大型預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)受力性能試驗研究

1、水力發(fā)電學(xué)報JOURNAL OF HYDROELECTRIC ENGINEERING總第80期大型預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)受力性能試驗研究趙順波張利梅李樹瑤胡志遠(華北水利水電學(xué)院土木工程系,鄭州450008)摘要: 本文介紹南水北調(diào)中線工程河南段初步設(shè)計中提出的跨度為40m、雙箱矩形斷面大型預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)的15 仿真模型試驗研究情況,對預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)仿真模型試驗中結(jié)構(gòu)自重的模擬與結(jié)構(gòu)承受水荷載作用前初始應(yīng)力狀態(tài)的建立、水荷載施加方法等關(guān)鍵技術(shù)問題進行了分析討論。試驗結(jié)果表明,采用調(diào)整混凝土初始預(yù)應(yīng)力的方法模擬預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)在結(jié)構(gòu)自重作用的受力狀態(tài)是可行的,采用單面橡膠和鋼結(jié)構(gòu)組

2、成的單腔和多腔加載水囊可以準(zhǔn)確地模擬渡槽中水荷載的作用,采用全自動數(shù)據(jù)采集處理系統(tǒng)是保證大型結(jié)構(gòu)模型試驗數(shù)據(jù)采集同步而精確的必要設(shè)備條件,為大型預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)模型試驗提供重要成功經(jīng)驗。針對渡槽單箱承受水荷載和雙箱承受水荷載時主要構(gòu)件的性能測試結(jié)果,提出各構(gòu)件的設(shè)計方法和結(jié)構(gòu)構(gòu)造措施以及需要進一步改進的結(jié)構(gòu)設(shè)計建議。關(guān)鍵詞: 水工結(jié)構(gòu)工程;應(yīng)力與裂縫;模型試驗;渡槽;預(yù)應(yīng)力混凝土中圖分類號: TV672 13文獻標(biāo)識碼: A1渡槽原型概況南水北調(diào)中線工程渡槽建設(shè)任務(wù)量大,渡槽的過水流量、水深及水荷載均很大,其規(guī)模居于世界前列,小跨徑、普通的結(jié)構(gòu)形式已不適應(yīng)其建設(shè)規(guī)模及要求。因此,研究采用大跨新

3、穎、技術(shù)經(jīng)濟性能先進的結(jié)構(gòu)形式,成為南水北調(diào)中線工程渡槽結(jié)構(gòu)設(shè)計的主要任務(wù)之一。作者依托跨越河南省新鄭市境內(nèi)雙洎河的渡槽工程,對鋼筋混凝土多縱梁渡槽結(jié)構(gòu)的設(shè)計方法和受力性能進行了研究,表明采用預(yù)應(yīng)力混凝土技術(shù)在改善渡槽正常使用性能方面具有明顯的優(yōu)越性,是需要進一步深入研究的課題1,2。因此,在綜合考慮使用、經(jīng)濟、結(jié)構(gòu)和施工等方面要求的基礎(chǔ)上,總結(jié)借鑒國內(nèi)外預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽建設(shè)經(jīng)驗,通過綜合比較后設(shè)計了新型的雙箱式渡槽結(jié)構(gòu),如圖1所示,其基本構(gòu)件為縱向大梁(中墻和邊墻)、底板、底部橫梁、邊墻豎肋、邊墻縱向水平加勁肋和頂部橫桿3,4。其組成特點是:縱向大梁既做擋水結(jié)構(gòu)又做承載結(jié)構(gòu),材料充分利用;縱

4、向大梁因高度大而能夠充分利用曲線預(yù)應(yīng)力筋的優(yōu)點;中墻將渡槽橫向分成兩個過水區(qū)域,便于運行中檢修,中間采用雙墻形式,可有效增加抗側(cè)向水荷載作用的剛度;底板采用肋形梁板結(jié)構(gòu),與平板式結(jié)構(gòu)相比,能減少工程量,增加剛度,使底板受力合理;底部橫梁、豎肋收稿日期: 2002202215基金項目:河南省水利廳南水北調(diào)中線工程建設(shè)研究經(jīng)費。作者簡介: 趙順波,1964年生,男,博士,教授,國家一級注冊結(jié)構(gòu)工程師。趙順波等:大型預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)受力性能試驗研究45圖1 波槽原型外觀及縱橫斷面立體圖Fig. 1 Space diagram of prototypeaqueduct和頂部橫桿形成橫向封閉環(huán),提高

