特种结构课件

1、1 *1.5 风荷载与日照和基础倾斜产生的附加弯 矩计算 *1. 附加弯矩概念附加弯矩概念 在风荷载、基础倾斜以及日照温差等作用下，筒身发生弯曲和倾 斜变形引起烟囱的中心轴水平偏移，使筒身重力荷载对筒壁任意水平 截面产生弯矩（图1.33），称为附加弯矩（图1.32）。 2 *2.附加弯矩计算附加弯矩计算 附加弯矩较大，必须进行计算，并与风荷载引起的弯矩进行叠加。 （1）精确计算方法）精确计算方法 先求出烟囱的横向变位（图1.34），然后将结构自重与横向变 位相乘获得各截面上的附加弯矩： )-(= 1+= ij n ij jai uuGM （1.32） 3 （2）简化计算方法）简化计算方法 1）

2、计算假定 筒身弯曲的曲率沿高度不变为等曲率，筒身自重沿高度方向的分 布为直线形。 2) 计算公式 tg+) + 1 ( 3 2 2 )( = 2 d T hHhHq M c c iii ai ai M筒身任意截面的附加弯矩，kNm； 4 i q距筒壁顶 3/ )-( i hH 处的折算线分布重力荷载 i h计算截面i的高度，计算截面一般取筒身各节筒壁的底截面(变量) H筒身高度，m； c / 1筒身代表截面处的弯曲变形曲率；（常数） c 混凝土的线膨胀系数， 5 101= c T由日照产生的筒身阳面和阴面的温度差，应按当地实测数据采 用，当无实测数据时，可按20采用； d 高度为0.4H处的筒

3、身外直径，m； tg基础倾斜值，可按表1.15采用 5 表1.15基础允许倾斜值 tg 烟囱高度（） 基础允许倾斜角 （tg） 烟囱高度（） 基础允许倾斜角 （tg） 50H1000.005150H2000.003 100H1500.004200H2500.002 6 3)公式分析 是折算分布重力荷载 ai M i q 与计算截面高度 i h的函数。 实际计算时，按承载能力极限状态和正常使用极限状态分别进行计算。 7 *1.承载能力极限状态计算中的附加弯矩承载能力极限状态计算中的附加弯矩 筒身任意计算截面的附加弯矩计算步骤： （1）确定折算线分布重力荷载i q 110 +)-( 3 )-(2

4、=qqq H hH q i i H G q = 0 1 1 1 = h G q G筒身(包括筒壁、隔热层和内衬)全部自重，kN； G1筒身顶部第一节的全部自重荷载设计值，kN； h1筒身顶部第一节的高度，m； 8 计算 i q 式中，仅 i h为变数，计算时只要代人不同的 i h值，便可求得 任意截面的 i q值。然后将各 i q 值和相应的 i h 值代入附加弯矩公式中，就 可进行各计算截面的附加弯矩的计算。 （2）确定筒身代表截面的位置 筒身代表截面的位置，按下列条件确定： 1）当筒身各段坡度均不大于3时，不设烟道孔的筒身（如为地下烟道）， 取筒身最下节筒壁的底截面；设有烟道孔的筒身，取洞

5、口上一节筒壁的底 截面。 2）当筒身下部H/4范围内有大于3的坡度时，在坡度小于3的区段内无 烟道孔的筒身，取该区段筒壁的底截面；在坡度小于3的区段内有烟道 孔的筒身，取洞口上一节筒壁的底截面。 9 三。确定筒身代表截面处的弯曲变形曲率 c /1 筒身曲率沿高度实际上是变化的，设计时取代表截面处的曲率代入 附加弯矩公式中计算。 计算 c /1时，首先用下式计算出相对偏心距e： rN MM r e aW + = r代表截面处的筒壁平均半径，m； W M a M分别为代表截面处的风弯矩设计值和附加弯矩设计值，kNm； N 代表截面处的轴向力设计值，kN。 10 当e0.5r时，弯曲变形曲率计算公式

6、为 IE MM ct aW c 33. 0 )+(6 . 1 = 1 ct E 代表截面处筒壁混凝土在温度作用下的弹性模量， kNm2； I代表截面处的筒壁截面惯性矩。 当e0.5r时，弯曲变形曲率计算公式为 IE MM ct aW c 25. 0 )+(6 . 1 = 1 当求出 上述公式中均含有代表截面处的附加弯矩设计值 Ma， 在求相对偏心 距e时为 未知数。为此，可先假定 Wa MM35. 0= 确定 re/ ，并进行判别； c /1 后， 再用式（1.28）计算附加弯矩值。当计算出的附加弯矩与假定值相差不超过5， 则将此时的 c /1作为常数，用作计算其它截面，否则应进行循环迭代。

7、11 2.正常使用极限状态计算中的附加弯矩正常使用极限状态计算中的附加弯矩 正常使用极限状态计算中的附加弯矩求解过程，与承载能力极限状态 计算时的完全相同。仅需注意如下几点： 1.计算折算线分布重力荷载 i q时， 0 q 和 1 q分别按下列公式计算： H G q k = 0 1 1 1 = h G q k k G 、 k G1 -分别为筒身的全部自重标准值和顶部第一节全部自重标准值。 2.相对偏心距用下式计算： rN MM r e k akWkc + = 12 kW M、 ka M 分别为代表截面处的风弯矩标准值和附加弯矩标准值，kNm； k N代表截面处的轴向力标准值，kN。 3.变形曲

