大跨變高度立體管桁架屋蓋結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析

大跨變高度立體管桁架屋蓋結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析

1結(jié)構(gòu)平面布置蘇州國際博覽中心位于蘇州市金雞湖，總面積32萬平方米。外觀效果見圖1。因建筑體量很大,采用多條伸縮-防震縫將整個(gè)建筑分為9個(gè)獨(dú)立的抗震單元。各標(biāo)準(zhǔn)展廳均為長180m、寬90m的二層建筑(局部有夾層),采用鋼筋混凝土筒體-鋼排架柱體系。在結(jié)構(gòu)平面布置上:南北各設(shè)長90m、寬9m的鋼筋混凝土核心筒,核心筒從基礎(chǔ)起至屋面止,構(gòu)成抗側(cè)力結(jié)構(gòu);一層柱網(wǎng)為27m×18m,二層樓面采用雙向桁架結(jié)構(gòu)。二層柱網(wǎng)為27m×90m,屋面采用90m跨變高度的鋼結(jié)構(gòu)空間桁架,桁架的截面形式為倒梯形,其軸測圖和施工照片見圖2、圖3。桁架上、下弦各為二根外徑610mm的鋼管,間距分別為9m和1m,兩根鋼管之間在節(jié)點(diǎn)處用外徑508mm的鋼管連接。桁架的腹桿是直徑508mm的鋼管。在南北向設(shè)置的三道縱向空間支撐桁架分別位于屋面的東西側(cè)及中部。在27m間距的屋面桁架之間是跨度18m、間距4.5m的熱軋H鋼檁條,其上的屋面板采用雙層鋁鎂錳合金屋面板。每跨檁條之間設(shè)3根80×6.3的剛性系桿,以確保檁條的側(cè)向穩(wěn)定和屋面整體剛度的充分發(fā)揮。圖4示出了標(biāo)準(zhǔn)展廳屋面結(jié)構(gòu)平面圖。2大跨變量高三維管地板結(jié)構(gòu)性能分析立體桁架本身的形狀使其平面外剛度較大,能夠自成一個(gè)穩(wěn)定體系,不但便于吊裝,而且有可能減少支撐。其結(jié)構(gòu)性能與平面桁架有較大不同。2.1管桁架結(jié)構(gòu)模態(tài)分析《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50017—2003)規(guī)定對(duì)采用鋼管直接相貫焊接節(jié)點(diǎn)的管桁架結(jié)構(gòu),當(dāng)弦桿長徑比≤12、腹桿長徑比≤24時(shí)不能忽略節(jié)點(diǎn)的剛度,計(jì)算模型中桿件端部采用固接來模擬;否則可忽略節(jié)點(diǎn)剛度的影響,按鉸接計(jì)算。本工程屋面是變高度的空間管桁架結(jié)構(gòu),雖腹桿長徑比變化較大,但都不超過24;而弦桿長徑比都超過12,若將弦桿端部簡化為鉸接而腹桿固接顯然與實(shí)際構(gòu)造不符,也是不合理的。實(shí)際工程中,采用相貫焊接節(jié)點(diǎn)的管桁架的弦桿構(gòu)造上都是連續(xù)的,相貫節(jié)點(diǎn)也屬于半剛性節(jié)點(diǎn)的范疇,因此整體分析采用弦桿、腹桿全剛接的計(jì)算模型,每個(gè)節(jié)點(diǎn)具有6個(gè)自由度。其他工程的試驗(yàn)和實(shí)測也證實(shí)空間剛接模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值更接近。整體計(jì)算采用SAP2000通用三維靜動(dòng)力結(jié)構(gòu)分析軟件,用Frame單元模擬柱和桁架、Shell單元模擬屋面板,采用Ritz向量分析進(jìn)行結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析。采用振型分解反應(yīng)譜法計(jì)算時(shí),振型組合用CQC法,方向組合用SRSS法。取結(jié)構(gòu)的阻尼比ζ=0.02。計(jì)算簡圖如圖5所示。