关键结构层

2024-08-06

关键结构层（共7篇）

关键结构层篇1

高层建筑行业的迅猛发展也给高层钢筋混凝土施工技术带来了新的挑战, 需要适应时代的发展, 不断更新转换层关键施工技术。转换层施工技术在高层建筑中处于重要地位, 也是高层建筑过程中的难点技术。结合目前高层钢筋混凝土结构的技术, 需要充分考虑转换层施工技术的重点难点, 加强这方面的施工建筑建设。下面本研究就简单探讨高层钢筋混凝土结构转换层关键施工技术。

1 高层钢筋混凝土结构转换层施工技术的简介

在当今社会, 高层建筑主要是由上半部分商业公司和住宅, 下半部分商服构成。所以必须发展好转换层施工技术, 因为转换层结构可为梁式板式、桁架式或空腹桁架式等形式, 承载着上部房屋的主要重量, 在高层建筑中处于支撑作用, 如果转换层的支撑力不够, 将会给建筑物带来毁灭性的代价。转换层就是实现转折功能的大型水平构件, 转换层位置地震反映强烈, 在发生地震时, 是最先受破坏的位置, 运用适当的转换层施工技术很有必要。转换层施工技术多半与钢筋混凝土结构结合。钢筋混凝土结实, 干燥快, 用时短, 不影响施工进度。转换层自身是属于大体积的混凝土, 混凝土自身也具有很多优点, 比如:比热容大, 内部温度上升快, 昼夜温差大, 材料便宜常见, 坚实厚重等优点。在进行高层建筑的转换层施工技术时, 要充分注意以下几点:钢筋质量及硬度, 混凝土的配比, 材料的选择, 控制好温度差及施工技术的应用。钢筋混凝土结构转换层施工技术是所有高层建设的重中之重, 关系到整个高层建筑的安全及高层质量, 所以充分考虑一切可能发生的因素, 不可马虎大意。随着近几年我国改革开放政策的实行, 转换层施工技术已经有了很明显的提高, 也从国外引进一些比较先进的施工技术设备, 但是在具体施工时, 也要因地适宜, 结合现场的条件和情况进行施工, 所以说光引进使用先进设备是不够的, 需要我们施工团队开发属于自己优秀的施工技术, 迎合时代发展的潮流, 不能只依靠引进, 创新是科学技术进步的灵魂, 只有自己的创新技术提高上去, 才能更好的发展。楼房的发展, 也为我国提供了许多转换层施工技术的经验, 在这几年, 我国已经有了显著地成效, 相信在未来, 我国的工程施工技术会有很大的飞跃。

2 高层钢筋混凝土结构转换层施工技术的要点

2.1 高层钢筋混凝土结构转换层支撑压力控制。

转换层支撑压力控制它包括高层建筑转换层模板侧压力控制和高层建筑转换层大模体系对拉螺杆受力分析两个方面。高层建筑要想保持建筑的稳定和安全, 首先要做好高层建筑转换层模板侧压力控制, 尤其是硬度和刚力, 决定着转换层能够承受着多大的力。目前, 多使用大体积的钢筋混凝土作为高层建筑的转换层, 因为钢筋可以固定在横梁的支架上, 不影响其它施工进度, 缩短施工时间。钢筋混凝土的优点是众所周知的。再根据具体的施工条件和图纸进行施工, 由于高层建筑的施工时间长, 又容易受到当地政策的影响, 所以很容易改变施工方案。在设计高层施工转换层的初期就应该对把各种可能出现的问题考虑进去, 多设计几个可行性方案。但是, 不管设计何种高层转换层施工方案, 都要保证转换层的侧压力做够, 有足够的刚度。方便适用, 可转换成各种我们需要的方案。所以一定要对施工设计人员提出更高的要求, 必须对转换层施工技术熟练掌握。高层建筑转换层施工技术是一项复杂、系统的工程, 需要工程设计管理人员及施工人员的共同努力, 严格遵守工程规范, 以严谨的态度认真施工, 保证高层建筑质量。当前我国高层建筑施工存在问题的源头就是技术水平低, 人才素质不够高。国外有很多先进的施工技术和器材, 我们可以在一定经济范围内买进。在施工实践当中必须要做到结合施工的具体状况对施工图提出有利的技术性建议, 以降低建筑施工的难度系数, 节约建筑施工成本, 加快施工的进度。

2.2 高层建筑转换层结构混凝土的裂缝控制。

混凝土材料是建设高层建筑的基本材料, 所以它的质量决定了高层建筑的质量。混凝土是一种很好的建筑材料, 硬度大, 比热容大, 容易干, 容易控制。但是, 混凝土存在的一个弊端就是容易出现裂缝, 所以做好转换层混凝土的裂缝控制很有必要。还要加强混凝土材料质量的控制。一般出现裂缝就很难修补, 经过长时间的风吹日晒就会更加严重, 裂缝就会越来越大, 修补工作也只能起到暂时性帮助, 但是根本问题已无法解决。出现裂缝的原因主要有昼夜温差大, 水泥和钢筋的配比不合理, 选购的材料质量不过关, 都会导致混凝土裂缝的出现。所以在进行混凝土施工时, 要格外注意这方面的问题。解决混凝土裂缝问题的一个办法是加强混凝土材料的选择。目前, 许多企业施工单位为了获得更大的利润, 使用不符合规范的水泥混凝土材料, 雇佣不够施工资格的管理人员, 表面看起来没有什么大问题, 甚至好多施工单位觉得这不是什么重要问题, 但是, 在后期这些问题就会显现, 高层建筑就会现在质量安全问题, 威胁人们的生命财产安全。水泥、石灰每批料到现场均需检测, 合格后方可使用。所以有关部门必须加强施工监督管理力度, 营造良好的监督管理风气。定期进行科学规范的质量检查, 对于质量存在问题的, 及时进行补修, 情节严重的需要重新翻修。只有监督管理力度上去了, 才能保证高层建筑施工的顺利安全进行。

