郝亞嬋

(山西省水利水電勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院， 山西 太原　030024)

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大跨度預(yù)應(yīng)力渡槽盆式支座與剛性連接結(jié)構(gòu)對(duì)比分析

郝亞嬋

(山西省水利水電勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院， 山西 太原030024)

隨著施工技術(shù)的發(fā)展、施工方法的進(jìn)步，許多在鐵路、公路中常用的大跨度預(yù)應(yīng)力建筑物施工方法在水利工程中開(kāi)始應(yīng)用，同時(shí)由于跨度的增加，不同的支座形式對(duì)大跨度渡槽體型和結(jié)構(gòu)影響很大，本文就橋頭渡槽采用盆式支座與剛性連接對(duì)渡槽結(jié)構(gòu)的影響進(jìn)行分析，針對(duì)不同荷載進(jìn)行了對(duì)比研究，根據(jù)其優(yōu)缺點(diǎn)，確定采用盆式支座。

渡槽； 盆式支座； 剛性連接； 荷載

1　概　況

橋頭渡槽位于山西省保德縣橋頭鎮(zhèn)境內(nèi)，為山西省中部引黃工程總干線1號(hào)和2號(hào)隧洞之間跨朱家川河的建筑物，槽身由5跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁[1]構(gòu)成，槽跨布置為30+3×45+30=195m，設(shè)計(jì)縱坡1/2500，設(shè)計(jì)流量23.05m3/s，設(shè)計(jì)水深3.26m，最大墩高54.40m。上部構(gòu)造為內(nèi)部等截面(在支點(diǎn)及漸變段采用外側(cè)變截面)預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱槽，槽跨195m，采用單箱單室斷面，內(nèi)部尺寸為4.20m×4.20m；跨中梁高5.20m，墩頂位置梁高6.70m。腹板厚度70cm，底板厚50～200cm，頂板厚50cm，渡槽高度、底板厚度按線性變化。槽墩共有4個(gè)，墩高7.5～54.4m。槽墩采用7.2m×3.5m的鋼筋混凝土矩形墩, 下接3.5m厚承臺(tái)，基礎(chǔ)為D1.8m鋼筋混凝土鉆孔灌注樁，渡槽主梁采用C50混凝土(抗?jié)B等級(jí)為W6，抗凍等級(jí)F200)，添加8%抗裂防水劑；槽墩、蓋梁采用C35混凝土(抗凍等級(jí)F200)，樁基、承臺(tái)采用C30混凝土(抗凍等級(jí)F200)。

目前國(guó)內(nèi)對(duì)于大跨度預(yù)應(yīng)力渡槽多采用滿堂支架法[2]和移動(dòng)模架[3]施工，但由于橋頭渡槽受地形條件所限，且槽墩較高，因此采用掛籃懸臂法施工[4]，此種方法，國(guó)內(nèi)鐵路、公路行業(yè)采用較多，且跨度越來(lái)越大，但水利行業(yè)較少見(jiàn)[5]。

2　不同荷載作用下兩種支座的分析

計(jì)算分析采用ABAQUS軟件，對(duì)梁和墩設(shè)定相應(yīng)的連接條件，實(shí)現(xiàn)剛性連接和盆式支座結(jié)構(gòu)型式的模擬。分析采用線彈性有限元法，計(jì)算范圍為地基及承臺(tái)以上所有結(jié)構(gòu)體，有限元分析網(wǎng)格見(jiàn)圖1。渡槽主梁采用C50混凝土；槽墩、蓋梁采用C35混凝土；樁基、承臺(tái)采用C30混凝土。鋼絞線采用高強(qiáng)度鋼絲。

分別計(jì)算不同荷載包括豎向荷載(以水重為例)、橫向荷載(風(fēng)荷載)、溫度荷載、地震荷載作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，在此基礎(chǔ)上對(duì)2號(hào)、3號(hào)墩與槽身不同連接型式對(duì)渡槽變形和應(yīng)力的影響進(jìn)行對(duì)比分析。

圖1　計(jì)算模型簡(jiǎn)圖

2.1豎向荷載的敏感性

渡槽所有的豎向荷載包括自重、水重、雪荷載等。分析計(jì)算以水重為例，設(shè)計(jì)水深3.26m，按均布荷載作用，分析2號(hào)和3號(hào)墩盆式支座與槽身剛性連接對(duì)結(jié)構(gòu)應(yīng)力的影響，結(jié)果見(jiàn)圖2和圖3。

圖2　設(shè)計(jì)水重引起的渡槽軸向應(yīng)力(單位：MPa)(盆式支座)

