宋 濤

(新疆昌吉方匯水電設計有限公司,新疆 昌吉 831100)

0 引言

引水管道乃是水利灌渠工程中常見的水工設施[1-2],針對水利管道開展設計研究,有助于推動水工設計水平與輸供水工程運營效率。管道結構不僅與其自身穩(wěn)定性有關,與周遭巖土層、上覆土體等均有密切關聯(lián)性[3],故而綜合性探討管道結構靜、動力場特征更利于工程設計對比。董航凱[4]、張磊等[5]為研究輸、引水管道結構設計合理性,從室內(nèi)試驗角度,設計管道常規(guī)力學、蠕變力學試驗,探討管道結構力學特性與設計工藝參數(shù)關系,為實際工程建設及設計優(yōu)化提供了依據(jù)。趙廷紅等[6]從有限元模擬方法入手,通過對管道結構建立數(shù)值模型,探討不同設計參數(shù)下管道位移、軸向應力與變形等影響特性,評價管道最優(yōu)設計參數(shù)。也有徐雯雯等[7]、杜燕[8]以輸供水、引水工程為背景,探討了管道施工工藝與管道結構設計參數(shù)關聯(lián)性,為管道在水利工程中應用設計提供了推廣參考。不僅于此,管道結構在一些地震斷裂帶工程環(huán)境下,也許考慮其地震動力響應特征,張博等[9]、任森[10]采用地震波反應譜疊加、分解等方法,研究了管道結構等在動力荷載下響應特征,為管道結構的抗震設計提供了依據(jù)。

1 研究方法

1.1 工程概況

頭屯河乃是昌吉地區(qū)重要輸水通道,也是昌吉地區(qū)草林田湖重要綠色生態(tài)體系組成部分。為提高頭屯河綠色生態(tài)水與灌溉用水的干渠分流,建設有頭屯河堤防明、暗渠工程。全明渠采用現(xiàn)澆混凝土作為襯砌結構,渠坡坡降為1/1.5,渠底寬度為570 mm,并鋪設有厚度為80 mm的復合土工膜與砂墊層,渠底深度為1.28 m,明渠渠坡全斷面上均鋪設有混凝土硬化層,厚度為400 mm,主要面向于地表輸水作用。頭屯河部分河段涵洞建設現(xiàn)狀如圖1所示,由于洞室內(nèi)存在部分沉降區(qū)域,埋設的輸水管道同樣需要進行襯砌設計,如圖2所示。從設計方案優(yōu)化考慮,新建暗渠管道內(nèi)徑分布在1.4～3 m,不同的管道內(nèi)徑對上覆土層路面結構、下覆土基等,均有相應的靜、動力響應,確保暗渠內(nèi)輸水管道的設計參數(shù)與地基、自身結構等相匹配,有助于暗渠內(nèi)管道輸水安全。為此,設計部門從暗渠引水管道內(nèi)徑參數(shù)設計出發(fā),重點分析暗渠內(nèi)管道結構、土基等影響變化,評價設計方案的利弊性。

圖1 涵洞建設現(xiàn)狀 圖2 管道襯砌結構幾何示意

1.2 設計仿真

為分析涵洞輸水管道內(nèi)徑參數(shù)設計合理性,采用ABAQUS仿真平臺對暗渠管道進行建模,圖3為所建立的玻璃鋼夾砂管數(shù)值模型。該模型在建立時,考慮管道內(nèi)徑遠超過管壁厚度,故模型采用三層復合材料,微單元為殼單元,具有多個維度受力變形特征。管道內(nèi)壁結構具有夾砂層、內(nèi)襯層以及保護層等,均為復合殼單元,以不同的物理力學參數(shù)來區(qū)別模型單元的差異性。本模型中夾砂層、內(nèi)襯層以及保護層的彈性模量分別設定為6.4 GPa、38 GPa、70 GPa,全模型微單元網(wǎng)格共有98 282個,節(jié)點數(shù)76 254個。

圖3 玻璃鋼夾砂管數(shù)值模型

不僅如此,暗渠管道上覆土層也是分析重點,故而在考慮路面結構的前提下,建立圖4(a)所示上覆結構模型,該模型中巖土物理力學參數(shù)以室內(nèi)實測取值,而表面假定為硬化瀝青路面,其結構層微單元彈性模量為1.8 GPa。結合上覆土層路面結構模型,下沉路基采用四面體巖土物理模型構件,深度為管底下方10 m范圍,使之建立起樁號7+325處暗渠輸水管道整體模型,如圖4(b)所示。模型中上覆路面結構與輸水管道的接觸面設定為主從附屬關系,前者為主面,后者為從面;而輸水管道與下方土基、周邊巖土層的接觸亦為主從面關系,但主面為管道。外荷載包括有上覆路面結構承重荷載、有水工況時靜水壓力、管道結構自身重力等,管道結構靜力場特征計算時上覆路面荷載以單輛車載進行分析,靜水壓力考慮水深為0.5 m。模型中邊界條件分別設定在圖4(b)的頂、底面處,分別具有但水平向自由度與全約束的定義邊界。地震動響應特征下外荷載以EI Centro地震波開展計算,圖5為該地震波0～8 s內(nèi)時程譜,采用擬靜力法進行疊加荷載,計算管道結構動力響應特征。

