整體拼裝雙向預(yù)應(yīng)力板結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究

邱大洪，王鳳龍，王清湘，邴 曉，王 克，任 亮

(1.大連理工大學(xué)海岸和近海工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧大連 116024;2.大連理工大學(xué)土木建設(shè)學(xué)部，遼寧大連 116024;3.大連理工大學(xué)土木建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，遼寧 大連 116024;4.大連理工大學(xué)工程力學(xué)系，遼寧大連 116024)

整體拼裝雙向預(yù)應(yīng)力板結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究

邱大洪1，王鳳龍1，王清湘2，邴 曉3，王 克4，任 亮2

(1.大連理工大學(xué)海岸和近海工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧大連 116024;2.大連理工大學(xué)土木建設(shè)學(xué)部，遼寧大連 116024;3.大連理工大學(xué)土木建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，遼寧 大連 116024;4.大連理工大學(xué)工程力學(xué)系，遼寧大連 116024)

高樁結(jié)構(gòu)是碼頭工程普遍采用的一種結(jié)構(gòu)形式，多年來，碼頭上部結(jié)構(gòu)耐久性受到挑戰(zhàn)，對(duì)新型的整體拼裝雙向預(yù)應(yīng)力板結(jié)構(gòu)進(jìn)行了模型試驗(yàn)研究，結(jié)果顯示所提出的設(shè)計(jì)方案、施工工藝和方法是可行和可靠的，并提出了混凝土結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)的相似準(zhǔn)則，從而可根據(jù)模型試驗(yàn)所得的荷載能力來估算原型結(jié)構(gòu)荷載能力的方法。

碼頭上部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)理念;模型設(shè)計(jì);荷載試驗(yàn);相似準(zhǔn)則

1 試驗(yàn)背景

高樁結(jié)構(gòu)是碼頭工程普遍采用的一種結(jié)構(gòu)形式，它主要由樁基和上部結(jié)構(gòu)組成，其中樁基技術(shù)發(fā)展較快，但高樁碼頭上部結(jié)構(gòu)技術(shù)發(fā)展緩慢，可供選擇的結(jié)構(gòu)形式較少。經(jīng)過幾十年的實(shí)踐，傳統(tǒng)技術(shù)存在許多問題有待解決，其中上部結(jié)構(gòu)耐久性差是主要問題之一，隨著我國國民經(jīng)濟(jì)的迅速發(fā)展，高樁碼頭的應(yīng)用越來越廣，如何提高上部結(jié)構(gòu)耐久性，是目前我國水運(yùn)行業(yè)急需解決的主要問題之一。

以往解決此問題時(shí)，基本只從材料上考慮，而忽略傳統(tǒng)的上部多層梁板結(jié)構(gòu)底輪廓復(fù)雜，在板下縱橫梁之間，易于積聚高鹽度鹽霧，形成局部通風(fēng)不良，惡劣的腐蝕環(huán)境，沒有從設(shè)計(jì)角度消除局部腐蝕環(huán)境以及采用新技術(shù)，以增強(qiáng)自身抗腐蝕能力。

