空腔锚块式预应力闸墩结构受力性能试验研究

李树山，高丹盈，解 伟

空腔锚块式预应力闸墩结构受力性能试验研究

李树山1，2，高丹盈1，解 伟2

（1.郑州大学水利与环境学院，郑州 450002；2.华北水利水电学院，郑州 450011）

由于闸墩结构设计受颈部应力状态制约，预应力技术成为改善大型弧门闸墩结构受力性能的重要措施。锚块结构特征及其对颈部受力的影响是大型弧门闸墩结构设计时需要考虑的主要问题。利用结构仿真模型试验，以蒲石河电站排沙闸预应力闸墩为例，研究了锚块内设置空腔引起的颈部抗裂性能、锚块内应力分布的变化，讨论了空腔锚块对预应力闸墩结构受力性能的影响。试验结果表明，新型空腔式锚块设计方案能够有效地提高预应力闸墩颈部的预压效果，提高闸墩颈部抗裂性能。

预应力闸墩；模型试验；空腔式锚块；受力性能；预应力锚束

1 研究背景

近年来，水利枢纽泄洪流量不断增大，工作水头不断提高，弧门推力也越来越大，闸墩受力性能的影响也愈来愈复杂。大吨位弧门推力对闸墩受力性能的影响，已经在许多大型弧门闸墩结构设计分析中得到充分重视［1］。弧形闸门的巨大推力通过支承结构传递到闸墩，由于闸墩支承结构多采用锚块型式，锚块下游没有大体积混凝土结构来分担推力，因而造成锚块和闸墩的连接部位（闸墩颈部）有明显的应力集中，在该处形成高拉应力区，导致混凝土开裂［2］。此类大型弧形闸门的支承结构，只有采用预应力锚固技术才能满足闸墩结构正常运行期间的抗裂或限裂要求［3］。

为了优化锚块内及闸墩颈部的应力分布，可在闸墩锚块内设置空腔来提高预应力效果。锚块内空腔大小、位置的选取，对闸墩颈部及锚块体内应力的影响一直是理论界及工程界关心的重点问题。许多学者对预应力闸墩结构受力性能进行了理论分析与数值计算：李传才、贺采旭等对预应力闸墩的结构型式和设计方法进行了探讨，提出预应力闸墩的开缝锚块结构型式，认为这种锚块型式改变了预加力的传力路径，增加了颈部的预压应力，提高了预应力效果［4－5］；朱暾等采用有限元法分析了大推力预应力闸墩颈部应力分布，建议采用颈部开槽的结构型式［6］；何兆升等在景洪水电站预应力闸墩结构设计中，采用平行布置锚索并在锚块内开设预留槽的新型预应力闸墩结构型式，通过对结构进行有限元分析，找出锚块预留槽最佳位置，降低拉锚系数，提高锚索的预应力利用效果［7］；司建辉等通过有限元计算得到闸墩颈部、锚块空腔表面竖向及横河向应力分布状态，并对预应力闸墩锚块空腔位置进行优化分析［8］。目前，针对空腔锚块式预应力闸墩结构受力性能开展试验研究的资料很少，有必要对新型闸墩结构形式受力规律进行试验验证。本文结合蒲石河抽水蓄能电站排沙闸预应力闸墩工程，对空腔式锚块闸墩结构进行仿真模型试验研究，分析3种设计工况作用下新型闸墩的受力性能，提出了需要改进的结构设计建议。

2 研究工程概况

蒲石河抽水蓄能电站排沙闸挡水采用的大型弧形工作门，孔口尺寸为14 m×20 m，弧门推力达到34 000 kN，闸墩厚4m，具有推力大、力臂长的特点，必须采用预应力锚束来提高闸墩颈部抗裂能力。预应力锚束由主锚束和次锚束共同组成，主锚束通常沿弧形闸门推力方向布置。同时在锚块内设置一定数量与主锚束相互垂直的水平次锚束，减小由弧形闸门推力的弯曲作用在锚块内产生的拉应力，改善锚块内的应力状态。为了提高主锚束的预压效果，设计中采用空腔式锚块的技术方案，其结构布置如图1所示。

