李 軍,崔德浩,游 日,郝 潔,潘文明

(1.南京水利科學研究院 水文水資源與水利工程科學國家重點實驗室,江蘇 南京 210029;2.河海大學,江蘇 南京 210024;3.深圳市東江水源工程管理處,廣東 深圳 518000)

渡槽是輸送渠道水流跨越河渠、道路、山谷的架空輸水建筑物,具有水頭損失小、工程運行維護方便等優(yōu)勢,自古以來就在各類輸調(diào)水工程中得到了廣泛采用。近年來隨著南水北調(diào)等大型調(diào)水工程的興建,現(xiàn)代渡槽擔負著實現(xiàn)大跨度和大流量的設計要求,是極為重要的生命線工程。渡槽的安全性尤為重要,一旦破壞其直接和間接損失不可估量。文獻[1]根據(jù)收集的資料統(tǒng)計分析了國內(nèi)部分渡槽破壞實例,指出渡槽破壞原因主要包括地震、風致、水毀、耐久性問題(包括混凝土碳化、止水老化、凍融、腐蝕、水流沖刷、土體凍脹、不均勻沉降等)、超載破壞及設計不合理或施工質(zhì)量差等。

部分渡槽根據(jù)地形條件必然選擇跨河布置,如特大型輸水工程的南水北調(diào)中線一期工程總干渠,采用渡槽形式跨越天然河道的就有26座[2]。對于通航河道而言,跨河渡槽在一定程度上惡化了船舶通航環(huán)境,隨著近年來水運交通的飛速發(fā)展,以及船舶噸位的不斷增大,船舶撞擊渡槽的風險與日劇增,但由于其具有突發(fā)性特點,國內(nèi)水利行業(yè)在這方面的研究開展較少,主要研究工作集中在公路和水運領域。

文獻[3]對1444—2008年有倒塌記錄的航道橋梁進行統(tǒng)計,指出造成倒塌的原因第一位是洪水,第二位是船撞,第三位和第四位分別是設計和施工。文獻[4]總結并分析了2019年度船撞理論分析模型、船撞風險評估指標體系、船撞預警研究和智能化管理系統(tǒng)等方面的研究進展,指出設計過程中需要采用合理的船舶撞擊力設防標準,加強結構設計,加設防撞裝置和主被動監(jiān)測防控系統(tǒng)。文獻[5-6]選取不同船型載況、船舶船速、通航水位、碰撞角度、基礎形式等因素對船撞力的影響進行分析,研究船橋碰撞能量轉(zhuǎn)換關系,對船撞力計算公式提出改進方法。文獻[7]將船撞力計算方法分為靜力計算公式、動力簡化計算模型、高精度有限元仿真等3 種,指出現(xiàn)階段以靜力計算方法為主,動力簡化計算方法以及高精度有限元計算方法主要用于校核工作。文獻[8]將船橋碰撞仿真計算劃分為材料本構模型選取、有限元模型網(wǎng)格劃分、流體介質(zhì)處理、摩擦作用處理和土體結構相互作用處理5個方面開展船舶撞擊力研究。文獻[9]以動量守恒定律為基礎,試算輸入不同簡化撞擊力和時間荷載曲線,提出基于有限元模型分析船撞結構損傷破壞的數(shù)值分析方法。文獻[10-11]分別研究了側向沖擊作用下鋼管混凝土結構柱抗沖擊承載力計算方法、鋼筋混凝土圓形橋墩動態(tài)抗裂性能與開裂荷載計算方法。文獻[12]深入分析高樁橋墩船撞沖擊力的動態(tài)特征、高應力區(qū)域的分布和其應力動態(tài)時程,探討了高樁橋墩撞擊沖擊下的高危損傷區(qū)域分布。文獻[13]結合工程實例,通過對國內(nèi)外不同規(guī)范公式計算結果的比較,推薦采用參考鐵路規(guī)范計算的船舶撞擊力作為船舶撞擊力進行設計。文獻[14]對船舶橫橋向與順橋向撞擊下橋墩樁基的受力進行分析。文獻[15]研究了樁基、承臺和墩柱在船橋碰撞中的沖擊響應一般規(guī)律和特點。

和橋梁結構類似,渡槽支承體系對維持渡槽的結構穩(wěn)定性,地基適應性和結構抗震穩(wěn)定性等具有關鍵作用。考慮到部分跨河渡槽由于建設年限較早,其下部支承結構在設計過程中并未考慮船舶撞擊荷載的作用,或雖有考慮但是其安全系數(shù)不夠。船舶撞擊不僅導致支承構件和船舶損傷,還會帶來巨大的經(jīng)濟損失和惡劣的社會影響,造成嚴重后果。

