渡槽结构

2024-12-06

渡槽结构（精选8篇）

渡槽结构篇1

摘要：渡槽是架设于山谷、洼地、河流之上, 用于通水、通行和通航的水工建筑物。设计制作斜拉式渡槽模型, 进行了模型结构分析与应力计算。通过模型承水和承砂实验, 得出结构发生弹性变形和塑形变形的分界荷载及达到破坏条件的极限荷载, 然后利用结构求解器对固定荷载作用下最有可能发生破坏的点进行验算, 均能满足强度条件, 验证了模型设计的可行性。

关键词：斜拉式渡槽,模型设计,实验,应力分析

1 模型设计

断面的设计:结合相关水力学[1]知识和实验的最大流量, 通过计算最终设计出槽深h=120mmmm, 宽度b=200mmmm, 槽身长度L=1 000 mm的矩形断面渡槽。

支撑形式的设计:考虑模型的美观性, 模型每一端的斜拉索为10根, 整个模型共有40根, 每个拉索之间的距离为38mm[1]。为了减小杆端弯矩, 选择了外伸梁的方式[2], 将主支撑杆离杆端的距离设计为228mm。得出模型的设计图 (图1) 。

2 模型实验

2.1 承水实验

模型制作完成后进行承水实验, 由于渡槽槽身是由白卡纸制作完成的[3], 为了防止水浸湿白卡纸而降低模型的承载能力, 故在槽身上铺设一层防水膜。实验前, 称得模型和防水膜的总质量为511.2g。采用梯级加载的方式, 并设置如图1所示的A、B、C、D、E五个位移控制点, 边加载边记录位移数据[5]。

模型的两端同时缓慢加水, 每次加入2kg的水, 直到加入水的质量为8kg之后才能测出位移, 于是从10kg开始每次加入5kg的水, 待水在模型中稳定后仔细测出模型位移控制点到基准面的距离。当加入水的总质量达到24kg时, 此时渡槽已经被水装满不能够再继续加载。表1是渡槽主梁中点处随所加水质量的增加的位移值。

承水实验结束卸掉荷载之后, 再次测量渡槽中心点处的位移, 发现为0, 恢复到之前的位置。猜想模型在承水实验中发生的变形是弹性变形。

2.2 承砂实验

为了进一步测试模型的承载能力, 换用了密度更大的铁砂来做承砂实验。重复承水实验的操作, 进行承砂实验。表2是渡槽在承砂实验中主梁中点处的位移值。

当铁砂质量达到52kg时, 模型发生了较大的变形, 故停止加载, 并推测模型的极限荷载>52kg。承砂实验结束卸除掉荷载之后可以明显看到在斜拉式渡槽模型上有不能恢复的变形, 说明模型在承受52kg荷载时发生了塑性变形, 为了验证这个结论, 同样利用MATLAB软件画出了实验数据的散点图, 如图2所示, 并通过回归分析, 分别选定一次和二次线型拟合。通过对比发现二次曲线的相关系数更大, 达到了0.985 3, 说明选用二次曲线拟合的效果更好。

通过以上分析可以得出结论:模型在承受30kg以上的重量时发生了塑性变形, 可以将30kg作为模型弹性变形与塑形变形的分界荷载。

3 模型计算

3.1 模型建立

在结构求解器中建立斜拉式渡槽的模型[4], 共建立38个节点, 56个单元。主支撑下杆端为铰接, 上端自由;主梁的两端为自由。在实验中斜拉式渡槽模型承受的最大重量是52kg, 转化为结构力学求解器模型中的均布荷载为254.8N/m。经过计算, 梁和杆的抗拉刚度为226 000N/m, 抗弯刚度为1.83N/m, 而拉索的抗拉刚度为1 302N/m, 抗弯刚度。建立如图3所示的结构求解器模型。

3.2 应力校核

(1) 主梁应力校核。

弯矩最大点处:最大弯矩为2.8 N·m, 出现在12单元的中点, 而12单元并不承受轴力, 故其最大应力出现在梁截面的上下边缘点处, 上边缘受压, 下边缘受拉。最大应力出现在下边缘, 为压应力, 大小为:

注:ABS方形塑料管的许可正应力为30MPA。

主梁与支撑杆交点处:主梁与支撑杆交点在6单元的右端, 既承受弯矩又承受轴力, 弯矩大小为30MM PP a a, 轴力大小为25.7N, 在6单元右端截面的下侧为危险点, 承受最大压应力, 其值为:

2.54MPa<30MPa (满足强度条件)

(2) 支撑杆应力校核。

支撑杆在结构求解器建立的模型中是29号单元, 从结构求解器的内力图中知道该单元只承受轴力, 大小为127.4N。支撑杆的截面边长为10mm, 故支撑杆的最大应力为

(满足强度条件)

(3) 拉索应力校核。

拉索最大轴力为19.67N, 分别在单元36、41<、50、51处。而拉索是由直径为1.4mm的圆柱形尼龙绳制作的, 故拉索承受的最大应力为[4]

注:70MMPPa a为拉索许可正应力。

3.3 位移计算

把三维斜拉式渡槽模型简化为平面二维图形, 并通过结构求解器建立模型画出整个结构在承受最大荷载时的位移图, 如图4所示。

由变形可以得出主梁上的变形呈现“中间大两边小”的特征, 并且主梁中心点的位移是向下的, 而主梁两端点变形是向上的。在结构求解器中求得5个位移控制点的位移[5], 并且与实验中测得的位移控制点的变形值进行对比, 具体见表3。正号表示位移向上, 负号表示位移向下。

由于结构求解器是将空间三维问题简化为平面二维问题来解决的, 所以结构求解器与实验结果对比是存在误差的, 但是在极限荷载之前的误差是在允许范围内的。

4 结语

斜拉式渡槽通过拉索的作用, 可以有效地改善渡槽主纵梁的受力和变形条件, 使得渡槽可以承受更大的荷载, 并且渡槽具有美观性, 在实际中具有很大的可用性。在此次研究中, 渡槽模型的实验值和结构求解器中的求解值的误差在允许范围之内, 说明模型的制作及相关计算是准确的。通过模型的理论计算和实际加载实验, 得出渡槽的极限荷载约为52kg, 破坏点为主梁中点截面的下边缘, 此时最大的位移量10mm。模型在实验的过程中先发生弹性变形, 再发生塑性变形, 并且弹性变形与塑性变形的分解荷载时30kg。

参考文献

[1]吴持恭.水力学[M].4版.北京:高等教育出版社, 2007.

[2]林继镛.水工建筑物[M].5版.北京:中国水利水电出版社, 2008.

[3]梅华, 贾存坤, 周晓霞.斜拉式渡槽设计[J].西北水利发电, 2006 (S1) :50-51.

[4]王汉杰.玉柱斜拉式渡槽设计与施工[J].沈阳农业大学学报, 1991 (1) :64-69.

[5]崔心贝.斜拉式渡槽应用中的若干问题[J].水利水电技术, 1988 (8) :49-53.

渡槽结构篇2

高速公路上连续梁式渡槽的设计

针对合淮阜高速公路上的跨度较大的地面输水建筑物,普通的.梁式简支渡槽难以满足要求的特点,采用了预应力连续梁式渡槽,简略介绍了该渡槽结构设计和结构静力计算方法,指出这是一种经济合理并满足耐久性的结构.

作者：陈亮 CHEN Liang 作者单位：安徽省交通规划设计研究院,安徽,合肥,230088刊名：山西建筑英文刊名：SHANXI ARCHITECTURE年，卷(期)：36(21)分类号：U442关键词：高速公路预应力混凝土结构连续梁式渡槽

沙河箱基渡槽结构设计研究篇3

沙河渡槽工程是南水北调中线总干渠穿越沙河、将相河、大郎河及该段低洼地带的大型综合式交叉建筑物,全长9 075 m,渡槽设计流量320 m3/s,加大流量380 m3/s,规划设计水头1.77 m。建筑物设计级别为1级,地震设计烈度6度。

沙河渡槽工程由梁式渡槽、箱基渡槽、落地槽3种结构形式组成,分为5个设计段,即沙河梁式渡槽,长1 675 m;沙河-大郎河箱基渡槽,长3 560 m;大郎河梁式渡槽,长490 m;大郎河-鲁山坡箱基渡槽,长1 820 m;鲁山坡落地槽,长1 530 m。由于在沙河渡槽工程中箱基渡槽总长5 380 m,其长度占沙河渡槽总长的1/2多,因此在设计过程中对其结构形式、结构应力进行比选及分析是非常必要的。

2 结构形式选择

沙河-鲁山坡段滩地地面高程低于渡槽槽底高程6～8 m,可选择的渡槽结构形式有梁式渡槽和箱基渡槽,两种形式均能满足河道及工程安全要求,采用梁式渡槽,可以与跨河渡槽采用相同的结构形式,减少了各段渡槽间的连接段,则相应减少连接段水头损失,但由于梁式渡槽对基础要求高,需采用桩基作为渡槽基础,从而使投资增加;采用箱基渡槽,由于增加了各段渡槽之间的连接段,水头损失加大,但箱基渡槽基础受力均匀,使基础工程量减少。因此设计中对2种渡槽形式的主体工程量及投资进行了分析比较,结果表明,梁式渡槽每延米投资27万元左右,箱基渡槽每延米投资13万元左右,梁式渡槽投资是箱基渡槽的2倍,因此,该段低洼地段渡槽形式选用箱基渡槽结构形式,即渡槽上部为矩形槽身,下部为箱涵基础[1]。