8、率计算公式为 当ec0.5r时 IE MM ct k a k W c 65. 0 + = 1 当ec0.5r时 IE MM ct k a k W c 4 . 0 + = 1 在计算相对偏心距ec时，可先假定 W k a MM2 . 0= 13 1.6 地震作用及其效应计算地震作用及其效应计算 钢筋混凝土烟囱抗震特点抗震特点：独立伸臂弯曲性柔性结构，可通过大变位 吸收地震能；自振周期小，地震力小，可用于地震区较高的烟囱。但重心 高，对地震反应敏感，一旦发生震害，不仅影响自身的安全和使用，而且 还会危及相邻的建筑。故地震区，对烟囱必须进行抗震设计。 1.6.1抗震设计原则抗震设计原则 烟囱的抗震设

9、防烈度一般采用基本烈度。设防烈度为7度I、类场地， 且基本风压大于0.5 kNm2的钢筋混凝土烟囱，也可不进行截面抗震验算。 其余情况外均应进行截面抗震验算，并应符合有关的抗震措施要求。 1.6.2水平地震作用标准值及其效应计算 1.计算方法及适用情况计算方法及适用情况 振型分解反应谱法一般情况均可使用，需电算完成，详见抗震课程。 简化法用于高度不超过100m烟囱，便于手算 14 2.简化法计算步骤及公式简化法计算步骤及公式 （1）烟囱基本自振周期T1及水平地震影响系数 1 根据经验公式，高度不超过150m的钢筋混凝土烟囱 d H T 2 1 0011. 0+45. 0= T1烟囱的基本自振周

10、期，s H烟囱高度，m： d烟囱筒身半高处的外直径，m。 由基本自振周期T1，按照建筑抗震设计规范（GB50011）即可求 得相应于基本周期的水平地震影响系数 1 15 1）地震弯矩 （2）烟囱的地震弯矩和剪力 经考虑前35振型组合，得烟囱底部由水平地震作用标准值产生的 弯矩计算公式为 010 =HGM E 1 相应于基本周期的水平地震影响系数； E G烟囱总重力荷载代表值， 1= = n i iE GG 0 H基础顶至烟囱重心处高度，m 经分析，可得图1.35（b）弯矩分布图。求得烟囱底部弯矩 M。后，利用弯 矩分布图可得烟囱任意高度 i H处的截面地震弯矩值 Mi 16 图1.35 烟囱水

11、平地震作用效应分布 （a）烟囱简图；（b）弯矩分布；（c）剪力分布 17 2）地震剪力 同理，可得烟囱底部剪力 0 V 0 V Ec G 1 = c 底部剪力修正系数，见表1.17。 由式（1.53）求得烟囱底部弯矩V。后，利用图1.35（c）所示剪力分布图可得 烟囱任意高度 i H 处的截面地震弯矩值 Vi。 1.6.3竖向地震作用标准值计算（略） 1.6.4考虑地震作用的附加弯矩计算 钢筋混凝土烟囱由于地震作用、风荷载、日照和基础倾斜等原因，筒身重力 荷载对筒壁任意水平截面产生的附加弯矩 Eai M 可按下式计算： 18 tg+) + 1 ( 3 2 2 )()( = 2 d T hHhH

12、FhHq M c EC iiEVikEVii Eai EV 竖向地震作用分项系数； EVik F 任意水平截面i的竖向地震作用标准值； EC /1考虑地震作用时，筒身代表截面处的变形曲率； 其余符号意义同前。 考虑地震作用时的筒身代表截面处的变形曲率 EC /1 按下式计算： IE MMM ct EaWcWEE EC 25. 0 + = 1 19 E M筒身代表截面处的地震弯矩设计值，kNm； Ea M 筒身代表截面处的地震附加弯矩设计值，kNm cWE 风荷载组合系数，取0.2 其余符号意义同前。 20 上节内容回顾上节内容回顾 1.底部剪力法 2.阵型分解反应谱法 3.简化法: 010 =

13、HGM E 0 V Ec G 1 = 21 1.7 烟囱的作用效应组合 设计烟囱时，作用效应组合同砼结构。注意如下2点： 1.承载能力极限状态设计时，根据烟囱的高度分为两个安全等级。 表1.18 烟囱的安全等级 安全等级烟囱高度（m） 一级200 二级200 注：对于电厂烟囱的安全等级还应同时按照电厂单机容量进行划分。 当单机容量大于或等于200MW时为一级，否则为二级。 22 2.正常使用极限状态设计时 1）验算钢筋混凝土烟囱筒壁的混凝土压应力、钢筋拉应力及裂缝宽度时， 采用标准组合。 2）计算地基变形时，采用准永久组合。 23 1.8 筒壁材料的力学性能 混凝土 1）混凝土在温度作用下的强

14、度标准值按表1.25采用。 表1.25 混凝土在温度作用下的强度标准值（MPa） ttk f 受力状态符号 温度 （） 混凝土强度等级 C15C20C25C30C35C40 轴心抗压 2010.0013.4016.7020.1023.4026.80 608.4011.3014.2016.6019.4022.20 1008.0010.7013.4015.6018.3020.90 1507.5010.1012.7014.8017.3019.80 2007.209.7012.1014.1016.5018.80 轴心抗拉 201.271.541.782.012.202.39 601.021.241.4

15、11.571.741.86 1000.891.081.231.371.521.63 1500.780.931.061.181.311.40 2000.650.790.890.991.101.18 ctk f 24 2）混凝土在温度作用下的强度设计值按下列公式计算： ct ctk ct f f= tt ttk tt f f = ct f tt f 、 混凝土在温度作用下的轴心抗压、轴心抗拉强度设计值，MPa； ctk f ttk f 混凝土在温度作用下的轴心抗压、轴心抗拉强度标准值， 按表1.25的规定采用，MPa； ct tt 混凝土在温度作用下的轴心抗压强度、轴心抗拉强度分项 系数，按表1.

