時間：2022-10-03 11:31:43
引言：易發表網憑借豐富的文秘實踐，為您精心挑選了九篇結構設計論文范例。如需獲取更多原創內容，可隨時聯系我們的客服老師。
1．1地基與基礎根據甲方提供地質資料，本工程辦公樓A座、B座、C座及通道1，2，3擬采用CFG樁復合地基，基礎底標高為－12．10m;地基處理范圍:CFG樁的平面布置均在各樓座及通道內;經地基處理后基底承載力特征值(fspk)應大于350kPa;而地下車庫部分采用天然地基方案，基底持力層為③粉土層或③1層粉細砂。地基承載力特征值為fak=120kPa。經計算，CFG樁樁徑取400，樁頂標高為－12．570m，有效樁長18m，樁端持力層為⑧層粉細砂層，樁端進入持力層深度不小于1．0m。單樁承載力特征值大于600kN，施工樁頂標高宜高出設計樁頂標高不少于0．5m。CFG樁混凝土強度等級為C20。基礎設計時，經過反復核算，我們在辦公樓A座、B座核心筒部分采用筏板基礎，其余部分為十字交叉柱下條形基礎。筏基部分的基底反力約245kPa，條基的基底反力約232kPa，兩者反力基本接近。基底標高約為－12．10m，條基寬度為3．0m。辦公樓C座也采用柱下條形基礎，基礎寬度為3．0m，基底標高同A，B座，局部達到－14．0m。同樣基底反力為230kPa左右。通道1，2，3部分為筏板基礎，此處由于上部鋼結構跨度大，柱下荷載相對較大，采用筏基后，基底反力均達346kPa左右，滿足設計要求。采用分層總和法沉降計算，辦公樓A座、B座、C座條形基礎及筏基的沉降量計算均小于50m。相鄰柱沉降差異及沉降總量計算均滿足設計要求。地下車庫部分采用天然地基，基礎寬度3．0m，基底標高為－11．800m。在所有條形基礎與筏板之間及條形基礎之間設置鋼筋混凝土防水板，防水板厚350。設計時地下水位的浮力按5m的水位進行設計，其中防水板抗浮計算中已考慮枯水期的水位變幅1m。防水板經計算構造配筋已滿足設計要求。
1．2上部結構設計1)結構分段。整個建筑我們采用上分而下不分的原則，在辦公樓A座、B座、C座及通道1，2，3在±0．000地面以下連為一體，在±0．000地面以上各相鄰單體之間設置防震縫，使得將整個看似復雜的連體高層建筑的計算將劃分為在±0．000嵌固的6個獨立的計算單元進行計算，避免了因樓座之間高位連接所形成的超限問題。我們對整個結構進行了包絡設計，即采用整體多塔分析與各單體的獨立計算。施工期間，在樓座與地下車庫之間設置用于沉降的后澆帶，沉降后澆帶在結構主體完成后澆筑。C座因為長度119．6m，屬于超長結構，我們在設計時考慮了一定的溫度應力，在框架梁柱外側及屋面板面均設置一定數量的溫度筋，抵御溫度應力，且C座辦公樓在長度1/3位置設置用于溫度后澆帶，溫度后澆帶在地下室結構完成后60d澆筑。2)結構體系。本工程辦公樓A座、B座及C座均采用鋼筋混凝土框架—抗震墻的結構形式;通道1，2，3采用鋼骨混凝土柱、鋼骨混凝土剪力墻、鋼梁的框架—抗震墻結構形式;其中西側通道2、東側通道3跨度為20．9m，北側通道1為29．8m～37．3m。樓面、屋面采用鋼梁+鋼筋混凝土板的組合樓面體系。地下室采用鋼筋混凝土框架的結構形式。3)建筑物抗震等級。上部:辦公樓A，B，C座，抗震墻抗震等級為一級，框架等級為二級;通道1，2，3抗震墻抗震等級為一級，框架等級為二級(按鋼結構考慮)。地下部分:辦公樓A，B，C座及通道1，2，3地下一層抗震墻抗震等級為一級，框架等級為二級;地下2層(含夾層)抗震墻抗震等級為二級，框架等級為三級。地下車庫抗震等級為三級。與主樓連接的相關范圍內其抗震等級同主樓的相應部位的抗震等級。對于地庫與主樓連接處的錯層部位，我們采取了提高一級抗震等級的構造措施進行包絡設計，滿足了規范要求。
2結構分析及結果
1)本工程設計計算所采用的計算程序。采用《多層及高層建筑結構空間有限元分析與設計軟件—SATWE》(2012年6月)進行結構整體分析。2)主要計算結構如下。辦公樓A，B座計算結果見表1，表2。
3設計總結
1．1支撐方式和支撐點選擇
由于相機采用全反射光學系統，反射鏡的背部不參與光束傳輸，因此，常采用剛度較高的背部支撐方式。
1．2柔性支撐結構設計
在主鏡支撐結構上減弱了個別方向上的剛度，引入了一定的柔性，以此來抵消反射鏡由于溫度變化產生的熱應力和微小變形。柔性鉸鏈被廣泛應用于支撐結構的柔性設計領域，其具有無機械摩擦、結構簡單、釋放自由度和靈敏度高等特點。柔性鉸鏈通過在某一方向上切開一個柔性槽，以降低該方向上的剛度，體現其柔性，使其能夠產生微小變形，釋放熱應力，只存在一個柔性槽的柔性鉸鏈被稱為單向柔性鉸鏈，而在一般情況下，往往將多個柔性槽成組使用，即可實現在多方向上的柔性，達到釋放多個自由度的目的，將其稱之為多層柔性鉸鏈。由于主鏡采用背部3點支撐方式，在反射鏡長度方向上對稱分布支撐點位置，基于半運動學安裝定位原理，每個柔性支撐結構需要約束兩個方向的自由度，因此，采用3層組合式柔性鉸鏈，釋放4個方向的自由度，參考Bipod雙腳架設計原理，設計柔性支撐結構，其分為兩個部分，上部分與反射鏡支撐孔粘接，下部分與支撐背板連接，上下兩部分通過螺釘連接。3個柔性鉸鏈對心安裝，便可以恰好約束鏡體6個方向的自由度，又不會因為過定位產生裝配應力。支撐背板的作用是固定連接3個柔性支撐結構，將反射鏡固定安裝在框架指定位置，因此采用高強度的加強筋與薄壁組合的結構形式，組成多個結構封閉的四邊形單元，以達到支撐背板高剛度的的要求。對比材料各項性能指標，綜合考慮力學性能、熱性能、對空間環境的適應性以及加工工藝性等因素，選用線脹系數經過特殊匹配的Invar作為反射鏡柔性支撐結構的材料，采用比剛度高、導熱性好、線脹系數低的高體份SiC/Al復合材料作為支撐背板的材料。
2鏡體輕量化設計
在反射鏡背部，布置一系列形狀規則的三角形輕量化孔，具有輕量化率較高、剛度好、“網格效應”低、加工制造工藝成熟等優點。為確定主鏡鏡體最優的結構尺寸，在反射鏡剛度最大和質量最小之間取得最佳平衡，需要對鏡體進行優化設計。首先建立反射鏡的有限元模型，分析其在1g重力作用下的變形，并提取鏡面最大變形結果，生成優化過程中所需要的分析文件，然后，選擇優化處理器，確定目標函數為反射鏡質量最小，狀態變量為1g重力作用下的鏡面最大變形結果，設計變量為反射鏡結構尺寸參量，選擇背部3點支撐約束，指定優化方法及循環控制方式，便可以進行優化分析。但是，在主鏡結構優化設計過程中，影響反射鏡鏡體質量和剛度的結構參量有很多，若都進行優化設計，會使設計變量增多，迭代次數增加，運算效率降低，甚至導致無法收斂。由于各結構尺寸的影響程度各不相同，可以首先分析各參量對鏡體質量和1g重力條件下鏡面最大變形量的影響。因此，在進行結構優化分析之前，先確定影響較小的結構尺寸參量，降低計算規模，再對影響較大的結構尺寸參量進行多變量優化。
3反射鏡組件有限元分析
對經過分析和優化設計后的主鏡組件進行有限元分析，在建立結構的有限元模型時，以六面體Hex6單元為主，以提高分析精度和效率。利用有限元分析軟件，分析得到主鏡組件在重力和溫度影響下的變化結果，Fig.8Thefirst-orderfrequencyofprimarymirror由分析結果可以看出，主鏡組件在重力和溫度變化作用下，表征面形變化的PV值和均方根(rootmeansquare，RMS)值，以及表征位置變化的位移值和轉角值均能滿足設計要求，1階頻率為80．03Hz，滿足衛星對載荷特征頻率大于60Hz的要求，因此，主鏡組件結構具有較好的力學適應性、溫度適應性和動態剛度。
