面板堆石壩面板順坡向擠壓破壞機(jī)理的試驗(yàn)研究

徐 耀，郝巨濤，陸 希，王利娜

(1.中國水利水電科學(xué)研究院 流域水循環(huán)模擬與調(diào)控國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100038；2.水利部水工程材料重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(籌)，北京 100038；3.北京中水科海利工程技術(shù)有限公司，北京 100038；4.中國電建集團(tuán)西北勘測設(shè)計(jì)研究院有限公司，陜西 西安 710065)

1 引言

面板擠壓破壞是2000年以后高混凝土面板堆石壩建設(shè)中遇到的突出問題。面板擠壓破壞按照發(fā)生部位主要可分為壓性垂直縫兩側(cè)的混凝土擠壓破壞和面板順上游壩坡方向非結(jié)構(gòu)縫部位(包括水平施工縫)混凝土擠壓破壞兩類。前者比較普遍，是由面板受到的橫河向擠壓應(yīng)力引起，而后者則是由面板受到的沿壩坡方向的擠壓應(yīng)力所致，典型案例包括巴西的坎普斯諾沃斯和中國的三板溪、紫坪鋪、布西等面板壩，其中三板溪、紫坪鋪、布西等面板壩均在水平施工縫處發(fā)生了混凝土的擠壓破壞。嚴(yán)重的面板混凝土擠壓破壞將導(dǎo)致面板壩滲漏的大量增加(如巴西的巴拉格蘭特、坎普斯諾沃斯，南非的莫哈里和中國的三板溪、布西)。導(dǎo)致面板混凝土發(fā)生擠壓破壞的主要外部因素是大壩堆石體的變形較大(徐澤平等[1-2]、關(guān)志誠[3]、熊海華等[4])。對于壓性垂直縫兩側(cè)的面板混凝土擠壓破壞，巴西壩工專家平托(Pinto)通過分析提出以E/(γH)為參數(shù)(E為堆石體變形模量，γ為水的容重，H為壩高)判定面板發(fā)生擠壓破壞的可能性，并認(rèn)為為防止擠壓破壞，E/(γH)應(yīng)不小于4，且不小于120-20A/H2，其中A為面板的面積[5]。曹克明則提出可以通過面板撓度判斷面板擠壓破壞的可能性，并建議控制面板撓度小于臨界值：1463-2325/X+505/X2，其中X=A/H2，為河谷系數(shù)[6]。參考這些經(jīng)驗(yàn)控制高面板壩堆石體變形模量，是防止面板發(fā)生擠壓破壞的首要措施。而在提高面板抵抗壓性垂直縫兩側(cè)的擠壓破壞能力方面，目前的措施是進(jìn)行合適的接縫結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，包括選擇合理的垂直縫縫寬和確定填縫材料的壓縮模量，郝巨濤等[7]曾提出了可在縫中設(shè)置厚度合適的塑性襯墊材料來避免面板擠壓破壞的方案，孔憲京等[8]曾建議采用降低接觸摩擦、適當(dāng)減小豎縫填料剛度以及增加豎縫預(yù)留寬度等方法，徐耀等[9]曾提出將壓性縫設(shè)置成軟接縫，徐澤平等[10]曾提出設(shè)置可吸收變形的面板縱縫填充材料。

