1引言

　　通過科研試驗提出大型倒虹合理的斷面型式，對數學模型計算結果和物理模型試驗結果進行對比分析，提出合理的結構內力計算方法。

　　2科研、試驗主要內容

　　南水北調中線工程總干渠河渠倒虹設計流量大、流速小，為使南水北調倒虹吸的設計技術先進、安全且經濟合理，本科研試驗以淇河渠倒虹為原型對大型倒虹進行了結構分析研究和結構試驗研究。

　　研究對象是南水北調中線145億m³調水方案的總干渠黃河北～漳河南渠段初設階段淇河渠道倒虹吸管身。管身為6孔，孔徑6m×6m，3孔一聯(lián)，橫向分為2聯(lián)，順水流方向每節(jié)管長15m.管身材料為300＃砼，彈性模量為3×104mPa，泊松比0.167.倒虹管身地基為粘土巖，彈性模量為30mPa，泊松比0.3，浮容重為10kN/m³，飽和容重為20kN/m³，土的內摩擦角25°，管頂填土厚2.6m.

　　2.1結構分析研究

　　2.1.1結合淇河倒虹初步設計進行斷面型式選擇

　　對倒虹吸4種結構型式（箱型框架、正反拱、正拱和反拱）和五種工況（①河道有水、管內無水；②河道無水、管內有水；③河道無水、左管有水；④河道無水、中管有水；⑤河道無水、右管有水）用矩陣位移法和文克爾假定進行了計算，結果表明加腋的箱型框架斷面受力較優(yōu)越，而且易于施工，便于管理，且對各種附加荷載的敏感性較其它三種斷面型式低，并確定了最危險的工況，論證了結構選型的合理性和可靠性。

　　2.1.2為了提高設計速度和質量，編制了“智能化倒虹框架結構分析專用程序”，該程序采用漢字顯示人機交互的方式，層次清晰、界面友好，具有直觀明了、操作簡單、輸入工作量小。

　　自動計算荷載、形成計算簡圖、計算速度快的特點，并能自動繪出設計所需要的內力圖。

　　2.1.3研究了地基彈性、溫度變化對結構內力的影響。

　　2.1.4對選定的結構斷面進行了二維有限元計算和二維非線性有限元計算，用三維有限元對一節(jié)15m長的箱形管身進行了分析計算，并將各種方法的計算成果進行了對比分析。二維非線性有限元方程組求解采用局部弧長法，利用荷載向量系數來控制結構實際所承受的荷載。

　　2.2模型試驗研究

　　2.2.1光彈試驗

光彈試驗包括平面光彈試驗和三維光彈試驗，通過光彈模型試驗確
圖4－2倒虹結構平面有限元網格劃分圖

　　定桿件結構跨高比的合理范圍、確定不同地基對矩形框架的影響，并將試驗結果與二維、三維有限元計算結果進行分析比較。

　　平面光彈試驗在室溫下進行，模型比尺為1：125，倒虹結構模型材料為環(huán)氧樹脂，模型地基材料為彈性橡膠；三維光彈試驗在凍結應力烘箱中進行，模型比尺1：100，倒虹結構模型材料為120℃高溫下的環(huán)氧樹脂，模型地基材料為軟質聚氨脂泡沫塑料。模型中倒虹結構與地基的彈模比值基本保持與原結構彈模比1000相同。

　　切片的等色線和等傾線的觀測在國產409-Ⅱ光彈儀上進行，非整數級條紋補償以旋轉分析鏡片為主，對某些難測點同時用石英補償器進行量測，對切片均采用正射法進行觀測。根據觀測結果和光彈正射法應力公式計算各部位應力。

　　2.2.2三維電測模型試驗

　　為更好地驗證光彈試驗結果與有限元計算結果，對河道有水、管內無水工況進行整體模型電測試驗，試驗任務為確定結構中心斷面的表面應力、求出相應的內力值，并測定底板的地基反力。

　　電測試驗根據相似理論，按模型相似數據設計。模型比尺1：50，倒虹管身的模型材料選用有機玻璃，倒虹地基為粘土巖，模型地基選用聚氯乙烯泡沫塑料，模型中倒虹結構與地基的彈模比值基本保持與原結構彈模比1000相同。

　　在倒虹模型的中間斷面布置測點，測定其表面應力，進而計算其內力。對每根頂梁、柱和底梁各選擇3個截面，每個截面的上邊沿和下邊沿各布置一個測點，共計60個測點。應變測試成果按平面應力狀態(tài)分析。