5、了縱向大梁的側(cè)向穩(wěn)定性和結(jié)構(gòu)側(cè)向受力的整體性。以雙洎河渡槽工程為依托進行結(jié)構(gòu)設(shè)計,渡槽單跨跨度為4010m,寬度為2516m,高度為916m;單箱過水?dāng)嗝鎸挾葹?015m,設(shè)計水深為6170m,校核水深為7142m。沿橫向設(shè)寬度0140m、高114m(含槽底板厚0140m)的底部橫梁15根,與底部橫梁相應(yīng)設(shè)寬度0140m的豎肋和寬0140m高0150m的頂部橫桿;在兩側(cè)墻外側(cè)腰部設(shè)高0130m的水平肋,與豎肋和邊墻形成豎向梁板結(jié)構(gòu)。混凝土強度等級為C50,槽身普通受力鋼筋采用級熱軋鋼筋,分布鋼筋采用級熱軋鋼筋,預(yù)應(yīng)力筋采用<j 15高強低松弛鋼絞線(標(biāo)準(zhǔn)強度fptk =s1770MPa

6、,截面積A =150mm2,彈性模量E = 119 ×105 MPa ,張拉控制應(yīng)力 = 0175 f ),sconptk7根鋼絞線為一束。渡槽縱向大梁內(nèi)各設(shè)拋物線形鋼絞線11 束、直線形鋼絞線4束,橫梁內(nèi)各設(shè)拋物線形鋼絞線2束、直線形鋼絞線1束,底板縱向設(shè)直線形鋼絞線20束、橫向設(shè)直線形鋼絞線26束,豎肋內(nèi)各設(shè)折線形鋼絞線1束,邊墻豎向各設(shè)直線形鋼絞線43束, 中墻豎向各設(shè)直線形鋼絞線35束,頂部橫桿為鋼筋混凝土構(gòu)件。采用HVM15-7 夾片式錨具。渡槽支座為盆式橡膠支座,一端中支座固定、兩邊支座的橫向活動,另一端中支座的縱向活動、兩邊支座的縱橫向均活動。2渡槽模型設(shè)計與制作渡槽模

7、型試驗的任務(wù)是:(1)檢驗預(yù)應(yīng)力效果和渡槽的使用性能與極限承載能力;(2)研究橫梁、底板、縱向大梁等結(jié)構(gòu)構(gòu)件的受力性能;(3)檢驗結(jié)構(gòu)力學(xué)方法計算成果,驗證渡槽結(jié)構(gòu)設(shè)計的合理性。211模型比尺與材料選擇根據(jù)仿真模型相似理論,能夠反映原型受力全過程的模型材料與原型材料的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系應(yīng)具有全過程相似性5,6。比較簡單的材料模擬就是采用與原型同樣的材料進行模型制作?？紤]渡槽原型的斷面尺寸、模型成型的可行性、測試結(jié)果的精確性并兼顧試驗設(shè)備能力等各方面因素,確定模型結(jié)構(gòu)與原型結(jié)構(gòu)的比例尺為15,模型與原型采用相同級配混凝土以一級配碎石(連續(xù)級配520mm)配制。模型配筋按原型配筋和模型比尺換算,采用同質(zhì)

8、材料,保證模型與原型材料的泊松比相等以及從開始加載直至破壞的全過程中材料的應(yīng)力應(yīng)變曲線和莫爾強度包絡(luò)線相似,其中預(yù)應(yīng)力筋采用<5高強低松弛鋼絲46水力發(fā)電學(xué)報(標(biāo)準(zhǔn)強度fptk=1770MPa),采用23孔鐓頭錨具。采用現(xiàn)澆成型,澆筑順序與原型相同。模型跨度為810m,斷面尺寸按原型的15 縮小,如圖2所示,渡槽模型預(yù)應(yīng)力筋布置如圖3所示。采用性能與原型相同、承載力按模型試驗荷載減小的盆式橡膠支座。圖 2 渡槽模型橫斷面圖 (尺寸單位 :cm)Fig. 2 Cross section of aqueduct model (unit :cm)212測試系統(tǒng)圖3 渡槽模型預(yù)應(yīng)力筋布置示意圖F

