時間：2023-08-11 09:14:36
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前言
隨著我國公路工程投資建設規模的快速發展，作為公路工程附屬結構的涵洞的數量與日俱增。國內一些管理單位、高等院校以及設計單位通過對一些已建高速公路涵洞進行調查發現，相當多的涵洞存在病害，譬如：洞身不均勻沉降導致路面開裂；涵洞滲水、積水；洞身局部開裂；沉降縫錯位、撕裂等等，不一而足。
1 涵洞定義
根據《公路橋涵設計通用規范(JTG D60-2004)》(以下簡稱《通用規范》)第1.0.11條規定，橋梁和涵洞以單孔跨徑5m為界，單孔跨徑
2 設計規程、規范
與橋梁相比，涵洞的技術復雜程度較低、工程規模較小。但，因為它橫穿公路，又不同于路外一般的排水構造物，結構措施不到位或地基處理不當都可能會產生病害并危及道路安全。
在《細則》頒布前，公路涵洞沒有專用設計規范，僅在《通用規范》和《公路場工橋涵設計規范》（JTG D61-2005)中能見到一些原則性的、簡單的規定，所占篇幅較少。設計人員采用的設計規范具有較大的隨意性。結構設計人員往往首先采用自己最熟悉的本專業的規范，如：建筑結構規范、給排水結構規范、橋梁規范或水工規范等等，甚至經常出現混用不同規范體系的情況，這是很不合理的，可能導致設計結果在安全度、適用性方面留下隱患。隨著《細則》的頒布實施，公路涵洞設計以公路體系規范作為設計依據，規范體系較為完整、全面，也更具針對性。
2.1 規程、規范的使用原則建議
2.1.1 建議以公路規范體系作為設計依據。
2.1.2 不同規范體系不能混用。雖然結構專業現行各規范體系基本都遵照以概率理論為基礎的極限狀態設計方法，但各規范體系所采用的目標可靠指標可能不同，如表1所示。各規范體系的材料強度分項系數、荷載分項系數、荷載組合規定、計算公式都不盡相同。顯而易見，混用規范體系很容易造成設計結果的可靠度不足或偏大，因此，應避免這種做法。
2.1.3 各規范體系雖不能混用，但可以相互補充、局部引用。這主要指一些特定荷載的取值和計算方法、一些特定結構的結構分析方法、特定的構造措施等在不同規范體系之間的取長補短和相互借鑒。例如:過路圓形管涵的結構設計可以部分借鑒排水管道規范，因為排水管道規范關于管道及接口、管基的內容要比《細則》更為詳盡，也更加權威。應該特別注意的是，為了避免混用規范體系，在局部引用其它體系規范時，一定要在設計依據中明確指出引用某規范的某一章節，甚至某一公式。那種將所能想到的規范名稱統統列在設計說明書中的做法是不可取的。
2.2 建議采用的設計規程、規范
《公路橋涵設計通用規范》（JTG D60-2004) ;《公路涵洞設計細則》(JTG/T D65-04-2007);《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTGD62-2004);《公路橋涵地基與基礎設計規范》(JT-GD63-2007) ; 《公路工程抗震設計規范》 ( JTJ 004-89);《公路污工橋涵設計規范》(JTG D61-2005) ;《給水排水工程埋地預制混凝土圓形管管道結構設計規程》(CECS 143 ：2002)第6一8章;《給水排水工程混凝土構筑物變形縫設計規程》( CECS117：2000);《混凝土結構耐久性設計與施工指南》 (CCES 01-2004,2005年修訂版)。以上規程、規范應隨著版本的不斷更新采用最新頒布施行的版本。根據工程的具體情況，這些規范可適當取舍。
3 結構設計標準
3.1 設計基準期
《通用規范》第1.0.6條規定:公路橋涵結構的設計基準期為100年。
3.2 設計使用年限
國務院頒布的《建設工程勘察設計管理條例》第二十六條明確規定“編制施工圖設計文件，應當滿足設備材料采購、非標準設備制作和施工的需要，并注明建設工程合理使用年限”。
目前，我國公路體系規范對于橋涵結構設計使用年限未做規定，這不僅與國際慣例不符，也與我國《建設工程勘察設計管理條例》的要求相背離。國際上對橋隧等基礎設施工程的設計使用年限多為100年，且有進一步延長的趨勢。如:歐共體規定為100年，美國規定為不小于75-100年，日本建筑學會規范規定為100年；在國內，現行鐵路、地鐵規范明確規定為100年，工民建規范規定為5-100年，且均為強制性條文。顯然，在這方面我國公路體系規范已欠全面。為了適應國際化發展趨勢并滿足國內法律法規的要求，公路橋涵逐步完善設計使用年限的規定勢在必行，設計單位、設計人員對此應有足夠的認識。
設計使用年限指的是“正常設計、正常施工、正常使用、正常維護”條件下工程在技術性能上能滿足安全和使用要求的最低年限?？梢钥闯?，體現設計人員責任的最主要部分是“正常設計”，內容包括采用合適的設計基準期、采用正確的原則和方法進行承載能力極限狀態、正常使用極限狀態設計以及足夠耐久性的設計。在設計文件中列出設計使用年限并非意味著設計單位或個人單方面對設計使用年限的獨立承諾，它要靠設計、施工、管理與維護各方的共同努力來實現。
根據中國土木工程學會標準《混凝土結構耐久性設計與施工指南》(以下簡稱《指南》)第3.2.2條，公路混凝土涵洞的設計使用年限分級為一、二級，對應的設計使用年限分別為100年、50年。見表2。
這樣的規定是合適的，雖然涵洞的技術復雜程度較低、工程規模較小，但其維修、翻建或拆除不僅會影響路面結構，而且會影響到路基，不僅會造成較大的經濟損失，對交通的干擾也很大，會嚴重影響道路的使用功能。
3.3 安全等級和結構重要性系數
建議涵洞結構的安全等級為二級，結構重要性系數γ0=1.0。
《通用規范》第1.0.6條、《細則》第9.1.2條規定:涵洞結構的安全等級為三級，結構重要性系數γ0=0.9，標準偏低，與《指南》規定的涵洞的設計使用年限不匹配。換個角度考慮，正因為涵洞在整個道路工程中所占比重較小，適當提高其設計標準還是劃算的。
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?？椎腊惭b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?；炷辽唐讽牛捎米赞D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
中圖分類號：S611文獻標識碼： A
一、前言
