大跨度U型渡槽施工順序研究

蔣婉瑩，徐芳芳

0 引言

渡槽是一種主要用于輸水的水工建筑物。隨著我國經濟的快速發展，尤其是南水北調、水電開發等大型工程的興建，渡槽的規模越來越大,結構及施工也越來越復雜。如樟洋渡槽[1]單跨跨長24 m，槽身高6.15 m，采用U型橫截面；沙河渡槽[2]單跨30 m，槽身為U型斷面，直徑8 m；界河渡槽[3]為預應力空腹下承式桁架拱結構，設計跨度40.2 m，矢高7.4 m；澧河渡槽[4]槽跨有30 m和40 m兩種跨徑。由于跨度大，渡槽自身結構無法承受過水荷載，故大多采用預應力筋或預應力鋼絞線進行加固，預應力結構又將導致施工工藝和難度大大提高。所以，為提高施工進度和確保渡槽的安全有必要對施工過程進行研究。文獻[6-9]對預應力渡槽的受力及施工進行了一定的研究。文獻[6]考慮氣溫變化研究了合理的張拉時機；文獻[7-8]研究了預應力對渡槽動力特性的影響；文獻[9]研究了縱向預應力筋的合理張拉程序；這些文獻的研究成果都對渡槽的設計施工提供了很好的技術支持。本文以某大型渡槽為背景，利用ABAQUS有限元軟件，模擬造槽機施工方法，通過分析縱向和環向預應力鋼絞線的不同張拉次序以及同方向分批張拉時槽身應力的分布情況，以應力為控制標準，給出合理的張拉過程，為確定此渡槽的安全施工步驟和優化設計提供可靠的技術依據。

1 工程概況

某渡槽是南水北調中線一期工程總干渠上的一大型跨河建筑物，初步設計推薦三線三槽40 m跨度U型槽方案。槽身設計為雙向預應力薄壁結構，采用造槽機澆筑施工，預應力鋼絞線加固。由于渡槽規模大，經有限元法計算在槽體自重荷載作用下，跨中截面底部軸向就將產生2.08 MPa的拉應力；如在脫模前施加全部縱向預拉荷載，由于反拱作用在槽身頂部軸向又將產生高達1.17 MPa的拉應力。這些拉應力使混凝土有可能發生開裂破壞。所以，在脫模之前必須對鋼絞線預拉，控制槽體的拉應力，確保渡槽的安全。但鋼絞線預拉多少、是分批分級預拉還是一次預拉、是先縱向后環向預拉或反之等一系列問題需進行研究后，才能得到一個可行的施工方案，它既確保渡槽在施工中的安全，又具較好的施工效率。

渡槽按簡支梁型式布置。見圖1，在跨中斷面槽高為8.23 m，支座斷面為8.70 m，槽壁直段高均為3.0 m，弧段內半徑4.5 m，槽壁厚度0.35 m；槽底板在跨中厚1.0 m，支座斷面厚1.47 m。渡槽頂部沿邊梁每2.5 m設置一根0.5 m×0.5 m的拉桿，以增加渡槽槽壁的側向穩定。渡槽設計水深5.959 m，加大水深6.618 m。

槽身混凝土強度等級為C50，按雙向預應力設計，預應力筋均采用1860級15.2高強低松弛鋼絞線。見圖1，在槽底加厚部位布置兩層共31束（12×15.2）＠32的縱向預應力鋼絞線，在槽頂兩側截面擴大處各布置兩束（12×15.2）的鋼絞線；在跨中1/2跨區域內布置（7×15.2）＠40環向預應力鋼絞線50根，為防止過大的剪應力產生斜截面破壞，而在兩端1/4跨內對環向鋼絞線進行加密，按（7×15.2）＠33布置60根。環向鋼絞線共110根。

圖1 渡槽橫截面形狀及槽身預應力配筋布置（單位：cm）

2 計算方法和計算條件

2.1 有限單元法

考慮到U型渡槽結構的重要性及復雜性，以及在自重、溫度、預應力等荷載作用下，用常規的結構力學方法難以對結構應力進行精確的分析。因此，采用大型商業有限元軟件Abaqus對渡槽進行應力分析。由于渡槽不允許出現開裂、屈服等破壞形式，故采用線彈性有限元模型計算。