高樁碼頭結(jié)構(gòu)體系一般包括前方平臺(tái)和接岸結(jié)構(gòu)二部分［1］，在地基比較軟弱的地方，接岸結(jié)構(gòu)常采用傳統(tǒng)的后方平臺(tái)，其結(jié)構(gòu)一般為梁板系統(tǒng)，樁基則根據(jù)單樁的承載能力，橫向構(gòu)成排架，縱向按一定間距布置排架。這里介紹一種按新理念設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)體系，可改善上部結(jié)構(gòu)的使用環(huán)境和增強(qiáng)自身抗腐蝕能力:1)上部結(jié)構(gòu)底輪廓為一平面，消除積存高鹽分鹽霧空氣的危害;2)結(jié)構(gòu)內(nèi)應(yīng)力按無拉應(yīng)力設(shè)計(jì)，避免由于受力產(chǎn)生裂縫;3)上部結(jié)構(gòu)外表面無內(nèi)部鋼筋露頭，避免從結(jié)構(gòu)外表面銹蝕鋼筋向內(nèi)部延伸;4)一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)段上部結(jié)構(gòu)為一整體，提高整體剛度，采用全直樁基礎(chǔ)，有利于防止裂縫發(fā)生和提高結(jié)構(gòu)的抗地震性能。結(jié)合某工程實(shí)際條件，按此理念提出新的設(shè)計(jì)方案。把原設(shè)計(jì)的單樁組合成四根樁的樁群，單樁的數(shù)量不變，以加大其跨距，并把梁板結(jié)構(gòu)改為整體雙向預(yù)應(yīng)力板結(jié)構(gòu)，樁群中的單樁仍采用原設(shè)計(jì)的60 cm×60 cm預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土打入樁，樁頂澆注樁帽，平臺(tái)中間的樁帽下為四根樁的組樁，樁間距2.0 m，組樁中心距橫向8.0 m，縱向9.0 m，樁帽3.2 m×3.2 m，高0.8 m。平臺(tái)邊緣為雙樁的組樁，樁間距2.0 m，與四組樁中心距橫向?yàn)?.0 m，縱向?yàn)?.0 m，樁帽3.2 m×1.2 m，高0.6 m。后方平臺(tái)四角為單樁，與二組樁中心距橫向7.0 m，縱向9.0 m，樁帽1.2 m×1.2 m，高0.6 m。其施工程序和方法簡(jiǎn)述如下:一個(gè)碼頭段整體雙向預(yù)應(yīng)力板按縱橫向分塊預(yù)制，共分9類28塊。在預(yù)制時(shí)，板內(nèi)按施工期荷載配非預(yù)應(yīng)力筋，并要求相鄰板間的接縫配合嚴(yán)密，預(yù)留孔道，供分段拼裝過程中及拼裝完成后，穿插預(yù)應(yīng)力鋼索之用。碼頭段縱向二側(cè)板帶的分塊基本尺度為10.26 m×8 m，厚0.6 m，其余中間部分分塊的基本尺度為9 m×8 m，厚0.6 m。整體雙向預(yù)應(yīng)力板的四周邊緣塊，由于施加預(yù)應(yīng)力的需要，在邊緣處加厚，形成一圈厚0.8 m，縱向1.6 m，橫向1.86 m的板帶。安裝時(shí)按安裝順序圖依次安裝，每安裝一塊，在接縫處采用膠接劑粘結(jié)，接縫間在預(yù)留孔中采用短筋臨時(shí)施加預(yù)應(yīng)力，以保證預(yù)制板之間接縫處膠接劑受力均勻，并達(dá)到要求施加的壓力，使接縫寬度均勻一致，保證粘接的強(qiáng)度和牢固度。然后在平臺(tái)四周預(yù)留的孔道中穿筋，在縱向與橫向，分段分級(jí)按預(yù)定順序進(jìn)行預(yù)應(yīng)力張拉。張拉完成后，澆注樁帽頂預(yù)留的孔洞和平臺(tái)四周的圈梁，一方面使預(yù)應(yīng)力筋的埋固件不外露，保證預(yù)應(yīng)力筋緊固件的安全和防止銹蝕，另一方面可加強(qiáng)上部結(jié)構(gòu)的整體性。其平面、立面圖見圖1。為驗(yàn)證以上平臺(tái)結(jié)構(gòu)的整體性和施工工藝的可靠性，在2010年7～9月進(jìn)行了結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)研究。

圖1 碼頭后方平臺(tái)分段示意Fig.1 Sketch of the platform

2 模型設(shè)計(jì)、試驗(yàn)方法和采用的量測(cè)技術(shù)

由于整個(gè)平臺(tái)分段的長(zhǎng)度和寬度大，進(jìn)行全分段的結(jié)構(gòu)試驗(yàn)，需要試驗(yàn)場(chǎng)地過大，因此，為了驗(yàn)證所提出工藝的可行性和可靠性，將結(jié)構(gòu)予以簡(jiǎn)化。

簡(jiǎn)化的模型試驗(yàn)平臺(tái)由九塊板組成，包括原型結(jié)構(gòu)所有類型［2］，按比尺1∶4制作。試驗(yàn)平臺(tái)平面(6 m×7.38 m)、立面和剖面圖見圖2。模型板完全按原型結(jié)構(gòu)的細(xì)部構(gòu)造進(jìn)行設(shè)計(jì)［3-6］，圖3為Pt1板的設(shè)計(jì)圖，其他從略。模型板的預(yù)制、吊運(yùn)、試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)拼裝施工完全按原型結(jié)構(gòu)的施工工藝及施工方法［6-7］進(jìn)行，由一航局航務(wù)三公司協(xié)助負(fù)責(zé)預(yù)制和施工。