16、26的规定采用。 25 序号构件名称 1筒壁1.851.50 2壳体基础1.601.40 3其他构件1.401.40 ct tt 26 3）混凝土在温度作用下的弹性模量按下式计算 ccct EE = ct E 混凝土在温度作用下的弹性模量，MPa c 混凝土在温度作用下的弹性模量折减系数，按表1.27采用 c E 混凝土弹性模量，按混凝土结构设计规范（GB50010）的规 定采用。 27 c 系数 受热温度（）受热温度的取值 2060100150200 承载能力极限状态计 算时，取筒壁、壳体 基础等的平均温度。 正常使用极限状态计 算时，取筒壁内表面 温度 1.000.850.750.650.

17、55 28 钢筋 1）钢筋在温度作用下的强度标准值按表1.28采用。 ytk f 钢筋种类温度（） HPB235 （Q235） 100235 150210 200200 HRB335 （20MnSi） 100335 150300 200285 29 2）钢筋的强度设计值按下列公式计算 yt ytk yt f f= yt ytk yt f f = yt -HPB235和HRB335级钢筋在温度作用下的抗拉、抗压强度分项 系数，按表1.29采用。 30 yt 序号构件名称 1钢筋混凝土筒壁1.6 2壳体基础1.2 3砖筒壁竖筋1.9 4砖筒壁环筋1.6 5其他构件1.1 31 *1.9 钢筋混凝土

18、筒壁承载力计算 筒壁水平截面一般处于偏心受压状态。计算截面取筒壁各节的底截面。 地震区应对筒壁分别按无地震作用和有地震作用两种情况进行计算。 1.筒壁计算截面无孔洞筒壁计算截面无孔洞 筒壁无孔洞的计算截面应力图形如图1-36所示 32 syttct AfAfN)-(+ 1 syttsytct AfAfAfN-+ 1 t 受拉钢筋的半角系数，一般取 t =1-1.5 t 3/2取 =0 sytct syt AfAf AfN 5 . 2+ + = 1 3 2 sytct AfAf N + = 1 33 s A筒壁计算截面的纵向钢筋总面积 ArtAs=2= ct f混凝土在温度作用下的轴心抗压强度设

19、计值 yt f 钢筋在温度作用下的抗拉强度设计值。 34 ssyttssytccta XAfXAfAXfMM+ 1 a M 相应的附加弯矩设计值 c X 受压区混凝土合力至圆心的距离 rXc/sin= s X 受压区钢筋合力至圆心的距离 rXX cs /sin= s X受拉区钢筋合力至圆心的距离 rX tts /sin= ) sin + sin (+ sin + 1 rAf ArfMM t sytcta 代入式（1.80）得 35 公式的应用：公式的应用：一般是先假定截面配筋 s A由公式求得 然后代入上 式右部计算假定 s A 情况的承载能力值，直到该计算值满足设计值 M+ 截面有一个孔洞时

20、，将孔洞放在受压区顶部孔洞放在受压区顶部。其截面计算应力图形 如图1.37所示. a M要求。 2.筒壁计算截面有一个孔洞筒壁计算截面有一个孔洞 36 孔洞的半角 （弧度）。 筒壁计算截面的面积: rtA)-(2= 筒壁计算截面的纵向钢筋总面积： ArtAs=)-(2= 同理，由力平衡条件力平衡条件得: syttct AfAfN)-(+ 1 上式与无空洞的形式相同，但 s A的含义不同，受压区有孔洞时应扣 除被孔洞切断的钢筋面积。 由截面力矩平衡条件力矩平衡条件可得 )-(sin+sin-)+-sin()+( - + 1 AfAfAf r MM tsytsytcta 等于零时，则与无空洞公式相

21、同。 37 3.筒壁计算截面有两个孔洞筒壁计算截面有两个孔洞 大孔洞的半角 1 小孔洞的半角 2 rtA)-(2= 21 截面有两个孔洞的承载能力按下列公式计算： syttct AfAfN)-(+ 1 38 222111211 21 sin-)+-sin(+sin-)+-sin()+( - +AfAfAf r MM tttsytsytcta 筒壁的竖向截面承载能力一般不需计算，但应进行竖向截面的应力计算 和裂缝宽度验算。 39 1.10 筒壁正常使用极限状态计算 1.计算内容计算内容 1）荷载标准值与温度共同作用下水平截面背风侧混凝土及迎风侧钢 筋的应力计算； 2）垂直截面环向钢筋在温度作用下

22、的应力计算； 3）水平和垂直裂缝宽度验算。 2.设计要求设计要求： 在荷载标准值与温度共同作用下混凝土与钢筋的应力，以及温度单独 作用下钢筋的应力，应分别满足下列条件： ctkcwt f4 . 0 ytkswt f5 . 0 ytkst f5 . 0 40 部位环境类别 最大裂缝宽度限 值 筒壁顶部20m范围内一、二、三0.15 其余部位 一、二0.30 三0.20 41 42 43 44 1.底部剪力法 2.阵型分解反应谱法 3.简化法: 4.r0（rGsGK+rQ1SQ1K+rQiciSQiK) R 5.筒壁的材料性能 fctk fct 010 =HGM E 0 V Ec G 1 = r