箱基渡槽槽身采用矩形双槽布置,单槽净宽12.5 m,槽身侧墙高7.8 m,两槽相互独立;下部箱基涵洞净高5～8.5 m,每节槽身长20 m。采用普通钢筋混凝土结构。

2.1 上部槽身形式选择

考虑到箱基渡槽单槽净宽达12.5 m,净高7.8 m,如在槽顶设置拉杆,侧墙加肋,则拉杆自重过大,需配置较多受力钢筋,既增加工程造价,又造成槽身侧墙内力分布复杂。因此,对沙河箱基渡槽这种大断面结构,采用独立的变截面侧墙,不设拉杆及侧肋,这样可使结构受力明确,便于施工,又可降低投资。

2.2 下部支承涵洞形式选择

对涵洞式支承,设计中分纵箱方案和横箱方案2种形式进行了分析比较,纵箱方案即涵洞轴线方向与渡槽水流方向一致,横箱方案即涵洞轴线垂直渡槽水流方向,与河道水流方向一致。

对以上2种结构形式分析比较认为,从投资方面,两方案基本相当;从工程安全角度,2种形式结构本身均能满足工程安全运行的要求;从对河道的影响分析,大郎河及将相河交叉断面以上流域面积均超过20 km2,河道断面较小,两岸地形平坦,汛期洪水漫滩,采用横箱方案,汛期洪水可以迅速从涵洞中通过,不打乱原有水系布局,基本不影响排水现状,而纵箱方案因水流不能从涵洞中通过,局部需设置排水及导流工程,可能会壅高水位,对当地防洪带来不利影响;从工程的景观效果看,横箱方案两侧通透,其景观效果优于纵箱。综合分析,横箱方案优于纵箱方案,因此,沙河箱基渡槽采用涵洞垂直渡槽水流方向的横箱方案。箱基渡槽典型结构图及各部位尺寸见图1。

3 箱基渡槽设计

3.1 渡槽稳定性计算

箱基渡槽水平向主要受风荷载作用,其水平力与槽身重量相比很小,因此渡槽稳定性计算主要进行地基承载力及沉降验算。

地基承载力验算。渡槽基础沿线主要置于第2层重粉质壤土、第3层砾砂、第4层中砂、第9层黄土状重粉质壤土、第13-2层卵石上,除第13-2层卵石地基外,其余各土层承载力均不能满足渡槽压应力要求,需要进行地基处理,根据地质分层及周边环境,分段采用强夯、换填级配砂卵石、CFG桩及灌注桩地基处理方式。

沉降验算。渡槽工程由于伸缩缝间止水带的存在,沉降计算显得特别重要,除要求满足规范规定外,还要满足止水带拉伸要求。如果沉降差过大,将会拉断伸缩缝间止水带,造成渡槽渗漏或大面积出水破坏。因此,根据地基及荷载情况选取了53个断面验算渡槽沉降量及相邻槽身沉降差,经计算,单槽最大沉降量为5.9 cm,纵向相邻两槽最大沉降差为2.14 cm,满足规范及止水带的拉伸要求。

渡槽横向两槽之间分缝。渡槽横向两联间沉降虽对止水带影响不大,但如果横向沉降差过大,会引起两联渡槽向中间倾斜,导致渡槽侧墙发生碰撞挤压。因此应根据沉降计算结果合理确定两槽间距,根据沉降计算结果分析,箱基渡槽横向单槽水平向最大位移3.6 cm,为保证两槽不会接触,两槽间距应设置为8 cm。

3.2 渡槽结构设计

箱基渡槽实际上为空间受力结构,采用空间结构力学计算非常复杂,因此在进行结构计算时,首先采用平面结构力学法计算,再用有限元法进行应力分析,对结构力学法计算成果进行复核、验证及补充。

结构应力控制条件为基本组合下渡槽迎水面抗裂,其余部位限裂。

3.2.1 槽身结构尺寸拟定

以涵洞净高7.7 m槽身为例,初拟槽身结构尺寸为:上部槽身侧墙顶部厚0.4 m,底部厚1.25 m;下部箱基涵洞分为3孔,中孔净宽5.8 m,边孔净宽5.6 m,中隔墙厚0.8 m,边墙厚0.7 m,涵洞净高7.7 m,单节槽身长20 m,横向涵洞长15.4 m。涵洞各部位尺寸见图1。

3.2.2 温度作用

温度对渡槽的作用分为施工期和运行期两种情况,对箱基渡槽这种薄壁结构,施工期可通过采取温控措施或结构措施控制框架封拱期温度应力[2],因此结构计算时只考虑运行期的温度作用。

运行期温度应力计算时,外部温度取多年月平均最高、最低气温,槽内外温差分别为夏季6 ℃、冬季2.9 ℃。同时考虑渡槽底板不受太阳直射,下部涵洞通风良好,底板夏季温差取4 ℃。

3.2.3 结构力学法计算

(1) 渡槽上部侧墙结构计算。

上部侧墙为悬臂结构,横向计算时顺水流方向取1 m长度进行。考虑到侧墙底部靠近底板部位在内外温差作用下的变形不能完全释放,则适当考虑该部位的竖向温度应力[3],而在侧墙顺水流方向的中间部位,也会出现不能完全释放的顺槽向温度应力,这部分应力在结构力学简化计算中无法考虑,因此对该部位的温度应力结合有限元法的分析结果确定。

经计算,槽内设计水深时上部侧墙内侧由荷载产生的弯矩为447 kN.m,夏季月平均温差产生的力矩为217.8 kN·m,说明温度荷载引起的内力不容忽视。

(2)渡槽下部涵洞结构计算。

涵洞轴线垂直渡槽水流方向,其上部荷载主要为水重及侧墙自重,结构设计时,横向和纵向分别计算。对于温度应力,考虑涵洞隔墙厚度80 cm左右,且通风条件好,因此下部涵洞只考虑顶板温度的影响,不计隔墙及底板自身温差。同时考虑涵洞顶板不受太阳直射,其夏季温差采用4°。

横向计算 :取1 m长涵洞横断面,作为搁置在地基上的3孔静力平衡框架,地基反力假定按直线分布,不考虑上部侧墙对涵洞刚度的影响。

纵向计算:取涵洞隔墙为脱离体,将其简化为相互独立的工字梁,按作用于地基上的弹性梁计算,侧墙自重及水荷载产生的弯矩作为弹性地基梁的端荷载计算。计算结果表明,涵洞纵向刚度较大,按构造要求配置钢筋即可。

4 有限元分析

有限元分析采用solid45单元,温度场计算采用solid70单元,建立两槽一联20 m长度有限元模型。基础土体取地面以下12 m深,第一层换填级配砂卵石深度2 m,第二层重粉质壤土土体深度3.3 m,第三层天然中砂深度2.1 m,第四层天然卵石深度4.6 m。槽体两侧各取30 m宽度建模。模型中两槽之间节点无相互作用。地基节点在两槽结合部位相互耦合,地基底面及4个侧面分别法向约束。渡槽与地基接触部位共用节点,涵洞内土体以土压力考虑[4],在计算箱基渡槽的地基沉降量时,为避免地基土层及卵石层自重沉降的干扰,取基础土体及卵石的密度为0。

有限元分析计算了12种工况,现选取典型工况(渡槽设计水深+涵洞无水+夏季温差)加以分析。

有限元分析结果显示,渡槽横向应力SX最大值为3.54 MPa,发生在渡槽侧墙内侧与底板的交接处,最小应力为-2.08 MPa,发生在涵洞顶板内侧与渡槽侧墙交接部位;竖向应力SY最大值为4.55 MPa,发生在渡槽侧墙内侧与底板相交的贴角上边缘局部区域内,最小应力为-3.81 MPa,发生在渡槽侧墙外侧与底板相交的局部区域内;纵向应力SZ最大值为2.63 MPa,发生在渡槽底板与涵洞中隔墙相交的槽内表面上,最小应力为-2.72 MPa,发生在涵洞顶板内侧与涵洞中隔墙相交处。通过对有限元仿真计算结果的分析可以得出以下结论。

(1)箱基渡槽结构有限元计算表明渡槽在发生不均匀沉降后会向中间倾斜,2个渡槽相对横向位移达5.25 cm(侧墙顶部),两槽相互靠拢;竖向最大变形UZ为7.4 cm ,涵洞及渡槽下沉。这与稳定计算结果基本一致,设置8 cm的间距比较合适。

(2)渡槽槽壁及涵洞的最大应力发生部位与结构力学法计算一致,最大应力略大于C30混凝土的抗拉强度,这是由于有限元计算未考虑结构中钢筋的作用;结构总体应力分布比较均匀,说明箱基渡槽的结构尺寸设计是合理的。