2.2初始約束條件下的溫度內(nèi)力釋放標(biāo)準(zhǔn)展廳屋蓋桁架東西向跨度90m,南北支座相距108m。如所有的支座都設(shè)計(jì)成不動(dòng)鉸支座,以軸桁架為例,升溫30℃時(shí)產(chǎn)生的軸力相當(dāng)大,見表1。由于溫度升或降產(chǎn)生的內(nèi)力是等值反號(hào)的,即都存在與豎向荷載和其他荷載作用下內(nèi)力“同號(hào)相加”組合的可能性,因此溫度內(nèi)力將對(duì)屋蓋構(gòu)件截面的確定產(chǎn)生很大影響。結(jié)構(gòu)在溫度變化時(shí)產(chǎn)生內(nèi)力都是由于多余約束,主要是超靜定的邊界條件和內(nèi)部冗余約束引起的,因此減小溫度內(nèi)力的最有效方法是釋放過多的外部約束。本工程屋蓋四個(gè)角部支座的下方是混凝土核心筒,水平剛度極大,為釋放溫度內(nèi)力,將這四個(gè)支座除一處保留為不動(dòng)支座(但允許一定程度的轉(zhuǎn)動(dòng))外,其他二處支座改為單向滑動(dòng)支座、一處改為雙向滑動(dòng)支座。從表1可見,當(dāng)支座固定時(shí),桁架下弦桿中的溫度內(nèi)力明顯大于上弦桿;而部分支座允許沿特定方向滑移后,桁架下弦桿的溫度內(nèi)力變得非常小,顯然是支座約束釋放所起的作用。而上弦桿溫度內(nèi)力減小的幅度不大,是因?yàn)樯舷覘U中的溫度內(nèi)力主要是由于屋蓋自身的冗余約束、變高度桁架上下弦桿長度不同造成溫度同樣變化時(shí)桿件伸縮尺度不同,以及金屬屋蓋面變形與桁架桿變形差異引起的,與四個(gè)角上的支座約束關(guān)系不大。應(yīng)該注意的是,屋面板用shell單元模擬、假定與桁架上弦協(xié)調(diào)變形的計(jì)算模型,會(huì)高估桁架的溫度內(nèi)力。實(shí)際季節(jié)溫差的完成都是一個(gè)漸變的過程,屋面板與桁架之間實(shí)際上存在的微小變形差會(huì)釋放相當(dāng)一部分溫度內(nèi)力。但如果屋面板不進(jìn)入計(jì)算模型,對(duì)大多數(shù)桁架桿件又將低估溫度內(nèi)力(表1括弧中數(shù)值),因?yàn)闄_條的設(shè)計(jì)考慮了屋面板的應(yīng)力蒙皮效應(yīng),屋面板是通過射釘、螺釘與檁條牢固連接、再由專門設(shè)計(jì)的檁托與桁架可靠傳力的,除了在展廳之間跨越防震縫的位置采用長圓孔滑移構(gòu)造外,標(biāo)準(zhǔn)展廳屋面本身是一個(gè)整體。2.3不同合成條件對(duì)自振周期的影響采用Ritz向量分析進(jìn)行結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析,共計(jì)算60個(gè)振型。圖6給出了前4階振型圖,屋蓋結(jié)構(gòu)的自振周期分布見圖7,周期-模態(tài)質(zhì)量參與百分比之和曲線見圖8。圖7給出了不同支座情況下的屋蓋結(jié)構(gòu)自振周期,可見不同支座條件對(duì)結(jié)構(gòu)的基本自振周期影響很大,兩者T1相差近1倍;同時(shí)也反映出不同支座條件對(duì)結(jié)構(gòu)的影響集中在低階周期段,當(dāng)進(jìn)入0.6s左右振型分布密集、顯示出明顯的空間鋼桁架振動(dòng)特征后,邊界條件的影響基本結(jié)束。從圖8可見,前3階振型分別是相當(dāng)純粹的沿X向平動(dòng)、沿Y向平動(dòng)和繞Z軸轉(zhuǎn)動(dòng);第4階振型是以沿Z向平動(dòng)為主的振型。在屋蓋結(jié)構(gòu)的主要振型中,以比較“單純”的振型為主,Tt/T1=0.68也反映出耦聯(lián)扭轉(zhuǎn)程度不高(Tt為扭轉(zhuǎn)主振周期)。因此,這種以下弦是雙鋼管為主要特征的倒梯形立體桁架組成的屋蓋結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性是相當(dāng)理想的。