何俊榮，尤 嶺，李世平，王倫文

(長江勘測規(guī)劃設(shè)計研究有限責(zé)任公司，湖北 武漢 430010)

近年來，渡槽因其較好的跨越能力與適應(yīng)性被普遍應(yīng)用于各項輸水工程。然而渡槽的抗震問題是水工結(jié)構(gòu)抗震領(lǐng)域較為棘手的問題，理論成果和運行經(jīng)驗都比較缺乏[1]。滇中引水工程輸水渡槽多位于地震基本烈度為8度的高烈度區(qū)，地震作用成為渡槽結(jié)構(gòu)設(shè)計的控制性工況，因此渡槽減隔震設(shè)計對整個結(jié)構(gòu)安全性具有極其重要的意義。同時，由于渡槽上部結(jié)構(gòu)恒載大，具有“頭重、腳輕、身柔”的特點，下部結(jié)構(gòu)往往成為抗震設(shè)計中最薄弱的部位。本文結(jié)合滇中引水工程某輸水渡槽的抗震分析，主要對下部結(jié)構(gòu)的抗震安全性做出評價，并選取合理的工程措施進行減隔震設(shè)計，為類似渡槽設(shè)計提供一定參考。

1 工程概況

某梁式渡槽為大理Ⅰ段大型輸水渡槽，如圖1所示，主體建筑屬于1級建筑物，設(shè)計流量135m3/s，采用雙線U形布置。槽身段總長510.0m，為相互獨立的雙槽預(yù)應(yīng)力混凝土U形結(jié)構(gòu)，單跨30m，共17跨，槽身高度7.0m，兩端簡支。為增加結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定性，在槽身頂部間隔2.5m設(shè)置一拉桿，槽身之間設(shè)置蓋板。

下部結(jié)構(gòu)為圓端形空心墩加樁基礎(chǔ)，如圖2所示，槽墩帽梁高4.5m，平面尺寸(長×寬)10.8m×6.1m；墩身縱向壁厚0.8m，橫向壁厚1.0m，圓端半徑1.6m，墩身高度9.0～30.0m；承臺平面尺寸(長×寬)21.7m×11.7m，厚3.5m；基礎(chǔ)采用16根直徑1.5m的鉆孔灌注樁，呈6排梅花形布置。

圖1 渡槽總體布置圖(單位：cm)

圖2 渡槽橫斷面圖(單位：cm)

2 抗震模型的建立

2.1 地震動參數(shù)

工程區(qū)地震基本烈度為8度，設(shè)計地震動峰值加速度采用基準(zhǔn)期50年超越概率10%的地震動峰值加速度值，根據(jù)工程區(qū)場地地震安全性評價報告，設(shè)計地震水平向加速度代表值為2.99m/s2，特征周期0.45s，阻尼比取0.05，設(shè)計反應(yīng)譜曲線如圖3所示。

圖3 工程場地設(shè)計反應(yīng)譜曲線

2.2 分析方法

本文抗震計算采用較為精細的時程分析法，地震動時程采用安評報告中設(shè)計反應(yīng)譜對應(yīng)的3條地震時程波進行計算，如圖4所示，計算結(jié)果取其中最大值。

2.3 計算模型

本渡槽單跨跨徑30m，為簡支結(jié)構(gòu)，選取能反映整體結(jié)構(gòu)主要形態(tài)的部分結(jié)構(gòu)，輔以適當(dāng)?shù)倪吔鐥l件進行計算分析，就可滿足工程需要。本渡槽最大墩高為6#和13#槽墩，均為30m；最小墩高為9#槽墩，僅9m。為反映出地震作用下，高墩與矮墩之間不同抗推剛度的影響，選取涵蓋了最大和最小墩高并具有代表性的第4跨至第13跨進行建模計算。三維空間有限元抗震計算模型采用MIDAS/CIVIL軟件建立，渡槽有限元計算模型如圖5所示。