(3)有限元温度应力仿真计算显示在渡槽侧墙内侧顺水流向两端会出现较大的温度应力,这是结构力学法计算中难以考虑到的,应在该部位适当增加顺槽向温度钢筋。

(4)涵洞横向及纵向应力分布相对比较均匀,说明上部侧墙对涵洞的集中荷载及端弯矩作用影响并不显著。

5 结语

箱基渡槽的结构设计研究优化了渡槽的结构形式及尺寸,采用结构力学与有限元分析相结合的方法,对温度及地基沉降对结构的影响进行了分析、根据分析结果对结构局部进行加强,增加了渡槽结构的可靠性。目前,沙河箱基渡槽工程已进入施工阶段,该工程的顺利施工将为我国大型箱基渡槽工程的设计和施工提供有益的借鉴。

摘要：南水北调中线沙河箱基渡槽过流量大、结构尺寸大、形式复杂,进行结构设计时必须考虑渡槽的空间整体性及槽身与涵洞之间的相互作用。结合有限元仿真分析,研究沙河箱基渡槽结构设计中需要解决的若干问题,提出相应的设计模式,为以后类似工程的设计提供借鉴。

关键词：箱基渡槽,结构形式,有限元,南水北调工程

参考文献

[1]南水北调中线一期工程总干渠沙河南-黄河南沙河渡槽段工程初步设计报告[R].郑州:河南省水利勘测设计研究有限公司,2009.

[2]SL191-2008,水工混凝土结构设计规范[S].

[3]龚召熊,张锡祥,肖汉江,等.水工混凝土的温控与防裂[M].北京:中国水利水电出版社,2000.

渡槽结构篇4

渡槽是一种应用十分广泛的水工结构, 为了确保渡槽结构在地震作用下的可靠性, 需对其进行地震动力响应分析和可靠度计算[1]。由于结构破坏实验费用昂贵, 使得地震动过程的数值模拟方法具有非常重要的工程实用价值。而李杰和陈建兵提出的概率密度演化理论, 是一种较为合理的分析结构动力响应的方法。本文通过谱表示-随机函数[2]的方法生成地震波 , 运用概率密度演化理论的方法对结构动力响应问题进行了分析, 验证了一种结构非线性随机地震反应分析与抗震可靠度计算的有效途径。

1 地震动过程的数学模型

式中:ωk=k△ω, 且频率间隔△ω需足够小。Xk与Yk (k=1, 2, …, N) 为标准正交随机变量, 满足如下的基本条件[1]:

于是, 非平稳地震动加速度过程模拟的均方相对误差可表示为[1]:

式中:ωu=N△ω为计算截断频率 ;T为非平稳地震动加速度过程的持续时间。

为了能模拟非平稳地震动过程, 需要给出具体的非平稳地震动加速度过程的演变功率谱表达式。文献[4]进一步对该模型进行了改进, 其建议的非平稳地震动过程的演变功率谱密度函数表达式为:

式中:c是地震动峰值加速度出现的时间;d是控制A (t) 形状的指数。

式中:T为非平稳地震动加速度过程的总持续时间;参数ω0、ξ0及ɑ、b可由场地类别和设计地震分组来确定。

在双边的演变功率谱密度函数式 (5) 中, 反映地震动强弱程度的谱参数S0 (t) 可表示为[1]:

2 结构随机地震反应的概率密度演化分析

考虑一致地震作用, 大型渡槽线性结构的动力控制方程为[6]:

根据概率密度演化理论[7,8], 对于感兴趣的物理量U (t) , 其概率密度演化方程为[7,8]:

式 (11) 中任意一个需要被观测的物理量U (t) 的概率密度函数为[7]:

式中:ΩΘ为Θ的分布空间;u0为物理量U (t) 的确定性初始值。

3 渡槽结构的实例分析

某一级为简支结构水电站引水渡槽, 全长440.0m, 单跨长40.0m, 槽身断面为矩形单槽, 槽底净宽8.4m, 槽身高6.4m, 设计水位4.61m, 侧墙厚0.5m, 槽底厚0.55m。渡槽槽墩为圆端型高空心墩结构, 槽身与槽墩之间设置了盆式橡胶支座。本文选取中间跨计算, 其墩高为48m, 上小下大, 上端壁厚0.5m, 下端壁厚0.822m。力学参数取值:槽墩C30钢筋混凝土, 密度2500kg/m3;弹性模量30GPa, 泊松比0.167, 阻尼比0.05, 槽身C50钢筋混凝土 , 密度2500kg/m3;弹性模量35GPa, 泊松比0.167, 阻尼比0.05;水体密度1000kg/m3。

运用MATLAB, 生成地震动加速度过程的610条代表性时程。基于我国新的《水工建筑物抗震设计规范 (DL 5073—2000) 》[9], 采用Ⅱ类场地条件, 建议的谱参数取值为:ɑ=8, b=0.1, c=5.5, γ=3.31;ω0=20.94, T=20.0s;展开项数N=2000, PGA=196.2。

图1给出了演变功率谱密度函数随时间与频率的变化关系。

图2为610条样本总体的功率谱密度函数与目标 (规范DL5073—2000) 的比较。

图3为地震动加速度过程的代表性曲线。图4为610条样本总体的均值、标准差与目标 (规范DL 5073—2000) 的均值、标准差。可以看出, 样本与目标的符合程度较好。这表明, 在二阶统计意义上, 样本的总体特性与目标值基本相符。

采用大型渡槽结构空间梁段单元地震分析模型, 运用ANSYS建立计算模型。以渡槽跨中结点位移为观测对象。运算中, 采用HOUSNER弹簧简化模型[10]来考虑水体对渡槽地震反应的影响。图5至9给出了渡槽结构随机地震反应的概率信息图形。

从图6可以看出概率密度曲线随着时间在变化, 故可以的到概率密度曲线是随时间变化的这一结论。

图7显示了跨中结点位移在9秒至12秒内的分布情况, 图8显示了概率密度函数在不同时间和不同跨中结点位移值下的分布。

再根据等价极值时间的思想[8], 构造跨中节点位移的等价极值事件[11], 计算得到跨中结点位移的极值分布概率密度函数和概率分布曲线, 分别如图9和10所示。即可得到输电塔在以跨中结点位移为失效控制模式, 不同失效界限值对应的抗震可靠度。

令失效概率小于5%, 以跨中结点位移为失效控制模式, 当跨中结点位移的界限值为0.3m时, 本渡槽结构在设防烈度为7度, Ⅱ类场地的情况下, 在随机地震作用下是安全可靠的。

4 结论

大型渡槽三向预应力槽身结构设计篇5

南水北调中线工程属特大型跨流域调水工程, 它将丹江口水库的库水引出, 通过湖北、河南、河北向京津地区自流式输水。由于南水北调中线工程总干渠为自流输水, 水头紧张, 可以分配给各座渡槽的水头损失较小, 因而槽身过水断面很大, 不少渡槽水面总宽在25 m以上, 水深大于5 m, 水荷载特别巨大。由于工程的重要性及工程规模的庞大, 采用常规钢筋混凝土结构不但不易解决槽身结构防渗抗裂的问题, 还将造成槽身结构的槽壁与底板等很厚, 大大增加自重, 引起上部结构以及下部结构工程量的大大增加, 而使工程很不经济合理。因此, 为了达到增加渡槽跨度并减小槽身结构尺寸的目的, 槽身结构采用三向预应力混凝土结构体系, 利用预应力施工技术, 充分发挥材料的性能, 在满足材料强度及结构使用条件的前提下, 可有效地减薄底板及侧墙的厚度, 从而使工程经济合理。

1 典型工程的选取

南水北调中线大型渡槽分布在河南、河北省境内, 每座渡槽的过流流量、槽址处的水文及气象资料、地质情况等均不相同。为了有针对性的研究问题, 选择牛河南支渡槽作为本次研究的典型工程。

牛河南支渡槽位于邯郸市西部太行山东麓, 是滏阳河上游主要支流之一, 牛河南支渡槽渠道设计流量为235 m3/s, 加大流量265 m3/s。

2 槽身结构布置

为研究渡槽在不同跨度下的计算情况, 槽身按30 m跨及35 m跨两种跨度进行结构计算, 混凝土强度等级采用C50。

30 m跨槽身横向断面为3槽一联矩形槽多侧墙结构, 槽孔净宽7 m×3槽, 槽身底轮廓总宽为24.3 m。槽内设计水深6.0 m, 加大水深6.366 m。槽身内墙高 (底板以上) 6.8 m, 底板以下梁高跨中1.5 m, 跨端2.3 m, 侧墙总高跨中8.3 m, 跨端9.1 m。底板以上墙宽0.7 m (中墙) 、0.6 m (边墙) 。底板以下墙宽1.5 m (中墙) 、1.3 m (边墙) ;墙顶设翼缘板, 中墙板宽3.0 m, 边墙板宽2.7 m。底板厚跨中0.40 m, 梁端0.50 m。底板下设横梁, 跨中断面为0.7 m×0.4 m (高×宽) , 支座处断面为1.4 m×1.0 m (高×宽) ;墙顶设拉杆, 断面为0.5 m×0.35 m (高×宽) , 沿纵向间距均为2.5 m。

