王己海，費文平

（1.四川大學(xué)水力學(xué)與山區(qū)河流開發(fā)保護國家重點實驗室，成都610065；2.四川大學(xué)水利水電學(xué)院，成都610065）

0 引 言

預(yù)應(yīng)力閘墩是保證大型泄水建筑物安全的重要結(jié)構(gòu)，這種采用預(yù)應(yīng)力錨索與閘墩結(jié)合的技術(shù)能夠有效改善閘墩的應(yīng)力狀態(tài)，確保在弧門推力的作用下閘墩結(jié)構(gòu)的安全可靠。在預(yù)應(yīng)力錨索與水推力的共同作用下，閘墩結(jié)構(gòu)的應(yīng)力與變形狀態(tài)變得更加復(fù)雜，很難從理論上對應(yīng)力與變形進行計算分析，而對預(yù)應(yīng)力錨索影響閘墩應(yīng)力與變形的可能因素成為了主要的研究方向。

多年以來，國內(nèi)外的學(xué)者與工程師對改善預(yù)應(yīng)力閘墩的應(yīng)力與變形的可能因素做了許多研究，并取得了一定的成果。國際上，預(yù)應(yīng)力閘墩最早在20 世紀50年代末期應(yīng)用于突尼斯的梅列格溢洪道上。在20 世紀60年代，美國在哥倫比亞河修建瓦那龐溢洪道工程時，采用了14束每束張拉力為2 900 kN 的錨索錨固［1］。隨著有限元方法及計算機技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬技術(shù)得到了迅猛發(fā)展，國際上出現(xiàn)大量的商業(yè)數(shù)值模擬軟件。其中較為著名的通用大型有限元軟件有ANSYS、ABAQUS、MSC.NASTRAN 和MSC.MARC 等［2-4］。在國內(nèi)，在閘墩結(jié)構(gòu)優(yōu)化方面，朱暾等［5］提出了閘墩頸部開槽結(jié)構(gòu)，該型式可以顯著提高混凝土的抗裂能力，改善閘墩的應(yīng)力分布狀態(tài)；胥潤生［6］提出“深槽+錨孔”的結(jié)構(gòu)方式，大大節(jié)省了錨索數(shù)量，優(yōu)化了施工步驟；中國水電院提出了一種新的簡支傳力梁結(jié)構(gòu)，使錨索預(yù)應(yīng)力通過傳力梁的支座傳給錨塊，并將預(yù)應(yīng)力轉(zhuǎn)移到弧門推力作用線附近，使預(yù)應(yīng)力總噸位與弧門推力之比接近1.0。在錨索設(shè)計方面，郭宏磊等［7］通過有限元及彈性理論為基礎(chǔ)并結(jié)合模型試驗，對錨固區(qū)的開裂部位及應(yīng)力分布規(guī)律進行研究，提出了一種新型錨塊形式；楊曉紅等［8］對預(yù)應(yīng)力閘墩主錨索的布置方式進行了研究；張發(fā)明等［9］提出了有關(guān)預(yù)應(yīng)力錨索設(shè)計參數(shù)的優(yōu)化方法；李守巨對閘墩裂縫的形成機理及加固措施等進行研究，并提出了合理的預(yù)應(yīng)力錨索加載方案和錨索布置形式；二灘水電站采用了新型的閘墩預(yù)應(yīng)力錨固技術(shù)-U 形錨固式［10］；馬吉明等［11］等提出了一種新型的無黏結(jié)彎曲預(yù)應(yīng)力錨索結(jié)構(gòu)。

綜上所述，目前對預(yù)應(yīng)力閘墩的研究主要是從改變閘墩的結(jié)構(gòu)設(shè)計或預(yù)應(yīng)力錨索的形式、空間布置、加載分級等角度出發(fā)，幾乎沒有考慮過錨索張拉順序?qū)︻A(yù)應(yīng)力閘墩結(jié)構(gòu)的影響，在施工中也常常被忽略。但隨著預(yù)應(yīng)力閘墩布置錨索數(shù)量越來越多，布置形式越來越復(fù)雜，錨索的張拉次序?qū)⒊蔀橛绊戦l墩結(jié)構(gòu)安全的重要因素。

