特種結(jié)構(gòu)課件

1、1*1.5 風(fēng)荷載與日照和基礎(chǔ)傾斜產(chǎn)生的附加彎矩計算 *1. 附加彎矩概念附加彎矩概念 在風(fēng)荷載、基礎(chǔ)傾斜以及日照溫差等作用下，筒身發(fā)生彎曲和傾斜變形引起煙囪的中心軸水平偏移，使筒身重力荷載對筒壁任意水平截面產(chǎn)生彎矩（圖1.33），稱為附加彎矩（圖1.32）。2*2.附加彎矩計算附加彎矩計算附加彎矩較大，必須進行計算，并與風(fēng)荷載引起的彎矩進行疊加。（1）精確計算方法）精確計算方法 先求出煙囪的橫向變位（圖1.34），然后將結(jié)構(gòu)自重與橫向變位相乘獲得各截面上的附加彎矩：)-(=1+=ijnijjaiuuGM（1.32） 3（2）簡化計算方法）簡化計算方法 1）計算假定 筒身彎曲的曲率沿高度不變?yōu)?/p>

2、等曲率，筒身自重沿高度方向的分布為直線形。2) 計算公式tg+)+1(322)(=2dThHhHqMcciiiaiaiM筒身任意截面的附加彎矩，kNm； 4iq距筒壁頂3/ )-(ihH處的折算線分布重力荷載 ih計算截面i的高度，計算截面一般取筒身各節(jié)筒壁的底截面(變量)H筒身高度，m； c/ 1筒身代表截面處的彎曲變形曲率；（常數(shù)）c混凝土的線膨脹系數(shù)， 5101=cT由日照產(chǎn)生的筒身陽面和陰面的溫度差，應(yīng)按當(dāng)?shù)貙崪y數(shù)據(jù)采用，當(dāng)無實測數(shù)據(jù)時，可按20采用；d高度為0.4H處的筒身外直徑，m； tg基礎(chǔ)傾斜值，可按表1.15采用 5表1.15基礎(chǔ)允許傾斜值 tg煙囪高度（）基礎(chǔ)允許傾斜角（t

3、g）煙囪高度（）基礎(chǔ)允許傾斜角（tg）50H1000.005150H2000.003100H1500.004200H2500.00263)公式分析是折算分布重力荷載 aiMiq與計算截面高度 ih的函數(shù)。實際計算時，按承載能力極限狀態(tài)和正常使用極限狀態(tài)分別進行計算。7*1.承載能力極限狀態(tài)計算中的附加彎矩承載能力極限狀態(tài)計算中的附加彎矩筒身任意計算截面的附加彎矩計算步驟：（1）確定折算線分布重力荷載iq 110+)-(3)-(2=qqqHhHqiiHGq =0111=hGqG筒身(包括筒壁、隔熱層和內(nèi)襯)全部自重，kN； G1筒身頂部第一節(jié)的全部自重荷載設(shè)計值，kN； h1筒身頂部第一節(jié)的高度

4、，m；8計算 iq式中，僅 ih為變數(shù)，計算時只要代人不同的 ih值，便可求得任意截面的 iq值。然后將各 iq值和相應(yīng)的 ih值代入附加彎矩公式中，就可進行各計算截面的附加彎矩的計算。 （2）確定筒身代表截面的位置筒身代表截面的位置，按下列條件確定：1）當(dāng)筒身各段坡度均不大于3時，不設(shè)煙道孔的筒身（如為地下煙道）， 取筒身最下節(jié)筒壁的底截面；設(shè)有煙道孔的筒身，取洞口上一節(jié)筒壁的底截面。2）當(dāng)筒身下部H/4范圍內(nèi)有大于3的坡度時，在坡度小于3的區(qū)段內(nèi)無 煙道孔的筒身，取該區(qū)段筒壁的底截面；在坡度小于3的區(qū)段內(nèi)有煙道孔的筒身，取洞口上一節(jié)筒壁的底截面。9三。確定筒身代表截面處的彎曲變形曲率c/1

5、 筒身曲率沿高度實際上是變化的，設(shè)計時取代表截面處的曲率代入附加彎矩公式中計算。計算c/1時，首先用下式計算出相對偏心距e：rNMMreaW+=r代表截面處的筒壁平均半徑，m；WMaM分別為代表截面處的風(fēng)彎矩設(shè)計值和附加彎矩設(shè)計值，kNm；N代表截面處的軸向力設(shè)計值，kN。10當(dāng)e0.5r時，彎曲變形曲率計算公式為 IEMMctaWc33. 0)+(6 . 1=1 ctE代表截面處筒壁混凝土在溫度作用下的彈性模量， kNm2；I代表截面處的筒壁截面慣性矩。當(dāng)e0.5r時，彎曲變形曲率計算公式為IEMMctaWc25. 0)+(6 . 1=1 當(dāng)求出 上述公式中均含有代表截面處的附加彎矩設(shè)計值

6、Ma， 在求相對偏心 距e時為 未知數(shù)。為此，可先假定WaMM35. 0=確定re/，并進行判別； c/1后， 再用式（1.28）計算附加彎矩值。當(dāng)計算出的附加彎矩與假定值相差不超過5， 則將此時的 c/1作為常數(shù)，用作計算其它截面，否則應(yīng)進行循環(huán)迭代。112.正常使用極限狀態(tài)計算中的附加彎矩正常使用極限狀態(tài)計算中的附加彎矩 正常使用極限狀態(tài)計算中的附加彎矩求解過程，與承載能力極限狀態(tài)計算時的完全相同。僅需注意如下幾點：1.計算折算線分布重力荷載 iq時， 0q和 1q分別按下列公式計算： HGqk=0111=hGqkkG、kG1 -分別為筒身的全部自重標準值和頂部第一節(jié)全部自重標準值。2.相

7、對偏心距用下式計算：rNMMrekakWkc+=12kWM、 kaM分別為代表截面處的風(fēng)彎矩標準值和附加彎矩標準值，kNm；kN代表截面處的軸向力標準值，kN。 3.變形曲率計算公式為 當(dāng)ec0.5r時 IEMMctkakWc65. 0+=1當(dāng)ec0.5r時 IEMMctkakWc4 . 0+=1在計算相對偏心距ec時，可先假定 WkaMM2 . 0=131.6 地震作用及其效應(yīng)計算地震作用及其效應(yīng)計算 鋼筋混凝土煙囪抗震特點抗震特點：獨立伸臂彎曲性柔性結(jié)構(gòu)，可通過大變位吸收地震能；自振周期小，地震力小，可用于地震區(qū)較高的煙囪。但重心高，對地震反應(yīng)敏感，一旦發(fā)生震害，不僅影響自身的安全和使用，