本文針對船撞渡槽支撐結構研究較少的狀況,以某跨河渡槽樁柱支承結構受到船舶撞擊后出現(xiàn)的結構破壞實例,開展側向撞擊荷載作用下渡槽樁柱式支承結構損傷安全檢測與評價,提出了結構損傷安全評價的內(nèi)容、方法和技術路線,并通過現(xiàn)場檢測獲取定量數(shù)據(jù),然后基于有限元計算開展損傷仿真分析,最后提出修復策略,可為類似情況的渡槽安全鑒定評價方法提供指導思路,同時也可為渡槽防撞設計和維修加固提供參考依據(jù)。

1 渡槽及碰損基本情況

1.1 跨河渡槽主要結構型式

某水利樞紐工程規(guī)模為大(2)型,其跨河渡槽結構型式為預應力鋼筋混凝土簡支梁式,槽身斷面為箱式,共22跨,跨度33.4 m。渡槽跨河部分支承結構為排架式,鋼筋混凝土灌注樁基礎,每組雙排四根布置,樁徑1.2 m,樁長15.85～28.55 m,排架間設有兩層橫系梁,排架頂端設有承臺梁。

排架柱布置型式見圖1,每組排架柱逆時針依次編為1、2、3、4號。

圖1 排架柱布置型式(mm)

1.2 船撞損傷概況

該跨河渡槽支承結構受到鋼質(zhì)貨船撞擊,船舶有關參數(shù)見表1。

表1 船舶主要尺度參數(shù)

當時船舶在航道中由下游向上游方向航行,處于空載狀態(tài),船首左舷直接撞擊在5號排架組下游面下層橫系梁和橫系梁上部5-1號和5-2號排架柱上,導致被碰梁柱混凝土結構破損開裂。

經(jīng)現(xiàn)場查勘,破損狀況如下:①受到船舶直接撞擊的5號排架柱和下層橫系梁除表面有大量撞痕、凹坑外,還存在破損和開裂嚴重損傷,相鄰的4、6號排架組未發(fā)現(xiàn)明顯的混凝土破損和開裂現(xiàn)象;②船舶直接撞擊區(qū)域橫系梁兩端與排架柱連接處產(chǎn)生斜向和豎向開裂,梁底混凝土破損,排架柱外側面產(chǎn)生豎向和橫向開裂,與橫系梁相連;③受船舶撞擊影響上游側兩根排架柱水上部分各出現(xiàn)兩條水平環(huán)向裂縫。

發(fā)生撞擊后船舶左首舷損壞嚴重,具體見圖2。渡槽梁柱支承結構撞擊部位見圖3、4。

圖2 撞擊后船舶受損

圖3 船舶撞擊排架位置

圖4 船舶撞擊渡槽部位示意

2 安全評價內(nèi)容與方法

為評定船舶撞擊影響,排查渡槽隱患,以全面了解該段渡槽的受損狀況,客觀評價撞后渡槽的安全性態(tài),確定該渡槽是否能夠滿足承載能力和正常使用的要求,安全評價范圍應包括被撞的排架、樁體、橫系梁和相鄰的2個排架及上部渡槽結構。

安全評價內(nèi)容包括基樁、排架、橫梁、支座、承臺、槽身等設施的損壞情況調(diào)查與量測,基樁完整性檢測,并在考慮地基-樁基的耦合及上部結構的共同作用情況下,對排架柱和基樁結構的安全性進行數(shù)值模擬計算分析,確定樁柱及上部槽身結構的損傷程度。

安全評價工作整體按照 “收集整理資料→外觀檢測→專項檢測→計算復核→安全評價”的順序進行。具體如下:①收集有關資料,包括工程設計資料、地質(zhì)勘察資料、監(jiān)測資料、船舶資料、渡槽運行資料;②采用圖示法進行描述、記錄排架、樁體及上部構件受損情況,包括混凝土撞擊損壞情況、開裂的裂縫分布情況(走向、長度、深度、縫寬等);③渡槽相關構件混凝土專項參數(shù)檢測,包括混凝土強度、保護層厚度、鋼筋銹蝕情況等;④采用低應變法檢測樁身完整性,判斷樁身水下及入土范圍內(nèi)是否存在破損;⑤對上部渡槽結構位移變形情況進行量測,掌握被撞影響范圍內(nèi)的渡槽整體變形情況;⑥結合檢測結果,在考慮地基-樁基的耦合及上部結構的共同作用情況下,對樁柱碰撞過程進行數(shù)值模擬計算分析;⑦根據(jù)安全檢測和復核計算結果對結構的安全性進行評價;⑧根據(jù)評價結果,提出維修加固處理建議。