2.4elcentro波和taft波在c、y、z水平區(qū)域內(nèi)不動(dòng)合成成礦后的反力地震發(fā)生時(shí),地面運(yùn)動(dòng)由地基傳到基礎(chǔ),再通過下部結(jié)構(gòu)及支承連接傳到屋蓋。顯然,如果連接支座有一定的變形能力,就能夠消耗一部分地震能量,減小地震作用。本工程為了釋放溫度內(nèi)力,將四個(gè)混凝土筒上的支座中的三個(gè)分別改為單/雙向滑動(dòng)支座。計(jì)算表明,采用滑動(dòng)支座后屋蓋結(jié)構(gòu)的基本周期增加了近1倍。從抗震規(guī)范給出的地震影響系數(shù)α與結(jié)構(gòu)自振周期T的關(guān)系曲線α(Τ)α(T)可知,結(jié)構(gòu)的基本周期越長、離場地的卓越周期越遠(yuǎn)(本工程Tg=0.49s),地震影響系數(shù)就越小,結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)就越小。表2的計(jì)算結(jié)果證實(shí)了采用滑動(dòng)支座后屋蓋結(jié)構(gòu)在X、Y、Z三個(gè)方向總的地震反應(yīng)都是減小的,但因能傳遞地震剪力的支座在兩個(gè)水平方向各減少二個(gè),因此設(shè)置滑動(dòng)支座后余下的不動(dòng)支座的水平地震反力是增加的,相對(duì)來說在豎向地震作用下的反力除個(gè)別支座略有增加外,大多數(shù)是減小的。采用三向輸入的時(shí)程分析方法進(jìn)行分析,輸入ElCentro波、Taft波、耿馬波進(jìn)行結(jié)構(gòu)多遇地震下的時(shí)程反應(yīng)分析,地面運(yùn)動(dòng)最大加速度沿南北向取為18cm/s2,東西向取為南北向的85%,豎向取為南北向的65%。圖9是整個(gè)鋼屋蓋在ElCentro波作用下的支座反力響應(yīng);圖10是不動(dòng)鉸支座在ElCentro波作用下的支座反力響應(yīng)。圖中實(shí)線為部分滑移支座模型,虛線為全固定支座模型。部分支座改用滑動(dòng)支座后,地震作用下各方向總的支座反力都是減小的,這與采用振型分解反應(yīng)譜法得到的結(jié)果類似;同時(shí)也應(yīng)注意到水平向支座反力處于較大值范圍的時(shí)段較多,這與輸入的頻譜特征有關(guān)。在把四個(gè)混凝土筒上的支座中的三個(gè)改為單/雙向滑動(dòng)支座后,剩下的那個(gè)不動(dòng)鉸支座三個(gè)方向的支座反力都有明顯增大,進(jìn)行支座設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)予注意。2.5p-效應(yīng)對(duì)桁架生長、振動(dòng)的影響展廳屋蓋跨度90m,一端最大懸挑27.750m,采用的是變高度桁架,矢高在左右兩個(gè)支座處分別為10.238m、2.235m,桿件軸向內(nèi)力作用于桿件相對(duì)其弦線側(cè)向位移上的二階彎距和二階撓度(即P-δ效應(yīng))必然比一般結(jié)構(gòu)大。二階效應(yīng)使桿件變形加大、內(nèi)力增加。在豎向靜力荷載(恒載與一半活載之和)作用下,軸桁架考慮P-δ效應(yīng)時(shí)最大撓度是324mm,不考慮時(shí)是280mm,二者相差頗為可觀?？紤]P-δ效應(yīng)使跨中撓度及懸挑端負(fù)撓度增大。圖11反映出P-δ效應(yīng)對(duì)桁架上下弦桿的影響較明顯,本例增幅大致在10%～20%;少數(shù)內(nèi)力較小的弦桿變化幅度更大些,但絕對(duì)數(shù)值不大。P-δ效應(yīng)對(duì)桁架腹桿的影響相當(dāng)小,本工程基本上在5%以內(nèi);僅個(gè)別腹桿變化幅度略大些,但絕對(duì)數(shù)值較小。