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DLT5057-2009水工混凝土结构设计规范

则称为预应力作用下的应力修正系数。 本标准是以颈部受拉区边缘至最外侧主锚束孔中心之间的混 1）计算条件： ①对于闻墩（中墩）两侧采用对称布置主锚束的情况，确定 应力作用下的应力修正系数时，分别考虑了两种计算工况： 况1为预应力主锚束单独作用；工况2为预应力主锚束与次锚 共同作用。计算条件如下： 一闸墩的厚度B取值为：3.5m、4m、5m、6m；锚块高度 h取值为：4m、5m、6m、6.5m。 预应力主锚束布置为：闸墩厚度为3.5m～4.0m时，每边 布置2排，每排5层，锚束与锚束之间的夹角约为4° 左右；闸墩厚度为5.0m6.0m时，每边布置3排，每排 5层，锚束与锚束之间的夹角也约为4°左右。最外边第 1排锚束与闸墩边缘的距离为500mm，锚束与锚束之间 的距离均为500mm，单束锚束的永存预拉力为3870kN。 一预应力次锚束为3排，每排4束，第1排至弧形闸门支 承面的距离为650mm750mm，单束锚束的永存预拉力 为2260kN。 ②对于闸墩（边墩）两侧采用非对称布置主锚束的情况，确 预应力作用下的应力修正系数时，也分别考虑了两种计算工 ，工况1为预应力主锚束单独作用；工况2为预应力主锚束与 锚束共同作用。计算条件如下： 一闸墩的厚度B取值为：3.5m、4m、5m、6m；锚块高度 h取值为：4m、5m、6m、6.5m。 一推力侧预应力主锚束布置为：闸墩厚度为3.5m～4.0m

DL/T50572009表17闸墩厚4.0m预应力主锚束非对称布置时预应力作用下的应力修正系数应力部位推力侧闸墩高度h非推力侧主锚束数02345mmβ0.000.200.300.400.50主锚束0.770.800.810.820.834000主、次锚束0.800.820.830.850.87主锚束0.760.790.800.810.825000主、次锚束0.790.810.830.840.86主锚束0.780.800.810.830.846000主、次锚束0.810.840.850.870.88主锚束0.780.810.820.830.856500主、次锚束0.810.840.850.870.89表18闸墩厚为5.0m主锚束非对称布置时预应力作用下的应力修正系数应力部位推力侧锚块高度h非推力侧主锚束数02345mmβ0.000.200.300.400.50主锚束0.770.800.810.820.834000主、次锚束0.800.820.830.850.87主锚束0.760.790.800.810.825000主、次锚束0.790.810.830.840.86主锚束0.780.800.810.830.846000主、次锚束0.810.840.850.870.88主锚束0.780.810.820.830.856500主、次锚束0.810.840.850.870.89361

GB／T 51349-2019 林产加工工业职业安全卫生设计标准DL/T50572009

取为1.00。闸墩厚度B分别在4000mm～5000mm及5000mm 6000mm之间时，可按线性内插值方法确定。 由表17～19的计算结果，经适当的归并与取整后，即得本标 准闸墩（边墩）两侧采用非对称布置主锚束预应力作用下的应力 修正系数的取值： 一一β=0.3时，闸墩厚度不大于4000mm时，推力侧可取 为0.80；闸墩厚度为5000mm时，推力侧?可取为0.85 闸墩厚度不小于6000mm时，推力侧可取为0.90。 一β=0.2时，闸墩厚度不大于4000mm时，推力侧可取 为0.80；闸墩厚度为5000mm时，推力侧?可取为0.80 闸墩厚度不小于6000mm时，推力侧可取为0.85。 一一闸墩厚度B分别在4000mm～5000mm及5000mm 6000mm之间时，推力侧?可按插值方法确定；β在0.2 0.3之间时，可按线性内插值方法确定。 计算与试验表明：在双侧弧门推力作用下闸墩颈部呈轴心受 拉应力状态；在单侧弧门推力作用下呈大偏心受拉应力状态。而 后者颈部受拉区边缘的最大拉应力为前者的1.5倍左右。故单侧 弧门推力作用是颈部最不利工况。另外，有限元分析结果表明： 闸墩（边墩）两侧采用非对称布置主锚束时，非推力侧预应力平 衡系数β大于或等于0.2时，非推力侧在预应力作用下处于受压 状态，非推力侧闸墩预部截面可不进行抗裂验算。非推力侧配置 预应力筋的目的是为了避免预压区（推力侧）施加预应力时，非 推力侧混凝土的拉应力过大而产生裂缝，因此，非推力侧预应力 平衡系数β取大于或等于0.2即可。同时建议非推力侧预应力平 衡系数β以不大于0.3为宜。 13.11.4根据闸墩的受力工况，闸墩颈部的正截面受拉承载力计 算，可分为单侧弧门推力作用情况和双侧弧门推力同时作用情况。 单侧弧门推力作用情况，弧门推力作用于颈部截面之外，属于大 偏心受拉情况；双侧弧门推力作用情况则为轴心受拉情况。本标