相較于面板垂直縫的擠壓破壞，面板沿壩坡方向的擠壓破壞目前仍未得到壩工界的足夠重視。從機(jī)理上看，面板沿壩坡方向的擠壓破壞的外部因素仍然是堆石體變形作用下面板沿壩坡向應(yīng)力增加所致，但另一方面，從面板的內(nèi)部結(jié)構(gòu)看，由于面板主要沿壩坡向展布，其鋼筋分布的主體為順壩坡方向鋼筋，因此，鋼筋的布置和鋼筋保護(hù)層厚度等因素也會對面板抵抗沿壩坡向擠壓破壞的能力有著直接的影響。對于面板沿壩坡方向的擠壓破壞，從目前實(shí)際工程觀察到的破壞現(xiàn)象看，在順坡向壓應(yīng)力的作用下，面板混凝土中坡向鋼筋的壓曲及其與周邊混凝土的相互作用不容忽視，如何考慮面板中鋼筋受壓屈曲的影響是當(dāng)前尚未解決的高面板壩面板設(shè)計(jì)問題。曹克明等[6]認(rèn)為保護(hù)層厚度5 cm的雙層鋼筋比布設(shè)在面板中部的單層鋼筋更容易發(fā)生鋼筋壓曲的擠壓破壞，建議超高壩底部面板宜采用布置在面板中心的單層配筋，頂部面板可以采用由箍筋加固的雙層配筋。老撾182 m高的Nam Ngum 2面板壩就曾在面板的高壓應(yīng)力區(qū)配置了加箍筋的雙層鋼筋[11]，實(shí)踐表明，通過加置箍筋以抑制坡向鋼筋的壓曲可有效避免面板沿壩坡方向的擠壓破壞。為了從機(jī)理上論證坡向鋼筋的壓曲對面板沿壩坡方向的擠壓破壞的作用，需要對面板的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)在壓應(yīng)力作用下的應(yīng)力變形特性進(jìn)行細(xì)致的分析研究，從而對高混凝土面板壩相關(guān)的箍筋設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)和指導(dǎo)。

如前所述，從目前觀察到的面板混凝土沿壩坡向擠壓破壞的表觀現(xiàn)象看，面板擠壓破壞處的鋼筋基本上均呈單向(坡向)壓曲(見圖1)的變形形態(tài)。對于這一類的變形形態(tài)，理論上可以簡化采用常規(guī)壓桿穩(wěn)定理論進(jìn)行計(jì)算，但鑒于常規(guī)壓桿穩(wěn)定理論中的臨界荷載是隨著桿長增加而單調(diào)無限減小，而工程中即使面板受壓長度很長其臨界受壓荷載也不可能無限小，對此郝巨濤曾用有側(cè)向彈性支撐的均質(zhì)壓桿理論解進(jìn)行了定性分析，分析中取各向的側(cè)向支撐剛度均為k，分析主要結(jié)論是：開始時(shí)壓桿的壓屈臨界荷載隨桿長增加而逐漸減小，但當(dāng)桿長增至數(shù)米至十幾米時(shí)壓桿的臨界壓屈荷載將降至穩(wěn)定值，并不再隨桿長的進(jìn)一步增加而減小，該穩(wěn)定臨界壓曲荷載值主要取決于側(cè)向支撐剛度k，提高k值可使壓桿免于壓曲失穩(wěn)，由此表明可以采用有側(cè)向支撐剛度k的壓桿穩(wěn)定理論對面板坡向擠壓破壞問題進(jìn)行機(jī)理性分析。該項(xiàng)分析還進(jìn)一步指出，穩(wěn)定臨界荷載值與壓桿直徑無關(guān)，壓桿直徑僅影響壓桿壓曲曲線的半波長，而半波長則應(yīng)是確定箍筋間距的重要參數(shù)[12]。因此如何依據(jù)面板的實(shí)際配筋情況來分析面板坡向鋼筋受壓屈曲時(shí)的側(cè)向支撐剛度k，就是未來研究需要回答的關(guān)鍵問題。

實(shí)際工程中的面板坡向鋼筋壓曲主要發(fā)生在上層鋼筋，且鋼筋的側(cè)向變形約束是上下非對稱的。較為理想的面板順坡向擠壓破壞分析手段，應(yīng)是建立充分反映鋼筋混凝土面板細(xì)部結(jié)構(gòu)，且以鋼筋受壓屈曲分析為基礎(chǔ)的鋼筋混凝土面板數(shù)值分析模型，而在這一模型中，受壓鋼筋的側(cè)向支撐剛度k則是重要的計(jì)算分析參數(shù)，其大小與多項(xiàng)面板結(jié)構(gòu)參數(shù)有關(guān)，其中鋼筋保護(hù)層厚度應(yīng)是重要的影響因素。