3 钢筋混凝土结构与转换层关键施工技术结合的注意事项

在建设高层建筑时最重要的就是横梁和砥柱, 它们是支撑房屋重量和压力的主要来源。建设时首先把钢筋挂在横梁上固定住, 然后把水泥混凝土浇筑上去, 在这里需要注意钢筋与混凝土的配比一定要合理, 不然容易对房屋的质量有很大影响。钢筋多, 混凝土少容易刚力不够, 墙面不结实。钢筋少, 混凝土多容易出现裂缝, 墙体承压性不强。在浇筑墙体时, 尽量选择在夏天秋天, 这个期间温度高, 混凝土与钢筋比较容易结合, 干的速度快。混凝土的水泥和细砂的配比一定要充分合理, 因为转换层还具有抗震的效果。如果细砂颗粒状太大, 就会明显减弱抗震效果, 细砂的颗粒要小与水泥充分融合, 搅拌时也要注意粘度, 不能太干。转换层就是大型的钢筋混凝土, 只要把钢筋混凝土与转换层之间的配比整理清楚, 就能融会贯通的使用转换层施工技术, 应用到高层建筑当中去。

结束语

高层建筑的发展在我国相当迅速, 本研究简单介绍了高层钢筋混凝土结构转换层施工技术, 说明了转换层施工技术在高层建筑施工过程的重要作用, 只有掌握更加先进的转换层施工技术才能保证高层建筑的楼房安全。进一步阐述了如何加强转换层施工技术的控制条件。随着我国综合国力的增强, 我国的高层建筑建设有了一定的提高, 但是, 也应该注意发展中的不足之处, 及时发现存在的问题并积极寻求解决措施, 这样才能更好地促进我国高层建筑的顺利发展。

摘要：近几年, 随着我国经济的不断快速发展, 综合国力的提高, 我国国有产业在迅猛发展。尤其是高层建筑行业, 改革开放政策的实行促进了大型楼盘在城镇及乡村的建设。在大时代的经济背景下, 衍生出多种高层钢筋混凝土结构转换层施工技术。不同的转换层施工技术会对高层钢筋混凝土结构尤其是高层建筑有不同的影响。转换层施工技术要充分考虑房梁承重, 压力弹性及混凝土裂缝的控制。所以加强高层钢筋混凝土转换层施工技术很有必要, 是我国高层建筑发展的必然选择。

关键词：高层钢筋混凝土,转换层施工技术,高层建筑施工

参考文献

[1]中国建筑科学研究院.高层建筑混凝土结构技术规程[M].北京:中国建筑工业出版社, 2002:32-36.

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[3]杜荣军.混凝土工程模板与支架技术[M].北京:机械工业出版社, 2004:342-443.

关键结构层篇2

本文先后介绍了带转换层型钢混凝土框架—核心筒混合结构设计的一般原则、一些设计构造措施, 以供同行参考。

1 设计的一般原则

1.1 结构体系要求及高度

在建筑设计的大量经验表明, 采用一些比较规则的结构具有很好的抗震效果, 因此在高层框架-核心筒混合结构设计中更不能采用严重不规则的结构, 同时所采用的结构体系还应能良好的变形、加大刚度与承载能力。在设计还应该避免因部分结构破坏而导致整个结构丧失承载能力, 对于结构中薄弱环节采取有力措施进行处理。《高层建筑混凝土结构技术规程》等对混合结构规定了适宜高度, 现有框架—核心筒混合结构的高度已经超出表格中给适宜高度, 因此在设计研究中需要对此进行深入的研究, 高度的增加不仅给结构的基础承载能力提出了挑战, 同时对结构的抗震性特别是抗风也提出更高的要求。带有转换层型钢混凝土框架—核心筒结构体系的高层建筑, 抗震等级较高且建筑高度较大时应在楼面梁与核心筒体交接处及四角设置型钢柱, 外围框架平面内梁与柱应采用刚性连接。

1.2 混合结构破坏模式

对于混合结构主要是薄弱层和薄弱部位两种破坏模式。薄弱层是指在结构某一层中出现竖向构件的整体破坏, 如剪力墙破坏等该类破坏在地震中是比较常见的, 而薄弱部位破坏是指局部竖向构件的破坏, 如转换梁的破坏。混合结构是钢和混凝土两种构件组成的结构, 钢构件的弹性模量较大、变形能力好, 而混凝土的较小, 比较容易在二者的交界面上产生相对滑动的位移或发生变形不协调而开裂等。地震荷载作用下结构的内力是按刚度进行分配, 而混凝土构件的相对刚度较大, 承担的荷载较大而破坏, 余下地震作用将由钢构件承担, 若钢构件承载能力不足时就会破坏。在设计中应明确该类混合结构可能会出现哪些破坏模式, 然后针对不同的破坏模式来进行设计与增设抗震构造措施。

1.3 结构平面布置及扭转效应控制

筒体的水平侧向刚度较大, 在水平风荷载等作用下, 整个结构的侧向变形将比较小, 可以提高人们生活的舒适度, 同时在水平地震荷载作用下, 这就显得尤为重要。型钢混凝土框架—核心筒混合结构在地震荷载作用时是核心筒先发挥承担巨大水平地震荷载的作用, 在强震作用下框架作为第二道防线发挥作用。在进行平面布置时应尽量简单、规则、对称, 使结构的抗侧力中心与水平合力中心重合, 以达到减少偏心与减小偏心引起的附加弯矩、扭转效果, 否则角柱与边柱将承担巨大由于偏心引起的弯矩, 同时建筑内部的开间、进深要统一, 在高层与超高层中显得尤为重要。型钢混凝土柱验算时应按《型钢混凝土组合结构技术规程》来对抗弯抗剪验算, 以保证承载能力满足要求。

1.4 结构的竖向布置

对于高层建筑的竖向体型布置上应规则、均匀, 避免出现竖向刚度的突变与过大的内收外挑。高层与超高结构的侧向刚度应均匀变化, 避免采用一些竖向严重不规则的结构, 竖向抗侧力构件应贯通设置, 柱截面从底层向上逐渐减小而不应发生突变, 柱上下的材料或类型不一致时, 应设过渡转换层使柱截面与结构形式能缓慢过渡, 对设置有过渡层、转换层等应采用一定的过渡加强措施提高其承载能力。

