拱形支撑关键技术在渡槽加固中的研究应用

卢陈涛，练继建

(1.天津大学 水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300072；2.天津大学 建筑工程学院，天津 300072；3.浙江珊溪经济发展有限责任公司，温州 325000 )

引水渡槽作为当前国内引导水资源实现合理利用及调配的重要架空输水建筑物，在水利工程中属于应用非常广泛的交叉构筑物。在我国，很多地区的引水渡槽修建于上世纪七八十年代，年久失修，导致引水渡槽结构存在着不同程度的问题，典型的如渗漏、沉陷等，危及到引水渡槽的正常运行，甚至会酿成安全事故。

混凝土结构渡槽常见的加固方法有，增大截面法、外贴钢板法、粘贴碳纤维加固法、增设支点加固等方法。近年来国内学者边伟、王元凌等研究了环氧补强技术在渡槽加固方面的应用，重点对环氧粘钢补强、环氧混凝土砂浆加固、环氧基液防渗、环氧玻璃丝布防腐等施工工艺、工序安排以及具体的工艺操作进行了分析[1]。阮永怀等进行了FRP加固渡槽设计，研究了利用FRP高强度纤维材料对渡槽的加固技术，通过渡槽槽身的复核计算，确定加固部位及材料使用量，建立了具体的渡槽加固方案[2]。郭俊晟等对靖会灌区高排架钢筋混凝土结构渡槽裂缝产生的原因进行了分析，并提出了加固补强技术，主要利用了环氧聚合物材料进行加固，在一定程度上提升了渡槽的使用寿命[3]。刘志芳等对山西禹门口引黄灌区渡槽加固处理技术进行了研究，经过对渡槽状态的检测与评估，提出具体的加固方案，并在加固技术之后进行了通水观察与计算，发现加固方案有效提升了渡槽过流能力，运行水位也明显下降[4]。

结合针对丁岙渡槽出现表面渗漏、渗水等问题，提出拱座支撑加固方法，并对其受力进行研究分析。同时对槽身裂缝进行修补，为今后渡槽加固提供借鉴。

1 工程概况

赵山渡引水工程坐落于浙江省温州市龙湖镇西北的赵山渡，距离温州有 87 km，距瑞安市 41 km。赵山渡引水工程是珊溪水利枢纽工程的组成部分，位于飞云江下游，是一座以供水、灌溉为主并兼顾发电/防洪的综合利用水利工程。年供水总量 7.3 亿 m3，设计供水流量 36 m3/s，加大供水流量 39 m3/s。

丁岙渡槽作为赵山渡供水渠系北干渠上重要的建筑物之一，坐落于乌岩脚隧洞的进口与桐溪渡槽中，全长350 m，共有12跨，其中顺水流方向1-11槽段长各30 m，第9槽段长20 m，设计流量23 m3/s，校核流量24.70 m3/s。渡槽槽身为300#钢筋砼4.90 m×3.80 m薄壁矩形箱式结构，底板和侧墙的厚度均为30 cm，顶板的厚度为20 cm。支座基础均由250#钢筋混凝土墩帽和灌注桩组成。槽身伸缩缝设橡胶与铜片两道止水，由钢板和螺栓固定。

2 渡槽裂缝成因分析

2.1 建设角度分析

丁岙渡槽建设于20世纪90年代，受当时的建设条件和材料技术水平的限制，很多方面存在着不足之处。

2.1.1 理论基础不成熟

20世纪90年代，混凝土薄壁矩形渡槽处于发展阶段，各种设计计算理论尚处于发展完善阶段，并且缺乏相应的设计规程规范。

丁岙渡槽为大跨度薄壁箱形结构，也是传统的渡槽结构型式，由于没有专门的渡槽设计规范，设计时仍采用常用的一般结构力学和钢筋混凝土结构进行设计计算。而实践表明，传统渡槽开裂是较为普遍的情况，以至于在《灌溉与排水渠系建筑物设计规范》(SL482-2011)中，有“无槽不裂”的描述[5]。

