溫度變化對大型預應力混凝土倒虹吸結構受力的影響

摘要：預應力混凝土倒虹吸結構是一個受力狀況復雜的大體積混凝土結構，在溫度變化作用下，其應力狀態(tài)難以確定。為此，運用三維有限元對倒虹吸結構進行了數值分析，確定其在無溫度變化、最大溫升、最大溫降情況下9種工況的應力分布狀態(tài)。結果表明，在各種設計工況荷載作用下，無溫度變化時，預應力混凝土倒虹吸結構均沒有產生拉應力；但在溫度變化時，工況Ⅰ和工況Ⅲ均產生了較大的拉應力。其中，在溫升情況下，工況Ⅰ底板下表面和工況Ⅲ頂板上表面產生拉應力大小分別為1.53 MPa和1.72 MPa；在溫降情況下，工況Ⅰ邊墻內側、工況Ⅲ頂板下表面、工況Ⅲ底板上表面和工況Ⅲ邊墻內側產生拉應力大小分別為1.36 MPa、1.77 MPa、1.85 MPa和1.65 MPa。因此，溫度變化對倒虹吸結構的影響是不容忽視的。 

　　關鍵詞：溫度變化；倒虹吸；溫升；溫降；有限元分析 

　　中圖分類號：TV672.3文獻標識碼：A文章編號：1672-1683（2013）04-0196-04 

　　南水北調中線工程是世界矚目的大型跨流域調水工程，涉及了大量的渡槽、倒虹吸、涵洞等建筑物。其中倒虹吸管是輸水工程中重要的建筑物，如果外露的鋼筋混凝土管段出現裂縫，將給結構帶來很大的危害，另外，倒虹吸管受力復雜，結構計算中不僅要考慮管身自重、內水壓力、外水壓力、土壓力、摩擦力、地震作用力等，還需考慮溫度應力。以前對倒虹吸結構配筋時，往往不關注溫度應力的影響，或者把溫度作用按照其他荷載引起的應力加上一定的百分比來考慮[1]。近年來一系列的數值分析和原型觀測資料表明，溫度變化是一項非常重要的荷載，在設計結構及配筋計算時，應該考慮溫度的作用[2-4]。本文以大型倒虹吸結構為研究對象，利用三維有限元分析軟件ANSYS，進行數值分析，深入研究大型倒虹吸結構在沒有溫度作用、最高溫升作用和最高溫降作用等情況下，倒虹吸管身混凝土結構的應力狀態(tài)，及其對倒虹吸混凝土結構的影響。 

　　1工程概況 

　　本工程由南段倒虹吸、中間明渠和北段倒虹吸三大部分組成，其中南北段倒虹吸由進口檢修閘、倒虹吸管、出口節(jié)制閘（或檢修閘）等建筑物組成。南段倒虹吸長1 250 m，中間明渠長2 030 m，北段倒虹吸長1 055 m。倒虹吸管為3孔1聯，單孔過水斷面尺寸（高×寬）6.6 m×6.5 m。管身為預應力混凝土箱形結構，采用1 860級高低松弛預應力鋼絞線和曲線孔道真空輔助灌漿后張有黏結的預應力混凝土結構，結構尺寸為：底板、頂板及邊墻厚度均為1.0 m，中墻厚度為0.8 m。倒虹吸斷面示意圖見圖1。 

　　2.6倒虹吸結構應力分析的三維有限元模型 

　　由于倒虹吸預應力混凝土結構按抗裂設計，因此選用三維有限元彈性計算模型，并考慮地基和混凝土墊層對結構內力分布的影響�；炷�土單元采用均化的鋼筋混凝土折算彈性模量，不考慮預應力筋對結構剛度的增強作用，預應力鋼筋對混凝土的作用力以單元節(jié)點通過專用程序施加[5]。在正常使用極限狀態(tài)下，倒虹吸結構整體應力分析三維有限元數值計算采用ANSYS通用有限元分析軟件中的8節(jié)點塊體元。為簡化計算，倒虹吸管兩側原位土和回填土對結構的影響均以外荷載代替[6]�？紤]倒虹吸管下部地基土對結構內力分布的影響，由圣維南原理從倒虹吸管底部向下取地下基礎厚度為5.0 m，從倒虹吸管邊豎墻向外取10 m進行模擬[7-8]。 

