基于板中面预应力的超长不设缝架空水池设计研究

张海滨 周晨 罗震刚

南京市市政设计研究院有限责任公司 210008

引言

随着我国现代化建设的高速发展和工程建设规模的不断扩大，工业、农业和居民生活用水急剧增加，市政工程中各种给排水设施容量和规模日趋增大，按照规范需要设置伸缩缝的水池越来越多。然而，近年来大型水池伸缩缝破损的案例逐渐增多，大型水池的伸缩缝处成为结构的一个薄弱位置。

为了解决大型水池伸缩缝易失效的问题，国内外对超长水池结构不设缝进行了不断的研究和尝试，并有了一些大型水池不设缝的成功实例。比如已经应用广泛的大尺寸圆形水池壁板采用无粘结预应力结构，壁板与底板连接采用杯口设计，减少约束；超长矩形半地下式水池结合后浇带施工、分段分次张拉预应力钢筋技术［1］，一定程度上解决了矩形水池壁板纵向预应力钢筋布置受底板约束影响较大的问题。

而针对超长的架空水池不设缝的相关研究较少，架空水池具有上部刚度较大、抗震性能差等特点，超长架空水池的上部结构对基础变形或其他外力的影响更加敏感，所以超长架空水池的伸缩缝出现破损的案例屡见不鲜。本文介绍了一种在中面施加预应力的方法，用于实现超长架空水池不设缝设计。

1 工程概况

某净水厂絮凝沉淀池，设计规模10万m3/日，水池结构设计形式为架空式钢筋混凝土矩形敞口水池，结构布置如图1 所示。絮凝沉淀池盛水池体尺寸151.6m（长）×15.1m（宽）×4.35m（高），基础以上架空高度4.95m，基础结构形式为条形基础。场地地基土分布均匀，基础持力层为②层砂质粉土层，地基承载力特征值fak=105kPa。上部沉淀池盛水池体全部位于地面以上，下部采用框架柱结构支撑。

图1 絮凝沉淀池结构示意Fig.1 Structure layout of flocculation and sedimentation tank

2 方案设计

按照现行规范《给水排水工程构筑物结构设计规范》（GB 50069—2002）［1］，该水池设缝间距为20m，按规范应设5～6 道伸缩缝。如采用设缝的方案，水池整体性差，抗震性能差，而且最边上的区格的壁板会受到单侧的水压力作用，水平受力不均匀。为了提高抗震性能，同时减少上部变形，以往同类架空水池设缝以后会采取增大下部刚度的措施，有的需要在下部支撑结构中增设剪力墙。

本项目设缝方案中伸缩缝数量较多，确保每个伸缩缝止水均可靠的难度较大。该地区同类池型采用橡胶止水带的伸缩缝处已经有渗漏的问题，本次尝试进行不设缝设计。由于池体长度远超规范限值，完全靠后浇带或改善混凝土性能的常规不设缝措施难以解决本次设计遇到的问题。结合以往超长地埋水池不设缝的研究经验［2］，本工程壁板采用无粘结预应力钢筋产生的压应力来抵抗温度变化和混凝土收缩引起的壁板中面拉应力，壁板采用普通钢筋承担水池内静水压力作用和壁面温差作用。此外，不同于埋地式水池，由于架空水池盛水池体的底板完全暴露在空气中，同样受到温度变化和混凝土干缩引起的底板中面拉应力，设计时同样采用无粘结预应力钢筋处理。

由于温度随季节变化，壁板和底板的中面拉应力的产生是一个缓慢的过程。而预应力的施加短期就可以完成。本次设计的思路是，首先通过温度应力的计算，然后得出一个与中面拉应力相匹配的预应力布置方案，最后根据架空结构的特点，校核下部结构能否承担上部预应力等外部作用组合时产生的结构变形。

分析认为，如果增大下部结构框架柱截面，增加了对上部结构的约束作用，则上部温度应力增加，需要配置更多的预应力钢筋，反而加大了外部荷载。如果减少柱截面，下部约束减小，温度应力相应减小，但柱子抵抗变形的能力也变小，配筋时又可能会出现柱截面超筋的情况，而且在组合工况下也需要控制变形，以满足规范要求。所以本文研究的重点是：第一，通过温度应力计算，得出合适的预应力钢筋；第二，通过结构计算，分析下部支撑结构的受力状况，确定合适的下部框架结构截面尺寸。值得注意的是在计算过程中需要考虑其他工况的组合。

3 温度应力计算及预应力钢筋的布置

3.1 计算模型及参数的选取

采用有限元软件STRAT 对絮凝沉淀池进行整体分析，模型包括池体壁板及内部结构、池体底板、下部支撑梁柱结构，如图2 所示。其中水池壁板、底板采用板单元，梁柱采用杆单元，梁柱间刚性连接。下部条形基础作为约束条件，模型中考虑框架柱底部固定约束。

