横拉门船闸闸首施工期混凝土防裂措施研究

苏 超，张思怡，杨 旸

(河海大学水利水电学院，江苏 南京 210098)

0 引 言

船闸横拉门闸首的主要由闸首底板、闸首边墩及横拉门门库组成。由于船闸的结构复杂，形状薄，施工期间外界环境温度容易对其温度应力造成影响，且船闸闸首作为大体积混凝土结构，易受混凝土收缩(自生体积应变)和环境温度变化共同作用导致裂缝的产生，降低了混凝土结构承载能力、耐久性及防水性。有学者提出一些较好的预防廊道裂缝的工程措施，万建银等[1]采用优化配合比提高混凝土强度、合理设置后浇带等方法，但这些措施存在施工不方便、造成人为裂缝的问题，不能彻底解决裂缝问题。预应力技术目前在深基坑支护、边坡稳定、结构抗浮及建筑物加固工程上有着广泛的应用，沈旭鸿[2]等将体外预应力技术应用于预防双绞式船闸闸首裂缝，苏超等[3]将预应力技术应用在预防横拉门船闸闸首门库裂缝中，但未涉及廊道、空箱这两个极易产生裂缝的部位。本文拟采用施加预应力的方法，利用工程实例对横拉门船闸闸首廊道、空箱的温度应力进行仿真分析，充分利用预应力技术可以提供压应力的特点，并用ansys软件建模，对预应力混凝土结构进行模拟[4]，解决闸首区域的混凝土收缩裂缝问题。

1 混凝土仿真计算理论

1.1 温度场仿真计算理论

温度场仿真计算时，通常将混凝土简化为均值各向同性材料，其温度传递满足三维热传导方程，应力和变形满足弹性力学三大方程且符合徐变变形规律。应用热传导方程结合初始条件与边界条件[5]进行求解，采用隐式有限单元法，将热传导微分方程求解转化为泛函极小值问题，三维非稳定温度场的控制方程和边界条件等价于以下泛函求解

(1)

式中，θ为混凝土的绝热温升；a为导温系数；τ为时间；T为温度；Ω为计算区域；q为混凝土表面的热流量；Γ2为第二类边界条件面；Γ3为第三类边界条件面；Ta为外界环境温度；k为常数。

初始条件一般取浇筑温度，而地基通常根据实测或仿真计算给出。边界条件采用第三类边界条件，混凝土表面的热流量与边界温度相关。即

(2)

式中，β为表面热交换系数；ΔT为接触面温差。

表1 闸首结构浇筑时间

表2 混凝土力学参数

1.2 应力场仿真计算理论

基于弹性徐变理论，复杂应力状态下的应变增量包括弹性应变增量、温度应变增量、徐变应变增量、自生体积应变增量和干缩应变增量，根据张宝霞[6]给出复杂应力状态下的应变增量为

(3)

物理方程的增量形式为

(4)

结合物理方程、几何方程和平衡方程，可在任一Δtn时段内得到整个区域内的有限元支配方程

{K}{Δδn}={ΔPn}L+{ΔPn}T+{ΔPn}C+{ΔPn}O+{ΔPn}S

(5)

{Δεn}=[B]{Δδn}

(6)

式中，{ΔPn}L、{ΔPn}T、{ΔPn}C、{ΔPn}O、{ΔPn}S分别为外荷载、温变、徐变、自生体积变形与干缩变形引起的节点荷载增量。各节点位移增量Δδn可通过方程(5)求得，然后代入方程(6)求得应变增量Δεn，最后代入方程(4)求得应力增量。

2 闸首仿真计算主要参数及模型

2.1 工程概况

某横拉门船闸位于江苏省江都市西部，上游与高水河相连，下游与长江相连，西距京杭大运河约10 km。其建设规模采用230 m×23 m×4 m(闸室长×口门宽×槛上水深)，设计最大可通过1 000 t级的船舶。本文拟分6次浇筑闸首结构，按照底板、边墩廊道、空箱、横拉门门库底板、横拉门门库底节、横拉门门库顶节的顺序进行浇筑。并以廊道、空箱最不利工况作为计算工况，进行三维仿真分析，具体浇筑时间见表1。

2.2 仿真计算主要参数

2.2.1混凝土参数

混凝土比热c=0.96 kJ/(kg·℃)，导热系数λ=220 kJ/(m·d·℃)，表面散热系数β水平面取960 kJ/(m2·d·℃)，铅直面乘以1.08，当混凝土表面有模板时取没有模板时的1/3；混凝土的绝热温升为44.8(1-e-0.701τ1.067)℃。力学参数如表2所示。

朱伯芳[5]依据大量试验资料给出的混凝土抗拉强度与抗压强度的关系，可知轴心抗拉强度为2.29 MPa。本次设计控制混凝土的施工应力的安全系数大于1.3，即控制C30混凝土的最大主拉应力小于1.76 MPa。

2.2.2地基参数

计算闸首段共3种软土的地基，热学参数参考类似工程取值：比热c=1.005 kJ/(kg·℃)，导热系数λ=100.63 kJ/(m·d·℃)，表面散热系数500 kJ/(m2·d·℃)，力学参数如表3所示。