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闸墩颈部的正截面受拉承载力计算公式，是参考原标准与GB 50010一2002等国内外混凝土结构设计规范的有关规定给出的。 计算与试验表明：单侧推力作用是颈部最不利工况。但在水 利枢纽实际运行中，预应力闸墩（中墩）在绝大部分时间内都是 处于双侧推力作用，单侧推力仅在部分闸孔开启时出现。在大偏 心受拉时的承载力计算中，由于受压区已布置了预应力锚束，对 其承载力产生了不利影响（使其承载力降低）。因此，当受拉区的 预应力锚束已能使颈部满足裂缝控制要求时，则按正截面受拉承 载力计算所需的其余受拉钢筋，宜采用非预应力钢筋，即采用预 应力筋和非预应力筋的混合配筋方案。配置非预应力筋有利于控 制裂缝发展，结构延性性能好，对于结构抗震有利，还能节约部 分预应力筋。除按承载力和裂缝控制要求的配筋外，还要考虑温 度、收缩变形及闸门振动荷载等因素的影响，尚需配置一定数量 的构造钢筋。 13.11.5试验结果与有限元分析表明，即使是双侧弧门推力同时 作用，拉应力沿闸墩厚度方向的分布也是不均匀的，靠闸墩两边 大中间小，呈马鞍形分布。因此，设计时应将预应力主锚束对称 布置在颈部两侧边缘，使其预压应力更有效地抵消弧门推力在闸 墩颈部侧面产生的拉应力，以提高预压应力的效果。 为了使预应力有效地扩散到闸墩体内，满足预应力锚固区的 设计要求，一般情况下，预应力锚束在闸墩立面上应按辐射状布 置。但是为了提高锚束的预应力效率，有利于锚块承压面施工， 在满足锚固区布置要求的前提下，宜尽量减小其辐射扩散角度。 根据实际情况调查和试验分析，锚束的扇形最大辐射角或总扩散 角不宜大于20°。从弧门推力作用下闸墩颈部的应力图形可见， 两侧的应力大，中间的应力小，因此预应力锚束布置时，应放在 应力大的区域，以有效地抵消由弧门推力作用所产生的拉应力。 沿弧门推力相反方向的应力衰减速率，单推情况最快，双推 情况次之，预应力最慢。沿弧门推力相反方向的应力衰减与闸墩

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厚度有关，图3为多个预应力闸墩表面应力衰减的规律，其中B 为闸墩厚度（m），L为锚束自颈部向闸墩体内延伸的距离（m）。 从图中可见其明显的带状分布规律性。当闻墩颈部的应力值为 2MPa～7MPa时，BL的取值范围为30m²～80m²，其应力值已降 至0.5MPa以下。若闸墩厚度为5.5m，颈部截面正应力为7MPa， 主锚束向闸墩体内延伸15m即可。这个界限对于弧门支承结构的 设计极为重要，因为其直接决定着主锚束的布置和延伸范围