8、而且還會危及相鄰的建筑。故地震區(qū)，對煙囪必須進行抗震設(shè)計。1.6.1抗震設(shè)計原則抗震設(shè)計原則 煙囪的抗震設(shè)防烈度一般采用基本烈度。設(shè)防烈度為7度I、類場地，且基本風(fēng)壓大于0.5 kNm2的鋼筋混凝土煙囪，也可不進行截面抗震驗算。其余情況外均應(yīng)進行截面抗震驗算，并應(yīng)符合有關(guān)的抗震措施要求。1.6.2水平地震作用標準值及其效應(yīng)計算1.計算方法及適用情況計算方法及適用情況振型分解反應(yīng)譜法一般情況均可使用，需電算完成，詳見抗震課程。簡化法用于高度不超過100m煙囪，便于手算 142.簡化法計算步驟及公式簡化法計算步驟及公式（1）煙囪基本自振周期T1及水平地震影響系數(shù)1根據(jù)經(jīng)驗公式，高度不超過150m的

9、鋼筋混凝土煙囪dHT210011. 0+45. 0=T1煙囪的基本自振周期，s H煙囪高度，m： d煙囪筒身半高處的外直徑，m。 由基本自振周期T1，按照建筑抗震設(shè)計規(guī)范（GB50011）即可求得相應(yīng)于基本周期的水平地震影響系數(shù)115 1）地震彎矩（2）煙囪的地震彎矩和剪力 經(jīng)考慮前35振型組合，得煙囪底部由水平地震作用標準值產(chǎn)生的彎矩計算公式為010=HGME1相應(yīng)于基本周期的水平地震影響系數(shù)；EG煙囪總重力荷載代表值， 1=niiEGG0H基礎(chǔ)頂至煙囪重心處高度，m 經(jīng)分析，可得圖1.35（b）彎矩分布圖。求得煙囪底部彎矩 M。后，利用彎 矩分布圖可得煙囪任意高度 iH處的截面地震彎矩值

10、Mi 16圖1.35 煙囪水平地震作用效應(yīng)分布 （a）煙囪簡圖；（b）彎矩分布；（c）剪力分布 172）地震剪力 同理，可得煙囪底部剪力 0V0VEcG1= c底部剪力修正系數(shù)，見表1.17。 由式（1.53）求得煙囪底部彎矩V。后，利用圖1.35（c）所示剪力分布圖可得 煙囪任意高度 iH處的截面地震彎矩值 Vi。 1.6.3豎向地震作用標準值計算（略） 1.6.4考慮地震作用的附加彎矩計算鋼筋混凝土煙囪由于地震作用、風(fēng)荷載、日照和基礎(chǔ)傾斜等原因，筒身重力 荷載對筒壁任意水平截面產(chǎn)生的附加彎矩 EaiM 可按下式計算：18 tg+)+1(322)()(=2dThHhHFhHqMcECiiEV

11、ikEViiEaiEV豎向地震作用分項系數(shù)； EVikF任意水平截面i的豎向地震作用標準值； EC/1考慮地震作用時，筒身代表截面處的變形曲率； 其余符號意義同前?？紤]地震作用時的筒身代表截面處的變形曲率 EC/1按下式計算： IEMMMctEaWcWEEEC25. 0+=119EM筒身代表截面處的地震彎矩設(shè)計值，kNm；EaM筒身代表截面處的地震附加彎矩設(shè)計值，kNm cWE風(fēng)荷載組合系數(shù)，取0.2 其余符號意義同前。20上節(jié)內(nèi)容回顧上節(jié)內(nèi)容回顧1.底部剪力法2.陣型分解反應(yīng)譜法3.簡化法:010=HGME0VEcG1=211.7 煙囪的作用效應(yīng)組合 設(shè)計煙囪時，作用效應(yīng)組合同砼結(jié)構(gòu)。注意如

12、下2點： 1.承載能力極限狀態(tài)設(shè)計時，根據(jù)煙囪的高度分為兩個安全等級。 表1.18 煙囪的安全等級安全等級煙囪高度（m）一級200二級200注：對于電廠煙囪的安全等級還應(yīng)同時按照電廠單機容量進行劃分。當(dāng)單機容量大于或等于200MW時為一級，否則為二級。222.正常使用極限狀態(tài)設(shè)計時 1）驗算鋼筋混凝土煙囪筒壁的混凝土壓應(yīng)力、鋼筋拉應(yīng)力及裂縫寬度時， 采用標準組合。2）計算地基變形時，采用準永久組合。 231.8 筒壁材料的力學(xué)性能混凝土 1）混凝土在溫度作用下的強度標準值按表1.25采用。 表1.25 混凝土在溫度作用下的強度標準值（MPa）ttkf受力狀態(tài)符號溫度（）混凝土強度等級C15C2

13、0C25C30C35C40軸心抗壓2010.0013.4016.7020.1023.4026.80608.4011.3014.2016.6019.4022.201008.0010.7013.4015.6018.3020.901507.5010.1012.7014.8017.3019.802007.209.7012.1014.1016.5018.80軸心抗拉201.271.541.782.012.202.39601.021.241.411.571.741.860.891.081.231.371.521.63ctkf242）混凝土在溫度作用下的強度設(shè)計值按下列公式計算：ctctkctff=tttt

14、kttff =ctfttf 、 混凝土在溫度作用下的軸心抗壓、軸心抗拉強度設(shè)計值，MPa；ctkfttkf 混凝土在溫度作用下的軸心抗壓、軸心抗拉強度標準值， 按表1.25的規(guī)定采用，MPa；cttt 混凝土在溫度作用下的軸心抗壓強度、軸心抗拉強度分項 系數(shù)，按表1.26的規(guī)定采用。25序號構(gòu)件名稱1筒壁1.851.502殼體基礎(chǔ)1.601.403其他構(gòu)件1.401.40cttt263）混凝土在溫度作用下的彈性模量按下式計算 ccctEE =ctE 混凝土在溫度作用下的彈性模量，MPa c 混凝土在溫度作用下的彈性模量折減系數(shù)，按表1.27采用 cE 混凝土彈性模量，按混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范（GB

15、50010）的規(guī) 定采用。 27 c系數(shù)受熱溫度（）受熱溫度的取值2060100150200承載能力極限狀態(tài)計算時，取筒壁、殼體基礎(chǔ)等的平均溫度。正常使用極限狀態(tài)計算時，取筒壁內(nèi)表面溫度1.000.850.750.650.5528鋼筋1）鋼筋在溫度作用下的強度標準值按表1.28采用。ytkf 鋼筋種類溫度（）HPB235（Q235）100235150210200200HRB335（20MnSi）100335150300200285292）鋼筋的強度設(shè)計值按下列公式計算 ytytkytff=ytytkytff=yt-HPB235和HRB335級鋼筋在溫度作用下的抗拉、抗壓強度分項 系數(shù)，按表1.