23、45 *1.11 烟囱的钢筋混凝土基础 基础基础的类型及构造 基础类型：板式基础及壳体基础等。一般宜采用板式基础（图1.45）。 板式基础主要用于地基条件较差或烟囱荷载较大的情况。为保证板 式基础具有足够的刚度和经济合理，其外形尺寸宜符合下列要求： 46 47 地基基础设计时，所采用的荷载效应最不利组合与相应 1.按地基承载力确定基础底底面积或按单桩承载力确定桩数时，传 至基础或承台地面上的荷载效应应按正常使用极限状态下荷载效应 的标准组合。相应的抗力应采用地基承载力特征值或单桩承载力特 征值。 2.计算地基永久变形时，传至基础底面上的荷载效应应 按正常使用 极限状态下荷载效应的准永久组合，不

24、应计入风荷载和地震作用。 相应的限值应为地基变形容许值。 3.计算挡土墙土压力、地基或斜坡稳定及滑坡推力时，荷载效应应按 承载能力极限状态下荷载效应的基本组合，但其分项系数均为1.0 4.在确定基础或桩台高度、支撑结构截面、计算基础或支挡结构内力、 确定配筋和验算材料强度时，上部结构传来的荷载效应组合和相应的 基地反力，应按承载能力极限状态下荷载效应的基本组合，采用相应 的分项系数。 当验算基础裂缝宽度时，应按正常的使用极限状态荷载效应标准组合。 的抗力限值应按下列确定： 48 当为环形基础时 z rr 4 2 . 2 - 21 rr h 0 . 3 - 43 rr h 2 1 h h 2 2

25、 h h 当为圆形基础时 5 . 1 1 z r r 2 . 2 - 21 rr h 0 . 4 3 r h 2 1 h h 49 50 (3)板式基础的环壁宜设计成内表面垂直、外表面倾斜的形式，顶部厚度 应比筒壁、隔热层和内衬的总厚度增加50100mm。环壁顶面高出地面 不宜小于400mm。 板式基础的混凝土强度等级不应低于C20；钢筋宜采用HRB335级， 钢筋保护层厚度应不小于40mm，当无垫层时不应小于70mm；基础的底 面应设置混凝土垫层，厚度宜采用100mm。 板式基础的底板有径环向配筋和方格网配筋两种方式（图1.47）。 环壁内外侧应配置竖向和环向钢筋。 51 板式基础配筋最小直

26、径和最大间距（mm） 部位配筋种类最小直径最大间距 环壁 竖向钢筋12250 环向钢筋10200 底板下部 径环向 配筋 径向10 r2处250，外边 缘400 环向10250 方格网配筋10250 52 地基计算 基础承受轴心荷载时 a kk k f A GN P + = 基础承受偏心荷载时，除满足上式的要求外，尚应符合下列要求： a kbkk k f W M A GN P2 . 1+ + = max 53 基础计算 基底净压力p按下式计算（源于力的作用是相反的） 2 + += 21 rr I M A N p z 上一个是公式对地基而言的，这个公式是验算基础本身的强度的！一定要 区分清楚！

27、54 2.受冲切承载力计算受冲切承载力计算 冲切荷载设计值计算 计算环壁外边缘时， 2 02 2 1 )+(-=hrrpF l 计算环形基础环壁内边缘时 2 4 2 03 -)-(=rhrpFl 计算圆形基础环壁内边缘时， 2 3 )-(= ol hrpF h0基础底板计算处的有效高度； Fl冲切荷载设计值，kN； 冲切是什么？是按着45度角将截面剪断。和横断面的面积有关系！ 55 （2）受冲切承载力计算 环壁与基础底板交接处的受冲切承载力可按下式计算： 0 )+(35. 0hbbfF bttthl ftt混凝土在温度作用下的抗拉强度设计值，取值同前，kN/m2； bt冲切破坏锥体斜截面的上边

28、圆周长，验算环壁外边缘时 2 2=rbt 验算环壁内边缘时 3 2=rbt bb冲切破坏锥体斜截面的下边圆周长，验算环壁外边缘时 )+(2= 02 hrbb 验算环壁内边缘时 )-(2= 03 hrbb h 受冲切承载力截面高度影响系数，当h不大于800mm时 h 取1.0 当h大于等于2000mm时， h取0.9，其间按线性内插法取用 56 3.基础底板弯矩设计值计算基础底板弯矩设计值计算 计算弯矩设计值时，采用基底净压力p。根据极限平衡理论，可推导出 底板在不同配筋方式时的弯矩设计值计算公式。 （1）环形基础环形基础底板下部和底板内悬挑上部均采用径环向配筋均采用径环向配筋 1）底板下部半径

29、处 2 r单位弧长的径向弯矩设计值为（图1.50a） （a）底板下部径环向弯矩；（b）底板内悬挑上部环向弯矩 57 )+3-2( )+(3 = 3 22 2 1 3 1 21 rrrr rr p M R 2）底板下部单位宽度的环向弯矩设计值为（图1.50a） 2 = R T M M 3）底板内悬挑上部单位宽度的环向弯矩设计值为（图1.50b） ) + 2+6-4 - +3-2 ( )-(6 = 1 32 1 3 1 32 4 3 4 4z zz z zz z z T rr rrrr r rrrr rr pr M （2）圆形基础圆形基础底板下部下部采用径环向配筋径环向配筋，环壁以内底板上部上部为

