大型通航渡槽框架式擋水墻斷縫設置研究＊

胡文喜，郭文華，劉美龍

(1.中南大學土木工程學院，湖南 長沙 410075;2.中國水電顧問集團中南勘測設計研究院，湖南 長沙 410014)

對于渡槽而言，為減輕兩側的擋水墻參與渡槽整體結構受力程度，讓其只作為擋水結構，每跨內亦需設置斷縫。這樣，擋水墻內力不至于過大或過于復雜，亦避免了三向應力作用的結構設計問題以及目前幾乎“無槽不裂”的現(xiàn)實［1－3］。渡槽框架式擋水墻形成平面框架，需能較好起到防止側水壓力和船撞擊作用，具有較大的側向剛度，因而其結構尺寸很大，一般來說，渡槽擋水墻高度甚至比簡支T梁梁高還要大1倍左右，故梁和擋水墻在結構受力及變形分析時應考慮空間整體作用［4－8］。所以即使沿渡槽縱向設置了斷縫，亦不能完全避免其參與整體結構受力，故在進行結構設計或結構受力分析時，既應考慮擋水墻的自重，更應考慮擋水墻的剛度［9－12］。擋水墻剛度對結構整體受力的影響主要由斷縫數(shù)量、位置決定。擋水墻斷縫設置越多，其參與T梁整體受力的作用就越小，但斷縫過多必然造成擋水墻止水的困難;斷縫設置過少，其參與T梁整體受力的作用就越大［13－15］。因此，必須合理選擇擋水墻斷縫的數(shù)量，并精確考慮該擋水墻剛度對T梁受力的影響，以確保渡槽上部結構整體受力的安全可靠。

1 大型通航渡槽上部結構

1.1 簡支T梁布置

某大型通航渡槽總長為264 m，單向通航段長為128 m，跨徑擬采用為4×32 m，均為裝配式后張法T型預應力鋼筋混凝土簡支梁，橋面橫向等寬，每跨布置主梁10片，端部、L/6處、L/3處、L/2處共對稱設置7塊橫隔板。

T梁梁高為2.8 m，跨中處腹板厚25 cm，在梁端加厚至58 cm;T梁的翼緣板寬1.60 m，端部厚20 cm，根部厚35 cm，如圖1所示。T梁間縱向濕縫寬采用0.6 m，兩主梁寬為2.2 m。

圖1 T梁跨中截面尺寸Fig.1 Cross－ Sectional dimensions in the midspan of T beam

1.2 框架式擋水墻及其斷縫設置

框架式擋水墻位于梁頂部兩側，高5 m，頂部設2.0 m寬的人行道，如圖2所示，渡槽航道凈寬15 m，水深3 m，為了防滲需要，在T梁頂部與擋水墻內側澆筑20 cm厚的鋼纖維混凝土防水層。

圖2 渡槽跨中橫斷面尺寸Fig.2 Cross－ Sectional dimensions in the midspan of the aqueduct

考慮渡槽上部結構施工順序，擋水墻建成后，不同的斷縫設置方式，不僅影響防水層、水荷載、人群荷載等后續(xù)荷載在各片T梁上的橫向分配，還將大大影響邊梁、及其鄰近中梁在此三種荷載作用下的縱向分配。所以必須精確計算這些后續(xù)荷載在各片T梁上的橫向分配系數(shù)，才能確保單片T梁設計的準確、可靠。

對于多跨簡支T梁，每跨T梁之間是斷開的，為與T梁端部的縱向變形協(xié)調，顯然框架式擋水墻在T梁端部亦是斷開的?？紤]現(xiàn)有大型通航渡槽擋水墻結構設計經(jīng)驗，對每跨擋水墻斷縫設置初擬三套方案進行計算分析。方案①設置一條斷縫，設在跨中，擋水墻沿縱向分為兩等分;方案②為設置2條斷縫，對稱設置，擋水墻沿縱向分為3等分;方案③為設置3條斷縫，對稱設置，擋水墻沿縱向分為4等分。增加對比方案④即不考慮擋水墻的剛度，僅考慮擋水墻的自重，來研究擋水墻剛度參與結構整體受力。

