混凝土受拉软化特性对钢衬钢筋混凝土管道承载性能的影响研究

吴海林,朱良才,冉红洲,李 群,覃事河

(三峡大学水利与环境学院,湖北宜昌 443002)

混凝土受拉软化特性对钢衬钢筋混凝土管道承载性能的影响研究

吴海林,朱良才,冉红洲,李 群,覃事河

(三峡大学水利与环境学院,湖北宜昌 443002)

分别采用课题组试验所得的混凝土软化曲线和混凝土结构设计规范给出的混凝土软化曲线,对三峡水电站钢衬钢筋混凝土压力管道进行非线性有限元计算,将压力管道外围混凝土的裂缝分布、裂缝宽度、钢衬和钢筋的应力状态、管道的极限承载能力等与模型试验成果进行对比分析。研究表明：采用试验所得软化曲线进行有限元计算分析所得背管混凝土的初裂荷载、损伤区域、裂纹条数以及钢材应力与模型试验的结果更为吻合。

钢衬钢筋混凝土压力管道；承载性能；混凝土软化；非线性有限元

0 引 言

钢衬钢筋混凝土压力管道是近年来我国发展迅猛的新结构形式,深入研究其承载性能,对管道结构的安全运行至关重要。以往在对这类结构进行非线性分析时,少数研究者考虑了混凝土的软化特性[1-2],其中所采用的混凝土的拉伸软化曲线来源于混凝土结构设计规范[3]。该规范适用于房屋和一般构筑物的钢筋混凝土、预应力混凝土以及素混凝土承重结构的设计[3],其混凝土的软化曲线主要是针对素混凝土试件在承受简单轴向力的条件下获得的[4],对钢衬钢筋混凝土压力管道外围混凝土这类受力条件复杂的钢筋混凝土结构的适用性还有待进一步研究。相较于素混凝土而言,钢筋混凝土构件因为钢筋的存在,其各种性能特别是受拉性能得到了较大改善。本课题组基于钢衬钢筋混凝土压力管道外围混凝土的受力特点,设计配筋混凝土试件轴向拉伸试验,获取混凝土的受拉软化曲线[5]。本文以三峡水电站钢衬钢筋混凝土压力管道为对象,分别采用试验所得混凝土软化曲线和混凝土结构设计规范[3]给出的混凝土软化曲线,对压力管道进行非线性有限元分析,结合三峡水电站钢衬钢筋混凝土压力管道1∶2大比尺模型试验的成果,对比分析分别基于两种软化曲线计算得到的混凝土裂缝、钢材应力及管道的极限承载能力等,对其承载性能展开研究。

1 材料参数及计算方案

三峡水电站采用坝下游面浅槽式钢衬钢筋混凝土压力管道结构形式,管道直径为12.4 m,HD值达1 463.2 m2,属于特大型压力管道,针对三峡压力管道规模巨大、结构形式新颖、技术复杂等问题,1996年,原武汉水利电力大学完成了三峡水电站斜直段管道结构模型试验,主要研究了在设计内水压力作用下管道结构的应力特征、管道外包混凝土的开裂情况以及管道的极限承载能力和破坏特征等内容[6- 8]。

模型试验采用1∶2大比尺,沿轴向管段长度为0.6 m。钢衬采用16MnR钢板,厚度为16 mm,坝体混凝土强度等级为C15。外包混凝厚度为1 m,为C25常态混凝土。管道与坝体仅在侧槽联结部位设置厚度15 mm的泡沫塑料垫层。管道配筋率与原型一致,管道环向钢筋内层3Φ28,中层3Φ32,外层3Φ36。其他各材料参数如表1所示。

本文以该试验模型为对象建立有限元模型,计算时,混凝土和垫层采用八节点六面体单元,钢衬采用四节点板壳单元,钢筋采用二节点杆单元模拟,总共剖分单元6 495个,有限元模型如图1所示。在计算中,模型z轴负方向端部采用水平约束,底部边界采用竖向约束,其余部分按自由边界处理,计算荷载与模型试验一致,其中管道的设计内水压力荷载为1.21 MPa。

表1 材料参数

本文的非线性有限元计算采用了两种方案：方案一,采用试验计算所得的混凝土拉伸软化曲线；方案二,采用规范[3]计算所得混凝土拉伸软性曲线。根据两种方案分别对管道的承载性能进行研究,结合模型试验成果,对比分析两种方案的计算结果。方案一和方案二所采用的拉伸软化曲线如图2所示。