为了方便计算，本标准推荐了个与闻墩颈部最大应力相关 联的锚束伸入闻墩体内的最小长度的计算公式。 1由图3可见“颈部应力一BL曲线”呈明显的带状分布规 律性。根据实际工程锚束长度的统计分析，并参考图3，当闸墩 颈部的应力值为2MPa～7MPa时，BL值的范围约为30m²～80m² 并假定应力衰减曲线是近似平行曲线族。 2考虑各种因素的影响，应保证主锚束伸入闸墩体内的最 小长度大于或等于10m。 建立式（13.11.5）时，考虑了以上两方面的因素。 闸墩仿真模型试验的结果表明，当距离为3倍锚块高度h时： 应力已衰减85%以上，因而对锚固区的影响已变得较小了，故规

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定闸墩体内锚固区的锚孔与锚块（弧门支承体）的最小距离不宜 小于锚块高度h（颈部至锚块端部承压面距离）的3倍。 按照有限元计算和试验分析的结果，当同排孔净距离大于镭 孔直径时，可消除相互的不利影响。为了避免锚固区受力过于集 中而造成整体破坏，·设计时要综合考虑钢筋布置和施工要求等因 素，将同排孔的净距和前后两排孔的净距定为不宜小于2倍锚孔 直径。 13.11.6在大吨位锚束的集中压力作用下，锚块将产生很大的局 部应力和横向（与主锚束作用线垂直方向）拉应力。由于影响锚 固区受力状态的因素较多，其应力分布非常复杂。预应力锚束锚 固区的局部受压承载力计算，现行有关规范所提供的方法也不完 全一致。但从工程实践经验来看，锚块锚固区的局部受压承载力 计算，参照国内现行有关规范的方法进行设计还是可行的，即可 按本标准9.8.1与9.8.2的要求进行计算。 锚块既要承受主锚束的巨大压力，又要承受弧门的巨大推力， 其受力状态非常复杂。作用在锚块上的弧门推力，主要通过颈部 预应力主锚束和非预应力钢筋的悬吊作用间接传至闻墩体。根据 专题组弧门钢筋混凝士闻墩和预应力混凝土闸墩仿真模型试验的 研究成果，随着闻墩颈部裂缝、锚块垂直裂缝和斜裂缝的出现与 开展，遂渐形成以闸墩颈部拉筋（预应力主锚束和非预应力钢筋） 为吊筋，锚块水平钢筋（预应力水平次锚束和非预应力钢筋）为 拉杆，以及锚块斜向混凝士为压杆（拱）所组成的“悬吊拉杆拱” 受力模型。 锚块与柱上牛腿受力性能的差别为：作用在锚块上的弧门推 力，是通过闸墩颈部钢筋（预应力主锚束和非预应力钢筋）的悬 吊作用间接传至混凝土闸墩体上见图4（a）；而作用在柱上牛腿 的荷载是通过牛腿斜向混凝土支撑（斜压杆）直接传至柱中「见 图4（b)]。正是由于锚块与柱上牛腿的受力边界条件不同，两者 之间的受力性能必然有差异。因此，锚块的受力性能可以用以闻

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墩颈部拉筋为吊筋，锚块水平钢筋为拉杆，以及锚块斜向混凝土 为压杆（拱）所组成的“悬吊拉杆拱”的受力模型来模拟［见图 4（a）]；而牛腿的受力性能类似于以水平纵向钢筋为拉杆和斜向 混凝土为压杆所组成的三角形桁架受力模型「见图4（b）1。

试验结果表明，虽然两者在受力性能方面有相似之处，但由 于受力边界条件不同，破坏形态有差异，以及内力臂系数大小不 同等特点，使锚块的极限承载力较相同尺寸配筋的柱上牛腿要低 10%～20%。这是在锚块设计中应该加以注意的一个问题。 锚块承载力的计算方法，是根据专题组提出的闸墩锚块的“悬 吊拉杆拱”受力模型和国内柱上独立牛腿的有关研究成果得出的 在弧门推力作用下，锚块可能发生正截面或斜截面两种破坏形态。 因此，应分别对闸墩“悬吊拉杆拱”受力模型中的拉杆和斜压杆

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13.12.1根据我国水电站实践的经验，对钢筋混凝土蜗壳适用范 围的认识已逐渐加深，例如盐锅峡、石泉、柘林、大化等水电站 钢筋混凝土蜗壳的最大水头均在40m左右，国内已建水电站钢筋 混凝土蜗壳统计资料表明，最大水头在30m以上的钢筋混凝土蜗