16、29采用。30yt序號構(gòu)件名稱1鋼筋混凝土筒壁1.62殼體基礎(chǔ)1.23磚筒壁豎筋1.94磚筒壁環(huán)筋1.65其他構(gòu)件1.131*1.9 鋼筋混凝土筒壁承載力計算 筒壁水平截面一般處于偏心受壓狀態(tài)。計算截面取筒壁各節(jié)的底截面。地震區(qū)應(yīng)對筒壁分別按無地震作用和有地震作用兩種情況進行計算。1.筒壁計算截面無孔洞筒壁計算截面無孔洞筒壁無孔洞的計算截面應(yīng)力圖形如圖1-36所示 32syttctAfAfN)-(+ 1syttsytctAfAfAfN-+ 1t受拉鋼筋的半角系數(shù)，一般取 t=1-1.5 t3/2取 =0 sytctsytAfAfAfN5 . 2+=132sytctAfAfN+=133sA筒壁計

17、算截面的縱向鋼筋總面積 ArtAs=2=ctf混凝土在溫度作用下的軸心抗壓強度設(shè)計值 ytf鋼筋在溫度作用下的抗拉強度設(shè)計值。 34ssyttssytcctaXAfXAfAXfMM+1aM相應(yīng)的附加彎矩設(shè)計值 cX受壓區(qū)混凝土合力至圓心的距離 rXc/sin=sX受壓區(qū)鋼筋合力至圓心的距離 rXXcs/sin=sX受拉區(qū)鋼筋合力至圓心的距離 rXtts/sin=)sin+sin(+sin+1rAfArfMMtsytcta代入式（1.80）得 35公式的應(yīng)用：公式的應(yīng)用：一般是先假定截面配筋 sA由公式求得 然后代入上 式右部計算假定 sA情況的承載能力值，直到該計算值滿足設(shè)計值 M+ 截面有一

18、個孔洞時，將孔洞放在受壓區(qū)頂部孔洞放在受壓區(qū)頂部。其截面計算應(yīng)力圖形如圖1.37所示.aM要求。 2.筒壁計算截面有一個孔洞筒壁計算截面有一個孔洞 36孔洞的半角 （弧度）。 筒壁計算截面的面積: rtA)-(2=筒壁計算截面的縱向鋼筋總面積： ArtAs=)-(2=同理，由力平衡條件力平衡條件得:syttctAfAfN)-(+1上式與無空洞的形式相同，但 sA的含義不同，受壓區(qū)有孔洞時應(yīng)扣除被孔洞切斷的鋼筋面積。由截面力矩平衡條件力矩平衡條件可得)-(sin+sin-)+-sin()+(-+1AfAfAfrMMtsytsytcta等于零時，則與無空洞公式相同。373.筒壁計算截面有兩個孔洞筒

19、壁計算截面有兩個孔洞大孔洞的半角 1小孔洞的半角 2rtA)-(2=21截面有兩個孔洞的承載能力按下列公式計算： syttctAfAfN)-(+13822211121121sin-)+-sin(+sin-)+-sin()+(-+AfAfAfrMMtttsytsytcta筒壁的豎向截面承載能力一般不需計算，但應(yīng)進行豎向截面的應(yīng)力計算和裂縫寬度驗算。39 1.10 筒壁正常使用極限狀態(tài)計算1.計算內(nèi)容計算內(nèi)容 1）荷載標準值與溫度共同作用下水平截面背風(fēng)側(cè)混凝土及迎風(fēng)側(cè)鋼筋的應(yīng)力計算；2）垂直截面環(huán)向鋼筋在溫度作用下的應(yīng)力計算； 3）水平和垂直裂縫寬度驗算。2.設(shè)計要求設(shè)計要求：在荷載標準值與溫度共

20、同作用下混凝土與鋼筋的應(yīng)力，以及溫度單獨作用下鋼筋的應(yīng)力，應(yīng)分別滿足下列條件：ctkcwtf4 . 0ytkswtf5 . 0ytkstf5 . 040部位環(huán)境類別最大裂縫寬度限值筒壁頂部20m范圍內(nèi)一、二、三0.15其余部位一、二0.30三0.20414243441.底部剪力法2.陣型分解反應(yīng)譜法3.簡化法:4.r0（rGsGK+rQ1SQ1K+rQiciSQiK) R5.筒壁的材料性能 fctk fct010=HGME0VEcG1=r45*1.11 煙囪的鋼筋混凝土基礎(chǔ)基礎(chǔ)基礎(chǔ)的類型及構(gòu)造 基礎(chǔ)類型：板式基礎(chǔ)及殼體基礎(chǔ)等。一般宜采用板式基礎(chǔ)（圖1.45）。板式基礎(chǔ)主要用于地基條件較差或煙囪

21、荷載較大的情況。為保證板式基礎(chǔ)具有足夠的剛度和經(jīng)濟合理，其外形尺寸宜符合下列要求： 4647地基基礎(chǔ)設(shè)計時，所采用的荷載效應(yīng)最不利組合與相應(yīng)1.按地基承載力確定基礎(chǔ)底底面積或按單樁承載力確定樁數(shù)時，傳至基礎(chǔ)或承臺地面上的荷載效應(yīng)應(yīng)按正常使用極限狀態(tài)下荷載效應(yīng)的標準組合。相應(yīng)的抗力應(yīng)采用地基承載力特征值或單樁承載力特征值。2.計算地基永久變形時，傳至基礎(chǔ)底面上的荷載效應(yīng)應(yīng) 按正常使用極限狀態(tài)下荷載效應(yīng)的準永久組合，不應(yīng)計入風(fēng)荷載和地震作用。相應(yīng)的限值應(yīng)為地基變形容許值。3.計算擋土墻土壓力、地基或斜坡穩(wěn)定及滑坡推力時，荷載效應(yīng)應(yīng)按承載能力極限狀態(tài)下荷載效應(yīng)的基本組合，但其分項系數(shù)均為1.04.在