為了給面板鋼筋混凝土順坡向擠壓破壞分析提供基礎(chǔ)，根據(jù)目前的試驗(yàn)條件，本文采用配有單根立筋的受壓柱試件，針對鋼筋混凝土面板的鋼筋受壓屈曲開展了結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)，試驗(yàn)的目的在于研究鋼筋在非對稱側(cè)向變形約束條件和不同鋼筋保護(hù)層厚度情況下的壓曲破壞模式。盡管單根立筋的受壓柱與實(shí)際工程的面板結(jié)構(gòu)尚存差距，但試驗(yàn)結(jié)果仍可為今后的鋼筋受壓屈曲數(shù)值分析建模提供有效的依據(jù)。

2 試驗(yàn)方案

目前高混凝土面板壩面板順坡向的擠壓破壞是以坡向受壓為主，坡向鋼筋發(fā)生壓曲導(dǎo)致面板破裂。由于面板中不設(shè)置箍筋，僅有稀疏的直立架立筋，且水平向鋼筋對抑制坡向鋼筋的壓曲作用不大，各個(gè)坡向鋼筋受壓時(shí)可近似認(rèn)為是各自獨(dú)立地經(jīng)歷壓曲過程。考慮到目前試驗(yàn)條件的限制，本研究近似采用配有單根立筋的受壓柱對面板的坡向壓曲破壞過程進(jìn)行模擬，以期能夠首先對坡向鋼筋保護(hù)層厚度與側(cè)向支撐剛度k的關(guān)系這一關(guān)鍵問題進(jìn)行研究。為確保受壓柱在試驗(yàn)中發(fā)生由鋼筋屈曲引起的擠壓破壞而不是抗壓強(qiáng)度破壞，受壓柱應(yīng)具有足夠的高度。

實(shí)際工程中面板的坡向鋼筋間距不大于面板厚度，通常為20～30 cm，這里根據(jù)壓力機(jī)施壓能力選取立柱斷面為24.5 cm×28 cm。鑒于工程中面板配筋按防裂構(gòu)造筋設(shè)置，采用單層配筋時(shí)保護(hù)層厚度可為15～20 cm并可為偏心布置，采用雙層配筋時(shí)保護(hù)層厚度不小于5 cm，這里考慮壓力機(jī)加載安全采用素混凝土1號柱、5 cm保護(hù)層2號柱和8 cm保護(hù)層3號柱的單筋立柱進(jìn)行對比試驗(yàn)，鋼筋采用偏心布置以確保鋼筋壓曲向保護(hù)層一側(cè)發(fā)展便于觀測壓曲破壞，并對比不同保護(hù)層厚度影響。鋼筋含鋼率按大約0.40%考慮，鋼筋直徑取為20 mm。立柱高度按15 000 kN萬能壓力機(jī)的加載空間條件盡可能取高值，以能夠反映壓曲情況，這里選為200 cm。立柱位移量測除在立柱中部安設(shè)了標(biāo)距為45 cm的豎向引伸計(jì)外，還采用光纖傳感器并分五層布設(shè)。每層在鋼筋可能凸出的混凝土立柱正面和背面(即28 cm寬邊)采取豎向布置，并在相應(yīng)層面的鋼筋正、背表面也布設(shè)了光纖傳感器，以了解混凝土和鋼筋的壓縮變形過程；在混凝土立柱側(cè)面(即24.5 cm窄邊)采取水平向布置，以了解鋼筋外凸位移情況。圖2給出的是保護(hù)層厚5 cm立柱的配筋和傳感器布設(shè)情況。壓力機(jī)試驗(yàn)中可自動采集并儲存數(shù)據(jù)，加載速率按照等油缸位移速率控制，約為48～120 kN/min，見圖3。

圖2 鋼筋混凝土柱體壓縮試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒贾?/p>

圖3 15000 kN萬能材料試驗(yàn)機(jī)

混凝土原材料采用42.5中熱硅酸鹽水泥、Ⅰ級粉煤灰、砂巖人工骨料、高效減水劑和引氣劑，配合比見表1，混凝土性能試驗(yàn)結(jié)果見表2。鋼筋為工程抗震螺紋鋼(型號HRB400E)，屈服強(qiáng)度400 MPa，彈性模量200 GPa，均勻伸長率大于7.5%。成型立柱混凝土?xí)r同時(shí)成型伴隨標(biāo)準(zhǔn)試件，以麻袋覆蓋灑水養(yǎng)護(hù)，并以不同齡期按照《水工混凝土試驗(yàn)規(guī)程》[13]進(jìn)行伴隨試件的力學(xué)性能試驗(yàn)，結(jié)果見表2，以了解立柱混凝土力學(xué)性能。

