大型水电站厂房施工期混凝土开裂机理和防裂方法研究

颉志强 强 晟 陈守开 王海波 李军辉

(1.河海大学水利水电学院,南京 210098;2.中国水利水电第四工程局,西宁 810006)

在自由状态下,均匀变形的混凝土并不产生应力,只有当混凝土内部变形不一致或者变形受到外部约束时才产生应力[1-2],当应力超过混凝土的抗拉或抗压强度时,混凝土的完整性遭到破坏,产生裂缝[3].引起混凝土早期开裂的因素是多方面的[4-6],结构的约束作用是其中一个不可忽视的因素[7],而不同混凝土结构的内部约束作用存在着差异,受到外部约束的方式也各不相同[6],这使得在不同约束条件下的混凝土结构的受力特点和开裂过程也很不一样[8].

目前,国内外对于混凝土开裂问题的研究多限于仅受底部约束下的混凝土结构[9-12],而对于底部加侧向约束的混凝土结构的开裂机理及防裂研究涉及较少.为此,本文首先对此类结构的裂缝的成因和防裂方法进行分析,然后依托某实际工程,利用反演辨识获得的热学参数,对受底部和侧向双重约束下的厂房肘管段混凝土结构进行了仿真预测分析.并提出了相应的防裂方法.

1 水管冷却混凝土非稳定温度场应力场计算方法

1.1 水管冷却非稳定温度场计算方法

混凝土结构中,不稳定温度场T(x,y,z,t)在直角坐标系中满足热传导控制方程[1]

式中,T为温度(℃);a为导温系数(m2/h);θ为混凝土绝热温升(℃);t为时间(d);τ为龄期(d).

根椐式(1)和热量平衡条件,可得水管沿程水温的增量[13-14]

式中,qw、cw和ρw分别为冷却水的流量、比热容和密度;λ为导热系数;n为混凝土与水管之间混凝土面的外法线.利用式(2)和入口水温,可以逐段推求水管的沿程水温.水管边界法向温度梯度∂T/∂n是不确定的,因此带冷却水管的混凝土温度场是一个边界非线性问题,须采用数值迭代解法逐步逼近真解.

1.2 混凝土应力场计算方法

根据弹性徐变理论,复杂应力状态下的应变增量可表示如下[1]

在约束状态下,混凝土实际变形量为自由变形量和约束变形量之和[8],自由应变不产生应力,约束应变才产生应力,因此,混凝土的约束应力可以表示为约束应变与即时弹性模量之积,即[3]

2 水电站厂房混凝土结构开裂机理及防裂方法

2.1 开裂机理

水电站厂房结构与普通的坝体在约束上有较大的不同,其结构不仅受底部约束的作用,同时受到已建或在建的附属结构的侧向约束,因而,考虑侧向约束后的混凝土结构应力对温度的改变更为敏感.

在浇筑初期,混凝土的温升阶段,不同部位混凝土的标号及龄期差异将导致各部位混凝土水化反应放热量的不同,同时由于各个部位的散热能力差异的影响,这两种因素将导致混凝土内产生温度梯度,引起温度变形的空间差异,另外还应考虑混凝土自身体积变形及干湿变形差异.这些差异会导致在温度和湿度相对较低的部位(一般为表层混凝土)形成拉应力,而在其较高位置,将形成压应力,但是这并不是结构的最终应力状态.

由于相对收缩还受到侧向约束,自由收缩量减少,约束收缩量增加,拉应力进一步增大,这说明温升阶段,考虑侧向约束下混凝土结构的表层拉应力比仅受底部约束时更大,如果开裂,一般为深层裂缝.经过一段水化放热升温期,混凝土内的温度开始降低,表里温差逐渐减小,内部约束作用减弱,外部约束对结构整体应力状态的影响开始起主导作用.温降收缩和自生体积收缩受到底部和侧向老混凝土的抑制,形成拉应力.与仅受底部约束不同,此类结构的拉应力不再是从底缘向上逐渐减小,而是整个断面(如中截面)往往处于高拉应力状态.如果开裂,则裂缝将是贯穿整个断面的.另外,在此类结构约束侧的一定深度处还易发生“枣核型”裂缝.

2.2 防裂方法

在混凝土施工期,主要的温控手段是采取表面保温和内部可控通水冷却等措施,这些已经在许多工程得到了很好的应用,此处不再赘述.由于本文所考虑的结构受到外部约束作用较强,仅采用以上两种措施往往不能达到预期的防裂效果,还需辅以其他措施,以便进一步提高混凝土的抗裂安全性.一是降低浇筑温度,采用低温浇筑混凝土可以降低混凝土的最高温度,从而减小基础温差,同时还有利于混凝土浇筑均匀密实,提高混凝土的抗裂性能.二是采用跳仓浇筑技术,跳仓浇筑不仅能减小浇筑体积,减小体表比,提高浇筑块散热能力、减小基础温差,还有利于减小约束强度、减小混凝土的外部约束应力,降低混凝土的抗裂压力.

3 工程应用

3.1 工程简介及现状

某厂房肘管段混凝土采用C25混凝土(配合比见表1),绝热温升较高,结构底部除受底部老混凝土的强约束外,两侧还受上、下游老混凝土的强约束作用,如图1所示,防裂难度很大.从目前已施工的情况来看,该结构产生了多条裂缝,其中大部分是危害性很大的贯穿性结构裂缝,如图2所示.