圖3　設(shè)計(jì)水重情況下的渡槽軸向應(yīng)力(單位：MPa)(2號(hào)、3號(hào)墩剛性連接)

可以看出，與采用盆式支座相比，采用剛性連接時(shí)槽身最大軸向應(yīng)力從0.73MPa下降到0.69MPa，表明剛性連接對(duì)降低豎向荷載引起的渡槽應(yīng)力作用不明顯。

2.2對(duì)風(fēng)荷載的敏感性

風(fēng)壓力根據(jù)《灌溉與排水渠系建筑物設(shè)計(jì)規(guī)范》(SL 482—2011)計(jì)算，作用方向垂直于渡槽表面，圖4和圖6分別為采用盆式支座風(fēng)荷載下槽身橫向位移、槽身軸向應(yīng)力。圖5和圖7分別為采用剛性連接風(fēng)荷載下槽身橫向位移、槽身軸向應(yīng)力。

圖4　風(fēng)荷載引起的橫向位移(單位：m)(盆式支座)

圖5　風(fēng)荷載引起的橫向位移(單位：m)(2、3號(hào)墩剛性連接)

圖6　風(fēng)荷載引起的渡槽軸向應(yīng)力(單位：MPa)(盆式支座)

圖7　風(fēng)荷載引起的渡槽軸向應(yīng)力(單位：MPa)(2、3號(hào)墩剛性連接)

與采用盆式支座相比，采用剛性連接，位移減小，從44mm下降到26mm；槽身軸向應(yīng)力也減小，從±0.90MPa 降低到±0.40MPa；但槽墩豎向應(yīng)力增加，從±1.90MPa上升到±2.60MPa。

2.3對(duì)溫度荷載的敏感性

渡槽所在地的年平均氣溫為9.8℃，月平均最高氣溫24.8℃，月平均最低氣溫-8.1℃，計(jì)算體系升溫25℃，體系降溫-20℃；粱箱外內(nèi)表面溫差：正溫差取10℃，負(fù)溫差取-8℃。

由于線性溫差對(duì)整體變形影響不大，因此，僅考慮體系均勻溫度變化[7]，這里以體系均勻溫升25°為例進(jìn)行分析。

對(duì)于盆式支座和剛性連接，槽身位移和應(yīng)力沒(méi)有明顯變化；但槽墩應(yīng)力變化較大，第一主應(yīng)力從1.51MPa上升到2.70MPa，圖8和圖9分別為兩種支座應(yīng)力計(jì)算成果。

圖8　均勻溫升引起的豎向應(yīng)力(單位：MPa)(盆式支座)

圖9　均勻溫升引起的豎向應(yīng)力(單位：MPa)(2、3號(hào)墩剛性連接)

2.4地震響應(yīng)

采用振型分解反應(yīng)譜法[8]計(jì)算。計(jì)算范圍：承臺(tái)以上所有結(jié)構(gòu)體，槽內(nèi)水位按設(shè)計(jì)水位，不考慮地基變形。地面運(yùn)動(dòng)加速度施加于承臺(tái)底部，其中水平向加速度0.10g，豎向0.0667g。

2.4.1結(jié)構(gòu)自振特性

對(duì)于盆式支座，結(jié)構(gòu)的前3階頻率較低且各模態(tài)間自振頻率相差不是很大。在結(jié)構(gòu)的前4階模態(tài)中，分別以槽身縱向平移、橫向平移、水平扭轉(zhuǎn)及水平彎曲為主；第5～7階模態(tài)以槽墩變形為主模態(tài)，第8階則為槽墩和槽身共同變形模態(tài)。

對(duì)于剛性連接，在結(jié)構(gòu)的前4階模態(tài)中，分別以槽身縱向平移、橫向平移、水平扭轉(zhuǎn)及水平彎曲為主，這與盆式支座連接時(shí)的模態(tài)類似，不同的是槽身位移會(huì)帶動(dòng)2號(hào)和3號(hào)墩變形；而第5～7階模態(tài)則主要是槽墩和槽身共同變形模態(tài)，與盆式支座連接有一定差異。

分析結(jié)果見(jiàn)表1。

表1　結(jié)構(gòu)前10階模態(tài)自振頻率及周期

2.4.2地震動(dòng)位移

對(duì)于盆式支座，不同方向地震及其組合下，渡槽最大相對(duì)位移(相對(duì)于地面運(yùn)動(dòng))及發(fā)生位置見(jiàn)表 2。可以看出，水平向(X向和Y向)地震引起的位移較大，分別為58.10mm和61.80mm；豎向地震對(duì)結(jié)構(gòu)影響較?。蝗虻卣鹎闆r下，最大位移為84.80mm，發(fā)生在槽身中部。

