大型通航渡槽框架式挡水墙断缝设置研究＊

胡文喜，郭文华，刘美龙

(1.中南大学土木工程学院，湖南 长沙 410075;2.中国水电顾问集团中南勘测设计研究院，湖南 长沙 410014)

对于渡槽而言，为减轻两侧的挡水墙参与渡槽整体结构受力程度，让其只作为挡水结构，每跨内亦需设置断缝。这样，挡水墙内力不至于过大或过于复杂，亦避免了三向应力作用的结构设计问题以及目前几乎“无槽不裂”的现实［1－3］。渡槽框架式挡水墙形成平面框架，需能较好起到防止侧水压力和船撞击作用，具有较大的侧向刚度，因而其结构尺寸很大，一般来说，渡槽挡水墙高度甚至比简支T梁梁高还要大1倍左右，故梁和挡水墙在结构受力及变形分析时应考虑空间整体作用［4－8］。所以即使沿渡槽纵向设置了断缝，亦不能完全避免其参与整体结构受力，故在进行结构设计或结构受力分析时，既应考虑挡水墙的自重，更应考虑挡水墙的刚度［9－12］。挡水墙刚度对结构整体受力的影响主要由断缝数量、位置决定。挡水墙断缝设置越多，其参与T梁整体受力的作用就越小，但断缝过多必然造成挡水墙止水的困难;断缝设置过少，其参与T梁整体受力的作用就越大［13－15］。因此，必须合理选择挡水墙断缝的数量，并精确考虑该挡水墙刚度对T梁受力的影响，以确保渡槽上部结构整体受力的安全可靠。

1 大型通航渡槽上部结构

1.1 简支T梁布置

某大型通航渡槽总长为264 m，单向通航段长为128 m，跨径拟采用为4×32 m，均为装配式后张法T型预应力钢筋混凝土简支梁，桥面横向等宽，每跨布置主梁10片，端部、L/6处、L/3处、L/2处共对称设置7块横隔板。

T梁梁高为2.8 m，跨中处腹板厚25 cm，在梁端加厚至58 cm;T梁的翼缘板宽1.60 m，端部厚20 cm，根部厚35 cm，如图1所示。T梁间纵向湿缝宽采用0.6 m，两主梁宽为2.2 m。

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

1.2 框架式挡水墙及其断缝设置

框架式挡水墙位于梁顶部两侧，高5 m，顶部设2.0 m宽的人行道，如图2所示，渡槽航道净宽15 m，水深3 m，为了防渗需要，在T梁顶部与挡水墙内侧浇筑20 cm厚的钢纤维混凝土防水层。

图2 渡槽跨中横断面尺寸Fig.2 Cross－ Sectional dimensions in the midspan of the aqueduct

考虑渡槽上部结构施工顺序，挡水墙建成后，不同的断缝设置方式，不仅影响防水层、水荷载、人群荷载等后续荷载在各片T梁上的横向分配，还将大大影响边梁、及其邻近中梁在此三种荷载作用下的纵向分配。所以必须精确计算这些后续荷载在各片T梁上的横向分配系数，才能确保单片T梁设计的准确、可靠。

对于多跨简支T梁，每跨T梁之间是断开的，为与T梁端部的纵向变形协调，显然框架式挡水墙在T梁端部亦是断开的。考虑现有大型通航渡槽挡水墙结构设计经验，对每跨挡水墙断缝设置初拟三套方案进行计算分析。方案①设置一条断缝，设在跨中，挡水墙沿纵向分为两等分;方案②为设置2条断缝，对称设置，挡水墙沿纵向分为3等分;方案③为设置3条断缝，对称设置，挡水墙沿纵向分为4等分。增加对比方案④即不考虑挡水墙的刚度，仅考虑挡水墙的自重，来研究挡水墙刚度参与结构整体受力。

