大型全地下式取水泵房结构设计关键问题分析

崔龙飞 许大鹏

(1.上海水业设计工程有限公司 200092； 2.上海市政工程设计研究总院(集团）有限公司 200092）

引言

为了减小对自然环境的影响， 越来越多的取水泵房采用了全地下式结构， 顶板设置一定厚度覆土用于种植绿化， 地面仅设置小型人员出入口。 全地下式泵房相比传统半地下式泵房或其他地下建(构）筑物存在地下层高大、 跨度大、 受力复杂等特点， 全地下式泵房的结构设计方案及计算方式的选择对工程造价有更大的影响， 目前还没有形成统一的设计规范或标准， 应采用新技术手段， 以安全、 经济、 合理为原则， 开展结构设计。

1 工程概况

南京市某大型长江取水工程， 取水规模为1680000m3/天， 采用河床式取水， 江堤背水侧建造取水泵房， 通过2 根DN3000 自流式取水管深入江中取水。 取水泵房采用全地下式钢筋混凝土结构， 混凝土等级C35， 抗渗等级P8， 平面尺寸约85m×40m， 底板底标高-9.0m， 室外设计高程9.5m， 结构埋深达18.5m， 顶板面标高8.0m，覆土1.5m。 取水泵房包括三部分: 吸水室、 水泵房、 配电间， 如图1 所示。 北半部分为水泵房， 单层结构， 南半部分为双层结构， 下层为吸水室， 上层为配电间， 外壁板厚度1.0m ～1.5m，底板厚度1.5m。 泵房基底位于②2层淤泥质粉质粘土，fak=60kPa， 承载力较低， 不宜直接采用本层土作为基础持力层， 另外由于泵房内部较空旷， 结构自重无法满足高水位时的抗浮要求， 经过综合考虑， 采用D800 灌注桩基础， 兼具抗压和抗浮作用， 桩长40m， 3m×3m 满堂布置。

图1 取水泵房Fig.1 The intake pump room

2 三维计算模型的建立

全地下式取水泵房结构布置及受力复杂， 采用YJK 结构设计及分析软件进行了三维有限元整体建模计算， 楼板、 壁板、 底板采用壳单元， 扶壁柱采用实体单元， 其余框架梁、 柱采用梁单元， 桩基础采用杆单元并赋予弹性刚度， 混凝土等级为C35， 采用线弹性本构模型， 弹性模量Ec=3.15 × 104MPa， 网格划分最大尺寸 0.4m， 计算模型如图2 所示。

图2 取水泵房计算模型Fig.2 Calculation model of the intake pump room

泵房所承受的荷载主要包括自重、 覆土荷载、 外土荷载、 外水荷载、 内水荷载， 具体工况组合见表1。

表1 荷载工况组合Tab.1 Load condition combination

3 大跨度泵房顶板计算分析

水泵房部分由于需满足泵机的吊装及操作空间要求， 跨度约21m， 且为满足地面绿化要求， 顶板上覆土厚度1.5m， 荷载较大。 从结构受力变形、 经济性、 耐久性和施工便利性等方面， 综合比较了单向密肋梁、 预应力混凝土梁、钢桁架梁等多种结构方案的适用性， 从实施难度、 耐久性、 造价等多方面综合考虑， 确定采用单向密肋梁方案， 顶梁尺寸600mm ×1600mm，间距3m， 顶板厚300mm， 计算结果如图3、 图4所示。

图3 泵房部分顶板弯矩(单位： kN·m)Fig.3 Bending moment of roof(unit: kN·m）

图4 泵房部分顶梁弯矩(单位： kN·m)Fig.4 Bending moment of roof beam(unit: kN·m）

该方案可有效降低每根顶梁分担的荷载， 即使在较大覆土荷载下， 梁高也可以控制在合理的范围。 另外， 从上述结果中可以看出， 顶板及顶板梁在与两端壁板交接处会产生较大的弯矩， 引起应力集中， 容易出现局部破坏， 应采取一定的加强措施， 本工程在壁板顶部设置边框梁， 边框梁抗扭线刚度可取次梁抗弯线刚度的5 倍以上，以保证其对顶板梁的梁端约束作用， 并根据计算结果配置抗扭钢筋。

4 外壁板计算方法和结果分析

针对典型北侧水泵房外壁板分别采用传统算法和三维有限元算法进行对比分析， 该壁板厚度1m， 高度15.5m， 壁柱尺寸1m ×2m， 间距6m。

4.1 传统算法

根据《给水排水工程结构设计手册》[1]将壁柱作为壁板的支撑边界， 壁板按照三边固定、顶边简支的方式进行计算， 壁柱承受壁板传递的荷载， 并按照T 形截面进行配筋计算， 在外水土工况下， 壁板、 壁柱计算简图及弯矩标准值如图5 所示。