近年來，我國在化工廠管廊結構的建設中取得了很大的成績，但隨之而來的設計方面的問題也越來越多。新時期下，我們要加強對化工廠管廊結構設計問題的分析，根據實際情況，設計出合理的管廊結構設計方案，解決因設計不合理而產生的問題。
二、必要性
管廊結構作為最常見的結構形式，一直以來就存在范圍較廣、數量眾多的特點，并伴隨著我國近年來石化行業的大發展，裝置規模越做越大，管廊相應也日趨大型化、復雜化。因此有必要深入了解其結構特性，重視其不同形式間的工程用量比較，總結經驗，以使管廊設計在技術上先進、經濟上合理、工程上安全可靠。
三、化工廠管廊結構設計
1、管廊寬度的設計要點
在對化工工廠內管廊進行基礎設計時，應當根據P&ID作出管廊管道走向圖，對管廊上管道數量和管徑大小進行確定。在計算管間間距總和時，應當將管廊上管道最大密度處作為計算依據，得出管廊寬度，并預留出20%-30%的增添管道余量。同時，在計算過程中還應當考慮保溫和伴熱管線的保溫層厚度，以及應力管線在管廊上的徑向位移量。
2、管廊的高度設計要點
化工工廠內的管廊在道路上橫穿時，其凈空高度必須大于4.5m；在大型消防車通行的情況下，其凈空高度必須大于5m；若設有人行通道，則管廊凈空高度必須大于2.2m；若管廊采用桁架時，還必須根據桁架底高進行計算。為了提高管廊空間的利用效率，應在管廊下布置泵，在布置泵時要充分考慮泵的維護操作問題，所以要預留超過3.5m的空間。若需要布置換熱器，還必須考慮換熱器的安裝高度及其上方配管所需的空間。
四、管廊結構設計要點
1、縱梁式管架的設計要點
縱梁式全鋼外管架一般以一個溫度區段作為計算單元。按 《鋼結構設計規范》（GB 50017-2003）要求，除了對其強度、整體穩定性以及連接強度進行計算外 ，在結構計算分析中還應注意以下問題。
(1)橫梁承受管道的豎向荷載和水平推力 ，按雙向受彎兼受扭構件計算 ，計算單元范圍內的管道推力作用于固定點橫梁上 ，該橫梁截面宜做成抗扭強勁的矩形封閉形式 ，以減少扭矩產生的剪應力。
(2)縱梁承受軸向水平力和由橫次梁所傳遞的垂直荷載，由于水平力作用在橫次梁頂面 ，應計算偏心而引起的附加彎矩 ，因此縱梁應按拉彎或壓彎桿件計算。
(3)平面鋼桁架斜腹桿宜盡量設計為拉桿 ，充分發揮鋼材的受拉特性 ，節省鋼材 ，當管道較少時 ，宜采用立體空間桁架 ，可減少水平支撐的用鋼量。
2、桁架式管架的設計要點
（1）橫梁--在垂直荷載作用下按兩端鉸接于桁架的簡支梁計算，在縱向水平推力（即小管線的固定點彈性力或管道的摩擦力）作用下則按兩端嵌固與桁架的固接梁計算。對一般橫梁按雙向受彎構件進行計算，對固定管架的橫梁，還應計算由水平推力所產生的扭矩。
（2）桁架--在垂直荷載作用下按兩端簡支于管架柱的靜定下承式平行弦桁架計算，對管道及桁架的風荷載則由兩榀桁架的上弦桿（或下弦桿）與上弦水平支撐（或下弦水平支撐）組成的水平桁架承擔。桁架即承擔管道的軸向水平力和由橫梁所傳遞的垂直荷載，同時可能還承擔著有轉彎管道時所傳遞來的荷載，由于水平力作用在橫梁頂面，在計算時應考慮由于偏心而引起的附加彎矩，因此桁架按拉彎或壓彎桿件計算。桁架的撓度控制在1/500L。
（3）活動管架―在管道徑向（即平面內，橫向）按剛接框架計算，在管道軸向（即平面外，縱向）按兩端鉸接構件計算?？v向水平力由柱間支撐或固定管架承擔，一般取一個溫度區段作為一個計算單元。
（4）固定管架―在管道徑向（即平面內，橫向）按剛接框架計算，在管道軸向（即平面外，縱向）按兩端鉸接構件計算。
3、管架的抗震設計要點
一般管架的抗震設防類別為丙類，對于抗震設防烈度位8度和8度一下的地區可不進行抗震驗算，但應按照《構筑物抗震設計規范》（GB 50191）采取抗震措施。符合下列條件之一者應進行橫向水平地震作用驗算：
（1）管架上直徑大于等于500mm的管道多余或等于三根時；
（2）容易產生較大次生災害的單根管道，直徑大于等于500mm時；
（3）管架上有直徑大于等于1000mm的管道時；
（4）管架頂部支承空冷器等重型設備時；
（5）設有重型頂蓋的管架；
三層及三層以上管架應進行橫向及縱向地震作用驗算； 當抗震設防烈度位8度時，大直徑管道跨度大于或等于24m、管廊式管架的桁架跨度大于或等于24m以及長懸臂管架應驗算豎向地震作用。
4、有振動管道的管架設計要點
當管架上敷設的振動管道重量占全部管道重量30%以上時，可定位有振動管道的管架。此種管架宜采用桁架式、縱梁式的鋼筋混凝土管廊或鋼管廊，中間管架宜采用剛性管架，管架兩端應設鋼柱間支撐。
對有振動管道的管架，宜按照下述原則進行計算:
a.當有振動管道的管架未采取減振措施時，振動管道的垂直荷載和水平推力的標準值應分別乘以1.5的動力系數。
b.當有振動管道設有限制振動的管卡或其它減振措施，振動管道的垂直荷載和水平推力的標準值應分別乘以1.3的動力系數。
c.管架的自振頻率應與振動管道的脈沖頻率避開±20%，對多根振動管道的管架則應分別避開各自管道的脈沖頻率±20%。
五、實例分析
1、工程概況
該石化裝置為我公司總承包，沙特一家大型公司投資，項目場地位于沙特境內。本人主
要參與管廊結構的設計。管廊總長276.75m，主要柱距6m，局部柱距14m；跨距6m；高9m，主要結構3層，局部錯層并附帶懸挑構件，見圖1。
2、設計規定
(1)設計依據：由于該項目為涉外項目，主要按照業主指定的標準（SBAICENGINEERINGSTANDARDS）及美國相關規范進行設計，同時兼顧我公司統一規定及國內行標《石油化工管架設計規范》（SH/T3055-2007）、《化工、石油化工管架、管墩設計規定》（HG/T20670-2000）等。
(2)管廊結構方案：依據工藝管線布置及管線自身撓度要求，選用縱梁式管廊。
1）橫向管架：梁柱及柱腳均采用剛接，基礎承擔柱底彎矩，梁柱均采用W型鋼。
2）縱向管架：梁柱為鉸接連接，每個溫度區段長度不大于100m，溫度區段間的連接采用滑動連接，并在溫度區段中部設置柱間支撐，承擔管道的縱向水平推力（由固定管架推力和中間滑動管架摩擦力共同組成）；采用鉸接柱腳，柱底無彎矩；柱間支撐采用T型鋼
(3)管廊布置要求：
1）管廊縱向平行于道路是，路邊與管廊外邊柱中心線間距不小于1.5m。
2）管廊跨馬路時，路邊與管廊外邊柱中心線間距不小于1.5m；跨越主要道路時，管廊梁底高于道路最高點不小于6.5m，跨越二級道路時，管廊梁底高于道路最高點不小于5m.