3 現(xiàn)場調(diào)查與檢測

3.1 支承結構外觀調(diào)查結果

船舶撞擊后,對渡槽被撞的5號排架、樁體、橫系梁和相鄰的4、6號排架組及上部渡槽槽身等結構進行了詳細的外觀調(diào)查和檢測。

船舶直接撞擊區(qū)及附近區(qū)域應力集中非常明顯,導致下游側5-1、5-3號排架柱在外側面產(chǎn)生豎向和橫向開裂,與橫系梁相連,最大縫寬0.3 mm,為深層裂縫;下游側橫系梁兩端與排架柱連接處產(chǎn)生斜向和豎向開裂,梁底混凝土破損,見圖5。

圖5 直接受撞的橫系梁與排架柱連接處開裂

受船舶撞擊影響,上游側5-2、5-4號排架柱水上部分各出現(xiàn)兩條水平環(huán)縫,其中上層裂縫出現(xiàn)在柱頂與下層橫系梁連接處,環(huán)向開裂并已貫穿柱身,最大縫寬分別為1.76、2.06 mm,局部混凝土剝落;5-2、5-4號柱下層裂縫分別距上層裂縫約42、90 cm,環(huán)向開裂,尚未貫穿柱身,最大縫寬分別為1.02、0.71 mm,縫長約為柱周的70%、50%,見圖6。

圖6 上游側排架柱環(huán)向開裂

5號排架組下層左側和右側橫系梁均在靠近上游側排架柱端部出現(xiàn)豎向貫穿裂縫,最大縫寬分別為0.55、0.49 mm。排架柱下部處于水位變化區(qū),長期受海潮漲落影響,鋼護筒表面遍布銹包和蝕坑。鋼護筒表面未見明顯碰撞、撕裂、裂縫等損壞情況。下層橫系梁以上部位的排架柱、上層橫系梁及承臺鋼筋混凝土結構外觀完好,輕微砂化,無明顯質(zhì)量缺陷。

3.2 槽身外觀調(diào)查結果

從外部觀測,5號排架柱上方渡槽槽身混凝土外觀基本完好,上游側底部有一處漏水。在槽身頂板上下游側和中間伸縮縫部位各測量一點,伸縮縫寬度分別為29.2、30.3、26.6 mm,無明顯差異和變化規(guī)律。

渡槽排空后檢測人員進入渡槽內(nèi)部進行檢測,槽身內(nèi)部混凝土完好,未見破損和開裂。5號排架上方渡槽下游側伸縮縫完好;上游側伸縮縫輕微損傷,常水位上20 cm處混凝土局部剝裂;底板伸縮縫接近上游側部位有一處表層混凝土開裂,手剝即脫落,為漏水點;頂部伸縮縫填充材料局部脫落,漏光。

3.3 裂縫深度檢測結果

采用無損的跨縫平測超聲波法測試裂縫深度,同時選取一條裂縫騎縫取芯測試比對。檢測時先在構件完好部位進行混凝土波速測試,測得平均波速為3 900 m/s,再進行跨縫測試,換能器間距分別為100、150、200 mm進行測試。

騎縫取芯所測的裂縫深度和超聲法檢測結果相吻合,裂縫深度檢測結果見表2。經(jīng)判別,上游側5-2、5-4號排架柱,左、右側5-12、5-34號下層橫系梁環(huán)向裂縫均為貫穿性裂縫;下游側5-1、5-3號排架柱橫豎向裂縫為深層裂縫。排架柱環(huán)向裂縫騎縫取芯情況見圖7。

3.4 基樁完整性檢測結果

采用低應變反射波法檢測基樁水下部分完整性,包括直接被撞的5號和相鄰的4、6號共3個排架組12根鋼筋混凝土灌注樁。經(jīng)檢測,5-2號基樁在測點以下約3.1 m處存在輕微缺陷,5-4號基樁在測點以下約14.2 m處存在輕微缺陷,但不會影響樁身結構承載力的正常發(fā)揮,可判定為Ⅱ類樁;其余10根基樁樁身完整,均判定為Ⅰ類樁。檢測結果表明本次船舶撞擊對于基樁水下部分沒有造成明顯的破壞,樁身完整。