22、確定基礎(chǔ)或樁臺高度、支撐結(jié)構(gòu)截面、計算基礎(chǔ)或支擋結(jié)構(gòu)內(nèi)力、確定配筋和驗算材料強度時，上部結(jié)構(gòu)傳來的荷載效應(yīng)組合和相應(yīng)的基地反力，應(yīng)按承載能力極限狀態(tài)下荷載效應(yīng)的基本組合，采用相應(yīng)的分項系數(shù)。當(dāng)驗算基礎(chǔ)裂縫寬度時，應(yīng)按正常的使用極限狀態(tài)荷載效應(yīng)標準組合。的抗力限值應(yīng)按下列確定：48當(dāng)為環(huán)形基礎(chǔ)時 zrr 42 . 2-21rrh0 . 3-43rrh21hh22hh當(dāng)為圓形基礎(chǔ)時 5 . 11zrr2 . 2-21rrh0 . 43rh21hh4950(3)板式基礎(chǔ)的環(huán)壁宜設(shè)計成內(nèi)表面垂直、外表面傾斜的形式，頂部厚度應(yīng)比筒壁、隔熱層和內(nèi)襯的總厚度增加50100mm。環(huán)壁頂面高出地面不宜小于400

23、mm。 板式基礎(chǔ)的混凝土強度等級不應(yīng)低于C20；鋼筋宜采用HRB335級，鋼筋保護層厚度應(yīng)不小于40mm，當(dāng)無墊層時不應(yīng)小于70mm；基礎(chǔ)的底面應(yīng)設(shè)置混凝土墊層，厚度宜采用100mm。 板式基礎(chǔ)的底板有徑環(huán)向配筋和方格網(wǎng)配筋兩種方式（圖1.47）。環(huán)壁內(nèi)外側(cè)應(yīng)配置豎向和環(huán)向鋼筋。51板式基礎(chǔ)配筋最小直徑和最大間距（mm） 部位配筋種類最小直徑最大間距環(huán)壁豎向鋼筋12250環(huán)向鋼筋10200底板下部 徑環(huán)向配筋徑向10r2處250，外邊緣400環(huán)向10250方格網(wǎng)配筋1025052地基計算 基礎(chǔ)承受軸心荷載時 akkkfAGNP+=基礎(chǔ)承受偏心荷載時，除滿足上式的要求外，尚應(yīng)符合下列要求：akb

24、kkkfWMAGNP2 . 1+=max53基礎(chǔ)計算 基底凈壓力p按下式計算（源于力的作用是相反的）2+=21rrIMANpz上一個是公式對地基而言的，這個公式是驗算基礎(chǔ)本身的強度的！一定要區(qū)分清楚！542.受沖切承載力計算受沖切承載力計算沖切荷載設(shè)計值計算 計算環(huán)壁外邊緣時，20221)+(-=hrrpFl計算環(huán)形基礎(chǔ)環(huán)壁內(nèi)邊緣時 24203-)-(=rhrpFl計算圓形基礎(chǔ)環(huán)壁內(nèi)邊緣時，23)-(=olhrpFh0基礎(chǔ)底板計算處的有效高度； Fl沖切荷載設(shè)計值，kN； 沖切是什么？是按著45度角將截面剪斷。和橫斷面的面積有關(guān)系！55（2）受沖切承載力計算 環(huán)壁與基礎(chǔ)底板交接處的受沖切承載力

25、可按下式計算： 0)+(35. 0hbbfFbttthlftt混凝土在溫度作用下的抗拉強度設(shè)計值，取值同前，kN/m2； bt沖切破壞錐體斜截面的上邊圓周長，驗算環(huán)壁外邊緣時 22=rbt驗算環(huán)壁內(nèi)邊緣時 32=rbt bb沖切破壞錐體斜截面的下邊圓周長，驗算環(huán)壁外邊緣時 )+(2=02hrbb驗算環(huán)壁內(nèi)邊緣時 )-(2=03hrbbh受沖切承載力截面高度影響系數(shù)，當(dāng)h不大于800mm時 h取1.0 當(dāng)h大于等于2000mm時， h取0.9，其間按線性內(nèi)插法取用 563.基礎(chǔ)底板彎矩設(shè)計值計算基礎(chǔ)底板彎矩設(shè)計值計算計算彎矩設(shè)計值時，采用基底凈壓力p。根據(jù)極限平衡理論，可推導(dǎo)出底板在不同配筋方式

26、時的彎矩設(shè)計值計算公式。 （1）環(huán)形基礎(chǔ)環(huán)形基礎(chǔ)底板下部和底板內(nèi)懸挑上部均采用徑環(huán)向配筋均采用徑環(huán)向配筋 1）底板下部半徑處 2r單位弧長的徑向彎矩設(shè)計值為（圖1.50a）（a）底板下部徑環(huán)向彎矩；（b）底板內(nèi)懸挑上部環(huán)向彎矩57)+3-2()+(3=322213121rrrrrrpMR2）底板下部單位寬度的環(huán)向彎矩設(shè)計值為（圖1.50a）2=RTMM 3）底板內(nèi)懸挑上部單位寬度的環(huán)向彎矩設(shè)計值為（圖1.50b）)+2+6-4-+3-2()-(6=132131324344zzzzzzzzTrrrrrrrrrrrrrprM（2）圓形基礎(chǔ)圓形基礎(chǔ)底板下部下部采用徑環(huán)向配筋徑環(huán)向配筋，環(huán)壁以內(nèi)底板上