图1 新型空腔式锚块结构型式Fig.1 New type prestressed pier w ith hollow anchor block

该结构型式是通过在锚块内设置空腔，将主锚束的预压力转移到弧门推力的作用线附近，在闸墩颈部断面外表面产生压应力集中，改善闸墩颈部截面出现的外表面压应力不足、中部压应力富余的问题，可大大节省锚束用量。空腔的长度可根据弧门推力大小、预应力锚束的吨位、数量以及施工工艺等来调整。锚束张拉结束后，将空腔回填，既不影响锚块的整体性，又可保证回填混凝土不承受主锚束在张拉过程中产生的次生拉应力，只承受弧门推力作用下产生的压应力。

3 预应力闸墩结构仿真模型试验研究

3.1 结构模型设计

根据闸墩原型的断面尺寸，考虑模型成型的可行性、测试结果的精确性并兼顾试验设备能力等各方面因素，确定模型结构与原型结构的相似常数为1∶10。模型混凝土选用连续级配5～20 mm人工碎石配置，现浇成型，浇筑顺序与施工方案相同。

模型构造钢筋选用φ6.5Ⅰ级光圆钢筋，强度设计值fy＝210 MPa，弹性模量Es＝2.1×105N／mm2。模型预应力筋选用1 860级φ5的高强低松驰钢丝，弹模Es＝1.91×105N／mm2，σb＝1 733 MPa，εb＝0.047 5。

模型闸墩结构如图2所示，预应力锚束布置方案如图3所示。

在模型闸墩关键部位外表面贴应变花，闸墩内部设置混凝土计，预应力筋贴单片的箔式应变片。其中，模型闸墩结构颈部应变测试点如图4所示，锚块表面应变测试点如图5所示。

3.2 模型结构荷载加载方案

闸墩承受的荷载主要有弧门推力、结构自重和侧向水压力。根据模型设计相似原理，模型承受的水压力与原型相同，弧门推力应为原型闸墩的1／100，采用2个100 t的千斤顶模拟施加弧门推力。结构自重对结构初始受力状态的影响，利用施加的顶部荷载加以调整。单侧弧门开启时，侧向水压力采用分区域集中荷载等效代替。试验加载全景如图6所示。

图2 闸墩结构模型示意图Fig.2 Pier structuremodel

图3 闸墩模型结构中预应力锚束布置图Fig.3 Layout of prestressed anchorage cables in themodel

图5 锚块上部应变片分布图Fig.5 Distribution of strain gauges on the anchor block

图6 模型闸墩试验加载全景Fig.6 Photo of loading in themodel pier test

3.3 模型试验工况

工况1为施工期预应力单独作用；工况2为运行期弧门双侧推力与预应力联合作用；工况3为运行期弧门单侧推力与预应力联合作用。

4 模型试验结果分析

4.1 预应力单独作用下闸墩结构受力特征

在预应力作用下（工况1），闸墩颈部处于受压状态。从图7中可以看出，闸墩颈部压应力呈扇形分布，靠近支铰轴线部位的压应力大，远离支铰轴线部位的压应力小。由于锚束的对称布置，闸墩两侧产生的压应力呈对称分布，沿预应力筋方向的压应力最大值为－2.58 MPa，闸墩颈部的预压应力达到3 MPa左右。图8中，在预应力单独作用下，锚块空腔上下游均产生较大的拉应力，最大拉应力位于空腔下游跨中边缘处，为1.62 MPa，空腔上游跨中最大拉应力为1.33 MPa，小于C40混凝土的抗拉强度设计值。可见空腔的设置，改变了锚块内受力途径，优化了锚块受力条件。

图7 工况1闸墩颈部X方向应力分布图Fig.7 Stress distribution in X direction at the pier neck in case 1

图8 工况1锚块表面正应力分布图Fig.8 Normal stress distribution on the anchor block surface in case 1

