国外大型预制型沉箱吊装施工的吊耳设计

2020-06-23李少斌许建武丁建军

水运工程 2020年6期

李少斌,许建武,丁建军

(中交第四航务工程勘察设计院有限公司，广东广州 510230)

与普通的浮运拖带法相比，半潜驳干运法运输效率高，抗风、浪、流等作用的能力强，因此，国外项目中通常采用该法对预制沉箱进行较长距离的水上运输。随着沉箱结构的大型化，采用半潜驳运输时所要求的下潜区水深也越来越深。当下潜区已有水深不足而在下潜区进行浚深作业又比较困难时，可考虑采用起重船进行助浮。

目前，当利用起重船助浮对沉箱进行吊装施工时，大多采用在沉箱壁板预留吊孔并在吊装之前采用人工穿销的施工工艺，而人工穿销施工效率低、成本高、安全风险巨大，因此采用人工穿销工艺在国外工程中更是难以适用。

为简化施工，避免潜水员深潜作业，可考虑在沉箱顶部预埋吊耳对沉箱进行吊装施工。然而，吊耳工艺目前通常被应用于化学设备的吊装，起吊质量一般小于20 t[1]，且关于吊耳的设计也主要集中于吊耳本体强度的复核。吊耳在大型预制混凝土沉箱吊装中应用目前尚无经验，这主要是因为吊耳与沉箱结构间的锚固受力机理十分复杂，而沉箱又作为薄壁混凝土结构，如果吊耳设计得不合理，可能导致吊耳及局部的沉箱混凝土破坏而造成安全风险。

本文针对加纳某工程案例，对该工程中的大型沉箱的吊耳进行专门设计，现采用该设计的吊耳已成功吊运安装该工程的全部7个大型沉箱。

1 工程概况

加纳某液化天然气码头工程包含2个靠船墩和5个系缆墩，墩台采用重力式沉箱结构。其中，靠船墩沉箱长19.41 m、宽11.62 m、高21.2 m，单个沉箱质量1 851 t；系缆墩沉箱长14.85 m、宽10.62 m、高18.7 m，单个沉箱质量1 430 t。本工程沉箱预制场与安装位置直线距离近5 km，且平日该工程海域存在波高1～2 m的涌浪，故考虑采用半潜驳进行沉箱的远距离水上运输。半潜驳下潜区位于现有码头主航道附近，天然水深约-13.0 m，不能满足半潜驳下潜的水深要求，且下潜区地质为强风化片麻岩，若浚深则需要炸礁，而炸礁不仅工期长、费用高，且对主航道上船舶航行安全不利，故考虑采用起重船助浮。根据沉箱起重助浮计算，并考虑一定的富余量，系、靠船墩沉箱助浮的吊力需要3 000 kN。结合现场条件，最终选用八点吊方案，在沉箱顶部预埋吊耳，起吊时采用吊架或撑杆等吊具垂直起吊，吊耳板布置和细部结构见图1、2。吊耳主体采用一层厚50 mm、宽360 mm的钢板焊拼成，距顶部85 mm处开φ90 mm的吊孔，在吊孔两侧焊装一钢板加强吊孔，吊环吊孔处总厚90 mm。底部焊装一块长600 mm、宽100 mm、厚50 mm的钢板作为锚固。

图1 吊耳布置(单位：mm)

图2 吊耳板细部(单位：mm)

每个吊耳起吊力设计值，即最大垂直拉力F为623.2 kN；不均匀系数根据现场施工工艺取1.1，动荷载系数根据BS EN 1991-3[2],吊运级别为HC2,吊运速度不超过0.1 m/s，根据计算结果动荷载系数取1.1，荷载作用系数根据美标ACI 318-2011[3]取1.4。吊绳沿沉箱长边方向与垂直方向最大夹角为20°(两侧吊耳处)，因此吊耳最大剪力Fh为226.8 kN。

2 吊耳钢材强度验算

吊耳钢材强度验算内容包括：受拉强度、受剪强度、拉剪强度、吊耳孔承载力和锚固底板强度验算。吊耳孔承载力验算和锚固底板强度验算可参考文献[3]和[4]进行计算，不在此详述。受拉、受剪和拉剪强度验算则参考美国混凝土协会规范ACI 318-2011[5]，将吊耳当作预埋锚栓进行验算。