35 m跨槽身渡槽横断面构造基本与30 m跨结构相同, 为使渡槽底肋上缘钢束锚固端局部承压满足要求, 将边墙外侧下马蹄形截面加高10 cm, 并将底板横肋宽度由40 cm增加到52 cm, 间距由原设计2.50 m改为3.10 m, 同时将渡槽上缘拉杆间距由2.5 m改为3.1 m。槽身横断面型式见图1。

3 槽身预应力筋的布置

30 m跨与35 m跨槽身纵、横向预应力筋采用1860级钢绞线, 抗拉强度值为1 860 MPa, 张拉控制应力采用1 302 MPa。由于槽身断面大, 且水深较深, 因此槽身的纵向、横向及竖向均考虑预应力结构。根据相应结构部位的受力要求, 边墙底部纵向预应力筋配置12束7Φj15.2钢绞线, 为斜截面抗剪需要边墙端部弯起3束 (30 m跨) 或4束 (35 m跨) , 边墙顶部纵向预应力筋配置3束7Φj15.2钢绞线, 中墙底部纵向预应力筋配置15束9Φj15.2钢绞线, 为斜截面抗剪需要中墙端部弯起3束 (30 m跨) 或5束 (35 m跨) , 中墙顶部纵向预应力筋配置3束7Φj15.2钢绞线, 底板纵向预应力筋每间隔1 m布置1束5Φj15.2钢绞线。竖向预应力筋一方面承受由于水压力对侧墙产生的弯矩所造成的拉应力, 另一方面可以提高截面的抗剪能力。由于其长度较短, 采用精轧高强螺纹粗钢筋锚固体系进行计算, 它具有预应力损失小, 锚固简单, 安全可靠及施工方便等优点。根据结构受力需要采用Φ32的精轧螺纹钢筋, 边墙外侧布置Φ32@400 mm精轧螺纹钢筋, 边墙内侧及中墙两侧均匀布置Φ32@300 mm精轧螺纹钢筋。预应力筋总体布置图见2 (图为35 m跨预应力筋布置, 30 m跨端部弯起筋数量不同) 。

4 槽身结构计算

槽身结构计算首先采用结构力学方法, 将槽身分为纵向和横向, 分别按平面力系假定进行内力计算。①纵向承重:在考虑变形协调的影响后, 边梁简化为承担其自重和半槽水重荷载的不对称的I型简支梁, 中梁简化为承担其自重和整槽水重荷载的对称的I型简支梁;②纵向底板简化为以底部横梁为支撑的承受板自重和槽内水重的多跨连续板;③横向按平面刚构计算, 底板简化为以底肋为腹板, 渡槽底板为翼缘的T型梁、顶部拉杆, 横向计算以横梁间距为计算单元。

计算荷载包括自重、水压力 (计算分别按两边槽过水、中槽过水、三槽过水3种工况进行) 、温升、温降以及风荷载等。渡槽迎水面的侧墙和底板按严格不出现裂缝设计 (即不出现拉应力) , 其余按一般不出现裂缝 (即允许出现在限制拉应力系数下的拉应力) 设计。槽身纵向边、中梁主拉、压应力、纵向底板上下缘应力及横向主拉、压应力计算结果详见表1～3 (表中只列举35 m跨的计算结果, 30 m跨计算结果略小) 。

通过计算, 渡槽槽身纵、横向结构均能满足承载能力极限状态及正常使用极限状态要求。

由于此渡槽槽身断面大且复杂, 采用简化的结构力学平面力系的计算方法对于中小型渡槽经过工程实践检验是可靠的, 但对于南水北调中线渡槽这样的体形尺寸和规模, 尚无工程实例验证资料, 因此须再采用三维有限元计算程序对其进行模拟计算, 来验证采用上述结构力学方法进行分析的计算结果。经过三维有限元模拟计算, 计算结果均能满足要求。

5 结语

为了使南水北调中线大型渡槽工程适应大跨度的需要, 并且尽量地减小槽身结构尺寸, 槽身结构应采用预应力混凝土结构体系, 利用预应力施工技术, 充分发挥材料的性能, 使工程经济合理。

摘要：南水北调中线工程属特大型跨流域调水工程, 由于工程的重要性及工程规模的庞大, 采用常规钢筋混凝土结构不但不易解决槽身结构防渗抗裂的问题, 还将造成槽身结构的槽壁与底板等很厚, 大大增加自重, 引起上部结构以及下部结构工程量的大大增加。因此槽身结构采用三向预应力混凝土结构体系, 利用预应力施工技术, 充分发挥材料的性能, 在满足材料强度及结构使用条件的前提下, 使工程经济合理。

渡槽结构篇6

在以往对渡槽结构的流固耦合动力分析研究中[1—5],一般都是针对槽内水流速为零的情况,也就是不考虑流速的影响。但是,渡槽在有水的情况下,一般都是在输水的工作状态下,其中水是有相应流速存在的。因此,在这种背景下,探明在有流速的情况下,渡槽结构的流固耦合响应特点,以及流速的影响大小,可为渡槽在有流速情况下的结构分析提供依据;同时也为现有的各种简化计算模型以及模型实验是否应该提供反映流速因素的参照,是非常有意义的。本文拟就槽内流速对渡槽流固耦合动力横、竖向响应的影响开展研究,计算中采用三维流固耦合有限元方法,在高性能计算机上采用多核并行,用大型有限元软件ADINA来完成三维流固耦合有限元的仿真计算。

1 渡槽三维流固耦合有限元模型[6]

1.1 结构部分的动力控制方程

结构部分的动力控制方程如下,

式(1)中:分别为渡槽结构部分的加速度、速度和位移列向量;Fs(t)为渡槽结构部分承受的瞬态荷载向量,包括流体作用在渡槽槽身上的水压力,由流体运动方程决定;M为渡槽结构部分的质量矩阵;K为渡槽结构刚度矩阵;C为渡槽结构阻尼矩阵。

1.2 流体域控制方程

在一般情况下,流体域的求解采用的是欧拉方程,但是当求解区域存在自由液面或者随结构运动而运动的流固耦合边界时,就必须采用拉格朗日方程来跟踪边界的运动,从而欧拉方程的坐标系不再是固定区域,而是在不断变化的区域;但是在整个流体区域内,仍是采用欧拉方程来求解流体域,此即为任意拉格朗日-欧拉描述(ALE描述)。已有的研究表明,ALE运动学描述非常适用于求解含自由液面的液体大幅晃动问题[7,8],任意拉格朗日描述下的N-S方程和连续性方程为

式(2)中ρ为质量密度;u为位移,分别为对时间的一阶和二阶导数;a为对流速度,为材料的运动速度,为欧拉网格的运动速度;f为外界施加力,对于耦合界面上节点,f包括耦合力,τ为流体的应力张量。

1.3 流体自由液面

渡槽中水体的自由液面S(xi,t)在这里是不穿透边界,需要满足下面的运动边界条件和动力边界条件:

式中,vi为液面的速度向量,p0为外界施加在自由液面的压力,σ为表面张力,ni为自由液面的单位法向量,R1和R2为自由液面曲面在两个水平坐标轴方向的曲率半径。

1.4 耦合条件

槽身内水体和槽身通过相互作用面进行耦合,耦合边界面上速度和相互作用是连续的,满足以下连续条件:

式(6)中sf和ss分别为耦合面上水体和槽体结构的应力;nf和ns分别为水体和槽体结构耦合面的法向量,方向向外。

2 流固耦合地震动力仿真分析

以东深供水大跨度U型简支渡槽的某段为例,见图1。该段的结构特征与参数为:主跨长24 m,U型内断面,侧壁厚30 cm,槽底厚75 cm,槽顶设有截面为矩形的拉杆(宽×高=40 cm×50 cm,间距2 m),两端为简支。槽墩尺寸为宽×高×厚=7 m×15 m×1 m。力学参数取值:槽身钢筋混凝土:混凝土强度等级为C40,密度2 450 kg/m3,弹性模量为35.00 GPa,泊松比0.167;槽墩钢筋混凝土:混凝土强度等级为C25密度2 450 kg/m3,弹性模量为28.00 GPa,泊松比0.167;水体:密度1 000kg/m3,黏滞系数0.001 05[kg/(m2·s)],为不可压缩液体,槽内设计水深4.7 m。

渡槽设计时,根据尽量减小水头损失的要求,渡槽内的平均流速一般规定在1.0-2.5 m/s的范围内[9],因此本次计算中分别取1.0 m/s、1.5 m/s、2.0 m/s、2.5 m/s以及3.0 m/s流速并与无流速的情况进行对比来分析流速的影响。地震计算时,外界激励选用EL-Centro强震激励,见图2。记录最大峰值加速度分别为3.417 m/s2,地震输入时间长度取为16 s,时间步为0.1 s。