图5 计算简图及结果Fig.5 Calculate schematic and result

从图5 中可以看出， 由于壁板荷载主要由壁柱承担， 壁板配筋较小， 但壁柱底部弯矩达到20187kN·m， 配筋量非常大。

4.2 三维有限元算法

在上述的三维有限元模型中输入相同外水土荷载进行整体计算， 考虑壁柱与壁板协调变形、受力， 两者根据各自实际刚度承担外水土荷载，计算结果如图6、 图7 所示。

图6 壁板弯矩(单位： kN·m)Fig.6 Horizontal bending moment of wall(unit: kN·m）

图7 壁柱弯矩(单位： kN·m)Fig.7 Bending moment of pilaster(unit: kN·m）

4.3 结果对比

将传统算法结果与三维有限元算法结果进行对比， 具体见表2。

表2 计算结果对比Tab.2 Comparison table of calculation results

根据三维变形云图可知， 由于此类全地下泵房一般层高较大， 壁柱刚度与壁板平面外刚度相差不大， 壁柱无法作为壁板的支承[2]， 导致传统算法结果与三维计算结果有一定的差别， 尤其是传统算法的壁板竖向底部弯矩和竖向跨中弯矩偏小、 壁柱底部弯矩偏大， 设计过程中应以三维计算结果为主。

5 底板计算方法和结果分析

由于桩基对底板存在一定的约束作用， 为具体分析这种约束作用的大小， 本文将前述带桩基模型与无桩基模型的计算结果进行了对比分析，无桩基模型取消了桩基杆单元， 增设底板弹簧单元， 基床系数取20000kN/m3。

带桩基模型中桩基竖向刚度的取值对计算结果有一定影响， 该参数的取值可根据《动力机器基础设计规范》(GB50040 -96）[3]， 按照桩周土体及桩尖土的性质进行估算:

桩基抗压刚度可近似按:

桩基抗拔刚度可近似按下式:

式中:Cτhi、Czh分别为桩周土当量抗剪刚度系数、 桩尖土层当量抗压刚度系数(kN/m3）， 取值可参照《动力机器基础设计规范》查表确定；Aτhi为各层土中桩周表面积(m2）；Ap为桩的截面积(m2）。

按照上述公式计算， 取桩基竖向抗压刚度K=500000kN/m， 抗拔刚度K=400000kN/m。

由于支承条件不同， 考虑桩基作用与不考虑桩基作用时的基底作用分布趋势有一定差别， 恒载+ 内满水荷载下底板反力和桩基反力分布如图 8、 图 9 所示。

图8 不考虑桩基作用的底板反力(单位： kPa)Fig.8 Pressure of bottom plate without considering pile foundation action(unit: kPa）

图9 考虑桩基作用的桩反力(单位： kN)Fig.9 Force of pile considering pile foundation action(unit: kN）

不考虑桩基作用时北侧泵房外壁板处基底最大反力247kPa， 跨中处反力约90kPa， 南侧吸水室壁板下最大底板反力280kPa； 考虑桩基作用时北侧泵房外壁板处桩反力约2400kN， 则对应底板反力约为 2400/32=266kPa ＞247kPa， 跨中处桩反力约400kN， 对应底板反力约为400/32=45kPa ＜90kPa， 南侧吸水室壁板下桩反力约3000kN， 对应底板反力约 3000/32= 330kPa ＞280kPa。 由上分析可知， 如忽略了桩基作用， 将导致底板在壁板周边范围的地基作用偏小， 而跨中部位地基作用偏大。

上述两种情况下底板主要受力方向弯矩云图如图10 所示。

不考虑桩基作用时， 底板支座处最大弯矩为-4209kN·m， 考虑桩基作用时为-3273kN·m，差值约22%； 不考虑桩基作用时， 底板跨中处最大弯矩为1681kN·m， 考虑桩基作用时为1011kN·m，差值约39%。 另外， 经过多次计算， 随着桩基刚度的降低， 底板内力会有所一定幅度的增大， 为预留一定的安全余度， 将桩基刚度在前述计算结果基础上考虑0.8 的折减系数， 按此计算结果进行底板配筋设计， 目前主体结构已施工完成， 效果良好。

图10 Y 方向底板弯矩(单位： kN·m)Fig.10 Bending moment(Y direction） of bottom plate(unit: kN·m）

6 结论

通过本文对全地下式泵房相关结构设计问题的分析、 总结， 主要得出以下结论:

1.对于大跨度泵房顶板， 采用单向密肋梁方案是合适的， 同时应注意对梁端部采取加强措施。

2.对于外壁板， 建议考虑壁柱与壁板的协调受力， 提取出构件的真实内力用于配筋设计， 保证结构设计的安全。

3.对于底板， 建议考虑桩基与底板的协调受力， 可显著降低底板的内力， 其中桩基竖向刚度可按本文提出的方法得出， 并根据经验进行适度折减， 保证结构安全。