(4)水平支撐系統的設置（采用T型鋼）：
1）管廊縱向跨度不小于7.6m時，須設置水平支撐。
2）管道的固定支座支撐梁承擔平面外彎矩和扭矩時，須設置水平支撐。
(5)結構變形控制：
1）結構頂點水平側移限制：H/150(H為管架高度)
2）管道支撐梁允許撓度比：L/300(L為梁跨度)
3、荷載計算
(1)管道豎向荷載：
1）根據管道專業提供的管道荷載信息，同時確定管道支座位置，按以上信息計算管道傳至支撐梁的荷載。管徑不大于300mm時，按均布荷載傳至支撐梁，否則，按集中荷載考慮。
2）由于業主要求后期可能會增加管線，考慮1.20kN/m2的預留荷載，按均布荷載作用于管架橫梁上。
(2)電纜橋架豎向荷載：
根據電氣專業提供的電纜橋架位置、荷載及跨距要求，確定管架橫梁上的荷載。
(3)風荷載：管廊縱向剛度較大，且縱向迎風面較小，所以可以僅考慮管架橫向風荷載。
分三部分計算管架所受橫向風載，并分層作用于每層節點上。
計算公式（依據SBAICENGINEERINGSTANDARDS，與國標GB5009-2012原理相同）：
qz――設計風壓；G――陣風影響系數；Cf――壓力系數；Ae――每層結構投影面積。
1）管架結構部分：計算Ae時，考慮兩根縱梁和兩根柱面積之和，并考慮防火涂層引起的構件外形尺寸的增加。
2）管道部分：計算Ae時，按最大管道直徑并考慮保溫層厚度。
3）電纜橋架部分：計算Ae時，按最大橋架高度計算
(4)管道摩擦力（沿管道方向）：管道在開車及停車時，熱力管道因溫度變化而產生膨脹和收縮，管道與管道支撐梁之間發生相對運動時，產生作用于管道支撐梁的水平摩擦力。當管道布置較密時，按均布荷載作用。
(5)管道固定推力（沿管道方向）：管道固定推力經管道應力分析后提出，并確定管道固定支撐位置，相應設置水平支撐以傳遞較大的水平力，同時在管廊縱向設置柱間支撐。
(6)地震作用：根據管廊的布置形式，僅考慮管架橫向地震作用，采用底部剪力法計算。通過比較美國與我國標準，兩國對地震作用計算（底部剪力法）基本一致。
(7)該項目典型橫向管架計算，見圖2：
4、荷載組合
一般有正常操作狀態、安裝狀態及試壓狀態三種工況，該裝置管廊結構設計時僅考慮正
常操作狀態下的組合（針對構件強度設計）。
5、計算模型
根據該項目規定，本工程采用STAAD-PRO軟件進行計算分析，按美國規范驗算各構件強度。對于較為規則管廊結構，可以采用平面建模，也可以采用三維建模。本工程分別按平面、三維建模，對兩種受力分析情況進行比較，按最不利情況進行構件設計及基礎設計。模型見圖3。
6、結果分析
從工程中可以看到，影響管廊結構方案的基本因素很多，主要是根據總圖及管道專業所提的條件，同時要兼顧周邊構筑物的位置，以免上部結構不碰，下部基礎打架。對于荷載計算部分，一定要勤與管道專業進行溝通，搞清不同工況下的作用荷載，防止出現荷載漏算情況，這是管廊結構是否安全的關鍵步驟。
六、結束語
綜上所述，管廊結構設計的好壞對于整個化工廠的質量有著重要影響。因此，加強化工廠管廊結構設計分析，對于保證化工廠質量具有積極的促進作用。
參考文獻
一、 建筑結構設計中存在的安全隱患
1、抗震度不夠
前幾年的汶川大地震及玉樹地震造成的損失足以說明我國一些地方的建筑抗震性很差，未達到我國規定的標準。因此保證建筑物的抗震性能是減少地震發生時人員傷亡及財產損失的重要問題。在建筑結構設計中提高抗震設計水平是提高建筑結構設計水平的一個重要方面。關于建筑物的抗震性能設計，我國頒布了《建筑抗震設計規范 》，為我國的建筑抗震設計提供了依據。《 規范 》中規定：“小震(超越概率6 3％)不壞、中震(超越概率10％)可修、大震(超越概率2％)不倒”。而一些建筑公司領導對建筑物的抗震性能的重視程度不夠，導致了公司員工也不重視抗震性，尤其是建筑結構設計人員。有些建筑結構設計人員對抗震設計的認識不透，設計過程中個別忽略抗震性原則，造成了建筑物施工過程僅僅是一個表而工程，而實質是建筑物并不具有真正的抗震性能。這種現象在我國不少地區屢見不鮮。當然我國地域遼闊，各個地區的情況不同，地震幾率與地震級別各有不同。不能恪守規則，不了解實際情況進行設計。建筑結構設計者要根據地區的實際狀況，選擇不同的抗震規范，以免造成不必要的浪費。
2、結構設計中偷工減料，鋼材不足導致功能減弱
一方而在結構設計中，一些建筑公司為節省開支，獲取高額利潤，過度節約鋼材等偷工減料，不重視建筑物的質量及安全性，導致建筑物中鋼材等材料的性能減弱，進一步導致建筑物的質量不過關，安全性下降。我國對建筑物鋼筋的配筋率有明確的規定，建筑物的不同部位，其配筋率是不同的。建筑設計公司的設計人員要高度重視建筑物的配筋率，對施工過程進行實時監督另一方面，一些小的建筑公司為節省開支，使用中小城市現在還任發展的冷軋變形鋼筋。這種鋼筋強度高，脆性大，韌性小，且對建筑抗震不利，就是因為可以節省鋼材，進而節約開支，所以，一些小建筑公司為牟取利益不惜不顧人們的生命安全使用不符合規定的鋼材。
3、建筑結構設計不合理
由于建筑結構設計者的知識和經驗不足，導致其設計的建筑結構不合理，存在安全隱患或其他問題。(1)建筑方面。①布置豎向交通中心，確定樓梯、電梯的數量和布置方式，不能保證使用效率和防火安全。②內外建筑裝修、構造、用料和做法不適應因風力、地震、溫度變化等所引起的變形和安全問題。(2)結構方面。①沒有考慮高層建筑遇到巨大風力和地震力時所產生的水平側向力。②沒有嚴格控制高層建筑體型的高寬比例，不能保證其穩定性。③建筑平面、體型、立面的質量和剛度不能保持對稱和勻稱，使整體結構出現薄弱環節。④不能妥善處理因風力、地震、溫度變化和基礎沉降帶來的變形節點構造。(3)設備和電氣方面。①設計供暖和給水排水系統時，沒有考慮因建筑高度增大的壓力，不能保證管道、爐片具有耐壓能力。有些設計者安全意識薄弱，只顧建筑設計的美觀而不顧建筑質量，或者明知道公司要求的設計形式行不通，為了保住自己的飯碗而不提出異議，縱使悲劇上演。因此設計人員要人人自危，不能只考慮公司利益，也要切身為顧客考慮，學會換位思考。
二、建筑結構設計中安全性的措施
2．1 提高建筑結構設計人員對抗震性能的重視意識
結構設計是個系統、全面的工作，需要扎實的理論知識作為基本功，靈活刨新的思維和嚴肅認真負責的工作態度。設計人員要精益求精，重視每一個基本構件的設計，并做到知其所以然，并深刻理解規范和章程的含義，密切配合建筑工程，在工作中做到事無巨細，善于反思和總結工作經驗和教訓，為以后的工作積累經驗。
結構設計人員要轉換自己的陳舊思想，正確對待抗震性能的重要性，為人們的生命財產負責，發揮自己的主導作用，對工作負責，應用自己的個人才智，控制建筑結構設計的安全性能水平，讓自己設計出來的作品體現自己的人本意識，積極配合國家以人為本的政策。
2.2 嚴格按照國家規定的建筑規范設計建筑結構
隨著建筑業進一步的發展，建筑結構越來越被重視。國家也出臺了一些相應的規定。而一個國家的規定不僅僅是技術性的，還具有很強的政策性。而且這些規定是與時俱進的，要不斷修改，我們不能僅僅滿足于過去的設計標準。嚴格按照國標設計、用料、施工(1)目前設計者應該熟悉和掌握的與高層建筑消防電氣有關的設計規范主要有《高層民用建筑設計防火規范》、《火災自動報警系統設計規范》、《民用建筑電氣設計規范》。三部規范對高層建筑中一、二類建筑的劃分以及對火災報警與消防聯動控制系統的設置與要求總體來講是一致的，但從各自不同角度三部規范也各有側重，有所區別。對設計者來說，國標是帶有強制性的，必需嚴格遵守，部標或行業標準應服從國標。