為了弄清不同錨索張拉次序?qū)﹂l墩結(jié)構(gòu)的影響，本文提出了一種能夠有效改善閘墩結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)的預(yù)應(yīng)力錨索張拉方式——交錯式對稱張拉法。以四川某水庫2 號溢流壩段為例，建立閘墩計算模型，擬從數(shù)值仿真的角度分析主、次錨索不同的張拉次序?qū)﹂l墩結(jié)構(gòu)的影響，并從主、次錨索作用方式的角度對改變錨索張拉次序?qū)﹂l墩產(chǎn)生影響的機理進行探討。

1 預(yù)應(yīng)力閘墩的模擬方法

1.1 預(yù)應(yīng)力混凝土的模擬

對于有限元建立預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)模型一般有兩種方法。一種是直接用荷載代替力筋影響作用于結(jié)構(gòu)，即為等效荷載法；另一種用不同的有限元單元分別模擬鋼筋和混凝土，可以獲得詳細的預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)力學(xué)行為，即為實體力筋法［12］。

等效荷載法將預(yù)應(yīng)力筋與混凝土形成一個整體，無法反映出預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)真正的變形行為；不考慮預(yù)應(yīng)力筋的布置導(dǎo)致張拉的具體過程無法模擬，力筋處的混凝土受力結(jié)果也不能保證其可靠性［12］。

實體力筋法將混凝土和錨索分別采用不同的單元模擬，錨索的預(yù)應(yīng)力可以采用降溫法和初應(yīng)變法進行施加。降溫法需要設(shè)置相關(guān)單元的實常數(shù)，并可以模擬預(yù)應(yīng)力的損失狀態(tài)。初應(yīng)變法一般不考慮預(yù)應(yīng)力加載過程產(chǎn)生的損失［12］。

本次建模采用實體力筋法建立預(yù)應(yīng)力閘墩模型，并采用降溫法來模擬預(yù)應(yīng)力的施加。

1.2 本構(gòu)模型

1.2.1 預(yù)應(yīng)力錨索的本構(gòu)模型

將預(yù)應(yīng)力錨索視為線彈性材料，即假定錨索在加載或卸載中，應(yīng)力-應(yīng)變呈線性關(guān)系（以錨索的彈性模量E為斜率的直線），其表達式為：

式中：σ為應(yīng)力；ε為應(yīng)變；E為錨索的彈性模量。

1.2.2 混凝土的本構(gòu)模型

將混凝土視為理想彈塑性材料，采用Drucker-Prager 材料模型，即采用Drucker-Prager 準則判別混凝土是否進入塑性狀態(tài)，并采用相關(guān)聯(lián)的流動法則［13］，其表達式如下：

式中：I1和J2分別為應(yīng)力張量的第一不變量和應(yīng)力偏張量的第二不變量，其中參數(shù)α和k可以用混凝土的黏聚力C和內(nèi)摩擦角φ來表示：

1.3 錨索張拉次序的方法

根據(jù)預(yù)應(yīng)力閘墩錨索張拉的基本原則：預(yù)應(yīng)力錨索采用分批、分級對稱張拉的方式進行，先張拉次錨索、后張拉主錨索，先張拉監(jiān)測錨索、后張拉非監(jiān)測錨索［14］。本文根據(jù)這一基本原則，對預(yù)應(yīng)力錨索的張拉次序擬定兩種不同的張拉形式，分別為行列式對稱張拉、交錯式對稱張拉。

