南水北调中线保定段漕河渡槽工程优化设计(新).doc

关于南水北调中线保定段漕河渡槽工程优化设计的建议南水北调中线工程建设管理局漕河渡槽建设管理部：去冬今春有幸两次去南水北调中线保定段漕河渡槽现场踏勘，并与负责该项工程设计单位水利部河北省天津水利水电勘测设计研究院进行了访谈。我们认为原设不仅受纵坡之限，主要是多纵梁方案结构复杂而笨重、耗材多、不利于施工，而且存在潜在的隐患-结构混凝土裂缝，实不可取。应采取整容，减肥瘦身，强筋壮骨。今年三月九日就此事向漕河渡槽工程鉴管局领导李长春同志作了汇报，他对此十分关切，并论证进行优化、完善，随后我们拟订出优化方案，并南下广东去东深供水工程樟洋双向预应力薄壳混凝土渡槽设计单位征求意见。在武汉水利电力大学的大力支持下，经稳定分析和应力、应变计算，已完成上部结构优化，优化后的槽身减少了工程量见附件2，由于上部结构减轻，则下部结构工程量亦会大大减小，而且方便施工，对加快工程建设大有好处，同时对南水北调中线工程漕河渡槽二标、邯郸泯河渡槽等工程亦可作借鉴。建议下一步请武汉水利电力大学郭其达教授、彭辉博士和广东省水利水电勘测设计研究院严振瑞设总及葛洲坝集团第六工程公司总工程师覃辉煌协助水利部河北省天津水利水电勘测设计研究院进一步优化、完善该项工程设计工作。联系方式：联系人 任尚卿 电 话件：1.南水北调中线保定段漕河渡槽工程优化设计报告2.原设计多纵梁方案与优化后槽身工程量对比表中国水利学会施工专业委员会预应力锚固学组 二OO五年七月主题词：漕河渡槽工程 原设计应优化 建议采用单槽双孔抄 报：国务院南水北调中线干线工程建设管理局并张野局长、中国工程院原副院长潘家铮院士、中国水利学会施工专业委员会附件一：南水北调中线保定段漕河渡槽工程优化设计报告武汉水利电力大学土木水电学院2005年7月报告名称：南水北调中线保定段漕河渡槽工程优化设计报告委托单位：中国水利学会施工专业委员会预应力锚固学组完成单位：武汉水利电力大学土木水电学院技术负责：刘德富 教授设 计：彭 辉 覃辉煌绘 图：臧海燕 熊 锐报告审核：罗先启 教授 郭其达 教授目 录1. 工程基本情况1.1工程总造价及中标价格1.2渡槽的类型及其组成1.3原设计方案耗材2. 优化设计原则2.1设计标准2.2设计依据3. 主要荷载及基本资料3.1关于支座约束3.2荷载3.3基本资料4. 过水断面的校核4.1单槽双孔方案过水断面的校核4.2双单槽方案过水断面的校核5. 三维应力与变形计算5.1计算工况5.2计算原理5.3三维计算模型5.4计算结果5.5结论南水北调中线保定段漕河渡槽工程优化设计报告1.工程基本情况1.1工程总造价及中标价格 漕河渡槽位于河北保定市满城县境内全长2000余米，三标由葛洲坝集团公司中标，中标价为2.2亿元人民币。1.2渡槽的类型及其组成 该标段渡槽由槽身、支承结构、基础等部分组成。槽身搁置于支承结构上，槽身及槽中水的重力通过支承结构传给基础再传至地基。按材料分，该标段渡槽为钢筋混凝土多纵梁式渡槽（见图2），渡槽共40孔，每孔跨度30米，共41个槽墩。每个槽墩由墩身和端承桩组成。1.3原设计方案耗材1.3.1槽身：为预应力钢筋混凝土多纵梁式渡槽，需C50混凝土5万，钢筋万，预应力钢绞线908；1.3.2墩身：C25混凝土万，承台C25混凝土万；1.3.3端承桩：C25混凝土万（每根桩的直径），总耗钢筋万，每个墩共12根桩，全线基础机械造孔桩合计万（开挖土石方总量5万）。