2 上部結構空間有限元仿真計算分析

2.1 空間有限元仿真模型

為了精確考慮擋水墻剛度的影響，以得到合理的斷縫設置方案，采用大型結構分析軟件MIDAS建立了渡槽上部結構空間有限元仿真模型。其中，主梁采用空間梁單元，擋水墻采用空間板單元。為能較真實的模擬主梁間連接和相互作用，對主梁間的橫隔板和濕縫進行建模，均采用空間板單元，其中梁單元與板單元間采用主從節(jié)點剛彈性連接進行協(xié)調處理，橋面防水層及橋面附屬物采用沿主梁縱向均勻分配的質量單元來模擬。為了模擬真實的邊界條件，采用連接單元分別模擬了固定支座、單向及雙向活動支座。此外空間模型還對施工階段和運營階段分別進行了模擬，繼而可知各施工階段渡槽結構的內力和變形。圖3～5所示為各方案的空間有限元仿真計算模型，整體坐標系以順橋向為X軸，橫橋向為Y軸，豎向為Z軸。

圖3 方案①渡槽空間模型圖(擋水墻設置1條斷縫)Fig.3 Space model of the aqueduct in scheme 1(set 1 break－joint in the water retaining wall)

圖4 方案②渡槽空間模型圖(擋水墻設置2條斷縫)Fig.4 Space model of the aqueduct in scheme 2(set 2 break－joint in the water retaining wall)

圖5 方案③渡槽空間模型圖(擋水墻設置3條斷縫)Fig.5 Space model of the aqueduct in scheme 3(set 3 break－joint in the water retaining wall)

2.2 主要計算結果

考慮渡槽上部結構的施工過程，計算了不同擋水墻斷縫設置方案下各片T梁分別在永久作用:T梁自重、預應力、濕接縫、擋水墻、防水層、水荷載(包括側水壓力和水重力);可變作用:人群荷載等作用下的受力情況。采用《公路橋涵設計通用規(guī)范》作用短期效應組合進行荷載組合:永久作用的標準值+1.0×人群作用的標準值。T梁自重、濕接縫、擋水墻等荷載在擋水墻建成前，其荷載橫向分配不受斷縫設置方式的影響;擋水墻建成后，在不同的斷縫設置方案下，各片T梁控制截面在防水層、水荷載、人群荷載等后續(xù)荷載作用下的荷載橫向分配將不同。渡槽橫向共10片T梁，考慮上部結構沿渡槽中線基本對稱，T梁從邊梁開始編號為1～5號。

由于水荷載為主要后續(xù)荷載，這里以水荷載為例，僅示出水荷載作用下渡槽上部結構受力分布示意圖。其中，不同方案下各片T梁在水荷載作用下的縱向彎矩分布見圖6～9;前3種方案下兩側擋水墻在水荷載作用下的縱向應力分布見圖10～12。在水荷載下各片T梁控制截面的最大縱向彎矩如圖13所示。各梁控制截面一般在跨中，但方案②中T梁的跨中與斷縫都有可能是控制截面，如圖7所示。所以，分別列舉了方案②各T梁跨中和斷縫處彎矩，其中I為跨中，II為斷縫。

為了對比各方案的荷載橫向分配情況，將各T梁控制截面縱向彎矩轉換成其等效線荷載。在防水層、水荷載、人群荷載等后續(xù)荷載作用下，各T梁控制截面的等效線荷載和如圖14所示。各片T梁在荷載組合下由控制截面最大彎矩值得到的等效線荷載值如圖15所示。

圖6 方案①各片T梁在水荷載作用下的縱向彎矩分布圖Fig.6 Longitudinal bending moment distribution of each T beam in scheme 1 under water load

圖7 方案②各片T梁在水荷載作用下的縱向彎矩分布圖Fig.7 Longitudinal bending moment distribution of each T beam in scheme 2 under water load

圖8 方案③各片T梁在水荷載作用下的縱向彎矩分布圖Fig.8 Longitudinal bending moment distribution of each T beam in scheme 3 under water load

圖9 方案④各片T梁在水荷載作用下的縱向彎矩分布圖Fig.9 Longitudinal bending moment distribution of each T beam in scheme 4 under water load

圖10 方案①擋水墻在水荷載作用下縱向應力分布圖Fig.10 Longitudinal stress distribution of water retaining wall in scheme 1 under water load

圖11 方案②擋水墻在水荷載作用下縱向應力分布圖Fig.11 Longitudinal stress distribution of water retaining wall in scheme 2 under water load