2.1.2 建设条件限制

受当时建设条件的限制，丁岙渡槽在施工图设计阶段的结构尺寸、混凝土强度、钢筋用量等方面安全余度较小，再加上当时的施工工艺较为简单，如没有采取任何温控措施以及施工过程中缺乏监测等，可能导致渡槽的实际受力与设计计算的假定有所偏差。

2.2 结构复核角度分析

按现行规范(《水工钢筋混凝土结构设计规范》(SL191-2008))、渡槽实际配筋量对丁岙双悬臂箱形结构渡槽进行承载力复核，渡槽纵向结构复核支座正截面承载力、裂缝宽度控制、悬臂端挠度验算满足要求，但支座斜截面抗剪计算及支座抗裂不满足要求[6]；按深受弯构件计算时除竖向裂缝验算不满足要求外，其余参数满足要求。

图1 槽身侧墙典型裂缝图Fig.1 Typical crack map of side wall of aqueduct

横向结构复核顶板正截面承载力、侧墙正截面承载力、顶板斜截抗剪计算、侧墙斜截抗剪计算、底板斜截抗剪计算、顶板抗裂、侧墙抗裂、裂缝宽度控制验算满足要求，但底板正截面承载力及底板抗裂验算不满足要求。

每一跨在支座部位的侧墙两侧均存在裂缝，方向为垂直水流方向，裂缝具有明显的规律性，分析其原因主要为支座斜截抗剪计算不满足要求从而在支座两侧产生斜裂缝(图1)。

3 渡槽加固关键技术

3.1 拱形支撑加固设计原理

拱型支撑加固法是利用拱型结构良好的受力性能，结合悬索桥的工作原理，在渡槽上施加竖直向上的拉力，使其分担渡槽部分的压力，提高结构承载力，达到改善渡槽结构应力状态的目的。拱型加固法的施工作业面在渡槽上部和两侧，施工空间大、简单方便，且该方法施加在渡槽上的拉力可以根据需要进行调节和控制，很好的解决了受力不均的问题，大大改善了渡槽结构的应力分布。

3.2 拱型支撑加固主要内容

该方法用于本次渡槽除险加固的主要工作内容为：(1)在原渡槽支座处采用自锁锚杆增设C30砼支座，DN300拱型钢管作用在增设支座上，对称分布在渡槽两侧；拱型钢管高度根据相邻支座处的距离而定。两侧拱型钢管采用DN200钢管连接。(2)采用Q345DN100拉杆将拱型钢管和渡槽相连，渡槽底面采用横向工字钢与垂直拉杆连接，拉杆对称布置。

3.3 受力情况分析

拱形支撑加固方案见下图2～图4，在原渡槽支座处采用自锁锚杆增设C30砼支座，DN300拱型钢管作用在增设支座上，对称分布在渡槽两侧，两侧拱型钢管采用DN200钢管连接。采用Q345DN100拉杆将拱型钢管和渡槽相连，渡槽底面采用横向工字钢与垂直拉杆连接，拉杆对称布置[7]。

针对钢拱架自重与施工荷载共同作用的变形与内力，重点分析渡槽底面增设支座浇筑阶段的变形与内力。各杆件的弹性模量均取210×109N/m2，泊松比0.3，密度为7 850 kg/m3，在拱架自重与施工荷载共同作用下，第一阶失稳模态为拱架的竖向反对称失稳，对应的稳定系数为8.12；第二阶失稳模态为拱架的横向对称失稳，其中相对的稳定系数为8.79；第三阶段失稳模态为拱架拱脚段的部分横向失稳，对应的稳定系数为9.1.通过计算分析表明，拱架的一阶失稳模态对应的稳定系数为8.12，远大于5。由此可知在拱架自重和施工荷载的的共同作用下，拱架的稳定性满足规范要求。

图2 拱型支撑加固立面图Fig.2 Arch support reinforcment vertical view

图3 拱型支撑加固平面图Fig.3 Arch support reinforcement plan view

3.3.1 拱端推力

金潮港、张染、固前、丁岙渡槽均为等跨双悬臂结构，因此各跨承担的竖向荷载相同，产生的拱端推力在支座两侧对称相等，支座两侧全部加拱后理论上不会对支座产生水平推力。采用接近半圆形的拱架， 其施工是单跨产生的水平推力也较小。