9、ig. 3 Arrangement of prestressing reinforcement of aqueduct model除加載測試設(shè)備外,本試驗布置有混凝土和鋼筋應(yīng)變片測試、渡槽底部位移測試和裂縫監(jiān)測。對于本試驗?zāi)Ｐ?鋼筋應(yīng)變片布置在各縱向大梁跨中、各縱向大梁間橫梁跨中及邊墻設(shè)計控制截面,共設(shè)置了120片;與鋼筋應(yīng)變片對應(yīng)的混凝土表面均布置有混凝土應(yīng)變片,并在各縱向大梁跨中、各縱向大梁間橫梁跨中截面的混凝土側(cè)表面不同高度處布置4 片混凝土應(yīng)變片,同時在縱向大梁端部混凝土表面布置應(yīng)變花,應(yīng)變花的方向為水平一片、垂直一片、45度方向一片。共設(shè)置了178片混凝土應(yīng)變片;在各縱向大梁和橫梁跨

10、中等位置布置電阻式位移計,共布置有25支位移計。渡槽西側(cè)邊縱梁外表面混凝土應(yīng)變片布置如圖4 所示,西側(cè)邊縱梁內(nèi)表面、中縱梁和東側(cè)邊縱梁的表面均布置與編號SW相應(yīng)位置的應(yīng)變片。渡槽底部和支座位移計及底板混凝土應(yīng)變片布置如圖5所示,其它儀器布置情況詳見項目研究報告 7 。加載傳感器數(shù)據(jù)由YJ - 25 電阻應(yīng)變儀采集記錄,其它所有數(shù)據(jù)均由英國Solartron高精度數(shù)據(jù)全自動采集系統(tǒng)、上海華東電子儀器廠YJ -22型靜趙順波等:大型預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)受力性能試驗研究47態(tài)應(yīng)變儀全自動數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)通過計算機自動采集。圖4 渡槽邊側(cè)墻混凝土應(yīng)變片布置Fig. 4 Concrete strain ga

11、uges arrangement on side wall of aqueduct model圖5 渡槽底部和支座位移計及底板混凝土應(yīng)變片布置Fig. 5 Concrete strain and deflection gauges arrangement on bottom surface of aqueduct model213加載系統(tǒng)在正常運行狀態(tài)下,渡槽主要承受結(jié)構(gòu)自重和水荷載作用。水荷載的加載裝置和水壓力測試儀器布置借鑒多縱梁式鋼筋混凝土渡槽模型試驗的成功經(jīng)驗1。豎向水荷載采用大型單面橡膠皮單一空腔水壓力裝置模擬,通過該裝置上部的1根縱向鋼梁與4套反力架組成的反力系統(tǒng)達到向渡槽底板加壓

12、的目的;橫向水荷載采用沿高度方向分成四個壓力空腔的大型單面橡膠皮空腔水壓力裝置模擬,每一空腔單獨外接入水口向空腔內(nèi)注水,即把三角形分布的水荷載用四個小梯形來代替,通過該裝置側(cè)面的橫向鋼支撐作為反力裝置達到向渡槽側(cè)墻加壓的目的。單槽加載和雙槽加載的荷載系統(tǒng)全景如圖6所示。214試驗程序模型在試驗室內(nèi)沿南北縱向放置。本模型主要試驗程序分為六個階段:(1)模型制作階段,包括鋼筋應(yīng)變片的設(shè)置、鋼筋骨架綁扎、模板、混凝土澆筑與養(yǎng)護;(2)加載設(shè)備安裝階段,進行水荷載加載裝置的制作、安裝并反復(fù)調(diào)試以保證正式試驗成功;(3)測試系統(tǒng)的48水力發(fā)電學(xué)報安裝調(diào)試階段,布置混凝土應(yīng)變片,加載系統(tǒng)調(diào)試,布設(shè)電阻式位