槽身跨中截面底部中点(点4,见图1)侧向位移以及槽身跨中截面的侧向弯矩过程线对比分别见图3、图4。

由图3、图4可以看出,各种流速情况下,槽身侧移以及侧向弯矩的地震动力过程线与无流速情况变化均一致,并且数值相差很小,在(1.0-2.5)m/s的平均设计流速范围内,流速对渡槽动力的侧移和侧向弯矩的影响很小,可以忽略。

槽身跨中截面底部中点(点4,见图1)竖向位移以及槽身跨中截面的竖向弯矩过程线对比分别见图5、图6。

由图5、图6可以看出,在地震荷载作用下,槽身跨中截面竖向位移和竖向弯矩在槽内(1.0-2.5)m/s的平均流速范围内,竖向位移的增加值在0.003 mm-0.017 mm之间,增加幅度为0.08%-0.52%;竖向弯矩增加值在2.32×104kN·m-1.69×105k N·m,增加幅度为0.08%-0.55%。由此可见,流速对动力的竖向位移以及竖向弯矩的影响也很有限,可以忽略。

槽墩墩顶侧移过程线以及槽墩墩底截面侧向弯矩过程线分别见图7、图8。槽墩墩顶侧移以及槽墩墩底截面侧向弯矩的最大值对比见表1和表2。

由图7—图8以及表1和表2可以看出,流速并没有明显改变槽墩顶的动力侧移以及墩底截面的侧向弯矩,对槽墩顶动力侧移和墩底截面的侧向弯矩的附加值很小,各流速对墩顶侧移最大值的影响幅度在1%之内,对墩底截面侧向弯矩最大值的影响幅度在2%之内。因此,在(1.0-2.5)m/s的槽内平均流速范围内,流速对墩顶地震侧移响应和墩底侧向弯矩的影响较小,不会附加产生有危害侧向位移和侧向弯矩。

3 结论

本文采用三维有限元方法,通过对比仿真计算,分析了大型渡槽内的流速对渡槽动力响应的影响,主要得到以下结论:

(1)在(1.0-2.5)m/s的平均设计流速范围内,槽身侧移以及侧向弯矩的地震动力过程线与无流速情况变化均一致,并且数值相差很小,流速对渡槽动力的侧移和侧向弯矩的影响很小,可以忽略。

(2)在(1.0-2.5)m/s的平均设计流速范围内,流速对槽身竖向位移以及竖向弯矩的响应的影响也很有限,可以忽略。

(3)在(1.0-2.5)m/s的平均设计流速范围内,流速并没有明显改变槽墩顶的动力侧移以及墩底截面的侧向弯矩,对槽墩顶动力侧移和墩底截面的侧向弯矩的附加值很小。因此,流速对槽墩顶动力侧移和墩底截面的侧向弯矩的动力响应不会附加产生有危害侧向位移和侧向弯矩。

参考文献

[1]徐建国.大型渡槽结构抗震分析方法及其应用.大连:大连理工大学,2005

[2]张述琴,张晖.刁河板粱式渡槽仿真模型试验研究.长江科学院院报,2002;19(9):75—77

[3]吴轶.大型梁式渡槽地震反应分析及设计方法研究.广州:华南理工大学,2004

[4]王博.大型渡槽结构地震反应分析理论与应用.上海:同济大学,2000

[5]张俊发,刘云贺,王颖,等.渡槽-水体系统的地震反应分析.两安理工大学学报,1999;15(4):46—51

[6]吴轶.大型梁式渡槽地震反应分析及设计方法研究.广州:华南理工大学,2004

[7]Liu W K.Finite element procedure for fluid-structure interactions and application to liquid storage tanks.Nuclear Engineering and Design,1981;65:221—238

[8]Hirt G W,Amsden A A,Cook J L.An arbitary Lagrangian-Eulerian computing method for all flow speeds.J.CompPhys,1974;14(3):227—253

渡槽结构篇7

某钢筋混凝土渡槽采用薄壁箱型结构,双线双槽布置,单槽顶部全宽15m,底部全宽15.1m,单槽净宽13.0m,两槽间内壁间距5.0m,两槽之间加盖人行道板。双线渡槽全宽顶宽33m,底宽33.5m。槽身结构如图1所示。

该渡槽采用了C50高性能混凝土,早期发热速度快,发热量高。槽身底板、侧墙等薄壁构件在浇筑初期容易出现较大的内外温差,如果此时再出现寒潮,极易导致表面产生的拉应力超过混凝土的抗拉强度,产生“由外而内”的贯通裂缝。渡槽工程一般采取两层浇筑的施工工艺,下层混凝土浇筑完毕经过一段间歇期后再浇筑上层混凝土。这样就存在上下层新老浇筑混凝土的相互作用,上层新浇混凝土由于温度变化而产生变形时将受到下层老混凝土的约束,当新老混凝土之间的抗力小于因变形而产生的内力时就会产生贯通性的裂缝。无论表面裂缝还是贯穿性裂缝,都将对渡槽结构的抗渗性、耐久性以及整体性和安全性造成很大影响[1]。

利用结构分析软件建立单跨渡槽结构的仿真模型,考虑实际施工过程中各种因素的影响,施加符合实际情况的边界约束条件进行水化热仿真分析,研究渡槽结构内部不同部位的温度和温度应力的变化情况,对采取相应措施减小温度应力、提高混凝土的抗裂性具有重要意义。

2数值仿真分析模型

2.1计算模型的建立

本文借助大型有限元分析软件MIDAS/CIVIL, 对该渡槽结构进行施工过程的水化热仿真分析。模型采用三维实体单元,建立一跨渡槽(跨径40m)的整体模型, 共计划分10522个单元,15731个结点。按照先计算施工过程中水化热引起的结构中温度场的分布,再将所计算的温度场作为荷载施加到结构中计算因温度产生的结构内力。温度场仿真分析时,侧墙及底板通过模板与空气接触,顶面直接与空气接触;边界上存在与空气的热对流,属于热分析中的第三类边界条件,对流边界条件作为面荷载施加于实体表面;在应力场计算时,考虑到槽身混凝土底面采用满堂支架施工,在渡槽底面增加Y轴方向的约束[2,3,4]。

2.2计算参数的选取

按照施工的常规方案,单跨渡槽先浇筑底板混凝土,至侧墙“八”字墙以上60cm左右的高度,间歇10d后再浇筑上层混凝土。表1为工程所在流域内的实测气象资料,流域内全年盛行的风向为NE。结合气象资料, 渡槽工程的可施工期为每年的3月~ 11月。

混凝土比热取0.96k J/(kg·℃), 导温系数为0.00274m2/h, 热膨胀系数为7.43×10-6/℃ , 不同龄期槽身混凝土的抗拉强度如表2所示。

2.3典型点分布

渡槽不同部位混凝土的内外温度及应力是不同的。对于工程质量而言,只要最不利的部位能够满足要求,其他部位一定也满足质量要求。为了解槽体结构温度随龄期发展的变化规律,选取具有代表性的位置点(典型点)绘制其施工期温度及应力变化过程线。通过典型点的结果分析即可有效总结整个结构不同部位混凝土的温度及应力变化规律。过程线整理选取有代表性的4个关键部位8个节点,渡槽结构底板中部、侧墙最薄部位、侧墙新老混凝土交界处、侧墙与底板衔接处受温度应力影响比较明显,最容易开裂,选取它们为分析研究的关键部位,在每个关键部位表面和内部各选取一个典型点,其分布如图2所示。

3渡槽混凝土温度及应力分析

3.1无防裂措施情况下温度及应力分析

单跨渡槽在每月的1日开始浇筑,浇筑完成下层混凝土后间歇10d再浇筑上层混凝土,两层混凝土浇筑温度均取旬平均气温。现以3月份混凝土浇筑过程为研究对象, 分析研究在不采取任何保温、隔热、降温等防裂措施的情况下槽身混凝土内的温度分布、温度及应力变化特点。图3~图8为混凝土浇筑后不同龄期温度分布情况,图9、图10为各典型点处温度及温度应力随时间变化情况,各典型点温度及应力特征值见表3。

计算结果表明,不采取任何防裂措施时,渡槽混凝土结构表面因水化热升温造成的拉应力均超过了该龄期混凝土的抗拉强度,从而会在相应位置出现温度裂缝。混凝土在浇筑初期水化速度快,发热量大, 干缩变形及自身体积收缩变形量也偏大。尽管混凝土抗拉强度也在增长,但由于混凝土水化热造成的快速增长的表面温度拉应力仍然给温控防裂带来很大困难,施工中必须给予足够的重视。

混凝土仿真计算结果表明:当上层新浇侧墙混凝土温度下降时,结合面部位混凝土受老混凝土约束,内部产生了较大的温度应力。造成这种情况的原因主要包括三个方面: 1混凝土发热速度较快, 新浇混凝土很快达到最高温度,而老混凝土的温度已趋于稳定,这必将引起较大的温差;2新老混凝土结合面附近, 上层混凝土在温度下降时体积收缩,而下层老混凝土的收缩变形相对较小,这必将引起相对约束效应;3混凝土的自身体积收缩应变较大,这也是造成较大应力的一个主要原因[5,6,7,8]。