　　2.3物理模型試驗結果與數學

　　模型計算結果對比分析：物模試驗與數模計算結果對比分析表明，二維光彈試驗結果中跨中彎矩與二維有限元結果一致，而端部彎矩試驗結果與結構力學法計算結果比較接近；三維光彈試驗結果與三維有限元結果比較接近，但比三維有限元結果稍大；三維電測模型試驗結果與三維光彈試驗結果大致相同，其內力值較三維有限元結果大，比二維有限元結果小，但遠小于結構力學法計算結果。

　　3科研、試驗成果及結論

　　3.1我們對倒虹吸4種結構型式和20種工況用矩陣位移法和文克爾地基進行了計算，計算結果表明，箱型結構在加腋情況下較其他三種斷面型式的受力條件優(yōu)越，而且箱型結構易于施工，便于運行管理，且對各種附加荷載的敏感性較其他斷面型式為低。因此，對于大型倒虹吸工程來說，以采用加腋的箱型斷面結構為最佳；

　　3.2淇河倒虹的結構設計是合理的，最危險工況為工況Ⅰ、工況Ⅱ與工況Ⅴ。最大垂直位移為18.07cm，最大不均勻沉降為1.88cm，滿足工程要求；最大向右側水平位移為1.4cm，因此，在兩聯(lián)框架之間采用縫寬4cm是可行的；

　　3.3由于倒虹結構為地下建筑物，一般情況下不需考慮溫度變化的影響，但對大型倒虹結構則應按—15℃降溫來計算施工工況產生的收縮力；

　　3.4地基反力采用直線分布假定，用結構力學方法計算框架，可以反映倒虹結構的基本受力狀態(tài)，其缺點是難以較全而地反映地基特性的影響。但是結構力學方法比較成熟，易于掌握，而且實測和模型試驗結果也證明，對于較軟的地基，除在柱子底部地基反力有集中外，底板的反力基本是均勻分布的。因此，對于大型倒虹結構，結構力學方法仍不失為一種有效的計算方法。我們編制的“智能化倒虹框架結構分析專用程序”具有直觀、輸入工作量小、計算速度快并能繪出設計所需的內力圖等優(yōu)點，可以在箱型框架設計中推廣使用；

　　3.5對于箱型框架當構件的跨高比小于5時，應當考慮角隅梁腋的影響，但可以不考慮剪切變形的影響，否則應考慮剪切變形的影響。當構件的跨高比小于2時，則應按深梁計算構件。考慮角隅部分影響的計算的彎矩值，在構件跨中較按均一等高截面計算的彎矩值�。�可小5％）；而在構件端部則較按等高截面計算的彎矩值大（可大20％左右）。為了簡化計算，建議采用“彎矩移動”值來計算考慮梁腋影響時的端部斷面彎矩；

　　3.6彈性地基對建筑物的內力狀態(tài)有較大影響，對大型倒虹應考慮結構和地基的相互影響，按彈性地上的閉合框架計算；

　　3.7對于高壓縮地基上的箱型框架結構，由于它對地基不均勻沉降比較敏感，適應性較差，底板剛度的選擇應以宜剛不宜柔為宜，否則將使上部結構產生過大的內力，以致引起箱型框架的開裂。另外，當底板剛度不大時，上部結構的剛度的變化對底板內力幾乎沒有明顯的影響，而上部結構本身的內力卻增加很明顯，因此采用加大頂板厚度來減小底板內力是不適宜的；

　　3.8當地基較軟時，地基反力除箱型框架柱底部分有反力集中外，其他底板部分漸趨均勻，因此，對跨度較小的箱型框架采用地基反力按直線分布是合理的。隨著地基剛度增加，底板承受的反力愈來愈小，因此，對于較硬的地基，可以采用較薄的底板（滿足構造和運用要求），認為反力全部作用在柱子底部是合理的；

　　3.9將計算成果與光彈、電測試驗成果分析比較證明，二維和三維有限元計算成果與光彈、電測試驗成果比較一致，因此，用有限元計算大型倒虹結構是經濟合理和可靠的；

　　3.10在淇河倒虹計算中運用推導的三維接觸元公式進行了計算，計算結果與三維光彈和三維整體電測試驗結果比較一致，說明對于大型倒虹結構，采用三維接觸元模擬地基與結構接觸面的作用，是非常必要的，成果是可靠的。