13、移計,聯(lián)機后進行儀器的全面調(diào)試;(4)施加預(yù)應(yīng)力階段,初讀數(shù),按照先縱向(先水平筋、后曲線筋)、再橫向、后豎圖6 渡槽加載全景Fig. 6 Test panoramic photograph of aqueduct model向的順序張拉預(yù)應(yīng)力筋,并記錄相應(yīng)的數(shù)據(jù);(5)單槽加載試驗階段,將西槽加載裝置架空,初讀數(shù);然后水荷載沿豎向和橫向同時以設(shè)計水位的倍數(shù)(簡稱為荷載比)施加,加載至荷載比為13、23、11011111(校核水位)、1118(滿槽水位)時分別讀數(shù);(6)雙槽加載試驗階段,架空加載設(shè)備,讀數(shù);然后加載至荷載比為13、23、110、111、112、113、114、115、116、

14、118、210時分別讀數(shù)。從設(shè)計水位(荷載比110)后開始進行裂縫監(jiān)測,裂縫出現(xiàn)后進行記錄并讀取典型裂縫的寬度。實際試驗施加至2倍設(shè)計水位水荷載時,渡槽模型縱向主梁裂縫寬度超過了014mm的正常使用裂縫控制極限狀態(tài),至此完成全部試驗工作。3試驗成果分析311預(yù)應(yīng)力施加效果由于研究的是結(jié)構(gòu)小變形問題,并且混凝土、鋼筋和預(yù)應(yīng)力筋均處于彈性工作狀態(tài), 因此,預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽模型試驗中結(jié)構(gòu)自重的模擬,可以通過調(diào)整預(yù)應(yīng)力筋的實際張拉力使模型與原型在自重和預(yù)應(yīng)力共同作用下建立相同的初始應(yīng)力狀態(tài)加以解決。首先采用三維有限元分析得到渡槽原型在自重和預(yù)應(yīng)力共同作用下的應(yīng)力分布,然后通過反復(fù)調(diào)整渡槽模型的預(yù)應(yīng)力筋

15、的張拉力,采用三維有限元分析方法進行相應(yīng)的計算分析得到與渡槽原型整體應(yīng)力分布相近、主要控制斷面應(yīng)力等值的模型。模型試驗過程中,對預(yù)應(yīng)力摩擦損失進行了測試,結(jié)合模型鋼筋和混凝土應(yīng)變片實測結(jié)果,再次對各預(yù)應(yīng)力筋的實際張拉力進行調(diào)整,保證渡槽原型和模型在承受水荷載前具有相同的應(yīng)力分布。限于篇幅,有關(guān)預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽在自重和預(yù)應(yīng)力作用下初始應(yīng)力狀態(tài)的整體三維有限元分析方法及比較詳見研究報告7。同樣地,本文僅限于渡槽模型試驗結(jié)果的分析,與三維有限元分析計算結(jié)果的對比從略。312單槽加載時模型的受力狀況西箱單槽加載至滿槽水位時,整個結(jié)構(gòu)仍處于彈性變形階段。橫梁的正截面應(yīng)變沿截面高度線性變化并基本符合平均應(yīng)

16、變平截面假定。西箱橫梁趙順波等:大型預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)受力性能試驗研究49跨中正截面在水荷載作用下梁底表面受拉并沿截面高度而減小,疊加預(yù)壓應(yīng)力后梁底邊緣仍保持0173MPa左右的壓應(yīng)力。東箱橫梁由于整體結(jié)構(gòu)變形協(xié)調(diào)向上彎曲,梁底表面受壓并沿截面高度減小,整截面均處于受壓應(yīng)力狀態(tài)。渡槽底板在水荷載作用下的縱橫向拉應(yīng)變隨著荷載的增加而增加,但疊加預(yù)壓應(yīng)力后仍處于受壓狀態(tài)。圖7為渡槽施加預(yù)應(yīng)力之后,隨著水荷載的增加沿底板寬度方向布置的PZ系列混凝土應(yīng)變片的測試結(jié)果。隨著水荷載的增加,板底混凝土預(yù)壓應(yīng)變減小,板的控制設(shè)計截面為距離兩側(cè)縱向大梁約015m的中間區(qū)段。加載至滿槽水位時,西箱跨中底板的板底