2.3開展科研，創新設計軟件
工欲善其事，必先利其器，道理是顯然的。隨著建筑事業的發展，特別是現今建筑行業的快速發展，建筑結構設計的內容越來越復雜，難度越來越大。從另一個角度來說，我國建筑結構設計對設計人員知識的深度和廣度有了更多的要求。在此種情況下，現有的結構設計程序已不能滿足設計人員的需求。同時計算機程序的內容和功能直接影響結構設計水平。有時為了解決生產問題，配合軟件的能力，只能把計算過程簡化以滿足計算程序的能力。所以，提高結構設計中建筑的安全性，首先耍開發出一款高精度軟件，這就需要設計者和計算機程序專業人員合作去完成軟件開發，推新創新，不安于現狀，勇于承擔起這個任務。
參考文獻：
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?；炷粒褐髁翰捎肅50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：
關鍵詞：管架；荷載；水平推力；計算
在石油化工廠區內，管道及管架是整個廠區的血脈，聯系著全廠工序和生產裝置。對于目前日趨大型化的石油化工廠設計，管架設計具有嚴格的規范性和技術性。筆者結合多個石油化工項目外管管道和外管架設計及現場管理經歷，分析了一些外管架荷載、推力等方面的設計要點，在此提出來探討，并從管道設計、管架設計整體考慮，做到經濟、合理、安全。
1管架荷載的分類
1．1管架荷載
管架荷載可分以下幾類：①永久荷載（恒荷載）———在管架結構使用期間，其值保持不變，或其變化值與平均值相比可以忽略不計的荷載，如隔熱材料荷載、管道荷載、管件及其他管道特殊件荷載等；②變化荷載（活荷載）———在管架結構使用期間，其值隨時間變化，且變化值與平均值相比不可以忽略的荷載，如管道輸送介質的重力、水壓試驗或管路清理時的介質重力、雪荷載、風荷載等；③偶然荷載———在管架使用期間只偶然出現，荷載值較大、持續時間較短。這類荷載通常是動荷載，如管內流體動量瞬間突變（如流體錘）引起的瞬態作用力、地震荷載等。管道設計人員在以上荷載的基礎上附加一定比例（通常是20％）提給結構專業作為計算荷載，該附加量通常包括管道壁厚的誤差、保溫材料密度的誤差、熱膨脹引起的荷載變化、管托支架等質量。該附加系數亦可參照SH／T3055—2007《石油化工管架設計規范》6．6中荷載分項系數。SH／T3073—2004《石油化工管道支吊架設計規范》附錄C提供了每榀管架荷載的詳細計算方法，可供設計人員參考?？紤]廠區及管架的改、擴建，管道設計人員通常要考慮一定的管架預留，預留應控制在可預見的合理范圍內，當預留管道無法確定時，可參考SH／T3055—2007《石油化工管架設計規范》6．1．2的計算方法。預留管道荷載和預留空間都不易過大，通常外管架預留約20％，裝置內管架預留約10％，若預留荷載及空間太大，會形成較大的空間浪費和鋼結構的經濟投入，而且會影響牽制系數的計算，計算得出的牽制系數偏小，從而影響管架結構的推力計算。
1．2荷載轉移
跨越管架和相鄰第一個低管架、相鄰高低跨管架由于水錘作用、管道豎向的收縮和膨脹作用，高低兩個管架承受的豎向荷載比正常情況下的大很多，因此在計算荷載時，還需要在1．1節的方法基礎上乘以增大系數（通常取1．5），以反映荷載的轉移問題。水平方向轉彎的管架可參照此條，距離轉彎角較近的幾榀管架的水平推力應乘以相應的放大系數。
1．3一些特殊管道的荷載計算
目前在大型化工、石化項目的管道施工驗收中，為了保證施壓安全，在沒有特殊要求的情況下，一般采用水壓試驗。但當管架上出現某些大口徑氣體管道，且該大口徑氣體管道的充水荷載直接影響管架的結構設計時，若配管專業在提結構荷載時，全部按充水壓力試驗，則管架結構設計的經濟性是不合適的。以中國五環工程有限公司設計的某120萬t／a精細化學品項目為例，外管管架上的火炬排放氣管道、CO2尾氣排放氣等管道，管徑均在DN1400～DN2600之間，充水線荷載約3．5t／m，且在管架上敷設距離較長（約2．5km），若施工驗收時采用水壓試驗，管架結構荷載較大，會增加鋼結構的投資費用，同時增加施工耗水量。根據GB50235—2010《工業金屬管道工程施工規范》中8．6．1條及8．6．2條中的相關規定，經設計單位和建設單位同意，符合條件的管道也可采用氣壓試驗，或對所有環向、縱向對接焊縫和螺旋焊焊縫應進行100％射線檢測或100％超聲檢測代替水壓試驗（具體詳見GB50235—2010《工業金屬管道工程施工規范》8．6．2條），故經建設單位同意，在管架設計階段，上文提到的大口徑氣體管道未考慮充水荷載，從而大大地降低了管架結構的經濟投資。
2管架的水平推力
管架的水平推力主要包括管道熱脹冷縮所產生的推力及管內流體動量瞬間時突變（如流體錘）引起的瞬態作用力。根據管架與管道（管托）之間的連接形式及相對位移關系，即管道在管架上的支撐條件，管架通?？煞譃榛顒庸芗芎凸潭ü芗?。
2．1中間管架類型的判斷
管道熱脹冷縮會產生管道位移，但由于管架柱剛度的不同、管架柱位移量與管道位移量的不同，中間活動管架分為剛性中間管架和柔性中間管架。結構設計中考慮結構成本及安全性，管道位移量較大，且管架高度較低時，通常采用剛性中間管架；反之，通常采用柔性中間管架。剛性中間管架和柔性中間管架判別依據如下：Fuk≥Fgk為剛性中間管架，Fuk＜Fgk為柔性中間管架。Fuk為等效水平推力，kN；Fgk為軸向水平推力，kN。目前國內大型石油化工項目中，管架荷載量大、熱管溫度高、位移量大，多采用剛性管架。
2．2剛性中間管架水平推力標準值計算
2．2．1基本計算公式
Fgk＝Kj×Gk×μj（1）式中，Kj為牽制系數；Gk為正常工況時管道豎向荷載作用于橫梁的標準值總和，kN；μj為摩擦系數，鋼與鋼滑動接觸時，摩擦系數取0．3，鋼與混凝土的摩擦系數取0．6。
2．2．2牽制系數
管道與活動管架之間因存在摩擦力而互相牽制，不同操作溫度的管道及不同工況下各管道的水平推力也通過管架相互牽制。牽制系數Kj的引入是用于綜合反應管束整體作用于管架上的水平推力的大小。牽制系數Kj按下列原則取值：①當管道數量n＜3時，Kj＝1．0；②當管道數量n＝3時，當α＜0．5時，Kj＝0．5；當α＞0．7時，Kj＝1．0；當0．5≤α≤0．7時，用插值；③當管道數量n≥4時，當α≥0．8時，Kj＝1．0；當α＜0．6時，Kj＝0．5－（0．6－α）1．8；當0．6≤α＜0．8時，用插值；④當管道數量Kj＜0．2時，Kj取值0．2。另外關于α的取值，實際工程中還應注意以下幾個方面。
（1）當計算所在層上熱力管線不止1根，且無法判定主要熱力管道時，應每根熱力管道分別計算α值，選較大值者。
（2）梁構件設計計算時，只考慮該梁構件上全部管道荷載，選取其中的一根主要熱管計算α值。
（3）在管架柱和基礎的設計計算中，當管架上部結構中相鄰層間距較小時，管架結構自身及管道之間具有較強的牽制作用，水平推力計算時應考慮管架上的全部管道的豎向荷載，比較分析各層中的熱力管道，選取其中起主要作用的一根計算α值，管架的水平推力作用點取該熱力管道所在層。主要熱管道所在層與相鄰層間距較大時，管架上部結構中各層間牽制作用減弱，牽制系數Kj應適當加大；當管架較高層有大口徑管道，且與主要熱管道不在同一層時，該大口徑管道層應單獨計算水平推力。