3k型圓管的空間互聯(lián)試驗(yàn)和開元分析3.1大比例節(jié)點(diǎn)靜力試驗(yàn)蘇州國際博覽中心屋面采用下弦是兩根平行鋼管的倒梯形空間相貫焊接管桁架,其下弦出現(xiàn)的空間并聯(lián)K形相貫節(jié)點(diǎn)超出了現(xiàn)行國家標(biāo)準(zhǔn)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50017—2003)有關(guān)條文的范疇。為了解這種新型空間相貫節(jié)點(diǎn)的性能、進(jìn)而確定其極限承載能力,并為工程設(shè)計(jì)提供依據(jù),在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行了大比例節(jié)點(diǎn)的靜力試驗(yàn)。試件取自工程中兩個(gè)主管徑厚比不同的典型節(jié)點(diǎn)(編號(hào)J-1、J-2),并另做一個(gè)材料、截面等均與J-2相同的平面節(jié)點(diǎn)(J-3)作為對(duì)比。試件與原型的關(guān)系見表3。試件采用Q345B鋼材制作的直縫焊接鋼管(與實(shí)際工程中使用的鋼管相同),并要求采用與工程實(shí)際相同的搭接順序。所有不可見焊縫都按設(shè)計(jì)要求進(jìn)行了焊接。試驗(yàn)采用自平衡反力框架作為加載裝置。為盡量減少次彎距對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響,試件上下支管的端部分別通過半球壓鉸和剪力銷實(shí)現(xiàn)的拉鉸連接在反力架上。試驗(yàn)時(shí)通過油壓千斤頂由下向上施加軸向力,使上下支管分別受壓和受拉。J-2的加載照片見圖12。試件終止加載的條件為:①千斤頂加荷不能穩(wěn)定時(shí);②在節(jié)點(diǎn)部位出現(xiàn)斷裂,且裂縫不斷發(fā)展時(shí);③當(dāng)節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)很大的塑性變形后;④其它使荷載不能繼續(xù)施加的情況發(fā)生時(shí)。測試內(nèi)容包括千斤頂作用力、試件內(nèi)力、位移、節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布四個(gè)方面。圖13為J-2試件應(yīng)變片測點(diǎn)示意圖。3.2節(jié)點(diǎn)進(jìn)入非線性工作狀態(tài)及塑性的發(fā)展圖14和圖15分別示出了試件J-2和J-3的破壞形態(tài)。J-2在管件交匯處主管管壁靠節(jié)點(diǎn)的外側(cè)略有凸出,受壓支管與主管交匯處管壁略有凹陷,受拉支管根部與主管連接焊縫開裂后支管斷裂,連系支管沒有明顯變形。節(jié)點(diǎn)破壞屬于受拉支管與主管間的焊縫失效進(jìn)而被拉斷、受壓支管在壓力作用下屈曲破壞的綜合形式。J-3在管件交匯處主管管壁明顯變形,與受壓支管交匯處凹陷、兩側(cè)鼓曲,受壓支管與主管交匯處管壁明顯凹陷,受拉支管根部在兩側(cè)略有鼓曲。破壞屬于與支管相連的主管壁因形成塑性鉸線、產(chǎn)生過大的變形而失效、受壓支管在壓力作用下屈曲、受拉支管發(fā)生軸拉屈服破壞的綜合形式。J-1在加載達(dá)到3800kN時(shí)因受拉支管端板焊縫突然斷裂而終止試驗(yàn)。從試驗(yàn)數(shù)據(jù)和試驗(yàn)過程看,節(jié)點(diǎn)總體受力仍處于彈性階段,僅小部分管壁進(jìn)入塑性狀態(tài)?？臻g并聯(lián)K形相貫節(jié)點(diǎn)因連系支管的存在,破壞模式與平面K形節(jié)點(diǎn)明顯不同:主要是主管的變形被連系支管有效約束,發(fā)生主管管壁沖剪破壞、局部塑性變形和局部失穩(wěn)破壞的可能性降低。