2 结构体系的设计构造措施

2.1 减小不同承重构件的压应力水平差

由于《高规》对混凝土核心筒与型钢混凝土柱的轴压比限值不同, 易造成核心筒与外框架柱的压应力不同, 导致弹性变形也就不同, 也比较容易在强大地震或风荷载作用下交接处产生裂纹。在设计中应该调整不同混凝土构件的轴压比限值, 减小压应力水平差以减小弹性变形的差异, 还可以调整柱截面的大小来降低由于竖向荷载引起的竖向应力的差异。在具体的设计中可以采用中震组合, 观察地震作用结构内力是否发生突变, 以便设计调整, 使我们的设计目的更加明确, 更加有利于结构的抗震设计。

2.2 设置柔性节点以释放附加内力

在高层与超高层中温度效应明显, 因此需要在结构合适的位置设置一些柔性连接, 以减小混凝土徐变及温度等作用引起的附加应力。框架-核心筒混合结构设计采用了多道防线来抗震, 核心筒作为第一道防线, 设计时从强度和延性两方面入手, 框架作为第二道防线。同时对于一些建筑结构可以设置一些柔性结构或构件将整个建筑连成整体, 在地震荷载作用下, 这些柔性结构或构件将首先破坏, 破坏的同时也消耗了一定的地震能量, 使剩下的结构所需承担的地震荷载大大减小, 从而减小地震的破坏作用。

2.3 加强剪力墙及转换层的设计

剪力墙作为该类混合结构中的抗震第一道防线, 剪力墙的承载能力可靠与否, 直接关系到整个结构的安全, 剪力墙承担了大部分的楼层地震剪力同时还要承受较大水平荷载, 因此在设计中必须对剪力墙予以重视, 可以采取增加墙厚、配置多层钢筋、采用钢板剪力墙等方法提高其抗剪能力。规范中对转换层的构件设计有较高要求, 转换层以上2楼层被定为加强层, 按加强层要求设计, 转换层以下一方面定为加强层, 另一方面还对转换构件进行幅度较大的内力调整。在强大的风荷载与地震作用下, 转换层发生破坏, 转换层以上的楼层犹如没有支撑的空中楼阁, 将产生难以想象的后果。

3 结论

大量的工程灾害可以看出, 抗震措施在实际中是十分有利的, 对于高层混合结构应加强结构的基础设计、结构整体的抗风抗震设计。本文先后介绍了结构设计的一般原则、结构体系的设计构造措施等方面进行了阐述, 希望对未来的高层框架—核心筒混合结构的设计起一定的参考作用。

参考文献

[1]薛彦涛.带转换层型钢混凝土框架—核心筒混合结构试验与设计研究[D].北京:中国建筑科学研究院, 2007.

[2]李君宏.试论带转换层型钢混凝土框架—核心筒混合结构关键设计[J].甘肃联合大学学报, 2011.

覆岩主关键层断裂规律研究篇3

但主关键层断裂并不是瞬间完成的,研究表明主关键层的断裂类似于老顶的“O—X”型断裂形式,在中部发生主要断裂之前,边缘处相继发生张性断裂。可见研究覆岩主关键层开始断裂的具体位置及其引起的采场矿压显现等规律,对岩层控制与安全生产有一定的理论意义和参考价值。

以海孜煤电公司762工作面为背景,根据地质条件、地表沉陷特征推测工作面上覆岩层移动情况,建立相应的力学模型,选择力学方法[1,10,11,12,13]求解其应力分布状态,根据岩体力学性质计算主关键层开始断裂位置、此时的悬露尺寸,检验边缘断裂的先后顺序,结合现场矿压显现规律进行对比分析,验证覆岩主关键层断裂规律。

1 工作面概况

762工作面为86采区首采面,主采7煤层,采高2.6m,煤层平均倾角14°,采深约330m。工作面倾斜布置,面长100~145m,平均110m,沿走向推进,约495m。采用综采工艺(初期风巷侧为炮采面),全部垮落法控制顶板。工作面布置如图1所示。

工作面区域的23B 2、6B 3、07-水1及6-1钻孔柱状图显示,该工作面上覆岩层中存在一层厚度为10~34m左右的火成岩,其主要成分为闪长岩,使工作面存在一定的顶板动力、冲击矿压威胁问题。利用关键层判别软件KSPB对钻孔柱状关键层位置进行判别,结果都显示火成岩为覆岩主关键层。

根据现场观察,地表于10月开始剧烈下沉,实测盆地中心下沉1.5m;地表沉陷特征是工作面推进过程中岩层移动由下往上传递到地表的最终反映[3,7],可推测覆岩主关键层已发生断裂,根据地表沉陷观测成果绘制出地表沉陷盆地等高线(见图1)。

2 力学模型分析

随着工作面的推进,采空区悬顶面积不断扩大,当推进到一定距离时,直接顶逐渐垮落,老顶岩层逐渐破断,上部岩层弯曲下沉;随着工作面的继续推进,老顶岩层也逐渐垮落,由于主关键层与采空区竖直距离较小(65m左右),采动迅速影响到主关键层,使主关键层与其下部岩层发生离层,产生悬露,形成四边固支、承受上覆岩层载荷作用的矩形板状结构[14],如图2所示。

当悬露尺寸继续扩大时,由于岩体的抗拉强度远小于其抗剪和抗压强度,使板状结构呈张性断裂。文献[14]显示,板状结构的上表面边缘长边中点处应力达到岩体抗拉强度极限而开始断裂破坏。

下面采用力学方法计算主关键层在开始破坏状态下的悬露尺寸,亦即板状结构的长宽。

2.1 板宽计算

根据地表沉陷盆地特征,沿倾向作剖面,绘制岩层移动示意图如图3所示。

利用边界角与岩层移动角之间的相互几何关系[1,15],近似(岩层移动区域为梯形,进一步由下沉盆地的对称性可近似为等腰梯形以及γ=γ0)计算主关键层悬露宽度b′:

