重庆合川双槐电厂干煤棚网壳结构设计

2014-03-25□□，

建材技术与应用 2014年1期

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(中机中联工程有限公司，重庆 400039)

引言

重庆合川双槐电厂一期工程2×300 MW机组位于重庆市合川市境内的渭溪镇、小沔镇之间，在合川市东北34 km处。主厂房零米海拔高度(+黄海高程)320～330 m。

合川电厂干煤棚内设置斗轮取料机1台，伸臂长30 m，煤场堆煤高度为12.6 m。为了满足工艺要求，该网壳结构长度为70 m，内净跨度80 m，内净矢高要求≮28.25 m。本文就该电厂大跨度干煤棚网壳的结构选型、结构设计作一介绍，并对网壳结构进行多方案比较，对大跨网壳支座设计及施工方法进行分析，供参考。

1 结构选型

该工程结构平面为长度70 m，跨度80 m，长跨比1∶1.14，平面接近正方形，有利于结构的空间协调受力。通过计算对比，选用矢高较大的双层柱面网壳比选用传统的平板网架结构形式更合理、经济。此外，曲面形对结构的受力性能和经济性(耗钢量)都有较大影响。该工程原可以采用圆柱面或三心圆柱面网壳形式，但是，就二者比较而言，三心圆柱面网壳可以在很大程度上提高建筑空间利用率，若采用三心圆柱面网壳，则结构顶部标高为24.80 m就可以满足作业空间的要求。若采用圆柱面网壳，当结构顶部标高为24.80 m时，结构下弦位于工艺界线以内，影响斗轮机作业，若使其满足作业空间的要求，其结构顶部标高必须提高30%以上。所以，该工程采用三心圆柱网壳(大小圆半径分别为77.30 m和16.50 m)，这样不仅满足了使用要求，还有利于减小支座处的水平推力。同时结构表面积最小，可以减少屋面板用量，达到节省工程总造价的目的。干煤棚的横截面如图1所示。

图1 干煤棚立面示意图

由于工艺上要求干煤棚纵向两端开口，对于跨度较大的两端开口的三心圆柱面网壳，为了满足结构整体刚度的要求，一般采用四角锥柱面网壳，其布置有3种形式：斜放四角锥柱面网壳、正交斜置四角锥柱面网壳、正放四角锥柱面网壳。这3种形式的四角锥柱面网壳在大跨度干煤棚网壳结构中均有应用。由于该工程考虑到施工和受力性能等因素，干煤棚纵向长度相对于横向跨度偏小，为了增加结构的整体纵向刚度，将结构连成整体，使其共同工作，网壳基本单元采用了受力均匀且空间刚度较大的正放四角锥形式，如果采用斜放四角锥柱面网壳或正交斜置四角锥柱面网壳，结构传力将相对向两端四个角部集中，结构的两端将产生较大的支座反力，由此，相应网壳结构的端部应采取加强措施。这将给结构共同工作及网壳支座和结构基础的处理带来困难。

网格尺寸是根据网壳厚度，结合类似工程的设计经验进行对比设计，经分析比较，纵向上弦杆尺寸为3.2 m、横向上弦杆尺寸为3.05 m是比较合理、经济的网格尺寸。

另外，结构的支承条件特别是结构刚度与支承刚度之间的关系，对结构的受力性能也有较大影响。该工程采用落地式支承和弹性支座，这样在满足支承刚度的同时，也降低了网壳结构对支座的水平推力，并且有利于结构的稳定。

2 结构分析与设计

2.1 荷载类型

干煤棚承受的主要荷载有静荷载、活荷载。由于该干煤棚对温度变化采取以抗为主，因此，在结构计算中尚应考虑温度作用。该工程地震基本烈度为6度，根据JGJ 7—91《网架结构设计与施工规程》，在网壳分析计算时可不考虑地震作用，但设计时需考虑抗震构造。综上所述，本干煤棚考虑的荷载参数如下：

(1)静荷载：上弦静荷载为0.30 kN/m2，下弦为0.15 kN/m2，网壳自重由计算程序(MST2005)自动加入到网壳各节点上。

(2)活荷载：屋面活荷载为0.35 kN/m2。

(3)温度作用：根据该工程所在地温度变化历史，该工程考虑温差为+20℃～-30℃。

(4)风荷载：当地基本风压为0.4 kN/m2，风载体型系数根据类似工程风洞试验结果。

2.2 荷载组合

该工程在结构分析计算中采用的荷载效应组合如下：

(1)静荷载+活荷载。

(2)静荷载+半跨活荷载。

(3)静荷载+风荷载1(0°风向)。

(4)静荷载+风荷载2(30°风向)。

(5)静荷载+活荷载+风荷载。

(6)静荷载+活荷载+温度作用。

风荷载简图见图2，风荷载体型系数取值见表1。

图2 风荷载计算简图

2.3 结构分析与设计

该工程的结构分析采用浙江大学空间结构研究中心编制的空间网格结构设计软件MSTCAD进行结构分析。为了达到最佳的技术经济指标，根据文献[2]对网壳高度进行优化分析，最后选定网壳高度为2.5 m。对网壳支承条件的选取，在结构分析时也进行了分析比较，通过网壳支座为两端固定铰支座，一端固定铰支座、一端弹性支座，对两端弹性支座3种支座情况对应的上弦对边支承，下弦对边