表1 混凝土配合比

表2 伴隨試件混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果

考慮試件齡期和形狀尺寸影響，根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)中抗壓強(qiáng)度與彈性模量的關(guān)系、抗拉強(qiáng)度與抗壓強(qiáng)度的關(guān)系和棱柱體抗壓強(qiáng)度與標(biāo)準(zhǔn)試件抗壓強(qiáng)度的關(guān)系[14]、不同齡期的抗壓強(qiáng)度關(guān)系[15]、極限拉伸應(yīng)變與抗拉強(qiáng)度的關(guān)系[16]，可以根據(jù)表2伴隨試件的試驗(yàn)結(jié)果推算出立柱試驗(yàn)時(shí)立柱混凝土的力學(xué)性能見表3，其中2號柱和3號柱試驗(yàn)時(shí)的養(yǎng)護(hù)齡期分別為21 d和23 d。

3 立柱試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 承載力試驗(yàn)結(jié)果采用15 000 kN萬能材料試驗(yàn)機(jī)對混凝土立柱進(jìn)行壓縮試驗(yàn)，加載速率按照等油缸位移速率控制，約為48～120 kN/min。試驗(yàn)機(jī)給出的三個(gè)立柱的破壞荷載、峰值抗壓強(qiáng)度、以及引伸計(jì)給出的與峰值強(qiáng)度對應(yīng)的極限壓應(yīng)變和相應(yīng)的壓縮模量見表4，其中壓縮模量取曲線上升段前段的割線模量，對應(yīng)的應(yīng)力應(yīng)變曲線見圖4，柱體端部的破壞形貌見圖5。試驗(yàn)前引伸計(jì)安裝在立柱中間段的混凝土正面和背面，標(biāo)距為45 cm，正面即預(yù)設(shè)鋼筋凸出方向的所在面，背面與正面相對。從表4可以看出，1號、2號和3號立柱的抗壓強(qiáng)度分別為26.6 MPa、24.0 MPa和26.9 MPa，其中2號柱的抗壓強(qiáng)度比1號柱和3號柱低約10%，可顯見保護(hù)層厚5 cm時(shí)柱內(nèi)立筋對抗壓強(qiáng)度的不利影響。同時(shí)對于保護(hù)層厚8 cm的3號柱，其立筋對抗壓強(qiáng)度的影響似可以忽略。說明保護(hù)層厚度越大，立筋對柱體承載能力的影響就越小，當(dāng)保護(hù)層達(dá)到一定厚度時(shí)，無側(cè)向箍筋的立筋對柱體承載能力基本無影響。值得注意的是，3號柱的破壞荷載雖然最高，但引伸計(jì)得到的極限壓應(yīng)變反而最小，這與立柱的應(yīng)變不均勻分布有關(guān)，詳見下面3.3節(jié)的應(yīng)變分析。

表4 混凝土立柱力學(xué)性能壓縮試驗(yàn)結(jié)果

圖4 混凝土立柱應(yīng)力應(yīng)變試驗(yàn)結(jié)果

圖5 柱子底部及端頭破壞形貌

3.2 承載力試驗(yàn)結(jié)果分析文獻(xiàn)[12]曾用在支撐剛度為k的對稱側(cè)向彈性支撐下均質(zhì)壓桿的臨界荷載理論解分析了其壓曲特性。根據(jù)文獻(xiàn)[17]，非對稱側(cè)向支撐壓桿的臨界荷載取決于較小一側(cè)的k，可用較小k的對稱側(cè)向支撐解來計(jì)算。因此，可以用文獻(xiàn)[12]的解分析本次試驗(yàn)的非對稱保護(hù)層厚度立柱的壓曲問題，該解的臨界承載力Pr見式(1)，式中E為壓桿的彈性模量，d為直徑，l為桿長，m為壓曲曲線的半波數(shù)，m大于等于Δ的最小整數(shù)，Δ為半波數(shù)參數(shù)，臨界壓應(yīng)變εr并不是屈曲鋼筋壓桿本身的壓應(yīng)變，而是壓桿受壓軸向的表觀壓應(yīng)變，應(yīng)與表4中混凝土柱表面引伸計(jì)量測的壓應(yīng)變相同。