图1 渡槽立视图 图2 钢筋混凝土多纵梁式渡槽图3 双槽优化方案横断面图图4 双单槽优化方案横断面图2.优化设计原则2.1设计标准目前国内尚无现成的渡槽设计标准，只能使用水工钢筋混凝土结构设计规范的规定和参照已建类似工程的工程标准。2.1.1本工程按I级建筑物设计;2.1.2槽身结构抗裂设计：常规钢筋混凝土结构的混凝土拉应力限制系数在短期荷载组合时取，长期组合时取为；2.1.3预应力混凝土结构的裂缝控制等级为II级，即一般要求不出现裂缝时，其混凝土拉应力限制系数在短期荷载组合时取，长期组合时取为；2.1.4抗裂要求时的钢筋混凝土板式构件，其配筋率低于。2.2设计依据 按原招标文件有关条款规定。3.主要荷载及基本资料3.1关于支座约束 采用盆式橡胶支座，其容重，弹性模量，泊松比。渡槽支座不计沿水流方向的约束，槽身简支于槽墩上。在垂直荷载作用和纵向均匀温度变动时，不考虑沿水流方向的约束。3.2荷载 荷载及工况组合：U型薄壳渡槽结构分析中考虑了下述4种荷载：3.2.1自重：取槽身混凝土为C60，其容重，弹性模量，泊松比，钢筋弹性模量，作为体积力计算；3.2.2静水压力：取水的容重，作为表面力作用于槽身壳单元内表面；3.2.3风压力：作用在槽身侧面的风压力按下式计算： （1-1）式中：-风载体型系数（U型槽满水时，取=，空槽时取=）； -风压高度变化系数（高度时，=）； -基本风压（取=），沿槽身横向作用于槽身的迎风面。3.2.4人群荷载：作用于槽身顶面为；3.2.5地震荷载：将结构自重、水重的惯性力沿槽身横向(水平方向)作用于结构,按拟静力法计算.地震水平惯性力算式如下（1-2）式中水平地震惯性力系数(烈度为6度时=0.05);综合影响系数(取=0.25);地震力分布系数(其值与高度有关,取=2.0);各种震动介质重量(结构自重、水重).由于地震烈度为6度时，不作地震分析。3.3基本资料3.3.1纵坡：该标段渡槽设计纵坡3.3.2过水流量：设计流量为125（相应过水深度为），加大过水流量为150（相应过水深度为）；3.3.3槽身过水糙率：3.3.4风速：最大风速；3.3.5温度：当地极端最高气温，极端最低气温；4.过水断面的校核 为了证实在设计基本资料不变动情况下两种优化方案所提供的渡槽断面是否合适，即能否在纵坡不变时，设计流量为125（相应过水深度为）加大过水流量为150（相应过水深度为）都满足原设计要求，对两种优化方案进行了过水断面初步校核。 校核计算中糙率，纵坡，计算断面按图3、图4提供的几何尺寸进行计算，计算方法采用明渠均匀流计算。4.1单槽双孔方案过水断面的校核 对于长渡槽，在设计流量一定的情况下，槽中水流按明渠均匀流考虑用下式计算： （1-3）式中：-通过渡槽的过水流量（）； -槽身过水断面面积（）； -谢才系数，可用曼宁公式； -水力半径（）； -槽底纵坡。4.1.1正常过水深度 由图3几何尺寸可计算出过水断面=80.52，湿周，水力半径，于是过水流量原设计流量125。4.1.2加大过水深度 同样地，根据图2计算出：=93.36，湿周，水力半径，于是过水流量原设计流量150。 说明单槽双孔优化方案在原设计过水深度情况下，完全满足过流量要求。4.2双单槽方案过水断面的校核 计算原理类似于单槽双孔优化设计方案，也分两部分进行过水能力校核。4.2.1正常过水深度 根据图4，计算出：=36.61，湿周，水力半径，于是过水流量原设计流量62.5。