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0 引言
地面明钢管由于管材强度高、韧性好、结构受力明确、维护检查方便,适用于高内压、地质条件较差的情况,在引水调水工程中得到了广泛应用。但明钢管布置于地面,容易受到外界自然环境和地质条件的影响,比如温度变化、不均匀沉降等,为此明钢管通常在两镇墩之间设置柔性的伸缩节,支座采用滑动支座,使管道可以在轴向比较自由地伸缩,并且允许管道在横向有一定变形能力。伸缩节和滑动支座的设置使得管道结构具有较大的柔性,可能导致管道在一些特殊情况下容易发生过大位移甚至破坏[1]。例如新疆三个泉倒虹吸工程的地面明钢管,由于管身左右侧日照不均、镇墩和支墩不均匀沉降,管身发生挠曲,伸缩节变形异常。研究也表明,在遭遇地震时,明钢管容易在支座处产生较大水平滑移[2-3]。
与明钢管相似的桥梁和渡槽结构,在日照、地震作用下,也常出现支座脱空、横向爬移等问题,甚至是落梁破坏,即桥梁上部结构产生过大位移,支承结构强度和限位能力不足,梁整体移位和倾覆[4-5]。为了防止这类破坏,桥梁结构中支座通常设置限位装置[6-7]。典型的限位装置包括拉索、连接锚杆、阻挡型装置和阻尼限位装置等。相比而言,混凝土挡块、钢挡块等阻挡型装置构造简单、施工便捷、经济适用,在工程中应用更为广泛,许多学者对阻挡型装置的限位效果展开了研究[8]。Maleki[9]发现限位挡块与梁之间的相互作用是非线性的,挡块与梁之间的初始间隙是重要的影响因素;杨孟刚等[10]研究了“挡块+拉索”、拉索等不同限位装置对桥梁结构抗震性的影响;李悦等[11]研究了挡块和支座摩擦滑移相互作用对桥梁墩柱及支座性能的影响;田钦等[12]研究发现含橡胶缓冲装置的钢挡块,对减小碰撞引起的震害具有显著作用;王志刚[13]开展了限位挡块对跨断层简支梁桥抗震性能的影响研究,研究发现对于罕遇地震挡块需要具有更高强度、更大的初始间隙才能避免过早发生破坏。以上研究虽然侧重于桥梁结构,但说明支座限位装置对支座和结构受力均有重要影响。在水利水电工程明钢管结构中,平板滑动支座由于结构简单,经济性好,应用十分广泛,但支座限位装置对管道结构抗震性能的影响研究很少。
我国西南地区地质条件复杂,处于亚欧板块与印度洋板块的交界地带,地壳活动频繁,多地震灾害,水利水电工程常面临地震威胁。例如滇中引水工程全线地震基本烈度为Ⅶ—Ⅷ度,其中Ⅷ度线路长达513 km,占输水线路总长的77%,地震防护成为滇中引水工程的十大技术难题之一。修建于这些地区的地面明钢管的抗震性能则十分关键。本文基于目前的研究现状,结合某引调水工程实际,建立地面明钢管的有限元模型,考虑支座横向限位装置的影响,对地震作用下结构的响应进行了计算,探究设置限位装置的必要性及其对明钢管在地震作用下受力变形的影响。
1 工程概况及计算模型
某调水工程位于我国西南地区,跨越某河谷时采用地面明钢管结构,钢管内径3.4 m,最大内水压力为0.38 MPa。水平向设计地震加速度峰值0.3g。选取2个镇墩间的钢管作为研究对象,该段钢管全长180 m,布置2个镇墩,在上游镇墩下游侧布置一个波纹管伸缩节,钢管支承在10个滑动支座上,从上游至下游依次编号为1#—10#。波纹管选用复式加强U形波纹管,能够有效吸收两侧端管之间的相对轴向、横向位移和角位移。
根据工程实际建立了有限元模型,模型包括钢管、支承环、波纹管伸缩节和上下游混凝土镇墩、支墩,如图1所示。镇墩和支墩由实体单元模拟,钢管采用壳单元模拟,波纹管伸缩节采用梁单元模拟,梁单元的轴向刚度与波纹管轴向刚度相等。在滑动支座上下滑板间建立接触对,采用经典库伦摩擦模型模拟滑板间的接触滑移规律,摩擦系数取为0.04。坐标系x轴位于水平面内沿横管轴向,y轴竖直向上为正,z轴沿管轴向指向下游为正。
钢管和支承环、加劲环等结构用钢均采用Q345R,钢材弹性模量206 000 MPa,泊松比0.3,密度78.5 kN/m3;镇墩和支墩采用C15混凝土,弹性模量22 000 MPa,泊松比0.167,重度为25 kN /m3。钢管壁厚25 mm,支承环与钢管间设置共节点;钢管上的加劲环布置间隔2 m,厚度16 mm。
地震动力时程分析时选择EL-Centro实测波作为输入的地震波,截取加速度较大的前15 s,根据计算方案调整其幅值,加速度峰值为1.0g时的时程曲线见图2。本文计算中不考虑结构与地基的相互作用和地震动的空间效应,仅考虑横管轴向地震波的影响,即地震波在x向输入。水体仅考虑其惯性的影响,简化为管壁的附加质量。钢管承担的静力荷载主要有重力和内水压力,在动力分析前,先进行静力分析,以结构静力平衡状态作为动力分析的初始条件。