3.2有防裂措施情况下温度及应力分析

仍以3月份混凝土浇筑过程为研究对象,但在混凝土浇筑过程中采取保温、隔热、降温等防裂措施,分析研究槽身混凝土内的温度分布、温度及应力变化特点。

实际工程中一般采取外保、内降的防裂措施。 “外保 ” 是指通过在槽身钢模板外表面覆盖聚乙烯苯板进行表面保温隔热,避免槽身外表面温度随周围环境温度下降过快;“内降”是指通过在槽身侧墙和底板通冷水管散热降温,避免槽身内部由于水化热积累而造成温度上升过高,同时采取外保、内降这两个措施可以显著降低槽身表里温差,从而减小温度应力,提高混凝土的抗裂能力。仿真分析时,根据聚乙烯苯保温板和空气导热系数的不同,相应改变计算模型的表面对流边界条件,以此来模拟钢模外苯板对混凝土的保温作用;利用软件的管冷功能来模拟渡槽侧墙和底板内冷水管的散热作用[9,10,11,12,13]。

有防裂措施情况下,各典型点温度及应力变化曲线如图11和图12所示,各典型点温度及应力特征值见表4。

计算结果表明,采取保温、降温防裂措施的混凝土表里温差明显降低,由于温度变化产生的表面拉应力大大减小,其中两次浇筑混凝土结合面处的表面最大拉应力无防裂措施时为3.13MPa, 大于此时的混凝土抗拉强度2.8MPa;有防护措施时两次浇筑混凝土结合面处的表面最大拉应力降低到1.43MPa,明显小于此时的混凝土抗拉强度2.8MPa。而侧墙底的表面最大拉应力也由7.09MPa减小到1.73MPa。仿真分析结果表明 ,同时采取外保、内降措施抗裂效果显著。

( 有防裂措施 )

4结论

(1)薄壁混凝土渡槽结构由于施工过程中内部水化热的积聚而使槽身表里温差过大,由此会在混凝土内产生很大的温度拉应力, 易出现温度裂缝, 从而对混凝土的抗渗性、耐久性、整体性等造成很大影响,裂缝开展严重的甚至危及结构的安全。

(2)薄壁混凝土渡槽一般采用两次浇筑成型的施工方法,一般先浇筑底板混凝土,隔10d左右再浇筑上层混凝土,槽身底板中部、侧墙最小壁厚处、侧墙底部、分层浇筑混凝土结合面处等四个关键部位受温度应力影响最显著,最容易出现温度裂缝。

(3) 在不采取任何保温、降温等防裂措施的情况下,槽身底板中部和侧墙底部分别在下层混凝土浇筑后0.6d、1.5d达到最大表里温差, 侧墙中部和结合面均在上层混凝土浇筑后0.6d达到最大表里温差,并且槽身各关键部位的最大温度拉应力均超过相应龄期混凝土的抗拉强度,开裂现象严重。

(4)在综合采取外保、内降防裂措施 (钢模外贴聚乙烯苯板保温隔热,同时槽身侧墙和底板通冷水管散热降温)的情况下,槽身表里温差和温度应力明显减小,槽身底板中部和侧墙底部分别在下层混凝土浇筑后2d、2.5d达到最大表里温差, 侧墙中部和结合面分别在上层混凝土浇筑后2d、1d达到最大表里温差,并且槽身各关键部位的最大温度拉应力都有很大程度的降低,很多部位最大拉应力小于相应龄期混凝土的抗拉强度,抗裂效果显著。

摘要：以实际工程为例,利用结构分析软件建立了数值仿真分析模型;对渡槽混凝土温度及应力进行了分析,并提出了相应的防裂措施;可为类似薄壁混凝土渡槽结构的施工提供借鉴和理论依据。

渡槽结构篇8

1.1 概况

河沟头渡槽位于贵州省六枝特区龙场乡迎新村, 全长为939.7m, 是黔中水利枢纽一期工程总干渠上的一座关键建筑物。本渡槽需跨越一深切宽缓峡谷, 其主槽采用预应力连续刚构箱梁渡槽, 引槽设有8节50 m跨预应力简支箱梁渡槽。渡槽上下游侧均与明渠衔接, 设计流量19.849 m3/s, 加大流量23.459m3/s, 过水断面横向宽度4.25m。

槽址处为一深切宽缓峡谷, 地质钻孔资料表明, 地表覆盖第四系残坡积黏土夹碎石层, 覆盖层厚0.5~3.7m;下部基岩为P2l煤系地层, 为黑灰色薄至中厚层状泥质粉砂岩夹砂页岩、炭质页岩和煤层。槽址处未见褶皱和断层构造发育, 但存在2处小煤窑采空区;地下水位较高, 但地下水出露点出水量较小。工程区地震动峰值加速度为0.05g, 相应的地震基本烈度为Ⅵ度。

槽址处极端最高气温为34.3 ℃, 极端最低气温为-5.5℃, 多年平均气温14.5 ℃, 多年平均降水量为1 488.5mm, 多年平均相对湿度81%。

1.2 渡槽总体布置

结合槽址处的地形、地貌、地质、水文地质、预应力连续刚构箱梁渡槽及预应力简支箱梁渡槽受力特点等条件, 将渡槽总体布置为:23.4 m进口渐变段+15 m钢筋混凝土简支梁+ (4×50) m预应力混凝土简支梁+ (80.55+2×150+80.55) m连续刚构箱梁+ (4×50) m预应力混凝土简支梁+ (2×15) m钢筋混凝土简支梁+10.2m出口渐变段, 具体见图1。渡槽平面、纵向均位于直线上, 渡槽箱梁过水底面设计纵坡1/1 500。

渡槽除上部箱梁槽身、下部槽墩、承台桩基等主体结构外, 在渡槽上游侧渠道还设有节制闸及泄水堰等建筑物以确保箱梁内水深不超过加大流量水深。

2 预应力引槽箱梁结构设计

2.1 箱梁结构

(1) 过水断面设计。引槽箱梁断面设计时, 其过水净断面横向宽度受连续刚构箱梁主槽控制。主槽经结构及水力学计算后, 过水断面横向宽度为4.25m, 通过设计流量时水深2.327m, 通过加大流量水深2.644m。为确保主槽与引槽间过水的顺畅衔接, 引槽过水断面与主槽一致。

(2) 箱梁结构构造。单节箱梁实际纵向长度49.97m, 在两端各预留15mm空间用于伸缩止水缝的安装;为确保纵向预应力张拉质量, 结合箱梁采用支架法现浇施工这一特点, 在箱梁两端各预留735mm的后浇筑封锚段以实现预应力的两端张拉。

结合渡槽的水力条件、结构受力、三向预应力筋的布置及构造、支座构造等条件, 经充分比较后确定了渡槽箱梁的断面尺寸。跨中箱梁高4.5m, 跨中断面的控制要素为:顶板宽6.6m, 底板宽5.25m, 顶板中部厚0.3 m, 底板厚0.5 m, 腹板厚0.5m, 顶板两侧挑板长0.675m, 箱内净宽4.25m, 净高3.7m;渡槽支座处梁高为4.6m, 支座处断面控制要素为:顶板宽6.6m, 底板宽5.45m, 顶板中部厚0.3m, 底板厚0.6m, 腹板厚0.6m, 顶板两侧挑板长0.575m, 箱内净宽4.25m, 净高3.7m;在距支座中心线0.8~1.8m区域内, 渡槽断面由跨中断面渐变为支座断面, 渐变长度1m。箱梁顶板设置φ75mm通气孔, 布置于顶板轴线处, 间距2m。渡槽箱梁结构构造图见图2。

(3) 箱梁混凝土材料。箱梁采用C50 混凝土, 抗渗等级W8, 抗冻等级F100。

2.2 预应力体系设计

箱梁采用三向预应力体系, 即纵向、横向、竖向均设置预应力钢束 (筋) , 三向预应力均采用真空压浆工艺。

(1) 纵向预应力。全槽共布置2×7束纵向钢束, N1~N3钢束布置并锚固于底板中, N4~N7钢束布置并锚固于腹板中;其中N1~N3钢束为直线束, N4~N7钢束仅为竖弯束。N1~N7钢束均采用19根公称直径15.20mm的预应力钢绞线, 均采用两端后张拉方式。锚具型号YJM15-19OVM, 设计张拉控制力1 395 MPa, 设计张拉力3 684.1kN。施工时纵向预应力钢束采用预埋内径为100 mm的塑料波纹管。纵向预应力布置见图3。

(2) 横向预应力。顶板横向预应力采用公称直径15.20mm的预应力钢绞线, 每束钢束采用3根钢绞线, 采用BM15-3扁锚体系, 张拉端与锚固端交错布置, 采用一端张拉方式, 设计张拉控制应力1 339 MPa, 设计张拉力558.4kN, 布置间距1m。底板上下缘各设置1根横向预应力钢筋, 横向预应力钢筋采用公称直径32mm的40Si2MnMOV精轧螺纹粗钢筋, 相应的预应力锚具采用JLM-32型, 张拉端与锚固端交错布置, 采用一端张拉方式, 设计张拉控制力按公路行业规定取837 MPa, 设计张拉力673.1kN, 布置间距0.5m (见图4) 。