17、表面仍至少保持的0123MPa 壓應(yīng)力。圖7 橫梁H7H8間底板板底混凝土應(yīng)變分布Fig. 7 Concrete strain distributionofbottom plate between cross beam H7 andH8Z1縱梁與底板交接貼角偏上的縱截面,在水荷載作用下的內(nèi)(東)側(cè)受拉,外(西)側(cè)受壓,疊加預(yù)壓應(yīng)力后內(nèi)側(cè)在位于SL5SL11豎肋之間的區(qū)域仍存在豎向拉應(yīng)力,最大拉應(yīng)力為016MPa。Z2和Z3縱梁與底板交接貼角偏上的縱截面在水荷載作用下西側(cè)受拉, 東側(cè)受壓,疊加預(yù)壓應(yīng)力后全截面處于壓應(yīng)力狀態(tài)。Z4縱梁與底板交接貼角偏上的縱截面在水荷載作用下內(nèi)(西)側(cè)受壓,外(東)

18、側(cè)受拉,但拉壓應(yīng)力均很小,疊加預(yù)壓應(yīng)力后全截面處于壓應(yīng)力狀態(tài)。四根縱梁跨中正截面均基本符合平均應(yīng)變平截面假定,并處于受壓應(yīng)力狀態(tài)。Z1縱梁底邊緣壓應(yīng)力最小,數(shù)值為1137MPa,并且仍存在0103mm的反拱。上部橫桿的應(yīng)變很小,最大拉應(yīng)力為017MPa。313雙槽加載時模型的受力性能(1)渡槽底板。根據(jù)渡槽底板混凝土應(yīng)變實測結(jié)果分析,渡槽底板表現(xiàn)出短邊固定單向板的典型受力特征。加載到設(shè)計水位荷載時,位于渡槽跨中的第7塊(H7H8橫梁之間)板底表面混凝土至少保持0135MPa壓應(yīng)力,當(dāng)加載到116倍設(shè)計水位荷載時板底沿板長邊方向開始出現(xiàn)裂縫;加載到118倍設(shè)計水位荷載時,該塊板底沿板長邊方向的裂

19、縫延伸,并與沿對角線方向出現(xiàn)的裂縫相連,形成如圖8所示的明顯地類似于板極限承載時塑性鉸線的連續(xù)裂縫,東箱以中縱梁為對稱軸與西箱基本相同。第8塊(H8H9橫梁之間) 板底也有類似裂縫分布形態(tài),但未形成連續(xù)裂縫,其它位置的板底未出現(xiàn)裂縫。這表明渡槽跨中豎向變形增大了跨中板底的混凝土拉應(yīng)變,與渡槽底板本身沿短跨受彎產(chǎn)生的板底拉應(yīng)變疊加,導(dǎo)致板底裂縫的發(fā)生與發(fā)展,同時,由于中間縱向大梁的抗彎剛度小于兩邊縱向大梁的抗彎剛度,使得中間縱向大梁的撓度大于兩側(cè)邊縱梁,從而使靠近中間縱向大梁的板底表面裂縫發(fā)展比較充分。(2)渡槽底部橫梁。根據(jù)渡槽底部橫梁跨中沿高度方向的混凝土應(yīng)變實測結(jié)果分析, 渡槽兩端的4根橫

20、梁混凝土拉應(yīng)變很小,在整個加載過程中均未出現(xiàn)裂縫,起到了對兩端支座的固定和拉結(jié)作用。隨遠離兩端向渡槽跨中放置的橫梁,其跨中正截面混凝土應(yīng)變50水力發(fā)電學(xué)報圖8 渡槽跨中板底裂縫分布形態(tài)Fig. 8 Crack mode on bottom surface of bottom plate in midspan region ofaqueduct符合平截面假定但不存在截面中性軸,表現(xiàn)出彎拉構(gòu)件的受力特征。在設(shè)計水位荷載作用下,橫梁底表面混凝土至少保持1162MPa壓應(yīng)力。當(dāng)加載至113倍設(shè)計水位荷載時,H5 和H6橫梁的跨中段各出現(xiàn)呈垂直狀態(tài)的12條正截面裂縫。隨著荷載的增加,整個結(jié)構(gòu)的內(nèi)力因各構(gòu)