式中L——地表沉陷盆地影响直径,m;

l——该处采空区宽度,m;

H——该处采深,m;

h——该处主关键层与7煤层距离,m。

根据现场实测与覆岩层位关系得L=250m,l=110m,H=340m,h=65m;经计算b′=137m,考虑近似计算造成的误差,取修正系数为0.9,则b=123m,即主关键层悬露宽度为123m。

2.2 板长计算

剖面图显示区域主关键层厚度20m左右,其厚度与宽度之比大约为20/123≈1/6,小于1/5,属Kirchhoff弹性板[16,17],可用板的小挠度弯曲理论求解,即该板状结构模型可近似视为薄板进行计算。

对于四边固支边界条件下的矩形薄板,求解其应力状态可以采用叠加法、有限元法、辛几何法或Marcus简算法等[1,10,11],但都不能同时保证计算的简捷和结果的精度;笔者采用Navier解法[12,13],求解过程中利用三角函数级数展开的技巧,可简捷计算薄板挠度,从而求解其应力状态,文献[13]验证了这种方法计算结果的准确性。

薄板的挠曲微分方程:

式中ω(x,y)——板的挠度函数;

D——板的抗弯刚度;

q(x,y)——单位面积荷载。

力学模型的边界条件:

根据边界条件,类似Navier法求解薄板小挠度问题时建立的双重三角级数,可设挠度方程为

式中:,,其中m,n=1,3,5,…。

文献[13]得出了均布载荷条件下的挠度方程解析解:

根据弹性力学的基本假设及薄板小挠度弯曲理论的计算假设,x方向的应力分量如下:

式中E——板的弹性模量;

μ——泊松比。

将式(4)代入式(5)可得:

经比较分析,表达式在x=a/2,y=0或b时取最大值,说明板状结构长边从中点处开始张性破裂;取级数第一项,z=-h0/2,x=a/2,y=0或b时,达到板的极限抗拉强度。

代入式(6),且则可得出长边张性断裂处拉应力计算公式:

主关键层主要成分为闪长岩,其物理力学参数μ=0.30,抗拉强度σs为10~30MPa,取20MPa;均布载荷q=γ(H-h)=2.5(3.40-0.65)=6.85MPa,b=123m,沿走向平均厚度h0=20m。

由σs=σxmax得a=132m,即主关键层极限悬露长度为132m。现场进度记录显示:截至9月8日进度130m,推测9月9日推进至132m。

同理对y方向应力进行比较分析,应力表达式(与长边互为对称式)在y=b/2,x=0或a时取最大值,说明短边破裂也是位于中点处;短边张性破裂处拉应力计算公式为

沿倾向平均厚度h0=18m;由σs=σymax计算得a=140m,即工作面继续推进至140m时,短边中点处开始出现张性断裂,进度记录显示:9月14日进度140m。

验证了主关键层断裂符合“O—X”型断裂形式,边缘处由于拉应力超出抗拉强度极限而发生破裂,且从长边中点处开始破裂,继而是短边中点处破裂。

3 支架工作阻力分析

经过力学模型分析,当沿推进方向上覆主关键层火成岩悬露矩形板两长边中点处产生张性断裂时,会导致火成岩上覆至地表岩层开始弯曲下沉,使与火成岩接触的下方岩层承受的载荷作用逐渐增加,此时矩形板端头并未发生断裂,阻止中点处已断裂、解除固支约束的部分火成岩弯曲下沉,从而承受附加载荷作用,应力传递到工作面上、下部,测站实时监测的支架平均工作阻力会明显上升,甚至会达到该时间段内的峰值;随着工作面的继续推进,在短边中点处产生断裂时,火成岩上覆至地表岩层的弯曲下沉会使已发生接触的下方岩层载荷作用逐渐增加,此时工作面中部测站实时监测的支架平均工作阻力将开始明显上升,达到该时间段内的峰值点。

3.1 监测方案

762工作面共布置70架液压支架,沿工作面倾向从机巷侧至风巷侧每间隔6架支架布置1个测站,共设置11个测站,每个测站在支架左、右柱各安装1只KBJ-60Ⅲ-2矿用数字压力计,对综采支架的工作阻力进行实时监测,同时为了分析工作面不同区域顶板压力情况,将测站分为上、中、下部,如图4所示。

3.2 实测数据统计及分析

各测站每隔5min实时记录1次支架的工作阻力情况,收集了大量的数据。提取力学计算所得关键层开始断裂前后的数据——9月份支架工作阻力;通过统计分析,形成支架平均工作阻力随工作面推进的时序曲线图,如图5所示。从中分析、验证主关键层火成岩的断裂情况。

从图5可以看出,下部支架平均工作阻力在9月10日达到峰值,上部支架平均工作阻力在9月9日达到峰值,而中部支架平均工作阻力达到峰值点是在9月13日,这与理论分析的结果基本吻合。

4 结论

1)根据矿井地质条件与地表沉陷特征推测岩层移动情况,建立了覆岩主关键层四边固支板状结构模型,通过力学计算方法求解了其应力分布状态,给出相应的力学计算公式。

2)通过应力分析,主关键层开始断裂的具体位置与先后顺序,即从上表面长边中点处开始断裂,继而是短边中点断裂,符合“O—X”型断裂形式。

3)结合工程实际计算,得出了主关键层张性断裂极限尺寸,沿倾向为123m,沿走向为132m;随着工作面的继续推进,沿走向140m时短边中点处开始断裂。

关键结构层篇4

关键词：层间隔震建筑,弹塑性分析,隔震层,地震反应

0 引言

由于隔震层的减震作用, 隔震层以下结构相对于隔震层以上结构在罕遇地震下表现出更多的不确定性。周福霖研究指出隔震层位置的变化、隔震层阻尼的变化、隔震层刚度的变化等因素直接影响了层间隔震的工作机理。本文将探讨隔震层的位置对层间隔震建筑下部结构的弹塑性状态影响。