27、部上部為等面積方格網(wǎng)等面積方格網(wǎng)配筋1）當(dāng) 8 . 1/1zrr時，底板下部的徑向和環(huán)向彎矩設(shè)計值，可分別按）和式（1.204）計算。2）當(dāng) zrr /11.8 時，底板下部的徑向和環(huán)向彎矩設(shè)計值，可分別按下列計算： 58)3-3-+3+2(12=321221221321322rrrrrrrrrrrpMR)3-3-4(12=312121rrrrrpMT3）環(huán)壁以內(nèi)底板上部在兩個正交方向單位寬度的彎矩設(shè)計值為)+2+6-4-(6=1321312zzzzrrrrrrrpM應(yīng)當(dāng)指出，當(dāng) zrr /11.8 時，基礎(chǔ)外形尺寸已不合理，故一般不宜采用。（3）圓形基礎(chǔ)圓形基礎(chǔ)底板下部和環(huán)壁以內(nèi)底板上部均采

28、用等面積方格網(wǎng)均采用等面積方格網(wǎng)配筋1）底板下部在兩個正交方向單位寬度的彎矩均為)+3-2(6=32221311rrrrrpM2）環(huán)壁以內(nèi)底板上部在兩個正交方向單位寬度的彎矩均為)-3+2-(6=131212rrrrrrpMzzz594.基礎(chǔ)底板的配筋計算基礎(chǔ)底板的配筋計算按混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范（GB50010）進行截面設(shè)計。在計算基礎(chǔ)底板下部的鋼筋面積時，取半徑為 r2 處的底板有效高度 h0 ，按等厚度為 h0 的板計算。 基礎(chǔ)底板下部采用徑環(huán)向配筋時，其徑向鋼筋可按 r2 處滿足計算要求，以輻射狀進行配置。環(huán)向鋼筋可按等直徑以等間距配置。 當(dāng)按式（1.205）、（1.208）或（1.210

29、）計算所得彎矩不大于0時，環(huán) 壁以內(nèi)底板上部一般不配置鋼筋。但當(dāng) 0/-minAGpkk通過且煙氣溫度較高時，應(yīng)按構(gòu)造配筋?；蚧A(chǔ)有煙氣6061621.6 地震作用及其效應(yīng)計算地震作用及其效應(yīng)計算 鋼筋混凝土煙囪抗震特點抗震特點：獨立伸臂彎曲性柔性結(jié)構(gòu)，可通過大變位吸收地震能；自振周期小，地震力小，可用于地震區(qū)較高的煙囪。但重心高，對地震反應(yīng)敏感，一旦發(fā)生震害，不僅影響自身的安全和使用，而且還會危及相鄰的建筑。故地震區(qū)，對煙囪必須進行抗震設(shè)計。1.6.1抗震設(shè)計原則抗震設(shè)計原則 煙囪的抗震設(shè)防烈度一般采用基本烈度。設(shè)防烈度為7度I、類場地，且基本風(fēng)壓大于0.5 kNm2的鋼筋混凝土煙囪，也可不

30、進行截面抗震驗算。其余情況外均應(yīng)進行截面抗震驗算，并應(yīng)符合有關(guān)的抗震措施要求。 (對于混凝土煙囪來說的。)631.6.2水平地震作用標準值及其效應(yīng)計算1.計算方法及適用情況計算方法及適用情況振型分解反應(yīng)譜法一般情況均可使用，需電算完成，詳見抗震課程。簡化法用于高度不超過100m煙囪，便于手算2.簡化法計算步驟及公式簡化法計算步驟及公式（1）煙囪基本自振周期T1及水平地震影響系數(shù) 1根據(jù)經(jīng)驗公式，高度不超過150m的鋼筋混凝土煙囪dHT210011. 0+45. 0=T1煙囪的基本自振周期，s H煙囪高度，m： d煙囪筒身半高處的外直徑，m。 64 由基本自振周期T1，按照建筑抗震設(shè)計規(guī)范（GB

31、50011）即可求得相應(yīng)于基本周期的水平地震影響系數(shù) . 1（2）煙囪的地震彎矩和剪力1）地震彎矩 經(jīng)考慮前35振型組合，得煙囪底部由水平地震作用標準值產(chǎn)生的彎矩計算公式為010=HGME1相應(yīng)于基本周期的水平地震影響系數(shù) EG煙囪總重力荷載代表值 1=niiEGG0H基礎(chǔ)頂至煙囪重心處高度，m； 65 經(jīng)分析，可得圖1.35（b）彎矩分布圖。求得煙囪底部彎矩M。后利用彎矩分布圖可得煙囪任意高度處的截面地震彎矩值Mi。圖1.35 煙囪水平地震作用效應(yīng)分布（a）煙囪簡圖；（b）彎矩分布；（c）剪力分布 662）地震剪力同理，可得煙囪底部剪力 0V0VEcG1=c底部剪力修正系數(shù)，見表1.17。

32、由式（1.53）求得煙囪底部彎矩V。后，利用圖1.35（c）所示剪力分布圖可得煙囪任意高度 iH處的截面地震彎矩值Vi. 671.7 煙囪的作用效應(yīng)組合 設(shè)計煙囪時，作用效應(yīng)組合同砼結(jié)構(gòu)。注意如下2點： 1.承載能力極限狀態(tài)設(shè)計時，根據(jù)煙囪的高度分為兩個安全等級。表1.18 煙囪的安全等級安全等級煙囪高度（m）一級 200二級200注：對于電廠煙囪的安全等級還應(yīng)同時按照電廠單機容量進行劃分。 當(dāng)單機容量大于或等于200MW時為一級，否則為二級。682.正常使用極限狀態(tài)設(shè)計時1）驗算鋼筋混凝土煙囪筒壁的混凝土壓應(yīng)力、鋼筋拉應(yīng)力及裂縫寬度時 ，采用標準組合。2）計算地基變形時，采用準永久組合。69

33、1.8 筒壁材料的力學(xué)性能1.8.2混凝土1）混凝土在溫度作用下的強度標準值按表1.25采用。 表1.25 混凝土在溫度作用下的強度標準值（MPa） 受力狀態(tài)符號溫度（）混凝土強度等級C15C20C25C30C35C40軸心抗壓2010.0013.4016.7020.1023.4026.80608.4011.3014.2016.6019.4022.201008.0010.7013.4015.6018.3020.901507.5010.1012.7014.8017.3019.802007.209.7012.1014.1016.5018.80軸心抗拉201.271.541.782.012.202.