21、件混凝土截面剛度變化而不斷地進行動態(tài)調(diào)整,使裂縫或閉合或擴展,并伴隨新的裂縫出現(xiàn)。加載至116倍設(shè)計水位荷載時的最大裂縫寬度為0119mm,位于H9橫梁西箱跨中區(qū)。加載至118倍設(shè)計水位荷載時,最大裂縫寬度為0124mm,位于H6橫梁的東箱跨中區(qū)。加載至210倍設(shè)計水位荷載時,最大裂縫寬度為0127mm,位于H6和H7橫梁東箱跨中區(qū)。H3H13橫梁跨中的裂縫分布如圖9 所示。圖9 渡槽橫梁側(cè)面裂縫分布形態(tài)(括號內(nèi)數(shù)字為相應(yīng)荷載下的裂縫寬度,單位mm;括號外數(shù)字為荷載比)Fig. 9 Crack mode on side surface of cross beams of aqueduct趙順波

22、等:大型預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)受力性能試驗研究51圖10繪出了橫梁6、8、12的荷載撓度曲線,可以看出在加載至116倍設(shè)計水位荷載之前,渡槽西箱和東箱橫梁的變形是基本相同的,之后由于東側(cè)縱向大梁出現(xiàn)裂縫后變形增大,東箱橫梁較西箱橫梁的裂縫發(fā)展加快、裂縫條數(shù)增多,截面剛度降低致使變形也隨之加大。(3)渡槽縱向大梁。根據(jù)各縱向大梁跨中截面混凝土應(yīng)變實測結(jié)果分析,縱向大梁沿高度方向的正截面混凝土應(yīng)變基本符合平截面假定,中性軸位置位于距梁底015m018m之間并隨荷載的增加向梁頂發(fā)展,其受力形態(tài)與一般簡支梁相同。在設(shè)計水位荷載作用下,兩側(cè)縱向大梁底表面混凝土至少保持1172MPa壓應(yīng)力,中間縱向大梁底表

23、面混凝土至少保持1154MPa壓應(yīng)力。當(dāng)加載至115倍設(shè)計水位荷載時,縱梁的跨中區(qū)段在渡槽底板以下部分產(chǎn)生12條正截面裂縫,但隨著荷載的增加,裂縫發(fā)展非常緩慢;加載至116倍設(shè)計水位荷載時,在跨中區(qū)縱橫梁節(jié)點處因橫梁向縱梁傳遞集中力而在位于渡槽底板以下部分的兩根中縱梁的跨中區(qū)段產(chǎn)生局部彎剪斜裂縫 ;加載至 210 倍設(shè)計水位時 ,渡槽東邊側(cè)墻和西邊側(cè)墻各有 一條接近跨中的垂直向裂縫迅速發(fā)展 ,裂縫寬度超過控制值 014mm ,整個結(jié)構(gòu)達到極限破 壞狀態(tài) 。圖10 渡槽橫梁撓度曲線Fig. 10 Deflection curve of cross beams of aqueduct圖11繪出了西

24、箱縱向大梁的荷載撓度曲線,可見本設(shè)計渡槽兩側(cè)縱向大梁因截面剛度稍大于中間的縱向大梁,使得兩側(cè)縱向大梁的變形小于中間的縱向大梁,在設(shè)計水位荷載作用下跨中撓度約相差015mm使渡槽兩側(cè)縱向大梁沿橫向產(chǎn)生微小的內(nèi)移,對頂部橫桿產(chǎn)生壓力,減小了橫桿混凝土的拉應(yīng)力,保證其抗裂性能。由應(yīng)變花的測試結(jié)果分析,縱向大梁側(cè)面混凝土主拉應(yīng)力方向與水平線夾角在50°52水力發(fā)電學(xué)報圖11 縱向大梁撓度曲線Fig. 11 Deflection curve of longitudinal beams of aqueduct60°,豎肋起到了防止斜裂縫發(fā)生的加強作用。根據(jù)渡槽兩側(cè)邊縱梁內(nèi)外側(cè)和中縱梁兩