4力學振動試驗
為了驗證上述有限元分析結果的正確性，以及對實際加工裝配后的主鏡組件結構的穩定性有一個客觀評價，對主鏡進行了1g正弦掃頻試驗，測試結構的實Fig.9Vibrationtestofprimarymirror際模態，如圖9所示。振動響應曲線如圖10所示，縱坐標表示對測點加速度響應值Ma求以10為底的對數。從響應曲線可以看出，主鏡組件的實際1階頻率為73．06Hz，動態剛度較高，且與有限元分析誤差不到10%，說明了有限元分析結果精度較高。Fig.10Responsecurveof1gsinusoidalvibration
5結論
由于事故閘門在非小頻率洪水期，長期處于擋水狀態，且隧洞又較長，水頭較高，經分析比較，在事故閘門前設置1道檢修閘門是必要的，用來事故閘門及其埋件檢修時擋水。檢修閘門孔口尺寸為10.5m×10.5m，按正常蓄水位設計，設計水頭為40m。其底坎高程為224.00m，閘門檢修平臺高程為278.25m。檢修閘門為焊接結構，主體材料根據其工作環境溫度、操作條件及荷載工況設計為Q345B，主橫梁采用工字型實腹等截面焊接結構，閘門主支承采用高強度鋼聚甲醛復合材料滑道，較常用的鑄鐵滑塊摩擦系數低，可以大大降低啟閉機容量，節省了工程投資。門葉結構按國家運輸單元劃分標準沿高度方向設計成5節制造運輸，在現場焊接連成整體，閘門采用上游止水方式。閘門的操作條件為靜水啟閉，閘門充水平壓方式采取節間充水平壓方式和小門充水平壓方式兩種進行比較。考慮閘門孔口尺寸較大，為大型平面滑動閘門，設計水頭又高，采用節間充水平壓方式，會引起閘門振動，存在安全隱患。因此，經綜合比較采用小門充水平壓方式是合適的，當閘門前后水頭差達到預先設定值時靜水啟門。檢修閘門的數量為1孔1扇，選用1門1機的布置方式，經計算選用1×1600kN高揚程固定卷揚式啟閉機操作，閘門平時鎖定在檢修平臺上，不存在鋼絲繩泡水問題，也避免了采用拉桿裝拆繁瑣問題。閘門鎖定梁采用如意式自動鎖定梁，較常用的人工及半自動工字梁操作方便，省時省力，安全可靠。啟閉機平臺的布置根據啟閉機上極限、閘門充水行程及閘門整節吊離孔口并留有檢修底水封的空間高度，確定啟閉機平臺高程為296.50m。
2進口事故閘門及其啟閉設備
在檢修閘門下游側設有1道1孔1扇事故閘門，在隧洞及出口工作閘門發生事故時可起到保護作用。事故閘門孔口尺寸為10.5m×10.5m，其底坎高程為224.00m，閘門擋水水位按萬年校核水位268.50m設計，設計水頭按系列水頭取為45m，閘門檢修平臺高程為278.25m。事故閘門為焊接結構，閘門主體材料依據其工作環境溫度、操作條件及荷載工況設計為Q345B，由于底主橫梁荷載較大，采用箱型梁實腹等截面組合梁，其他主橫梁采用工字型實腹等截面組合梁。閘門主輪材料依據輪壓荷載選為ZG35Cr1Mo,采用偏心軸定輪支承，以便在現場安裝時，調整各主輪踏面高度，使每個主輪踏面盡量在同一平面內。因閘門跨度較大，為保證主輪與主軌踏面接觸良好，主輪軸承選用自關節軸承，以便適應主輪處轉角。門葉按國家運輸單元劃分標準分5節設計、制造及運輸，在工地焊接連成整體。閘門采用上游止水方式，以避免閘門長期處于擋水狀態而使主輪泡水而發生銹蝕破壞。閘門的操作條件為利用配重動水閉門，閘門的配重可選擇利用水柱和鑄鐵配重兩種方式，考慮利用水柱閉門閘門結構復雜，啟閉機容量大，投資相對較高，選用了簡便易行的鑄鐵加重塊布置固定在閘門門葉梁格內，用來滿足動水閉門的要求。閘門充水平壓方式可采用節間充水和小門充水兩種方式，考慮閘門孔口尺寸較大，為大型平面定輪閘門，設計水頭又高，為避免充水時引起閘門振動，埋下安全隱患，采用了在門體上開小門充水平壓方式，當閘門前后水壓差達到設定的數值后靜水啟門。閘門啟閉設備考慮了固定卷揚式啟閉機和液壓啟閉機兩種啟閉設備，對于該部位兩種啟閉設備都需要水工布置安裝固定排架，如使用液壓機需配拉桿，增加了施工及運行期安裝與拆卸的工程量。固定卷揚式啟閉機較液壓啟閉機造價低廉，更經濟合理，足以滿足操作閘門的要求。因此，閘門選擇了2×2500kN高揚程固定卷揚式啟閉機進行操作。閘門平時處于關閉狀態，啟閉機吊具直接與閘門吊耳相連接，由于閘門為上游止水，不存在鋼絲繩泡水問題。啟閉機安裝高程根據啟閉機上極限、小門充水行程高度及閘門整節吊離孔口在檢修平臺以上有一定的裕度綜合考慮，確定啟閉機布置在296.50m高程的平臺上。
3出口工作閘門及其啟閉設備
在隧洞出口閘室段設1道1孔弧形工作閘門，用來調節50年一遇及以下小頻率洪水，閘門平時處于開啟狀態，當事故閘門開啟需進行充水平壓前，工作閘門下閘擋水，有局部開啟要求。由于弧形閘門無門槽，水流條件較平面閘門好，能更好地滿足閘門局部開啟調節泄量的要求，因此，工作閘門型式選用弧形閘門。工作閘門孔口尺寸為8.8m×8.8m，其底坎高程為193.00m，支鉸中心至底板距離確定為13.0m，閘門擋水水位按萬年校核水位268.50m設計，設計水頭按系列水頭取為76m，弧門面板外緣半徑為18m，經流激振動試驗表明閘門布置合理滿足泄洪時支鉸不阻水及局部開啟要求。閘門采用直支臂主縱梁焊接結構，按常用的計算方法，初步確定斷面形式及尺寸，再通過有限元計算方法進行強度、剛度及穩定性分析，根據有限元計算成果加強了斷面尺寸。門葉主縱梁為焊接組合箱型梁，縱隔板為實腹T型焊接結構，主梁和支臂均采用組合式焊接結構，閘門主體材料依據其工作環境溫度、操作條件及荷載工況設計為Q345B。閘門頂水封結構形式在門葉和門楣上各設一道,門葉上P型橡皮頂止水可沿水流方向在水封座板上移動,避免了支臂受水壓后的彈性壓縮使閘門漏水，門楣上水封采用轉角式,利用水壓力將水封壓緊在面板上。支鉸型式為圓柱鉸，支鉸材料為ZG35Cr1Mo，支鉸軸承為銅基鑲嵌自球面軸承。支臂與門葉、支臂與支鉸之間均采用螺栓聯接，為了承受支鉸的作用力和便于閘門的精確安裝,設置了支承面經加工的支承鋼梁,鋼梁埋入二期混凝土內與一期混凝土埋件相連接，有效地將閘門所承受的荷載安全的傳遞到混凝土中去。潛孔弧形工作閘門啟閉設備可選用弧門卷揚式啟閉機和液壓啟閉機兩種型式，但經計算該閘門需要1600kN閉門力才可動水閉門，使用弧門卷揚式啟閉機操作需要加配重，這樣必然增加啟門力，啟閉機的容量和重量以及外形尺寸都要相應增加，勢必造成開挖量增大，造成浪費。液壓啟閉機本身可以設計成具有1600kN閉門力的型式，節省了配重，減小了啟門力，外形尺寸小，布置整齊、美觀。經綜合比較選擇了中間鉸支搖擺式液壓啟閉機操作該閘門。液壓啟閉機布置在225.8m高程液壓啟閉機室內，啟閉容量為4500kN/1600kN（啟門力/閉門力），一臺液壓啟閉機設置一套泵站進行操作和控制，液壓啟閉機吊點型式為單吊點，根據閘門的啟閉高度，確定啟閉機的工作行程13m，最大行程13.2m。
4結語
1.1貼楦及要求
中國的童鞋分為小童（3~6歲）、中童（7~12歲）和大童（12歲以上），大童的尺碼已接近成年人，一般按成年人的尺碼進行設計，但在童鞋設計時，要區分小童和中童。在設計小童鞋時，一般選用26碼作為基本碼；如果設計中童鞋時，一般選用32碼（法碼）作為基本碼。而本次設計是以小童鞋為例，所以選用26碼楦作為標準楦，數據也選用標準數據，即它的楦底樣長為166mm、跖圍為165mm。目前，貼楦絕大多數是采用美紋紙貼楦法，而在進行沙灘涼鞋的幫樣結構設計時，基本都采用貼全楦法，即在貼楦時，有三條美紋紙豎向貼（先貼一條背中線，再在兩側各貼一條），接著其他采用橫向貼法，且每條美紋紙都有1/2的重合（見圖2）。