3.3.2 新设支座处受剪承载力

在跨中设置的竖向拉杆承受的竖向力是可调的，可根据受力情况进行调整，拱形支撑并不承担渡槽的全部荷载或主要荷载，其主要目的是将渡槽小部分荷载通过拱形梁传至渡槽支座，从而辅助减小渡槽在支座处的剪力，达到使渡槽自身减载的目的。因此，新设支座处的受剪力可控制在植入锚杆的受剪承力范围内。

图4 拱型支撑加固剖面图Fig.4 Arch support reinforcement cutaway view

3.3.3 支座处桩基竖向承载力

拱形支撑施加后，实际上是把渡槽的部分荷载通过拱架传给支座，从而减小渡槽在支座处的弯矩和剪力，总体上只给支座增加了拱架自身的自重，完全在桩基的承受范围内，因此，对渡槽支座处桩基的竖向承载力并没有大的影响。

3.4 拱座内力计算

运用结构力学法对渡槽进行详细计算，丁岙渡槽每根拉杆的拉力为约85 kN，6根拉杆共510 kN，每跨钢管有两个支座支撑，一个支座上的力为255 kN，拱形钢管与支座的夹角分别按照80°进行计算[8]。

3.4.1 拱端水平推力及竖向力计算

水平方向分力：F水平=255 kN×sin(10°)=44.28 kN；竖直方向分力：F竖直=255 kN×cos(10°)=251.13 kN。计算可知加固过程中，拱支撑会对桩基产生水平向的荷载，水平分力最大值约为44.28 kN，在桩基的水平承载力范围内，施工完成后，桩基两侧的水平力会互相抵消，因此对桩基的影响较小且影响主要集中在施工过程中。

3.4.2 竖向抗剪验算

表1 丁岙渡槽槽身的均布荷载设计值Tab.1 Design value of uniformly distributed load of Dingao aqueduct

在锚固长度达到要求的条件下，JCM335-30自锁锚杆单根抗剪力设计值125.3 kN，本次在拱端支座处设置JCM335-30自锁锚杆6根，可提供的抗剪能力为：125.3 kN×6=751.8 kN。支座一侧的的拱端竖向力为：251.13 kN×2=502.26 kN；抗剪安全系数K=751.8 kN/502.26 kN=1.497。因此，拱座竖向抗剪承载力满足要求。

4 加拱形支撑后渡槽受力分析

4.1 荷载工况组合

结合渡槽运行的实际情况，考虑槽身自重、人群荷载、槽身水重等，计算充分考虑拱形结构对渡槽结构向上的支撑力，并将其换算成向上的均布荷载作用在渡槽结构上(表1)。

表2 丁岙渡槽双悬臂槽身纵向内力值Tab.2 The longitudinal internal force of the double cantilever slot body of Dingao aqueduct

4.2 内力计算

内力计算结果见下表2。工况一为设计水深(2.76 m)，工况二为加大水深(2.99 m)(表2)。

4.3 承载能力极限状态分析

因为渡槽槽身横向计算时，竖向分布钢筋作为受力钢筋，因此不能兼做斜截面受剪钢筋，因此Vsv=0。斜截面受剪承载力计算见表3。

表3 各工况双悬臂槽身纵向斜截面受剪承载力Tab.3 Longitudinal oblique section shear bearing capacity of double cantilever

4.4 正常使用极限状态验算

(1)竖向裂缝验算(表4)

表4 各工况双悬臂槽身竖向裂缝抗裂验算Tab.4 Check calculation for crack resistance of vertical cracks in double cantilever slots

(2)斜裂缝验算(表5)

表5 各工况双悬臂槽身斜裂缝抗裂验算Tab.5 Check calculation for crack resistance of vertical cracks in double cantilever

通过拱形支撑分担渡槽部分荷载后，对渡槽承载能力极限状态和正常使用极限状态分析验算，无论是弯矩还是剪力均满足规范要求。对不同运行工况下其截面的抗裂程度符合标准，满足设计要求。计算表明该方法使渡槽承载能力和结构刚度有提高作用，是比较可靠的。