25、側(cè)表面的豎向混凝土和鋼筋應(yīng)變片測試結(jié)果分析,邊縱梁在橫向水荷載作用下的抗裂控制截面位于邊縱梁與底板交接貼角偏上的縱截面跨中區(qū)域,在設(shè)計水位荷載作用下,該區(qū)域存在1145MPa的最小壓應(yīng)力;在118倍設(shè)計水位荷載作用下,該區(qū)域槽內(nèi)側(cè)受拉區(qū)混凝土進入彈塑性工作狀態(tài),東(Z4)、西(Z1)邊縱梁在位于SL7豎肋的內(nèi)側(cè)表面均出現(xiàn)微裂縫,達到抗裂設(shè)計極限狀態(tài);當(dāng)荷載達到210倍設(shè)計水位荷載時,邊縱梁內(nèi)側(cè)表面裂縫延伸相連,裂縫呈水平狀態(tài)。渡槽兩端采用雙橫桿對于減小橫向端部變形,保證槽間止水的可靠性是必要的。(4)渡槽頂部橫桿。隨著距邊緣距離的增加,橫桿跨中底部和側(cè)面(正截面中部)應(yīng)變逐漸減小。加載至114

26、倍設(shè)計水位荷載時,與SL9豎肋相連的西箱橫桿在接近Z1縱向大梁一側(cè)14跨處出現(xiàn)一條正截面裂縫;加載至115倍設(shè)計水位荷載時,與SL8豎肋相連的東箱橫桿在接近Z4縱向大梁一側(cè)14跨處出現(xiàn)一條正截面裂縫;加載至116倍設(shè)計水位荷載時, 與SL5豎肋相連的東箱橫桿也在接近Z4縱向大梁一側(cè)14跨處出現(xiàn)一條正截面裂縫。但整體來說,橫桿的裂縫比較輕微,裂縫寬度在0106mm以內(nèi)。從橫桿截面應(yīng)變和裂縫出現(xiàn)位置分析,橫桿在中間兩根縱向大梁端部因縱向大梁不發(fā)生側(cè)向位移而基本上表現(xiàn)為軸心受拉狀態(tài),在兩側(cè)邊墻端部因受到側(cè)墻水平側(cè)移的影響而處于彎拉狀態(tài)。頂部橫桿的存在,加強了各縱向大梁之間的聯(lián)系,提供給縱向大梁頂部側(cè)

27、向支撐,保證了它們在水荷載作用下的共同受力。314 雙槽加載時模型的“破壞”特征渡槽組成構(gòu)件按橫梁、頂部橫桿、底板、邊縱梁與底板交接貼角偏上的縱截面的順序達到抗裂控制極限狀態(tài)。構(gòu)件開裂后,渡槽整體結(jié)構(gòu)在后續(xù)的受荷過程中不斷進行內(nèi)力重分配,具有較強的內(nèi)力重分布能力?？v向大梁的垂直裂縫出現(xiàn)后發(fā)展較慢,受力性能與一般簡支梁相同。渡槽結(jié)構(gòu)以兩側(cè)邊縱梁接近跨中的垂直向裂縫迅速發(fā)展為標(biāo)志達到正常使用極限狀態(tài),超載安全系數(shù)可達設(shè)計水位的210倍。趙順波等:大型預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)受力性能試驗研究534結(jié)論與建議11 雙箱矩型斷面預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)為空間整體受力結(jié)構(gòu),但由于其組成構(gòu)件的荷載傳遞路徑比較明確,

28、因此,在結(jié)構(gòu)的初步設(shè)計階段可將其劃分成底板受力單元、縱向平面受力單元和橫向平面受力單元進行內(nèi)力計算。底板受力單元可取沿渡槽橫向單位寬度的板帶進行計算。在自重和水荷載作用下, 按多跨連續(xù)簡支狀態(tài)計算板的跨中彎矩并進行板底配筋設(shè)計,按單跨固定狀態(tài)計算板在橫梁處支座彎矩并進行板頂配筋設(shè)計。結(jié)構(gòu)縱向受力單元由縱向大梁、底板和頂部走道板組成。除結(jié)構(gòu)自重荷載外,兩側(cè)邊縱向受力單元各承受14豎向水荷載、中間縱向受力單元承受12豎向水荷載,按簡支梁計算內(nèi)力進行結(jié)構(gòu)配筋設(shè)計。結(jié)構(gòu)橫向受力單元由橫梁及相關(guān)底板、豎肋及相關(guān)側(cè)墻板、中間對應(yīng)長度的中墻板以及頂部橫桿形成的框架結(jié)構(gòu)組成,考慮框架底部兩邊節(jié)點為鉸支座,中節(jié)