在對稱張拉的基礎(chǔ)上，取對稱區(qū)域的左上角1/4 為例，采用依次張拉的方式對錨索進行張拉［如圖1，左上角1/4 區(qū)域的張拉順序為1→2→3→5→7→9（行式張拉法）或為2→5→9→1→3→7（列式張拉法）］，這種方式為行列式對稱張拉法。

圖1 行列式對稱張拉法示意圖Fig.1 Sketch of determinant symmetric tension method

在對稱張拉的基礎(chǔ)上，取對稱區(qū)域的左上角1/4 為例，采用跳序張拉的方式對錨索進行張拉，張拉的次序為交錯式（如圖2，左上角1/4 區(qū)域的張拉順序為1→2→4→6→7→9），這種方式為交錯式對稱張拉法。

圖2 交錯式對稱張拉法示意圖Fig.2 Sketch of staggered symmetrical tension method

2 工程概況

四川某水庫工程溢流壩段為混凝土重力壩，由5 孔開敞式實用堰組成，建基面高程為336.00 m，最大壩高39.80 m，堰頂高程為350.00 m，閘墩采用預(yù)應(yīng)力閘墩?？卓趦魧?4 m，中墩厚為5 m，邊墩厚為4.5 m，每個閘孔設(shè)有弧形工作閘門。工作門孔口尺寸為14 m×22 m（寬×高），采用弧形閘門液壓啟閉。該水庫溢流壩段從左至右有1～5 個閘孔，對應(yīng)閘孔底板分縫為4 個壩段，其中：1號溢流壩段為閘孔1+閘孔2的左側(cè)段；2號溢流壩段為閘孔2 右側(cè)段+閘孔3 左側(cè)段；3 號溢流壩段為閘孔3 右側(cè)段+閘孔4左側(cè)段；4號溢流壩段為閘孔4右側(cè)段+閘孔5。

預(yù)應(yīng)力錨索布置分別為：主錨索單邊閘墩布置2排，內(nèi)側(cè)立面為5 層放射狀布置，外側(cè)立面為7 層放射狀布置，總共12 束。單根錨束預(yù)應(yīng)力4 000 kN（永存錨固力），設(shè)計張拉力5 000 kN，超張拉力5 500 kN。水平向布置14 根次錨索，單束永存錨固力2 000 kN，設(shè)計張拉力2 350 kN，超張拉力2 585 kN。在正常蓄水位350.00 m 情況下，弧門總推力50 000 kN，分攤到兩側(cè)的弧門支座推力F均為25 000 kN。

2號溢流壩段預(yù)應(yīng)力錨索采用后裝后張法無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力施工，分主錨索和次錨索。主錨索順流向、呈放射狀布置，每束主錨索由32 根鋼絞線構(gòu)成；次錨索垂直于流向水平布置，每束次錨索由14根鋼絞線構(gòu)成。主錨索張拉力端設(shè)在錨塊下游位置，補償張拉力端設(shè)在上游預(yù)留孔位置，次錨索錨固于錨塊兩側(cè)。其中主錨索分為兩組，第一組錨索中心距閘墩迎水面60 cm，共7 束，從上到下編號分別為A1～A7（B1～B7），第二組錨索中心距閘墩迎水面120 cm，共5 束，從上到下編號分別為A8～A12（B8～B12）；次錨索共14束，編號為C1～C14。主錨索剖視圖如圖3，次錨索剖視圖如圖4。

圖3 主錨索布置圖Fig.3 Layout of main anchor cable

圖4 次錨索布置圖Fig.4 Layout of sub-major anchor cable

根據(jù)上述錨索布置形式，分別采用行列式對稱張拉與交錯式對稱張拉的方式擬定如下4種張拉方案，其中方案一、二采用行列式對稱張拉法，方案三、四為交錯式對稱張拉法。（根據(jù)對稱性以下方案只列出非對稱部分錨索張拉次序）