为了分析明钢管支座横向限位装置的影响,首先对未设置限位装置的情况进行了计算。根据未设置限位情况下的结构变形,确定支座的限位值,然后再对限位情况下明钢管结构的地震动力响应开展计算。
2 不设限位装置明钢管结构响应分析
本节首先对不设置限位装置的明钢管结构的地震响应进行了分析,计算中考虑不同的地震强度,水平加速度分别取0.1g、0.2g、0.3g、0.4g。管道在两端设有镇墩,对管道起固定作用,在地震作用下,镇墩及埋于镇墩内部的管道动力响应很小,镇墩之间的管道动力响应比较明显。图3给出了各支座上滑板加速度峰值相对于输入地震波加速度峰值的放大系数。从图3可以看出,管线的加速度大致呈现从镇墩向管段中部逐渐增大的趋势,在6#支座处达到最大。加速度放大系数随着地震加速度的增大而增大,在6#支座处,随着地震加速度由0.1g增大至0.4g,加速度放大系数由1.48增加至3.39。1#支座靠近伸缩节,伸缩节处约束较小,加速度放大系数比临近的2#和3#支座稍大。
在水平方向,钢管以静力平衡位置为中心,在横向发生往复运动,支座上下滑板之间产生了较大的相对滑移,相对滑移的距离称为支座的滑移量,各支座的最大滑移量如图4所示。由于镇墩的约束,横向滑移量呈现出端部小中间大的变化趋势,基本在3#—5#支座处达到最大。随着地震加速度的增大,支座的最大滑移量也随之增大。当地震加速度峰值为0.1g时,支座滑移量在15 mm以下;地震加速度峰值为0.2g时,大多数支座滑移量峰值在30 mm以上,最大值达到42.1 mm;地震加速度峰值为0.3g时,50%支座滑移量峰值在60 mm以上,最大值达到73.8 mm;地震加速度峰值为0.4g时,有4个支座滑移量峰值在100 mm以上,最大值达到114.9 mm。对比不同地震烈度条件下的结构响应量,加速度峰值的增加对其横向加速度和支座滑移量的影响并不是线性的,随着地震强度增加,对结构的影响程度也会增加。
由上述计算结果可知,对明钢管这种管线长、跨度大的结构,横向刚度较低,地震作用下结构受惯性作用发生左右摆动,引起较大的支座横向滑动,容易导致结构的稳定性降低,即使管道不从支座上滑落,也容易造成结构向一侧倾斜,成为支座和管道破坏的隐患。因此,对建设于高烈度地震区的明钢管,对滑动支座进行限位也显得十分必要。另外需要指出的是,虽然钢管结构产生了较大的位移,但由于波纹管伸缩节和滑动支座的设置,钢管受到的约束小,钢管的应力和静力工况比较接近,增加幅度较小。
3 限位装置对明钢管结构地震响应的影响
当明钢管横向位移较大时,容易产生从支座滑落、伸缩节变形过大等问题,常常设置限位装置。由于限位挡块结构型式简单,造价低廉,在水利工程中应用较多,本文主要探讨挡块这种限位装置。本节对支座分别设置10、30、50 mm的横向限位,计算在不同限位条件下明钢管结构的响应,由于篇幅限制,仅列出输入峰值加速度为0.3g的结果。
在支座设置了限位装置后,支座的横向滑移量被限制在一定范围内,直接影响了结构的响应。图5(a)为1#支座不同限位条件下1~6 s横向滑移量时程曲线,在该段时间内,结构的响应较大。从图5(a)可知,在初始阶段,加速度较小时,支座滑移量较小,设限位和不设限位方案支座的滑移量时程曲线重合,当达到限位值后,支座的滑移量就在限位值内波动。当管道的横向运动被约束住后,其加速度响应也会产生变化。图5(b)绘制了1#支座不同限位条件下1~6 s横向加速度时程曲线。从图5(b)可知,当支座滑移量达到限位值后,与限位挡块发生碰撞,支座短时间内产生了较大的加速度,数值可超过100 m/s2。限位值越小,管道结构受到的约束越大,碰撞引起的加速度脉冲次数越多,产生加速度越大。
在地震过程中,当支座滑板与限位挡块接触后,位移迅速减小,加速度发生突变,支座上方钢管由于惯性要继续运动,支承环将约束钢管,钢管和支承环的应力均将增大。表1列出了不同限位条件下,钢管和支承环的Mises应力峰值,以及1#和5#支座所受横向力的峰值。当无限位时,地震作用下钢管和支承环的应力比静力工况有所提高,由于管道的横向变位较大,管腰处应力增加幅度最为明显。设置限位后,随着限位值的减小,钢管和支承环的应力随之增大。其中钢管应力增加的幅度相对较小,而支承环应力则有明显增加。无限位时,支承环最大应力为198.8 MPa,限位50 mm时,最大应力增加至372.3 MPa,限位10 mm时,最大应力则增至420.3 MPa。不限位时,管道与支座的运动基本是同步的,支承环和管道的受力条件相对较好,但容易产生较大横向位移;而采取限位措施后,管道的横向位移通常大于支座,使得支承环底部承受较大的弯矩,应力有大幅增加。