(1)

根據(jù)表4的破壞荷載試驗(yàn)結(jié)果、立柱截面尺寸、各部分彈性模量和平面應(yīng)變假定，可以近似得到相應(yīng)的鋼筋分載力Pr和臨界壓應(yīng)變εr，進(jìn)而可由上式反推出兩種立柱的鋼筋側(cè)向支撐剛度k，結(jié)果見表5。

表5 由立柱壓縮試驗(yàn)推算的鋼筋壓桿變形參數(shù)

如能假設(shè)側(cè)向支撐剛度k與保護(hù)層厚度呈線性關(guān)系，則對于工程中常見的保護(hù)層厚度為15 cm的單層配筋，可以由表5中k的推算結(jié)果外推出相應(yīng)的k為1.478 N·mm-2，對應(yīng)的臨界壓應(yīng)變?yōu)?583×10-6。

3.3 應(yīng)變試驗(yàn)結(jié)果分析首先各立柱破壞時(shí)不同傳感器測得的最大壓應(yīng)變見表6，其中1號素混凝土柱共埋設(shè)三層傳感器，其中一、二、三層截面分別距立柱頂面為10 cm、100 cm和180 cm；2號柱和3號柱均埋設(shè)5層傳感器，其一到五層截面分別距立柱頂面為10 cm、50 cm、100 cm、140 cm和180 cm。從表6中看出，各柱的混凝土局部最大壓應(yīng)變都小于2000×10-6，以1號柱壓應(yīng)變最大，3號柱次之，2號柱最小。如以1號柱的壓應(yīng)變最大值1908×10-6為對比基礎(chǔ)，則2號柱和3號柱壓應(yīng)變削弱系數(shù)分別為0.86(1648/1908)和0.98(1865/1908)。再次說明鋼筋保護(hù)層厚度越大，鋼筋對柱體承載能力的影響越小。同時(shí)1號柱、2號柱、3號柱混凝土的較小壓應(yīng)變和較大壓應(yīng)變比值分別為0.93、0.46、0.38，說明素混凝土立柱的截面應(yīng)變分布基本均勻，而鋼筋混凝土立柱的截面應(yīng)變分布明顯不均，且以3號柱為最不均勻。對于前面表4中3號柱引伸計(jì)給出的極限壓應(yīng)變最小，經(jīng)與表6對比可知引伸計(jì)得到的應(yīng)變并不是立柱的最大壓應(yīng)變，這與3號柱較大的應(yīng)變分布不均有關(guān)。

表6 混凝土立柱破壞時(shí)的最大壓應(yīng)變

進(jìn)一步分析以最小保護(hù)層厚度5 cm的2號柱為例，以截面力P(見式(2))、所在截面曲率K(見式(3))、所在截面鋼筋平均應(yīng)變與鋼筋部位混凝土應(yīng)變的比值ξ(見式(4))為參數(shù)，根據(jù)各截面的應(yīng)變計(jì)測試結(jié)果詳細(xì)分析偏心配筋鋼筋混凝土柱的變形特性。

(2)

(3)

(4)

式中：假設(shè)截面力P的立柱壓應(yīng)變沿截面線性分布，E取表4實(shí)測的壓縮模量，A為立柱截面積；D為正面和背面間距，對于立柱取立柱截面寬(即24.5 cm)，對于鋼筋取鋼筋直徑(即2 cm)；ξ是根據(jù)立柱應(yīng)變的截面線性分布和正背面觀測值、以保護(hù)層厚5 cm及立柱截面寬(即24.5 cm)內(nèi)插出鋼筋中心處的混凝土應(yīng)變作為分母。