3.5 渡槽鋼筋混凝土結構參數(shù)檢測結果

采用回彈法檢測混凝土抗壓強度,測試前用磨光機打磨混凝土表面,去除浮漿和疏松層,并取一組3個芯樣對回彈測值進行修正。

其中回彈法所測的排架柱和下層橫系梁混凝土抗壓強度推定值在23.7～47.8 MPa,修正值在23.9～48.3 MPa,推定值和修正值均高于設計值(原設計混凝土標號為250號,按照現(xiàn)行規(guī)范換算設計強度等級為C23),滿足設計要求。具體見表3。

表3 混凝土構件抗壓強度

3.6 渡槽位移量測結果

利用渡槽現(xiàn)有頂部水平位移監(jiān)測點,采用全站儀進行觀測。結合被船舶撞擊前觀測資料,受撞擊后5號排架柱上部渡槽頂部水平位移基點發(fā)生了較大的水平位移,槽身頂部伸縮縫左右兩側位移基點向上游側偏移量分別為41.4、41.1 mm。其他跨槽身測點水平位移變化不明顯。

利用渡槽現(xiàn)有頂部垂直位移監(jiān)測點,采用電子水準儀進行觀測。結合被船舶撞擊前觀測資料,受撞擊后5號排架柱上部渡槽頂部沉降量在6.18～7.13 mm,其余測點沉降量均在0.78～3.24 mm,說明船舶碰撞造成渡槽槽身產(chǎn)生了一定的垂直位移。

4 樁柱損傷有限元數(shù)值分析

4.1 地質(zhì)條件

渡槽所在范圍內(nèi)地基覆蓋層上部主要由淤泥、淤泥與含泥中細砂互層、淤泥與含泥砂礫石互層及淤泥質(zhì)粉土和粉質(zhì)黏土層(Q4)組成,厚18～24 m,其中淤泥、淤泥與含泥中細砂互層厚度較大,厚度一般在8～18 m。

覆蓋層中部為砂礫石(Q4)松散—稍密,粒徑以3～8 cm為主,底部2～3 m,粒石徑以5～8 cm為主,本層頂板高程一般在-8.0～-22.5 m,厚7.0～18.0 m。覆蓋層下部為含泥砂礫石,稍密—中密,粒徑以2～8 cm為主,部分礫卵石呈強風化,泥質(zhì)膠結,頂板高程-25.0～-30.0 m,厚度大,最厚達39 m。

基巖為流紋斑巖,全風化帶厚1～4 m,局部達10 m,強分化帶厚2～5 m。以砂礫石、含泥砂礫石及弱風化基巖作為鉆孔灌注樁的樁端持力層。

4.2 計算分析結果

采用有限元軟件對被船撞擊的渡槽排架建立三維有限元模型。單元網(wǎng)格劃分見圖8,共18 818個實體單元,432個樁土彈簧單元。X軸垂直于渡槽縱軸線,Y軸平行于渡槽縱軸線,Z軸為垂直向。

圖8 排架基樁模型和網(wǎng)格劃分

根據(jù)現(xiàn)場檢測結果,樁、柱的混凝土強度等級取C35,橫梁的混凝土強度等級取C23,混凝土密度2 500 kg/m3;C35混凝土彈性模量3.15×104N/mm2;C23混凝土彈性模量2.70×104N/mm2;泊松比取0.167。

在排架頂部,沿撞擊方向設置水平位移邊界條件,以模擬撞擊發(fā)生時上部結構對排架的約束。地面以下的樁表面設置樁土彈簧單元,在樁周設置水平接地彈簧,樁側設置豎直接地彈簧,以模擬撞擊發(fā)生時的樁土相互作用。水平荷載作用下,為考慮樁所受地基土體的彈性抗力作用,采用基于m法的樁土彈簧單元計算彈性樁基的作用效應。計算時不考慮橋墩與船舶碰撞的動力響應影響。

計算工況考慮自重力(槽身+槽內(nèi)水)+浮力+船舶撞擊力。其中船舶撞擊力規(guī)范計算公式包括公路規(guī)范、鐵路規(guī)范、AASHTO規(guī)范、IABSE公式以及歐洲規(guī)范等。雖然計算公式種類較多,但均與船舶撞擊時的速度和重量有關。本次船舶撞擊力根據(jù)JTG D60—2015《公路橋涵設計通用規(guī)范》漂流物撞擊力公式進行計算:

F=WV/(gT)

(1)

式中W——船舶重量,取空載排水量255.51 t;V——撞擊速度,取2.5 m/s;T——撞擊時間,取0.24 s。

經(jīng)計算可得船舶橫向撞擊力F=2 657 kN。根據(jù)現(xiàn)場檢測結果,混凝土撞損和刮痕主要位于下游面的下層橫系梁和5-1號排架柱的上下橫系梁之間,撞擊的船舶左首舷也有明顯的L型凹陷,船舶撞擊力設計值簡化為按L型線荷載分布計算。