2 上部结构空间有限元仿真计算分析

2.1 空间有限元仿真模型

为了精确考虑挡水墙刚度的影响，以得到合理的断缝设置方案，采用大型结构分析软件MIDAS建立了渡槽上部结构空间有限元仿真模型。其中，主梁采用空间梁单元，挡水墙采用空间板单元。为能较真实的模拟主梁间连接和相互作用，对主梁间的横隔板和湿缝进行建模，均采用空间板单元，其中梁单元与板单元间采用主从节点刚弹性连接进行协调处理，桥面防水层及桥面附属物采用沿主梁纵向均匀分配的质量单元来模拟。为了模拟真实的边界条件，采用连接单元分别模拟了固定支座、单向及双向活动支座。此外空间模型还对施工阶段和运营阶段分别进行了模拟，继而可知各施工阶段渡槽结构的内力和变形。图3～5所示为各方案的空间有限元仿真计算模型，整体坐标系以顺桥向为X轴，横桥向为Y轴，竖向为Z轴。

图3 方案①渡槽空间模型图(挡水墙设置1条断缝)Fig.3 Space model of the aqueduct in scheme 1(set 1 break－joint in the water retaining wall)

图4 方案②渡槽空间模型图(挡水墙设置2条断缝)Fig.4 Space model of the aqueduct in scheme 2(set 2 break－joint in the water retaining wall)

图5 方案③渡槽空间模型图(挡水墙设置3条断缝)Fig.5 Space model of the aqueduct in scheme 3(set 3 break－joint in the water retaining wall)

2.2 主要计算结果

考虑渡槽上部结构的施工过程，计算了不同挡水墙断缝设置方案下各片T梁分别在永久作用:T梁自重、预应力、湿接缝、挡水墙、防水层、水荷载(包括侧水压力和水重力);可变作用:人群荷载等作用下的受力情况。采用《公路桥涵设计通用规范》作用短期效应组合进行荷载组合:永久作用的标准值+1.0×人群作用的标准值。T梁自重、湿接缝、挡水墙等荷载在挡水墙建成前，其荷载横向分配不受断缝设置方式的影响;挡水墙建成后，在不同的断缝设置方案下，各片T梁控制截面在防水层、水荷载、人群荷载等后续荷载作用下的荷载横向分配将不同。渡槽横向共10片T梁，考虑上部结构沿渡槽中线基本对称，T梁从边梁开始编号为1～5号。

由于水荷载为主要后续荷载，这里以水荷载为例，仅示出水荷载作用下渡槽上部结构受力分布示意图。其中，不同方案下各片T梁在水荷载作用下的纵向弯矩分布见图6～9;前3种方案下两侧挡水墙在水荷载作用下的纵向应力分布见图10～12。在水荷载下各片T梁控制截面的最大纵向弯矩如图13所示。各梁控制截面一般在跨中，但方案②中T梁的跨中与断缝都有可能是控制截面，如图7所示。所以，分别列举了方案②各T梁跨中和断缝处弯矩，其中I为跨中，II为断缝。

为了对比各方案的荷载横向分配情况，将各T梁控制截面纵向弯矩转换成其等效线荷载。在防水层、水荷载、人群荷载等后续荷载作用下，各T梁控制截面的等效线荷载和如图14所示。各片T梁在荷载组合下由控制截面最大弯矩值得到的等效线荷载值如图15所示。

图6 方案①各片T梁在水荷载作用下的纵向弯矩分布图Fig.6 Longitudinal bending moment distribution of each T beam in scheme 1 under water load

图7 方案②各片T梁在水荷载作用下的纵向弯矩分布图Fig.7 Longitudinal bending moment distribution of each T beam in scheme 2 under water load

图8 方案③各片T梁在水荷载作用下的纵向弯矩分布图Fig.8 Longitudinal bending moment distribution of each T beam in scheme 3 under water load

图9 方案④各片T梁在水荷载作用下的纵向弯矩分布图Fig.9 Longitudinal bending moment distribution of each T beam in scheme 4 under water load

图10 方案①挡水墙在水荷载作用下纵向应力分布图Fig.10 Longitudinal stress distribution of water retaining wall in scheme 1 under water load

图11 方案②挡水墙在水荷载作用下纵向应力分布图Fig.11 Longitudinal stress distribution of water retaining wall in scheme 2 under water load

