|
。表1中各测点混凝土应力为实测应变与混凝土弹性模量的乘积。
表1 结构主要设计截面的混凝土应力试验与有限元分析成果对比(MPa)
侧墙表面
外侧表面
内侧表面
WW1A03
WW1A05
WW1A07
WW1A09
BQ03
BQ05
BQ07
BQ09
结构
自重
三维有限元
0.110
-0.123
-0.123
0.110
0.010
0.415
0.415
0.010
模型试验
-0.230
0.670
-0.053
0.108
0.255
0.594
0.913
0.092
设计水位
水荷载
三维有限元
-0.679
-0.951
0.961
-0.679
0.983
1.411
1.411
0.983
模型试验
-0.949
0.0625
-1.513
-2.519
1.215
1.897
2.699
0.675
校核水位
水荷载
三维有限元
-0.881
-1.174
-1.174
-0.881
1.213
1.630
1.630
1.213
模型试验
-1.171
0.066
-1.491
-3.322
1.484
2.219
3.111
0.735
梁号
边纵梁(1＃)
纵梁2＃
横梁2＃
LL01
LL02
WW1B01
LL03
LL04
LL05
WE2B01
LL06
NS2B03
结构
自重
三维有限元
0.899
0.946
0.233
0.899
1.438
1.597
-0.238
1.438
0.528
模型试验
0.597
0.991
0.508
0.795
2.235
2.101
0.017
2.033
-0.160
设计水位
水荷载
三维有限元
0.742
0.791
0.092
0.742
1.272
1.424
-0.335
1.263
0.860
模型试验
1.749
0.955
0.260
0.790
2.526
2.236
-0.181
2.401
0.164
校核水位
水荷载
三维有限元
0.810
0.865
0.088
0.810
1.318
1.475
-0.358
1.318
0.938
模型试验
1.651
0.380
0.621
2.820
2.314
0.061
0.341
梁号
边纵梁3＃
纵梁4＃
横梁3＃
LL01
LL02
WW1B01
LL03
LL04
LL05
WE2B01
LL06
NS3B05
结构
自重
三维有限元
1.834
2.115
-0.289
1.834
2.026
2.378
-0.555
2.026
1.452
模型试验
2.260
2.006
0.203
2.320
3.286
6.908
-0.102
2.417
0.410
设计水位
水荷载
三维有限元
1.802
2.065
-0.273
1.802
2.080
2.413
-0.575
2.076
0.459
模型试验
2.006
3.877
1.592
2.458
2.501
7.593
1.488
2.328
1.306
校核水位
水荷载
三维有限元
1.845
2.133
-0.280
1.845
2.155
2.496
-0.603
2.154
0.435
模型试验
9.016
4.462
1.921
2.886
2.861
8.219
2.048
3.357
1.986
结合试验结果，在设计水位水荷载作用下，渡槽中间两根纵向大梁（纵梁3#和4#）的跨中截面出现裂缝并穿过混凝土应变片，因此梁底面测点LL08和LL11实测拉应力偏大，梁侧面上距板底50mm处的测点WW3B01和WE4B01因裂缝而进入受拉状态，其它测点的混凝土应力实测值与三维有限元分析计算结果符合较好。在校核水位水荷载作用下，边墙内侧沿纵向中部区域受拉区混凝土已进入弹塑性工作状态并出现局部的间断微裂缝，测点BQ05和BQ07实测拉应力偏大。按三维块体有限元分析所得最大拉应力区预测的裂缝发生位置与试验结果相符。
4.4 渡槽的竖向变形
图11为纵向大梁荷载-挠度曲线，可见在渡槽的加载试验过程中，边纵梁（1#）跨中挠度基本上呈线性增大，且变化均匀；2#、3#和4#纵梁的跨中挠度在加载至设计水位前也基本上呈线性且均匀地增大，在设计水位荷载之后，跨中挠度开始呈非线性增加，并且呈现出随远离边纵梁而增量加大的规律。因此，渡槽结构竖向位移验算的控制点为中部4#、5#纵向大梁的跨中截面。
图11 纵向大梁荷载-挠度曲线
按三维有限元分析所得渡槽竖向位移与试验值的比较列入表2，可见在自重作用下，各测点的竖向位移计算值与试验值符合良好。在设计水位水荷载和校核水位水荷载作用下，渡槽结构中部的4根纵向大梁相继出现裂缝，因此其测点D3～D6、B3E3、B4E4实测位移值偏大，与其相关的横梁测点C3、C4实测位移值也偏大，其它测点符合良好。
表2 结构主要设计截面的位移试验与有限元分析成果对比(mm)