2．2．3常溫管道水平推力取值
按相關規范，活動管架上管道符合下列條件之一者，計算管架水平推力值時可不考慮：①介質的溫度≤40℃的常溫管道；②管道根數在10根以上，且介質的最高溫度（溫度應包括掃線時的溫度）Tmax≤130℃；③主要熱管重量與全部管道重量的比值α≤0．15。但是隨著目前石化項目向大型化發展，管架上的架空管道口徑也在逐漸增大，部分大口徑常溫管道的水平推力也是不可忽視的。如在內蒙古杭錦旗一個大型石油化工設計項目中，1根DN2600的常溫CO2尾氣管道敷設于管架頂層，由于管道口徑及剛性較大，且敷設距離較長，在應力計算時考慮－20℃～40℃的環境溫差，管道的水平推力最大處可達50kN，不可忽略，且對頂層的管架結構設計起到了決定性作用。為了減小鋼結構投資，該管道部分管托采用不銹鋼對聚四氟乙烯板，減小滑動管托摩擦力，有效減小了管道水平推力。
2．2．4管道的振動荷載及推力
管架上的振動設備進出口管道及其他振動管道，如直徑≥200mm的蒸汽管道、高壓鍋爐給水管道等，管道專業在提結構條件的時候，應該明確向結構專業指出，并在垂直荷載上乘以一定的動力系數（通常取1．1～1．3），并以此計算管道水平推力。但是一些特殊管道（如下文介紹的可燃性氣體排放管線），配管專業按事故狀態提供荷載推力值時，荷載推力不再乘以動力系數。結構專業應按管道專業提出的振動管道位置及荷載推力考慮鋼結構構造上的梁柱節點接焊縫位置。
2．2．5每一榀管架水平推力的取值
考慮到工程的建設進度、開車順序等原因，管架上的水平推力可能出現某先投用的主要熱力管道推力值為管架投用最大值的情況，每一榀管架水平推力的取值還需要比較按（1）式計算出來的水平推力與該管架橫梁上主要熱力管線的熱應力水平推力，取較大值。
2．3固定管架
2．3．1固定管架的水平推力
由于管架上輸送的管道介質溫度較高或環境溫度的變化，長距離管道會因熱脹冷縮產生位移，為了限制管道位移，保障管束整體運行安全，通常每隔一定距離設置固定管架和補償器。管道補償器的彈力和中間活動管架的摩擦反力是構成固定管架水平推力的主要部分。管道補償器彈力由管道應力專業根據管道走向、補償器安裝位置、補償器類型、管道介質屬性等計算得到。為了管網系統和管架結構運行的穩定性，管架上常用Π形補償器，并盡量沿固定管架對稱布置，以便管道系統在穩定運行時，管道固定支架兩側推力能抵消一部分，從而增強管架安全性。但是考慮到苛刻工況及管道運行的不確定性，如施工階段的管道投用順序、蒸汽吹掃預熱及其他施工工況時推力產生的不對稱性，固定架兩側的推力值不宜進行矢量累加，在實際工程設計中往往是進行絕對值累加，不考慮推力的方向性。在縱梁式管架設計過程中，管道專業應提供給結構專業每一榀管架的荷載及水平推力，即包括固定支架的水平推力和中間活動管架的水平推力。結構專業在進行結構建模時，往往會把中間活動管架的水平推力再累加到熱力管道補償器兩邊的固定管架上進行固定管架的結構設計，其實這是沒有必要的。
在管道應力專業的計算模型中（如CAESAR等），計算程序已經將中間活動支架的水平推力累加到固定點上并給出應力報告。Nkmax、Nkmin為固定管架兩側管架縱梁的縱向拉力，按該規范7．2．3計算時，已包含該側所有中間活動剛性管架處的摩擦力和管道膨脹節的彈性力、管道介質產生的壓力等，并已考慮牽制系數。當管架結構模型按溫度區段區分，且固定管架的水平推力嚴格按規范要求計算，在計算縱梁式管架的縱向整體結構時，只有固定管架（或柱間支撐）處有推力，其他中間活動剛性管架處的摩擦力已考慮在固定管架的推力計算中，故管架縱向整體模型輸入時僅需輸入固定管架（或柱間支撐）處的推力，不應再次輸入各活動剛性管架的縱向推力。整體計算時只考慮固定管架的推力，活動管架的推力只是用來算構件。當一段管架中溫度區段無法準確分辨時，可輸入固定管架水平推力的各分項力。
2．3．2可燃性氣體排放管線固定管架的水平推力
根據國內外工程實踐經驗，管道及管架的破壞事故主要是由管道內的氣液（冷凝液）兩相流的沖擊造成的，且該沖擊的方向和數值多變，很難在設計過程中通過軟件程序模擬計算得到，SH3009—2013《石油化工可燃性氣體排放系統設計規范》為保證全廠可燃性氣體排放管線的安全可靠，避免凝結液破壞膨脹節，要求新建的工程管道應采用自然補償，擴建、改建工程管道宜采用自然補償，且對于有凝結液的可燃性氣體排放管道對固定管架的水平推力取值，規定不應小于表2數值。當同一個固定管架上敷設有不止1根可燃性氣體排放管時，該固定管架的水平推力不應按表2的推力值進行疊加，管道專業應該按照集中荷載的形式，把每個可燃性氣體排放管的敷設點按表2所示的推力值單獨提條件給結構專業，結構專業分別計算，按最不利情況設計管架結構。另外，管道專業在計算管道應力時，可燃性氣體排放管線的熱應力推力值應盡量不超過表3的數值的50％，若超過，則需要在表2推力值的基礎上再附加應力計算值。管道專業應合理布置管道走向，盡量減小固定管架的熱應力推力值。
3結語
在工程設計中，管架設計特別是管架荷載和水平推力的計算，需參照國家、行業等標準規范，同時還應結合工程實際，考慮主要熱力管線和其他特殊管線的實際布置情況及可能出現的各種工況。配管設計人員和結構設計人員應當進行有效充分的信息溝通和反饋，合理設定管架的溫度區段范圍以及固定管架的位置，兼顧總圖、電氣、儀表等相關專業的要求，最終完成經濟合理、安全牢靠的管架設計。
參考文獻：
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［3］GB50235－2010，工業金屬管道工程施工規范［S］．
［4］HG／T20670－2000，化工、石油化工管架、管墩設計規定［S］．
［5］鄭勇．管道在管廊上的水平推力若干問題［J］．石油和化工設備，2014（12）：8－10．
中圖分類號：TU37文獻標識碼： A
引言
在工業與民用建筑結構設計中，鋼結構已廣泛應用到多層鋼框架、鋼管架、門式鋼架等建構筑物。這些建構物的上部鋼結構設計理論較成熟，其相應的設計規范規定全面，內容也易于理解和應用。在這些鋼結構中外露式柱腳應用廣泛，鋼柱腳與混凝土基礎之間的混凝土柱的結構設計較復雜，現行規范還沒有明確的規定，相關的文獻也沒有系統的闡述。在工程設計中，設計人員往往由于該柱長度較短，而全部按短柱進行設計，應該是不全面的。下面就個人的一些工作經驗，談談外露式鋼柱柱腳下基礎之上混凝土柱（以下稱基礎柱）的設計方法，供結構設計同行參考。
作者：高海麗 ，陳胡 工程師
2003年畢業于合肥工業大學 土木工程專業
1.鋼柱下混凝土基礎柱的分類
根據文獻【1】，可知根據地腳螺栓長度L與基礎柱長度H的相對關系(H>L時為有柱基礎)，把鋼柱下基礎柱的基本形式分為兩大類（見圖1），即有基礎柱和無基礎柱。無基礎柱的設計方法和構造措施等同一般基礎，不再論述。根據是否需要配置鋼筋，分為素混凝土基礎柱和鋼筋混凝土基礎柱。根據鋼柱腳底的受力（M、V）的大小，計算基礎柱的剪跨比λ=M/Vh0，當剪跨比λ≤2時，為短柱；當剪跨比λ＞2時，為普通柱。下面主要分析有基礎柱的設計。
2.素混凝土基礎柱