2.1 受拉强度验算

根据ACI 318-2011规定，吊耳钢材抗拉强度应满足以下条件：

F< φNsa

(1)

式中：φ为强度折减系数，对于受拉元件取0.80；Nsa为钢材标称强度，计算公式为：

Nsa=Ase,Nfuta/1 000

(2)

式中：Ase,N为受剪吊耳有效横截面积(mm2)，孔洞考虑两侧钢板加强后仍取18 000mm2；futa为钢材抗拉强度设计值(MPa)，吊耳钢材材质为国标Q355,设计抗拉强度为288 MPa。

根据式(1)、(2)计算可得，φNsa(=4 147 kN)> F(=623.2 kN),即吊耳钢材的抗拉强度满足要求。

2.2 受剪强度验算

根据ACI 318-2011规定，吊耳钢材抗剪强度应满足以下条件：

Fh< φVsa

(3)

式中：φ为强度折减系数，对于受剪元件取0.75；Vsa为钢材标称强度，对于预埋的带端头的螺栓，计算公式为：

Vsa=0.6Ase,vfuta/1 000

(4)

式中：Ase,V为受剪吊耳的有效横截面积(mm2)，取18 000 mm2；futa为钢材抗拉强度设计值(MPa)，吊耳钢材材质为国标Q355,设计抗剪强度为166 MPa。

根据式(3)、(4)计算，φVsa(=2 241 kN)> Fh(=226.8 kN),即吊耳钢材的抗剪强度满足要求。

2.3 受拉剪强度验算

根据ACI 318-2011规定，同时承担剪力和拉力的吊耳应满足以下要求：

1)若起控制作用的受剪强度满足Vua/(φVsa)≤0.2，则φNsa≥Nua；

2)若起控制作用的受拉强度满足Nua/(φNsa)≤0.2，则φVsa≥Vua；

3)若起控制作用的受剪强度满足Vua/(φVsa)>

0.2及起控制作用的受拉强度满足Nua/(φNsa)>

0.2，则

(5)

式中:Vua为作用于吊耳的剪力设计值(kN),本工程Vua=Fh=226.8 kN；Nua为作用于吊耳拉力设计值(kN),本工程Nua=F=623.2 kN。由此可得Vua/(φVsa)=0.10、Nua/(φNsa)=0.13，均满足要求，即吊耳钢材的拉剪强度满足要求。

3 吊耳局部混凝土强度验算

吊耳处混凝土强度验算内容包括：锚固底板处混凝土局部受压强度、受拉吊耳混凝土抗崩裂强度、受拉吊耳抗拔出强度、受拉吊耳混凝土抗侧面爆裂强度和受剪吊耳的混凝土抗剪撬强度验算。其中锚固底板处混凝土局部受压强度依据欧标BS EN 1992-1-1[6]进行验算，其他强度验算参考美国混凝土协会规范ACI 318-2011,将吊耳当作预埋锚栓进行验算。

3.1 锚固底板处混凝土局部受压强度验算

锚固板处混凝土局部抗压强度应满足以下要求(按素混凝土考虑)：

F< Fp

(6)

式中：Fp为混凝土局部抗压承载力(kN)，根据欧标BS EN 1992-1-1计算如下：

(7)

(8)

式中：Ac0为荷载作用面积(mm2)；Ac1为荷载作用分布面积(mm2)，见图3，由于沉箱属于薄壁结构，荷载扩散面积有限，偏安全考虑取Ac1=Ac0；fck为混凝土圆柱体抗压强度特征值，取35 MPa；fcd为混凝土设计抗压强度(MPa)；αcc为考虑了抗压强度长期效应及加载方式不利影响的系数，根据BS EN 1992-1-1取1.0；γc为混凝土强度分项系数，根据BS EN 1992-1-1取1.5。

根据式(7)、(8)计算Fp(=980 kN)> F(=623.2 kN)，即锚固底板处混凝土局部受压强度满足要求。

图3 Ac0计算示意图(阴影部分)(单位： mm)

