黃河上游超大型雙壁鋼圍堰結構受力分析*

王達， 嚴偉飛， 劉旺， 楊濤， 郭智剛

(1.長沙理工大學， 湖南 長沙 410114；2.浙江省大成建設集團有限公司， 浙江 杭州 310012)

1 工程概況

寧夏中衛南站黃河大橋全長1.409 km，主橋采用(100+130+40) m中承式異形梁拱組合體系，是連接機場大道與高鐵站的控制性工程。主橋17#墩處于黃河主河道內，其承臺為主橋施工的關鍵性工程。17#主墩結構為V腿剛構下接整體式承臺，單個V腿尺寸為4 m(順橋向)×5 m(橫橋向)，V腿底部平面尺寸為8 m(順橋向)×5 m(橫橋向)，承臺平面尺寸為14.4 m(順橋向)×43.2 m(橫橋向)，厚4.8 m；基礎為27根直徑2 m鉆孔灌注樁。承臺采用雙壁鋼圍堰施工。

參考多個鋼圍堰及封底砼受力分析實例，采用有限元程序ANSYS/Workbench對17#主墩承臺圍堰進行結構受力分析，并與實測值對比，驗證理論分析結果，從而有效指導實際施工。

2 鋼圍堰結構形式與施工工藝

2.1 結構形式

雙壁鋼圍堰同樣采用矩形形式，高度18.7 m，順橋向寬度18.0 m，橫橋向寬度46.6 m。圍堰沿高度方向分為3節依次拼裝下水，3節高度分別為7.6、7.0、4.1 m(見圖1、圖2)。鋼圍堰由內外壁板、隔艙板、豎向加勁肋、鋼管內支撐、水平環板和水平橫撐組成，還包括封底砼和隔艙砼。

圖1 鋼圍堰立面圖(單位：mm)

圖2 鋼圍堰平面圖(單位：mm)

鋼圍堰所用鋼材均為Q235B，內、外壁板采用6 mm厚鋼板。隔艙板采用非等間距布置，共設置20道，間距最小為5.2 m、最大為9.0 m。隔艙板與內、外壁板焊接形成隔艙。豎向加勁肋布置在內、外壁板上，間距均為330 mm，均采用∠63 mm×63 mm×6 mm 等邊角鋼，沿圍堰高度方向對內、外壁板和隔艙板進行加勁。鋼圍堰結構沿圍堰高度方向設置2層內支撐，第1層內支撐距離圍堰頂部2.9 m，采用φ630 mm×10 mm鋼管；第2層內支撐距離圍堰頂部7.1 m，采用φ820 mm×10 mm 鋼管。每層內支撐共設置4道順橋向水平直桿支撐和4道水平斜桿支撐。鋼圍堰結構共設16層環板和水平橫撐，水平橫撐與環板和內、外壁板焊接。環板寬度有220和280 mm 2種，中間7～12層環板寬度為280 mm，其余環板寬度為220 mm。隔艙砼采用C25砼，填充高度為6.7 m。封底砼采用C30砼，厚度為3 m。

2.2 施工工藝

雙壁鋼圍堰結構施工工藝流程為搭設鋼套箱拼裝平臺→拼裝底節鋼套箱→安裝吊放系統→下沉底節鋼套箱→拼裝接高第2、3節鋼套箱→開挖下沉→清基封堵→水下封底→安裝內支撐→承臺施工。

3 鋼圍堰受力分析

3.1 計算荷載與工況

3.1.1 計算荷載

鋼圍堰受力情況復雜，根據文獻[8]對荷載進行簡化計算。考慮的荷載主要有：

(1) 圍堰結構自重。有限元程序自動計算。

(2) 土側壓力q1。按主動土壓力計算，填土高度10.1 m，內摩擦角30°，計算得土側壓力為58.3 kN/m2。

(3) 靜水壓力。圍堰外側靜水壓力q2，最大入水深度16.6 m，計算得靜水壓力為166 kN/m2；隔艙內靜水壓力q3，注水高度5 m，靜水壓力為50 kN/m2。

(4) 流水壓力q4。設計水流速度取施工期較大值3.0 m/s，計算得流水壓力為5.96 kN/m2。

(5) 等效靜陣風荷載q5。計算得順橋向靜風荷載為5.7 kN/m2，橫橋向靜風荷載為4.6 kN/m2。

3.1.2 荷載組合

該鋼圍堰采用極限狀態法計算，鋼材和砼材料承載力取強度設計值，鋼材抗壓、抗拉及抗彎強度設計值為215 MPa，抗剪強度設計值為125 MPa。鋼材彈性模量取2.06×105MPa，泊松比為0.3；砼彈性模量取3.00×104MPa，泊松比為0.2。圍堰自重、土側壓力和靜水壓力作用分項系數取1.2，流水壓力和風荷載作用分項系數取1.4，材料抗力分項系數取1.0。

3.1.3 分析工況

根據施工工藝流程，分析得到4個較為關鍵的計算工況：工況1為圍堰下沉到位；工況2為封底砼達到強度要求，圍堰內抽水至第1層內支撐以下0.5 m，準備安裝第1層內支撐；工況3為圍堰內抽水至第2層內支撐以下0.5 m，準備安裝第2層內支撐；工況4為圍堰內抽水完成，內外水位差達到最大。各工況下荷載受力情況見圖3。