1.2標劃“三點一線”和口門、后幫控制線
用鉛筆在已貼美紋紙的楦頭上，將背中線、后弧線、楦底中心線畫出，并找到外腰邊沿凸度點O，過點O作背中線的垂線OH，即為口門控制線。取OH的中點E和后跟高度點C（26碼的后跟高度為45mm），用軟尺直線連接CE，即為后幫高度控制線（見圖3）。
1.3設定各部位點
各部位點的設定，見圖4。（1）鞋幫總臉長的設定鞋幫總臉長沒有固定的數據，主要視鞋的風格類型和分割比例而定，同時兼顧美觀和穿著的舒適性。本款式涼鞋總臉長點設在腳彎點與跗骨點之間，一般是楦底樣長的65%，即166mm×65%≈108mm；以楦底前端點I沿背中線向后量取長為108mm處，定為J點，線段JI即為鞋幫總臉長。（2）內懷最前點的設定全空式涼鞋的內懷最前點主要根據款式類型而定，一般設計在大腳趾后端點的前方。根據本款式特點，內懷最前點一般設計在楦底樣長的85.5%處，即以楦底后端點K為起點，直線量取142mm（166mm×85.5%≈142mm）與楦底邊沿交叉點P，即為內懷最前點。（3）外懷最前點的設定全空式涼鞋的外懷最前點，也是根據款式類型而定，一般設計在小腳趾后端點的前方。根據本款式特點，外懷最前點一般設計在楦底樣長的83.1%處，即以楦底后端點K為起點，直線量取138mm（166mm×83.1%≈138mm）與楦底邊沿交叉點S，即為外懷最前點。（4）后幫高度的設定后幫高度主要根據款式、后跟造型和穿著的舒適性而定。本款式是帶有后帶的涼鞋，且后帶中包有海綿，因此，這樣的后幫高度要略高于正常的后跟高度點。通常是占楦底樣長的28.9%，即166mm×28.9%≈48mm。以楦底后端點K沿后弧線向上量取長為48mm處，定為M點，線段KM的長度即為后幫高度。
1.4設定部位線條與造型
各部位線條與造型的設定，決定了本款式的美觀度和一定的舒適度（舒適度還與楦型有關），因此在幫樣結構設計中此步驟非常關鍵。各部位線條和形狀見圖4或圖5。（1）A—前幫內側面的形狀設定本款式的前幫內側面，是一條帶形狀，可設計成直條形，但這樣設計會過于簡單，不是很美觀，所以將它設計成下大上小的造型，這樣做會有線條的美感，以及與B部件結合的非常流暢，不會那么呆板。大小要考慮B部件的數據，因為B部件的材質是織帶，它的寬度數據是固定的幾種，有15、18、20、25mm等規格。在本款中選擇18mm或20mm（本文選擇20mm）規格比較合適，因為太小，不夠大方，美觀度不好；太大，感覺過于臃腫。因為上端連接B部件，所以選擇22mm的寬度；下端要比上端大一些，選擇28mm。（2）B—前幫外側面的數據設計上面已經介紹過，B部件的寬度選擇，這里不作過多表述。而它的長度與E部件有關，因為B部件沒有內里，它通過對折后固定在A部件上，形成環套，E部件從中穿過。所以與穿過B部件處的E部件寬度有關。（3）C、D—裝飾片的造型設計鞋用的裝飾件品種繁多，有裝飾花、金屬扣件、圖案裝飾等。而本款式的裝飾件采用的是金屬扣件與皮料裝飾搭配使用，使裝飾不會過于單調。此裝飾件由3個部件組成，分別是C、D部件和“D”字形的金屬扣。而C、D部件首先起到固定金屬扣的作用，附帶裝飾的效果。因此，C、D部件連接金屬扣處的寬度以D字扣的內徑為準，而另一端設計成半邊D字形的造型，使整個裝飾看起來更協調、美觀。本款式的D字扣的內徑選用16mm，根據裝扣件原則，皮料要比扣件內徑略小一點，所以C、D部件與金屬扣連接處的寬度設為14mm。C部件的另一端設計的要大一些，因為C部件的位置剛好在腳背上，視覺效果很明顯，所以選用3顆鉚釘去固定，這樣飾看起來會更大氣，它的寬度設為20mm，長度設為30mm。而D部件的另一端設計的稍大一些即可，因為D部件的位置在后方，裝飾效果不很明顯，所以用一顆鉚釘固定便可，它的寬度設為16mm，長度設為22mm。（4）E—中幫面的線條設定在中幫面的設計中，主要配合整個鞋幫的造型和美觀度，但對于涼鞋來講，還要考慮有盡可能多的部位，同時不影響穿著的舒適度。本款式的中幫面造型中有一部分屬于前幫面，它直接順延到中幫面上，最終形成一個“Y”的造型。在前幫這個部分，它的寬度要與前幫內腰面相協調，因為與B部件有一個鑲套的連接，它的尺寸要比A部件設計的小一些，所以在鑲接處的寬度設為20mm，幫腳處設為24mm。在中幫面部分的寬度要比前幫面的略寬一些，設為26mm。鞋口處的線條用截面的方法去設計，即固定內外懷鞋底處定位點，再用軟尺繞楦型一周，直接畫直線便可。前幫部分與中幫部分直接將線條順延起來，形成“Y”字形的整體。在中幫面的外腰部分，沒有設計成直接到幫腳處，為了使穿著更方便，將此處設計成開口裝置，用魔術貼（俗稱毛刺）作為活動開口。開口的下方連接著F—后腰面部件，中幫面與F部件有一部分重疊。重疊部分的長度設為38mm，因為太長，沒必要，太短，魔術貼粘不住。中幫面的分割處離幫腳處約5mm，這樣設計可以使后腰面隱藏起來，感覺像是沒有分割，是一個整體，會有比較好的視覺效果。（5）F—后腰面的形狀設定在本款設計中，后腰面屬于隱藏部位，且在中幫面的下方，所以它的尺寸與線條主要順延中幫的線條設計，只是在上端做成倒角，保證穿著的舒適性就可以了。因此，后腰面的上端寬度設為26mm，幫腳處設為30mm。（6）G—后跟條帶帶的造型設計對于涼鞋后跟條帶的設計，主要考慮保證穿著時的跟腳，及保護中后幫面的造型不易變形。最常用的尺寸為20mm（寬）×25mm（長）。因為這樣的長度和寬度就可以滿足需求，尺寸太小，會不好入腳；太大，無法起到讓穿著更跟腳的作用，也是一種浪費。
2幫面樣版的制作
2.1展平樣版
在幫樣結構設計中，樣版的制作方法有很多種，有美紋紙貼楦法、牛皮紙貼楦法和比楦法等。而本文將介紹的是最常用的美紋紙貼楦法。鞋楦是一個三維立體的造型，而幫面樣版是一個二維平面圖形。因此在制作幫面樣版之前必須有一個立體向平面轉化的過程，即展平處理。經過展平處理而得到的樣板，稱之為展平樣板。另外，每一塊幫面樣版都可以根據展平而制得，所以展平樣版也稱之為母版。具體步驟如下：（1）將已進行結構設計的美紋紙割去多余部分，在后跟條帶上沿后弧線方向割開，再將美紋紙撕下，并展平在準備好的紙板上。從背中線部分向兩側逐漸展開、貼平，盡可能不產生褶皺（見圖6）。（2）在幫腳處加7mm，后弧線斷開處的兩側加2.5mm，然后再將各線條修順暢，并割下。（3）在幫腳處用分規畫一條距邊5mm的線，然后在這條線上，取一些點（間距為5mm）并沖孔，作為線縫工藝操作時的縫線定位點。（4）在幫面裝飾片的固定位置處，刻出槽線，用于制作裝飾片的樣版和定位。這樣就完成了展平樣板的制作（見圖7）。
2.2凈樣版