图12 方案③挡水墙在水荷载作用下纵向应力分布图Fig.12 Longitudinal stress distribution of water retaining wall in scheme 3 under water load

图13 水荷载作用下不同方案中各T梁控制截面纵向弯矩图Fig.13 Longitudinal bending moment chart in the control section of each T beam in different schemes under water load

图14 不同方案中各片T梁控制截面等效线荷载图Fig.14 equivalent linear load chart in the control section of each T beam in different schemes

2.3 结果分析

由图6～12可以看出:

(1)对于方案①和方案③，在跨中处均设置了挡水墙断缝，当挡水墙参与了结构整体受力后，对于边梁及其附近T梁(如1号与2号)，由于与挡水墙共同工作，在纵向远离挡水墙断缝处的刚度得到提升，使得边梁及其附近T梁分得的荷载要多一些，但因为与挡水墙共同承受的原因纵向应力反而要小一些。然而，由于跨中挡水墙断缝，截面突然削弱，因此，跨中处T梁在水荷载作用下承受的纵向弯矩显著增大。

图15 不同方案下各片T梁最大等效线荷载折线图Fig.15 the maximum equivalent linear load chart in the control section of each T beam in different schemes

(2)对于方案②，挡水墙断缝分别设置在两侧1/3跨度处，挡水墙参与了结构整体受力后，由于挡水墙的共同作用，T梁在跨中截面在水荷载作用下承受的纵向弯矩大大减小，在断缝处截面(即1/3跨度处)，由于截面的突然削弱，T梁在水荷载作用下承受的纵向弯矩显著增大。然而，在T梁自重、湿接缝及挡水墙自重荷载作用下，T梁仍然是跨中截面承受的纵向弯矩最大，故在全部荷载作用下，边梁及其附近T梁的控制截面在断缝处，而远离边梁的T梁控制截面在跨中。

(3)对于挡水墙纵向应力方面，方案①、方案②和方案③均较小，只是在断缝处小范围内存在应力集中，可有效避免其参与整体受力。

由图13～14可以看出:方案④是不考虑挡水墙刚度的影响，仅考虑各片T梁间空间作用，正是一般公路桥梁的平面设计方法，即不考虑防撞结构参与整体受力，只考虑T梁间的联系来计算各梁的荷载横向分布;而对比后续荷载横向分配结果可知，不仅前3个方案的计算结果之间相差较大，且与方案④的结果均相差较大，说明挡水墙的刚度对各T梁的荷载横向分布影响很大，验证了渡槽结构为空间整体受力结构，因此，在T梁设计时需建立空间模型考虑挡水墙对荷载横向分配的影响，不能采用一般公路桥梁的平面设计方法进行设计。

由图15可以看出:对于方案①与方案③，边梁分担的等效线荷载分别为124.53 kN/m和112.53 kN/m，比方案②边梁分担的等效线荷载要大26%和14%，故相对于方案②，方案①与方案③的边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梁内需设置3条断缝，止水亦更加麻烦;而对于方案②，横向各梁受力比较均匀且较小，可进行统一截面设计，统一模板预制;这样既经济也方便，此外，挡水墙纵向应力小，避免了三向应力复杂受力情形，且断缝也较少，止水较方便;在荷载组合下该方案的结构有足够安全性，且强度、刚度等满足规范要求，因此，方案②最合适。

3 结论

(1)即使挡水墙沿渡槽纵向设置了断缝，亦不能完全避免其参与整体结构受力，且断缝不同的设置方法，其参与结构受力的情况不同，对梁部各主梁的荷载横向分配和纵向受力亦有不同影响。

(2)挡水墙设置断缝后，其纵向应力均较小，挡水墙和主梁T梁的结构安全性，强度、刚度等均满足规范要求，只是在断缝处小范围内存在应力集中(表现为压应力，其大小也在规范容许范围内)，可有效避免因挡水墙参与整体受力而导致其内力过大、受力复杂。

(3)综合考虑32 m简支T梁各片主梁和挡水墙受力情况以及断缝止水等影响，挡水墙宜采用每跨1/3跨度处对称设置2条断缝。

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