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13.12.7接力器坑、进人孔等孔洞部位可能会出现应力

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此需进行局部极限承载力验算，并配置加强钢筋。座环是蜗壳主 要传力部件，蜗壳上部混凝土重量通过上环传递到下部基础，因 此对于该部位需进行局部承压验算，并应配置承压钢筋，以提高 构件承压能力；对于混凝土蜗壳，其上环部位在内水压力作用可 能出现拉力，还需增加蜗壳混凝土与座环的连接措施，如配置连 接钢筋等。

13.13钢筋混凝土尾水管

13.13.1尾水管结构是复杂的空间问题。垂直水流方向的强度简 化为分区切取平面框架进行设计，一般可以满足设计的精确度。 但是计算时应注意正确确定上部结构下传的荷载，应考虑空间的 传递作用，并要考虑顶板与侧墙节点刚性和剪切变形的影响。对 大型尾水管结构，可用弹性三维有限元分析。 河床式厂房、广坝整体连接的坝后式厂房、溢流式厂房及高 尾水位的厂房上（下）游的水推力及竖向荷载要通过尾水管的边、 中墩及底板传至地基，故边、中墩及底板顺流方向的应力及竖向 切力可能较大，不可以忽视，应根据应力大小配置适量钢筋。 13.13.4为防止尾水管底板和顶板出现顺水流向的纵向裂缝，需 配置一定数量的分布钢筋，参照钢筋混凝土板构造要求及工程设 计经验，建议不应小于受力钢筋的30%。尾水管管段为变跨度 不对称的形状复杂的空间结构，据葛洲坝、青铜峡等工程计算成 果，顺水流向应力不容忽视，该方向钢筋数量宜加大，据工程经 验，建议不应小于垂直水流向钢筋的75%。 13.13.8尾水管的薄弱结构主要位于理管、放空阀、进人孔等孔 洞部位，应对这些部位进行局部承载能力极限状态验算，同时配 置加强钢筋。

13.14.1大坝混凝土抗压强度一般在90d龄期，保证率为80%，

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与本标准的28d龄期、保证率为95%的抗压强度是不同的，若按 本标准的规定进行局部构件的承载力计算，局部构件的安全度设 置水平将偏低。因此，为了保证大坝混凝土中局部构件承载能力 极限状态下的安全度水平能够满足本标准安全度设置水平的要 求，坝体内孔洞（廊道、竖井）周边大坝混凝土强度应按6.1.2 换算。

13.15.1～13.15.4近些年来，随着我国国力的提高和经济的发 展，兴建的大型水利水电工程越来越多，孔口尺寸越来越大，承 受的水头越来越高，闸门门槽的推力也越来越大。根据国内几个 大型工程经验，当闸门门槽每延米推力大于2000kN时，应对闸 门门槽二期混凝土进行局部承压验算和斜截面承载力计算。当计 算不满足要求时，可采取提高二期混凝土强度等级或在二期混凝 土内配置钢筋、掺加纤维等措施。

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14.1.1混凝土结构必须进行温度作用计算的范围仅限定为条文

14.2大体积混凝土在温度作用下的裂缝控制

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14.2.1温度场的计算方法不属本标准的内容，所以只列出其 般计算原则。裂缝控制验算属于正常使用极限状态的验算，故 度作用值应取其标准值

14.2.2计算温度应力的具体方法不属于本标准的范畴，所以

原标准首先根据国内外不同研究者的17组试验资料回归得 到混凝士徐变计算公式，再由弹性徐变理论推求得到混凝士应力 松弛系数，并回归得到应力松弛系数计算公式（G7），给出应力 松弛系数表格G5。 由于徐变与混凝土种类、成分密切相关，随着外加剂与粉煤 灰的变化，当时的试验资料已陈旧，因而在本标准附录B中不再列 入原标准的应力松弛系数计算公式（G7）和应力松弛系数表格G5。 不再列入应力松弛系数计算公式（G7）和应力松弛系数表格 G5的另外一个原因是，在水利工程中有限元法已应用非常广泛， 在实际工程中一般采用有限元法直接由徐变计算混凝土的徐变温 度应力。