34、39601.021.241.411.571.741.861000.891.081.231.371.521.631500.780.931.061.181.311.402000.650.790.890.991.101.18702）混凝土在溫度作用下的強度設(shè)計值按下列公式計算：ctctkctff=ttttkttff =ctfttf-混凝土在溫度作用下的軸心抗壓、軸心抗拉強度設(shè)計值，MPa； ctkfttkf-混凝土在溫度作用下的軸心抗壓、軸心抗拉強度標準值，按 表1.25的規(guī)定采用，MPa；cttt-混凝土在溫度作用下的軸心抗壓強度、軸心抗拉強度分項 系數(shù)，按表1.26的規(guī)定采用。 71表1.26

35、混凝土在溫度作用下的材料分項系數(shù)cttt序號構(gòu)件名稱1筒壁1.851.502殼體基礎(chǔ)1.601.403其他構(gòu)件1.401.40cttt72 3）混凝土在溫度作用下的彈性模量按下式計算：ccctEE =ctE-混凝土在溫度作用下的彈性模量，MPa； c-混凝土在溫度作用下的彈性模量折減系數(shù)，按表1.27采用； cE -混凝土彈性模量，按混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范（GB50010） 的規(guī)定采用 .73表1.27 混凝土彈性模量折減系數(shù)系數(shù)受熱溫度（）受熱溫度的取值2060100150200承載能力極限狀態(tài)計算時，取筒壁、殼體基礎(chǔ)等的平均溫度。正常使用極限狀態(tài)計算時，取筒壁內(nèi)表面溫度1.000.850.75

36、0.650.55c注：溫度為中間值時，應(yīng)采用線性插入法計算。 混凝土的線膨脹系數(shù) c可采用1.010-5/ .741.8.3鋼筋1）鋼筋在溫度作用下的強度標準值按表1.28采用。表1.28 鋼筋在溫度作用下的強度標準值（MPa）、鋼筋種類溫度（）HPB235（Q235）100235 150210 200200 HRB335（20MnSi）100335 150300 200285 ytkfytkf 757677787980818283848586878889注水壓力為1MPa時聲發(fā)射圖（Step=1） 注水壓力為14MPa時聲發(fā)射圖（Step=26） 注水壓力為18MPa時聲發(fā)射圖（Step=3

37、4） 注水壓力為24MPa時聲發(fā)射圖（Step=46） 注水壓力為25MPa時聲發(fā)射圖（Step=48） 注水壓力為31MPa時聲發(fā)射圖（Step=60） 90（2） 壓裂孔周圍應(yīng)力變化規(guī)律 0510152025303540-505101520253035最大主應(yīng)力/Mpa模 型 長 度 m22MPa0510152025303540-505101520253035最大主應(yīng)力/Mpa模 型 長 度 m15MPa0510152025303540-505101520253035最大主應(yīng)力/Mpa模 型 長 度 m12MPa注水壓力為3MPa時煤層內(nèi)部沿壓裂孔X方向上最大主應(yīng)力分布 注水壓力為14MP

38、a時 注水壓力為31MPa時 91 當(dāng)壓裂結(jié)束時，原巖應(yīng)力大部分降至12MPa以下，卸壓效果較為明顯。壓裂半徑在78m左右，如上圖所示，78m之內(nèi)破裂明顯，注水孔半徑910內(nèi)有細微破裂發(fā)生。 壓裂結(jié)束時最大主應(yīng)力圖 92（3） 壓裂孔周圍水流量和等壓線考察 壓裂孔周圍水流量分析 壓裂孔水頭等壓線圖分析 93 當(dāng)注水壓力為3MPa時，煤體基本未破裂，水頭等壓線分布均勻； 當(dāng)水壓增至1418MPa時，水力壓裂處在微裂紋穩(wěn)定擴展階段，煤體發(fā)育少量破裂，水頭等壓線近似呈橢圓狀; 注水壓力增至24MPa時，裂隙進一步發(fā)育，局部裂隙貫通并進一步發(fā)展，主裂隙及其附近的微裂隙發(fā)展速度明顯加快，發(fā)展過程趨于復(fù)雜

39、。注水壓力為3MPa時水頭等壓線圖 注水壓力為10MPa時注水壓力為18MPa時注水壓力為24MPa時94 當(dāng)壓裂結(jié)束時，裂隙完全發(fā)育，水頭等壓線垂直方向達到煤層頂?shù)装宓膸r層內(nèi)。濕潤半徑達到18m-20m。注水壓力為27MPa時水頭等壓線圖 注水壓力為31MPa時水頭等壓線圖 95（4）煤層瓦斯壓力對煤層破裂作用的影響 為探討瓦斯壓力對煤層水力壓裂的影響，剔除地應(yīng)力因素的影響，建立了瓦斯壓力為1MPa、3MPa、5MPa和7MPa四個不同的計算模型。為對比分析，注水壓力統(tǒng)一設(shè)為10MPa，以便模擬同等壓裂條件下，不同瓦斯壓力下對煤層破裂的影響。 煤層瓦斯壓力為7MPa時 煤層瓦斯壓力為5MPa

40、時 煤層瓦斯壓力為3MPa時 煤層瓦斯壓力為1MPa時 煤層瓦斯壓力削減了水力壓裂的高壓注水作用，抵消抵消了部分注水壓力，瓦斯壓力越大，煤體破裂越困難。 在現(xiàn)場實施水力壓裂技術(shù)時，建議對高瓦斯礦井水力壓裂時適當(dāng)增適當(dāng)增加注水壓力加注水壓力，以達到預(yù)期的壓裂效果。96（5）煤層破裂壓力規(guī)律的探討 由第三章理論公式計算得出了穿層壓裂孔的破裂壓力為25.7MPa，本章數(shù)值試驗得出破裂壓力為24MPa左右，而現(xiàn)場工業(yè)性試驗統(tǒng)計得出的破裂壓力為2029MPa之間。理論推導(dǎo)、數(shù)值試驗與現(xiàn)場工業(yè)性試驗三者的破裂壓力基本一致，稍有出入。 為了得出更為普遍并符合平煤礦區(qū)實際的破裂壓力參數(shù)，筆者又通過對平煤十礦己