(3) 竖向预应力。箱梁竖向预应力筋采用公称直径32mm的40Si2MnMOV精轧螺纹粗钢筋, 相应的预应力锚具JLM-32, 每侧腹板布置2根。竖向预应力在梁顶一端张拉, 设计张拉控制力837 MPa, 设计张拉力673.1kN, 布置间距0.5m (见图4) 。

(4) 预应力钢材力学指标。纵向预应力、顶板横向预应力材料采用1×7φs15.2mm低松弛钢绞线, 抗拉强度标准值fpk=1 860 MPa, 弹性模量Es=1.95×105MPa。底板横向预应力、竖向预应力采用直径32mm的40Si2MnMOV精轧螺纹钢筋, 抗拉强度标准值fpk=930 MPa, 弹性模量Es=2.0×105MPa。

(5) 预应力筋张拉原则。预应力筋张拉采用纵、横、竖三向分步总循环, 按同步、对称、同时张拉的原则进行。混凝土强度达到设计强度等级的90%, 且龄期≥7d方可进行预应力筋的张拉, 采用张拉控制力与伸长量双控的原则。对于横、竖向的预应力精轧螺纹钢筋, 采用二次张拉的方式以降低预应力损失。

2.3 附属结构

(1) 支座。单节箱梁靠渡槽进口侧设置GPZ (2009) 5DX、GPZ (2009) 5SX盆式橡胶支座各一个;靠出口侧设置GPZ (2009) 5GD、GPZ (2009) 5DX盆式橡胶支座各一个。梁底在支座处设调平钢板调平。

(2) 伸缩止水缝。各节箱梁间伸缩止水缝采用U形GB复合橡胶止水带为主体的压板式止水缝, 设计伸缩量70mm。引槽与主槽间的伸缩止水缝受连续刚构箱梁渡槽的控制, 本文不作进一步介绍。

(3) 箱梁顶板M10砂浆层。在箱梁顶板设置一M10砂浆层, 顶板跨中厚度53 mm, 顶板外端厚度20 mm, 由此形成一1/100的双向横坡。既方便了排水同时还能起到隔热效果。

(4) 箱梁顶板保温板。在箱梁顶板设置保温板。保温板采用挤塑聚苯乙烯泡沫塑料板, 厚度5cm。

(5) 其他。在箱梁内部过水断面喷涂防水层, 在箱梁顶板两侧设置轻质栏杆。

3 结构静力计算

河沟头渡槽主槽为连续刚构渡槽, 为新型渡槽结构, 上部箱梁槽身采用变箱变截面箱梁, 下部支撑采用双肢薄壁空心墩;渡槽主跨150m, 最大墩高81m, 在同等箱梁顶面宽度的情况下, 主槽所受水荷载 (加大流量) 达到了公路Ⅰ级车道荷载的5.3倍。按水利行业相关规定[3,5], 主槽为Ⅱ级建筑物;若按公路行业相关规定[1], 主槽为公路桥涵结构设计安全等级一级;主槽无论是跨度还是支撑高度, 均远远超越了已建渡槽, 其结构受力特别是纵向受力表现出明显的桥梁特征。综合分析主槽受力特点, 荷载效应特点、使用功能、结构重要性, 主槽结构跨行业调整为公路桥涵结构设计安全等级一级, 同时其对应的水工建筑物等级对等为 Ⅰ 级。根据相关规定[5], 50 m跨引槽与主槽建筑物等级一致。

渡槽的结构静力计算及控制指标将分别按公路、水利行业双行业标准开展, 在控制指标选择上充分考虑渡槽结构受力特点及使用功能。

3.1 荷载作用及组合

3.1.1 荷载作用

在结构静力计算中, 作用于渡槽的荷载作用可分为永久作用、可变作用、偶然作用3类。其中, 永久作用有:结构自重、预应力;可变作用有:设计流量及加大流量水荷载、覆冰荷载、混凝土收缩及徐变、基础变位作用、人群荷载、温度 (均匀温度和梯度温度) 作用;偶然作用有:满槽水荷载。

(1) 永久作用取值。结构自重中箱梁裸梁自重为一期恒载, 计算密度取2.65kg/m3;二期恒载包括栏杆、M10 砂浆铺装层、保温板铺装层自重, 荷载标准值为9.0kN/m。预应力根据有关规定[1]将其作为永久作用计算其主效应和次效应。

(2) 可变作用取值。设计流量及加大流量对应的水荷载分别为97.824、111.297kN/m。覆冰荷载根据有关规定[6,7], 取覆冰厚度为30mm, 对应覆冰荷载标准值为1.782kN/m。人群荷载根据有关规定[1]取2.5kN/m2, 作用宽度2m。混凝土收缩及徐变计算及取值按JTG D62-2004的规定执行。根据下部结构的竖直向变形计算成果并结合工程实践经验综合考虑后, 不均匀基础变位10mm。

温度作用分为均匀温度作用和梯度温度作用2类。其中, 由常年气温变化导致渡槽沿纵向均匀变形的温度作用称为均匀温度作用, 根据槽址处地理气候环境及有关规定[1], 取均匀温升20 ℃, 均匀温降17 ℃。

由于太阳辐射及寒潮降温的影响, 会导致箱梁沿高度方向及横向宽度方向形成非线性的温度梯度, 导致结构产生次应力, 这类温度作用称为梯度温度作用。根据本渡槽的瞬态温度场分析成果, 综合国内外相关桥梁设计规范对箱梁梯度温度作用的规定及相关文献的研究成果[9,10,11], 制定了全槽纵向结构计算及横向结构计算计算时的梯度温度作用数据, 见图5。

3.1.2 荷载作用效应组合

荷载作用效应组合按最不利原则进行, 具体如下。

(1) 全槽结构纵向计算。组合1:恒载+预应力+人群荷载+加大流量水荷载+沉降;组合2:恒载+预应力+人群荷载+设计流量水荷载+沉降+均匀温升+通水梯度温升;组合3:恒载+预应力+人群荷载+设计流量水荷载+沉降+均匀温降+通水梯度温降;组合4:恒载+预应力+覆冰荷载+设计流量水荷载+沉降+均匀温降+通水梯度温降;组合5:恒载+预应力+人群荷载+加大流量水荷载+沉降+均匀温升+通水梯度温升;组合6:恒载+预应力+沉降+均匀温升+不通水梯度温升;组合7:恒载+预应力+人群荷载+沉降+均匀温降+不通水梯度温降。

(2) 结构横向计算。组合1:恒载+预应力;组合2:恒载+预应力+设计流量水荷载;组合3:恒载+预应力+人群荷载+设计流量水荷载+通水梯度温降;组合4:恒载+预应力+加大流量;组合5:恒载+预应力+加大流量+通水梯度温升。

3.2 材料参数

(1) C50混凝土。混凝土弹性模量34 500 MPa, 密度2.65kg/m3, 混凝土轴心抗压、抗拉强度标准值分别为32.4、2.65MPa。混凝土抗压强度设计值按公路、水利行业分别为22.4、23.1 MPa, 抗拉强度设计值则分别为1.83、1.89 MPa。线膨胀系数1×10-5/℃, 泊松比0.2。

(2) 预应力计算参数。纵向预应力钢束、顶板横向预应力钢束取塑料波纹管孔道摩擦系数μ=0.17, 偏差系数k=0.001 5, 张拉松弛系数0.3, 锚具一端回缩量6mm, 控制张拉力1 395MPa。横、竖向预应力钢筋取孔道摩擦系数μ=0.5, 偏差系数k=0.001 5, 张拉松弛系数0.05, 锚具一端回缩量1mm, 控制张拉力837 MPa。

3.3 全槽纵向结构计算

3.3.1 计算模型

全槽纵向结构计算采用公路桥梁设计系统GQJS, 根据箱梁纵向结构的特点, 划分静力结构计算单元20个, 其中预应力混凝土单元18个, 钢筋混凝土单元2个 (封锚段) 。在上游侧支座支撑线对应节点设置竖向约束, 在下游侧支座支撑线对应节点设置纵向、竖向约束。结构离散图见图6。如无特殊说明, 对文中内力及应力作如下规定:轴力以截面受压为正, 弯矩以构件下缘受拉为正;拉应力为负, 压应力为正。

3.3.2 按公路行业标准计算

(1) 运行状态持久状况结构承载能力极限状态计算。

①箱梁正截面抗弯承载力。在结构极限承载力计算时, 最大、最小弯矩位于最大、最小抗弯强度之间, 弯矩以正弯矩控制为主 (箱梁底部受拉) , 计算结果显示均满足抗弯强度要求。最大正弯矩121 950.62kN·m, 发生在组合1的10单元j端 (跨中) , 此处抗弯承载力为173 855.04kN·m。

②箱梁斜截面抗剪承载力。根据有关规定[2], 并结合本渡槽的特点, 选择如下断面计算受弯构件斜截面抗剪承载力:距支点0.8m处截面 (腹板宽度变化处) 、距支点1.8 m处截面 (腹板宽度变化处) 、距支点2.3 m处截面 (距支点1/2 梁高处) 、距支点11.8 m处截面4 个截面 (受拉区弯起钢筋起点处) 。计算结果显示均满足斜截面抗剪强度要求。