在結構設計中，尤其是工業結構設計中，常會遇到獨立“T”型鋼管架的設計，其中一部分獨立T”型鋼管架，管架頂部僅受較小的垂直荷載和水平方向的管道風荷載，以及作用到鋼柱表面的風荷載。而管
（圖 1 鋼柱基礎）
架高度相對較高，這時鋼管架的鋼柱斷面尺寸主要由長細比控制，鋼柱的柱腳一般為剛接柱腳，因此鋼柱和柱腳底板尺寸都較大，從而導致基礎柱斷面尺寸較大。這種情況下的獨立T”型鋼管架的混凝土基礎柱，首先應考慮按素混凝土結構構件設計。下面大致闡述一下如何進行素混凝土結構設計。
根據《混凝土結構設計規范》GB50010-2010附錄D，基礎柱應該按受壓構件進行受壓承載力計算，基礎柱可以認為上端自由，計算長度L=2H(H為基礎柱的高度)。計算簡圖見圖2，具體計算方法見上述規范條文，不再詳細闡述。
（圖2 矩形截面的素混凝土受壓構件的受壓承載力計算）
設計實例為4.5m高的獨立“T”型鋼管架，作用到柱頂的垂直荷載標準值為38KN，作用到柱頂水平方向的管道風荷載標準值為0.3KN,作用在鋼柱表面上的風荷載標準值為0.1KN/m。鋼柱采用Q235B的等級鋼材，斷面尺寸為HW250x250x9x14。該構件計算結果如下：
①柱構件強度驗算結果
柱構件強度計算最大應力(N/mm2): 10.75 < f=215.000
柱構件強度驗算滿足。
②柱構件平面內穩定驗算結果
柱平面內長細比：λx=85 < [λ]= 150.000
柱構件平面內穩定計算最大應力(N/mm2): 12.9 < f=215.000
柱構件平面內驗算滿足。
③柱構件平面外穩定驗算結果
柱平面外長細比：λy=142< [λ]= 150.000
柱構件平面外穩定計算最大應力(N/mm2):21.5 < f=215.000
柱構件平面外驗算滿足。
由以上計算結果可知：鋼柱的斷面尺寸主要由長細比控制。
該鋼柱柱腳采用剛接柱腳，柱腳底板詳圖見圖3?；A柱尺寸根據構造要求為650x750（b=650mm，h=750mm），柱高取1.0m，混凝土強度等級為C30。根據程序計
算結果鋼柱腳的受力為N=41.88KN，M=3.31KN.m，V=1.05KN。對該基礎柱按素混凝土受壓構件進行設計，計算結果如下：
fcc=fcx0.85=14.3x0.85=12.16N/mm2
fct=ftx0.55=1.43x0.55=0.79 N/mm2
（圖3 柱腳底板詳圖）
e0=M/N=79mm
L0=2x1.0=2.0m，L0/h=2.7，φ=1.0
φfctb(h-2 e0)=1.0x12.16x650x(750-2x79)=4679.17KN
則 N
因為該柱為偏心受壓構件，根據規范要求，還須按軸心受壓構件驗算垂直于彎矩作用平面的受壓承載力。
L0/b=3.1，φ=1.0
φfctbh=1.0x12.16x650x750=5928.0KN
則 N
V=1.05KN
故該基礎柱只須按素混凝土結構構件設計即可，不需要配置受力鋼筋。
3.鋼筋混凝土基礎柱
在民用和工業結構設計中，鋼框架，復雜的鋼管架和門式鋼架等一些建構筑物結構設計中，傳至基礎柱頂部的荷載相對較大，當采用外露式鋼柱柱腳時，一般都需要對基礎柱進行配筋設計。鋼筋混凝土基礎柱，根據剪跨比λ，將鋼筋混凝土基礎柱分為普通柱和短柱。當鋼柱腳與基礎柱為鉸接時，混凝土柱頂只有剪力和軸力時，也可以根據H/h0（H/h0≤2時為短柱,h0為混凝土柱的截面有效高度）區分普通柱和短柱。
4.1 普通基礎柱的計算
普通柱的計算均按鋼筋混凝土受壓構件考慮，柱承受上部鋼結構柱腳傳至基礎柱頂部的力，包括軸力N、彎矩M、剪力V和直接作用到柱頂的外力，并需考慮基礎柱自重。計算時取基礎柱與基礎交接處為最不利計算截面進行強度計算。根據《混凝土結構設計規范》GB50010-2010分為軸心受壓柱和偏心受壓柱兩大類，計算簡圖見圖3。進行正截面受壓承載力計算時，采用工程設計中常用的對稱配筋，即As=As’，fy=fy’,a=a’。 具體計算方法見上述規范條文，不再詳細闡述。
4.2基礎短柱的設計
基礎短柱設計除按普通柱進行計算外，還要按《混凝土結構設計規范》（GB50010-2010）和《建筑抗震設計規范》（GB50011-2010）的有關規定，滿足抗震構造措施。對短柱設計時需要注意的幾個方面的主要構造要求列舉如下：
①.四級框架柱剪跨比不大于2時，箍筋直徑不應小于8mm。
①.四級框架柱剪跨比不大于2時，箍筋直徑不應小于8mm。
（圖4矩形截面偏心受壓構件正截面受壓承載力計算）
②.剪跨比不大于2的一級框架的柱，每側縱向鋼筋配筋率不宜大于1.2%。
③.剪跨比不大于2的柱，箍筋加密范圍取全高。
④. 剪跨比不大于2的柱宜采用復合螺旋箍或井字符合箍，其體積配箍率不應小于1.2%，9度一級時不應小于1.5%。
4.基礎柱的抗震等級
在地震區，基礎柱的抗震等級的確定比較困難，困難在于基礎柱的身份認定，若按混凝土框架結構，抗震等級明顯偏高；若等同基礎，它畢竟還是高出地面的柱子。建議借鑒《建筑抗震設計規范》（GB50011-2010）的6.1.3條等3款，基礎柱的抗震等級同上部鋼結構建構筑物的抗震等級一致。
下面就鋼筋混凝土基礎柱的設計列舉兩個實例：
①設計實例一為典型的柱腳鉸接的雙跨門式剛架，層高為8.05m，抗震等級為四級，采用Q235B等級鋼材。邊柱的斷面尺寸為H(400~600)X200X8X10。傳至基礎柱頂的荷載基本組合為：
Mmax=0.00N=32.49V=-4.70
Mmin=-0.00N = 32.49V=-4.70
M=0.00 Nmax=78.05 V=27.33 M=0.00Nmin=-7.43V=-2.66
M=0.00N=13.15Vmax=5.18
M=-0.00N=61.46Vmin= -36.41
由上面的荷載組合可知，基礎柱頂只有軸力和剪力，則只須通過H/h0來判斷基礎柱的類別?；A柱尺寸根據構造要求為450x650, 根據基礎埋深和基礎高度，柱的高度為H=1.7m。
h0=650-35=615mm，H/h0=2.62>2
可知該基礎柱為普通柱，采用工程設計中常用的對稱配筋，即As=As’，fy=fy’,a=a’。具體計算過程和結果不再贅述。
②設計實例二為雙跨四層鋼結構管架，總高為15.0m，抗震等級為四級，采用Q235B等級鋼材，混凝土等級采用C30，縱筋采用HRB400，箍筋采用HRB335。程序計算結果顯示，鋼柱的斷面尺寸為HW400x400x13x21，傳至基礎柱頂的荷載基本組合見圖5。對圖中柱頂軸向力N=1769.2KN的基礎柱進行分析。
（圖5）
基礎柱的斷面尺寸為1100x1100，柱高為1.0m。作用在柱底的彎矩和剪力為：
Mx=-1.3Vx=1.2
My=-14.8Vy=-2.3
X方向的剪跨比：M/Vh0=1.3/1.2x1.065=1.01
Y方向的剪跨比：M/Vh0=14.8/2.3x1.065=6.04>2
從以上的計算結果可以看出，柱的X方向為短柱，Y方向為普通柱。這種情況下，應該按最不利情況來考慮，即兩個方向均按短柱進行設計。依據該上部結構的抗震等級，短柱的抗震等級應為四級。程序計算結果：As=As’=1064.28mm2，配筋率為0.88%，滿足柱截面縱向鋼筋的最小配筋率不小于0.75%的要求；箍筋的體積配箍率為1.74%，滿足柱體積配箍率不應小于1.2%的要求。具體配筋見圖6.