（1）A—前幫內側面先在紙板上畫出前幫內側面的輪廓線和幫腳的縫線定位點以及縫線的槽位線，并將此輪廓線割下，再在樣板中間處刻一道槽線，作為縫假線的定位線，并做上內懷標志的牙剪。這樣就可以得到前幫內側面的凈樣板（見圖8）。（2）B—前幫外側面因為前幫外側面使用的材料是織帶，它有固定的寬度，之前的結構設計時已選擇寬度為20mm，所以先割取一條寬度為20mm的條帶，然后在這條帶上做一對折線，將展平樣板B部件的外輪廓一端，對準條帶的對折線，然后畫下與A的分割線和縫合線，最后放出8mm的壓茬量，再沿著對折線對折，并剪去多余的條帶，即可得到前幫外側面的凈樣板（見圖9）。（3）C—前裝飾片在紙板上先畫出前裝飾片的輪廓線，然后在離前裝飾片與金屬扣件連接處3mm（因為金屬扣是有厚度的，放出這3mm可抵消扣件厚度對樣板的影響）遠的地方做一條中心線，作為前裝飾片的對折線，做出一個等腰三角形（底邊長為8mm，邊長為12mm），以此三角形的頂點作為鉚釘定位點，用內徑為2.0mm的沖子沖孔，將紙板沿對折線對折，并割出其輪廓線，展開后將兩側按線條走向順延減小，長度為超過第一個鉚釘定位孔8mm，剪去多余樣板，在對折線上打兩個定位孔，這樣即可得到前裝飾片的凈樣板（見圖10）。（4）D—后裝飾片方法同前裝飾片的制作，只是在設定鉚釘定位點時，將3個點改成1個點即可，這個點距離底邊8mm左右，以便可得到后裝飾片的凈樣板（見圖11）。（5）E—中幫面先在板紙上畫出中幫面的輪廓線和裝飾片的定位點，以及幫腳處的線縫定位孔，然后將線條修順，將外懷后側的兩個圓形倒角畫好，后側鞋口處放3mm翻縫工藝量，在內懷處沖出后跟條帶的定位點，在幫腳處沖出的線縫定位點，然后再用內徑為2.0mm的沖子沖出裝飾片的定位點，最后割出輪廓線，做上內懷標志的牙剪，即可得到中幫面的凈樣版（見圖12）。（6）F—后腰面先在板紙上畫出后腰面的輪廓線和幫腳處的線縫定位孔，然后將線條修順，將上端的兩個圓形倒角畫好，再沖出后跟條帶的定位點，并在幫腳處沖出的線縫定位點，再做出毛刺定位線，最后割出輪廓線，即可得到后腰面的凈樣版（見圖13）。（7）G—后跟條帶先在板紙上畫出一條中心線，將展平樣版的內側后跟條帶的后端線對準此中心線，畫出后跟條帶的輪廓線，再將展平樣版的外側后跟條帶的后端線對準此中心線，畫出后跟條帶的輪廓線，在上端鞋口處放3mm的翻縫工藝量，在兩端各放8mm的壓茬工藝量，并刻出槽線，最后割出外層輪廓線，在內懷做上內懷標志的牙剪，在中心線的上端剪出一個牙剪，下端打一個標志點，這樣即可得到后跟條帶的凈樣版（見圖14）。
2.3劃料樣版
劃料樣板是在幫面的凈樣版基礎上放出折邊量和壓茬量，再除去槽線和定位點的樣版。因此，將幫面樣版外輪廓線畫在紙板上，如果遇到是折邊工藝的，這個邊放4.5~5mm；如果是壓茬工藝的，這個邊放8mm；其它工藝的保持不變，割去外輪廓線，即可得到劃料樣版。
3內里樣版的制作
一般情況下，內里樣版是根據幫面的展平樣版來制作的，但分節式內里除外。而分節式內里一般都根據各組合的幫面來制作。本款式沙灘涼鞋采用的是分節式內里，所以選用幫面樣版來制作內里樣版。
3.1前幫里
先在紙板上畫出前幫內側面的輪廓線和槽線，在幫腳處向里縮條線3mm，在兩側各放出3mm，又在上端以槽線為基準放5mm，作為沖里量，然后割出輪廓線，作出內懷標志的牙剪，即可得到前幫里的樣版（見圖15）。
3.2中幫里
在紙板上先畫出中幫面的輪廓線，在兩邊的幫腳處各向里縮條線3mm，在前端和外側面放出3mm的沖里量，后端不變，然后割出輪廓線，作出內懷標志的牙剪、翻縫標志點和（魔術貼）毛面的定位點，即可得到中幫里的樣版（見圖16）。
3.3后幫里
在紙板上畫出后腰面的輪廓線，在幫腳處向里縮條線3mm，其余部分放出3mm作為沖里量，然后割出輪廓線，即可得到后幫里的樣版（見圖17）。
3.4后跟條帶里
將后跟條帶樣版放在紙板上畫出輪廓線，在兩端處各縮回3mm，在下端放出3mm的沖里量，即可得到后跟條帶里樣版（見圖18）。
3.5（魔術貼）毛面和刺面
將中幫里與（魔術貼）毛面鑲接的部位輪廓線畫在紙板上，然后在后端縮回5mm，割出輪廓線即可得到毛面的樣版。制作（魔術貼）刺面的樣版時，先將后腰面的輪廓線和刺面的定位線畫在紙板上，在前后兩端各縮回2mm，割下輪廓線后，修順四個圓角，便可得到刺面的樣版（見圖19）。
4定位版的制作
在制作定位版之前，要進行貼楦操作，只是貼楦主要是貼楦底板。貼楦完成后，在結構設計時，在楦底邊沿做上各個幫腳處的定位標志，再將楦底樣版揭下來，展平在紙板上，修順輪廓線并刻下。用分規向內縮回5mm，畫一圈線，然后將楦底邊沿上所做的各個幫腳處的定位標志線順延至此線，再剪去各定位處凹槽里的量，便可得到定位版（見圖20）。
5問題分析
（1）鞋幫不伏楦鞋幫不伏楦分兩種情況，原因有所不同，處理方法也有所變化。第一，如果鞋幫出現歪扭現象，從而導致不伏楦，很有可能是在制作展平樣版時，沒有順延美紋紙的方向展平，強行拉動美紋紙，偏離自然蹺度太多。或者在做定位版的時候發生了偏差，從而導致定位不準。第二，如果是因為鞋幫太大而導致鞋幫不伏楦，可能是因為材料太薄或延伸性太大所致。也可能是制作樣版時放余量太大，或美紋紙被拉伸了太多。如果是材料問題，只需改變復合材料或增加復合材料便可。如果是樣版問題，則必須修改樣版。（2）鞋幫太緊，無法線縫這個問題比較簡單，最有可能是因為制作樣版時，沒有加放余量或加放余量太小。又或者材料太厚或幾種材料復合后太厚。如果厚度沒問題，材料延伸性也正常，那就要調整樣版了。（3）（魔術貼）毛、刺外露，蓋不住毛、刺外露，可能是在設計時刺的大小已經超出了毛覆蓋的范圍。如果設計沒有問題，那就是中幫面的樣版制作得太小了。
6結束語
基礎工程設計是整個工程設計中的重要環節，我國地域遼闊，地質條件復雜，加之，近年來我國高層建筑迅速發展，基礎工程設計顯得尤其重要。但是，目前許多工程設計及工程方案階段沒有給予基礎設計足夠的重視，忽視了基礎設計在工程設計中的介入時間性，造成了工程造價、工程周期等不必要的浪費。居住小區基礎設計總體遵循原則為:保證工程質量安全、節省工程造價、控制工程周期以及方便施工。因此，在基礎工程設計中，一般建議做到以下幾點:①在基礎設計選型中應根據結構狀況、地質條件、施工條件等幾個方面從技術上初步確定2個或以上比較合適的方案，并通過地質勘察資料，分析地質參數，研究工程地質特點和有利不利因素，對選定方案進行經濟性和可行性比較，最終確定基礎設計方案；②若多層住宅、高層住宅地基承載力足夠，一般優先選用獨立基礎、平筏基礎、梁筏基礎等簡單基礎；③若需采用樁基礎時，應進行樁型、樁徑、樁長多方案比較，不同單體可選用不同樁型，當基礎持力層土質較好時，應充分考慮樁土復合作用，同時在樁數較多且工期允許的情況下應先做靜載荷試驗，以便確定最終設計承載力，避免造成不必要的浪費。
2結構主體設計
住宅內梁布置設計一般應做到公共空間部分不露梁，結構梁不突出樓梯間，電梯廳內無梁；戶內梁布置時，梁不穿越客餐一體廳、客廳、餐廳、房，以保證各功能空間完整及美觀；梁不穿越廚、廁、陽臺；戶內梁不露出梁角線的優先順序為客廳—餐廳—主臥室—次臥室—內走道—其它空間。當結構計算梁高與窗（門）頂距離≤200mm或無法做過梁時，結構梁直接做到窗（門）頂面；結構計算梁高與窗（門）頂距離＞200mm時，結構梁高按計算確定，中間距離用窗（門）過梁處理。框架梁縱筋配置時，盡量避免多排放置，一般最多不多于3排，以使縱筋配筋量控制在合理范圍內。在結構設計中，如果梁柱節點配筋過密，勢必會增加施工的難度及可操作性，進而影響混凝土的抗裂性能，因此在梁柱節點設計的時候，考慮將節點箍筋設計成鋼筋籠，套入柱的縱向鋼筋中，將二者綁扎或焊接牢固，最后放入梁的鋼筋，達到提高該混凝土結構的抗裂性能的目的。住宅內剪力墻、柱設計一般應做到剪力墻、柱盡量不凸出填充墻的墻面，即盡量與填充墻厚保持一致。剪力墻、柱布置時，如靠近窗口位，且距離窗側小于100mm時，剪力墻、柱端延至開窗側端。轉角凸窗窗端如必須布置剪力墻端柱或框架柱時，柱外邊線必須對齊凸窗外邊。過長的剪力墻應該開設洞口，過長的剪力墻在地震作用下容易產生和加大裂縫，墻體配筋容易拉斷。規定長度大于8m的剪力墻應開設洞口，開設的洞口大小應該滿足結構計算要求。
3住宅裂縫控制