在船舶撞擊力作用下,排架的最大橫向整體撓曲變形約為11.0 mm,位于下層橫系梁以下約 2.0 m的5-2號排架柱上,具體見圖9。超過混凝土抗拉強度的高應力區(qū)在排架上的整體分布見圖10。高應力區(qū)屬于容易發(fā)生損傷開裂的敏感區(qū)域,其分布范圍與現(xiàn)場實測排架的裂縫位置吻合度較高。

圖9 排架被撞后的整體橫向撓曲變形(m)

圖10 結構主拉應力整體分布(Pa)

其中地面以下灌注樁樁身最大拉應力1.45 MPa,位于埋深7.5 m處的5-2號灌注樁表面,此處即為地面以下的樁身最大彎矩位置。樁身最大應力小于實測的C35混凝土抗拉強度(ftk=2.20 MPa)和設計的C23混凝土抗拉強度(ftk=1.68 MPa),說明撞擊力引起灌注樁開裂的可能性較低。

地面以上排架柱高應力區(qū)靠近下層橫系梁,在距下層橫系梁以下0.5 m的5-2、5-4號排架柱表面,主拉應力可分別達到6.83、6.45 MPa。該區(qū)域內(nèi)的高主應力主要是由于排架在撞擊過程中產(chǎn)生較大的整體撓曲變形造成的,已超過C35混凝土抗拉強度(ftk=2.20 MPa)。

橫系梁高應力區(qū)位于橫系梁與排架柱交接處,撞擊過程中該位置彎矩和剪力均較大,局部應力可達5.91 MPa,已超過C23混凝土抗拉強度(ftk=1.68 MPa)。

4.3 裂縫成因分析與處理

a)水平環(huán)形裂縫。有限元分析表明5-2、5-4號排架柱最大拉應力遠遠超過C35混凝土抗拉強度,屬于容易發(fā)生損傷開裂的敏感區(qū)域。復核計算結果表明該位置柱截面的抗剪承載力能滿足規(guī)范要求,但由于排架在豎直面內(nèi)整體撓曲產(chǎn)生的彎矩超過柱截面抗彎承載力,現(xiàn)場檢測發(fā)現(xiàn)的排架柱水平環(huán)向開裂主要是由船撞后排架在豎直面內(nèi)的整體撓曲變形所產(chǎn)生的彎矩引起。

b)豎向裂縫。有限元分析表明橫系梁與排架柱交接處撞擊過程中彎矩和剪力較大,存在較高的局部應力,也屬于容易發(fā)生損傷開裂的敏感區(qū)域。復核計算結果表明該位置梁截面的抗剪承載力雖能滿足規(guī)范要求,但由于橫系梁的配筋主要集中在截面頂部和底部,截面左右兩側的配筋較少,導致橫系梁在水平面內(nèi)的抗彎能力較弱,撞擊力引起的水平面內(nèi)彎矩超過梁截面抗彎承載力,現(xiàn)場檢測發(fā)現(xiàn)的梁柱交接處的豎向開裂主要是由船撞后橫系梁在水平面內(nèi)撓曲變形所產(chǎn)生的彎矩引起。

結合現(xiàn)場檢測和復核計算結果,主要裂縫為環(huán)向貫穿性裂縫,裂縫寬度超過了規(guī)范所允許的裂縫寬度限值,排架柱結構抗彎承載力不能滿足規(guī)范要求,應進行補強和加固。

5 結語

a)客觀全面評價船撞受損的梁式跨河渡槽安全性態(tài),應在收集有關資料基礎上,開展現(xiàn)場質(zhì)量檢測,并對結構安全進行計算分析,以確定下部支承結構及上部槽身結構的損傷程度,綜合評價渡槽安全性。

b)有限元數(shù)值模擬結果表明船舶碰撞過程中渡槽樁柱的高應力區(qū)按照成因可分兩類:一類是由直接接觸載荷引起的高應力區(qū),發(fā)生在撞擊船與承臺碰撞接觸面及附近區(qū)域;另一類是由于樁柱整體彎曲變形引起,發(fā)生在樁柱與承臺連接處危險截面,仿真分析和現(xiàn)場裂縫檢測結果相吻合。

c)在類似工程遭遇船舶撞擊后現(xiàn)場檢測時應充分考慮船撞損傷分布特征,注重對高應力易損區(qū)進行重點檢測,避免有所遺漏,以確保工程安全。

d)本次檢測評價結論為工程后續(xù)處理提供了技術支撐,管理單位應對渡槽樁柱受損結構及時采取修補加固措施。