圖2 試驗(yàn)平臺(tái)平面、立面和剖面圖(圖中尺寸均以厘米計(jì))Fig.2 The plan，elevation and cross sections of the model platform(the units shown in figures are in centimeters)

試驗(yàn)平臺(tái)中間樁帽下的樁為四根樁組樁，樁間距0.5 m，組樁中心距橫向2.0 m，縱向2.25 m，樁帽0.8 m×0.8 m，高0.2 m。平臺(tái)邊緣為雙樁組樁，樁間距0.5 m，與四樁組中心距橫向1.75 m，縱向2.25 m，樁帽0.8 m×0.3 m，高0.15 m。平臺(tái)四角為單樁，與二樁組中心距橫向1.75 m，縱向2.25 m，樁帽0.3 m×0.3 m，高0.15 m(見圖2)。試驗(yàn)平臺(tái)全景圖見圖4。

在模型試驗(yàn)中，樁基采用斷面15 cm×15 cm，高50 cm的立柱，其上澆注樁帽。試驗(yàn)平臺(tái)四周邊緣塊，由于施加預(yù)應(yīng)力需要，在邊緣處加厚，形成一圈厚0.2 m，縱向0.4 m，橫向0.465 m的板帶，見圖2。試驗(yàn)場(chǎng)地布置見圖5。

加載采用專為試驗(yàn)設(shè)計(jì)的加力架，加力架由鋼管及工字鋼組成，在加載時(shí)，加力架穿過板與樁臺(tái)的預(yù)留孔，插入預(yù)埋在場(chǎng)地基礎(chǔ)上的鋼管套內(nèi)。

在進(jìn)行集中荷載試驗(yàn)時(shí)，加力架上配載混凝土塊，千斤頂擱置在試驗(yàn)平臺(tái)板預(yù)定的加載點(diǎn)上(見圖3)，由千斤頂施加集中荷載。

圖3 模型板Pt1設(shè)計(jì)圖Fig.3 The design of model slab Pt1

圖4 模型結(jié)構(gòu)全景照片F(xiàn)ig.4 View of the model structure

圖5 試驗(yàn)場(chǎng)地總布置Fig.5 Layout of the test site

在進(jìn)行均布荷載試驗(yàn)時(shí)，在試驗(yàn)板Pt1的加載范圍內(nèi)，擱置一10號(hào)槽鋼圍成的填砂框，內(nèi)填細(xì)沙，其上擱置剛性加載板，加載板的中點(diǎn)及四角肋板的交點(diǎn)上，用五個(gè)千斤頂同時(shí)加載，由于原設(shè)計(jì)的加載板面積下，四角有樁帽支承，因此在試驗(yàn)中將加載板的四角切去，實(shí)際的加載面積為2.959 m2(圖7)，加載板重0.62 t，圍沙框重73.85 kg，沙重0.6 t，總重1.294 t。試驗(yàn)時(shí)，由于千斤頂高度較小，在千斤頂下墊混凝土塊。

由于加力架上配載重量不足，將加力架的鋼管與基礎(chǔ)上預(yù)埋的鋼管套焊死，使兩者連成整體結(jié)構(gòu)，而試驗(yàn)平臺(tái)與基礎(chǔ)也是一個(gè)整體結(jié)構(gòu)，這樣在千斤頂加載時(shí)，作用在加力架與通過加載板施加的荷載，就成為這個(gè)整體結(jié)構(gòu)的內(nèi)力，只要加力架鋼管與基礎(chǔ)上預(yù)埋的鋼管套之間的焊縫有足夠的抗拉強(qiáng)度，就可不再需要其他配載。