2.2 鋼絞線預應力的施加方法

為簡化計算，將預應力鋼絞線和混凝土分別考慮。對直線布置的縱向預應力鋼絞線，直接在渡槽端部斷面錨頭處加預緊力。環向圓弧段鋼絞線的預應力損失按水工混凝土結構設計規范[5]計算，計算時分別考慮錨具變形與鋼絞線內縮損失、鋼絞線應力松弛損失、混凝土徐變損失、摩阻損失，得出預應力鋼絞線各部位的有效預應力、鋼絞線對孔道的徑向擠壓力、拖曳力，最后等效為節點力施加到有限元模型的節點上。

2.3 計算荷載及參數

荷載有槽身自重，容重取25 kN/m3，混凝土彈性模量Ec=2.3×104MPa。鋼絞線彈性模量 Ep=1.95×105MPa，控制張拉應力σcom=1302 MPa，鋼束公稱面積（15.2）為 140.0 mm2。溫度荷載有溫升和溫降，溫升指槽壁外側溫度比內側高，溫降指槽壁外側溫度比內側低。由于暫無實測的溫度資料，溫度荷載作簡化處理，在施工階段依據經驗溫度變化考慮3°和5°兩種情況。混凝土熱膨脹系數取1.0×10-5。

2.4 計算模型

根據對稱性，取渡槽的半跨分析，見圖2。坐標系x軸為橫向，y軸鉛直向上，z軸沿軸線（順水流方向）。有限元模型的節點數為16932，單元數為12438。在渡槽的端部與橋墩連接部位設置墊層單元，以模擬實際的簡支情況。墊層下部加水平橫向和鉛直向約束，使其能承受橫向和鉛直向荷載。渡槽總長度為39.9 m，設置上述約束后，渡槽等效跨度為38 m。

圖2 有限元計算模型

2.5 控制標準

根據水工混凝土結構設計規范[5]要求：預應力混凝土結構構件施工階段，除應進行承載能力極限狀態驗算外，對預拉區不允許出現裂縫的構件或預壓時全截面受壓的構件，在預加力、自重及施工荷載作用下，其截面邊緣的混凝土法向應力應符合下列條件：

式中，σcc、σct分別為混凝土的壓應力和拉應力；f'tk、f'ck分別為混凝土抗拉、抗壓強度的標準值。預應力張拉時間為混凝土7天齡期后，混凝土強度不低于設計強度的85%；混凝土彈模不低于設計彈模的80%。

根據《南水北調中線一期工程總干渠初步設計梁式渡槽土建工程設計技術規定(試行)》（NSBD-ZGJ-1-25），槽身結構設計的第7.2.3要求：在任何荷載組合條件下，槽身內壁表面不允許出現拉應力，槽身外壁表面拉應力不大于混凝土軸心抗拉強度設計值的0.9倍。槽身采用C50混凝土，其軸心抗拉強度設計值為2.0 MPa，所以拉應力的容許值為1.8 MPa。此條件要高于條件(1)。采用后者，即施工過程中渡槽內側不許出現拉應力，外側拉應力需小于容許值。此條件能保證渡槽內壁在施工過程中不會產生裂縫。

3 施工步驟設計

3.1 荷載作用步

經試算，縱向和環向鋼絞線不宜同時加力，故在施工設計時將縱向和環向鋼絞線進行分組、分級張拉。縱向鋼絞線按間隔對稱分兩組：ZQ18——對稱取奇數組，共18根，包括頂部2根，下部弧段12根，底部4根；ZU17——對稱取偶數組，共17根，包括頂部2根，下部環向分布的11根，底部4根。另一種分組方式為：ZD4——頂部4根縱向筋；ZQ12——下部環向分布12根縱向筋（按間隔對稱取奇數組）；ZU11——下部環向分布11根縱向筋（按間隔對稱取偶數組）；ZB8——最底部8根縱向筋。將環向鋼絞線按間隔分兩組：HQ28——對稱取奇數組，共28根；HU27——對稱取偶數組，共27根。

荷載作用步分15種情況：Load 1：ZQ18施加至控制應力的50%；Load 2：ZU17施加至控制應力的105%；Load 3：ZQ18施加至控制應力的105%；Load 4：HQ28施加至控制應力的50%；Load 5：HU27施加至控制應力的105%；Load 6：HQ28施加至控制應力的105%；Load 7：溫降荷載，溫差3度；Load 8：溫升荷載，溫差3度；Load 9：拆模，施加渡槽自重；Load 10：溫降荷載，溫差 5度；Load 11：溫升荷載，溫差5 度；Load 12：HQ28、ZD4、ZQ12 同 時 施 加 至控制應 力 的50%；Load 13：ZD4、ZU11 施加至控制應力的 105%；Load 14：ZQ12施加至控制應力的 105%；Load 15：ZB8施加至控制應力的105%；