連系支管使主支管交匯處主管管壁在受拉支管和受壓支管作用下發(fā)生局部塑性變形而破壞只可能發(fā)生在連系支管的反面一側(cè),發(fā)生主管被刺入破壞的可能性大大降低。確定節(jié)點(diǎn)的承載能力首先需確定節(jié)點(diǎn)何時(shí)進(jìn)入非線性工作狀態(tài)及塑性的發(fā)展情況。節(jié)點(diǎn)進(jìn)入非線性工作狀態(tài)及塑性的發(fā)展包括兩層含義:一是節(jié)點(diǎn)整體層面上的非線性工作,即節(jié)點(diǎn)整體的受力-結(jié)構(gòu)反應(yīng)呈現(xiàn)非線性工作特征;二是局部層面上的塑性及其發(fā)展,如應(yīng)力集中處、局部缺陷處、焊接殘余應(yīng)力等與荷載作用下的應(yīng)力同號(hào)疊加處的小范圍塑性。這兩者是相互關(guān)聯(lián)的:由于應(yīng)力集中的存在使塑性區(qū)較早就會(huì)出現(xiàn),但當(dāng)范圍較小時(shí),節(jié)點(diǎn)整體仍表現(xiàn)為線性工作特征,整體基本處于彈性工作狀態(tài),此時(shí)如果卸載,殘余變形極小,幾乎可以忽略;隨著荷載逐步增加,塑性區(qū)不斷擴(kuò)展,節(jié)點(diǎn)的整體荷載-位移曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn),節(jié)點(diǎn)整體進(jìn)入塑性工作階段,此時(shí)如果卸載,殘余變形明顯。本次試驗(yàn)取主弦管沿豎向的位移-千斤頂作用力關(guān)系曲線為綜合反應(yīng)管節(jié)點(diǎn)承載能力的曲線。節(jié)點(diǎn)J-2、J-3主管位移曲線(圖16、圖17)都出現(xiàn)了屈服拐點(diǎn):J-2大致在主弦管位移20mm時(shí),J-3大致在主弦管位移10mm時(shí);從節(jié)點(diǎn)整體屈服到達(dá)到極限變形有相當(dāng)長的一段變形發(fā)展過程,說明節(jié)點(diǎn)整體的延性很好;但達(dá)到極限承載力時(shí)的變形尚未達(dá)到極限變形的一半,且承載力略有下降,說明節(jié)點(diǎn)的后期強(qiáng)度儲(chǔ)備不大。而J-2進(jìn)入屈服后強(qiáng)化段的發(fā)展比J-3充分,承載力下降明顯晚于后者,說明空間并聯(lián)K形節(jié)點(diǎn)連系支管對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力的提高能夠起到一定的作用。從試驗(yàn)結(jié)果看,節(jié)點(diǎn)進(jìn)入塑性的區(qū)域相當(dāng)大,塑性的發(fā)展比較充分,為便于研究材料進(jìn)入塑性后的情況,以應(yīng)變強(qiáng)度為橫坐標(biāo)、千斤頂作用力為縱坐標(biāo)繪制了各應(yīng)變片處實(shí)測應(yīng)變強(qiáng)度曲線。J-2和J-3試件部分典型測點(diǎn)的應(yīng)變強(qiáng)度曲線如圖18、圖19所示。在節(jié)點(diǎn)受荷初期,所有測點(diǎn)的應(yīng)變強(qiáng)度幾乎都是沿直線線性增大的。隨著荷載的逐級(jí)增加,各測點(diǎn)應(yīng)變強(qiáng)度的發(fā)展情況相當(dāng)不同,主要體現(xiàn)在主、支管相貫連接處應(yīng)力集中程度相當(dāng)高:在負(fù)荷不大時(shí),就有部分測點(diǎn)的應(yīng)變強(qiáng)度達(dá)到并超過屈服點(diǎn),越靠近相貫線的測點(diǎn),越早到達(dá)屈服點(diǎn);節(jié)點(diǎn)在正常工作狀態(tài)就是帶塑性區(qū)工作的;而當(dāng)荷載到達(dá)設(shè)計(jì)荷載時(shí),有相當(dāng)多測點(diǎn)的應(yīng)變強(qiáng)度到達(dá)屈服點(diǎn),有的應(yīng)變已達(dá)到相當(dāng)大的數(shù)值,可見有一定范圍管壁進(jìn)入屈服。