1 隔震层位置的影响

实际工程中, 沿房屋高度可能存在多个适合设置隔震层的位置, 如某工程实例, 地下1层为地下停车库, 地上1层~地上3层为商场, 地上4层~地上29层为酒店客房。在本文的工程实例中存在两处转换:地下1层与地上1层的转换 (地下室与商场的转换) 和地上3层与地上4层的转换 (商场与酒店客房的转换) , 在两个转换处都适合设置隔震层。当隔震层位置有多个选择时, 应该如何选择隔震层的位置, 通过建立简化弹塑性分析模型对工程实例进行分析, 研究隔震层位置的变化对隔震层以下结构的地震反应以及整体结构、隔震层以上结构的地震反应的影响。

隔震层在地下1层与地上1层之间的情况, 已在另一篇论文中做过详细分析。本节将分析隔震层位于地上4层柱顶的情况, 并且与其结果进行比较。

2 隔震层在第4层柱顶时的弹塑性分析结果

隔震层设置在第4层柱顶, 其余变量不改变, 输入Elcentrol, RH2TG045, TH2TG090三条地震波, 采用隔震层在第4层柱顶时的弹塑性简化分析模型进行罕遇地震下的动力弹塑性时程分析, 得到表1结果。

图1~图3反映出:Elcentrol地震波下隔震层在第1层柱顶时顶点最大位移出现在4.2 s时, 为1 179.7 mm, 最大加速度出现在2.86 s, 为7 269 mm/s2;Elcentrol地震波下隔震层在第4层柱顶时顶点最大位移出现在4.16 s时, 为1 120.2 mm, 最大加速度出现在12.74 s, 为7 155.81 mm/s2;RH2TG045地震波下隔震层在第1层柱顶时顶点最大位移出现在15.9 s时, 为1 033.3 mm, 最大加速度出现在2.5 s, 为8 560.5 mm/s2;RH2TG045地震波下隔震层在第4层柱顶时顶点最大位移出现在15.72 s时, 为809.5 mm, 最大加速度出现在1.9 s, 为7 414.84 mm/s2;TH2TG090地震波下隔震层在第1层柱顶时顶点最大位移出现在9.34 s时, 为1 120.4 mm, 最大加速度出现在4.9 s, 为7 571.39 mm/s2;TH2TG090地震波下隔震层在第4层柱顶时顶点最大位移出现在11.3 s时, 为1 014.9 mm, 最大加速度出现在7.06 s, 为9 396.32 mm/s2。

三条地震波输入后在罕遇地震下, Elcentrol地震波下部结构均出现塑性铰, 其中柱上处于立即使用阶段的塑性铰有268个, 处于生命安全阶段的塑性铰有92个, 梁上处于立即使用阶段的塑性铰有536个, 处于生命安全阶段的塑性铰有138个;RH2TG045地震波下部结构均出现塑性铰, 其中柱上处于立即使用阶段的塑性铰有314个, 处于生命安全阶段的塑性铰有107个, 梁上处于立即使用阶段的塑性铰有573个, 处于生命安全阶段的塑性铰有152个;TH2TG090地震波下部结构均出现塑性铰, 其中柱上处于立即使用阶段的塑性铰有247个, 处于生命安全阶段的塑性铰有83个, 梁上处于立即使用阶段的塑性铰有517个, 处于生命安全阶段的塑性铰有141个, 可见大多塑性铰都处于立即使用阶段, 少数几个处于生命安全阶段的塑性铰均出现在第4层的梁、柱端。对比隔震层设置在第1层柱顶时可以看出, 当隔震层位置提高后, 处于生命安全阶段的塑性铰在增多。第1层柱顶隔震与第4层柱顶隔震结果对比见表2。

3 结语

1) 隔震层以下结构的最大层间位移角均出现在第4层, 平均值为1/347, 满足GB 50011—2010建筑抗震设计规范第12.2.9条规定的1/200;最大层间位移也出现在第4层, 平均值为17 mm。2) 隔震层最大位移平均值为575.8 mm, 符合该工程715 mm的隔震支座变形要求。3) 当隔震层从第1层柱顶上移到第4层柱顶后, 结构第一周期由4.452 s减小到4.154 s (第二、第三周期均有减小) , 而结构总质量是没有变化的, 说明结构的总刚度变大了, 从而导致了基底剪力由127 310.6 k N增加到167 227.9 k N, 隔震层以下结构的地震响应变强, 隔震层以下结构的位移和位移角均变大, 但隔震层上移后又会减小隔震层的位移, 从而减小因隔震层位移引起的隔震层以下结构的附加弯矩。

由以上结论指出, 当设计隔震层位置时, 宜低不宜高。当必须提高隔震层位置时应适当加强隔震层以下结构的刚度。

参考文献

[1]周福霖, 张颖.层间隔震体系的理论研究[J].土木工程学报, 2009, 42 (8) :134-135.

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[3]周福霖, 俞公骅.结构减震控制体系的研究、应用与发展[J].钢结构, 1993 (1) :42-43.

[4]祁皑.层间隔震技术评述[J].地震工程与工程振动, 2004, 24 (6) :113-114.

[5]李冰, 李宏男.钢筋混凝土剪力墙弹塑性分析方法[J].地震工程与工程振动, 2004, 24 (1) :76-81.

[6]杨溥, 李英民, 赖明.结构时程分析法输入地震波的选择控制指标[J].土木工程学报, 2000, 33 (6) :33-37.

[7]GB 50011—2010, 建筑抗震设计规范[S].