4.2.2加大过水深度 同理，计算出：=42.91，湿周，水力半径，于是过水流量原设计流量75。 说明双单槽优化方案在原设计过水深度情况下，完全满足过流量要求。5.三维应力与变形计算5.1计算工况 本次优化方案选取以下计算工况：5.1.1工况1：结构自重+人群荷载+正常过水深度（单槽双孔方案与双单槽方案均采用）；5.1.2工况2：结构自重+人群荷载+加大过水深度（单槽双孔方案与双单槽方案均采用）；5.1.3工况3：结构自重+人群荷载+一槽无水另一槽为正常过水深度+风侧压力（作用于空槽侧）（仅单槽双孔方案采用）。5.2计算原理 按空间壳体结构进行计算，采用线弹性理论有限单元法，假定结构在外荷载作用下不出现屈服现象；计算采用ANASYS软件进行计算，选用Solid65单元模拟钢筋混凝土，而预应力钢绞线则用Link8单元进行模拟。预应力施加采用温度等效方法获得，即设定钢绞线与钢筋混凝土初始温度相同，计算中则让钢绞线产生均匀温降，产生的温差会使钢绞线收缩，于是产生拉应力，只要该拉应力与设计张拉预应力相同即可。计算荷载是一次加在渡槽上，不考虑分级加载。5.3三维计算模型5.3.1模型坐标的确定 渡槽三维模型用坐标轴推求得到，为渡槽纵轴线方向，方向为竖直向上方向，方向为水平垂直渡槽纵轴线方向。5.3.2模型计算范围 取一个完整的渡槽跨度段作为有限元计算范围，即长30米，宽度21或11.3米。图5 单槽双孔方案三维有限元计算模型图6 双单槽优化方案三维有限元计算模型5.3.3单元类型及数量 采用四面体单元，支座附近单元加密，双槽优化方案总共剖分单元16842个，而双单槽优化方案总共剖分单元10925个。图7 单槽双孔方案三维有限元计算模型单元剖分示意图图8 双单槽方案三维有限元计算模型单元剖分示意图5.4计算结果5.4. 1工况1时单槽双孔优化方案计算结果图9 正常水深工况下（无风压）第一主应力（Pa）图10 正常水深工况下（无风压）第三主应力（Pa）图11 正常水深工况下（无风压）xy应力（Pa）图12 正常水深工况下（无风压）X位移(m)图13 正常水深工况下（无风压）Y位移(m)图14 正常水深工况下（无风压）Z位移(m)图15 正常水深工况下（无风压）支座第一主应力（Pa）5.4.2工况1时双单槽方案计算结果图16 正常水深工况下（无风压）第一主应力（Pa）图17 正常水深工况下（无风压）第三主应力（Pa）图18 正常水深工况下（无风压）xy应力（Pa）图19 正常水深工况下（无风压）X位移(m)图20 正常水深工况下（无风压）Y位移(m)图21 正常水深工况下（无风压）Z位移(m)图22 正常水深工况下（无风压）支座第一主应力（Pa）5.4.3工况2时双槽优化方案计算结果图23 加大水深工况下（无风压）第一主应力（Pa）图24 加大水深工况下（无风压）第三主应力（Pa）图25 加大水深工况下（无风压）xy应力（Pa）图26 加大水深工况下（无风压）X位移(m)图27 加大水深工况下（无风压）Y位移(m)图28 加大水深工况下（无风压）Z位移(m)图29 加大水深工况下（无风压）支座第一主应力（Pa）5.4.4工况2时双单槽优化方案结算结果图30 加大水深工况下（无风压）第一主应力（Pa）图31 加大水深工况下（无风压）第三主应力（Pa）图32 加大水深工况下（无风压）xy应力（Pa）图33 加大水深工况下（无风压）X位移(m)图34 加大水深工况下（无风压）Y位移(m)图35 