表1 厂房肘管段混凝土配合比(kg/m3)

3.2 计算条件与模型

选取厂房2号机肘管段高程166.7m以下混凝土作为研究对象,由于在该结构混凝土施工前,底板、上游侧和下游侧混凝土已经施工完毕,因此仿真计算时,将这部分混凝土作为老混凝土,并假定老混凝土初始温度为当地多年平均气温18.1℃.为提高计算速度和不影响计算结果精度,计算域选取时,上、下游方向长度各取20.0m,底板深度取18.5m(含地基部分).计算边界条件:温度场分缝面和对称面取为绝热边界,其余面定义为散热面.应力场对称面为约束边界,其余均为自由边界.

按照施工计划,高程158.0～166.7m分5层浇筑(如图1所示),层间歇7 d,因此,为了模拟分层浇筑过程,网格剖分时采用空间六面体和五面体等参单元,计算模型的单元和结点总数分别为 49 742和54771个.带冷却水管的计算网格如图3所示.典型水管水平布置如图4所示,特征点高程向及水平布置如图5～6所示.

3.3 仿真计算与分析

3.3.1 计算工况

混凝土的水化放热与表面散热过程等参数极其复杂,且随温度升高而变化[15],而混凝土热学特性参数的可靠度直接关系到仿真计算结果的精度[16].因此,本文首先运用改进加速遗传算法,根据实测温度值,反演辨识出可靠的混凝土及相关材料的热学参数,然后利用这些参数对多种机电厂房方案进行了仿真计算.选取有代表性的3种工况(J1～J3)进行表述分析:(J1)无任何防裂措施;(J2)采取塑料水管冷却和表面保温相结合的温控措施;(J3)采用铁质水管冷却以及表面保温措施,辅以跳仓浇筑技术.仿真计算结果见图7～14,由于篇幅限制,以第一分层混凝土的特征点5和特征点6为主要分析对象.

3.3.2 计算结果分析

由图7～8可知,由于采用塑料管通水,“削峰”效果不够理想,以特征点 5为例,通水后最高温度31.00℃(浇筑后 1d),与工况 J1的 33.94℃相比,降幅2.94℃,“削峰”力度不够;而通水持续时间较长又导致降温幅度过大(冷却过度),如特征点5在通水结束时(浇筑后16d)温度 16.19℃,降温14.81℃.由图9～图10可知,由于降温幅度过大,两特征点拉应力均超过了允许抗拉强度,以特征点6为例,上层混凝土浇筑前,6点为仓面点,由于内部冷却,内外温差减小,因此上层混凝土浇筑前,6点应力有所减小,最大拉应力1.91 MPa(浇筑后7 d),比工况J1的2.29 MPa小了0.38MPa,不过仍超过允许抗拉强度,而当上层混凝土浇筑后,温度反弹,受上、下层水管冷却的作用,温度下降幅度较大(图8),因此拉应力增幅很大,最大达3.00MPa(第一层浇筑后18 d),超过即时抗拉强度2.67MPa,开裂风险极高.可见,工况 J2的水管冷却方式削峰效果较差,冷却时间过长,需要改进.

该部位受上下游老混凝土约束大,因此拉应力也很大,接近抗拉强度.为了减小混凝土拉应力,采用跳仓浇筑,增大了混凝土的散热面积.另外为了提高“削峰”力度,采取铁管冷却,由图 11和图 12可知,“削峰”效果较好,特征点5的温度峰值为28.65℃(浇筑后0.5d),比表面不保温和不通水时低了5.29℃,“削峰”效果明显;而表面保温后,如图12可知,由于内部通有冷却水,通水期间仓面温度变化规律仍接近不保温的时候,但温度波动幅度减小,仓面点6在上层混凝土浇筑后,温度反弹很小,从浇筑7 d的17.21℃,反弹至7.5 d的 22.30℃,升幅仅 5.09℃,比工况 J1(升幅12.13℃)有明显减小,这对减小6点后期的拉应力是非常有利的.这可以从5点和6点的拉应力变化曲线中看出,如图13和图14,5点晚龄期最大拉应力1.12MPa,未超过混凝土的允许抗拉强度,6点早龄期的最大拉应力为1.60 MPa,也未超过混凝土当时的允许抗拉强度,两特征点的拉应力均未超过规定的允许抗拉强度,可见表面保温和水管冷却的温控效果达到防裂要求.

根据对计算结果的分析,如不采取任何温控措施,这种强约束区混凝土结构开裂风险较高,而采取内部通水冷却和表面保温的温控措施之后,若冷却水管导热性能较低,抗裂安全度将有一定提高但仍然不会满足设计要求,依然存在开裂风险(工况J1～工况J2).但是若增强水管管材的导热性能并辅以跳仓浇筑方法,则能有效改善混凝土的应力状态,保证混凝土在整个施工期不出现结构性裂缝(工况J1～工况J3).

4 结 语

对于底部、侧向约束作用下的大型水电站厂房,混凝土结构极易开裂,而且裂缝通常都是危害性很大的贯穿性裂缝,并且裂缝往往不止一条.此类结构对混凝土的温差和温变非常敏感,较小的改变都有可能引起较大的约束应力,因此温控防裂难度很大.

针对此类结构的特点,采取了相应温控措施以及跳仓浇筑的方法,能够有效预防裂缝的产生.同时,水管冷却和表面保温结合的温控措施毋庸置疑仍是经济、有效的方法,对类似的工程具有一定的指导意义.

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