圖12 方案③擋水墻在水荷載作用下縱向應力分布圖Fig.12 Longitudinal stress distribution of water retaining wall in scheme 3 under water load

圖13 水荷載作用下不同方案中各T梁控制截面縱向彎矩圖Fig.13 Longitudinal bending moment chart in the control section of each T beam in different schemes under water load

圖14 不同方案中各片T梁控制截面等效線荷載圖Fig.14 equivalent linear load chart in the control section of each T beam in different schemes

2.3 結果分析

由圖6～12可以看出:

(1)對于方案①和方案③，在跨中處均設置了擋水墻斷縫，當擋水墻參與了結構整體受力后，對于邊梁及其附近T梁(如1號與2號)，由于與擋水墻共同工作，在縱向遠離擋水墻斷縫處的剛度得到提升，使得邊梁及其附近T梁分得的荷載要多一些，但因為與擋水墻共同承受的原因縱向應力反而要小一些。然而，由于跨中擋水墻斷縫，截面突然削弱，因此，跨中處T梁在水荷載作用下承受的縱向彎矩顯著增大。

圖15 不同方案下各片T梁最大等效線荷載折線圖Fig.15 the maximum equivalent linear load chart in the control section of each T beam in different schemes

(2)對于方案②，擋水墻斷縫分別設置在兩側1/3跨度處，擋水墻參與了結構整體受力后，由于擋水墻的共同作用，T梁在跨中截面在水荷載作用下承受的縱向彎矩大大減小，在斷縫處截面(即1/3跨度處)，由于截面的突然削弱，T梁在水荷載作用下承受的縱向彎矩顯著增大。然而，在T梁自重、濕接縫及擋水墻自重荷載作用下，T梁仍然是跨中截面承受的縱向彎矩最大，故在全部荷載作用下，邊梁及其附近T梁的控制截面在斷縫處，而遠離邊梁的T梁控制截面在跨中。

(3)對于擋水墻縱向應力方面，方案①、方案②和方案③均較小，只是在斷縫處小范圍內存在應力集中，可有效避免其參與整體受力。

由圖13～14可以看出:方案④是不考慮擋水墻剛度的影響，僅考慮各片T梁間空間作用，正是一般公路橋梁的平面設計方法，即不考慮防撞結構參與整體受力，只考慮T梁間的聯(lián)系來計算各梁的荷載橫向分布;而對比后續(xù)荷載橫向分配結果可知，不僅前3個方案的計算結果之間相差較大，且與方案④的結果均相差較大，說明擋水墻的剛度對各T梁的荷載橫向分布影響很大，驗證了渡槽結構為空間整體受力結構，因此，在T梁設計時需建立空間模型考慮擋水墻對荷載橫向分配的影響，不能采用一般公路橋梁的平面設計方法進行設計。

由圖15可以看出:對于方案①與方案③，邊梁分擔的等效線荷載分別為124.53 kN/m和112.53 kN/m，比方案②邊梁分擔的等效線荷載要大26%和14%，故相對于方案②，方案①與方案③的邊梁可能需要采用更大的截面尺寸和配筋;并且方案③在每跨T梁內需設置3條斷縫，止水亦更加麻煩;而對于方案②，橫向各梁受力比較均勻且較小，可進行統(tǒng)一截面設計，統(tǒng)一模板預制;這樣既經(jīng)濟也方便，此外，擋水墻縱向應力小，避免了三向應力復雜受力情形，且斷縫也較少，止水較方便;在荷載組合下該方案的結構有足夠安全性，且強度、剛度等滿足規(guī)范要求，因此，方案②最合適。

3 結論

(1)即使擋水墻沿渡槽縱向設置了斷縫，亦不能完全避免其參與整體結構受力，且斷縫不同的設置方法，其參與結構受力的情況不同，對梁部各主梁的荷載橫向分配和縱向受力亦有不同影響。

(2)擋水墻設置斷縫后，其縱向應力均較小，擋水墻和主梁T梁的結構安全性，強度、剛度等均滿足規(guī)范要求，只是在斷縫處小范圍內存在應力集中(表現(xiàn)為壓應力，其大小也在規(guī)范容許范圍內)，可有效避免因擋水墻參與整體受力而導致其內力過大、受力復雜。

(3)綜合考慮32 m簡支T梁各片主梁和擋水墻受力情況以及斷縫止水等影響，擋水墻宜采用每跨1/3跨度處對稱設置2條斷縫。

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