　　在進行溫度計算時，以多年平均溫度對應的溫度場作為初始溫度場，最高溫升和最大溫降時對應的溫度場為最終溫度場，得到平均溫度場相應于最高溫升和最高溫降時的溫差，即為溫度應力計算時的荷載。溫度應力計算采用熱-結構順序耦合的分析方法，先進行熱分析求得渡槽結構的溫度場，然后再進行結構分析，將熱分析得到的溫度場作為荷載加到結構中，從而求得渡槽結構的應力分布。計算溫度作用時，溫度邊界條件為：倒虹吸外側采用地溫，倒虹吸內側采用水溫（有水工況）或者空氣溫度（無水工況）。 

　　3有限元結果分析 

　　3.1頂板正應力 

　　3.1.1溫升條件下的應力分布 

　　在所有工況荷載作用下，不考慮溫度變化時，頂板上表面和下表面均沒有出現拉應力，壓應力也不大。比較所有工況荷載作用，工況Ⅰ渠道設計水位（最高地下水位）和工況Ⅲ渠道加大水位條件下，倒虹吸頂板上表面出現了較小的壓應力。同時，由表2可知，從工況Ⅰ到工況Ⅶ，倒虹吸內部溫度受水溫控制，外部溫度受地溫控制，夏季水溫較高，地溫（倒虹吸管身埋于地下）相對較低，使得倒虹吸內部溫度高于外部溫度，溫差達10.1 ℃。這樣的溫差導致了頂板表面原本壓應力不大的邊跨跨中（工況Ⅰ和工況Ⅲ）小部分區(qū)域內均出現了拉應力，其中工況Ⅲ拉應力較大。由圖4可知，應力值由無溫度變化時的壓應力值-1.76 MPa，變化為溫升時的拉應力值1.72 MPa。 

　　在工況Ⅲ渠道加大水位作用下，溫升造成頂板下表面壓應力整體趨于增大趨勢，最大壓應力發(fā)生在邊跨跨中，最大壓應力由無溫度變化時的-10.5 MPa變化到溫升時的-13.1 MPa（圖5），壓應力的增大對結果影響不大。 

　　3.1.2溫降條件下的應力分布 

　　對于下表面，當外界氣溫下降時，比如在冬季12月份時，氣溫和水溫變化較大，地溫變化較小，使得倒虹吸管內溫度低于管外溫度，最大溫降為-14.1 ℃。經分析，在溫降情況和荷載作用下，在所有工況中，工況Ⅲ拉應力最大，拉應力大小為1.77 MPa（圖5）。拉應力發(fā)生在頂板下表面距離倒虹吸左邊緣6～10 m范圍內，因為該位置處在倒虹吸管頂板與豎墻交接處，因此，應加強此處的構造措施。對于上表面，溫降使得壓應力值增大，壓應力值由原來的-14.7 MPa變化到-16.5 MPa。 

　　3.2底板正應力 

　　3.2.1溫升條件下的應力分布 

　　所有工況荷載作用下，在不考慮溫度變化時，底板上下表面均沒有出現拉應力。大部分混凝土在施加預應力的作用下處于受壓狀態(tài)，形成連續(xù)受壓區(qū)，壓應力最大值為-10.92 MPa（工況Ⅵ）。由圖6可知，對于底板上表面，溫升使得壓應力趨于增大趨勢，最大壓應力為-13.14 MPa。由圖7可知，在工況Ⅰ長期荷載作用下，溫升對底板下表面不利，使底板下表面距離邊跨左邊緣3～6 m范圍和距離邊跨左邊緣10.2～12.4 m范圍內均出現拉應力，拉應力最大值分別為1.53 MPa和0.86 MPa。 　　對于工況Ⅷ和工況Ⅸ，溫升對倒虹吸底板下邊緣是不利的，雖然溫升值較高（11.4 ℃），但由于完建期管內無水，減小了內水壓力，使得底板下邊緣僅出現了較小的拉應力（0.13 MPa），說明內水壓力影響較大。 