住宅裂縫控制設計是居住設計重要內容，裂縫不僅影響建筑美觀度、耐久性、防水性、抗滲性等建筑功能，同時也會引起一系列社會問題。有資料表明，有關裂縫的投訴占房屋工程質量投訴的30%以上。一般居住建筑樓板裂縫產生的原因很多，主要的原因還是由于設計、施工以及管控環節問題所致。針對結構設計上出現的裂縫問題要求控制樓板的裂縫應做到：①控制鋼筋混凝土樓板的最小厚度，建筑物平面剛度突變處樓板及異形板可考慮適當加厚；②在房屋平面有較大凹凸處，兩端陽角處，廚房、衛生間、陽臺等樓板配置抗溫度收縮鋼筋（或者雙層雙向鋼筋），同時在現澆板的板寬急劇變化或大開洞削弱處等易引起收縮應力集中處，控制鋼筋間距，配置抗溫度筋；③當住宅長度大于40m時，應在樓板中部設置后澆帶，后澆帶兩邊應設置加強鋼筋，地下室設計按30m～40m間距設置后澆帶，如不能設后澆帶處可設加強帶，現澆樓板混凝土強度等級不小于C25,且不宜大于C40。
4結語
1.1滑槽的設計有以下三種方案方案一：在圖1（a）中小球與軌道理想為兩點接觸，其受力情況為垂直于兩斜坡面指向球心，因為碰撞后小球的速度方向不是理想的切線方向，若與理想的切線方向有角度的偏移，可能會發生干涉。方案二：圖1（b）中小球與軌道為理想的單點接觸，其受力情況垂直于底面向上，小球在運動的過程中與軌道始終保持單點接觸，實現理想的純滾動，這對于減少能量損失有幫助。圖1（c）中小球與軌道的接觸理想為單點接觸，其摩擦力比圖1（a）和圖1（b）小一點，但是軌道截面形狀的參數不易求解，加工實施困難。因此綜合以上三種的方案的比較分析，方案二更有利于加工和減少能量的損失，從而滑槽選擇方案二更適宜。
1.2球與滾道之間的摩擦力分析球與滾道之間的摩擦可分為滑動摩擦和滾動摩擦，滑動摩擦因數一般較大，摩擦的能量損失也較大，球在軌道上滑動的整個過程中產生的損失也最大，而整個過程中滾動摩擦力只是把平動動能轉化為轉動動能，因為轉動動能在碰撞過程中大部分損失，所以為了減小碰撞的整個運動過程中能量的損失，必須盡可能地減小平動動能轉化為轉動能，較好的方法就是通過增加軌道和滾球的剛度，從而減小滾動摩擦因數μ以及正壓力f。由f=μmgcosθ可知，滾槽的水平傾角θ越大，正壓力越小。因此，θ越大，小球與滑槽之間的摩擦力越小。
1.3軌道基本軌跡的確定綜上，對于該單擺球滾道“永動器”的軌道路徑設計為圓弧-直線的組合式軌道，如圖3（b）所示選用直線形軌跡，由于希望保持對心碰撞，軌跡底部加工出一段小水平直線，且該段直線的粗糙度較大，便于在小球碰撞擺錘時，小球將轉動能轉化為較大的摩擦力作用在擺錘上。考慮到命題要求以及工程上的因素，我們選用的軌道為圓弧-直線式組合軌道，其示意圖如圖4所示。
2擺系統設計
2.1擺錘與滾球的選取擺錘到達最低點與位于軌道上的小球發生正碰，由動量守恒定律，因此，當擺錘以速度v1的速度正碰靜止的小球時，理想狀態下，擺錘和小球可達到速度交換，從而實現永動碰撞的效果。由此類推，小球的質量是擺錘的3倍時，依然可以實現速度交換，理論上，兩種方案都能實現速度交換，從而實現不斷碰撞，但由于碰撞能量損失和小球在軌道上滾動時的摩擦，因此擺錘和小球的速度不斷地交換下去實際上是不可能的。當選用方案二時，通過碰撞的速度交換規律得知，擺錘與滾球在實際中更容易在碰撞后一起擺動。為了盡可能地實現擺錘與小球多次碰撞，應選用方案一，即小球的質量與擺錘的質量相等。其擺錘和小球的參數為：小球直徑為20mm，擺錘直徑為20mm，二者都為實心鋼球。
2.2擺錘與擺桿的連接命題要求擺桿直徑為5mm的實心剛性桿件，由于擺桿自身的重量從而影響擺錘與滾球發生質心碰撞，因此為盡可能減小這種影響，擺桿的材料采用鋁合金。擺錘的直徑為20mm，考慮到擺球為剛性實心小球，其強度較大，不易攻螺紋孔，因此采用激光打通孔，在擺桿端部打一個M2.5的螺紋孔，通過緊固螺紋件將擺錘和擺桿相連。其三維設計圖如圖5所示。
3螺桿軸的強度校核
根據圓軸在扭轉和彎曲組合變形下的強度條件。
4總體設計與調試
對于該裝置，我們已經討論得出其各個方面的大致情況，下面進行結構尺寸設計與調試。我們在調試中發現兩個小球的碰撞過程分離開的時間極短，經過少量的幾次碰撞后兩個小球就會在一起擺動，這對于運動時間的延長極為不利，現進行如下分析：1）運動的小球在軌道上的速度衰減量極大，且最后近似于單擺的簡諧運動，在空氣阻力的影響下，經過若干次的振動后近似趨于靜止。2）調試階段我們選取了桿套與滑動摩擦的部分進行分析，觀察發現其影響不大。且分析發現滑動轉軸的精度如果設計不夠好，會極大地損耗能量。3）擺錘與擺球的質量影響也比較大，且在運動的過程中我們發現，當大球碰撞小球時其運動過程較小球碰撞大球更易粘在一起運動。4）小球在軌道上下滾速度太快，致使擺錘與小球在第一次碰撞后運動過程無規律性，且最終的結果不太理想，這與周期有關。5）擺錘與小球碰撞點影響極大，因此在設計過程中需要能夠滿足支架和桿套可以進行一定的微調。單擺-球滾道“永動器”總體設計的示意圖如圖6所示。
5軌道工藝分析
為了防止軌道過于笨重，以及便于加工，軌道材料選用鋁合金相對比較適宜。滑槽為矩形槽，其加工有兩種方案［5］：方案一：用四軸聯動的數控機床銑。方案二：將軌道分成兩部分進行加工，即直接平面數控銑中間的滑槽面，另一邊的擋板再用螺栓固定。但是方案一加工難度大，成本高，且滑槽面的精度不夠高，而方案二采用普通的數控銑機床就可以加工，因此，從工程管理上考慮優先采用方案二加工。
6結語
【關鍵詞】型鋼混凝土；石油化工；結構設計
1引言
型鋼混凝土結構構件具備諸多優勢，比如：受力性能好、截面尺寸小、抗震性能好、自重輕等，在石油化工結構設計中具備很優越的應用價值。在型鋼混凝土結構設計過程中，需要明確方法，遵循《型鋼混凝土組合結構技術規程》《型鋼混凝土結構設計規程》等[1]。此外，還有必要通過構件的實際受力情況，對設計進行優化。總之，由于型鋼混凝土具備很好的應用價值，所以對其應用進行探討意義重大。
2工程實例分析
在石油化工焦化裝置中，焦炭塔框架屬于核心構筑物，操作重量大，裝置支座位置及井架總高度偏高，通常情況下會有焦溜槽以及樓梯間附帶。整體結構體系較復雜，設計存在一定難度。以某煉油廠為例，其工程延遲焦化裝置焦炭塔框架屬于兩塔結構，焦炭塔單塔自重達4300kN(430t)，塔外徑為9690mm，單塔最大高度為41.3m。水焦工況最大操作介質為3040t，滿焦工況焦炭量達到1150t。該工程所處場地在地面上10m位置的基本風壓為0.5kN/m2，地面粗糙度為B類，抗震設防裂度為7度，工程場地設計基本地震加速度值為0.15g[2]。從框架設計來看屬正常，但在結構空間利用方面提出了一些基本建議：（1）盡可能控制主要構件截面，使整體平面布置的需求得到有效滿足；（2）確保塔體下方具備充足的空間，能夠設置冷焦水過濾器1臺和別的附屬操作框架；（3）在塔體下方框架位置，有必要對全封閉設備操作房進行合理設置；（4）確保型鋼混凝土結構能夠合理、科學地應用，進而發揮型鋼混凝土結構的作用。
3型鋼混凝土結構的選擇以及模型的計算
3.1結構選擇
對于上述工程的焦炭塔框架設備支承部分來說，為典型的塔型設備基礎，即：兩塔板式框架聯合塔基礎，一共有3層，高為27m，縱向連續兩跨2.5m×2，橫向為單跨12.5m，出焦井架標高為27～117m，屬中心支撐鋼結構框架。
3.2模型計算
在設計中，所使用的是有限元分析軟件STRAT，在利用該軟件進行計算過程中需由經驗豐富的技術人員操作，以確保計算值的精準性。同時，在焦炭框架選擇上，選擇高聳組合結構，在建模分析過程中，有必要對下部混凝土框架和上部鋼結構的共同作用充分考慮，以此有效模擬結構的具體情況。對于完整的焦炭塔框架模型來說，需具備：①混凝土框架柱；②井架鋼結構梁；③混凝土框架梁。此外，利用厚殼單元模擬混凝土頂板，利用薄殼單元模擬設備塔體。