根据损伤理论中的能量等效假设,结合试验和规范[3]给出的混凝土单轴拉伸应力—应变曲线,计算混凝土单轴受拉损伤因子[9],得出混凝土拉伸损伤变量-开裂应变曲线如图3所示。

图1 有限元网格模型

图2 混凝土拉伸软化曲线

图3 混凝土拉伸损伤曲线

2 压力管道承载性能研究

2.1 压力管道外围混凝土开裂研究

采用非线性有限元计算时,假定单元的损伤因子达到0.5时,即认为单元开裂[10],由此判断管道混凝土的开裂区域。两种方案的非线性有限元计算结果表明：随着内水压力荷载逐级增大,首先在管顶内侧和管腰外侧同时出现损伤,随后在管腰外侧开裂,其中,方案一初裂荷载为0.66 MPa,方案二初裂荷载为0.65 MPa。模型试验成果表明[6],初裂荷载为0.7 MPa,裂缝首先出现左侧管腰,首条裂纹没有发展过程,并且一裂即穿,随后在管顶出现裂纹。与模型试验相比,两种方案计算得到的初裂位置和裂缝发展状况与模型试验一致,裂缝初裂荷载值略有差异,方案一的初裂荷载与模型试验更为接近。

表2 混凝土裂缝宽度 mm

表3 典型断面钢材应力分布 MPa

在内水压力逐渐增大到1.21 MPa过程中,微裂纹逐渐扩展,最终生成多条裂缝,其中，方案一有19条裂缝贯穿,呈对称分布,开裂范围如图4a所示；方案二贯穿裂缝有25条,也呈对称分布,开裂范围如图4b所示。另外,模型试验成果表明[6],当内压荷载由0.7 MPa增大到1.21 MPa时,管道上半部出现了很多未裂穿的细小裂缝,同时也生成了20条贯穿裂缝,并且大致呈左右对称分布,如图4c所示。

图4 管道混凝土开裂示意

根据有限元计算结果,选出特征点并计算压力管道外围混凝土外表面裂缝宽度。本文采用水工混凝土结构设计规范[11]给出的最大裂缝宽度计算公式计算,计算结果如表2所示。

由表2可知,由方案一和方案二计算管道最大裂缝宽度分别为0.258 mm和0.260 mm,均出现在管腰位置,且两者最大裂缝宽度均未超过0.3 mm,满足规范[10]要求。模型试验结果的实测最大裂缝宽度为0.20 mm。

由非线性有限元计算结果与模型试验进行对比分析可知：在设计内水压力作用下,两种计算方案得到的管道混凝土的裂纹发生过程及其范围均与模型试验成果吻合良好,如图4所示；非线性有限元计算与模型试验结果均表明了管顶内侧和管腰外侧混凝土是最易开裂的部位；采用方案一计算的管道混凝土损伤范围更小,贯穿裂缝的数量与模型试验成果更接近,混凝土的最大裂缝宽度比方案二计算所得要小。

2.2 钢材应力分析

在设计内水压力作用下,进行典型断面钢材应力分析,计算结果如表3所示,采用方案一和方案二计算结果表明：钢衬的最大应力均出现在管顶位置,计算值分别为127.1 MPa和132.1 MPa；钢筋的最大应力均出现在内层钢筋管顶位置,最大值分别为128.6 MPa和143.5 MPa。计算结果表明采用方案二计算所得钢材应力比方案一略大。

表4 计算结果与模型试验成果管顶-管腰对比 MPa

与模型试验相比,采用两种方案计算的钢衬应力分布与试验成果基本一致,钢衬与内层钢筋在管顶处的应力大于管腰处,中层钢筋与外层钢筋在管腰处的应力大于管顶处,方案一计算的钢材应力与模型试验值更接近。有限元计算的钢材应力结果与模型试验对比如表4所示。

2.3 压力管道的极限承载能力研究

采用非线性有限元法对压力管道的极限承载能力分析研究,并与模型试验对比分析。模型试验[6]结果表明：在2.9 MPa内水压力作用下,模型试验在管顶90°附近的裂缝断面处钢材屈服,超载系数为2.40。本文采用两种方案有限元超载计算表明：方案一当内水压力荷载达到3.0 MPa时,在管顶110°断面处钢材屈服,此时超载系数计算值为2.48；方案二当内水压力荷载达到3.1 MPa时,在管顶114°断面处钢材屈服,超载系数计算值为2.56。与模型试验结果相比,方案一的计算结果与其更接近。采用两种方案进行非线性有限元计算所得超载系数相对于模型试验结果均偏大,如何采用数值计算方法更好地模拟管道结构从开裂至管道结构完全破坏的全过程有待进一步深入研究。