圖4 設(shè)計反應(yīng)譜對應(yīng)的加速度時程曲線

圖5 渡槽有限元計算模型

2.4 邊界條件模擬

樁基礎(chǔ)考慮樁土相互作用影響，樁土作用按土體的等效彈簧進行模擬，土彈簧剛度采用m法計算。兩邊渡槽的作用力以集中質(zhì)量的形式分別施加在第4跨和第13跨邊墩蓋梁頂部支座中心的高度位置，包括一跨槽身混凝土和槽中水體自重的一半。地震作用下槽體內(nèi)的動水壓力按照GB/T 35047—2015《水電工程水工建筑物抗震設(shè)計規(guī)范》[2]分為沖擊動水壓力和對流動水壓力兩部分進行模擬?？拐鸱治鰰r考慮支座的影響，普通活動盆式橡膠支座可參考JGT/T 1302- 01- 2008《公路橋梁抗震設(shè)計細則》[3]采用雙線性理想彈塑性彈簧單元模擬。

3 地震響應(yīng)分析

3.1 自振特性

采用上述計算模型，利用多重Ritz向量法對結(jié)構(gòu)的固有頻率進行分析，前10階固有頻率結(jié)果見表1。

表1 渡槽固有頻率(前10階)

由固有頻率表可知前6階頻率從1.005～1.243Hz均為順槽向不同跨振動為主的模態(tài)振型，只是因?qū)?yīng)槽墩高度差而出現(xiàn)頻率的差異，第7階(對應(yīng)頻率1.280Hz)和第8階出現(xiàn)橫槽向振動模態(tài)。

3.2 線性時程分析

設(shè)計地震作用下，按上述模型計算出渡槽下部結(jié)構(gòu)各關(guān)鍵截面時程分析的最不利內(nèi)力響應(yīng)值及校核指標(biāo)值見表2—3。

表2 縱向地震作用下墩底最不利內(nèi)力及校核指標(biāo)

注：表中軸力以受拉為正，受壓為負，下同。

表3 橫向地震作用下墩底最不利內(nèi)力及校核指標(biāo)

由表2—3可以看出，渡槽槽墩在地震作用下均處于受壓狀態(tài)，縱向地震作用下4#～7#槽墩底截面彎矩響應(yīng)值均超過初始屈服彎矩進入塑性，但未超過等效屈服彎矩；橫向地震作用下，除8#、9#、10#槽墩外，其余墩底截面彎矩響應(yīng)值均已超過截面等效屈服彎矩。顯然不能滿足設(shè)計地震下的構(gòu)件性能要求，應(yīng)考慮采取有效的減隔震措施進行減震耗能設(shè)計。

4 減隔震設(shè)計

4.1 減隔震裝置選取

近年來，國內(nèi)外工程技術(shù)人員研制并開發(fā)了許多類型的減隔震裝置，其中不少已應(yīng)用于實際工程結(jié)構(gòu)中，并經(jīng)歷了地震的考驗。其中減隔震支座是通過自身的剪切變形延長結(jié)構(gòu)周期、增加結(jié)構(gòu)阻尼，從而消耗地震能量，有效減小結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的裝置，被廣泛運用于橋梁結(jié)構(gòu)中[4]。目前，國內(nèi)外使用較多的減隔震支座有疊層橡膠類支座、彈塑性防落梁球型鋼支座、摩擦擺隔震支座、拉索減隔震支座等。

渡槽與橋梁結(jié)構(gòu)受力特點高度相似，且上部結(jié)構(gòu)恒載大具有頭重、腳輕的特點，采用摩擦擺隔震支座利用上部結(jié)構(gòu)自重產(chǎn)生摩擦力進行耗可能會達到較好的效果。

4.2 減震原理及力學(xué)模型

摩擦擺隔震支座嵌在滑塊容腔中的鉸接滑塊與滑動面具有相同的曲率半徑，可與滑動面完全貼合并使上支座板在支座滑動時始終保持水平，其運動形式如圖6所示?；瑒用嫔贤坑械湍Σ敛牧?，可在滑動過程中耗散能量，當(dāng)滑動界面受到的地震作用超過靜摩擦力時，地面水平運動會促使滑塊在其圓弧面內(nèi)滑動，從而迫使上部結(jié)構(gòu)輕微抬高，發(fā)生單擺運動，同時支座能依靠其承受的重力自動往中心位置回復(fù)，使地震響應(yīng)得到控制。