③支座承载力。计算得出两端支座的最大、最小支座反力设计值分别为4 401.88、2 947.75kN, 低于设计选用支座承载力。

④梁体伸缩量。梁体伸缩量计算用于伸缩止水缝的设计, 计算时充分考虑了混凝土收缩徐变、温度等因素。计算得梁体最大伸长量9.8mm, 最大缩短量31.6mm。根据有关规定[2], 取伸缩装置伸缩量增大系数为1.3, 计算得伸缩装置闭口量12.7mm, 开口量41.1mm, 伸缩量为53.8mm, 满足伸缩止水缝选型。

(2) 运行状态持久状况正常使用极限状态计算。

①箱梁正截面抗裂计算。全槽纵向整体按全预应力结构进行设计, 根据有关规定[2,4], 预应力混凝土截面正应力应满足式 (1) , 该式与公路行业的规定是有区别的, 原因在于水对槽身的冲击是非常微弱的, 没有必要将预应力降低到0.8倍计算;对封锚段钢筋混凝土则应满足式 (2) , 式 (2) 中相关参数意义见有关规定[2,4]。计算结果表明, 预应力混凝土箱梁最小正应力为1.151 MPa (位于箱梁跨中下缘) ;封锚段箱梁最小正应力为-0.009 MPa, 满足有关规定。

②箱梁斜截面抗裂计算。根据有关规定[2], 预应力混凝土构件斜截面主拉应力应满足式 (3) , 主应力计算时, 不计入竖向预应力筋的贡献。计算结果表明, 主梁截面最小主拉应力-0.31>-1.06 MPa, 满足有关规定。

③挠度计算。根据有关规定[2], 全预应力混凝土构件刚度按式 (4) 计算, 使用阶段的挠度尚应考虑荷载长期效应的影响, 计算时取挠度长期增长系数为1.425。挠度控制指标:在消除结构自重产生的长期挠度后箱梁的最大挠度不应超过计算跨径的1/600。计算结果表明, 最大下挠12.3 mm, 满足有关规定。

(3) 持久状况构件应力计算。

①箱梁正截面混凝土法向压应力计算。根据有关规定[2], 使用阶段全预应力混凝土受弯构件正截面混凝土的压应力应满足式 (5) 。计算结果表明, 预应力混凝土箱梁最大正应力为10.09 MPa (位于箱梁近支座处下缘) , 满足有关规定。

②箱梁混凝土主压应力计算。根据有关规定[2], 预应力混凝土受弯构件混凝土的主压应力应满足式 (6) 。计算结果表明, 预应力混凝土箱梁最大主压应力为10.10 MPa (位于箱梁近支座处断面) , 满足有关规定。

③预应力钢筋应力计算。根据有关规定[2], 使用阶段预应力混凝土受弯构件预应力钢筋的拉应力应满足式 (7) 。计算结果表明, 预应力钢筋最大应力1 207.07<1 209 MPa, 预应力钢筋最小应力1 123.91 MPa, 满足有关规定。

3.3.3 按水利行业标准计算

本文主要介绍按水利行业标准计算的主体结构成果及与公路行业标准有差别的内容。

(1) 运行状态持久状况结构承载能力极限状态计算。箱梁正截面抗弯、斜截面抗抗剪承载力均满足有关规定[4], 其中, 最大正弯矩134 781.16kN·m, 位于跨中, 此处抗弯承载力为174 107.99kN·m。计算所得正弯矩是公路行业的1.11倍, 其原因在于两行业荷载作用安全系数与荷载作用分项系数取值、组合方式、材料参数等差异所导致。

(2) 运行状态持久状况正常使用极限状态计算。根据有关规定[4], 箱梁正截面法向应力的计算结果与控制标准同3.3.2, 这里不再重复;斜截面主拉应力满足式 (8) , 计算结果同3.3.2。主压应力的计算结果及控制标准同3.3.2。

根据有关规定[4], 全预应力混凝土构件刚度按式 (9) 计算, 计算时取活载挠度长期增长系数为1.425。挠度控制指标:按荷载效应标准组合计算的箱梁最大长期挠度不应超过计算跨径的1/600。计算结果表明, 跨中上挠2.7mm, 满足有关规定。公路、水利行业在挠度计算差别较大。首先, 刚度计算公式差别大;其次, 控制指标有差异:公路行业的控制指标可简单归结为由主要活荷载引起的下挠, 渡槽的下挠就主要是由水荷载引起;而水利行业则需要考虑自重、预应力、水荷载等引起挠度的叠加, 叠加后就可能出现上挠现象。

3.4 横向结构计算

3.4.1 计算模型

截取1m长度的跨中箱梁梁段, 建立框架模型进行横向结构分析。由于该梁段的竖向支承由相邻腹板的剪切提供, 因此, 计算边界条件假定为两腹板中心处的弹性支承。鉴于简支结构为静定体系, 将弹性支承简化为刚性支承, 计算时采用腹板中心线对应顶板、底板处设置支承2 种模型进行分析 (见图7) 。

3.4.2 计算结果

(1) 运行状态持久状况结构承载能力极限状态计算。计算结果表明, 顶、底板表现为偏心受拉构件, 腹板表现为偏心受压构件, 结构的承载能力均能满足有关规定。

(2) 运行状态持久状况正常使用极限状态计算。横向计算成果统计如表1所示, 不同的支承模型对计算结果有一定影响, 对腹板应力影响最大。在顶板出现正拉应力, 但仍能达到A类预应力构件水平;腹板、底板均未出现正拉应力, 达到了全预应力构件水平;箱梁环向具有较强的抗裂能力。

MPa

4 结语

根据槽址处地形、地质、施工、主槽结构等特点, 河沟头渡槽采用50m跨预应力混凝土简支箱梁作为引槽。箱梁结构继承了过往渡槽设计的理念, 将输水结构与受力结构合二为一, 具有自重轻、跨度大、承载力高、经济性优、施工简便等特点。渡槽结构采用三向预应力体系, 并建立相应的防渗体系, 使得50m级简支梁式渡槽仍然能保持较强的抗裂能力, 更好地增强了渡槽的耐久性。

结合渡槽自身受力、运行等特点, 分别按照公路、水利行业有关规定开展相应计算分析。尽管2个行业在荷载作用安全系数与荷载作用分项系数取值、组合方式、材料参数、结构抗力控制指标上存在一定的差异, 但总体而言, 均能很好地满足各自体系的要求。计算中, 由于太阳辐射及寒潮降温引起的梯度温度作用产生的温度次应力很大;全槽纵向结构计算中, 通水梯度温降导致箱梁底板下缘的温度应力达到-1.79 MPa;横向结构计算中, 腹板的梯度温降导致腹板外缘产生的温度应力达到了-1.94MPa, 使得结构的最小正应力控制变得紧张。因此, 在结构设计时应充分考虑梯度温度作用所产生的不利影响, 确保结构的抗裂能力。

为确保结构安全, 还在槽身内设有应力、变形、温度监测体系。通过监测体系获取的实测数据, 对今后的渡槽建设提供宝贵经验数据, 并更好地完善渡槽的设计理论体系。

摘要：河沟头渡槽是黔中水利枢纽一期工程总干渠上的一座关键建筑物, 其引槽为50m跨预应力箱梁结构, 采用箱形断面构造及三向预应力体系, 具有自重轻、跨度大、承载力高、经济性优、施工简便等特点, 使得50m级简支梁式渡槽仍然能保持较强的抗裂能力。结合渡槽自身受力、运行等特点, 分别按照公路、水利行业有关规定开展相应计算分析, 计算结果表明, 在正常使用状况下槽身纵向最小正应力1.151MPa, 不考虑竖向预应力钢筋情况下最小主拉应力-0.31MPa, 最大正压应力10.09MPa, 水荷载导致的槽身下挠12.3mm, 纵向预应力钢筋最大永存应力1 207.07MPa, 均能很好地满足各自体系的要求。

关键词：渡槽,预应力,箱梁

参考文献

[1]JTG D60-2004, 公路桥涵设计通用规范[S].

[2]JTG D62-2004, 公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].

[3]GB50288-99, 灌溉与排水工程设计规范[S].

[4]SL191-2008, 水工混凝土结构设计规范[S].

[5]SL482-2011, 灌溉与排水渠系建筑物设计规范[S].

[6]地方行业研究成果“贵州冬季冰冻的气象研究及冰区划分”[Z].

[7]Q/GDW 182-2008, 中重冰区架空输电线路设计技术规定[S].

[8]TB 10002.3-2005, 铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范[S].

[9]杨佐, 赵勇, 苏小卒.国内外规范的混凝土桥梁截面竖向温度梯度模式比较[J].结构工程师, 2010, (1) :37-43.

[10]吕婷, 刘静, 葛胜锦.混凝土梁桥的温度应力分析及梯度选择[J].中外公路, 2009, (3) :337-343.