模型試驗(yàn)分二個(gè)階段進(jìn)行，第一組板在2010年7月28～30日進(jìn)行集中荷載試驗(yàn)，第二組板在2010年9月20～21日進(jìn)行均布荷載試驗(yàn)。采用光纖式應(yīng)變儀［8］、機(jī)械式應(yīng)變儀、電阻應(yīng)變片、千分表、百分表以及電測(cè)位移計(jì)等儀器，分別對(duì)試驗(yàn)平臺(tái)在預(yù)應(yīng)力鋼筋張拉前后和試驗(yàn)過程中的預(yù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變、板縫變形、板縫錯(cuò)動(dòng)以及撓度進(jìn)行測(cè)量。集中荷載試驗(yàn)時(shí)，由于加力架配載的限制，最大集中荷載數(shù)值為12 t，板未達(dá)到極限承載力。均布荷載試驗(yàn)時(shí)，板雖已出現(xiàn)較大裂縫，但未發(fā)現(xiàn)彎曲破壞，最后的破壞形式是沖切破壞。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 集中荷載

3.1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷幕炷翆?shí)際強(qiáng)度

第一組板試驗(yàn)結(jié)束后，采用鉆芯法檢測(cè)混凝土強(qiáng)度［9］，見表1。

表1 混凝土鉆芯法檢測(cè)結(jié)果Tab.1 The strength of concrete specimens taken from the model slab after testing

由表1可見，模型混凝土實(shí)際平均強(qiáng)度為32.97 MPa，其標(biāo)號(hào)介乎C45與C65之間，σl亦應(yīng)介乎C45與C65之間，即σl=(2.60～3.10)MPa，設(shè)σl亦與強(qiáng)度同比例增減，則σl=2.751 MPa，彈性模量Ec=3.35×104MPa。

3.1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ突炷潦┘拥念A(yù)應(yīng)力值

在試驗(yàn)中每根鋼筋施加預(yù)應(yīng)力1.8 t，南北向48根鋼筋，共施加預(yù)應(yīng)力86.4 t，該方向斷面積5.7×0.15=0.855 m2，故南北向σprestress=0.991 MPa。東西向72根鋼筋，共施加預(yù)應(yīng)力129.6 t，該方向斷面積7.08×0.15=1.062 m2，故東西向 σprestress=1.22 MPa。

3.1.3 在Pt1板中心加載的試驗(yàn)結(jié)果

當(dāng)加載點(diǎn)處集中荷載達(dá)到5 t時(shí)(7月28日)，板底中心東西向出現(xiàn)一條可見裂縫①，即南北向開裂荷載pcrack=5 t，當(dāng)荷載加到7 t時(shí)，裂縫擴(kuò)展到0.06 mm，裂縫寬度變化見表2，全部卸載后，裂縫閉合，寬度僅為0.02 mm。

隔日(7月30日)再次加載到7 t時(shí)，裂縫仍擴(kuò)展到0.06 mm，長(zhǎng)度654 mm，當(dāng)荷載增至10 t時(shí)，板底南北向出現(xiàn)第二條可見裂縫②，與裂縫①的方向垂直，即東西向開裂荷載pcrack=10 t;隨荷載增加，裂縫寬度漸增，當(dāng)荷載為12 t時(shí)，裂縫①最大寬度0.22 mm，裂縫②最大寬度0.08 mm;全部卸載后，裂縫閉合，裂縫①寬度0.05 mm，裂縫②寬度0.02 mm。裂縫寬度變化見表3。裂縫位置見圖6(a)。

表2 裂縫寬度變化情況(7月28日試驗(yàn)觀察記錄)Tab.2 The variation of the crack width(test on July 28)

表3 裂縫寬度變化情況(7月30日試驗(yàn)觀察記錄)Tab.3 The variation of the crack width(test on July 30)

圖6 預(yù)制板板底裂縫位置和裂縫寬度測(cè)量Fig.6 The location of the cracks on the slab bottom and its width measuring

開裂荷載、極限荷載試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比見表4。

表4 開裂荷載、極限荷載試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比Tab.4 The comparison between testing and calculating values of crack loading and ultimate loading

3.2 均布荷載

3.2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷幕炷翆?shí)際強(qiáng)度

第二組板試驗(yàn)結(jié)束后，采用鉆芯法檢測(cè)混凝土強(qiáng)度，見表5。

表5 混凝土鉆芯法檢測(cè)結(jié)果Tab.5 The strength of concrete specimens taken from the model slab after testing