3.2 施工步驟設計

根據施工經驗、施工技術、施工效率，及經過試算，擬定多種施工方案，具體見表1。

表1 施工步驟設計表

4 計算成果

4.1 施工方案Case1～Case4

此四種方案主要模擬先張拉后拆模的施工過程。Case1～Case4下各荷載步渡槽內最大、最小主應力見表2（應力以拉為正，壓為負）。計算表明，拆模前加縱向預應力時，槽身會出現環向拉應力，數值跨中最小，趨于支座時，拉應力值增大。在縱向鋼絞線施加完后的Step3中，跨中最大環向拉應力為0.206 MPa（出現在內側），漸變段中部斷面最大達0.876 MPa（出現在內側），也是渡槽中的最大拉應力。當縱向和環向預應力全部施加完后，槽頂縱向出現拉應力，最大出現在溫降情況下的Step7中，跨中斷面內側的頂部，達1.17 MPa。但拆模后，此拉應力即消失。

如果按在任何荷載組合下，槽身內壁表面不允許出現拉應力的標準，則所有預應力張拉完成后拆模的方案不能滿足應力要求。但若按（1）式的應力控制標準，本方案可以滿足要求。

4.2 施工方案Case5、Case6

此兩種方案主要模擬張拉中途拆模的施工過程。Case5、Case6下各荷載步渡槽內最大、最小主應力見表2。Step1～Step3的成果與前相同。拆模后的Step4中，跨中最大環向拉應力為0.348 MPa（出現在內側），漸變段中部斷面最大達1.22 MPa（出現在內側），也是渡槽中的最大拉應力。當預應力全部施加完后，跨中外側最大環向拉應力為0.702 MPa，出現在溫降情況下的Step8中。

同樣如果按在任何荷載組合下，槽身內壁表面不允許出現拉應力的標準，則Case5、Case6方案不能滿足應力要求，但若按（1）式的應力控制標準，則可以滿足要求。

4.3 施工方案Case7、Case8

通過以上計算得知，單獨施加縱向鋼絞線拉力將在渡槽內側引起環向拉應力；單獨施加環向鋼絞線拉力，將引起縱向拉應力。縱向筋引起環向拉應力是局部的，主要在縱向筋布置范圍附近，且支座處大于跨中部位；環向筋引起縱向拉是全斷面的。計算還發現，在拆模前施加所有縱向和環向鋼絞線的控制應力，渡槽頂部縱向將出現拉應力，渡槽變形呈現拱形。故先加力后拆模的方案不妥。經反復試算，初步確定了Case7、Case8的施工過程，即采用部分張拉后拆模，再完成所有的張拉。

表2 每施工步下渡槽內最大和最小主應力 單位：MPa

在施工方案Case7、Case8下，各荷載步渡槽內最大、最小主應力見表2。計算表明，此方案的施工過程能確保在任何荷載組合條件下，槽身內壁表面不出現拉應力，槽身外壁表面拉應力（最大出現在Step3擴大段中部斷面外側環向拉應力為0.743MPa）不大于混凝土軸心抗拉強度設計值的0.9倍。

5 結論

通過分析可得，先張拉部分或全部縱向預應力時，槽身內側會出現環向拉應力，Case1～Case6的施工過程不能滿足槽身內壁表面不允許出現拉應力的應力控制標準。但在（1）式給出的應力控制標準下，槽身混凝土的應力均可滿足控制標準要求，且 Case1～Case4 略優于 Case5、Case6。

Case7、Case8的施工過程能確保在任何荷載組合條件下，槽身內壁表面不出現拉應力，槽身外壁表面拉應力不大于混凝土軸心抗拉強度設計值的0.9倍，滿足兩種應力控制標準要求，但施工工藝相對Case1～Case6較為復雜。渡槽是輸水工程中的重要建筑物，為確保渡槽混凝土的施工質量，以及考慮到其它不利因素，建議采用Case7、Case8的施工過程。

本文的計算結果對設計和施工具有一定的指導意義，但實際渡槽的工作狀況比較復雜，如實際溫度的變化、橫風荷載、動荷載等因素本文并未考慮，還需作進一步的研究。

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