30、等面积方格网等面积方格网配筋 1）当 8 . 1/ 1z rr时，底板下部的径向和环向弯矩设计值，可分别按）和 式（1.204）计算。 2）当 z rr / 1 1.8 时，底板下部的径向和环向弯矩设计值，可分别按下列 计算： 58 )3-3-+3+2( 12 = 321 2 212 2 13 2 1 3 2 2 rrrrrrrrrr r p M R )3-3-4( 12 = 3121 2 1 rrrrr p MT 3）环壁以内底板上部在两个正交方向单位宽度的弯矩设计值为 ) + 2+6-4 -( 6 = 1 32 1 3 12 z zz z rr rrrr r p M 应当指出，当 z rr

31、 / 1 1.8 时，基础外形尺寸已不合理，故一般不宜采用。 （3）圆形基础圆形基础底板下部和环壁以内底板上部均采用等面积方格网均采用等面积方格网配筋 1）底板下部在两个正交方向单位宽度的弯矩均为 )+3-2( 6 = 3 22 2 1 3 1 1 rrrr r p M 2）环壁以内底板上部在两个正交方向单位宽度的弯矩均为 )-3+2-( 6 = 1 3 1 2 1 2 r r rrrr p M z zz 59 4.基础底板的配筋计算基础底板的配筋计算 按混凝土结构设计规范（GB50010）进行截面设计。在计算基础底 板下部的钢筋面积时，取半径为 r2 处的底板有效高度 h0 ，按等厚度为 h

32、0 的板计算。 基础底板下部采用径环向配筋时，其径向钢筋可按 r2 处满足计算要求， 以辐射状进行配置。环向钢筋可按等直径以等间距配置。 当按式（1.205）、（1.208）或（1.210）计算所得弯矩不大于0时，环 壁以内底板上部一般不配置钢筋。但当 0/- min AGp kk 通过且烟气温度较高时，应按构造配筋。 或基础有烟气 60 61 62 1.6 地震作用及其效应计算地震作用及其效应计算 钢筋混凝土烟囱抗震特点抗震特点：独立伸臂弯曲性柔性结构，可通过大 变位吸收地震能；自振周期小，地震力小，可用于地震区较高的烟囱。 但重心高，对地震反应敏感，一旦发生震害，不仅影响自身的安全和 使用

33、，而且还会危及相邻的建筑。故地震区，对烟囱必须进行抗震设 计。 1.6.1抗震设计原则抗震设计原则 烟囱的抗震设防烈度一般采用基本烈度。设防烈度为7度I、类 场地，且基本风压大于0.5 kNm2的钢筋混凝土烟囱，也可不进行截 面抗震验算。其余情况外均应进行截面抗震验算，并应符合有关的抗 震措施要求。 (对于混凝土烟囱来说的。) 63 1.6.2水平地震作用标准值及其效应计算 1.计算方法及适用情况计算方法及适用情况 振型分解反应谱法一般情况均可使用，需电算完成，详见抗震课程。 简化法用于高度不超过100m烟囱，便于手算 2.简化法计算步骤及公式简化法计算步骤及公式 （1）烟囱基本自振周期T1及

34、水平地震影响系数 1 根据经验公式，高度不超过150m的钢筋混凝土烟囱 d H T 2 1 0011. 0+45. 0= T1烟囱的基本自振周期，s H烟囱高度，m： d烟囱筒身半高处的外直径，m。 64 由基本自振周期T1，按照建筑抗震设计规范（GB50011）即可求 得相应于基本周期的水平地震影响系数 . 1 （2）烟囱的地震弯矩和剪力 1）地震弯矩 经考虑前35振型组合，得烟囱底部由水平地震作用标准值产生的 弯矩计算公式为 010 =HGM E 1 相应于基本周期的水平地震影响系数 E G烟囱总重力荷载代表值 1= = n i iE GG 0 H 基础顶至烟囱重心处高度，m； 65 经分

35、析，可得图1.35（b）弯矩分布图。求得烟囱底部弯矩M。 后利用弯矩分布图可得烟囱任意高度处的截面地震弯矩值Mi。 图1.35 烟囱水平地震作用效应分布 （a）烟囱简图；（b）弯矩分布；（c）剪力分布 66 2）地震剪力 同理，可得烟囱底部剪力 0 V 0 V Ec G 1 = c 底部剪力修正系数，见表1.17。 由式（1.53）求得烟囱底部弯矩V。后，利用图1.35（c）所示剪力分布 图可得烟囱任意高度 i H处的截面地震弯矩值Vi. 67 1.7 烟囱的作用效应组合 设计烟囱时，作用效应组合同砼结构。注意如下2点： 1.承载能力极限状态设计时，根据烟囱的高度分为两个安全等级。 表1.18

36、 烟囱的安全等级 安全等级烟囱高度（m） 一级 200 二级200 注：对于电厂烟囱的安全等级还应同时按照电厂单机容量进行划分。 当单机容量大于或等于200MW时为一级，否则为二级。 68 2.正常使用极限状态设计时 1）验算钢筋混凝土烟囱筒壁的混凝土压应力、钢筋拉应力及裂缝宽度时 ，采用标准组合。 2）计算地基变形时，采用准永久组合。 69 1.8 筒壁材料的力学性能 1.8.2混凝土 1）混凝土在温度作用下的强度标准值按表1.25采用。 表1.25 混凝土在温度作用下的强度标准值（MPa） 受力状态符号 温度 （） 混凝土强度等级 C15C20C25C30C35C40 轴心抗压 2010.