由表5可見，模型混凝土實(shí)際平均強(qiáng)度為18.92 MPa，其標(biāo)號(hào)介乎C25與C30之間2.00)MPa，彈性模量Ec=(2.8～3.0)×104MPa。剪變模量 Gc=0.4Ec=(1.12～1.20)×104MPa，假設(shè)σl、Ec、Gc亦與強(qiáng)度同比例增減，則 σl=1.86 MPa，Ec=2.88 ×104MPa，Gc=1.155 2 ×104MPa。

3.2.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ突炷潦┘拥念A(yù)應(yīng)力值

與集中荷載試驗(yàn)中類同，在試驗(yàn)中每根鋼筋施加預(yù)應(yīng)力1.51 t，南北、東西向施加的混凝土預(yù)壓應(yīng)力分別為σprestress=0.832 MPa和σprestress=1.004 MPa。

3.2.3 Pt1板加載的試驗(yàn)結(jié)果

9月20日，當(dāng)均布荷載達(dá)到(4.50*、2.96＊＊)t/m2時(shí)，板底中心南北向出現(xiàn)第一條可見裂縫①，寬度0.02 mm;當(dāng)均布荷載達(dá)到(5.17*、3.40＊＊)t/m2時(shí)，板底東西向出現(xiàn)第一條裂縫②，寬度0.04 mm，同時(shí)在南北向又出現(xiàn)第二條裂縫③，寬度0.02 mm;當(dāng)均布荷載為(8.45*、5.85＊＊)t/m2時(shí)，東西向出現(xiàn)第二條裂縫④;當(dāng)均布荷載為(8.79*、6.07＊＊)t/m2時(shí)，4條裂縫寬度在0.12～0.17mm;當(dāng)均布荷載達(dá)到(13.28*、8.73＊＊)t/m2時(shí)，裂縫①沿南北方向貫通;當(dāng)均布荷載達(dá)到(14.63*、9.62＊＊)t/m2時(shí)，裂縫④沿東西方向貫通。當(dāng)加載至(15.99*、10.51＊＊)t/m2時(shí)，預(yù)制板仍沒有單體和整體破壞，板縫間的變形和錯(cuò)縫很小，千分表記錄的板縫間張開值均小于0.5 mm，9塊預(yù)制板連接成整體，全部卸載后，裂縫閉合明顯。裂縫位置見圖6(b)，裂縫寬度變化見表6。次日(9月21日)再次分16個(gè)荷載等級(jí)加載，第5級(jí)達(dá)到20日加載最大值。在加載過程中，未得到彎曲破壞的極限荷載試驗(yàn)值，原已產(chǎn)生的4條裂縫的寬度繼續(xù)增大，其變化見表7。當(dāng)加載至(34.91*、22.96＊＊)t/m2，在持載過程中，Pt1板在其北側(cè)及東側(cè)板縫處發(fā)生了沖切破壞，最大錯(cuò)動(dòng)值約為25 mm。注:以上表述的均布荷載中，帶*的是在模型中實(shí)際加載范圍面積2.959 m2時(shí)的荷載強(qiáng)度，帶＊＊的是換算至支座軸線間板的面積4.5 m2時(shí)的荷載強(qiáng)度，見圖7。

圖7 加載板加載面積Fig.7 Loading area of the loading plate

表6 裂縫寬度的變化情況(9月20日試驗(yàn)觀察記錄)Tab.6 The variation of the crack width(test on September 20)

表7 裂縫的寬度變化情況(9月21日試驗(yàn)觀察記錄)Tab.7 The variation of the crack width(test on September 21)

根據(jù)以上試驗(yàn)過程，可知Pt1板在均布荷載的作用下，南北、東西向的初裂分別出現(xiàn)在荷載強(qiáng)度(4.5*、2.96＊＊)、(5.17*、3.40＊＊)t/m2時(shí)，由于加載方式的原因，沒有得到彎曲破壞的荷載強(qiáng)度，如以裂縫擴(kuò)展寬度及長(zhǎng)度作為指標(biāo)來分析，當(dāng)荷載強(qiáng)度達(dá)到(13.28*、8.73＊＊)、(14.63*、9.62＊＊)t/m2時(shí)，南北、東西向裂縫分別貫通，此時(shí)的裂縫寬度達(dá)0.21～0.27 mm，板中心撓度y在3.2～3.6 mm，撓度與跨度的比值在y/l=1/550～1/700之間，板的彎曲變形不大，可將此荷載強(qiáng)度視為彎曲破壞荷載。開裂荷載、極限荷載試驗(yàn)值與計(jì)算值的對(duì)比見表8。