表1 不同限位条件下结构受力峰值Table 1 Peak values of structural stress and forces under different restrain conditions |
| 方案 | 钢管Mises 应力/MPa | 支承环Mises 应力/MPa | 1#支座横 向力/kN | 5#支座横 向力/kN |
|---|---|---|---|---|
| 无限位静力 | 86.5 | 155.9 | 4.2 | 9.1 |
| 无限位地震 | 112.4 | 198.8 | 48.3 | 83.2 |
| 限位10 mm地震 | 230.6 | 420.3 | 428.5 | 445.5 |
| 限位30 mm地震 | 181.4 | 395.7 | 402.5 | 443.6 |
| 限位50 mm地震 | 153.7 | 372.3 | 327.5 | 464.2 |
4 限位挡块设置软垫层的效果
根据第3节的计算,当支座滑块与限位挡块直接碰撞时,会产生瞬时的冲击力,对支座结构的安全不利。另外,一般情况下,支座设计允许横向力仅为允许竖向力的20%左右,过大的横向力将给支座的设计带来困难。为了减小支座和限位挡块碰撞的不利影响,本节在限位挡块与支座滑板的接触面上设置一层软垫层进行计算,软垫层厚度为5 mm,弹性模量为3 MPa。设置软垫层后,结构的位移响应和未设置之前接近,而加速度和应力则与未设置之前有明显变化。
图7(a)为设置软垫层后1#支座滑板加速度时程曲线。与图5(b)对比可知,设置软垫层后,由于滑板与限位挡块碰撞接触引起的加速度脉冲消失了,且不同限位情况下结构的加速度响应十分接近。设置软垫层后不同限位条件下钢管和支承环最大应力,1#和5#支座最大横向力列于表2,1#支座横向力和竖向力比值随时间的变化曲线见图7(b)。与不设置垫层的情况相比,钢管的应力以及支座所受的横向力大幅减小,尤其是限位50 mm的方案,结构受力最大值已十分接近无限位方案。限位30 mm和50 mm条件下,1#支座横向力和竖向力的比值基本在-0.04~0.04之间,支座横向力和竖向力的关系符合库伦摩擦模型,对支座受力有利。限位10 mm条件下,该比值虽然在部分时刻较大,接近0.1,但与不设垫层的情况相比,该数值也大大减小,减幅可达70%以上。
图7 设置软垫层后1#支座特征曲线Fig.7 Characteristic curves of 1# sliding support with soft cushion installed |
表2 设置软垫层后结构受力峰值Table 2 Peak values of structural stress and forces under different restrain conditions with soft cushion installed |
| 方案 | 钢管Mises 应力/MPa | 支承环Mises 应力/MPa | 1#支座横 向力/kN | 5#支座横 向力/kN |
|---|---|---|---|---|
| 限位10 mm地震 | 149.4 | 315.5 | 105.4 | 124.7 |
| 限位30 mm地震 | 123.6 | 238.9 | 62.5 | 98.4 |
| 限位50 mm地震 | 118.3 | 196.5 | 48.1 | 87.1 |
5 结论
(1)由于伸缩节和滑动支座的设置,地面明钢管横向的刚度较小,而钢管和管内水体的惯性较大,地震作用下管道结构容易产生较大的横向位移,若不设置侧向限位装置,在强震中容易造成管道的倾斜和滑落。
(2)当支座设置限位装置后,在地震中支座的运动会突然受到限制,支座滑板与限制装置会产生剧烈碰撞,引起钢管结构加速度和应力、支座横向受力急剧增大,支座限位值越小,影响越明显。
(3)限位装置的设置可以使明钢管结构的变位控制在允许范围内,但也使管道结构,特别是支承环和支座的受力条件恶化,因此限位值的确定应同时考虑结构位移和受力两个方面的要求。
(4)在支座限位挡块与支座滑板接触面上设置一层软垫层材料,可起到缓冲的作用,有效降低地震中滑板和限位挡块碰撞引起的加速度和冲击力。