圖3 各工況下荷載分布

3.2 有限元模型

雙壁鋼圍堰結構形式復雜，構件種類繁多，根據圍堰結構特點，有限元模擬時需進行結構簡化。鋼圍堰構件之間的連接均進行了局部加厚處理，結構形式較復雜，有限元模型中將其簡化為節點耦合連接，如此得到的分析結果更保守。

根據構件受力特點，內外壁板、隔艙板、豎向加勁肋、鋼管內支撐和水平環板均采用殼單元Shell181模擬，水平橫撐采用桿單元Link180模擬，砼采用實體單元Solid186模擬，圍堰底部采用固結約束，各單元間通過節點耦合約束連接。有限元模型見圖4。

圖4 鋼圍堰有限元模型

由于封底砼與圍堰內壁接觸范圍內變形較大，為提高有限元模型計算效率，將封底砼的支撐作用模擬為邊界條件，封底砼與圍堰內壁底部3m接觸范圍內固結約束(見表1)。

表1 有限元模型邊界設置

3.3 計算分析結果

經有限元計算分析，得到各工況下構件變形和應力，限于篇幅，僅列出最不利工況即工況2下變形和應力云圖(見5～10)，各工況下變形和應力最不利值見表2。

圖5 工況2下整體變形(單位：mm)

圖6 工況2下內外壁板應力(單位：MPa)

圖7 工況2下隔艙板應力(單位：MPa)

圖8 工況2下水平環板應力(單位：MPa)

圖9 工況2下夾壁水平橫撐應力(單位：MPa)

圖10 工況2下豎向加勁肋應力(單位：MPa)

由表2可知：1) 圍堰結構整體最大變形為29 mm，小于容許值L/400=116 mm；最大應力為194.77 MPa，理論分析的最不利值均小于材料強度設計值，結構強度和剛度均滿足要求。2) 鋼管內支撐受力情況為工況3最不利，最大應力為143.24 MPa，根據文獻[7]計算得穩定系數為0.967，材料容許應力為215 MPa。內支撐壓桿穩定臨界力N=φA[σ]=4 084 kN，鋼管內支撐最大軸力F=2 802 kN，小于受壓失穩臨界值，穩定性滿足要求。

表2 各工況下變形和應力最不利值

3.4 實測應力結果對比

為保證圍堰施工期間結構安全，在圍堰內外壁板和內支撐等主要構件上布置應力傳感器(見圖11、圖12)，根據應力實測結果驗證理論結果的正確性。實測結果與理論計算值對比見圖13～16。

圖11 鋼圍堰測點布置平面圖

圖12 鋼圍堰測點布置立面圖

由圖13～16可知：僅個別測點的實測結果與理論計算值誤差較大，主要原因是施工影響導致傳感器受損。整體實測應力與理論計算值基本一致，理論分析結果對實際施工具有指導意義。

圖13 工況1下應力實測結果與理論計算值對比

圖14 工況2下應力實測結果與理論計算值對比

圖15 工況3下應力實測結果與理論計算值對比

圖16 工況4下應力實測結果與理論計算值對比

4 封底砼受力分析

封底砼厚度3 m，材料為C30砼。對封底砼建立局部分析模型，采用實體單元模擬，封底砼與圍堰內壁和鋼護筒之間的黏結作用采用固結約束邊界條件。有限元模型見圖17，分析結果見圖18～19。

圖17 封底砼有限元模型

封底砼承受的荷載主要有砼自重、浮力(依據規范計算)、砼與圍堰和鋼護筒之間的黏結力(參考相關文獻，取較不利經驗值)。由圖18、圖19可知：封底砼最大拉應力為0.702 MPa，最大壓應力為0.277 MPa，最大拉、壓應力分別小于抗拉設計強度1.39 MPa和抗壓設計強度13.8 MPa，具有較大安全儲備。實際施工中將封底砼優化至2.5 m，最大拉應力為0.986 MPa，最大壓應力為0.734 MPa，有效縮短了施工周期，帶來了良好的經濟效益。

圖18 封底砼第一主應力(單位：MPa)

圖19 封底砼第三主應力(單位：MPa)

5 結論

通過對中衛南站黃河大橋主墩承臺雙壁鋼圍堰結構的受力分析，得到以下結論：

(1) 圍堰內抽水至第1層內支撐以下0.5 m，準備安裝第1層內支撐為結構受力最不利情況，應嚴格控制抽水水位；應力實測值與理論計算值的變化趨勢一致，整體誤差較小，且實測值往往小于理論計算值，表明理論計算結果偏安全，可指導實際施工。

(2)圍堰各構件平均應力均較小，最大應力主要出現在構件連接處，引起應力集中現象。隔艙板的受力情況最為不利，尤其在隔艙砼頂面位置，剛度突變對應力結果影響較大。

(3) 封底砼的最大拉應力、最大壓應力均小于設計強度，滿足強度設計要求。依據理論計算對封底砼進行優化設計，可為施工創造良好的經濟效益。