37、0013.4016.7020.1023.4026.80 608.4011.3014.2016.6019.4022.20 1008.0010.7013.4015.6018.3020.90 1507.5010.1012.7014.8017.3019.80 2007.209.7012.1014.1016.5018.80 轴心抗拉 201.271.541.782.012.202.39 601.021.241.411.571.741.86 1000.891.081.231.371.521.63 1500.780.931.061.181.311.40 2000.650.790.890.991.101.18

38、 70 2）混凝土在温度作用下的强度设计值按下列公式计算： ct ctk ct f f= tt ttk tt f f = ct f tt f-混凝土在温度作用下的轴心抗压、轴心抗拉强度设计值，MPa； ctk f ttk f -混凝土在温度作用下的轴心抗压、轴心抗拉强度标准值，按 表1.25的规定采用，MPa； ct tt -混凝土在温度作用下的轴心抗压强度、轴心抗拉强度分项 系数，按表1.26的规定采用。 71 表1.26 混凝土在温度作用下的材料分项系数 ct tt 序号构件名称 1筒壁1.851.50 2壳体基础1.601.40 3其他构件1.401.40 ct tt 72 3）混凝土在

39、温度作用下的弹性模量按下式计算： ccct EE = ct E-混凝土在温度作用下的弹性模量，MPa； c -混凝土在温度作用下的弹性模量折减系数，按表1.27采用； c E -混凝土弹性模量，按混凝土结构设计规范（GB50010） 的规定采用 . 73 表1.27 混凝土弹性模量折减系数 系数 受热温度（）受热温度的取值 2060100150200承载能力极限状 态计算时，取筒 壁、壳体基础等 的平均温度。正 常使用极限状态 计算时，取筒壁 内表面温度 1.000.850.750.650.55 c 注：温度为中间值时，应采用线性插入法计算。 混凝土的线膨胀系数 c 可采用1.010-5/ .

40、 74 1.8.3钢筋 1）钢筋在温度作用下的强度标准值按表1.28采用。 表1.28 钢筋在温度作用下的强度标准值（MPa） 、 钢筋种类温度（） HPB235 （Q235） 100235 150210 200200 HRB335 （20MnSi） 100335 150300 200285 ytk f ytk f 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 注水压力为1MPa时声发射图 （Step=1） 注水压力为14MPa时声发射图 （Step=26） 注水压力为18MPa时声发射图 （Step=34） 注水压力为24MPa时声发射图 （Ste

41、p=46） 注水压力为25MPa时声发射图 （Step=48） 注水压力为31MPa时声发射图 （Step=60） 90 （2） 压裂孔周围应力变化规律 0510152025303540 -5 0 5 10 15 20 25 30 35 最大主应力/Mpa 模 型 长 度 m 22MPa 0510152025303540 -5 0 5 10 15 20 25 30 35 最大主应力/Mpa 模 型 长 度 m 15MPa 0510152025303540 -5 0 5 10 15 20 25 30 35 最大主应力/Mpa 模 型 长 度 m 12MPa 注水压力为3MPa时煤层内部沿压裂孔X

42、方向上最大主应力分布 注水压力为14MPa时 注水压力为31MPa时 91 当压裂结束时，原岩应力大部分降至12MPa以下，卸压效果较为 明显。压裂半径在78m左右，如上图所示，78m之内破裂明显， 注水孔半径910内有细微破裂发生。 压裂结束时最大主应力图 92 （3） 压裂孔周围水流量和等压线考察 压裂孔周围水流量分析 压裂孔水头等压线图分析 93 当注水压力为3MPa时， 煤体基本未破裂，水头等 压线分布均匀； 当水压增至1418MPa 时，水力压裂处在微裂纹 稳定扩展阶段，煤体发育 少量破裂，水头等压线近 似呈椭圆状; 注水压力增至24MPa时， 裂隙进一步发育，局部裂 隙贯通并进一步

43、发展，主 裂隙及其附近的微裂隙发 展速度明显加快，发展过 程趋于复杂。 注水压力为3MPa时 水头等压线图 注水压力为10MPa时 注水压力为18MPa时注水压力为24MPa时 94 当压裂结束时，裂隙完全发育，水头等压线垂直方向达到煤层 顶底板的岩层内。湿润半径达到18m-20m。 注水压力为27MPa时水头等压线图 注水压力为31MPa时水头等压线图 95 （4）煤层瓦斯压力对煤层破裂作用的影响 为探讨瓦斯压力对煤层水力压裂的影响，剔除地应力因素的影响， 建立了瓦斯压力为1MPa、3MPa、5MPa和7MPa四个不同的计算模型。 为对比分析，注水压力统一设为10MPa，以便模拟同等压裂条件

44、下， 不同瓦斯压力下对煤层破裂的影响。 煤层瓦斯压力为7MPa时 煤层瓦斯压力为5MPa时 煤层瓦斯压力为3MPa时 煤层瓦斯压力为1MPa时 煤层瓦斯压力削减 了水力压裂的高压注水 作用，抵消抵消了部分注水 压力，瓦斯压力越大， 煤体破裂越困难。 在现场实施水力压裂 技术时，建议对高瓦斯 矿井水力压裂时适当增适当增 加注水压力加注水压力，以达到预 期的压裂效果。 96 （5）煤层破裂压力规律的探讨 由第三章理论公式计算得出了穿层压裂孔的破裂压力为25.7MPa， 本章数值试验得出破裂压力为24MPa左右，而现场工业性试验统计得 出的破裂压力为2029MPa之间。理论推导、数值试验与现场工业性