圖4 數(shù)值計算模型

圖5 加速度時程譜

從頭屯河道暗渠現(xiàn)狀考慮,管道內(nèi)徑應不超過2.8 m,故設定管道內(nèi)徑方案階次為0.3 m,共設計有1.4～2.9 m六個方案,在各方案中僅改變管道內(nèi)徑參數(shù),方案模型其他參數(shù)均保持一致,對管道結構靜、動力場特征進行對比評價。

2 內(nèi)徑參數(shù)對管道靜力特征影響

2.1 管道受力特征

根據(jù)對不同內(nèi)徑參數(shù)下管道結構的靜力特征計算,獲得內(nèi)徑參數(shù)與管道軸、環(huán)向應力變化關系,且分別給出了各向上最大拉、壓應力變化,如圖6所示。

從圖中可知,不論是拉應力或是壓應力,均以管道環(huán)向應力值最高,其拉應力分布為3.14～8.7 MPa,而軸向上最大拉應力在各方案中與之差幅分布為56.2%～68.5%,在各設計方案中軸、環(huán)向最大拉應力位于內(nèi)徑1.4 m、2.3 m方案下,差幅分別達56.2%、68.5%,而在管道內(nèi)徑超過2.3 m時,管道軸向上拉應力處于較穩(wěn)定。軸、環(huán)向壓應力差幅分布為70%～80.2%,且當管道內(nèi)徑愈大,兩向上壓應力差幅愈大,由此可知,管道內(nèi)徑愈大,對結構軸、環(huán)向上應力平衡愈不利。

進一步分析拉、壓應力在管道內(nèi)徑參數(shù)各方案中變化特征可知,管道內(nèi)徑增大,軸、環(huán)向上壓應力均為遞增,但增幅以環(huán)向最為顯著,內(nèi)徑2 m、2.9 m方案下管道環(huán)向最大壓應力較之內(nèi)徑1.4 m下分別具有增幅15.7%、78.6%,而管道軸向壓應力在此對比過程中的增幅僅為8.5%、38.6%。當管道內(nèi)徑每階次增大0.3 m,可引起管道軸、環(huán)向最大壓應力分別增長6.5%、12.9%。分析認為,管道環(huán)向壓應力受內(nèi)徑參數(shù)影響愈為敏感。從拉應力變化可知,其受管道內(nèi)徑參數(shù)影響變化與壓應力相反,兩者為負相關特性,但管道軸向拉應力在內(nèi)徑2.3 m后穩(wěn)定在1.2 MPa,受內(nèi)徑參數(shù)改變影響較弱。管道環(huán)向最大拉應力隨內(nèi)徑參數(shù)變化,降幅在減小,如在管道內(nèi)徑1.4～2.3 m階次區(qū)間內(nèi),方案間內(nèi)徑0.3 m的變化,可引起管道環(huán)向最大拉應力減少23.7%,而在管道內(nèi)徑超過2.3 m后,方案間拉應力最大降幅僅為9.2%,平均降幅為7.5%。綜合分析可知,管道內(nèi)徑參數(shù)對結構應力影響具有區(qū)間差異性,控制管道內(nèi)徑參數(shù)在合理區(qū)間即可,如本文計算結果表明內(nèi)徑超過2.3 m較為不適宜。

圖6 管道軸、環(huán)向應力變化特征

圖7為內(nèi)徑2.3 m方案下管道軸、環(huán)向應力分布特征。從圖中可知,在該方案下軸、環(huán)向拉應力均未超過4 MPa,而最大壓應力亦未超過10 MPa,拉應力分布區(qū)位于管道內(nèi)側邊緣,分布區(qū)域較小,整體上該方案應力分布狀態(tài)較合理。