　　3.2.2溫降條件下的應力分布 

　　在溫降情況下，工況Ⅲ在底板上表面邊跨左邊與邊墻交接處以及中跨上表面右邊與中墻交接處均出現應力集中，拉應力較大，分別為1.28 MPa和1.85 MPa，見圖6。 

　　3.3邊墻和中墻正應力 

　　所有工況荷載作用下，在不考慮溫度變化和溫升時，邊墻左右表面均沒有出現拉應力。在施加預應力的作用下混凝土處于受壓狀態(tài)，形成連續(xù)受壓區(qū)，壓應力最大值為-12.75 MPa。 

　　此時，溫升對于倒虹吸管內側是有利的，溫升使得管內側混凝土膨脹，減小了拉應力。相反，溫升對于倒虹吸管外側是不利的，但曲線預應力筋的作用對倒虹吸管外側拉應力具有緩沖作用。因此，整體作用使得倒虹吸管外側并沒有產生拉應力。 

　　溫降時，在工況Ⅰ（渠道設計水位、河道無水）長期荷載作用下和工況Ⅲ（渠道加大水位，管頂土被校核洪水沖至管頂以上0.5 m）短期荷載作用下，邊墻內側與頂板上表面交接處出現應力集中，局部拉應力較大，最大拉應力分別為1.36 MPa 和1.65 MPa。此處，溫降對倒虹吸結構內側是不利的，使得倒虹吸管內側混凝土收縮，加劇了倒虹吸管內側混凝土拉應力[9]。 

　　中墻在所有工況荷載作用下，不考慮溫度變化時和溫升、溫降情況下均沒有出現拉應力，且壓應力不大，最大壓應力為8.3 MPa，相當于混凝土軸心抗壓強度標準值的31%，保證正常使用狀態(tài)下混凝土受壓徐變在彈性范圍內。因此，中墻預應力筋采用直線型完全滿足要求。 

　　4結語 

　　在所有工況荷載作用下，溫度變化時，工況Ⅰ和工況Ⅲ均產生了較大的拉應力，其中，工況Ⅲ溫降時在底板上邊緣與中墻交接處產生了較大的拉應力，拉應力大小為1.85 MPa，溫升時，在邊跨跨中產生了較大的拉應力，拉應力值為1.72 MPa。 

　　從計算結果看，溫度變化產生的拉應力不容忽視，在進行混凝土倒虹吸結構的設計過程中，必須全面考慮溫度荷載，以往設計中簡化甚至忽略溫度荷載的做法是不合理的。 

　　參考文獻： 

　　[1]王林玉，朱向榮，鐘秉章.巖石抗力和內外溫差對大型水電站蝸殼結構的影響[J].浙江大學學報（工學版），2000，34（4）：433-437. 

　　[2]Verma Vishnu，Ghosh A K，kushwaha H S，Temperature Distribution and Thermal Stress Analysis of Ball-tank Subjected to Solar Radiation[J].Journal of Vessel Technology，2005，127：119-122. 

　　[3]Lee Y S，Choi M H，et al.A Structural Analysis of the Circular Cylinder with Multi Holes Under Thermal Loading[J].Nuclear Engineering and Design，2002，212：273-279. 

　　[4]Chen Yaolong，Wang Changjiang，Li Shouyi，et al.Simulation Analysis of Thermal Stress of RCC Dams Using 3-D Finite Element Relocation Mesh Method[J].Advances in Engineering Software，2001，32：677-682. 

　　[5]李曉克，嚴振瑞，趙順波，等.淺埋式預應力混凝土壓力管道結構設計與技術經濟比較[J].水利水電技術，2002，（6）：20-25. 

　　[6]唐獻富.沁河倒虹吸預應力混凝土結構分析[J].南水北調與水利科技，2008，6（4）：34-35. 

　　[7]姚賢華，裴松偉，趙順波.高壓旋噴樁復合地基承載特性的有限元分析[J].華北水利水電學院學報，2009，30（1）：93-95. 

　　[8]趙順波，姚賢華，裴松偉，等.回填土區(qū)深層攪拌樁和高壓旋噴樁復合地基的靜承載性能[J].中國港灣建設，2008，（1）：16-20. 

　　[9]連繼建，喻剛，王海軍.溫度變化對水電站蝸殼結構配筋的影響[J].天津大學學報，2006，（8）：957-962.