45、 试验三者的破裂压力基本一致，稍有出入。 为了得出更为普遍并符合平 煤矿区实际的破裂压力参数，笔 者又通过对平煤十矿己15-24080 工作面、十矿己15-1624110、十 三矿己15-17-11070采面以及鹤壁 六矿2143工作面等做了大量的数 值试验。 项目项目 地点地点 瓦斯压力瓦斯压力 P/MPaP/MPa 埋深埋深 H/mH/m 起裂压起裂压 力力 P P0 0/MPa/MPa 鹤壁六矿鹤壁六矿21432143工作面工作面1.61.66806801313 平煤十矿己平煤十矿己15 15-24080 -24080 工作面工作面 2 28108102525 平煤十三矿己平煤十三矿己1

46、5 15、1717- - 1107011070工作面工作面 2.42.4103910393131 平煤十二矿己平煤十二矿己15 15- - 3101031010工作面工作面 2.852.859009002424 平煤十二矿己平煤十二矿己15 15- - 1720017200工作面工作面 2.92.97707702323 白沙红卫煤矿白沙红卫煤矿煤层煤层0.50.52002009.59.5 97 二元线性回归分析结果 式中 P0煤层破裂压力，MPa； H煤层埋深，m； P煤层瓦斯压力，MPa。 P0=0.023H+1.293P+2.04 98 q 定向水力压裂数值试验 （1）定向水力压裂的必要性

47、和优势 单孔水力压裂的最大的缺点是压裂方向是无定向的，易造成应力 集中，形成高压蓄能区。严重时，有可能会产生由应力集中引起的 。 平煤集团八矿己1522040机巷掘进工作面，于2009年6月30日零点 班3：09发生了一起煤与瓦斯突出事故，该起事故的重要原因就是 导致的。 单孔压裂最大主应力图 99 （2）定向孔和压裂孔间距的确定 (a)(a)定向孔与压裂孔间距定向孔与压裂孔间距模型图模型图(b)(b)注水压力注水压力27MPa27MPa时应力图时应力图 (c) (c) 定向孔附近定向孔附近a a单元点压裂过程中的应力变化单元点压裂过程中的应力变化 (a)(a)定向孔与压裂孔间距定向孔与压裂孔

48、间距模型图模型图(b)(b)注水压力注水压力25MPa25MPa时应力图时应力图 (c) (c) 定向孔附近定向孔附近b b单元点压裂过程中的应力变化单元点压裂过程中的应力变化 100 (a)(a)定向孔与压裂孔间距定向孔与压裂孔间距模型图模型图(b)(b)注水压力注水压力25MPa25MPa时应力图时应力图 (c) (c) 定向孔附近定向孔附近c c单元点压裂过程中的应力变化单元点压裂过程中的应力变化 当定向孔和压裂孔间距为时，在定向孔周围不再产生拉应力，如上组 图(c)看出，应力均为正值（RFPA2D-Flow系统中，正值为压应力，负值为拉 应力），表明：该处的单元点没有受到抗张应力破坏。

49、因此此时，定向孔距定向孔距 压裂孔的距离应相应减小压裂孔的距离应相应减小。 101 （2）定向孔和压裂孔间距的确定 (c) (c) 定向孔附近定向孔附近a a单元点随压裂时间应力变化单元点随压裂时间应力变化 (c) (c) 定向孔附近定向孔附近b b单元点随压裂时间应力变化单元点随压裂时间应力变化 当定向孔和压裂孔间距为时，在 压裂的初始阶段，有效应力有效应力相应减小， 该阶段主要克服地应力克服地应力；随着注水压力 的增大，有效应力逐渐增大；当增加到 22MPa左右时，煤岩体受到抗拉应力的 作用开始破裂（应力降低并出现了负 值），最后应力趋于降低，达到了很好 的卸压效果 。 当定向孔和压裂孔间

50、距为时， 定向孔附近的单元点也受到拉应力，产 生了拉裂破坏，但卸压程度比2m时有所 降低。 综上，通过不同间距情况下相应的定 向孔附近单元点应力变化分析并结合工 程经济的原则，定向孔和压裂孔间距应 为34m之间，保守起见，取。 (a)(a)定向孔与压裂孔间距定向孔与压裂孔间距模型图模型图(b)(b)注水压力注水压力27MPa27MPa时应力图时应力图 (a)(a)定向孔与压裂孔间距定向孔与压裂孔间距模型图模型图(b)(b)注水压力注水压力25MPa25MPa时应力图时应力图 102 无定向孔模型图 有定向孔模型图 压裂结束时 压裂结束时 （3）定向水力压裂定向卸压增透作用 103 （4）定向水

51、力压裂破裂规律研究 q 注水压力对煤层破裂作用注水压力对煤层破裂作用 q 压裂孔周围应力变化规律压裂孔周围应力变化规律 q 压裂孔周围水流量和等压线考察压裂孔周围水流量和等压线考察 104 （4）定向水力压裂破裂规律研究 、共同点、共同点 （1）裂隙的起裂发育 发展也经历 个阶段：应 力积累阶段微裂纹稳定 扩展阶段局部破坏带形 成阶段局部破坏带扩展 与贯通阶段裂隙失稳扩 展阶段。 （2）压裂孔周围应力变 化、水流量和水头等压线 规律基本一致。 、不同点、不同点 （1）定向水力压裂破裂 压力为21MPa左右，比单 孔压裂的24MPa要低。 （2）定向作用显著，压 裂结果是在压裂孔周围产 生了一个