4.2 双侧推力与预应力联合作用下闸墩受力特征

在双侧弧门关闭作用下（工况2），闸墩及锚块两侧应力对称分布，如图9、图10所示。在闸墩颈部出现小范围的拉应力区，其余仍为压应力区。闸墩颈部拉应力呈扇形分布，最大拉应力出现在锚块与闸墩颈部结合部的中间位置，沿主锚束方向最大正应力为0.29 MPa，拉应力区域在距离闸墩颈部的500 mm范围内（模型闸墩）。沿垂直于中间锚束方向向两边扩展，拉应力逐渐减小；随着与锚块距离的增大，拉应力逐渐减小。在此工况中，尽管锚块内空腔回填二期混凝土，但由于双侧弧门推力与预应力的叠加作用，锚块表面拉应力并未减小，最大拉应力值为1.65 MPa。

图9 工况2闸墩颈部X方向应力分布图Fig.9 Stress distribution in X direction at the pier neck in case 2

图10 工况2锚块表面正应力分布图Fig.10 Normal stress distribution on the anchor block surface in case 2

4.3 单侧推力与预应力联合作用下闸墩受力特征

在闸墩一侧关门另一侧开启时（工况3），闸墩颈部关门一侧的拉应力显著增加，拉应力区也扩大了，对闸墩受力很是不利，成为闸墩设计的控制工况。对比图11和图9，可以看出闸墩颈部平均拉应力增加3倍左右。这主要是单侧门推力及另外一侧水压力作用下，闸墩结构受到扭转作用，闸墩颈部弯拉应力增大造成的。闸墩颈部X方向最大拉应力为1.74 MPa，低于C40混凝土抗拉强度设计值，满足部分预应力的拉应力控制要求，该拉应力区域扩大到距离闸墩颈部1 500 mm范围内（模型闸墩）。在图12中，锚块空腔上下游边缘处仍存在较大的拉应力值，正应力最大值为1.95 MPa，但在原型的运行期，此空腔已经回填混凝土，此部分的拉应力会大大降低。

图11 工况3中闸墩颈部X方向应力分布图Fig.11 Stress distribution in X direction at the pier neck in case 3

图12 工况3中锚块表面正应力分布图Fig.12 Normal stress distribution on the anchor block surface in case 3

5 结 论

本文对预应力混凝土闸墩结构新型设计方案进行了模型试验研究，主要结论如下：

（1）在锚块内设置空腔，改变了锚块内预应力传递途径，提高了闸墩颈部预压效果；

（2）双侧门推力作用下，闸墩颈部最大拉应力控制在0.5 MPa以内，拉应力区控制在距离颈部500 mm区域以内（对应原型结构为5 m）；

（3）单侧门推力作用下，推力侧闸墩颈部拉应力有了显著增加，平均拉应力为双侧门工况下的3倍左右，拉应力区域扩大到距离闸墩1 500 mm区域（对应原型结构为15 m），是预应力闸墩结构设计的控制工况；

（4）受主锚束作用，锚块空腔处出现较大拉应力，回填二期混凝土后，此处拉应力会大大降低；

（5）模型试验结果表明，在控制工况下颈部最大拉应力满足部分预应力理论的拉应力控制要求，但从提高闸墩颈部抗裂度的角度出发，建议在锚块与颈部接触部位适当增加非预应力筋数量，提高闸墩颈部抗裂等级并增强锚块与闸墩的整体性。

［1］ 赵长海.预应力锚固技术［M］.北京：中国水利水电出版社，2001.（ZHAO Chang-hai.Prestressed Anchor Technology［M］.Beijing：China Water Power Press，2001.（in Chinese））

［2］ 刘俊柏，林可冀.预应力闸墩技术及其在我国水电工程中的应用［J］.水力发电，1991，（5）：20－24.（LIU Jun-bai，LIN Ke-ji.Pre-stressed Pier Technology and Application to Hydropower Project in China［J］.Water Power，1991，（5）：20－24.（in Chinese））