41、15-24080工作面、十礦己15-1624110、十三礦己15-17-11070采面以及鶴壁六礦2143工作面等做了大量的數(shù)值試驗。 項目項目地點地點瓦斯壓力瓦斯壓力P/MPaP/MPa埋深埋深H/mH/m起裂壓起裂壓力力P P0 0/MPa/MPa鶴壁六礦鶴壁六礦21432143工作面工作面1.61.66806801313平煤十礦己平煤十礦己1515-24080-24080工作面工作面2 28108102525平煤十三礦己平煤十三礦己1515、1717- -1107011070工作面工作面2.42.4103910393131平煤十二礦己平煤十二礦己1515- -3101031010工作面工

42、作面2.852.859009002424平煤十二礦己平煤十二礦己1515- -1720017200工作面工作面2.92.97707702323白沙紅衛(wèi)煤礦白沙紅衛(wèi)煤礦煤層煤層0.50.52002009.59.597二元線性回歸分析結(jié)果 式中 P0煤層破裂壓力，MPa； H煤層埋深，m； P煤層瓦斯壓力，MPa。P0=0.023H+1.293P+2.0498q 定向水力壓裂數(shù)值試驗（1）定向水力壓裂的必要性和優(yōu)勢 單孔水力壓裂的最大的缺點是壓裂方向是無定向的，易造成應(yīng)力集中，形成高壓蓄能區(qū)。嚴重時，有可能會產(chǎn)生由應(yīng)力集中引起的。 平煤集團八礦己1522040機巷掘進工作面，于2009年6月30日

43、零點班3：09發(fā)生了一起煤與瓦斯突出事故，該起事故的重要原因就是導(dǎo)致的。單孔壓裂最大主應(yīng)力圖 99（2）定向孔和壓裂孔間距的確定 (a)(a)定向孔與壓裂孔間距定向孔與壓裂孔間距模型圖模型圖(b)(b)注水壓力注水壓力27MPa27MPa時應(yīng)力圖時應(yīng)力圖 (c) (c) 定向孔附近定向孔附近a a單元點壓裂過程中的應(yīng)力變化單元點壓裂過程中的應(yīng)力變化(a)(a)定向孔與壓裂孔間距定向孔與壓裂孔間距模型圖模型圖(b)(b)注水壓力注水壓力25MPa25MPa時應(yīng)力圖時應(yīng)力圖 (c) (c) 定向孔附近定向孔附近b b單元點壓裂過程中的應(yīng)力變化單元點壓裂過程中的應(yīng)力變化100(a)(a)定向孔與壓裂

44、孔間距定向孔與壓裂孔間距模型圖模型圖(b)(b)注水壓力注水壓力25MPa25MPa時應(yīng)力圖時應(yīng)力圖 (c) (c) 定向孔附近定向孔附近c c單元點壓裂過程中的應(yīng)力變化單元點壓裂過程中的應(yīng)力變化 當(dāng)定向孔和壓裂孔間距為時，在定向孔周圍不再產(chǎn)生拉應(yīng)力，如上組圖(c)看出，應(yīng)力均為正值（RFPA2D-Flow系統(tǒng)中，正值為壓應(yīng)力，負值為拉應(yīng)力），表明：該處的單元點沒有受到抗張應(yīng)力破壞。因此此時，定向孔距定向孔距壓裂孔的距離應(yīng)相應(yīng)減小壓裂孔的距離應(yīng)相應(yīng)減小。 101（2）定向孔和壓裂孔間距的確定 (c) (c) 定向孔附近定向孔附近a a單元點隨壓裂時間應(yīng)力變化單元點隨壓裂時間應(yīng)力變化(c) (c

45、) 定向孔附近定向孔附近b b單元點隨壓裂時間應(yīng)力變化單元點隨壓裂時間應(yīng)力變化 當(dāng)定向孔和壓裂孔間距為時，在壓裂的初始階段，有效應(yīng)力有效應(yīng)力相應(yīng)減小，該階段主要克服地應(yīng)力克服地應(yīng)力；隨著注水壓力的增大，有效應(yīng)力逐漸增大；當(dāng)增加到22MPa左右時，煤巖體受到抗拉應(yīng)力的作用開始破裂（應(yīng)力降低并出現(xiàn)了負值），最后應(yīng)力趨于降低，達到了很好的卸壓效果 。 當(dāng)定向孔和壓裂孔間距為時，定向孔附近的單元點也受到拉應(yīng)力，產(chǎn)生了拉裂破壞，但卸壓程度比2m時有所降低。 綜上，通過不同間距情況下相應(yīng)的定向孔附近單元點應(yīng)力變化分析并結(jié)合工程經(jīng)濟的原則，定向孔和壓裂孔間距應(yīng)為34m之間，保守起見，取。(a)(a)定向孔與

46、壓裂孔間距定向孔與壓裂孔間距模型圖模型圖(b)(b)注水壓力注水壓力27MPa27MPa時應(yīng)力圖時應(yīng)力圖 (a)(a)定向孔與壓裂孔間距定向孔與壓裂孔間距模型圖模型圖(b)(b)注水壓力注水壓力25MPa25MPa時應(yīng)力圖時應(yīng)力圖 102無定向孔模型圖 有定向孔模型圖壓裂結(jié)束時 壓裂結(jié)束時 （3）定向水力壓裂定向卸壓增透作用103（4）定向水力壓裂破裂規(guī)律研究 q 注水壓力對煤層破裂作用注水壓力對煤層破裂作用q 壓裂孔周圍應(yīng)力變化規(guī)律壓裂孔周圍應(yīng)力變化規(guī)律q 壓裂孔周圍水流量和等壓線考察壓裂孔周圍水流量和等壓線考察104（4）定向水力壓裂破裂規(guī)律研究、共同點、共同點 （1）裂隙的起裂發(fā)育發(fā)展也

47、經(jīng)歷 個階段：應(yīng)力積累階段微裂紋穩(wěn)定擴展階段局部破壞帶形成階段局部破壞帶擴展與貫通階段裂隙失穩(wěn)擴展階段。 （2）壓裂孔周圍應(yīng)力變化、水流量和水頭等壓線規(guī)律基本一致。 、不同點、不同點 （1）定向水力壓裂破裂壓力為21MPa左右，比單孔壓裂的24MPa要低。 （2）定向作用顯著，壓裂結(jié)果是在壓裂孔周圍產(chǎn)生了一個近似圓柱形壓縮粉碎圈和一個沿著壓裂孔與定向孔連心線方向的貫穿壓裂裂縫面，較好地達到了控制壓裂的作用 。 該信息表明：適當(dāng)增加注水孔和定向孔數(shù)目比單純增加注水壓力更有適當(dāng)增加注水孔和定向孔數(shù)目比單純增加注水壓力更有利于提高水力壓裂的增透效果；利于提高水力壓裂的增透效果；在空間上合理地布置壓裂

