的幾天時間內，裂縫開展已大部分形成。盡管從理論上可以取小于1 8 的系數，但具體取值尚難以定量。目前只能取1 8 ，待積累經驗后，再作完善。
五、關于變形縫的設置與外加劑的應用
對盛水構筑物而言，體量大，在混凝土澆筑成型過程中， 由于水化熱的影響經常導致池體開裂，據此規范提出設置變形縫的要求。如英國BS 標準中列有詳盡的規定。在國內盛行混凝土的配制中，常以外加劑替代變形縫來補償混凝土的收縮。為此，《規范》提出了應用的條件，強調了工程實踐經驗。這里的涵義是多方面的。
不能簡單地認為摻入外加劑是靈丹妙藥，可以妥善解決池體開裂現象，工程實踐已反映了多起構筑物施加外加劑后仍然出現墻體開裂的狀況。對此，應該明確《規范》首先強調的是設置變形縫，通常只是在結構上處理比較困難時，才考慮摻加外加劑擴大以變形縫間距，且不得超過《規范》規定間距的兩倍。
變形縫處若施工不佳會滲漏水的說法，顯然是不合理的。首先，如果施工質量不佳，不論在任何部位都是不能允許的；其次是現行的變形縫構造并不是很復雜，不難保證施工質量。
六、矩形盛水構筑物的角隅應力應予重視
矩形盛水構筑物的墻體拐角處，不論墻體是豎向單向受力還是雙向受力，均將受到由于相鄰墻體約束引起的彎曲應力，以及相鄰墻體傳遞的邊緣反力。從近兩年施工情況來看，一般對相鄰墻體傳來的邊緣反力易遺漏。尤其是對于中隔墻，通常視為不受力，實際上其端部要承受與之相連兩側墻體上的邊緣反力，應以控制開裂核算。
七、結語
本人根據給水排水結構設計規范和已建工程較經驗，提出了一些有關意見和建議，以供同行參考。希望大家在施工過程中多注意積累實踐經驗，注意細節問題，并加以總結。其目的是使結構設計更加完善，提高質量水平。
參考文獻
[1]給水排水工程結構設計規范編制組.《給水排水工程結構設計規范 》[S]
[2]胡德鹿.新規范結構的設計使用年限[J].工程建設標準化，2005年第2期
[3]國家標準.給水排水工程構建物結構設計規范(GB50069-2002)[S]
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。
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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
【關鍵詞】地鐵；矩形頂管；土壓平衡；結構計算
1、引 言
矩形頂管技術是在圓形頂管技術的基礎上發展而來，它是一種類似于盾構法的地下工程非開挖管道鋪設技術，采用頂管掘進機成孔后，將預制成形的管道從頂進工作井頂入形成連續襯砌的管道非開挖技術。相比于圓形管道，矩形管道的空間利用率更高，在隧道等通道工程中比傳統施工技術有更大的優勢。由于目前仍沒有矩形頂管管節的相關設計規范，根據矩形管節的受力特點可按矩形框架進行設計計算。框架軸線以構件中心線為準，進行超靜定結構內力效應分析。矩形頂管結構承受著覆土荷載、地面超載、水土壓力及水浮力，一般來說這些荷載中，水壓力、水浮力及地面超載的變化會直接影響頂管結構最終配筋。計算分析時應充分考慮，水位及超載變化對結構內力的影響，得出控制內力最不利因素。
2、工程背景
深圳地鐵某隧道工程，位于深圳市福田區華強北路與振華路交匯處，沿華強北路呈南北方向布置，長度為41m，底板埋深約9米，平面上共三條隧道。頂管截面外輪廓尺寸6.9m×4.9m，矩形，壁厚0.45m，標準管節長度1.5m。隧道與下方深圳2號線盾構隧道正交，兩者最少凈距離594mm。隧道與上方電力、電信、雨水砼管和污水砼等管線正交，兩者最少凈距離448mm。由于本地區國內電子產品流通的主要樞紐，考慮人流車流的密集、周邊管線及現有深圳2號線盾構隧道等條件制約，經過長期的論證和研究，決定采用大型矩形頂管技術。
2.1主要設計參數
1）頂管隧道結構工程使用年限為100年，安全等級為一級，結構重要性系數為1.1；2）頂管隧道結構抗震設防烈度為7度，抗震設防類別為乙類，抗震等級為三級；3）頂管隧道屬甲類人防工程，工程防核武器及常規武器抗力級別均為6級，防化等級為丁級；4）頂管隧道結構構按一級耐火等級設計。
2.2計算模型及荷載
本計算采用通用空間有限元分析軟件midas Civil進行計算分析：1）管節之間沒有剛性連接，因此管節受力相對獨立，可沿頂管管節縱向取一米，按平面框架結構進行計算，荷載作用于框架構件軸線；計算簡圖見圖1；2）矩形管節的結構計算考慮：①恒載：管節自重、覆土重、水浮力；②活載：土壓力、水壓力、地面堆土和車輛荷載引起的超載、地面堆土和車輛荷載引起的附加側壓力；3）采用地層彈簧模擬地層反力，彈簧剛度=基床系數×分段長度。
2.3荷載及地質參數取值
根據工程勘察報告，巖土層頂面標高、埋深及厚度統計表中各土層厚度平均值，用該厚度對土層厚度、靜止土壓力力系數求加權平均，簡化為均勻土層計算土側壓力。巖土參數見表1，荷載取值見表2。
結構主要位于在④9中砂層，根據地質報告，土層豎向地基系數Kv=22MPa/m，水平向地基系數Kh=29MPa/m。
3、計算分析
下面以深圳地鐵某隧道工程為例，計算分析矩形頂管的管節內力，包括四種荷載組合工況：工況1，全水頭有地面超載；工況2，半水頭有地面超載；工況3，無水頭有地面超載；工況4，全水頭無地面超載。
3.1頂管管節計算
矩形頂管管節內力計算，考慮正常使用極限狀態基本荷載組合，永久荷載分項系數1.35，可變荷載分項系數1.4*0.7。內力匯總表如下表3.
根據詳勘報告，穩定地下水位埋深3.80～4.60m，接近于工況2；因此，工況2為常態的工況，以工況2為比較標準。
工況1和工況3，雖然分別對應全水頭和無水頭的比較極端的情況；但是這兩種工況對結構設計有指導性意義。
工況4為無超載的情況，即頂管上方出現長期封路并無堆載情況，是對結構受力有利的工況。
4、結論及建議
計算分析表明，結構支座彎矩及剪力的控制工況出現在工況1，跨中彎矩的控制工況出現在工況3。在頂管管節結構設計時，為減少工作量，可僅計算工況1，跨中彎矩乘以1.15～1.2的放大系數。
頂管管節一般設置腋角，驗算支座處斜截面承載力以及裂縫時，建議截面有效高度 ho考慮腋角厚度的有利影響；或者不考慮腋角厚度的有利影響，支座處的彎矩及剪力值取腋角根部處。
參考文獻：
[1]《地鐵設計規范》 （GB50157-2013）
[2]《混凝土結構設計規范》（GB 50010-2010）