4荷載組合與截面設計
4.1荷載組合分析
根據相關設計規范要求，對焦炭塔框架設計需根據承載能力極限狀態最不利的效應組合加以設計。因此，兩塔結構設計時的荷載組合為：（1）正常操作工況下：1.2永久荷載＋1.0×1.3×（介質荷載＋活荷載）＋1.4×風荷載；（2）停產之前：1.2永久荷載＋1.0×1.3×（介質荷載＋活荷載）＋1.4×風荷載；（3）停產檢修工況下：1.2永久荷載＋1.0×1.3×活荷載＋1.4×風荷載；（4）地震作用下：1.2×[永久荷載＋0.5×（介質荷載＋活荷載）]＋1.3×水平地震荷載＋1.4×0.2×風荷載[3]。總之，需合理分析荷載組合，以此為進一步截面設計以及計算結果的準確性提供保障。
4.2截面設計分析
截面框架柱、框架梁的設計內容如下：1）框架柱設計。在設計初始階段，如果外在條件全部一致，為了使框架柱截面的尺寸得到有效保證，可選擇2種框架柱截面尺寸，通常會選擇1個大柱尺寸，即：2500mm×2500mm規模；同時選取1個小柱尺寸，即：1800mm×1800mm規模，根據計算結果，采取對比的方法最終選擇適合本工程結構的合理尺寸。在外在條件一致時，大柱和小柱模型需采取分別進行計算的方法。由于會受到框架柱截面尺寸差異的影響，進而使結構剛度存在很大的差異。針對此類情況，需要利用地震組合工況控制好設計結構。從實際經驗來看，小柱模型在剛度上偏小，在柔性上較好，基于同樣風載或者地震條件作用之下，結構內力偏小，便于為構件截面設計提供有利的條件。2）框架梁設計。對于框架梁來說，因受到工藝設計需求的影響，加之標高相對明確，使得調整的空間偏小。在梁截面上，一般選取為1500mm×2500mm。在對梁截面剛度進行合理增多的條件下，能夠使框架柱的反彎點位置得到有效控制，進而使框架梁設計彎矩的要求得到有效滿足。基于框架梁內部對H型鋼進行設計，能夠和框架柱內型鋼柱之間組合成為內框架體系，從而使結構的整體性得到有效提升[4]。此外，框架頂板屬于設備的支座層，起到承載塔體荷載的作用，在頂板中間部位需設置型鋼斜梁，并采取STRAT計算結果提取內力，對厚板配筋進行計算。總結起來，在設置斜梁的條件下，能夠使頂板的受力得到有效改善，同時使傳力路線得到有效簡化。
5結語
本次研究結合實際工程案例，對型鋼混凝土在石油化工結構設計中的應用進行了探討。在了解工程實例的條件下，需選擇合理的型鋼混凝土結構，并通過模型的計算，進一步分析荷載組合，然后在截面設計過程中，注重框架柱的設計和框架梁的設計。總之，對于型鋼混凝土結構來說，對型鋼和混凝同受力的特性加以應用的條件下，使混凝土的抗壓性能以及型鋼的抗彎性能得到有效展現，進而使結構的延展性得到有效提升。此外，在合理應用型鋼混凝土結構的條件下，能夠提升結構空間的利用效率，進而使實際生產需求得到有效滿足。
作者:冉艷華 單位:中海油山東化學工程有限責任公司
【參考文獻】
【1】陳燕,何夕平,馬樂樂.各國規程對型鋼混凝土梁抗彎承載力計算對比分析[J].青島理工大學學報[J],2016（3）:24-29.
【2】孫宇,鄭巖,胡勇剛.延遲焦化在煉油工業中的技術優勢及進展[J].石化技術與應用,2012（3）:260-264.
【3】蘇君超.焦炭塔框架阻尼比的取值[J].石油化工設計,2014(4):15-18.
【4】宋桂珍.鋼結構防火涂料在石油化工裝置中的應用[J].技術與市場,2011(6):175.
【5】靳鐵鋼.輕型鋼結構設計問題探討[J].城市建設理論研究（電子版），2011（33）：11-12.
【6】張金法.門式剛架輕型鋼結構設計及施工中一些問題和措施[J].城市建設理論研究（電子版），2011（22）：46-47.
【7】唐國昱.型鋼混凝土結構在工程設計中的應用[J].價值工程,2012（21）：93.
【8】JasimAliAbdullah.鋼管混凝土和套管混凝土短柱的抗剪強度和性能分析[J].鋼結構，2010（3）：156-157.
【9】劉巨保，許蘊博.基于GB50341標準設計的立式拱頂儲罐弱頂結構分析與評價[J].化工機械，2011（4）：96.
【10】李懿.淺析輕鋼廠房結構設計要點[J].山西建筑，2013（17）：75.
1、現行建筑結構抗震（理論）技術存在的錯誤：世界各國采用的抵抗地震破壞的建筑物體的基本類型，都是以吸收地震能量為主的插入式整體結構（對地球而言），即將建筑物的基礎和上部結構設計為絕對不可分割的剛體插入地球，因而建筑物抵抗地震破壞力的受力分析和設計，就不得不從結構整體考慮建筑物的抗震性能，地震破壞力是通過土層和巖石沖擊建筑物的基礎并直接將沖擊力傳遞給上部結構，上部結構的作用力（荷載）加上地震產生的內力又反作用于基礎，因而建筑物基礎的強度設計要求，應是地震力和上部結構反作用力的疊加。
地震破壞力是往覆水平剪切力，上部結構的反作用力是垂直于地面的。這樣兩個方向互相垂直，并處于運動沖擊狀態的作用力，在一個平面上會交了。地震破壞力以強大的往覆水平推動力，推動著（抓住）建筑物基礎做水平往覆運動，因而很容易分析，在這兩種力的會交面上，實質上形成了遠大于地震破壞力的往覆剪切力。因此，建筑物的抗震能力在插入式整體結構中是很難達到實際抗震設計要求的，現在的建筑物一般都是偏于保守的理想設計和建造，因而投資也在大大增加，即便如此，在實際的地震災害中，建筑物受破壞的程度依然是很嚴重的，進而也無法擺脫和減輕地震災害，給人民的生命和財產造成的巨大損失。
歷史的教訓足已充分說明，插入式建筑結構體系受到了嚴峻的檢驗，即似地球為相當好的慣性參考系，又將建筑物體插入地球，形成不可分割的剛體。在過去的年代，建筑物還處于低層范圍時，問題還不嚴重，而在現代化高層、重型建筑中，仍然是采用插入式剛箍捆住內力的結構，在實際的地震災害中存在著嚴重的隱患。插入式整體建筑物結構體系在正常情況下，即非地震靜止狀態，是沒有問題，而在地震災害爆發時，插入式整體建筑物體系的結構受力傳力路線明顯發生混亂，建筑結構設計的極其重要的力學原則：
（1）、不論在任何情況下，結構的傳力路線必須清楚。
（2）、以當地的最不利外界因素為設計依據，如很多地區必須考慮可能發生的最大地震破壞力。這就是說建筑物抵抗地震破壞的正確條件是：運動中建筑結構內力的傳遞必須正確、清楚。
插入式整體建筑結構在地震時，將地震破壞力直接傳遞給上部結構，使上部結構發生搖晃，由于上部結構是剛箍捆住內力的結構，因而在搖晃中產生的巨大能量沒有釋放點，而被迫返回基礎，地震又很快的不斷的沖擊建筑物的基礎，向上部結構輸送地震能量。這樣上部結構返回的作用力，同基礎傳來的地震內力發生沖撞，沖撞最厲害的集中點，就是能量集中釋放的突破點，也是結構的破壞點，通常都在基礎與上部結構的交面上，破壞的形式是剪切破壞，而整個建筑物不是倒塌就是傾斜。
目前，許多國家在高層建筑的抗震設計方案中，已經出現了新的結構，如：美國紐約的42層高層建筑物，建在于基礎分離的98個橡膠彈簧上，日本的建在弧型鋼條上防地震建筑物，前蘇聯的建在與基礎分離的沙墊層上的建筑物，以及在中國已經獲得了美國、中國和英國發明專利權的，剛柔性隔震、減震、消震建筑結構與抗震低層樓房加層結構，都十分成功的應用于工程實踐中，都明顯的在建筑結構體型上，改變了傳統的插入式剛箍捆住內力（吸收地震能量）的結構體系。總之都在建筑設計的結構方面設法擺脫在地震災害時，嚴重威脅著人們的生命安全的插入式剛箍捆住內力的結構體系。其實質都反映了對“似地球為相當好的慣性參考系”為指導理論，所制定的現行抗震硬抗、死抗地震打擊設計規范的動搖，本質上也是改變了建筑結構受力體系，而不在似地球為絕對靜止不動的慣性參考系了。