48、孔和定向孔的個在空間上合理地布置壓裂孔和定向孔的個數(shù)和間距，可有效達到整體定向控制卸壓增透效果，消突安全性較高數(shù)和間距，可有效達到整體定向控制卸壓增透效果，消突安全性較高 。105五、工業(yè)性試驗及效果煤巷掘進防突技術(shù)高位卸壓增透整體卸壓增透低位低位卸壓增透卸壓增透本煤層防治本煤層防治技術(shù)措施技術(shù)措施穿層定向水力壓裂技術(shù)高位技術(shù)低位技術(shù)低位技術(shù)定向孔己己1 16 6、己己1 17 7煤煤層層己己1 15 5煤煤層層己己1 14 4煤煤層層風(fēng)巷高位巷巷道水力壓裂孔抽放孔q 穿層定向水力壓裂形式己15-31010風(fēng)巷高位巷定向水力壓裂剖面示意圖 106q 現(xiàn)場工業(yè)性試驗實施方案（1）穿層水力壓裂布孔

49、參數(shù) 孔號施工時間開孔位置傾角()水平角()孔深(m)巖段(m)煤段(m)封孔位置(m)壓裂1#09年7月1日4點距探煤巷拐角向里2m-16052351735壓裂2#09年7月26日0點距探煤巷拐角向里17m裂3#09年7月2日0點距探煤巷拐角向里32m裂4#09年8月22日8點距探煤巷拐角向里47m裂5#09年7月6日0點距探煤巷拐角向里62m裂6#09年8月11日0點距探煤巷拐角向里77m裂7#09年8月5日4點距探煤巷拐角向里92m裂

50、8#09年8月15日4點距探煤巷拐角向里107m-140473414361078 9 m m壓 裂 孔定 向 孔己1 5煤 層3 m1 5 m7 5 m m定向壓裂鉆孔布置圖（抽放孔未畫出） 穿層抽放鉆孔水力壓裂鉆孔己14-31010穿層水力壓裂壓裂孔與抽放鉆孔布置圖（2）定向孔導(dǎo)向、抽放孔抽采108壓裂孔壓裂孔定向孔定向孔抽放孔抽放孔壓裂孔壓裂孔抽放孔抽放孔定向孔定向孔穿層定向水力壓裂布孔立體示意圖 穿層定向水力壓裂效果示意圖 109q 穿層定向水力壓裂設(shè)備及關(guān)鍵技術(shù)參數(shù)定向壓裂操作系統(tǒng)簡圖 （1）定向壓裂設(shè)備 110（4）高壓密封技術(shù) 起始注水壓力初步設(shè)定在10MPa以下，每5min升壓2

51、Mpa，泵壓穩(wěn)定一段時間后，壓力迅速下降，并持續(xù)加壓時壓力無明顯上升，即說明壓裂孔開始破裂，經(jīng)過現(xiàn)場試驗，十二礦己15煤層壓裂的最終壓力一般為2029MPa。 （3）壓裂時間 當(dāng)注水泵壓降低為峰值壓力的30%左右或流量降至40L/min以下，作為注水結(jié)束時間。本次試驗采用動壓注水。根據(jù)現(xiàn)場試驗結(jié)果：從開始注水到水力壓裂措施結(jié)束大約需要120min時間，水力壓裂全過程一般需要35小時。 （2）注水工藝及參數(shù) 多功能注漿泵將立固安材料（一種低粘度，雙組分合成高分子），當(dāng)樹脂和催化劑摻在一起時或遇水產(chǎn)生膨脹，本身反應(yīng)或發(fā)泡生成多元網(wǎng)狀密彈性體的特征。111（1）q、S 值變化q 現(xiàn)場工業(yè)性試驗效果分

52、析d d壓裂前壓裂后q值隨掘進日期的變化 壓裂前壓裂后q 值隨掘進日期的變化 S 值隨掘進日期的變化 112（2）壓裂后考察孔濃度變化 壓裂前鉆孔瓦斯?jié)舛人p速度快，一般79天濃度衰減到0； 壓裂后衰減期一般都在4050天之間。 壓裂前后考察孔的抽放濃度有了顯著增大，并得出水力壓裂影響范圍為78m之間。與數(shù)值試驗的結(jié)果基本一致。 在壓裂孔一側(cè)布置考察鉆孔，每隔1m布置一考察鉆孔，考察鉆孔平行于壓裂鉆孔，共布置10個，孔徑42mm 。1135#考察孔壓裂前后流量對比 壓裂前后單孔壓裂抽放流量對比 流量/m3min-1時間/天壓裂前壓裂后10.00469270.0278048620.00590.0

53、196348630.0020560.0234662940.0029360.0200004350.00330.0194635760.00173280.0201992970.00049670.0199097180.00037580.0217724390.0000850.02021914100.0000850.0149110.0000750.01788257120.0000350.013398711300.011851571400.00631500.007855141600.006481141700.005551141800.005372141900.004870432000.00520814 5#

54、考察鉆孔距壓裂孔5m，壓裂前最大抽放濃度為8%，流量為5.910-3m3/min ，經(jīng)7天后衰減為零。壓裂后單孔瓦斯抽放濃度到15%，流量達27.810-3m3/min ，抽放濃度穩(wěn)定。抽放濃度平均增加了抽放濃度平均增加了70%，瓦斯，瓦斯流量上升了流量上升了3.8倍。倍。 114與壓裂孔間距（m）內(nèi)在含水量（%）檢驗日期54.658.10101.858.11152.848.12201.468.13251.548.14301.538.15351.488.16401.188.17451.228.18501.248.19601.158.20己15-31010進風(fēng)巷壓裂后鉆孔水含量測定表 （3）壓裂前后煤體含水量變化考察 對壓裂前后煤樣的內(nèi)在含水量進行對比，在3035m內(nèi)，得出壓裂后煤體水分增加34.5%以上，4060m水份增加較少，為4.5%12.7%之間。 煤體原始含水量為1.1%左右。 115（4）壓裂對放炮后巷道粉塵濃度的影響放炮30分鐘以后