比照?qǐng)D16、圖17主管豎向位移曲線,節(jié)點(diǎn)整體進(jìn)入屈服強(qiáng)化階段時(shí)的荷載已接近極限荷載,說明應(yīng)力集中產(chǎn)生的高應(yīng)力區(qū),即部分較早進(jìn)入屈服的區(qū)域的存在對(duì)節(jié)點(diǎn)的整體工作性能影響不大,不會(huì)引起節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)明顯的強(qiáng)度和剛度退化,說明節(jié)點(diǎn)在正常使用狀態(tài)帶局部塑性區(qū)域工作是安全的。管壁各測點(diǎn)Mises應(yīng)力分布曲線(圖20)進(jìn)一步證實(shí)了節(jié)點(diǎn)區(qū)應(yīng)力在彈性階段的分布就非常復(fù)雜,應(yīng)力集中十分明顯。譬如,在距離相貫線相同位置的管壁上的應(yīng)力相差很大:主管在靠近受拉支管的鞍點(diǎn)處應(yīng)力較大,受壓支管上的鞍點(diǎn)是應(yīng)力集中最大處,并最先進(jìn)入塑性。從J-3弦管內(nèi)外排應(yīng)變花實(shí)測應(yīng)力的分布情況來看,在弦管兩側(cè)區(qū)域,塑性發(fā)展較快,但沿向外方向的衰減也很快。從管壁開始出現(xiàn)塑性區(qū)的始屈荷載到節(jié)點(diǎn)的破壞荷載,兩者相差數(shù)倍,說明節(jié)點(diǎn)具有較大的強(qiáng)度儲(chǔ)備。3.3有限元分析結(jié)果有限元分析采用ANSYS通用分析軟件進(jìn)行。模型的計(jì)算簡圖模擬試驗(yàn)的加載方式取用,即在受拉支管和受壓支管端板的水平直徑上定義三個(gè)平動(dòng)自由度(UX,UY,UZ)的線約束來模擬試驗(yàn)中的拉鉸和壓鉸;在主管底板的下表面施加均勻分布的表面壓力來模擬千斤頂加載。選用SOLID458結(jié)點(diǎn)實(shí)體元,在靠近相貫連接的區(qū)域采用較細(xì)的網(wǎng)格,其他區(qū)域采用較粗的網(wǎng)格,以在盡量提高分析精度的同時(shí)減少系統(tǒng)開銷。有限元計(jì)算模型見圖21。從圖22示出的節(jié)點(diǎn)J-1主管的實(shí)測位移、部分測點(diǎn)的實(shí)測Mises應(yīng)力與ANSYS有限元分析結(jié)果的對(duì)比曲線可見實(shí)測數(shù)據(jù)與計(jì)算結(jié)果基本吻合,有的大致趨勢吻合,說明這種有限元節(jié)點(diǎn)模型的建立方法和計(jì)算結(jié)果較為可靠。從圖23、圖24對(duì)比示出的J-2和J-3管壁相應(yīng)位置在各級(jí)荷載下的Mises應(yīng)力曲線可見,在相同單管荷載下,J-2主管上的Mises應(yīng)力一般比J-3相應(yīng)位置的大些;而受壓、受拉支管上的Mises應(yīng)力是J-3上大,說明并聯(lián)K形搭接相貫節(jié)點(diǎn)主管受連系支管的約束作用剛度有所增大,在與搭接的受拉、受壓支管直接傳遞部分作用力分配時(shí),主管分配到的力差比平面K形節(jié)點(diǎn)的主管大,即并聯(lián)K形搭接節(jié)點(diǎn)主管在節(jié)點(diǎn)處的負(fù)擔(dān)有所增加,而支管在節(jié)點(diǎn)區(qū)域的應(yīng)力有所減小。試驗(yàn)實(shí)測和有限元分析都表明支管端部往往存在一定范圍的塑性區(qū),所以實(shí)際施工中應(yīng)避免支管端部過大的切割和拼接誤差;如果出現(xiàn)較大的拼接間隙,不應(yīng)直接用小