十个，不少公式与试验结果的吻合程度均相当好。但有的需要预 先知道t时刻的混凝土抗压强度f（，有的需要预先知道混凝士 塌落度及最大骨料粒径，必须列出这些因素对E(t)计算的影响系 数表格，使用起来不够方便；有的公式还考患了温度对E）的影 响，计算就更复杂。 经与我国9座大坝的大体积混凝土的E（)试验资料相比，发 现E。一t的关系以采用对数曲线（成都勘测设计研究院公式）、指 数曲线（唐崇钊公式）及复指数曲线（朱伯芳公式）为最理想。 本条就采用了如下的复指数表达形式：

图5混凝土拉伸变形计算值

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—SL3192005的K,=1.3；2—本标准；3—SL3192005的K,=1.8：4—前苏联87规范 图6C20混凝土的ε.(t)E.(t)值的对比曲线

本条中ε.(t)及E.(t)只适用于一般混凝土，不适用于掺粉煤 灰的混凝士。

本条中?）及E（0）只适用于一般混凝土，不适用于掺粉煤

14.2.4大体积混凝土内配置温度钢筋，不能提高抗裂性，只能

自前，可行的方法是采用钢筋混凝土有限元方法计算出具体 结构在确定配筋量时的裂缝宽度。常用结构的温度配筋的一一般原 则，由于需进行大量非线性大型程序计算，自前尚无法实现，因 此只能由总结工程经验得出。条文中的几点建议是根据我国工程 经验并参照美国陆军工程师团的配筋构造指示书的规定确定的。

考虑温度作用的钢筋混凝土框

14.3.1水工建筑物中常用的框架结构，在运用期间的内外温差 不会很大。因此在一般情况下的内外温差可不考虑。 当水工建筑物专门设计规范对温度计算有规定时，应遵照专 门规范的规定。 14.3.3关于钢筋混凝土超静定结构考虑温度作用时的设计，目 前工程界有如下儿种方法： 1认为混凝土一旦开裂，温度应力就自行松弛，无需另配 温度钢筋。 2对温度应力不作计算，完全按经验适当增配温度钢筋； 或者在配筋计算时，适当提高安全系数或降低钢筋强度设计值。 3将温度作用与其他荷载按常规组合，即不考虑混凝士开 裂对温度效应的影响，并按一一般方法配筋。 4进行温度计算，并适当降低构件的刚度，如取为全截面 刚度的0.2～0.4倍以顾及构件开裂后刚度下降的影响。 5考虑结构开裂，按非线性分析程序，经逐步迭代，求得 外荷载与温度作用共同作用下的最终内力。 上述诸方法中，第1种方法根本不考虑温度的影响，就有可 能使得裂缝过宽；第2种方法缺乏合理的和具体的计算准则：第

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3种方法把温度作用与其他外荷载同等处理，是不合理的，因为 且构件开裂，温度作用的效应会显著下降（应力自动松弛），因 此这种方法会导致配筋量过多：第4种方法考虑了开裂后刚度降 低的影响，但对刚度的估计较为粗略：第5种方法比较精确，国 外核电站厂房是按此法计算，但需编制非线性程序，经反复迭代 计算。 钢筋混凝土框架类结构在计及温度作用时，必须考虑各杆 件因开裂而使实际刚度下降引起的影响，否则，将使温度应力估 计过高。为此，本标准首先规定采用能考虑各杆件因开裂而使刚 度分段变化的非线性椎架分析方法加以计算。此类框架矩阵分析 程序目前已较成熟，其计算结果经与国外试验成果及计算相比， 吻合性良好。 当缺乏此类计算程序时，也充许采用其他降低构件刚度的近 以分析方法，但刚度降低的部位及降低的幅度应经过论证。 经对承受温度作用的框架的大量计算分析，得到如下认识： 1外荷载与温度作用的加载次序先后，对框架的最终效应 没有影响。 2温度作用对静定结构不产生内力，但在截面上会发生自 成平衡的应力，且产生较大的位移。 3温度作用并不是对超静定结构的所有构件和所有截面均 发生不利的影响。 4温度作用并不影响超静定结构的极限承载能力，但对裂 缝开展宽度甚有影响。 5增加配筋量，加大了构件刚度，从而也使温度内力稍有 增加，但增加配筋量可有效地控制裂缝宽度