［3］ 刘致彬，孙金刚.弧形门预应力混凝土闸墩的试验和设计［J］.水利学报，1994，（9）：88－92.（LIU Zhi-bin，SUN Jin-gang.The Designing and Model Test of Prestressed Concrete Pier for Large Arch Gate［J］.Hydro-Science and Engineering，1994，（9）：88－92.（in Chinese））

［4］ 贺采旭，李传才，何亚伯.大推力预应力闸墩的设计方法［J］.水利水电技术，1997，（6）：24－29.（HE Cai-xu，LIChuan-cai，HE Ya-bo.Study on the Design Method of Prestressed Concrete Sluice Bearing Large Pressure［J］.Water Resources and Hydropower Engineering，1997，（6）：24－29.（in Chinese））

［5］ 李传才，贺采旭，肖明俊.大推力弧门支座新结构型式的研究［J］.水利水电技术，1993，（9）：43－46.（LI Chuan-cai，HE Cai-xu，XIAO Ming-jun.Research on New Structure Type Bearing of Large Arch Pier［J］.Water Resources and Hydropower Engineering，1993，（9）：43－46.（in Chinese））

［6］ 朱 暾，邢贵碧.弧形闸门预应力闸墩颈部开槽设计初探［J］.水力发电学报，1994，（1）：18－26.（ZHU Tun，XING Gui-bi.Research on Neck Slotted Design of the Arch Pre-stressed Pier［J］.Journal of Hydroelectric Engineering，1994，（1）：18－26.（in Chinese））

［7］ 何兆升，凌 云，李玲云，等.新型预应力闸墩结构在景洪水电站工程中的应用［J］.水力发电，2008，（4）：50－52，64.（HE Zhao-sheng，LING Yun，LI Ling-yun，et al.Application of Improved Pre-stressed Anchor Block in Jinghong Hydropower Station［J］.Water Power，2008，（4）：50－52，64.（in Chinese））

［8］ 司建辉，简 政，蒲 锰，等.预应力闸墩锚块空腔位置的优化［J］.武汉大学学报（工学版），2010，（1）：43－45，50.（SI Jian-hui，JIAN Zheng，PU Meng，et al.Optimization of Anchor Cavity Position in Prestressed Pier Block［J］.Engineering Journal of Wuhan University，2010，（1）：43－45，50.（in Chinese） ）

（编辑：刘运飞）

M echanical Behavior of Prestressed Gate Pier w ith Hollow Anchor Block

LIShu-shan1，2，GAO Dan-ying1，XIEWei2
（1.School of Environment and Water Conservancy，Zhengzhou University，Zhengzhou 450002，China；2.North China Institute ofWater Conservancy and Hydroelectric Power，Zhengzhou 450011，China）

Since the design of gate pier is usually constrained by the stress condition at the neck，the prestress technique becomes an importantmeasure to improvemechanical behavior of the large-sized arch gate pier.One of the most important problems is the anchor block’s structure characteristic and its effect on the stress condition at the neck.Through structure simulation model test，we investigated the variations of crack resistance at the neck and stress distribution in the anchor block caused by setting a cavity in the anchor block，and discussed the effect of hollow anchor block on themechanical behavior of gate pier.The prestressed pier of Pushi River pumped storage power station was taken as a case study.The results showed that the design of the new type hollow anchor block could enhance the prestressed effect at the neck of the pier effectively，and improve the crack resistance of the neck.

prestressed pier；model test；hollow anchor block；mechanical behavior；prestressed cable

TV332；TV321

A

1001－5485（2012）12－0099－04

10.3969／j.issn.1001－5485.2012.12.020 2012，29（12）：99－102，108

2012－02－20；

2012－03－21

国家自然科学基金（50779018）；河南省科技创新杰出人才项目（094200510011）；河南省教育厅自然科学研究项目（2009A570001）

李树山（1977－），男，辽宁绥中人，副教授，博士研究生，主要从事水工结构试验研究，（电话）0371－69127209（电子信箱）lishushan＠ncwu.edu.cn。