关键结构层篇5

公路工程技术标准[1]对风电场场内道路的定义是风电机组间道路和风电机组与升压变电站之间道路。场外道路指主要利用已有国家、省、市、县、乡镇等级道路和市政道路, 不作为风电场设计范围。风电场道路工程中路基标准宜参照《公路工程技术标准》四级公路标准设计。

对于风电场内部道路结构层厚度的设计国内外均未有明确的设计方法和标准设计。本文根据国外某EPC风电场建设实践, 探讨了风电场内部道路、临时堆放平台和吊装平台的结构层厚度设计方法和并给出了标准设计, 部分标准设计通过了实践检验。

1 风电场场内道路的特性

风电场场内道路一般是在设备运输、风机安装时有较大的荷载, 一旦风机安装完毕进入运行和维护阶段, 则道路的交通量很小, 日后风机维护的交通荷载也不大。风电场场内的道路是前期荷载大而集中, 后期荷载小而均匀, 属于低交通量的道路。

按风电场道路设计标准:当风机设备安装采用普通履带吊时, 场内道路应按照两期设计, 一期即土建及设备安装施工期;二期即运行期路, 道路路基排水边沟设置在一期路基范围内。

2 国外某风电场道路设计参数

2.1 工程基本情况

按设计共有12台2MW的风机, 风机高度95米, 风机由4节塔筒组成, 单机自重总共337吨, 共有12个吊装平台, 13条道路。工程所在地年降雨量在800mm左右。

2.2 荷载当量

技术标准要求1000标准轴次后平均竖向变形应少于30mm。

2.3 运输车辆数和轮胎压力

对于履带吊车/移动吊车运输, 有15个辆重型运输工具;每个风力机现场, 有12个重型运输工具;每个风力机现场, 使用搅拌机卡车 (6-9立方米/卡车) , 多达80次混凝土运输。运输风机各部件时轮胎的压力见表1。

2.4 风机吊装设备及其压力

主吊采用600吨的履带吊, 辅吊采用150吨的履带吊。若履带直接接触地面的话前者最大会产生5.2T/m2的压力, 后者最大会产生5.8T/m2的压力。实际吊装过程中, 在履带下面加了2公分厚2倍于履带宽的钢板。

2.5 地基承载力

合同技术要求的地基承载力, 对于吊车平台, 堆放平台和道路路面的地基承载分别是25T/m2、10T/m2和15T/m2。

3 道路结构层厚度设计

3.1 道路设计荷载

根据文献[5]1000标准轴重相当于交通设计荷载DTL=0.001<0.2, 其交通荷载等级为TLC=02。这属于低交通量的荷载等级。

3.2 道路结构层材料系数

道路结构层材料系数[5]见表3。

3.3 设计所需道路结构层系数

设计所需道路结构层[5]系数见表4.

3.4 道路结构层计算

道路结构层系数计算式为:

式中:

和tn为各结构层厚度;

和an为各结构层所对应的结构层系数, 见表3。

由上式可计算出不同设计厚度的结构数, 与表4比较, 可判定设计的结果是否满足要求。

3.5 道路结构层标准设计

参照上文, 表5给出了10种道路结构层标准设计结果。表5表明, 道路结构层的设计厚度取决与筑路材料的强度和路床CBR值的大小。

备注:G80是指材料的CBR值在80以上。G25以上的料可用做低等级道路的磨耗层料。

3.6 道路结构层设计比较

按当地设计师所做的设计:其天然粒料的变形模量取值在200Mpa以上, 而实测值是在50Mpa以下。其道路结构层需要450mm厚包括150mm厚的级配碎石层才能满足风机部件运输和吊装的要求。而实际上使用了两层G80料即采用1号标准结构层设计已完成运输和吊装施工工作。

工程中的5号吊装平台由于下部有岩石, 按2号标准结构层施工, 承载板试验满足要求, 并完成了吊装施工。

10号标准结构层设计是当地一家公司实施的方案, 及结果是满足要求的。

4 其它

上述道路结构层可作为前期风电部件运输和安装期间使用。风机安装完毕后即后期可加铺一层100-150mm的碎石基层作为磨耗层。其外观效果和工程形象面貌非常好。对筑路材料可进行3点CBR试验, 以确定满足强度要求所对应的合理的压实度。笔者按本文的方法编制了计算程序, 可快速进行不同材料、不同厚度的结构层设计。根据不同工程、不同的可利于的材料类型, 可方便的计算出其它风机内部道路结构层的标准设计。

5 结论

(1) 风电场场内的道路属于低交通量的道路工程;国内尚无风电场道路结构层设计方法和标准设计, 本文参照国外沥青混凝土道路的设计推荐了相应的设计方法, 该方法简单易行, 经济适用。

(2) 风电场道路结构层的设计厚度取决于筑路材料本身的强度、取决于路床材料CBR值的大小;取决于道路的施工质量。

(3) 给出了10种结构层类型和不同路床CBR值所对应的结构层标准设计, 成果与工程实际吻合的。

(4) 本文推荐的方法也可用于风电场内部道路工程设计、施工质量控制、现场设计调整等, 对EPC总承包商和道路设计人员提供有益的参考。

参考文献

[1]《公路工程技术标准》JTGB01-2014;

[2]《公路路线设计规范》JTG D20-2006

[3]《公路路面基层施工技术规范》JTJ 034-2000

[4]《公路路基设计规范》JTG D30-2004

关键结构层篇6

美国屋面承包商协会 (NRCA) 之所以一直要推荐合理的隔热层设计与施工, 是因为非隔热的建筑物维护结构是不节能的。从业主的角度来看, 安装高R值的屋面隔热层, 是屋面节能的首选。屋面行业应该继续推进隔热和节能以及传统的耐候方法。

隔热层的合理设计, 是用两层或多层有着交错接头的隔热层和盖板层将主隔热层与卷材分隔开来的, 机械紧固件只是用来固定隔热层的底层, 而不是其顶层。

正确设计隔热层的益处

由于热流总是从较热区流向较冷区, 这样, 大量的热量就会在供暖季节 (冬季) , 通过保温隔热不充分的屋面构造从建筑物上流失;而在制冷季节 (夏季) , 热量则会通过保温隔热不充分的屋面构造进入建筑物。因此, 屋面构造隔热不充分, 建筑物就需要额外的能量来弥补天然热流和能量的损耗。

那么隔热层为什么要设置为两层, 其接头要交错呢, 且还需设置一个盖板呢?