图2 絮凝沉淀池STRAT 整体模型Fig.2 STRAT model of flocculation and sedimentation tank

温度应力计算过程中的计算温差主要包括板中面季节温差、混凝土干燥收缩的当量温差。其中，控制结构浇筑完成闭合后的温度为20℃，地区最低月平均气温为-7℃，计算得板中面的季节温差最大值为27℃［3］；混凝土干燥收缩当量温差按规范［4］附录C 公式计算为30.6℃。结合文献［5］考虑配筋率影响的混凝土徐变松弛影响。最终等效温差约为30℃。

3.2 温度应力计算

图3a为降温30℃时外壁板的纵向应力云图，外壁板尺寸151.6m（长）× 4.35m（高），厚度0.3m，混凝土强度等级C30。如图3a 所示，壁板纵向温度应力整体呈现中部大、两侧小的分布情况。同一截面内壁板下部应力值大于顶部，中间壁板的下部应力较大处的间隔与下部框架梁柱节点间隔的分布规律一致，说明此处的温度应力受到下部框架梁柱节点的约束影响较大。中间壁板处最大拉应力达到1.2MPa。另外，偏左侧底板标高变化处局部出现应力集中的情况。

图3b 为降温30℃时底板的纵向应力云图，底板尺寸151.6m（长）× 13.1m（宽），厚度0.35m，混凝土强度等级C30。如图3b 中所示，底板纵向温度应力与壁板类似，呈现中部大、两侧小的分布情况。应力较大处主要位于上下侧边缘与两侧壁板相交处，中间底板最大拉应力达到1.2MPa，拉应力在应力较大处的间隔与下部框架梁柱节点间隔的分布规律一致，说明底板的温度应力同样受到下部框架梁柱节点的约束影响较大。

图3 降温30℃时沉淀池的纵向应力（单位：kPa）Fig.3 Longitudinal stress of the sedimentation tank when the temperature is reduced by 30℃（unit：kPa）

3.3 无粘结预应力钢筋作用下的应力计算及预应力钢筋的优化布置

通过在壁板纵向及底板配置无粘结预应力钢筋，使壁板及底板内部产生压应力来抵抗温度应力。通过计算，壁板纵向布置无粘结预应力钢绞线φ15.4@300 时，壁板纵向应力云图如图4a 所示。壁板和底板产生的压应力都是中间均匀，两侧较大。水池中间壁板处产生的压应力为1.0MPa左右，接近温度应力产生的拉应力。底板纵向布置无粘结预应力钢绞线φ15.4@ 300，横向布置φ15.4@600，底板纵向应力云图如图4b所示。底板中间产生压应力1.1MPa 左右，两侧压应力1.8MPa左右。

图4 布置无粘结预应力钢筋时纵向应力（单位：kPa）Fig.4 Longitudinal stress of the sedimentation tank by prestressed reinforcement steel（unit：kPa）

由于温度应力产生的拉应力在两侧较小，而无粘结预应力钢筋产生的拉应力两侧更大，水池两侧的预应力钢筋利用率不高，虽然多余的压应力小于混凝土的抗压强度，但多余的预应力钢筋会使架空水池下部框架结构产生额外的变形和内力。所以，比较理想的状态是预应力钢筋的布置采用中间密、两侧稀疏的方式，这样更加接近温度应力的分布情况。

通过计算，壁板中间纵向布置无粘结预应力钢绞线φ15.4@300，两侧布置φ15.4@400 时，壁板纵向应力云图如图5a 所示。与优化前相比，中部压应力变化不大，两侧压应力位置处不同位置处均有降低，降低幅度20%左右。底板中间纵向布置无粘结预应力钢绞线φ15.4@300，两侧布置φ15.4@400。计算结果如图5b 所示，同样的，中部压应力变化不大，两侧压应力降低20%左右。

图5 优化预应力布置后纵向应力（单位：kPa）Fig.5 Longitudinal stress of the sedimentation tank by better prestressed reinforcement tension method（unit：kPa）

在实际工程中通过结合后浇带、分次张拉的方式来实现这种预应力钢筋的布置［2］，如图6 所示。施工次序如下：

图6 池体后浇带位置及区格划分示意Fig.6 Schematic diagram of position and division of the pond body by the post-pouring zone

（1）先浇注除了后浇带以外的主体结构（安装好所有预应力钢筋先不张拉）；

（2）（等结构达到设计强度后）张拉区格一的所有预应力钢筋；

（3）浇注区格一两侧后浇带（浇注之前安装预应力钢筋连接器）；

（4）浇注区格二、四之间和区格三、五之间的后浇带；

（5）张拉区格二、四和区格三、五的预应力钢筋。

其中，第二次张拉的预应力钢筋与第一次张拉的预应力钢筋通过可满足分次张拉的预应力钢筋接驳器连接。在布置上采取“隔二断一”的方式实现不同批次张拉的预应力钢筋平均间距由300mm变为400mm，结合文献［1］，后张拉对先张拉的预应力钢筋的预应力值几乎没有影响。