15.1.3本标准的抗震承载力设计表达式是根据GB50199

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HRB335、HRB400级钢筋的塑性性能较好，因此，规定对于框架 及铰接排架一类结构，梁、柱的纵向受力钢筋宜选用HRB335级 钢筋、HRB400级钢筋；箍筋宜选用HPB235、HPB300、HRB335。 当设计烈度为8度、9度设防时，要求纵向受力钢筋的强屈 比大于1.25，其目的是使结构某部位出现塑性铰以后有足够的转 动能力；同时，钢筋的屈服强度实测值与钢筋强度标准值的比值 不应过大，不然，就难以保证强柱弱梁、强剪弱弯的实现。 抗震设计中希望框架的塑性铰发生在梁内，以免形成柱铰型

的破坏机构。因此在施工时不宜任意地用强度较高的钢筋去代替 原设计的钢筋品种，以避免原定在梁内发生的塑性铰不适当地转 移到柱内。如必须改用其他品种的钢筋，则应按钢筋的受拉承载 力相等的原则，换算不同的钢筋截面面积。 15.1.6为保证反复荷载下钢筋与混凝土的黏结强度，根据国内 外规范，对设计烈度为7度、8度、9度设防的构件，抗震时的锚 固长度应适当加长。钢筋接头当采用焊接接头时，一定要保证焊 接质量。

15.2.1试验资料表明，低周反复荷载作用下不致降低框架梁的 受弯承载力，其正截面受弯承载力可按本标准第9章公式计算。 设计框架梁时，限制混凝土受压区高度的自的是控制塑性铰 区纵向受拉钢筋的配筋率不要过大，以保证框架梁有足够的延性。 根据国内外的经验，当相对受压区高度控制在0.250.35时，梁 的位移延性系数可达到3～4。 在确定混凝土受压区高度时，可把截面内的部分受压钢筋计 算在内。

15.2.2设计中应力求做到在地震作用下的框架呈梁铰型延性机

构。为减少梁端塑性铰区发生脆性剪切破坏的可能性，对框架梁 提出了梁端的斜截面受剪承载力应高于正截面受弯承载力的要求 即“强剪弱弯”的设计概念。首先是在剪力设计值的确定中，考 虑了梁端弯矩的增大。各抗震等级框架梁剪力设计值的确定，则 直接取用梁端考虑地震作用组合的弯矩设计值的平衡剪力值，并 乘以不同的增大系数，考虑适当提高可靠度指标，这里增大系数 比原标准有所提高。

15.2.3国内外低周反复荷载作用下钢筋混凝土连续梁和悬臂梁 受剪承载力试验表明，低周反复荷载作用使梁端产生交叉斜裂缝， 梁的斜截面受剪承载力降低，其主要原因是混凝土剪压区剪切强

15.2.3国内外低周反复荷载作用下钢筋混凝土连续梁和悬臂梁

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度降低，以及斜裂缝间混凝土咬合力及纵向钢筋暗销力的降低。 箍筋项承载力降低不明显。为此，仍以截面总受剪承载力试验值 的下包线作为计算公式的取值标准，其中将混凝土项取为非抗震 情况下混凝土受剪承载力的60%，而箍筋项则不考虑反复荷载作 用下的降低。 框架梁受剪时的截面控制条件，是在静力受剪要求的基础上， 考虑反复荷载作用的不利影响而确定的。

15.2.4抗震时的框架梁纵向受拉钢筋最小配筋率是参照原标

15.3.1考虑地震作用的框架柱，其正截面承载力计算方法与不 考虑地震作用的框架柱相同。 15.3.2框架柱的延性通常比梁的延性小，一旦形成塑性铰，就 会产生巨大的层间侧移，因此设计中，对设计烈度为7度、8度 及9度设防的框架柱，给出了“强柱弱梁”的设计要求，人为地