29、點與邊節(jié)點具有豎向位移差,該位移差可由結(jié)構(gòu)縱向受力單元跨中撓度計算確定,按結(jié)構(gòu)力學(xué)方法計算內(nèi)力進行結(jié)構(gòu)配筋設(shè)計。渡槽結(jié)構(gòu)因主要承受水荷載,不需要進行組成構(gòu)件的斜截面抗剪設(shè)計。對橫梁與縱向大梁的節(jié)點應(yīng)按梁板結(jié)構(gòu)的集中力傳遞節(jié)點計算配置附加鋼筋。21預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)的仿真模型試驗?zāi)軌虮容^準(zhǔn)確地反映渡槽原型結(jié)構(gòu)受力全過程的力學(xué)和變形性能,為進一步優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計提供了比較全面直觀的試驗資料,具有重要的工程價值。根據(jù)仿真模型試驗結(jié)果,縱向大梁作為渡槽結(jié)構(gòu)的最終安全保障,其承載能力大于其它組成構(gòu)件是合理的,但邊縱墻在橫向水荷載作用下的抗裂控制截面與底板和橫梁的抗裂控制截面并非同時達到極限狀態(tài),有必要對結(jié)

30、構(gòu)做進一步的優(yōu)化,使其受力更加合理。同時,中間縱向大梁的抗彎剛度略小于兩側(cè)邊縱梁,對于減小頂部橫桿的混凝土拉應(yīng)力是有利的,可考慮減少橫桿數(shù)量或采用鋼骨混凝土構(gòu)件減小橫桿截面,并為大跨桿件的施工創(chuàng)造有利條件。參考文獻:1趙順波,胡志遠,李曉克.大型多縱梁式鋼筋混凝土渡槽結(jié)構(gòu)受力試驗研究J.水力發(fā)電學(xué)報,1999,(3):4252.2趙順波,李曉克,趙平.大型鋼筋混凝土多縱梁渡槽結(jié)構(gòu)設(shè)計方法的研究J.水利學(xué)報,1999,(4):3539.3陳文義,趙順波,李樹瑤.南水北調(diào)工程大型預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)選型研究J.華北水利水電學(xué)院學(xué)報,1996,(2):914.4趙順波,陳文義,黃和法,李樹瑤.南水北

31、調(diào)預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽疊合結(jié)構(gòu)設(shè)計研究J.人民黃河,1999,(2):3537.5E富馬加利著,蔣彭年等譯.靜力學(xué)模型與地力學(xué)模型M.北京:水利電力出版社, 1979.54水力發(fā)電學(xué)報6趙順波主編.工程結(jié)構(gòu)試驗M.鄭州:黃河水利出版社,2001.7趙順波主編.南水北調(diào)大型預(yù)應(yīng)力混凝土渡槽結(jié)構(gòu)設(shè)計與試驗研究R.鄭州:華北水利水電學(xué)院,1999.8趙順波,張新中編著.混凝土疊合結(jié)構(gòu)設(shè)計原理與應(yīng)用M.北京:中國水利水電出版社,2001.9朱以文.微機有限元前后處理系統(tǒng)ViziCAD及其應(yīng)用M.北京:科學(xué)技術(shù)文獻出版社,1993.Experimentalinvestigationoflargeprestr

32、essedconcrete aqueductZhao Shunbo ,Zhang Limei ,Li Shuyao ,Hu Zhiyuan( North China Institute of Water Conservancy & Hydroelectric Power ,Zhengzhou450008)Abstract : The experimental investigation of a large prestressed concrete aqueduct to be used inthe CentralRoute ProjectofWaterTransferfromSouthtoNorthisdescribedinthispaper.Theaque2duct proposed at the preliminary design stage