表1 风荷载体型系数取值1)

支承2种支承位置下网壳的分析比较可知，与固定约束相比，弹性约束有利于降低支座的水平力和网壳用钢量，但是对控制跨中竖直位移具有不利影响；对于网壳支承位置，设置在上弦比下弦有利。

该工程由于下部支座比较高(高出水平地面6 m)，又要承受较大的水平推力，如果采用两端固定铰支座，水平推力将达到384.5 kN，这对下部结构十分不利。本网壳下部支承于钢筋混凝土基础挡土墙顶部，采用弹性刚度的支座约束条件，释放部分水平推力，此外，支座竖向力对基础产生的弯矩与煤堆水平推力对基础产生的弯矩异向，这样可以大大降低下部结构的整体受力。

2.4 结构静力特性

为了设计一个结构，必须要了解该位移结构的静力特性，即不同荷载作用下的内力分布特点，力流、边界条件对内力和位移的影响以及主要承力构件的内力。在这个柱面网架中均布的静载、活载及风荷载是主要荷载。在均布的静、活载作用下，结构受力与门式刚架受力性能比较类似，两边小圆拱类似门式刚架柱，中间大圆拱类似门式刚架梁，因此加强支座、大小圆弧相接部位杆件及对应位置纵向杆件是结构的空间受力及稳定性的必要条件。

2.5 网壳计算结果与参数

根据上述结构选型与结构分析，该工程网壳设计有关基本参数如下：网格尺寸：3.20 m×3.05 m，网壳厚度2.50 m；网壳杆件规格：Φ60 mm～Φ180 mm等10种管径；外径≤140 mm时，采用高频电焊管或无缝钢管，外径>140 mm时，采用无缝钢管。网壳采用螺栓球节点，规格有：BS120，BS140，BS160，BS180，BS200，BS220，网壳支座球均选用BS220。

该工程网壳主要计算结果如下：杆件最大拉力670 kN，最大压力622 kN；节点最大竖向位移204 mm；最大竖向支座反力：压力为401.7 kN，拉力为277 kN，最大水平支座推力为296 kN。

2.6 支座设计与处理

网壳结构的边界约束可分为自由、弹性、固定及强迫位移4种，而边界条件的确定应与支座构造和下部支撑结构相一致。对于大跨网壳结构的设计，最重要的是边界条件的处理，即支座设计。工程计算模型的建立和边界条件的假定是否与工程实际情况一致，在设计中起着决定性作用。换言之，实际工程中支座设计的实现必须与理论假设相符。

(1)

(2)

(3)

该工程由于支座安放在下部混凝土基础上(连续挡墙)，所以可假定支承结构Kzl=Knl=Ksl=∞，则橡胶垫板与支承结构的组合刚度为：

=2.9(kN/mm)

通过计算橡胶支座节点在此刚度下由屋面的标准恒载及活载引起的最大支座反力为Rmax=250 kN。根据JGJ 61—2003《网壳结构技术规程》，取允许抗压强度[σ]=8.8 MPa，剪切模量G=1.1 MPa，支座节点在温度变化等因素作用下所引起的最大水平位移u=40 mm，现对橡胶支座垫板进行校核。

2.6.1 橡胶垫板平面尺寸校核

因满足A≤Ae，故符合要求。

2.6.2 橡胶垫板厚度校核

中间橡胶片厚度di=11 mm，上表层、下表层橡胶片厚度dt=2.5 mm，中间钢板厚度ds=2 mm。根据构造要求，d0=60 mm，0.2a=0.2×400=80(mm)，满足d0≤0.2a，故符合要求；根据剪切变位条件要求d0=60 mm，1.43u=1.43×40=57.2(mm)，满足d0≥1.43u，故符合要求。

2.6.3 平均压缩变位校核

=1.62×10-4(m)=0.162(mm)

0.05d0=0.05×60=3(mm)

因满足ωm≤0.05d0，故符合要求。

2.6.4 抗滑移校核

永久荷载标准值引起的支座反力为218 kN，则：Rg=0.9×218=196.2(kN)；橡胶垫板与埋板(钢板)间的摩擦系数μ=0.2。

μRg=0.2×196.2=39.24

因μRg≥GAe，故符合要求。

在该工程中，支座最大垂直压力为401.7 kN，支座最大垂直拉力为277 kN，最大水平推力为296 kN，设计中采用板式橡胶拉力支座。板式橡胶拉力支座是由多层橡胶和薄钢板粘合而成的，具有一定的刚度和弹性。它除了能把上部网壳结构的垂直集中拉压力传给下部结构外，而且还能产生一定的水平位移和转角，与计算模型中对边界条件的假定比较相符。