表8 開裂荷載、極限荷載試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比Tab.8 Comparison between test value and calculating value

板的最終破壞形態(tài)為沖切破壞，如圖8所示，其原因尚待進(jìn)一步分析。

圖8 預(yù)制板破壞位置和情況示意Fig.8 The damage situation of the testing slab

4 原型結(jié)構(gòu)承載力估計(jì)

在模型中，集中荷載p和均布荷載q在結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生的混凝土拉應(yīng)力σm:

式中:lx、ly為預(yù)制板在x、y方向的跨徑，α、β為考慮該跨板周邊不同支承情況而乘的修正系數(shù)，h為板厚。

此應(yīng)力減去混凝土中的預(yù)壓應(yīng)力σprestress后，如不超過混凝土的抗拉應(yīng)力l，m，結(jié)構(gòu)仍處于彈性應(yīng)力階段，此時(shí)

如對(duì)應(yīng)的原型結(jié)構(gòu)，其周邊支承情況與模型結(jié)構(gòu)一致，并也達(dá)到同樣的應(yīng)力狀態(tài)，由相應(yīng)的開裂荷載Pcrack和Qcrack產(chǎn)生的應(yīng)力:

由此，得

抗沖切承載力 Fl，cq表達(dá)式［10］為

式中:βh為截面高度影響系數(shù);η為臨界截面周長(zhǎng)與板截面有效高度之比的影響系數(shù)αs為影響系數(shù);h0為板有效高度;um為板臨界截面周長(zhǎng);σl，t為混凝土抗拉強(qiáng)度。

式中:下標(biāo)中的y指原型結(jié)構(gòu)，下標(biāo)中的m指模型結(jié)構(gòu)。

抗沖切承載力比尺

由于本次模型試驗(yàn)，幾何上完全正態(tài)相似，可認(rèn)為λβ=1，λη=1。

在7月28～30日試驗(yàn)觀察中，在達(dá)到開裂荷載時(shí)，用放大鏡剛隱約可見裂縫。在9月20～21日試驗(yàn)中，根據(jù)板底跨中測(cè)得的混凝土應(yīng)變值，當(dāng)荷載為(4.50*、2.96＊＊)t/m2時(shí)，可得板底部跨中南北、東西向的混凝土拉應(yīng)力為2.23 MPa和2.28 MPa，當(dāng)荷載為(5.17*、3.40＊＊)t/m2時(shí)，混凝土的拉應(yīng)力為2.37 MPa，均略高于模型結(jié)構(gòu)的混凝土抗拉應(yīng)力。因此，可以認(rèn)為模型結(jié)構(gòu)的混凝土在整體上，尚處于彈性應(yīng)力階段。對(duì)于均布荷載作用下的彎曲破壞，如根據(jù)上述試驗(yàn)中測(cè)得的變形數(shù)據(jù)，仍可考慮按彈性應(yīng)力狀態(tài)來估計(jì)原型結(jié)構(gòu)的荷載。

若原型中荷載加至相應(yīng)荷載時(shí)，根據(jù)以上準(zhǔn)則:

在本次試驗(yàn)中，λL= λH=4，由已知模型的l，m和 σprestress，以及實(shí)測(cè)的 pcrack和 qcrack值，如式中∑prestress的單位取MPa，荷載單位為t及t/m2，則南北向相應(yīng)荷載為

東西向相應(yīng)荷載為

如在原型結(jié)構(gòu)中，混凝土預(yù)壓應(yīng)力在雙向都施加到C60抗拉應(yīng)力2.95 MPa，則

由模型中實(shí)測(cè)的沖切破壞荷載Fl，cq，m=103.294 t，未計(jì)墊塊重，可估計(jì)C60原型結(jié)構(gòu)的抗沖切承載力

原型結(jié)構(gòu)板的跨度為8 m×9 m，故抗沖切均布荷載承載力的估計(jì)值為

5 結(jié)語

由以上對(duì)集中荷載與均布荷載模型試驗(yàn)結(jié)果的分析，可得如下幾點(diǎn)結(jié)論:

1)模型試驗(yàn)的設(shè)計(jì)和采用的試驗(yàn)方法和量測(cè)技術(shù)是可行的和有效的。

2)試驗(yàn)中所取得的數(shù)據(jù)是可信的。

3)將各個(gè)預(yù)制板采用粘接劑與雙向預(yù)應(yīng)力張拉的施工工藝連接成一整體結(jié)構(gòu)的施工方法是成功的。此施工方法的采用，可大大提高該類高樁碼頭上部結(jié)構(gòu)的耐久性、整體性和剛度，這不但可以提高上部結(jié)構(gòu)承受各類豎向荷載的能力，以降低上部結(jié)構(gòu)的造價(jià)，同時(shí)還便于上部結(jié)構(gòu)的維護(hù)，在碼頭全壽命期，降低維護(hù)費(fèi)用。

4)由于上部結(jié)構(gòu)的整體性好和剛度大，還有利于使整個(gè)碼頭分段下的樁基，共同來承擔(dān)作用于碼頭上的水平力，從而有利于采用全直樁的樁基結(jié)構(gòu)，簡(jiǎn)化樁基施工和降低樁基造價(jià)。

5)從試驗(yàn)中測(cè)得的各單塊板接縫處的錯(cuò)縫和變形數(shù)據(jù)可知，此接縫結(jié)構(gòu)的處理具有形成整體性的巨大潛力，但過于復(fù)雜，應(yīng)研究更為簡(jiǎn)單的接縫結(jié)構(gòu)。

6)文中提出了預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)與原型結(jié)構(gòu)之間的相似準(zhǔn)則，可根據(jù)模型試驗(yàn)所得的開裂荷載和破壞荷載，估算原型結(jié)構(gòu)相應(yīng)的荷載。根據(jù)所測(cè)得的數(shù)據(jù)，對(duì)相應(yīng)的C60原型結(jié)構(gòu)，如混凝土預(yù)壓應(yīng)力雙向都施加到其抗拉應(yīng)力時(shí)，估計(jì)其開裂集中荷載在120～230 t之間，取其平均值為178 t，由于模型試驗(yàn)的加載條件，未能得到破壞集中荷載的數(shù)據(jù)。相應(yīng)的開裂均布荷載在6.5～7.0 t/m2之間，取其平均值6.75 t/m2。分析得到的彎曲破壞的均布破壞荷載為19.0～19.8 t/m2之間，取其平均值19.4 t/m2。沖切破壞的均布破壞荷載為36 t/m2。如增加原型結(jié)構(gòu)混凝土中雙向預(yù)應(yīng)力的施加值，則結(jié)構(gòu)的抗開裂、抗破壞能力還可以提高。

7)在進(jìn)行均布荷載試驗(yàn)時(shí)，破壞形態(tài)是沖切破壞，未見到彎曲破壞，這可能與施加的荷載方式有關(guān)，如果不是整個(gè)板上施加均布荷載，而是在板的局部施加均布荷載，可能會(huì)出現(xiàn)板的彎曲破壞形態(tài)。

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A model test study on a new type upper structure of a concrete platform standing on pile foundation－prefabricated slab units make up together in site by prestressed steel bars in two directions

QIU Da-hong1，WANG Feng-long1，WANG Qing-xiang2，BING Xiao3，WANG Ke4，REN Liang2
(1.State Key Laboratory of Coastal and Offshore Engineering，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China;2.Civil and Construction Division，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China;3.Design and Research Institute of Civil Engineering，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China;4.Department of Engineering Mechanics，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China)

Platform standing on pile foundation is a type of structure used extensively in harbor engineering.Recently，in many years，the beam-slab type of its upper structure still has no advanced progress.In this paper，a new type of concrete platform，prefabricated small slab units of one platform section make up together in site by prestressed steel bars in two directions，is studied by model structure tests.The results show that the design idea and the construction technology and method of the structure are feasible and reliable.In this paper，the similarity criteria of the concrete structure model test is proposed，so the bearing capability of the concrete structures obtained in model tests can be used to estimate the bearing capability in prototype.

design idea of upper structure;model test design;bearing capacity tests;similarity criteria

U656.109

A

1005-9865(2012)04-0001-09

2012-02-29

大連理工大學(xué)海岸和近海工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室資助項(xiàng)目

邱大洪(1930－)，男，浙江湖州人，中科院院士，從事港口、海岸和近海工程的研究。