卵形消化池預應力損失與結構內力監(jiān)測總結

卵形消化池預應力損失與結構內力監(jiān)測分析參加單位：二零零七年六月第一章預應力損失監(jiān)測分析本工程的卵形消化池采用無粘結預應力方案，在無粘結預應力工程中，孔道摩阻損失宜作施工現(xiàn)場的測定，并按測試值取定張拉控制應力和計算理論伸長值。該預應力工程采用360°和180°張拉，需要現(xiàn)場進行預應力筋摩阻損失測試。本部分監(jiān)測分析主要以2#消化池為研究對象，主要監(jiān)測內容如下：變角墊塊摩阻損失測試；180°張拉預應力筋摩阻損失及伸長量的量測；360°張拉預應力筋摩阻損失及伸長量的量測；預應力損失現(xiàn)場測點設在消化池的上部承臺處，共兩組，第Ⅰ組設在標高33.30m處，第Ⅱ組設在標高33.80m處。預應力試驗筋測點布置見圖1-1。圖1-1預應力試驗筋測點布置圖一、變角墊塊摩阻損失通過設置在變角墊塊前后的荷載傳感器讀數(shù)，即可確定出變角墊塊前后預應力筋的張拉力值，進而計算出變角墊塊引起的摩阻損失。該部分的預應力損失值大小對所取用的超張拉系數(shù)有著直接的影響。1、實驗室內量測結果分級加壓，量測兩端傳感器的讀數(shù)，將其經過分析處理，結果列于表1-1。由表可知，本次實驗的最大變角摩阻損失為3%，最小值為1%，平均值為2%。表1-1實驗室變角墊塊摩阻損失測試結果分析油壓10MPa油壓20MPa油壓30MPa測點位置預應力筋應力預應力筋應力預應力筋應力（MPa）（MPa）（MPa）張拉端312623955固定端308605935摩阻損失（%）1.03.02.02、現(xiàn)場測試為了真實體現(xiàn)實際張拉過程中變角墊塊摩阻損失情況，特再次對其進行測量，實驗設備與安裝布置與前述的相似，選取第Ⅰ組預應力試驗筋進行實驗。同樣分級張拉至1.03倍的張拉控制應力，實驗結果列于表1-2，從表中可知本次現(xiàn)場實驗的最大變角摩阻損失為1.4%，最小為0.2%，在張拉至75%以上時，其值穩(wěn)定在0.8%。表1-2現(xiàn)場變角墊塊摩阻損失測試結果分析試驗部位測點位置油壓6MPa油壓18MPa油壓30MPa油壓41MPa預應力筋預應力筋預應力筋預應力筋應力(MPa)應力(MPa)應力(MPa)應力(MPa)3號筋張拉端2215729131242固定端2175709051232變角摩阻損失（%%）1.40.20.80.8注：表中的油壓值6、18、30和41MPa分別對應15%、45%、75%和103%的張拉控制應力。二、180°張拉預應力筋損失測試測試方法：在張拉端將荷載傳感器安設在張拉千斤頂和變角墊塊之間，由此可測得張拉端預應力筋拉力。在固定端將荷載傳感器安設在工具錨與錨墊板之間，用來量測固定端預應力筋拉力。中間端預應力筋拉力則由鋼絞線張拉測定儀測量。具體實驗步驟簡述如下：1）一端張拉，一端固定，完成各部分實驗設備的就位；2）張拉至0.15σcon，讀取荷載傳感器的數(shù)據(jù)及千斤頂油缸伸長量。3）步驟同2，張拉至0.45σcon，讀取數(shù)據(jù)；4）步驟同2，張拉至0.75σcon，讀取數(shù)據(jù)；5）張拉至1.03σcon，讀取荷載傳感器的數(shù)據(jù)、千斤頂?shù)挠透咨扉L量及中間端的預應力筋測試數(shù)據(jù)。在上述測試方法下，根據(jù)張拉端和固定端的力值大小，即可計算出該段預應力筋的中間與總摩擦損失，試驗結果詳見表1-3。表1-3180°張拉環(huán)向預應力筋的摩擦損失預應力筋千斤頂油壓值主動端應力中間端應力固定端應力中間摩擦損失值總摩擦損失值孔道摩擦系數(shù)編號（Mpa）（MPa）（MPa）（MPa）（%）（%）μ16211—138—34.5—18569—441—22.4—30916—726—20.80.03054113031164106310.718.40.021126192—138—27.8—18544—424—22.3—30868—683—21.30.032641——————36187—138—26.0—18538—421—21.8—30886—702—20.80.0307411170102892412.221.00.031646209—138—34.1—18554—418—24.7—30850—691—18.60.0220411178105890010.223.60.0423注：總摩擦損失平均值為23.9%，孔道摩擦系數(shù)μ平均值為0.0301。