位置
1＃纵梁至8＃
纵梁跨中
3＃梁在1＃至
5＃之间的跨中
3＃和4＃
纵梁跨中两侧
D1D8
D2D7
D3D5
D4D5
C1
C2
C3
C4
E4B4
E3B3
结构
自重
三维有限元
0.665
0.972
1.219
1.344
0.796
1.066
1.243
1.303
1.104
1.007
模型试验
0.448
1.230
1.023
1.749
0.761
1.000
1.546
1.417
0.967
0.914
设计水位
水荷载
三维有限元
0.562
0.940
1.351
1.578
0.709
1.112
1.426
1.536
1.294
1.018
模型试验
0.878
1.005
1.316
3.820
1.133
2.723
2.417
3.014
2.932
2.301
校核水位
水荷载
三维有限元
0.616
0.983
1.410
1.650
0.751
1.160
1.489
1.606
1.354
1.164
模型试验
0.596
1.036
2.967
4.365
1.444
3.531
2.690
3.609
2.056
2.836
4.5 支座反力
根据支座下压力钢枕的测试结果，渡槽两端的横梁起到了调节支座反力大小的作用，也就是说渡槽中部的荷载首先经过中部各横梁的调节传递给各纵向大梁承受，各纵向大梁在向支座传递荷载的过程中受到两端横梁的约束作用并将对各纵向大梁传递荷载进行重新分配，然后才传递到支座。随荷载的增加，侧墙底部支座反力增加较快。设计水位时，从中到两侧墙的各支座反力分别为56.4kN、64.6kN、49.6kN和83.3kN，校核水位时分别为57.4kN、71.3kN、55.6kN和92.6kN。随着底部梁板结构的裂缝发展，各支座反力发生重分布现象，荷载越大，各支座间的反力差异越大。
根据三维有限元线弹性分析计算，设计水位时，从中到两侧墙的各支座反力分别为57.9kN、49.8kN、41.8kN和107.1kN，校核水位时分别为60.2kN、50.6kN、41.0kN和123.9kN。可见试验实测的支座反力分布规律与三维有限元线弹性分析计算结果基本相符，在数值上边支座试验值略小于计算值。
结合渡槽结构现浇施工的顺序，将渡槽结构自重按底部梁板现浇成型达到设计要求的强度后再现浇侧墙两阶段，采用三维有限元线弹性分析计算渡槽在自重作用下从中到两侧墙的各支座反力分别为51.2kN、54.8kN、60.3kN和121.8kN。
综合试验和计算结果，建议边支座反力按总荷载的12%设计，中间各支座按总荷载的5%设计。
五、结论与建议
尽管钢筋混凝土渡槽结构的仿真模型试验技术难度较大，试验耗资也较为昂贵，但它能够比较准确的反映渡槽原型结构受力全过程力学和变形性能，为验证设计计算方法提供了比较全面直观的试验研究资料，为利用计算手段进一步优化结构设计提供了科研基础，因而具有重要的理论和工程应用价值。多纵梁式钢筋混凝土渡槽结构具有便于采用纵梁预制吊装的叠合施工方法，对施工队伍专业技术水平的要求较低，但伴随而来的是结构自重大（本试验结构自重与设计水位水荷载之比达1∶1）、跨度小等明显缺点．根据多纵梁渡槽的受力特点，提出下列基本改进建议：
（1）建议将钢筋混凝土多纵梁改进为预应力混凝土多纵梁，可有效控制梁底的裂缝并降低梁的高度，增大梁的跨度。由于预应力混凝土梁自重减轻，降低了对预制吊装能力的要求。
（2）建议将侧墙改进为竖向预应力混凝土墙，可有效提高侧墙的抗裂性能并减小边墙厚度。
经过上述改进后，渡槽结构成为纵向与竖向施加预应力的混凝土结构，可有效地发挥预应力混凝土的优越性，减轻结构自重，从而取得较好的技术经济效益。但具体的预应力施加方案仍需经过进一步的试验研究加以确定。
河南省水利厅南水北调中线工程建设研究经费资助项目。李凤兰、张利梅等同志参加了试验工作。
参考文献
［1］ 华东水利学院主编，水工设计手册（第八卷），灌区建筑物，北京：水利电力出版社，1984。
［2］ E 富马加利著、蒋彭年等译，静力学模型与地力学模型，北京：水利电力出版社，1979。
［3］ 王传志、藤智明主编，钢筋混凝土结构理论，北京：中国建筑工业出版社，1985。
［4］ Shah, J. J., Construction of Gomti Aqueduct,Indian Concrete Journal, 1986, (6).
［5］ 朱以文，微机有限元前后处理系统Vizi CAD 及其应用，北京：科学技术文献出版社，1993。
［6］ 赵顺波主编，南水北调大型钢筋混凝土多纵梁渡槽结构设计与试验研究（科研报告），华北水利水电学院，1998。
上一页 [1] [2]
|
网友评论：（只显示最新10条。评论内容只代表网友观点，与本站立场无关！）