表2　地震荷載作用下渡槽最大相對(duì)位移及發(fā)生位置(盆式支座) 　單位：mm

對(duì)于剛性連接，不同方向地震及其組合下，渡槽最大相對(duì)位移(相對(duì)于地面運(yùn)動(dòng))及發(fā)生位置見(jiàn)表3。可以看出，受槽墩約束影響，水平向(X向和Y向)地震引起的位移小于盆式支座情況，分別為35.60mm和51.90mm；豎向地震對(duì)結(jié)構(gòu)影響較小；三向地震情況下，最大位移為63mm，發(fā)生在槽身中部。

表3　地震荷載作用下渡槽最大相對(duì)位移及發(fā)生位置(剛性連接)　單位：mm

2.4.3地震動(dòng)應(yīng)力

對(duì)于盆式支座，不同方向地震及其組合下，第一主應(yīng)力均發(fā)生在槽墩底部，特別是墩高較大的2號(hào)和3號(hào)墩墩底，三向地震時(shí)第一主應(yīng)力為5.20MPa。在有橫向地震作用時(shí)，槽身中部?jī)蓚?cè)拉應(yīng)力也相對(duì)較高，三向地震時(shí)第一主應(yīng)力1.60MPa。表4列出了不同地震組合時(shí)2號(hào)墩底部和槽身中部側(cè)面的拉應(yīng)力數(shù)值。

表4　地震荷載作用下渡槽第一主應(yīng)力(盆式支座)　單位：MPa

對(duì)于剛性連接，不同方向地震及其組合下，渡槽第一主應(yīng)力均發(fā)生在槽墩底部，特別是墩高較大的2號(hào)和3號(hào)墩墩底，第一主應(yīng)力5.58MPa。在與槽墩連接位置，槽身的拉應(yīng)力也相對(duì)較高，三向地震時(shí)達(dá)2.74MPa。表5列出了不同地震組合時(shí)2號(hào)墩底部和槽身中部側(cè)面的拉應(yīng)力數(shù)值。

表5　地震荷載作用下渡槽第一主應(yīng)力(剛性連接)　單位：MPa

3　剛性連接與盆式支座的對(duì)比分析

不同荷載作用下2號(hào)、3號(hào)墩采用盆式支座及與槽身剛性連接對(duì)比見(jiàn)表6，從中可以看出：剛性連接對(duì)于降低豎向荷載引起的槽身拉應(yīng)力效果不明顯，降幅約5%；但可減少橫向荷載引起的槽身縱向應(yīng)力，降幅約20%，相應(yīng)橫向位移也有所降低。不過(guò)剛性連接的弊端也很明顯，會(huì)顯著增加風(fēng)荷載及地震時(shí)槽墩底部的應(yīng)力，增幅分別在40%和30%左右。

表6　盆式支座與剛性連接計(jì)算結(jié)果對(duì)比

4　結(jié)論及建議

經(jīng)過(guò)分析比較，對(duì)于高墩大跨度渡槽，槽身和槽墩采用盆式支座和剛性連接各有優(yōu)缺點(diǎn)，采用剛性連接能減少橫向荷載引起的槽身縱向應(yīng)力，但同時(shí)會(huì)顯著增加風(fēng)荷載及地震時(shí)槽墩底部的應(yīng)力，合理確定支座結(jié)構(gòu)型式，才能使槽身和槽墩的應(yīng)力和位移都處于最優(yōu)的工況。本渡槽經(jīng)過(guò)兩種支座對(duì)比分析，最終確定選用盆式支座，研究成果對(duì)類似的高墩大跨度渡槽支座型式選擇有一定的參考意義。

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Contrast analysis of large-span prestressed aqueduct basin-type bearing and rigid connection structure

HAO Yachan

(ShanxiWaterConservancyandHydropowerSurveyandDesignInstitute,Taiyuan030024,China)

Many commonly-used large-span prestressed building construction methods are applied in water resources projects with the development of construction technology and the progress of construction method. Meanwhile, different bearing forms have great influence on large-span aqueduct shape and structure due to span increase. In the paper, the influence of adopting basin-type bearing and rigid connection on aqueduct structure in bridge aqueduct is analyzed. Basin-type bearing is adopted according to the result of the comparative study aiming at different loads.

aqueduct; tub bearing; rigid connection; load

10.16616/j.cnki.11- 4446/TV.2016.10.008

TV672+.3

A

1005-4774(2016)10- 0026- 05