1、現行建筑結構抗震設計與地震場地效應的問題現行建筑結構的抗震設計，是根據結構力學和建筑結構設計的理論基礎而來的。結構力學和結構抗震設計規范，將地震破壞力簡化并規定為在建筑物上部結構中的水平運動力，對建筑物的水平作用力與反作用力的硬抗平衡，這一規定實質上存在著嚴重的問題和錯誤。
其一：地震爆發時，首先是大地在做往覆水平運動，由于建筑物基礎插入大地，因而必然隨大地的往覆水平運動而運動，建筑物上部結構也因此被迫運動，但是建筑物上部結構的運動形式不是水平運動（因而根本就沒有受水平的作用），而是因基礎在受地震水平力運動中，產生的運動力傳遞到上部結構，迫使上部結構沿地震受力方向，作反方向S形式傾斜擺動；
其二：地震爆發時的沖擊波只有兩個方向，而現在所有城市的建筑物的規劃設計，是根據城市的道路按東西南北方向和建設的需要各自排列的。將建筑物上部結構視為受水平運動，也只能有30%的建筑物的結構抗震設計受力方向與地震沖擊波受力方向相同，而70%的建筑物的抗震設計受力方向與實際地震沖擊波的沖擊方向，處于非常不利的位置，當地震爆發時，只有少數正好與地震沖擊波方向協調一致的建筑物不一定破壞，而大多數與地震沖擊波方向不一致的建筑物，自然就很難逃脫地震沖擊破壞倒塌的后果。地震對建筑物的沖擊破壞，主要是對建筑物基礎產生的水平往覆沖擊剪切力，從而使基礎被沖擊破壞失去穩定后，造成上部建筑物的破壞和倒塌，地震沖擊波首先是破壞了基礎，而不是破壞上部建筑結構，所謂萬丈高樓從地（基）起，就是這個道理。基礎都破壞了，上部建筑自然就保不住了；
其三：城市中建筑物的類型是多種多樣的，主要反映在超高層、高層、多層和輕重型建筑之分，而這些不同類型的建筑，又以基礎深度的差別體現在地震沖擊波的大小上，基礎越深、越大，受地震沖擊波的沖擊自然很大，在加上城市地下建筑設施不少（如：地下建筑、地鐵、地下大型管道等），都是構成城市地震場地效應發生互相變化的種種直接因素。現行抗震設計中，都沒有考慮地下建筑設施的自身抗震，以及對地面建筑物基礎和地基的地震場地效應所產生的嚴重問題。
2、現行建筑結構抗震樁基設計與地震場地效應的嚴重問題現行抗震設計中的樁基礎的設計有兩種類型，一種是端承樁類型，另一種是摩擦樁類型。端承樁是將深層的地基反作用力通過樁傳遞給地面，構成對上部建筑物作用力（壓力）的平衡。摩擦樁是通過樁基礎與一定深度的地基土層十分緊密的擠壓結合中產生足夠的反作用力，通過樁傳遞到地面，構成對上部建筑物的作用力（壓力）的平衡。這里必須指出的是，這兩種類型的樁基礎在對上部建筑物的作用力（壓力）構成平衡的充分條件是：靜力荷載，即在沒有外力的作用下成立的。
在端承樁中，端樁是反作用力的頂點，樁身是傳遞反作用力的通道，樁身四周的土層是給樁身起到了極其重要的穩定作用，由此，可以定義：樁端的承載力，樁身的強度是和樁身四周的土層構成了端樁基礎的整體，缺一不可。
在摩擦樁中，樁身的強度與樁身四周土層緊密擠壓所產生的反作用力，構成了摩擦樁基礎的整體，也是缺一不可的。這兩種類型的樁基礎在地震爆發時，強大的地震水平往覆沖擊波，完全改變了上述狀態，使端承樁在地震沖擊波中，使端承樁的承載力發生水平往覆運動，不但失去對樁身的穩定，反而對樁身構成了往覆水平沖擊，其結果：端承樁不是破壞，就是下沉失穩。隨著端承樁的破壞和失穩，建筑物上部結構自然也就處于破壞倒塌的危險境地，而摩擦樁的危險就來的更快了，地震沖擊波迫使摩擦樁樁身必須與四周土層與樁基松開，失去摩擦樁身必須與四周土層緊密擠壓的必要條件，并且土層對樁身構成水平沖擊力，隨著摩擦樁中四周土層與樁身摩擦力的解除和改變，樁不是破壞就是失穩，其上部建筑物隨之處于時刻會破壞和倒塌的危險之中。
3、現行予應力建筑結構在地震中的嚴重問題所謂予應力建筑結構，是人為的在建筑結構的主要承力構件中，對主要承力構件中混凝土施加予應力，一般是通過對結構中承力構件的鋼筋進行張拉，利用鋼筋的回彈力擠壓混凝土來實現的。根據對承力構件中鋼筋的張拉，與混凝土的先后關系，又可分為先張法和后張法兩大類。
從建筑結構中的予應力構件，到予應力結構的發展，已經有較長的時間了，在建筑結構中應用予應力構件和發展予應力結構的優勢，在很多城市的建設中，得到了較廣泛的應用。在城市建設和發展中，推廣和應用予應力構件和予應力結構，的確能起到一定的積極作用。但是，有一個十分重要的結構動力學問題需要特別注重，所謂建筑結構動力學方面的問題，也就是地震爆發時，地震沖擊波迫使建筑結構產生振動的動態反應，地震沖擊波沖擊建筑結構，使其產生的內力在結構中傳遞，而予應力構件和予應力結構的力學模型是：1）予應力張拉兩端的固端成支座，是不允許有任何改變的；2）予應力構件或予應力結構在使用過程中，其構件和結構是不允許發生水平推動，振動彎曲和上下振動的。也就是說，予應力構件和予應力結構，只有在沒有任何外力的情況下，才能達到予應力構件和予應力結構設計的使用要求。因此可以定義：予應力構件和予應力結構的安全使用條件，是不能承受任何外力（尤其是地震沖擊力）的靜力使用狀態。
地震沖擊波在建筑結構中，將無情的迫使建筑結構中的所有梁、柱、板、墻體等受力構件發生變形，即地震沖擊力能完全改變予應力構件和予應力結構的兩端邊界條件，使其構件和結構中的予應力償失。任何在使用中的予應力構件和予應力結構，當予應力衰退和償失后，其構件和結構必然破壞。因此，在地震設防城市的建設中，是不能使用予應力構件和予應力結構的。但是，現在許多城市的建設中都使用了予應力結構，這是十分危險的。因此，應盡快在地震爆發之前，采取補救措施，否則，后果一定是十分嚴重的。
綜上所述，現行世界各國所實行的建筑結構體系，是與地震沖擊波相對抗、硬抗（死抗）的捆住地震內力的結構體系。從結構動態平衡的根本原理來分析，這種與地震力相對抗的結構體系的靜態平衡在地震中完全破壞了。也就是說，現行的建筑結構體系，只能滿足靜態（無地震沖擊波）狀況下的作用力與反作用力的平衡。當地震爆發時，建筑結構內力的靜態平衡被破壞了。這就是現行建筑結構體系抵抗不了地震沖擊破壞的根本原因所在。現行建筑結構的抗震設計，只是加大了建筑結構的剛變，使其增加了對地震沖擊力的對抗力（死抗力），沒有從結構動態平衡的基礎上去尋求，建筑結構與地震沖擊波的動態平衡，建立一個與地震內力相適應（不是相違背）的“釋放地震內力的建筑結構動態平衡體系”。
總之，幾百年來，人類所推行的靜態（加大剛度）的建筑結構體系，違背了地球地震的客觀規律。因此，給人類自己造成了巨大的災難。人類為了在地球上更好的生存和發展下去，就得從根本上解決適應地球地震客觀規律的建筑結構體系。因此，一種與地震力相適應的“釋放地震內力的建筑結構動態平衡體系”的動態平衡的力學理論的建立，并制定新的建筑結構釋放地震沖擊波的設計標準（在也不是對抗的標準），將是人類發展的方向和目標。
二、釋放地震內力的建筑結構體系1、釋放地震內力建筑結構體系的理論基礎我們從現代地球物理學家關于地球板快運動理論的力學分析中，以及對地震客觀規律的不斷揭示，更進一步對地球的認識，有了新的力學見解，我們認為地球是一個在運動中自身求得內力平衡的結構體系，它有兩個階段的運動規律：