3 结 论

本文基于钢筋混凝土轴向拉伸试验取得的混凝土受拉软化曲线,对三峡水电站钢衬钢筋混凝土压力管道进行非线性有限元计算,对管道的承载性能展开研究。将分别基于试验所得混凝土受拉软化曲线的数值模拟结果和基于规范给出的混凝土受拉软化曲线的数值模拟结果与模型试验结果进行对比分析,得到以下结论：

(1)与模型试验成果相比,采用两种方案进行非线性有限元计算所得混凝土初裂位置、裂缝发展状况与模型试验一致。基于试验所得混凝土软化曲线进行有限元计算所得压力管道外围混凝土的初裂荷载、裂纹条数、开裂范围与模型试验更为接近。管道混凝土的最大裂缝宽度的计算值为0.258 mm,满足规范要求。

(2)在设计内水压力作用下,基于试验所得混凝土软化曲线计算获得压力管道钢衬和钢筋最大应力分别为127.1 MPa和128.6 MPa,基于规范所得混凝土软化曲线计算获得的压力管道钢衬和钢筋最大应力分别为132.1 MPa和143.5 MPa,方案一计算的钢材应力与模型试验值更吻合。

(3)由设计内水压力加载至极限荷载过程中,采用方案一计算所得超载系数为2.48,与模型试验结果更接近。采用两种方案进行非线性有限元计算所得超载系数相对于模型试验结果均偏大,如何采用数值计算方法更好的模拟管道结构从开裂至管道结构破坏的全过程有待进一步深入研究。

[1]申艳, 叶锐. 混凝土受拉软化特性对完全联合承载蜗壳非线性有限元分析的影响研究[J]. 中国农村水利水电, 2011(5): 97- 100．

[2]吴海林, 冉红洲, 周宜红. 考虑混凝土软化特性的钢衬钢筋混凝土压力管道承载性能研究[J]. 应用基础与工程科学学报, 2014, 22(6): 1108- 1114．

[3]GB 50010—2002 混凝土结构设计规范[S]．

[4]过镇海, 张秀琴. 混凝土受拉应力-变形全曲线的试验研究[J]. 建筑结构学报, 1988, 9(4): 45- 53．

[5]冉红洲. 配筋混凝土受拉特性试验研究[D]. 宜昌： 三峡大学, 2015．

[6]武汉水利电力大学.三峡电站钢衬钢筋混凝土压力管道大比尺平面结构模型试验研究[R]. 宜昌： 葛洲坝水电工程学院, 1996．

[7]杨耀, 吴汉明, 杨学堂, 等. 三峡压力管道裂缝性态试验研究[J]. 武汉水利电力大学(宜昌)学报, 1998, 20(3): 47- 50．

[8]吴海林， 崔福冰， 冉红洲， 等. 基于试验的钢衬钢筋混凝土管道裂缝宽度研究[J]. 水力发电， 2017， 43(3)： 59- 64．

[9]曹明. ABAQUS损伤塑性模型损伤因子计算研究方法[J]. 道路工程, 2012, 1(2): 51- 54．

[10]郭明. 混凝土塑性损伤因子研究及其应用[J]. 土木工程与管理方法, 2011, 28(3): 128- 132．

[11]SL191—2008 水工混凝土结构设计规范[S]．

(责任编辑 焦雪梅)

Study on the Effects of Tension Softening Characteristics on Bearing Performance of Steel Lined Reinforced Concrete Penstock

WU Hailin, ZHU Liangcai, RAN Hongzhou, LI Qun, QIN Shihe
(College of Hydraulic & Environmental Engineering, Three Gorges University, Yichang 443002, Hubei, China)

The concrete softening curves obtained from the test results of research group and the codes for concrete structure design respectively are used to carry out the nonlinear finite element calculation of steel lined reinforced concrete penstock of Three Gorges Hydropower. Then the distribution of peripheral concrete cracks, the width of crack, the stress states of steel liner and reinforced bars, and the limit bearing performance of penstock are compared with the results of model tests. The results show that the initial crack load, damage region, crack number and steel stress of penstock concrete obtained by finite element calculation based on test softening curve are more consistent with the results of model tests．

steel lined reinforced concrete penstock; bearing performance; tension softening of concrete; nonlinear finite element method

2016- 09-15

国家自然科学基金面上项目(51379107)

吴海林(1977—),男,湖北枝江人,教授，博士,从事水工结构数值模拟与模型试验研究工作．

TV732.4

A

0559- 9342(2017)05- 0052- 04