方案一：

主錨索的張拉次序為：A10→A9→A8→A4→A3→A2→A1

次錨索的張拉次序為：C7→C6→C4→C5→C3→C2→C1

方案二：

主錨索的張拉次序為：A4→A10→A3→A9→A2→A8→A1

次錨索的張拉次序為：C7→C6→C4→C5→C3→C2→C1

方案三：

主錨索的張拉次序為：A4→A10→A3→A8→A1→A9→A2

次錨索的張拉次序為：C7→C3→C5→C6→C4→C1→C2

方案四：

主錨索的張拉次序為：A10→A3→A8→A1→A4→A9→A2

次錨索的張拉次序為：C7→C3→C2→C6→C4→C1→C5

3 不同錨索張拉次序?qū)﹂l墩結(jié)構(gòu)的影響

本文以四川某水庫溢流壩段2 號溢流壩段為例，采用上述兩種不同的錨索張拉次序方式，擬定4種錨索張拉次序方案，針對2 號溢流壩段的閘墩兩側(cè)閘門關(guān)閉工況，對不同的錨索張拉次序?qū)﹂l墩結(jié)構(gòu)的影響進行分析。

3.1 計算模型

根據(jù)該水庫2 號溢流壩段設(shè)計參數(shù)為依據(jù)，擬定閘墩兩側(cè)閘門關(guān)閉的工況施加水荷載、重力荷載以及弧門水推力，建立如圖5 所示有限元模型。該模型利用ANSYS 軟件建模，其中混凝土采用三維實體單元和理想彈塑性材料并采用Drucker-Prager屈服準則，錨索采用桿單元和線彈性材料，模型結(jié)構(gòu)部分共有節(jié)點10 089 個，單元數(shù)8 484 個。計算模型具體數(shù)值參數(shù)如表1所示。

圖5 預(yù)應(yīng)力閘墩的數(shù)值模型Fig.5 Numerical model of prestressed gate pier

表1 數(shù)值計算參數(shù)表Tab.1 Parameters for numerical modelling

3.2 不同的錨索張拉次序?qū)﹀^索應(yīng)力的影響

圖6～圖8為不同張拉方案下錨索最大應(yīng)力的變化。圖6為錨索施壓后次錨索最大應(yīng)力值。圖7～圖8 為錨索施壓后主錨索最大應(yīng)力值。

圖6 不同方案下次錨索C1～C14的應(yīng)力變化Fig.6 Stress variation of sub-major anchor cable C1～C14 under different schemes

從圖6 中可以看出，各錨索在不同張拉方案下的最大應(yīng)力值沒有明顯變化。除了C5 號和C12 號錨索在方案四下的最大應(yīng)力值比其他方案下的最大應(yīng)力值大了1%左右，其他次錨索在不同張拉方案下的最大應(yīng)力值基本一樣，說明改變張拉次序?qū)Υ五^索的應(yīng)力影響不大。

從圖7 中的A1～A12 號錨索可以看出，方案一與方案二的不同編號的錨索之間應(yīng)力值變化不大，但方案一比方案二的同一編號錨索的應(yīng)力大，而方案三與方案四的不同編號的錨索之間應(yīng)力值變化較大，方案三與方案四相同編號錨索的應(yīng)力相差不大。而圖中A8～A12 號錨索，方案一與方案二的不同編號的錨索之間應(yīng)力值變化較大，且方案一比方案二相同編號錨索的應(yīng)力值更小，而方案三與方案四的不同編號的錨索之間應(yīng)力波動不大，方案三與方案四相同編號錨索的應(yīng)力相差不大。

從圖7～圖8 中可以看出，采用行列式對稱張拉法（方案一、方案二）與采用交錯式對稱張拉法（方案三、方案四）在同一編號主錨索的應(yīng)力值上有明顯變化，同時不同主錨索之間的應(yīng)力分布規(guī)律也有變化，說明改變張拉次序?qū)χ麇^索的應(yīng)力有較大的影響。