《NRCA屋顶手册:低坡卷材屋顶系统 (2011) 》讨论了正确设计隔热层的益处;此外, 詹姆斯·刘易斯的“相邻屋顶隔热板间距影响的热评估”研究显示, 两层刚性隔热层可至少为低坡屋面系统带来如下益处:

1) 增强屋面系统的隔热性能。研究显示, 使用单层隔热层可使屋面系统能耗降低10%。隔热层底层应该根据屋顶板的类型, 采取机械或者粘结固定的施工方式;隔热层第2层应该粘结固定在底层上。NRCA建议第2层的接点应该与第1层的接点相对偏移, 以此来降低热的透射率和卷材的疲劳失效。当屋面安装一个松铺压顶的单层卷材系统时, 两层隔热层都可能是松铺的。

2) 减少热损失。单层隔热板连接处的缝隙, 可以提供一个空气流动、热传递和冷凝的路径;而多层隔热系统则有助于减小连接处的“热流短路”。

3) 减少热桥。金属机械紧固件是热桥的良好导管, 尤其是这些金属机械紧固件还包含着大型金属垫圈。NRCA建议, 机械紧固件不要延伸到所有的隔热层。美国材料与试验协会特殊技术出版物第959卷上的一篇论文《低坡屋顶金属紧固件的传热分析》中对此有更多的研究。“屋顶研究和标准发展”一文推断, 机械紧固件穿透刚性屋面隔热层可以降低热阻3%～8%。

4) 降低卷材弯曲、起鼓和开裂的可能性。如果隔热层第2层板连接处被弥合, 那当前单层隔热板的连续垂直连接就会减少。

盖板的设置

需要讲清楚的是, 带有一个盖板的单层隔热层符合NRCA的在一个屋顶系统内正确设计隔热层的建议。NRCA建议所有类型的卷材屋面系统都要设置一个合适的盖板, 因为屋面结构的隔热性能常在安装盖板时得以增强。

例如, 盖板可以增强屋面卷材的抗冲击和抗穿刺性能;还可以分隔不相容的材料, 如PVC卷材和聚苯乙烯保温板, 并可保证施工穿行处的防护。

盖板的类型包括纤维增强石膏板、玻璃面石膏板、矿物纤维板、珍珠岩板和木纤维板。当使用盖板时, 其接缝应该与下面隔热层的接缝错开。

R值的确定

NRCA建议设计者根据实际需要的R值设计热阻 (R值) 和屋面结构中隔热层的厚度, 而不是根据产品广告中的R值。例如, 设计者应指定聚异氰酸酯板厚度为5英寸 (12.7 cm) , 而不是指定其R值为25。这确保了产品招标是依据等值的隔热层厚度进行的。

例如, 假设具体指定一个钢屋盖上的屋面系统的R值为25, 且这个屋面系统没有额外的安装要求。合适的解决方案就是采用宣称其产品R值为25的4英寸 (10.16 cm) 厚的单层聚异氰酸酯板, 并作机械固定。

然而, 2011年NRCA更新了采用聚异氰酸酯板时R值的推荐值。现在NRCA建议:在高温条件下, 采用每英寸厚度R值为5的材料;在低温条件下, 采用每英寸厚度R值为5.6的材料。NRCA称, 在高温条件中, 4英寸 (10.16cm) 厚的单层聚异氰酸酯板使用时实际的R值为20。

此外, 研究得知, 单层隔热层能降低的R值达10%, 而机械紧固件则能降低的R值为8%。

为方便起见, 假设基于这两个问题R值的整体损失为15%, 而这些损失又进一步将样板屋面的R值降低到17, 明显低于设计师的规定值, 这样可能会使能效和节能评估失去意义。这就是为什么NRCA建议设计师在屋面设计时要指定隔热层的厚度, 而不是指定R值的原因。

如果样板屋面使用时的R值为25, 设计师可以指定采用三层隔热层———两层1.5英寸 (3.81cm) 厚和一层2英寸 (5.08 cm) 厚的硬质聚异氰酸酯隔热板。通常需要一层1.5英寸 (3.81 cm) 厚的聚异氰酸酯板做为底层, 旨在满足抗隆起和防火等级的需要。

NRCA称, 聚异氰酸酯板在高温气候下使用时的实际R值是5, 所以屋面需要设置5英寸 (12.7cm) 厚的隔热层 (每英寸的R值为5) , 以期整体R值达到25。NRCA的建议指的是第1层聚异氰酸酯板应机械连接, 而随后的几层应与平板接缝错开粘结。在多层而不是单层隔热层中安装少量额外的隔热材料, 保证有一个持久并达到预期隔热水平的高质量隔热层的最好方法。

当然, 还有其他组合的隔热材料厚度能达到R值为25的要求, 并且满足抗隆起和耐火的要求。因此, 屋面系统的设计需要根据建筑物的类型、用途、所处位置, 来满足当前认可的抗风和耐火需求。

安装事项

除了决定屋面系统使用时的R值外, 一个可持续、节能的屋面系统的关键构成要素, 是它的耐久性, 包括正确设计和安装隔热层。接下来的叙述将有助于确保我们能成功地安装一个隔热层, 并且这个屋面系统能维持很长一段时间。

隔热层需要得到正确的支撑。大多数屋面板, 如混凝土或木质板, 能提供持续的支撑。对于钢屋面板来说, 凹槽方向和宽度要与隔热层的类型相适应。刚性隔热板的方向应与隔热层的紧固模式以及其他屋面系统的组成部分相适应。

钢屋面板在安装时可以不成直线或者不成直角。板边缘敞开的凹槽通常是重叠的, 以使结构连续性, 但这通常会增大凹槽的整体间距, 而隔热层的边缘在某些点上又可能切过钢屋面板的顶部法兰。需要削去一些部分, 适当重新调整其边缘以避开屋面板的凹槽。