圖6 摩擦擺隔震支座運動示意圖

摩擦擺隔震支座的水平力F可表示為滑動面摩擦力與上部結(jié)構(gòu)沿滑道上升產(chǎn)生的恢復(fù)力之和，即

(1)

當(dāng)θ很小時，式(1)可簡化為：

(2)

式中,R—滑道及滑塊底部圓弧面半徑；W—滑塊承載質(zhì)量；D—位移；摩擦力f=μW，μ—摩擦系數(shù)；θ—滑塊相對于滑道豎向?qū)ΨQ軸的轉(zhuǎn)角。

圖7 摩擦擺支座的滯回模型

由式(2)以及支座剛度的各向?qū)ΨQ性，可以將其力學(xué)模型近似取為雙線性模型，如圖7所示，其中Ki=μW/Dy為初始剛度；Dy為屈服位移；Kfps=W/R為支座擺動剛度；Keff為等效剛度；Dd為支座設(shè)計位移[5]。

摩擦擺隔震支座的周期、豎向承載力、阻尼比、側(cè)向位移和抗拉力等指標(biāo)可以進行單獨控制，便于對隔震系統(tǒng)進行優(yōu)化設(shè)計。其中動摩擦系數(shù)和滑動面半徑是控制摩擦擺支座的兩個主要參數(shù)，考慮到渡槽位于8度區(qū)，本文計算時摩擦系數(shù)μ取0.1，摩擦面曲率半徑R取2.0m。

4.3 減震效果對比

采用前述計算模型引入摩擦擺隔震支座，進行非線性時程分析，對比摩擦擺支座的減隔震效果。設(shè)計地震作用下，以最大墩高6#槽墩和最小墩高9#槽墩墩底截面彎矩為例，其時程分析結(jié)果如圖8—11所示。各槽墩墩底截面的最大彎矩響應(yīng)值對比見表4，槽墩墩頂?shù)奈灰祈憫?yīng)值對比見表5。

圖8 縱向地震下6#槽墩墩底截面彎矩時程對比圖

圖9 縱向地震下9#槽墩墩底截面彎矩時程對比圖

圖10 橫向地震下6#槽墩墩底截面彎矩時程對比圖

圖11 橫向地震下9#槽墩墩底截面彎矩時程對比圖

單位：kN·m

表5 采用摩擦擺支座前后槽墩墩頂位移響應(yīng)值對比 單位：cm

上述分析表明，采用摩擦擺隔震支座后，在設(shè)計地震下可有效發(fā)揮減震耗能作用，降低槽墩墩底截面彎矩及墩頂位移的響應(yīng)，尤其在橫向地震下的減震效果更為突出。同時，隨著槽墩墩高減小，墩身剛度越大，支座對彎矩和位移最大響應(yīng)值的削減越明顯。縱向地震作用下，9#槽墩墩底最大彎矩響應(yīng)值減小達32.2%，墩頂位移減小達45.0%；橫向地震作用下，9#槽墩墩底最大彎矩響應(yīng)值減小達58.7%，墩頂位移減小達60.0%。

4.4 截面驗算

渡槽下部結(jié)構(gòu)槽墩各關(guān)鍵截面最不利內(nèi)力響應(yīng)值及校核指標(biāo)值見表6—7，支座位移及支反力響應(yīng)值見表8。

表6 縱向地震作用下墩底最不利內(nèi)力及校核指標(biāo)

表7 橫向地震作用下墩底最不利內(nèi)力及校核指標(biāo)

表8 非線性時程分析支座位移及支反力響應(yīng)值

驗算結(jié)果表明：

(1)采用減震支座后，對渡槽下部結(jié)構(gòu)內(nèi)力響應(yīng)值有較大程度的改善，基本滿足設(shè)計地震下槽墩的性能要求。

(2)縱向地震作用下4#～6#槽墩、橫向地震作用下5#、6#和12#槽墩墩底截面彎矩響應(yīng)雖超過初始屈服彎矩進入塑性，但遠小于截面等效屈服彎矩，其余關(guān)鍵截面彎矩均未超過初始屈服彎矩保持彈性。下階段可在槽墩墩底對塑性鉸潛在區(qū)域進一步展開延性配筋設(shè)計，合理設(shè)置塑性鉸，進一步改善地震作用下渡槽下部結(jié)構(gòu)的受力。