圖7 不同方案下主錨索A1～A12的應(yīng)力變化Fig.7 Stress variation of main anchor cable A1～A12 under different schemes

圖8 不同方案下主錨索B1～B12的應(yīng)力變化Fig.8 Stress variation of main anchor cable B1～B12 under different schemes

對比圖7 與圖8，閘墩兩側(cè)相對應(yīng)編號的錨索應(yīng)力值基本相同，且在同一側(cè)的錨索中上下對稱的錨索應(yīng)力值相差并不大。不同方案下，錨索應(yīng)力值的區(qū)別主要是非對稱區(qū)域錨索不同張拉次序引起的。

3.3 不同的錨索張拉次序?qū)﹂l墩應(yīng)力的影響

圖9為預(yù)應(yīng)力錨索張拉施壓后方案一與方案三閘墩內(nèi)部的應(yīng)力等值線圖，等值線的序號后為其所代表的應(yīng)力數(shù)值。從圖9 中不同方案下閘墩的應(yīng)力等值線圖可以看出，盡管采用了相同的有限元計算模型并施加了相同的荷載，僅在改變錨索的張拉次序的情況下，錨索對混凝土的預(yù)壓效果卻產(chǎn)生了差別。以閘墩錨塊為例，方案一的最大拉應(yīng)力值為2.16 MPa；方案三的最大拉應(yīng)力值為1.05 MPa。從整體的范圍來看，采用交錯式對稱張拉的方式張拉后，預(yù)壓區(qū)內(nèi)混凝土的拉應(yīng)力大部分減小到0.5 MPa 以內(nèi)，而采用行列式對稱張拉的方式張拉后，仍有很大范圍的混凝土拉應(yīng)力超過1 MPa。同時，方案一的預(yù)壓效果主要集中在錨固兩端，對中間部位的混凝土預(yù)壓效果較差。而方案三的應(yīng)力分布更加分散，預(yù)壓效果得到了一定的改善。

圖9 方案一與方案三預(yù)壓后閘墩內(nèi)的σ1等值線圖（單位：Pa）Fig.9 Contours of σ1 in the gate pier prestressed by scheme 1 and scheme 3

圖10～圖11 為預(yù)應(yīng)力錨索張拉施壓后，方案二與方案四的主、次錨索錨定面上應(yīng)力等值線。圖10為次錨索錨定面的應(yīng)力等值線圖，從圖10 中可以看到，方案二和方案四的應(yīng)力值與應(yīng)力分布并沒有明顯的差別，最大拉應(yīng)力值均在1.05 MPa 左右。圖11 為主錨索錨定面的應(yīng)力等值線圖，從圖11 中可以看到，方案二的最大應(yīng)力值和方案四的最大應(yīng)力值差別明顯變大，方案二的最大拉應(yīng)力值達到了1.66 MPa，同時有一定范圍的混凝土拉應(yīng)力超過了1 MPa。方案四的拉應(yīng)力值明顯更小，最大值為0.78 MPa 左右。同時可以看出，在錨定面上應(yīng)力主要集中在錨索范圍的邊緣區(qū)域，對于采用兩種不同的張拉次序在次錨索錨定面上應(yīng)力沒有明顯差別，且應(yīng)力分布規(guī)律基本相同，而主錨索錨定面上應(yīng)力出現(xiàn)了明顯變化，方案二的最大應(yīng)力值比方案四的最大應(yīng)力值大一倍左右，且方案二的拉應(yīng)力區(qū)（等值線G所對應(yīng)的區(qū)域）主要在布置錨索區(qū)域邊緣，方案四的拉應(yīng)力區(qū)（等值線H所對應(yīng)的區(qū)域）主要在布置錨索區(qū)域的兩側(cè)。

圖10 方案二與方案四預(yù)壓后次錨索錨定面上σ1等值線圖（單位：Pa）Fig.10 Contours of σ1 on the anchoring surface of sub-major anchor cable by scheme 2 and scheme 4