需要额外的时间和精力来纠正这种钢屋面板安装造成的问题。如果不加纠正, 这些问题会造成隔热层中的薄弱点, 并且可能导致卷材支撑损耗和局部积水或卷材破坏。

长期效果

一个正确设计和安装的隔热层, 是屋面装配件实现节能和整体可持续性的关键。应该鼓励设计师们花时间设计并指定屋面系统的隔热层, 业主们应了解屋面系统隔热层设计和安装后的长期效果, 这种长期效果与可持续性和能效有关。在设计和安装中额外花费的时间和精力, 可以为建筑物和业主取得重大和长远的利益。

关键结构层篇7

南宁地铁1号线土建五标包含一站二区间即:民族大学站、西乡塘客运站-民族大学站区间、民族大学站-清川站区间。民族大学站采用明挖法施工, 西乡塘客运站-民族大学站区间、民族大学站-清川站区间均采用盾构法进行施工。区间段左线全长3 093.454m, 右线全长3 093.064m (图1) 。

本工程区间隧道在从民族大学站始发后, 左线在始发后145m, 里程ZSK5+825.770~ZSK6+052进入砂层, 且顶部高度逐渐增加, 右线在105m后进入砂层。里程为YSK5+302~YSK6+787。隧道埋深约10~15m, 砂层侵入最大为8m。区间左线及右线存在全断面过砂层情况, 其中左线隧道ZSK6+010~038顶部砂层0~0.29m, 从上至下地层依次为:素填土 (1) 2 (Q4ml) 1.6m, 粉质粘土 (2) 2-2 (Q3alw2) 4.9 6 m, 粉土 (3) 1 (Q 3 a l w 2) 3.2 2 m, 粉 (细) 砂 (4) 1-1 (Q3alw2) 1.5m。区间右线YSK5+762~767顶部砂层0~0.19m, 从上至下地层依次为素填土 (1) 2 (Q4ml) 5.5m, 粉质粘土 (2) 2-2 (Q3alw2) 2.44m, 粉土 (3) 1 (Q3alw2) 1.5m, 中砂 (4) 2-1 (Q3alw2) 4.1m。区间右线YSK5+836~862顶部砂层0~1.8m, 从上至下地层依次为素填土 (1) 2 (Q4ml) 2m, 粉质粘土 (2) 3-2 (Q3alw2) 0.6m, 粉土 (3) 1 (Q3alw2) 1.7m, 粉 (细) 砂 (4) 1-1 (Q3alw2) 3m。左、右线盾构隧道进入全断面砂层典型地质剖面图, 见图2。

西乡塘客运站-民族大学站右线盾构S855盾构于2014年1月18日先行始发, 盾构掘进进入全断面砂层以后, 自2014年4月4日~9日共掘进288~351环, 里程为YSK5+760~669, 区间监测数据显示地表累计沉降最大值为-40.30mm (YSK5+685, 截至2014年4月9日晚上17∶00) , 已超过地表沉降报警值, 达到红色预警 (超过3cm) 。且其他部分地表测点沉降量均超过地表沉降报警值。地面为进城方向车道, 地面无明显变化。从现阶段掘进情况看, 掘进速度正常, 出土量正常, 注浆量和注浆压力正常。

2 沉降原因分析

2.1 地表沉降监测点及数据

从最近的监测情况看隧道范围内地表沉降均较大, 隧道上方地表沉降测点布置见图3。截至4月9日晚上19点, 隧道上方地表累计沉降见表1。

4月4日~9日, 从盾构掘进过程中盾体前后位置沉降图可以发现该段沉降有以下规律: (1) 盾构到达前盾构切口前方的影响距离约20m, 约等于覆土厚H+盾构直径D=14+6.28=20.28m。切口前0~5m, 小于5mm;切口前大于5m位置, 沉降小于3mm; (2) 盾构到达位置, 在盾构刀盘切削土体位置, 由于刀盘掘进的扰动和在盾构掘进位置沉降较大, 一般在5~10mm; (3) 盾构通过未脱出盾构时, 盾构前进过程中, 由于刀盘切削土体外径比盾体大3cm, 盾体上方由于不能及时回填, 砂层迅速沉降, 一般达到5~12mm; (4) 盾体通过后, 管片外围通过同步注浆和二次注浆, 沉降逐渐收敛, 地面沉降速率明显降低, 一般单次测量为1~3mm; (5) 同步注浆及二次注浆后期 (盾尾后10m) 沉降速率明显降低, 沉降小于1mm, 通过二次注浆补强, 盾尾15m后地面有明显上浮1mm左右, 沉降达到稳定。

备注: (1) 上述测试值单位均为“mm”, 其中“+”值表示隆起, “-”表示下沉; (2) 上述测点均位于盾构右线隧道中线正上方。

2.2 掘进参数分析

该沉降报警区段掘进主要参数, 推力900~1 200t, 土仓压力1.1~1.6bar, 出土量和注浆量分别为51~53m3和6m3。

较前段掘进出土量重量略有减少, 注浆量基本达到了9m3以上, 注浆压力达到3bar (前期1.5~2bar) 。注浆压力和注浆量较前期都增加较多, 主要掘进参数见表2。

2.3 沉降原因分析

通过以上数据分析, 不难看出本区段沉降过快、过大的主要原因有以下几点。

1) 盾构掘进地层断面上部为中砂层, 同时上部均存在粉土层。砂层跟粉土地层中掘进过程对地面扰动反映相对来说更灵敏, 砂层失水易造成地层整体沉降。

2) 盾构土仓平衡压力设定过小, 导致刀盘上方及前方出现0~5mm沉降。

3) 由于刀盘切削土体外径比盾体大3cm, 盾体正上方由于不能及时回填, 砂层迅速沉降。一般达到5~12mm。

4) 同步注浆初凝时间过长, 一定程度上存在浆液流失现象, 造成盾构后方有一定的后期沉降。一般单次测量为1~3mm。

3 砂层沉降控制关键措施

1) 根据地层变化分区段计算刀盘顶部水土压力作为建立土压平衡的依据, 采用土压平衡模式掘进, 减少刀盘前方及正上方地表沉降。