（圖6）
結語
外露式鋼柱柱腳下的基礎柱根據受力分別按素混凝土基礎柱、鋼筋混凝土普通基礎柱和鋼筋混凝土短柱進行設計。受力較小的獨立“T”型鋼管架、支架、操作平臺的柱腳基礎柱可以采用素混凝土或按最小配筋率要求只配構造鋼筋。在抗震設防區的多層鋼框架、多層管架及一些門式鋼架，根據鋼筋混凝土基礎柱的剪跨比區分是短柱還是一般普通柱，短柱除按一般普通柱的計算外，還要滿足相應抗震措施的要求。
關于基礎柱的抗震等級同上部鋼結構建構筑物的抗震等級的觀點僅供參考。
參考文獻
1.簡明鋼筋混凝土構造手冊 /國振喜編.第2版 機械工業出版社，2004.9
2.建筑抗震設計規范GB50011-2010
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
中圖分類號： TU991.34+3 文獻標識碼： A 文章編號：
1 水池結構構成及分類
水池結構由頂板、底板、池壁、支柱等組成。水池既可以明露在地面以上，也可以埋于地下，常見的結構形式有圓形、矩形等，下面簡單介紹下矩形敞口水池的計算要點。
2 水池結構的荷載
《給水排水工程鋼筋混凝土水池結構設計規程》第4.2.2 條規定，作用在水池上的荷載分為永久作用、可變作用兩類。永久作用包括水池自重、土的側向壓力、池內水的側向壓力；可變作用包括地下水壓力、地面堆積荷載。敞口水池一般沒有很大的內外溫差，或者可以說溫差對敞口水池的影響不大，可以最后計算。
規程明確規定：當水池的長寬比大于10 時，豎向土壓力標準值應乘以1.2，這主要是考慮回填土出現類似管道這種狹長結構的情況，即在溝槽內回填土沉陷不均而在水池頂部形成豎向壓力的增大。示例工程:狹長的注漿池
3 水池內力計算
3.1 底板、頂板計算模型
現澆頂板與現澆底板在池壁處視為彈性固定。無支柱的底板，如果地基條件較好或板的跨度較小，宜按四周固定的單向或雙向板計算。
底板和頂板的厚度應滿足構造要求和計算要求，據《特種結構設計》中規定，腋角邊寬一般大于150mm且應構造配筋，一般可按墻或底板頂板截面受力鋼筋的50%采用。底板的挑出長度，一般取底板厚度；有地下水的，應由抗浮計算確定。
3.2 池壁計算模型
池壁與頂板、底板整體澆筑，在底板處宜視為彈性固定，敞口水池處頂端應視為自由端。池壁不利受力模型：池內有水，池外無土；池外有土，池內無水。一般池內有無水對底板直接受力影響不大，底板的最大受力直接計算無水情況地反力即可。池外土主動壓力系數小于0.5時取0.5。
矩形水池
根據《給水排水工程鋼筋混凝土水池結構設計規程》（CECS 138:2002）第6.1.2 條規定，按池壁的高寬比分為單向受力壁板和雙向受力壁板兩種受力形式，矩形水池池壁在豎向荷載作用下按受彎構件計算。當水池較深時（HB>7m），可在池壁外側增設扶壁柱，以減少池壁厚度。
池壁的計算過程：統計荷載確定池壁計算模型內力計算配筋計算裂縫驗算。
本文以一個矩形水池為例簡述一下池壁在池內靜水壓力作用下的計算過程。
該工程為清水蓄水池，現澆鋼筋混凝土結構，長寬均為4m，池壁高4m，壁厚為250mm，底板厚250mm，底板外挑250mm，頂板厚200mm，混凝土等級為C30，抗滲等級為S6,根據地勘報告， 本工程地基承載力特征值為fak=150kPa，無地下水，
池底靜水壓力標準值（最高水位3.6m）：q 頂=3.6×10=36kN/m2
本工程H=4.0m，
池壁在池內靜水壓力作用下的計算過程：
①固端彎矩計算
池壁固端彎矩計算，H2/dt=17，根據《特種結構設計》P13，池壁底部豎向彎矩標準值μ=1/6，Ly/Lx=1.0
My=kmxqH2=-0.0350×36×4×4=-20.16 kN·m。
底板固端彎矩計算，μ=1/6, Ly/Lx=1.0,根據《特種結構設計》P10，按周邊固定的雙向板計算，底板均布面荷載q=36kN/m2，查表得彎矩
M1=0.0176x36x4x4=10.138kN·m。
②彈性嵌固邊緣彎矩
池壁彈性邊緣彎矩：Mx= kmxqH2=-0.0298×36×4×4=-17.16 kN·m內側受拉。
底板彈性邊緣彎矩：My+M1’=-20.16+ kmxqH2 =-20.16+0.0513x36x4x4=
9.38kN·m，下側受拉。
池壁在池內水壓力作用下底部彎矩標準值為M1=-20.16kN·m。
池壁按受彎構件計算配筋，再按準永久組合作用下驗證池壁裂縫是否滿足規范要求。一般情況下裂縫才是配筋和板厚的關鍵，所以請算出彎矩后再算各構件的軸向拉壓力，然后帶入pkpm基本構建計算模塊或其他計算裂縫的軟件，計算構件的裂縫是否滿足Wjk
池壁在外側土壓力作用下的內力計算過程同上，本文不再贅述，最終配筋按兩種荷載組合下的較大值設計。
4 設計及施工要求
1）矩形水池池壁水平鋼筋搭接。應有足夠長度錨入相鄰壁內，錨固長度應自墻的內側表面算起。
2）水池頂板覆土避免大力夯打，水池回填土應先填池頂土，后填四周土，周邊回填土壓實系數宜大于0.9。
3）水池各部位的鋼筋間距應在100mm~250mm范圍內。
如果鋼筋間距太密，會影響混凝土振搗，而鋼筋間距太大，容易產生裂縫，因此規程對鋼筋間距做了明確規定。同一方向配筋應相互照應，如間距100,200,400，或間距80,160，320，使得鋼筋施工一目了然。采用125與200之類混合間距會造成局部鋼筋集中，因而產生不必要的施工麻煩和結構剛度的混亂。
4）敞口水池頂端宜配置水平向加強鋼筋。
敞口水池在地基變形作用下池壁頂端是結構的薄弱點，因此應予加強，敞口水池頂端水平向加強鋼筋一般為最小為4Φ12
5）水池充水試壓前不應抹面。
水池池內抹水泥砂漿是一種防滲水措施，水池試壓是驗證鋼筋混凝土池壁及底板的防滲性能，因此二者施工順序不得顛倒。
6） 剛性套管與柔性套管的選用當用于抗震設防區時，應在進入建筑物外墻的管道上就近設置柔性連接。
7）套管管徑較大時應在池壁上設加強鋼筋。
當穿池壁的套管管徑大于300mm 時，應注意選用圖集或補充池壁加固大樣做法。如果設計圖紙中不注明，施工單位很容易疏忽該項要求。
8）《給水排水工程鋼筋混凝土水池結構設計規程》（CECS 138:2002）第7.1.3 條規定，當水池的長度、寬度較大時，應設置適應溫度變化的伸縮縫或采取其它措施，實際工程一般設置后澆帶或采用補償混凝土。后澆帶一般需間隔42 天左右才能澆筑，整個水池混凝土澆筑完畢需較多時間；當工期緊張時，可以采用補償收縮混凝土代替后澆帶。
9）施工縫的選擇?，F在混凝土工程一般選用商用混凝土，商用混凝土的特點是強度滿足要求，防滲性能不是太好。所以遇有施工縫的情況請舍棄齒面施工縫。選用鋼板止水帶或者遇水膨脹的橡膠止水帶。這對于水池的長期耐久性是有好處的。
5 結語
敞口水池是混凝土結構設計的入門課程，外形簡約而內力計算不簡單，充分認識敞口水池的受力特點對于掌握混凝土的本身特性，及其在外力作用下與鋼筋的配合工作，擬合受拉鋼筋使之與內力包絡圖完美統一，認識到裂縫及溫度影響對混凝土結構的長期作用，都有不可磨滅的貢獻。所謂拳不離手，曲不離口。敞口水池作為設計的必修課，做好他設計，保證隱蔽工程的構筑物經濟長久穩定的有效使用，對社會，對國家有著重大的意義。
參考文獻:
趙永福，孫海濤，唐堅梅，楊龍斐《淺議鋼筋混凝土水池設計》建筑與結構設計2008年10期
GB50069-2002《給水排水工程構筑物結構設計規范》
CECS 138:2002 《給水排水工程鋼筋混凝土水池結構設計規程》
Abstract: the civil building of quality in addition to the influence factors of site construction and outside, another one of the most important factors is the structure design. This paper in the design of civil building structure some points problems were discussed, and to the point of a simple research and analysis.
