半地下高效沉淀及预氧化综合池结构分析与探讨

2022-11-07李锦

特种结构 2022年5期

李锦

上海市城市建设设计研究总院（集团）有限公司 200125

引言

污水处理厂是保证良好城市生态环境的重要基础设施之一，是城市可持续发展的重要环节，是现代城市不可或缺的组成部分［1］。由于大部分污水处理厂属于（半）地下结构，工艺布置复杂，结构设计难度大，工程投资大，在充分发挥地下污水处理厂效益的同时，如何优化结构设计，减少工程投资，已成为亟待解决的问题［2］。

本文以浙江省某半地下高效沉淀预氧化综合池为例，研究地下复杂水池结构计算参数的选择和结构设计要点，重点对荷载选取和相关结构构件进行定性分析，为地下污水处理厂的结构设计提供参考，为今后类似工程提供借鉴。

1 工程概况

1.1 结构概况

浙江地区某污水处理厂三期工程的半地下高效沉淀预氧化综合池平面尺寸为39.5m×27.5m，由高效沉淀池及预氧化池组合而成，其中预氧化池平面尺寸为14.3m ×27.5m，高效沉淀池平面尺寸为25.2m ×27.5m。设计地面标高3.00m，池顶标高9.00m，底板面标高-0.05m，池体高度10.30m。结构平面及剖面如图1 所示。

图1 高效沉淀及预氧化综合池结构示意（单位： m）Fig.1 Structural diagram of high efficiency sedimentation and pre oxidation comprehensive tank（unit：m）

1.2 工程地质

工程场地地貌类型属于滨海平原，勘探深度范围内的土体主要由素填土、淤泥质黏土、含淤泥黏质粉土、淤泥质粉质黏土、砂质粉土、粉砂组成。

工程场地地下水主要为潜水，埋深一般为地面下0.3m ～2.4m，设计抗浮水位按地面以下0.5m考虑。

1.3 结构设计方案

高效沉淀预氧化综合池为矩形钢筋混凝土局部有盖水池结构，水池侧壁板厚600mm，顶板厚200mm，底板厚800mm。混凝土强度等级C35，池体结构的抗渗标准为P6。

基础埋深4.10m，池体底板位于淤泥质黏土层，经初步验算，天然地基不满足地基承载力及沉降，故设置桩基。基础形式采用PHC 管桩φ400mm，桩长约38m，桩基持力层为粉砂层，单桩承载力特征值约为1000kN。

2 结构分析

2.1 有限元模型

利用Robot Structural有限元软件对高效沉淀预氧化综合池的三维整体模型进行内力分析。三维整体模型如图2所示，底板、侧壁及顶板采用板单元，梁柱采用杆单元，桩基采用竖向弹簧约束。

图2 三维模型简图Fig.2 3D model sketch

2.2 荷载取值及分析工况

半地下式水池所受荷载主要为内水压、外土压、地下水压、地面超载等。其中水土压力按主动土压力计算［3］，土压力系数取值为0.5，池内水位高度为7.85m，地面超载按20.0kN／m2。侧壁所受荷载分布简图如图3 及所示。模型工况主要为外土工况、内水工况，计算结果取各工况下的包络值。

图3 池体侧壁荷载分布简图Fig.3 Load distribution diagram of side wall of pool body

3 结果与讨论

3.1 三维模型计算结果验证

选取侧壁A（图2）作为研究对象，侧壁长10.15m，宽8.65m，厚600mm，走道板悬挑长度为1.0m，板厚200mm。经比较，内力计算由内水工况控制，因此只验算池内内部满水工况。

内力计算结果如表1 所示，对于边缘弯矩，三维计算结果略小于二维计算结果。这是因为在二维计算中，侧壁顶部采用自由端约束，未考虑走道板的影响，而在三维模型中，由于整体模型的建立，计算中考虑了走道板的约束作用。总体上二维与三维计算结果相近，验证了三维模型的准确性。

表1 侧壁计算弯矩值（单位：kN·m／m）Tab.1 Bending moment value of side wall（unit：kN·m／m）

3.2 走道板约束作用的影响分析

1.走道板尺寸

走道板可视为水池侧壁的支撑构件，由文献［4］可知，走道板通常作为侧壁的弹性支承，对侧壁的支撑作用较小。水池结构往往因为工艺条件的限制，侧壁的尺寸通常是固定的［5］。因此，在侧壁尺寸一定的条件下，走道板的悬挑长度h1、厚度t1及水平跨度l1成为影响其对侧壁约束作用的主要因素。

以侧壁长度l ＝10.15m、宽度h ＝8.65m、厚度t ＝600mm为例，研究走道板悬挑长度h1、板厚t1及水平跨度l1对侧壁内力的影响。计算模型简图如图4 所示，侧壁荷载分布简图见图5。