15.3.1考虑地震作用的框架柱，其正截面承载力计算方 考虑地震作用的框架柱相同。

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加大柱的上下端弯矩计算值。考虑到原标准给出的柱弯矩增大措 施偏弱，本次修订适度提高了各类抗震等级的柱弯矩增大系数。 15.3.3为避免或推迟框架结构的底层柱根部出现塑性铰，在设 计中对此部位柱的弯矩计算值采用直接乘以增大系数的方法，以 增大其正截面承载力，减少柱根破坏程度。 15.3.4框架柱的设计除应满足“强柱弱梁”的要求以外，还应 满足“强剪弱弯”的要求。因此，在确定框架柱的剪力设计值时， 与框架梁一样应考虑柱端弯矩的增大。 15.3.5对框架角柱，考虑到在历次强震中其震害相对较重，加 之，角柱还受扭转、双向剪切等不利影响，在设计中，其弯矩、 剪力设计值应取经调整后的弯矩、剪力设计值乘以不小于1.1的 增大系数。

加大柱的上下端弯矩计算值。考虑到原标准给出的柱弯矩增大措 施偏弱，本次修订适度提高了各类抗震等级的柱弯矩增大系数。 15.3.3为避免或推迟框架结构的底层柱根部出现塑性铰，在设 计中对此部位柱的弯矩计算值采用直接乘以增大系数的方法，以 增大其正截面承载力，减少柱根破坏程度。 15.3.4框架柱的设计除应满足“强柱弱梁”的要求以外，还应 满足“强剪弱弯”的要求。因此，在确定框架柱的剪力设计值时， 与框架梁一样应考虑柱端弯矩的增大。 15.3.5对框架角柱，考虑到在历次强震中其震害相对较重，加 之，角柱还受扭转、双向剪切等不利影响，在设计中，其弯矩、 剪力设计值应取经调整后的弯矩、剪力设计值乘以不小于1.1的 增大系数。 15.3.6国内有关反复荷载作用下偏压柱塑性铰区的受剪承载力 试验表明，反复加载使构件的受剪承载力比单调加载降低约10%～ 30%，这主要是由于混凝士受剪承载力降低所致。为此，按框架 梁相同的处理原则，取混凝土项抗震受剪承载力相当于非抗震情 况下混凝土受剪承载力的60%，而箍筋项受剪承载力与非抗震情 况相比不予降低。 15.3.7试验表明，受压构件的位移延性将随轴压比增大而减小 因此规定了框架柱的轴压比限值。 15.3.8框架柱纵向钢筋最小配筋率的规定，是参照GB50010 2002及国外规范的规定给出的。 15.3.9为提高柱端塑性铰区的延性，防止纵向钢筋压屈，对柱 上、下端加密区箍筋的最大间距、最小直径及箍筋最小体积配筋 率作了规定。

15.3.6，国内有关反复荷载作用下偏压柱塑性铰区的受剪承载力

试验表明，反复加载使构件的受剪承载力比单调加载降低约10%～ 30%，这主要是由于混凝士受剪承载力降低所致。为此，按框架 梁相同的处理原则，取混凝土项抗震受剪承载力相当于非抗震情 况下混凝土受剪承载力的60%，而箍筋项受剪承载力与非抗震情 况相比不予降低。

梁相同的处理原则，取混凝土项抗震受剪承载力相当于非抗震情 况下混凝土受剪承载力的60%，而箍筋项受剪承载力与非抗震情 况相比不予降低。 15.3.7试验表明，受压构件的位移延性将随轴压比增大而减小， 因此规定了框架柱的轴压比限值。 15.3.8框架柱纵向钢筋最小配筋率的规定，是参照GB50010 2002及国外规范的规定给出的。 15.3.9为提高柱端塑性铰区的延性，防止纵向钢筋压屈，对柱 上、下端加密区箍筋的最大间距、最小直径及箍筋最小体积配筋 率作了规定。

15.3.9为提高柱端塑性铰区的延性，防止纵向钢筋压屈，对柱 上、下端加密区箍筋的最大间距、最小直径及箍筋最小体积配筋 率作了规定。

15.4.1框架节点只在9度设防地区才会严重破坏，一般配箍后 可满足抗震要求，因此不再列入节点的受剪承载力计算公式DB32／T 4024-2021 农村生活污水处理设施物联网管理技术规范.pdf，仅