3.2 受拉吊耳混凝土抗崩裂强度验算

混凝土抗崩裂强度考虑断裂力学的概念，假定吊耳受拉时混凝土破坏椎体为约35°倾斜面，见图4。

图4 受拉锚栓混凝土崩裂破坏

根据ACI 318-2011计算，混凝土抗崩裂强度应满足：

F< φNcb

(9)

式中：φ为折减系数, 根据ACI 318-2011取0.85；Ncb为单个受拉吊耳的混凝土标称抗崩裂强度(kN)，计算公式为：

(10)

图5 受拉锚栓混凝土崩裂破坏投影面积

在已开裂混凝土中，单个吊耳的混凝土基本抗崩裂强度Nb可由下式计算：

(11)

式中：kc为混凝土破坏强度修正系数，取10；λa为轻混凝土修正系数，取1.0；fck为混凝土圆柱体强度标准值(MPa)，取35 MPa。

根据式(9)～(11)计算，φNcb(=253 kN)< F(=623.2 kN),即吊耳的混凝土抗崩裂强度未考虑沉箱配筋时不能满足要求。考虑沉箱壁板配筋，根据ACI 318-2011规定，当在崩裂面的两侧均设置配筋时，可取吊耳配筋的标称强度。此时应注意，有效的配筋(箍筋或拉筋等)满足在距离吊耳中心线0.5hef范围内，见图6。本文吊耳配筋为17根直径16 mm的B500B钢筋，钢筋设计抗拉强度为435 MPa,因此φNcb(=1 263.2 kN)> F(=623.2 kN),即吊耳混凝土抗崩裂强度满足要求。

图6 受拉锚栓混凝土崩裂破坏投影面积

3.3 受拉吊耳的抗拔出强度验算

根据美标ACI 318-2011计算，受拉吊耳混凝土拔出强度应满足：

F< φNpn

(12)

式中：φ为折减系数, 根据ACI 318-2011取0.85；Npn为单个受拉锚栓的标称抗拔出强度(kN)，计算公式为：

Npn=ψc,PNp

(13)

式中：ψc,P为调整系数，结构在水平荷载下不开裂，取1.4，开裂则取1.0，本文取1.0；Np为未考虑吊耳靠近边缘影响的单个吊耳抗拔出强度(kN)，计算公式为：

Np=8Abrgfck/1 000

(14)

式中：Abrg为吊耳的净受力面积(mm2)，为18 000 mm2；fck为混凝土圆柱体强度标准值(MPa)，取35 MPa。

根据式(13)、(14)计算，φNpn(=4 284 kN)> F(=623.2kN),即吊耳的抗拔出强度满足要求。由于该吊耳靠近边缘，因此须进一步验算受拉吊耳的混凝土抗侧面爆裂强度。

3.4 受拉吊耳的混凝土抗侧面爆裂强度

受拉吊耳混凝土自由边侧面爆裂破坏见图7。

图7 受拉吊耳混凝土侧面爆裂破坏

根据ACI 318-2011计算，受拉混凝土拔侧面爆裂强度应满足：

F< φNsb

(15)

式中：φ为折减系数，根据ACI 318-2011取0.85；Nsb为其标称抗侧面爆裂强度(kN)，对于一个埋置长度较大且靠近一个边缘(hef> 2.5ca1)的单个底板的吊耳，其计算公式为：

(16)

式中：ca1距边缘较小的距离(mm)；Adrg为吊耳端头靠近爆裂破坏边缘一侧的面积(mm2),见图8,取A1和A2中的较小值12 000 mm2(A1为吊耳长边方向靠近破坏边缘的面积，为15 000 mm2，A2为吊耳短边方向靠近破坏边缘的面积,为12 000 mm2)；λa为轻混凝土修正系数，取1.0；fck为混凝土圆柱体强度标准值(MPa)，取35 MPa。

若带端锚头锚栓的距离自由边较大距离ca2< 3ca1，根据式(16)计算的Nsb的值应乘以系数(1+ca2/ca1)/4，其中1.0≤ca2/ca1≤3.0。如图9所示，ca2(=235 mm)< 3ca1(=450 mm)，因此乘以系数0.64。

根据式(15)、(16)计算，φNsb(=1 074 kN)> F(=623.2 kN),即吊耳的抗侧面爆裂强度满足要求。