根據(jù)不同的外荷載時(shí)刻，可以計(jì)算出5個(gè)應(yīng)變測試層面的上面3個(gè)分析參數(shù)值，見表7，從中可見：(1)各層面的P值均與外荷載存在差異，其中二、三、四層面的P值均小于外荷載值，一、五層面常大于外荷載，由受力平衡關(guān)系可知各截面應(yīng)變均呈非線性分布，不能簡單地用正面、背面應(yīng)變估算；(2)ξ值表明各截面鋼筋應(yīng)變與鋼筋所在部位的混凝土應(yīng)變并不相等，一般一、二、三層面鋼筋壓應(yīng)變較大，四、五層面鋼筋應(yīng)變較小，鋼筋沒有同混凝土一起協(xié)調(diào)變形，立柱截面應(yīng)變不服從平面假設(shè)；(3)K值表明各截面鋼筋曲率普遍大于混凝土柱曲率，表明鋼筋橫向變形較大，鋼筋與混凝土之間相互作用強(qiáng)烈；且立柱上部曲率方向與下部曲率方向相反，表明立柱豎向并不是純彎曲而是扭曲；同時(shí)一、二層截面的鋼筋曲率普遍大于下部四層截面曲率且方向相同，表明上部下部鋼筋彎曲差異大，上部橫向位移較大。

表7 不同外荷載時(shí)刻各層面的三參數(shù)計(jì)算值

另外，反觀前面表4和圖4的引伸計(jì)混凝土應(yīng)變測試結(jié)果，經(jīng)與表5由立柱破壞荷載試驗(yàn)值Pr推出的臨界壓應(yīng)變εr對比存在明顯差異。表4的應(yīng)變是由安裝在立柱上的引伸計(jì)得到的，引伸計(jì)標(biāo)距為45 cm并位于立柱中段，不能反映立柱上下端部應(yīng)變傳感器觀測到的較大應(yīng)變。同時(shí)由表7的前述分析可知鋼筋彎曲較劇烈，橫向變形普遍大于混凝土。且表5計(jì)算出的半波數(shù)參數(shù)Δ接近3，半波數(shù)m為3，而表7中的曲率K分析表明，混凝土立柱出現(xiàn)了一次彎曲轉(zhuǎn)向，即m為2，而鋼筋未發(fā)現(xiàn)曲率轉(zhuǎn)向，m為1，說明了理論解與立柱壓縮試驗(yàn)存在差異。如何解釋前述差異，還需進(jìn)一步分析研究。式(1)的理論解是按照壓桿兩端均受到橫向變形約束的鉸支得到的，即上下端的橫向位移為零，而試驗(yàn)中鋼筋的彎曲并不是上下對稱，特別是端部很可能存在橫向位移；同時(shí)理論解中壓桿是軸心受壓，而試驗(yàn)中為偏心受壓，這些都可能造成理論解和試驗(yàn)結(jié)果的差異，畢竟理論解的中心受壓和鉸支約束與工程實(shí)際可能不一致。同時(shí)立柱的高度也可能影響試驗(yàn)結(jié)果，表5中半波數(shù)參數(shù)Δ的理論解距離整數(shù)還有一定距離，表明目前試驗(yàn)立柱的2 m高度在理論上就容易使立柱端部發(fā)生橫向位移，當(dāng)然這在試驗(yàn)之前側(cè)向支撐剛度k未知的情況下是無法避免的。為此，對于表5的k值，要使試驗(yàn)中的立柱變形接近理論解的橫向鉸支情況，則應(yīng)適當(dāng)增加立柱高，即將表5中的半波數(shù)參數(shù)Δ調(diào)整到接近整數(shù)3。經(jīng)計(jì)算對于保護(hù)層厚度5 cm和8 cm的立柱，高度應(yīng)分別增至2262 mm和2149 mm。但是高度增加后是否會影響k的試驗(yàn)結(jié)果，以及前述的分析是否正確，還有待未來的進(jìn)一步研究印證。