（1）、地球內力的平衡階段：地球結構體，在自轉和圍繞太陽周轉運動的過程中，所產生的內力，在平衡階段，地表運動處于內力平衡，地球運動處于靜止狀態，此階段可似地球為慣性參考系階段。
（2）、地球結構體系處于內力平衡階段后，其內力仍然在不斷的增加，而地球結構體不能承受日益增大的內力，而在運動中，通過地球板快的運動，地震和火山等形式釋放出來，以求得新的內力平衡，這個階段是地表的活躍階段。其不斷增加的內力將在地球內力集中點釋放出來，此階段可似為非慣性參考階段。地球內力平衡過程中的這兩個階段，在地球內部不斷循環下去，形成了地球生態平衡的必然規律。
人類是在地球生態的環境中生存的，因此，人類必須遵循地球生態環境中的各種自然規律去發展。從人們開始認識到對過去認識的不足，即理論上的不足和錯誤，又不斷的在生活實踐中，提高了對地球生態環境的認識，進而不斷的揭示自然規律，掌握和運用規律為現代人類和將來造福。應該明確的指出，人類對地球認識的提高和深化，其指導人類如何適應地球生態的科學理論，也就隨之進入了更高的階段。
2、釋放地震內力建筑結構體系新技術的應用：已經獲得中國、美國和英國發明專利權的新技術“建筑物抗震減震裝置”、“建筑物消震裝置”和“高層建筑隔震消能裝置”完全改變了傳統的插入式剛箍捆住地震內力的建筑結構體系，將建筑物整體有機的隔離成兩個受力體系，這樣地震破壞力的傳遞媒介改變了，由直接傳遞轉化為間接傳遞。不言而喻，“建筑物抗震減震裝置”將大大減少地震對上部結構的沖擊，反之，上部結構對基礎的作用力也大大減小。
新技術的設計依據是以柔克剛的動態平衡原理，該技術的主要特點是：能十分有效的大大減弱地震災害對建筑物的打擊破壞。目前，發展中國家和發達國家的科學家們在研究抵抗地震災害方面，都從過去只是單純考慮建筑結構加大剛度的硬抗（死抗）方式，而向建筑結構隔震減震的方面發展了。原因十分清楚，過去幾百年來建筑物硬抗地震災害方法的不斷失敗，告訴和啟發人們要尋求一種適應地震客觀規律的抗震方式。用一句通俗的話來講，以柔克剛，才能達到建筑物在地震沖擊中的動態平衡，而不被破壞，反之，以硬抗來對抗地震的打擊，即以剛克剛設計的建筑物是根本抵抗不了地震的打擊的。因為人們設計建筑物的剛度，不可能達到（保證）比地震破壞力還要大得多的程度。否則現代的專家們去研究建筑物的消震、隔震與減震，不就失去意義了嗎？
關鍵詞：路橋過渡段；路基；路面；結構設計
路橋過渡段設計質量影響著道路橋梁的日常行車安全。這就要求相關部門在進行路橋過渡段路面路基結構設計過程中，結合實際情況，防止設計不合理而造成路橋過渡段出現變形現象發生。同時，技術人員需對道路橋梁過渡段情況進行詳細檢查，從而為道路橋梁的性能提供保障。
1路橋過渡段路基路面結構設計的重要性
當前，各個地區的經濟往來越來越頻繁，這就要求相關部門進一步加快路橋建設步伐，這也是社會主義現代化建設的需要。在這一背景下，就必須對路橋工程進行進一步設計，促使工程建設水平得到有效提升，滿足新時期路橋運輸要求。針對路橋過渡段而言，結構設計對于路橋的安全性、穩定性均具有重要影響。因此，要滿足路橋工程穩定性要求，就必須增強設計方案的可行性和實用性。
2路橋過渡段路基路面結構的常見問題
2.1橋頭引道過渡段結構設計不當。針對橋頭引道路基過渡段而言，較為常見的處理方式有粗粒填筑、加筋土、鋼筋混凝土過渡板法等[1]。上述方式難以避免橋頭跳車現象，通過研究發現，橋頭跳車主要原因在于人們沒有找到可行的定型搭板處理計算方式。同時，搭板的長度不符合規定也會導致這一現象發生。2.2橋頭引道軟土地基處理不當。開展圖紙設計過程中，如果設置的地質鉆孔比較少，鉆探的深度不符合標準規定，就會導致工作人員很難明確路基深度和范圍，也難以探明軟土路基性質，這種情況下，會導致軟土路基段出現沉降，從而導致橋頭跳車。進行設計過程中，針對軟土地基，理論和實際之間存在一定的差異，會導致路基設置難以達到預期效果。2.3橋頭引道路堤邊坡防護措施不合理。雨水侵襲，道路橋梁會受到一定影響。我國一些沿海地區，降雨比較多，因此，需要對橋頭引道路堤采取相應的防護措施。但是，若防護措施不夠合理，即便實施相應的道路橋梁防水、排水工作，也難以實現預期效果，進而使臺背填土沖刷流失，進一步降低了路基的強度，從而引發橋頭跳車現象。
3路橋過渡段路基路面結構設計措施
3.1無搭板設計方案。近年來，路橋過渡段結構設計中，搭板設計得到廣泛應用，能夠有效降低路基沉降發生率。在采用該方式進行具體施工過程中，為使施工質量得到提高，采用不設置搭板的設計方案，需要進一步轉移設計重心，重點設計填筑工程，對其進行適當的填筑和加固，促使道路橋梁的性能以及路面、路基面承載力得到提升。相關單位需要采用先進的科學技術，進一步提高壓實力度，進而為路橋過渡段的施工質量提供保障。3.2有搭板設計方案。路橋過渡段沉降問題相對普遍，針對這一情況，可在橋頭位置設置搭板，從而防止橋頭跳車情況發生。此外，對橋臺搭板進行進一步分析，其長度主要是以坡度值作為依據進行設計，通過這種方式，能夠保障其有能力承擔車輛行駛過程中所帶來的負荷，從而有效降低沉降發生率[2]。采用這種方式比較簡單快捷，但不是全部的路橋工程均能夠使用這一方式。對于路橋過渡段，設置相應的橋頭搭板，以防止橋頭出現沉降現象，取得了一定的效果，但是還是存在一定弊端。例如，一些承受較大交通壓力的路橋，如果為其設置搭板，跳車現象就難以解決，導致這一路段被磨損，若路堤臺銜接處發生沉降問題，逐漸向其他方位轉移，會促使局部位置出現沉降問題。這種情況下，技術人員需將實際工程情況作為依據，從而對搭板進行合理化設計。圖1為搭板設置示意圖。對橋梁搭板的寬度進行設置，對搭板的寬度以及橋面的寬度進行控制，要求寬度一致，采用這一方式進行設計，能夠有效防止行車過程中發生安全事故。針對橋梁板的邊緣位置，兩者之間要設置0.5m的差距。這種情況下，相應技術人員和施工人員，需針對搭板厚度進行科學設置，并且充分考慮位移情況，設置的搭板厚度越大，出現的位移就會越小。在對橋梁建設過程中，工作人員應控制搭板厚度。在我國，一些小型路橋搭板厚度在20~36cm之間。但是對大型搭板進行設計過程中，需要對厚度做進行一定調整，一般情況下，其厚度被控制在30~40cm之間[3]。設計人員進行搭板設計過程中，需進一步研究搭板的長度，從而避免搭板設計缺乏合理性。同時，可以利用錨固栓連接臺頂和塔板，從而有效降低沉降情況。此外，結合橋臺實際情況，對搭板筋進行合理設計，從而有效提升過渡段性能。3.3路橋過渡段路基路面壓實設計。對路橋過渡段進行具體施工過程中，可以同時對路橋臺背和橋坡填實和填土，采用這一方式，能夠有效防止沉降現象的發生。同時，結合相關施工方案對其進行具體施工，也可以采用分層填筑的方式。對每一層的厚實度進行合理控制，按照相關規定對不同環節進行具體施工，首先將土卸下車，然后使用推土機推平，此后對路面進行灑水[4]。相應施工人員要使用專用工具對路面進行填平，然后使用壓路機實施具體的壓實操作。
4結語
當前我國基礎設施的建設還不是十分完善，如道路和橋梁的過渡段位置，結構設計存在一定問題，影響車輛行駛的安全性。這種情況下，相關部門應當加大重視力度，并對路橋施工技術進行深入研究，使我國路橋施工質量和施工水平得到有效提高，從而為人們提供一個安全、良好的出行環境。
作者:史龍 單位:石家莊宏業交通建設監理有限公司
參考文獻：
[1]范明亮.淺談路橋過渡段路基路面結構設計[J].黑龍江科技信息，2017（9）：219.
[2]趙玉國.路橋過渡段路基路面施工病害及主要應對措施分析探討[J].科技創新導報，2015（29）：62-63.