图4 计算模型简图Fig.4 Calculation model diagram

图5 侧壁荷载分布Fig.5 Sidewall load distribution

在l ＝l1且不变的情况下，走道板悬挑长度h1与板厚t1对侧壁竖直下边缘弯矩M-的影响如图6 所示。M-随着t1的增加近似线性减小。当t1一定时，h1越大，M-越小。这是因为h1与t1的增加在一定程度上增加了走道板结构本身的刚度，提高了走道板对侧壁的约束作用，导致侧壁下边缘的弯矩减小。图7为走道板h1与t1一定时，水平跨度l1对侧壁内力的影响。随着l1／h 的增加，侧壁跨中弯矩M+先增加后减小，竖直下边缘支座弯矩M-则相反；在l1／h ＝0.5时，M+最大，M-最小。

图6 走道板悬挑长度与板厚对侧壁内力的影响Fig.6 Influence of the overhanging length and thickness of walkway slab on the internal force of side wall

图7 走道板水平跨度对侧壁内力影响Fig.7 Influence of horizontal span of walkway slab on internal force of side wall

综上所述，在侧壁尺寸一定时，加大走道板的悬挑长度及板厚可提高走道板对侧壁的约束作用；当走道板水平跨度与侧壁宽度之比为0.5时，走道板对侧壁的约束最大。

2.侧壁长宽比

由文献［4］可知，当侧壁宽度h 一定时，走道板对侧壁约束作用的影响因素主要为侧壁长度l与宽度h的比值。

不同侧壁长宽比l／h 下，有无走道板的侧壁跨中弯矩M+及支座弯矩M-见表2。随着长宽比l／h 的增加，M+先增加后减小，M-逐渐增加；走道板对M+及M-的影响先增加后减小，在l／h ＝2.0 ～3.5 时，走道板对M-及M+的影响达到最大。

表2 不同侧壁长宽比下跨中弯矩及支座弯矩（单位：kN·m／m）Tab.2 Mid span bending moment value under different side wall span height ratio（unit：kN·m／m）

因此，侧壁本身的长宽比也影响走道板的约束作用，侧壁长宽比为2.0 ～3.5 时，走道板的约束作用最为明显。侧壁刚度较大时，从整体数值上看，走道板对侧壁内力的影响不大，在工程设计过程中，忽略走道板的约束作用是可行的。

3.3 桩基础对底板内力的影响分析

对于地下水池结构，顶板和侧壁的计算模式相对简单明了，而底板的计算分析则较为复杂。对于直接落在自然地基上的底板而言，计算模式一般包括：线性反力法、弹性地基法等，在设计过程中通常将侧壁视为约束端，考虑侧壁传来的弯矩，对底板施加净反力，进而对底板进行受力分析［6］。然而，当地基承载力和沉降不能满足而设置桩基础时，底板的计算分析更为复杂［7］。对于设置桩基础的底板，通常采用无梁楼盖模型及弹性支座模型［8］，下文对带桩基的底板的内力进行分析研究。

选取整体模型中最大跨度底板作为研究对象，长度为12.6m，宽度为12.6m，厚800mm，纵横向桩间距均为2.7m，底板均布荷载85kPa，桩基采用竖向受压弹簧约束。计算简图如图8所示。

图8 底板计算简图Fig.8 Calculation diagram of base plate

无梁楼盖模型是将柱与板视为简支约束，由图9 可知，与弹性支座模型（支座弹簧系数Kz＝10MN／m3）相比，无梁楼盖模型的底板支座弯矩较大，跨中弯矩较小。

图9 底板弯矩（单位： kN·m／m）Fig.9 Bottom bending moment diagram（unit：kN·m／m）

对于弹性支座模型，桩基竖向弹簧系数Kz对底板弯矩的影响如图10 所示。当Kz＝0 ～20MN／m3范围内时，随着Kz的增加，底板跨中弯矩M+减小，支座弯矩M-增大。当Kz＞20MN／m3时，M+与M-变化不大。由此可见，只有在特定范围内，底板内力对桩基竖向弹簧刚度的变化较为敏感。

图10 桩基竖向弹簧系数对弯矩的影响Fig.10 Influence of vertical spring coefficient of pile foundation on bending moment

这说明，只有在桩基竖向弹簧刚度大（Kz＞20MN／m3），即桩基布置密集且桩端承载力大的情况下，如嵌岩桩基［11］，无梁楼盖的计算模型才更贴近实际。当桩基持力层较弱，桩端承载力较小时，如摩擦桩，弹性支座模型更为合理，而该方法的关键在于桩基弹簧系数的选取，实际工程中应有可靠的相关试桩经验曲线，通过文献［9］中的方法近似计算桩基刚度，进而选取合理的计算模式。