4 支撑系统的分析与设计

4.1 内力组合

架空水池在地震工况下、风荷载工况下的计算是规范要求必须参与进行组合计算的。根据《室外给水排水和燃气热力工程抗震设计规范》（GB 50032—2003）5.4.1 节，地震作用组合和其他作用效应的基本组合应按：

式中：S为结构构件内力组合值；γG为重力荷载分项系数；γEH、γEV分别为水平、竖向地震作用分项系数；γt为温度作用分项系数；γw为风荷载作用分项系数；GEi为第i 项重力荷载代表值；FEH，k、FEV，k分别为水平、竖向地震作用标准值；Δtk为温度作用标准值；wk为风荷载标准值；Ψt为温度作用组合系数；Ψw为风荷载组合系数；CGi、CEH、CEV、Ct、Cw分别为重力荷载、水平地震作用、竖直地震作用、温度作用和风荷载的作用效应系数。公式中并未考虑预应力组合，而《给水排水工程钢筋混凝土水池结构设计规程》（CECS 138—2002）5.2.2 节中规定了预加应力的组合项，补充预应力工况的组合后，并考虑本项目无需考虑竖向地震作用，式（1）应为：

式中：γp为预加应力作用分项系数；Cp为预加应力效应系数；Fpk为预加力标准值。

由于本工程在计算等效温差时考虑了徐变的有利影响，在组合计算时温度作用组合系数取值1.0。

4.2 内力分析

考虑到地震作用方向的不同，按公式（2）组合进行计算，得到不同组合工况下结构的内力包络计算结果。表1 为不同位置处框架柱最大弯矩值（本文中X 向指的是沿水池长度方向，Y 向为沿水池宽度方向），控制工况为温度应力作用的工况。

表1 不同位置处框架柱最大弯矩值（单位：kN·m）Tab.1 Maximum bending moment of frame column at different positions（unit：kN·m）

如表1 所示，框架柱X向的弯矩最大值在两侧，绝对值354.1kN·m。不同位置处Y向的弯矩最大值为：左侧204.3kN·m，中部176.5kN·m，右侧188.7kN·m。

4.3 支撑框架柱的截面选择

考虑到边部框架柱受弯矩较大，此处柱截面选择上首先采用了增加X 方向截面尺寸的方案，然而，试算后发现下部框架柱在X方向的截面尺寸越大，上部结构产生的温度应力也越大，从而导致重新计算后的结构内力变大。分析认为，这是由于下部结构在X 方向的约束条件变强导致的。而增大Y 方向截面尺寸对温度应力影响较小，同时考虑到X方向需要的钢筋面积较大不能出现超筋的情况，所以在框架柱的截面选择上应适当增大水池两侧框架柱在Y方向的截面尺寸。

经过试算，由边部至中间柱截面尺寸分别采用400mm ×850mm、400mm ×800mm、400mm ×700mm、400mm×600mm时，既可以尽量降低上部结构的温度应力，又可以满足组合工况下的合理配筋。本文4.2 节中的内力结果即为柱截面优化后的内力分析结果。

5 其他设计问题及解决方案

1.排水沟

根据给排水专业要求，本工程水池底板需要设置4 道横向排水沟，底板X方向的预应力钢筋无法贯通排水沟。处理措施为：在满足给排水专业功能需求的前提下，将排水沟调整为局部开方孔下挂式排水。预应力钢筋在底板未开孔处贯通。

2.Y方向的温度应力

本工程中架空水池Y 方向长度虽仅有15.1m，研究发现，降温30℃时，Y 方向的温度应力计算结果比X方向温度应力结果乘以泊松比0.2 还要大一些，所以最终本工程Y 方向上也布置了预应力钢筋，布置相对稀疏。

3.混凝土的养护及抗裂剂的添加

本工程在考虑预应力钢筋抵抗中面温差产生的温度应力以外，由于池体超长还要求施工时池体混凝土浇筑后应注意对混凝土的养护。架空水池上部结构的底板采用覆盖草袋、浇水养护的方式。壁板混凝土采用拆模前蓄水拆模后对拉螺栓挂草袋的方式进行养护，混凝土中掺入抗裂防渗外加剂。

6 结论

1.对超长架空水池底板和壁板施加无粘结预应力钢筋来抵抗温度应力，从而减小温度作用产生的变形是可行而有效的。

2.综合工程地质后，合理调整下部支撑结构的高度和截面尺寸，也是减少约束从而减少温度产生拉应力的有效手段。

3.超长架空水池采用不设缝设计，比设缝设计整体性更好，抗震性能更好，该案例的超长架空水池温度应力产生的变形相比地震等其他工况更大。

4.考虑到实际工程中温度应力的产生及变化过程较为复杂，钢筋混凝土结构的徐变影响也与结构自身特性及季节变化息息相关，在本工程设计过程中按偏保守考虑。与此相关的问题还需进行更加深入的研究和实验的验证。