5 渡槽加固有限元分析

计算软件采用ANSYS有限元分析软件，对拱型支撑法加固后丁岙段渡槽进行有限元计算，计算采用三维立体模型，计算工况为渡槽设计水深运行工况。以下为丁岙渡槽拱形支撑加固后的计算成果列表及云图(表6和图5)。

表6 丁岙渡槽加固前后有限元分析计算结果对比情况Tab.6 Comparison of the finite element analysis and calculation results reinforcement of the Dingao aqueduct

根据以上有限元分析成果可知，丁岙渡槽跨中部位属变形范围最大区域，竖向位移最大值达1.46 mm，侧墙支座处及侧墙和顶板交接处属较大应力分布区域，分别达1.9 MPa和1.57 MPa。而通过现场实际检查，渡槽支座、侧墙及顶板交接处也是裂缝集中区域，与有限元分析相符。经拱形支撑法加固后，其槽身竖向位移以及区域拉应力均有不同程度的降低，因此说明渡槽经除险加固后槽身应力分布得到了很好的改善。

5-a 渡槽竖向位移变形图 5-b 渡槽第一主应力分布图(拉应力为正，压应力为负，下同)

5-c 渡槽垂直水流方向应力分布图 5-d 渡槽顺水流方向应力分布图图5 丁岙渡槽拱型支撑加固有限元分析云图Fig.5 Finite element analysis cloud chart for arch support reinforcement of Dingao aqueduct

6 裂缝加固处理技术措施

裂缝及渗水问题处理方式相对单一，技术较为成熟。因此本次裂缝及渗水问题处理直接采用对渡槽槽身已有裂缝进行封闭，槽身进行防渗的处理方式。

6.1 槽身细裂缝封闭处理

为减少加固处理过程中对原结构的影响，已有槽身裂缝处理采用沿缝贴灌浆盒，缝内部用环氧灌浆填注，表面采用涂层处理[9]。 主要施工流程：检查定位——沿缝贴灌浆盒——封缝埋管——灌浆填充——缝面封闭。本工程对灌浆材料选择市场可方便购买材料有：①HK-G-4低粘度改性环氧灌浆材料；②一般性环氧灌浆材料。而一般性环氧灌浆材料存在抗紫外线弱、易老化，材料粘度强度差，部分材料存在毒性等诸多问题。因此，不宜采用。

6.2 槽身防渗处理

槽身整体防渗方法是在渡槽过流侧设置高性能涂层，隔离阻断渠水进入结构混凝土裂缝，排除渗水对结构钢筋及混凝土的侵蚀，同时保护混凝土面不受水流冲蚀，结构内连续的涂层也使各结构缝止水成为整体，提高止水抗水流冲击破坏的能力。

内部防渗的防腐包括内衬不锈钢板、挂钢丝网喷浆及聚脲涂层等多种方法，根据本工程渡槽的实际情况，内衬不锈钢板对混凝土表层的平整度要求很高，渡槽内部的腋角也对钢板内衬实施困难也较大。挂钢丝网喷浆柔性较差，在温度作用下，较容易产生裂缝而起不到防渗的目的。

聚脲土层具有较好的弹性，是柔性材料，轻微的变形并不会产生裂缝问题，运行期修补也比较容易，因此建议采用聚脲土层。涂层设置方案为先将结构过水表面附着的生物及其他附着清理干净，完成各类混凝土表面缺陷处理[10]。

7 结论

通过拱形支撑首次在渡槽加固中计算运用，对渡槽加固起到良好的效果。主要如下：(1)大大增强了渡槽横向及竖向承载稳定性；(2)拱形支撑施加后，实际上是把渡槽的部分荷载通过拱架传给支座，从而减小渡槽在支座处的弯矩和剪力，总体上只给支座增加了拱架自身的重量，完全在桩基的承受范围内，因此，对渡槽支座处桩基的竖向承载力并没有大的影响；(3)其槽身竖向位移以及区域拉应力均有不同程度的降低，因此说明渡槽经除险加固后槽身应力分布得到了很好的改善；(4)对槽身裂缝进行封缝防渗处理，经处理渡槽运行工况正常，收到良好效果。