圖11 方案二與方案四預(yù)壓后主錨索錨定面上σ1等值線圖（單位：Pa）Fig.11 Contours of σ1 on the anchoring surface of major anchor cable by scheme 2 and scheme 4

圖12為不同方案典型部位的應(yīng)力值變化圖，根據(jù)錨索張拉后閘墩應(yīng)力分布情況選取典型部位，比較不同方案下的應(yīng)力值變化。選取應(yīng)力分布比較集中的部位分別為，閘墩主錨索上游錨固端（節(jié)點號：58208）；閘墩錨塊主錨索錨定面上部（節(jié)點號：53562）；閘墩錨塊主錨索錨定面下部（節(jié)點號：58147）；閘墩錨塊次錨索錨固端上部（節(jié)點號：235650）；閘墩錨塊次錨索錨固端下部（節(jié)點號：235715）。從圖12中不同方案下節(jié)點的應(yīng)力值變化可以看出，次錨索錨固端上下部位應(yīng)力值完全一樣，不同方案之間的應(yīng)力變化不大，變化值都在0.2 MPa 以內(nèi)；而主錨索上游錨固端的應(yīng)力值與次錨索錨固端的應(yīng)力呈現(xiàn)一種對稱分布。在主錨索錨定面下部區(qū)域不同方案的應(yīng)力值并沒有明顯變化。但是在主錨索錨固端的上部可以看出應(yīng)力值發(fā)生了顯著改變，從方案二到方案三應(yīng)力值有一個明顯的下降，說明相比行列式對稱張拉法來說，交錯式對稱張拉法能夠明顯改善閘墩錨塊上部的應(yīng)力狀態(tài)。

圖12 不同方案下典型部位應(yīng)力變化Fig.12 Stress changes of typical parts under different schemes

3.4 不同的錨索張拉次序?qū)﹂l墩變形的影響

圖13～圖15 為不同方案典型部位的位移值隨荷載步的變化圖。根據(jù)閘墩位移變化的變化情況選取典型部位，選取主錨索錨固端的中心部位作X向位移分析；選取錨塊主錨索錨定面的下部作Y向位移分析；選取次錨索錨固端的中心部位作Z向位移分析。從圖13～圖15 中可以看到，采用不同張拉次序方案在張拉的過程中閘墩的位移會發(fā)生改變，但是在張拉完成時所有方案的位移值都相同。說明改變錨索張拉次序只會影響張拉過程中閘墩的變形，對閘墩的最終變形影響較小。

圖13 不同方案閘墩X向的位移變化Fig.13 X-direction displacement change of pier in different schemes

圖14 不同方案閘墩Y向的位移變化Fig.14 Y-direction displacement change of pier in different schemes

圖15 不同方案閘墩Z向的位移變化Fig.15 Z-direction displacement change of pier in different schemes

3.5 不同的錨索張拉次序?qū)﹂l墩的應(yīng)力與變形影響機制的探討

通過上述有限元計算結(jié)果可以看出，預(yù)應(yīng)力錨索采用交錯式對稱張拉方式可以使閘墩混凝土的拉應(yīng)力分布更均勻，從而降低拉應(yīng)力的最大值，改善閘墩的受力狀態(tài)。結(jié)合錨索的應(yīng)力分布和混凝土的應(yīng)力與變形變化，對閘墩的影響有以下認識：

（1）改變錨索的張拉次序可能會改變錨索的應(yīng)力大小，對主錨索而言效果更為明顯，次錨索改變并不明顯?？紤]到主、次錨索的布置和作用，推測這種改變效果的差異可能是與錨索的作用點和施加的荷載大小有關(guān)。閘墩上主錨索是沿弧門推力方向平行布置，作用點接近弧門推力作用線方向，主要承擔弧門推力。次錨索一般垂直于主錨索布置方向，主要抵消荷載產(chǎn)生的次生拉應(yīng)力對錨塊的不利影響［15］。在預(yù)應(yīng)力閘墩結(jié)構(gòu)中，主錨索承擔主要的外荷載，張拉力會較大，而次錨索承擔的荷載更小，張拉力也會更小。因此，改變張拉次序?qū)Υ五^索的影響相對更小。