圖7 內(nèi)徑2.3 m下管道應力分布特征

2.2 管道變形特性

從靜力場計算結果中可提取獲得管道結構水平、徑向上位移特征,如圖8所示。分析圖中位移特征可知,管道結構水平、徑向位移與管道內(nèi)徑參數(shù)分別呈正、負相關特征。當管道內(nèi)徑為1.4 m時,水平、徑向位移分別為4.2 mm、5.4 mm,而內(nèi)徑為2 m、2.6 m、2.9 m時水平位移較前者分別增長了55.2%、89.7%、90.6%,而徑向位移較之分別具有降幅36.5%、53.2%、53.6%。從位移的變幅可知,當內(nèi)徑參數(shù)低于2.3 m時,水平位移的增幅以及徑向位移的降幅均處于較高,而內(nèi)徑參數(shù)超過2.3 m后,兩向位移變幅均處于減弱態(tài)勢。從具體變幅計算可知,在低于2.3 m時,內(nèi)徑方案間0.3 m的變化,分別可導致管道結構水平、徑向位移分別增長22.2%與減少21.8%;而在內(nèi)徑超過2.3 m后,兩向位移的變幅分別為2.3%、3.4%。從結構設計合理性考慮,不論是水平或是徑向,位移值過高,均不利于結構安全穩(wěn)定,而控制內(nèi)徑參數(shù)在2.3 m時,兩向位移值均較合理,管道靜力安全性較優(yōu)。

圖8 管道結構水平、徑向上位移特征

圖9 不同管道內(nèi)徑下結構加速度響應特征

3 內(nèi)徑參數(shù)對管道動力響應影響

根據(jù)對管道結構動力響應特征計算,獲得了不同幅值地震波動荷載下各管道內(nèi)徑方案下結構加速度響應特征,如圖9所示。

分析加速度響應特征可知,在不同幅值地震波動荷載下,加速度響應值隨管道內(nèi)徑均為遞增變化,如在幅值0.1 g地震波工況中,內(nèi)徑2 m、2.3 m、2.9 m方案下加速度響應值較之內(nèi)徑1.4 m下分別增長了16.6%、22.2%、127.4%,每階次管道內(nèi)徑下,可導致結構加速度響應值增長14.7%,當?shù)卣鸩ǚ翟龃笾?.2 g后,結構加速度響應值隨管道內(nèi)徑參數(shù)變化的增幅為18.8%,即地震波幅值愈大,則管道動力響應特征受內(nèi)徑參數(shù)影響愈為敏感。從管道結構加速度變化與管道內(nèi)徑參數(shù)關聯(lián)性可知,不論地震波幅值高或低,結構加速度響應值的變化均具有“雙增幅”特性,即前、后增幅段有所差異。在地震波幅值0.15 g下,當管道內(nèi)徑低于2.3 m時,結構加速度響應值增幅較穩(wěn)定,平均增幅為9.2%,在管道內(nèi)徑2.3 m下加速度響應值為0.54 m/s2;而在內(nèi)徑為2.6 m、2.9 m時,結構加速度響應值的平均增幅可達30.5%、78.4%,結構動力響應能量較大[11]。而在其他地震波幅值下,均是如此,在管道內(nèi)徑2.3 m前、后具有增幅變化特點。綜合結構動力響應特征可知,管道內(nèi)徑在2.3 m時,結構動力響應特征處于較可控狀態(tài),當超過2.3 m,結構抗震設計處于較危險狀態(tài)。

4 結語

(1)管道環(huán)向拉、壓應力值均為最高;當管道內(nèi)徑愈大,軸、環(huán)向上壓應力差幅愈大;管道內(nèi)徑增大,軸、環(huán)向上壓應力均為遞增,但以環(huán)向增幅最顯著;管道軸、環(huán)向拉應力受內(nèi)徑參數(shù)影響與壓應力相反,且環(huán)向拉應力在內(nèi)徑參數(shù)2.3 m后降幅減小,軸向拉應力在此之后穩(wěn)定在1.2 MPa。

(2)管道結構水平、徑向位移與管道內(nèi)徑參數(shù)分別呈正、負相關特征;且變幅在內(nèi)徑2.3 m后均為減弱;在低于2.3 m時,內(nèi)徑方案0.3 m的變化,分別可導致管道水平、徑向位移分別增長22.2%與減少21.8%;而超過2.3 m后,變幅分別為2.3%、3.4%;內(nèi)徑2.3 m方案下管道軸、環(huán)向應力分布較合理,最大拉、壓應力值均滿足設計安全要求。

(3)加速度響應值隨管道內(nèi)徑均為遞增變化,且地震波幅值愈高,則加速度響應值受內(nèi)徑參數(shù)影響愈敏感;每個地震波幅值工況下,結構加速度響應值在內(nèi)徑2.3 m處具有“雙增幅”特性,在該方案后加速度響應值增幅較大,抗震設計較危險。

(4)綜合考慮,認為管道內(nèi)徑2.3 m設計方案更為合理。