加大水深工况下（无风压）Z位移(m)图36 加大水深工况下（无风压）支座第一主应力（Pa）5.4.5工况3时双槽优化方案计算结果图37 正常水深工况下（有风压）第一主应力（Pa）图38 正常水深工况下（有风压）第三主应力（Pa）图39 正常水深工况下（有风压）xy应力（Pa）图40 正常水深工况下（有风压）X位移(m)图41 正常水深工况下（有风压）Y位移(m)图42 正常水深工况下（有风压）Z位移(m)图43 正常水深工况下（有风压）支座第一主应力（Pa）5.5结论（1）对于工况1单槽双孔优化方案，最大拉应力出现在槽身底部支座附近（单元剖分过小出现应力集中），最大值达40.3MPa，槽身大部分区域的拉应力为0.73Mpa（第一主应力），而在第三主应力时，槽底及拉杆的拉应力均达到4.62MPa，远远超出规范所限制的拉应力小于0.8MPa的要求，故槽身配筋范围需作调整，该工况下，渡槽最大压应力达-52.7MPa，该结果偏大；XY方向的剪应力沿渡槽纵向依次分布，最大剪应力和最小剪应力出现在槽身左右边墙和中墙上，最大剪应力为5.27MPa，最小剪应力为-6.11MPa；最大位移发生在跨中Y方向，其值为4.45mm，满足规范不大于L /550跨长的要求，进行X,Y,Z位移叠加后，最大位移为4.48mm，仍满足规范不大于L /550跨长的要求；另外从计算变形来看，该优化方案在外荷载作用下X和Z方向出现了反对称变形，可能引起整体结构出现失稳，需要重新调整断面尺寸或支座形式。同理，对于工况1双单槽优化方案，支座附近出现最大拉应力，为4.23MPa，比单孔双槽方案小很多；槽底部位普遍存在拉应力，拉应力值在0.36MPa至0.91MPa之间，压应力范围比单孔双槽方案有所扩大，最大压应力为-8.49MPa，远远小于单孔双槽优化方案；剪应力分布规律与单孔双槽方案相似，只是数值不同，最大剪应力减少到2.1MPa，最小剪应力变成-3.39MPa；最大位移发生的位置跨中沿Y方向，最大值达1.25mm，进行三方向位移叠加后，最大位移为1.26mm，满足规范不大于L /550跨长的要求；支座受压产生的最大位移为3.52mm，说明渡槽在过水时不至于从墩顶滑落；从结果看适当调整结构面尺寸和配筋，有利于改善结构应力状态，但也需要考虑结构位移特点。（2）工况2条件下，单孔双槽方案，最大拉应力为46.3MPa，最大压应力为-60.3MPa，与工况1计算结果比较，分别上升14.8%和14.4%，说明水荷载是产生正应力最主要的原因，另外槽身拉应力普遍增加，超过规范允许的0.8MPa的要求；最大剪应力数值比工况1计算结果增大14.8%，最小剪应力的绝对值增大14%；最大位移发生在Y方向，最大位移值5.11mm，与工况1相似，三方向位移叠加后，其最大值为5.15mm；同样的，结构出现非对称的X、Z方向位移。在工况2条件下，双单槽方案计算结果与在工况1时计算结果偏大。最大拉应力数值增大到18.8MPa，最大压应力增加很多，达到-33.1MPa，发生部位相同；最大剪应力与最小剪应力与工况1时计算结果相比：最大剪应力从2.1MPa增加到3.56MPa，而最小剪应力从-3.39Mpa下降到-6.38MPa，分布规律相似；最大位移发生的地方也是在Y 方向，经过三方向位移叠加后，最大位移为6.61mm，与工况1比较增加4倍；支座位移接近5mm，但所有位移仍满足规范要求；从计算结果看，需要调整结构和配筋，尽量减少正应力和剪应力的大小。（3