按原标准和GB500102002规范的规定给出了配置箍筋的要求。 15.4.2本条根据GB500102002的规定给出抗震框架节点的 配筋构造。 15.4.3试验表明，在反复荷载作用下，预埋件锚筋的受剪承载 力平均降低20%左右，因此，考虑地震作用时的预埋件锚筋截面 面积应比静力计算增加25%，并要求在靠近锚板的锚筋根部设置 根直径不小于10mm的封闭箍筋，以约束混凝土，提高受剪承 载力。

较重的部位之，最常见的是支承低跨的牛腿被拉裂。为此可在 其顶面钢垫板下设水平锚筋，直接承受并传递水平力。

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15.6.1水工建筑物中跨度不大的桥跨结构可只验算其支承结构 承受水平地震的承载力及稳定性。水平地震系数可按DL5073 2000规定计算，对于拱式渡槽，拱平面及出拱平面的水平地震效 应可参照JTJ00489《公路工程抗震设计规范》中的方法进行。 15.6.2对于公路桥梁，可只采取一定抗震措施而不进行抗震验 算的范围是根据我国公路桥梁工程的实践经验规定的。对于渠系 建筑中的小型渡槽，也可参照本条规定处理，但对过流量很大的 大、中型渡槽则必须进行专门的抗震设计。 15.6.3为防止桥梁中简支梁在地震时发生落梁，应采用挡块， 螺栓连接和钢夹板连接等，同时，简支梁应伸入墩台一定距离， 具体数值是参照港口工程和公路桥梁工程的经验确定的。 15.6.4在地震作用下，梁与梁之间及梁与边墩之间易产生冲撞， 所以在它们之间需填充缓冲材料，以缓和它们之间的冲撞。连续 梁桥不会发生落梁破坏，但如每一联只在一个墩上设置固定支座， 其余为活动支座，只依靠一个固定支座来承受强大的由整个 联上部构造所产生的水平地震荷载，显然在技术上非常困难，在 经济上也不合理。因此，应使各个墩来共同承担上部构造所产生 的水平地震荷载。 15.6.5大量震害实例表明，双曲拱等装配组合式拱圈的整体性 较差。因此，必须加强双曲拱等装配组合式拱圈的横向联系和各 构件之间的连接，以保证主拱圈的横向刚度和整体性。关于双曲 拱桥拱肋之间的横向联系，以采用横隔板为宜。 15.6.6在连拱中，如一一孔震塌，墩顶受力失去平衡，很可能引 起其余各孔发生链式塌拱现象，酿成更大的灾害。大量震害资料 表明：连拱破坏比较严重，特别是墩、台较柔和较高，破坏更产 重。因此，本条规定墩台高超过3m不应采用双柱式桥墩或排架 柱墩，宜采用刚度较大的实体墩，同时又规定，当跨数过多和总

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GB/T 41455-2022 地下管线要素数据字典DL/T 50572009

长比较长时，宜设置制动墩，抑制链式反应。 15.6.715.6.9桥跨结构的竖向支承结构可分为框架结构和墩 式结构两大类。对于框架结构，其抗震要求同15.2节、15.3节和 15.4节。 对于墩式结构，按其平面尺寸又可分为柱式墩与墩墙二类， 其抗震构造要求不完全相同，现按《美国公路桥梁抗震设计准则 （1981.10）》规定，以柱净高与其平面最大尺寸之比不小于2.5时 作为柱式墩考虑，小于2.5时作为墩墙考虑。 高度较大的柱式墩，在强烈地震时柱倾斜和折断的实例很 多。造成这类破坏的原因之一是柱的强度和刚度不足，而另一方 面，某些采用双排柱的桥墩破坏相对较轻，说明采用双排柱对于 提高桥墩的纵向刚度是有效的。因此，规定对于较高的柱式墩 宜根据具体情况适当加大柱直径或采用双排柱，以提高桥墩的纵 向刚度。 设置横系梁，主要是为了加强柱式墩的整体性。 15.6.10U形桥台、箱形桥台的整体性强，支撑式桥台般都设 有支撑梁或采用浆砌片（块）石满铺河床，从而加强了全桥的整 体性。