（2）錨索張拉次序的改變會改變錨索與混凝土的受力狀態(tài)。預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)是在結(jié)構(gòu)受到荷載作用之前，對混凝土預(yù)壓來發(fā)揮混凝土抗壓強度高的優(yōu)勢，使混凝土處于彈性工作狀態(tài)。相比行列式對稱張拉的方式，交錯式對稱張拉會使錨索來承擔更多的拉應(yīng)力，從而降低混凝土的拉應(yīng)力。這樣的應(yīng)力分布更能充分發(fā)揮兩種材料的特性，錨索可以承受很大的拉應(yīng)力，而混凝土則要避免受拉。同時，在交錯式對稱張拉后的閘墩，只有小部分的拉應(yīng)力偏大，且均在1 MPa 左右作用在混凝土集中受壓區(qū)的邊緣，范圍很小。這種應(yīng)力分布符合結(jié)構(gòu)要求，且對閘墩受力狀態(tài)得到極大的改善。

（3）錨索張拉次序的改變對閘墩最終變形的影響較小。這可能是在錨索預(yù)應(yīng)力、水壓力及結(jié)構(gòu)自重的共同作用，結(jié)構(gòu)絕大部分處于彈性狀態(tài)，在總荷載不變的情況下，錨索張拉次序的改變，只是改變了荷載施加的順序，而對閘墩最終變形的影響較小。

4 結(jié) 論

本文以四川某水庫閘墩為例建立預(yù)應(yīng)力閘墩的有限元計算模型，利用兩種不同類型的張拉方式得到了預(yù)應(yīng)力錨索應(yīng)力、閘墩混凝土應(yīng)力與預(yù)應(yīng)力錨索張拉次序之間的關(guān)系，對比研究后發(fā)現(xiàn)交錯式對稱張拉的這種方式能夠明顯改善結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)。同時，通過對主、次錨索的作用方式和錨索應(yīng)力、混凝土應(yīng)力與變形對比，探討了改變錨索次序?qū)﹂l墩受力影響的作用機理，得到結(jié)論如下。

（1）通過改變錨索張拉次序的方法可以有效改善閘墩的受力狀態(tài)。改變預(yù)應(yīng)力閘墩錨索的張拉次序會改變預(yù)應(yīng)力錨索與閘墩混凝土之間的應(yīng)力分配，從而改善閘墩的受力狀態(tài)。

（2）計算結(jié)果表明，采用交錯式對稱張拉法張拉預(yù)應(yīng)力錨索會使錨索承擔的拉應(yīng)力變大，混凝土承擔的拉應(yīng)力變小，減輕應(yīng)力集中的影響。

（3）改變錨索的張拉次序?qū)﹂l墩的最終變形影響較小。在張拉過程中改變錨索張拉的次序，會導(dǎo)致張拉過程中閘墩變形的改變。但在所有錨索張拉完成后，閘墩的荷載保持一致，最后的變形相差不大。

（4）當閘墩采取無黏結(jié)直錨索布置時，采取交錯式對稱張拉的方式會使預(yù)應(yīng)力閘墩的受力更加合理，對拉應(yīng)力區(qū)的預(yù)壓效果更好。但對改變預(yù)應(yīng)力錨索張拉次序?qū)﹂l墩結(jié)構(gòu)影響的機理還需要進一步深入研究，同時，隨著彎曲錨索的應(yīng)用，U 形錨索的使用頻率增加，交錯式對稱張拉法同樣對U 形錨索的施工與設(shè)計提供了新的思路。