由表1-3可知，預應力筋的總摩擦損失在第一級荷載（張拉至0.15σcon）略大，其范圍在26%～34.5%，后幾級荷載下總摩擦損失測試結果非常均勻，其值在18.4%～24.7%。在本次測試中總的摩擦損失主要包括以下二種摩擦損失：1）預應力筋張拉端的變角墊塊摩擦損失；2）曲線預應力筋的孔道摩擦損失。另外，張拉至1.03σcon時，采用鋼絞線張拉力測定儀量測了中間端預應力筋的拉力。由張拉端、中間端與固定端的應力值可大體了解沿程的摩擦損失情況。根據(jù)現(xiàn)行規(guī)程，整束預應力筋的護套壁每米局部偏差對摩擦的影響系數(shù)κ取0.004。曲線預應力筋在池壁內的變化角度θ及長度x，由摩擦損失系數(shù)公式，即可反算出預應力筋孔道摩阻系數(shù)μ。計算中取變角墊塊所占摩擦損失值1.5%，計算結果如表1-3所示，該值比規(guī)程推薦的孔道摩擦系數(shù)0.09要小的多。三、360°張拉預應力筋損失測試此部分量測在一組預應力試驗筋中進行，將兩段180°試驗筋用游動錨連接起來，進行360°張拉預應力損失測試。在360°張拉實驗中，張拉端和固定端的拉力相同，由荷載傳感器可測得。與張拉端相對的另一端為連接端，即為由游動錨將兩段180°預應力筋連接在一起的端頭，該連接端因空間不夠，鋼絞線拉力不予量測，故只量測兩個中間端的鋼絞線拉力。綜上，360°張拉環(huán)向預應力筋總摩擦損失只能計算與張拉端成90°中間端的損失值，與張拉端最遠端的損失值可按中間端預應力損失為其2倍進行估算，分析結果見表1-4。表1-4360°張拉環(huán)向預應力筋的摩擦損失千斤頂油壓值張拉端應力中間端1應力中間端2應力中間端1總摩擦損失中間端2總摩擦損失連接端總摩擦損失孔道摩擦系數(shù)（MPa）（MPa）（MPa）（MPa）（%）（%）（%）μ4113121165111011.215.426.60.0344計算孔道摩擦系數(shù)時，相關的一些要求同前。經計算，孔道摩擦系數(shù)μ為0.0344，比規(guī)程推薦的孔道摩擦系數(shù)0.09要小的多，這一結論同前。四、小結本部分通過預應力損失檢測及數(shù)據(jù)分析，主要結論如下：預應力筋在未剝掉PE塑料護壁套，采用34°變角張拉，引起的變角墊塊摩擦損失平均值為1.4%；確定張拉控制應力時應充分估量變角墊塊摩擦損失量，以避免因張拉應力過大導致預應力筋意外拉斷，建議取3%。通過對預應力鋼筋與孔道壁之間的摩擦引起的預應力損失值的檢測，計算得出預應力鋼筋與孔道壁之間的摩擦系數(shù)在0.02～0.05范圍內，平均值為0.0301，比規(guī)范值0.09要小的多。第二章結構內力監(jiān)測分析卵形消化池在內水作用下殼體接近于純受拉狀態(tài)，為此，環(huán)向設置177道預應力筋，徑向均布60道預應力筋，以建立足夠適當?shù)念A壓混凝土應力，滿足結構的抗裂性能要求。為了解池體在滿水狀態(tài)下能否達到工藝提出的密閉性要求，在預應力張拉和閉水試驗階段進行了結構進行了混凝土應力測試分析。本部分結構監(jiān)測分析主要以2#消化池為研究對象，結構內力測試主要結合有限元分析計算與現(xiàn)場實驗進行。在張拉階段環(huán)向預應力筋作用下有限元計算只考慮本階段產生的預應力損失項目，包括變角摩擦損失、錨具變形和無粘結預應力筋內縮引起的預應力損失和孔道摩擦損失。一、預應力張拉階段在張拉前后的整個過程中對消化池內力變化進行了跟蹤測試，張拉階段引起的混凝土應力值在靠近池壁外表面處的測點應力沿池體高度方向的分布詳見圖1-2。圖中左側為內外側環(huán)向混凝土應力，右側為內外側豎向混凝土應力。從圖中看出，環(huán)向預應力筋施加給池體的環(huán)向預壓應力在殼體根部比較小，承臺內部最小，其值均在1.0MPa左右。殼體根部以上大約5m高度范圍內達到最大，內側10.17MPa，外側9.68MPa，再向上緩慢減小，其中最上層測點應力外側為3.53MPa，內側為3.94MPa。