4 結(jié)語

高面板壩的面板擠壓破壞按照發(fā)生部位可分為壓性垂直縫兩側(cè)混凝土的擠壓破壞和面板順坡向非結(jié)構(gòu)縫部位(包括水平施工縫)混凝土的擠壓破壞兩類，本文研究針對后一種面板順坡向擠壓破壞進(jìn)行，其中如何分析鋼筋壓曲凸起的問題是關(guān)鍵。本項(xiàng)研究是接續(xù)文獻(xiàn)[12]理論解的分析研究進(jìn)行的，因?yàn)樵撐墨I(xiàn)其中的側(cè)向支撐剛度為未知、是按照實(shí)際工程的擠壓破壞應(yīng)變觀測結(jié)果估算的。文獻(xiàn)[12]的主要結(jié)論是，可以用兩側(cè)有橫向彈性支撐的壓桿屈曲分析方法來研究面板順坡向的擠壓破壞。由于在面板壩的面板配筋中沒有箍筋，且目前工程中發(fā)生的面板順坡向擠壓破壞以坡向鋼筋壓曲為主，水平向鋼筋的橫向作用對坡向鋼筋的壓曲影響不大，因此本文近似采用配有單根立筋的立柱受壓試驗(yàn)來模擬分析面板順坡向的擠壓破壞，未來可以在此研究基礎(chǔ)上進(jìn)一步改進(jìn)，以期更精確地模擬實(shí)際面板的鋼筋構(gòu)造。本研究中立柱的斷面尺寸和鋼筋直徑均按照實(shí)際情況確定，取得的分析成果如下：

(1)通過試驗(yàn)證實(shí)了文獻(xiàn)[12]的鋼筋混凝土立柱抗壓強(qiáng)度低于素混凝土柱、且鋼筋保護(hù)層厚度越小強(qiáng)度降低越大的推測。試驗(yàn)表明，與素混凝土柱相比，保護(hù)層厚5 cm鋼筋混凝土柱的強(qiáng)度降低約10%，而保護(hù)層厚8 cm的鋼筋混凝土柱的強(qiáng)度與素混凝土柱基本一致。此外，鋼筋還使混凝土柱的極限壓應(yīng)變減小。根據(jù)立柱試驗(yàn)的破壞荷載結(jié)果，可以通過文獻(xiàn)[12]的理論解反推出立柱的側(cè)向支撐剛度k，對于保護(hù)層厚5 cm和8 cm立柱，k值相應(yīng)為0.841 N·mm-2和1.032 N·mm-2。此數(shù)值可供未來實(shí)際混凝土面板的壓曲數(shù)值分析參考。

(2)通過受壓立柱各應(yīng)變測試截面的應(yīng)變試驗(yàn)結(jié)果分析及各截面承載力、混凝土與鋼筋應(yīng)變的對比，發(fā)現(xiàn)立柱各截面位移不服從應(yīng)變平面假設(shè)，且鋼筋與鋼筋所在位置的混凝土的壓應(yīng)變不一致。

(3)立柱各截面鋼筋曲率普遍大于混凝土柱曲率，表明鋼筋橫向變形較大，鋼筋與混凝土之間相互作用強(qiáng)烈。

(4)本試驗(yàn)的立柱鋼筋依據(jù)工程實(shí)際和壓力試驗(yàn)機(jī)情況采用了偏心布置，可能導(dǎo)致立柱變形結(jié)果不一定符合文獻(xiàn)[12]中理論解的兩端鉸支約束情況；未來需要開展進(jìn)一步的試驗(yàn)研究，特別是需開展混凝土中鋼筋壓曲的數(shù)值分析研究，以深化對鋼筋壓曲的理論認(rèn)識。

接續(xù)文獻(xiàn)[12]的研究，本試驗(yàn)研究結(jié)果再次說明，限制鋼筋的側(cè)向變形是防止面板順坡向擠壓破壞的根本措施。為此可采用單層配筋、將鋼筋設(shè)置在面板中部；當(dāng)擠壓力更大時(shí)可以采用雙層配筋加配箍筋和增大面板厚度的方法應(yīng)對。建議今后開展可模擬混凝土中鋼筋壓曲的擠壓破壞數(shù)值模擬研究，為這些措施的量化設(shè)計(jì)提供依據(jù)。