(3)在設(shè)計地震作用下，支座處于受壓狀態(tài)，并未出現(xiàn)上拔現(xiàn)象，支座承受的最大豎向動壓力為10965.1kN，縱向最大位移為12.7cm，橫向最大位移為14.5cm。因此，摩擦擺隔震支座的參數(shù)取值較為合適。

5 抗震設(shè)防構(gòu)造措施

高烈度區(qū)輸水渡槽除采用抗震支座進行結(jié)構(gòu)減隔震設(shè)計外，還應(yīng)考慮增設(shè)抗震設(shè)防構(gòu)造措施，進一步增強結(jié)構(gòu)抗震性能、提高抗震安全儲備、減小結(jié)構(gòu)構(gòu)件在地震作用下的損傷。

(1)合理設(shè)置渡槽墩臺帽梁結(jié)構(gòu)尺寸，槽體梁端至帽梁邊緣考慮足夠的安全距離，降低地震作用下落梁的風(fēng)險。

(2)在墩臺擋塊位置處設(shè)置緩沖橡膠墊塊，減緩橫向地震作用下槽體對擋塊的直接碰撞，并加強擋塊配筋。

(3)參考JGT/1302- 01- 2008，在槽墩墩底潛在塑性鉸區(qū)域進行延性構(gòu)造設(shè)計并加密箍筋配置，合理設(shè)置塑性鉸，提高延性變形能力，進一步改善地震作用槽墩和樁基受力。

(4)渡槽結(jié)構(gòu)主筋錨固長度、搭接長度及箍筋、拉筋的彎鉤形式，可參考JGT/1302- 01- 2008按照8度區(qū)相關(guān)構(gòu)造要求進行配置。

6 結(jié)論

通過對梁式渡槽進行詳細的抗震分析和減隔震設(shè)計，可得到以下主要結(jié)論：

(1)渡槽結(jié)構(gòu)的線性時程分析結(jié)果表明，由于工程區(qū)地震基本烈度達8度，在縱向、橫向地震作用下，大部分槽墩墩底最大彎矩響應(yīng)值已超過截面等效屈服彎矩，下部結(jié)構(gòu)不能滿足設(shè)計地震下的構(gòu)件性能要求成為薄弱環(huán)節(jié)，需采取有效的減隔震措施進行減震耗能設(shè)計。

(2)渡槽與橋梁結(jié)構(gòu)具有高度的相似性，而橋梁抗震領(lǐng)域的理論與實踐經(jīng)驗相對完備，可考慮將橋梁抗震領(lǐng)域被廣泛采用的減隔震支座引入渡槽結(jié)構(gòu)中進行減震設(shè)計。

(3)采用減震支座后的非線性時程分析結(jié)果表明，摩擦擺隔震支座在設(shè)計地震下可有效發(fā)揮減震耗能作用，降低墩底截面彎矩及墩頂位移的響應(yīng)值，尤其在橫向地震下的減震效果更為突出，較大程度地改善了渡槽下部結(jié)構(gòu)受力。

(4)高烈度區(qū)輸水渡槽除引入抗震支座進行減隔震設(shè)計外，還可借鑒橋梁工程中的相關(guān)抗震設(shè)防構(gòu)造措施，進一步提高下部結(jié)構(gòu)抗震安全儲備。

(5)摩擦擺支座雖有很好的隔震效果，但地震作用下殘余變形較大，無法實現(xiàn)完全自復(fù)位，震后需進行更換，且本文非線性分析中采用的支座非線性參數(shù)對支座技術(shù)要求較為苛刻。后續(xù)可根據(jù)輸水渡槽自身結(jié)構(gòu)特點，開展對減隔震支座的專門研究，選用更加合理的減隔震支座。