52、近似圆柱形压缩 粉碎圈和一个沿着压裂孔 与定向孔连心线方向的贯 穿压裂裂缝面，较好地达 到了控制压裂的作用 。 该信息表明：适当增加注水孔和定向孔数目比单纯增加注水压力更有适当增加注水孔和定向孔数目比单纯增加注水压力更有 利于提高水力压裂的增透效果；利于提高水力压裂的增透效果；在空间上合理地布置压裂孔和定向孔的个在空间上合理地布置压裂孔和定向孔的个 数和间距，可有效达到整体定向控制卸压增透效果，消突安全性较高数和间距，可有效达到整体定向控制卸压增透效果，消突安全性较高 。 105 五、工业性试验及效果 煤巷 掘进 防突 技术 高位 卸压增透 整体 卸压增透 低位低位 卸压增透卸压增透 本煤层防

53、治本煤层防治 技术措施技术措施 穿层定向水力压 裂技术 高位技术 低位技术低位技术 定向孔 己己1 16 6、己己1 17 7煤煤层层 己己1 15 5煤煤层层 己己1 14 4煤煤层层 风巷高位巷 巷道 水力压裂孔 抽放孔 q 穿层定向水力压裂形式 己15-31010风巷高位巷定向水力压裂剖面示意图 106 q 现场工业性试验实施方案 （1）穿层水力压裂布孔参数 孔号施工时间开孔位置 倾 角 () 水 平 角 () 孔 深 (m) 岩 段 (m) 煤 段 (m) 封孔 位置 (m) 压裂1#09年7月1日4点距探煤巷拐角向里2m-16052351735 压裂2#09年7月26日0点距探煤巷拐

54、角向里17m压裂3#09年7月2日0点距探煤巷拐角向里32m压裂4#09年8月22日8点距探煤巷拐角向里47m压裂5#09年7月6日0点距探煤巷拐角向里62m压裂6#09年8月11日0点距探煤巷拐角向里77m压裂7#09年8月5日4点距探煤巷拐角向里92m压裂8#09年8月15日4点距探煤巷拐角向里107m107 89mm 压裂孔定向孔 己15煤层 3m15m 75mm 定向压裂钻孔布置图（抽放孔未画出） 穿层抽放

55、钻孔 水力压裂钻孔 己14-31010穿层水力压裂压裂孔与抽放钻孔布置图 （2）定向孔导向、抽放孔抽采 108 压裂孔压裂孔 定向孔定向孔 抽放孔抽放孔压裂孔压裂孔 抽放孔抽放孔 定向孔定向孔 穿层定向水力压裂 布孔立体示意图 穿层定向水力压裂 效果示意图 109 q 穿层定向水力压裂设备及关键技术参数 定向压裂操作系统简图 （1）定向压裂设备 110 （4）高压密封技术 起始注水压力初步设定在10MPa以下，每5min升压2Mpa，泵 压稳定一段时间后，压力迅速下降，并持续加压时压力无明显上 升，即说明压裂孔开始破裂，经过现场试验，十二矿己15煤层压 裂的最终压力一般为2029MPa。 （3

56、）压裂时间 当注水泵压降低为峰值压力的30%左右或流量降至40L/min以 下，作为注水结束时间。本次试验采用动压注水。根据现场试验 结果：从开始注水到水力压裂措施结束大约需要120min时间，水 力压裂全过程一般需要35小时。 （2）注水工艺及参数 多功能注浆泵将立固安材料（一种低粘度，双组分合成高分 子），当树脂和催化剂掺在一起时或遇水产生膨胀，本身反应或 发泡生成多元网状密弹性体的特征。 111 （1）q、S 值变化 q 现场工业性试验效果分析 d d 压裂 前 压裂 后 q值随掘进日期的变化 压裂 前 压裂 后 q 值随掘进日期的变化 S 值随掘进日期的变化 112 （2）压裂后考察孔

57、浓度变化 压裂前钻孔瓦斯浓度衰减速度快，一般79天浓度衰减到0； 压裂后衰减期一般都在4050天之间。 压裂前后考察孔的抽放浓度有了显著增大，并得出水力压裂影 响范围为78m之间。与数值试验的结果基本一致。 在压裂孔一侧布置考察钻孔， 每隔1m布置一考察钻孔，考察 钻孔平行于压裂钻孔，共布置 10个，孔径42mm 。 113 5#考察孔压裂前后流量对比 压裂前后单孔压裂抽放流量对比 流量/m3min-1 时间/天 压裂前压裂后 10.00469270.02780486 20.00590.01963486 30.0020560.02346629 40.0029360.02000043 50.00

58、330.01946357 60.00173280.02019929 70.00049670.01990971 80.00037580.02177243 90.0000850.02021914 100.0000850.0149 110.0000750.01788257 120.0000350.01339871 1300.01185157 1400.0063 1500.00785514 1600.00648114 1700.00555114 1800.00537214 1900.00487043 2000.00520814 5#考察钻孔距压裂孔5m，压裂前最大抽 放浓度为8%，流量为5.910-3

59、m3/min ，经 7天后衰减为零。压裂后单孔瓦斯抽放浓度 到15%，流量达27.810-3m3/min ，抽放浓 度稳定。抽放浓度平均增加了抽放浓度平均增加了70%，瓦斯，瓦斯 流量上升了流量上升了3.8倍。倍。 114 与压裂孔间距（m）内在含水量（%）检验日期 54.658.10 101.858.11 152.848.12 201.468.13 251.548.14 301.538.15 351.488.16 401.188.17 451.228.18 501.248.19 601.158.20 己15-31010进风巷压裂后钻孔水含量测定表 （3）压裂前后煤体含水量变化考察 对压裂前后煤样的内在含水量进行对比，在3035m内，得出压裂后 煤体水分增加3