Keywords: civil building structure; Problem; Points according to the
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一、民用建筑結構設計的原則及步驟
結構設計，是工程師通過專業的方式，即結構語言來表達設計者的理念。而結構語言就是通過從建筑或者專業圖紙中凝煉而出的建筑的基礎，諸如墻，柱，梁，板，樓梯，大樣、構造等。建筑師通過使用結構語言的元素構架建筑的體系，包括承重及抗力體系，這種體系是由豎向和水平構件共同構筑而成。
1.民用建筑結構設計基本原則
民用建筑結構設計功能原理顯示：1）用于正常建設和施工使用，能經受正常使用中的多種有可能性；2）具有良好的工作業績；3）正常維修養護中的耐久性；4）發生事故的設計規定和發生，可保持必要的整體穩定性。
2.民用建筑結構設計的基本步驟
建筑師在進行民用建筑結構設計的時候，一般按照三個階段逐步開展工作：方案規劃階段，計算和設計階段，施工建設階段。以方案規劃階段舉例來看，其內容一般會根據建筑的重要復雜度，重點考慮抗震設防烈度、工程地質勘查報告、建筑類型和建設和層高來確定建筑結構設計的最終形式。比如是磚混結構、筒型構架或者其他結構設計模式。
二、民用建筑結構設計中的常見問題
1.結構平面圖相關問題
測繪結構布局進行繪制結構圖時，何時需要結構軟件建模是需要結構工作者進行分析的。當所需建建筑地處6度區的抗震設烈度地帶時，按照國家建筑抗震設計規范，可不必開展檢查地震剖面的工作，也就無需輸入結構軟件建模，結構設計可以直接進行，特別是砌體結構建筑，但是必須要符合國家規定的抗震措施要求，注意局部受壓問題的解決。但是，當所建建筑地處7度區以上的地帶時，是必須要輸入結構軟件建模計算的。當然，如果便利，無論哪種，如果從妥善和精確角度來看，輸入結構軟件建模，都是有利而無害的。
2.屋頂(面)結構圖問題
對于設計人員而言，民用建筑結構設計和施工的關鍵， 必須正確掌握建筑圖紙的要素，理解圖紙的意圖。而做到對圖紙的把控，就必須有深入的空間概念。
梁板式及折板式的結構處理方式，一般適用于坡屋面的建筑。二者略有區別。當建筑屋面坡度及屋脊線轉折復雜，且具有較大的版跨度和不平整的平面時，建筑結構設計者們往往就會采用梁板式的結構處理方式。反之，會采用折板式。這兩種結構處理方式，均為偏心受拉構件。板配筋應該配備負筋板的部分或全部抵抗拉力?；跇嬙煨枰暮穸纫话悴粦∮?20厚。此外，光束角鋼裝飾板倍應該有大樣圖坡屋頂板法平面，經常使用的文件增加樣品示意圖，這是更方便的安裝人員，要正確理解圖紙。
3.地基與基礎方面
1）無地質勘察報告的多層房屋建筑，施工圖的設計是根據建設單位口頭或參考附近的建筑設計形式而做出的。參考設計必須合理、安全設計地基與基礎，不能完全依靠地耐力進行考量，要統一考慮多種因素綜合所參考的建筑設計資料進行結構設計。
2)在進行建筑結構設計時，軟弱地基的危害是非常嚴重的。不能僅僅憑借經驗采用砂墊層加強一下承載力的處理方式，必須考慮墊層寬度和厚度，嚴格進行換土墊層設計計算，安全經濟的解決軟弱地基的處理設計問題。
3）多層民用建筑結構進行設計的時候，為了避免采用荷載值偏大的后果，必須在設計之初，對梁、柱和基礎負荷嚴格按照設計規范處理，通過將荷載乘以折減系數的計算方式，科學的計算荷載值，達到結構設計的合理性。
4.民用建筑結構設計與其他專業設計的協調
民用建筑結構設計中必須考慮電氣室內敷線的問題。在設計的時候，應該遵循相關設計原則，應沿著墻壁及樓板等暗處敷設金屬管，導線敷設其中。然而這種暗設的結構設計方式，往往與裝配整體框架和剪力墻結構相沖突。預制梁預留管道盡可能和波束寬度和壁厚一致，如果沒有協議，要求一側的墻壁和梁的一側，側面平齊，使得穿梁管穿束垂直線不外露于墻上。
高層建筑平面電梯井道的位置確定，電梯電腦室肯定是向下的位置，電梯電腦室嵌入孔部分越多，電梯的電腦室負載也就越大，所以應該詳細了解選定機型電梯建設條件和注意只有站的布局和更多臺布置的差異。由于電梯井一般為鋼筋混凝土剪力墻的方式，除了外面的垂直載荷下，仍然受橫向力的作用，因此應驗證開孔強度。
5.底層框架——剪力墻砌體結構挑梁裂縫問題
上部是多層磚混砌體結構，底層為剪力墻結構或框架剪力墻結構等，這類房屋的體系結構，往往會出現結構設計上的問題，為了追求底層空間和使用面積，設計師們單一追求建筑立面造型，將二層以上的部分橫墻且外層挑墻移至懸挑梁上，各層設計有挑梁，但實際結構的底層挑梁承載普遍出現裂縫。
6.其它建筑結構設計問題
a、多層和高層建筑，層數和高度的增加，豎向和水平的荷載也隨之增加，荷載量的增大使得底層柱截面不斷增大，使得建筑底部數層會出現大量短柱。
b、一般設計者往往會根據多孔磚墻體結構的構造，使用承重磚。承重磚卻是采用多孔磚砌筑而成，這種磚質不適宜地面以下和室內防潮層。
c、結構設計沒有考慮房屋建筑的高度、高寬比，使得其限值超出現行規范。
e關于箱、筏基礎底板的挑板問題等等。
三、民用建筑結構設計規范和要點原則分析
1．設計規范的要求
針對上文闡述的在民用建筑結構設計時易出現的問題，設計人員在框架結構構思時，必須綜合的分析和符合建筑結構荷載規范、抗震規范、混凝土結構設計規范等。結合當地建筑的特殊性，以及材料、地質、貨源、習俗等，合理建設結構設計體系。
2．設計的主要原則及要點
a.結構設計時注意抗震驗算。場地類別的差異往往決定抗震驗算的等級。當建筑超過5層的跨度時，結構設計要盡量加剪力墻，盡可能改善結構的抗震性。
b. 大跨度雨篷，陽臺等不允許從填充墻內出挑，必須考慮抗扭，其扭矩為梁中心線處板的負彎矩乘以跨度的一半。
c.框架梁、柱的混凝土等級宜相差一級。
d.由于某些原因造成梁或過梁等截面較大時，應驗算構件的最小配筋率等。
e.出層面的樓電梯均不得采用磚混結構。
f.框架結構中的電梯井壁宜采用粘土磚砌筑，但不能采用磚墻承重。應采用梁承托墻體荷載。
g.建筑長度宜滿足伸縮縫要求，否則應采取適當措施，如增大配筋率，通長配筋，改善保溫，鋪設架空層，加設后澆帶等。
h.框架柱軸壓比宜滿足相關規范要求，并根據規范要求進行抗震設計。
i.當采用井字梁時，梁的自重大于板自重時，梁自重不可忽略不計，周邊一般加大邊梁的截面。
j.過街樓處的梁上筋應通長，按偏心受拉構件進行計算設計。
k.電線管集中穿板處，板應驗算抗剪強度或開洞形成管井。電線管豎向穿梁處應驗算梁的抗剪強度，開洞處應進行抗震構造措施處理。
l.構件不得向電梯井內伸出，否則應驗算是否能裝下，電梯井處柱可外移或做成異性柱。
m.驗算水箱、電梯機房及設備下結構的強度。水箱不得與主體結構做在一起。
n.當地下水位很高時，暖溝應做防水。一般可做U型混凝土暖溝，暖氣管通過防水套管進入室內暖溝。
o.采用扁梁時，應注意驗算撓度及裂縫，滿足規范要求等。
p.突出屋面的樓電梯間的柱為梁托柱時應向下延伸一層，不宜直接錨入頂層梁內，并且托梁上鋼筋應適當拉通，并驗算托梁抗剪強度。錯層部位應采取加強構造措施，女兒墻內加構造柱，頂部加壓頂。出入口處的女兒墻不管多高，均加構造往，并應加密。錯層處可加大梁截面，上下層板鋼筋均錨入此梁中。
q.注意基底附加壓力下基礎沉降不均的問題。
民用建筑的結構設計是一個復雜的系統，其中存在的問題涉及到方方面面，要解決好這些問題就需要豐富的經驗和先進的理論知識，在此前提下，建筑結構設計師通過綜合考慮各方面設計因子，并與各種規范進行多重整合，運用科學的設計理念，做到建筑設計與結構設計的緊密結合，選擇合理的結構體系，這樣才能設計出真正滿意的建筑。
參考文獻：
于桂萍《關于多層建筑結構設計中的主要問題分析》.中國高新技術企業.2008.
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
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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?；撅L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?？砂础朵摻Y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．