內外側環(huán)向混應力經比較發(fā)現(xiàn)，內側壓力值要比外側的大一些，主要原因是環(huán)向預應力鋼筋對內層混凝土的環(huán)箍效應所致?？傮w上，環(huán)向混凝土應力沿池體高度變化趨勢與設計思路是比較吻合的。與環(huán)向預壓應力相比，預應力筋張拉產生的徑向混凝土應力要小的多，測點應力有正有負，其值較大的地方出現(xiàn)在承臺和殼體過渡區(qū)域，其中的內側徑向應力呈壓，最大值達7.33MPa，而外側呈現(xiàn)拉應力，其值達6.19MPa，從圖中的變化趨勢和標注的數(shù)值說明由于環(huán)向預壓應力的施加使得殼體根部產生了很大的徑向彎矩，從而使得過渡區(qū)域成為一個應力分布集中區(qū)，不過在承臺內部很快得以削減。將張拉階段建立的混凝土應力與SAP計算結果相對比，內側和外側的混凝土環(huán)向應力分別見圖1-3和圖1-4。從圖中可知，環(huán)向混凝土應力的測試結果與SAP有限元分析計算結果的應力變化趨勢比較一致，數(shù)值也相對比較吻合，尤其是外側環(huán)向混凝土應力。內側環(huán)向混凝土應力計算結果與測試結果要小一些，這與預應力筋在截面中的靠外側布放有關，預應力鋼筋對內側混凝土產生了較大的環(huán)箍效應。環(huán)向預應力施加產生的徑向混凝土應力有壓有拉，而且數(shù)值很小，各測點測試結果與計算結果吻合很好，因其不是主要的受力方向，故在此略去對比圖形。圖1-2張拉階段建立的混凝土應力圖1-3張拉階段環(huán)向內側混凝土應力變化圖圖1-4張拉階段環(huán)向外側混凝土應力變化圖二、閉水階段消化池閉水試驗從空池狀態(tài)至達到設計水位絕對高程67.461，采取一定流速逐步進水的方法，使得水頭高度最后達到39.861m，進水時間總共持續(xù)了兩周多時間，其中在最大胸徑和設計水頭高度處按設計要求停留24h，在這期間每隔一定時間定時量測各層測點讀數(shù)，以便隨時掌握消化池應力的變化情況。為了直觀，同樣將閉水階段建立的混凝土應力沿高度標于池體上，詳見圖1-5。圖中左側為內外側環(huán)向混凝土應力，右側為內外側徑向混凝土應力。從圖中可知，在內水壓力作用下池體的應力除徑向應力在殼體根部有個別點為壓應力外其余均為拉應力，而且環(huán)向為主要受力方向。殼體內外側環(huán)向混凝土應力在高度14.056m處為最大，內側為6.97MPa，外側7.65MPa，由此向上向下均呈減小趨勢，殼體上部測點內外側混凝土應力差值較小，說明結構處于純拉狀態(tài)；而殼體根部外側環(huán)向應力有一定的應力集中分布區(qū)，測得的峰值為5.92MPa，與內側應力3.75MPa相差較多，這說明根部存在有較大的環(huán)向彎矩；承臺內部測點拉應力值比較均勻，均在2.0MPa左右。與環(huán)向混凝土應力相比，徑向混凝土應力要小的多，地上殼體的測點應力為拉應力，承臺測點應力有拉有壓，變化要相對復雜。殼體根部內部出現(xiàn)壓應力，其值為1.73MPa；外側承臺最上層測點也出現(xiàn)壓應力，其值為3.16MPa。承臺內側測點的徑向應力值要比承臺外側測點應力要稍大一些。將環(huán)向混凝土應力測試結果與SAP計算結果相對比，內側和外側的混凝土環(huán)向應力分別見圖1-6和圖1-7。從圖中可知，測試的混凝土應力值和用SAP有限元分析軟件計算的應力值的變化趨勢比較一致，測試值相對要大一些，尤其是測點高程14.056m處，在殼體根部最低層測點應力與有限元計算結果反差較大，這與用有限元軟件SAP計算時的邊界約束假定有著一定的關系，有限元計算時將殼體根部按完全固定支承考慮。本階段產生的徑向混凝土應力也數(shù)值較小，各測點測試結果與計算結果吻合較好，因其不是主要的受力方向，同樣，在此略去對比圖形。三、張拉+滿水工況圖1-8和圖1-9為預應力作用+滿水作用下的內外側環(huán)向混凝土應力變化圖，計算結果和測試結果大體上一致，從圖中的數(shù)值和高度顯示了，殼體除根部區(qū)域外，其余各點混凝土應力均為壓應力，其值在1.0～4.0MPa范圍內，在主要工況內水作用下池體完全滿足設計抗裂度的要求，符合工藝和結構設計要求。圖1-5滿水試驗階段建立的混凝土應力圖1-6滿水階段內側環(huán)向