表3 材料物理力学参数

2.2 有限元模型

闸首和基础均采用空间八节点六面体单元。模型总体坐标原点选在零高程点，X轴横河向，Y轴顺河向，Z轴竖直向上。取标准闸首段进行计算分析，整体模型网格单元总数为164 190，节点数为185 411；闸首结构网格模型单元总数为58 619，节点总数为74 375，闸首及地基计算网格模型见图1。

图1 计算网格模型

3 廊道、空箱施加预应力前后应力场对比分析

3.1 廊道应力计算成果

3.1.1应力场仿真计算

廊道边墙的温度应力是引起廊道产生裂缝的主要原因，在浇筑完成后的温降阶段，混凝土顺河向的收缩受到底板的约束而在边墙靠下侧产生较大的顺河向拉应力。在廊道边墙的门槽处，由于边墙厚度突然减少，使得该处的拉应力突然增大，极易产生竖向裂缝。该工况下右廊道顺河向拉应力的最大值达到2.05 MPa，第一主应力最大值达到2.07 MPa。选取拉应力值最大点(x=16.9 m，y=-6 m，z=-1.27 m)作为代表点，做出应力变化曲线，见图2。

图2 廊道代表点顺河向应力随龄期变化曲线

由图2可知，在廊道浇筑的初期，廊道边墙内部呈现为压应力。在浇筑后的第10天廊道边墙内部变化为拉应力，并且拉应力急剧升高。虽然距离浇筑后距离第1个冬季还有很长时间，但是这期间还受上部空箱浇筑的影响，分别在空箱浇筑后1天和2天顺河向拉应力值达到最大，这是因为空箱浇筑后由于水泥水化热的作用，空箱温升膨胀，同时热量向下面的廊道传递，接触部位的廊道发生热膨胀，但是由于受稍下部老混凝土的约束，限制其膨胀，使下部廊道产生较大的拉应力。由应力曲线的斜率可以看出，在廊道浇筑的第10天左右内部拉应力上升最快。最大主拉应力值不满足抗拉强度，需要采取措施进行防治。

3.1.2廊道施加预应力计算

结合以往的工程经验以及廊道应力计算结果，廊道的内外边墙通常会产生数条竖向裂缝，裂缝多发生在内外边墙的中部位置及阀门槽等结构突变处。由分析可以看出廊道内外边墙的中部位置内部拉应力都偏大，图3给出了廊道浇筑后第42天各切面的顺河向应力云图。

图3 廊道浇筑后42 d各剖面顺河向应力云图示意

由图3可以看出，廊道阀门井位置产生最大拉应力，最大值为2.05 MPa。廊道外边墙厚度均匀分布，阀门槽较小，以廊道外边墙厚度方向的中剖面作为预应力施加的控制面。

本次预应力的设计拟在内边墙施加3组预应力，外边墙施加4组预应力。在外墙施加预应力，第1、2、3、4组预应力钢绞线施加的位置分别为-0.67、-1.27、-1.97、-2.67 m高程处。由于廊道内墙中部的工作闸门槽较大且该处的内边墙较薄。在内墙施加预应力，第1、2、3组预应力钢绞线施加的位置分别为-0.67、-1.27、-1.97 m高程处。预应力钢绞线的施加长度均为从廊道外墙或内墙的上游面延伸到下游廊道转弯处。廊道总布置方案见图4。

图4 廊道预应力钢绞线布置方案示意

根据对廊道的应力分析，再结合混凝土早期的强度较低，不能够承受过大的集中荷载的特点，预应力的施加不宜过早，并且必须在第7 d的拆模之后。综合上述分析，廊道预应力钢绞线的施加时间设计为廊道浇筑后的第10 d开始施加，按照分期施加的方式使其达到设计值。

本设计预应力束采用规格为Φs15.2预应力高强钢绞线，其抗压强度标准值=1 860 MPa，张拉控制应力σcon=0.65fpk，预应力钢绞线的公称面积A=138.7 mm2，根据f=σcon×A，计算可得每根预应力钢绞线可以提供的拉力值为167.7 kN。廊道外边墙每组布置4根预应力钢绞线，4组共16根预应力钢绞线，共提供2 683 kN的压力；廊道内边墙每组布置4根预应力钢绞线，3组共12根预应力钢绞线，共提供2 013 kN的压力。在只施加重力跟钢绞线预应力的情况下，对模型进行应力分析，得出预应力钢绞线对结构的影响效果。

3.1.3廊道预应力施加前后对比分析

图5给出了廊道内边墙阀门槽处一代表点的顺河向应力随龄期的变化曲线。由图5可知，第10 d施加预应力后该点的拉应力值上升速度小于未施加预应力时的速度，变化规律与未施加预应力时的规律相似，但整体应力值小于未施加预应力时的应力值。在空箱浇筑后的第2 d顺河向拉应力达到最大，图6给出了施加预应力后，顺河向拉应力最大时的断面云图。

图5 廊道代表点顺河向应力随龄期变化曲线

图6 廊道浇筑后42 d廊道顺河向施加预应力后应力云图示意

从图3与图5的对比来看，预应力的施加降低了整体结构的顺河向拉应力，最大值从2.05 MPa降低到1.81 MPa，第一主应力最大值从2.07 MPa降低到1.94 MPa，使其小于了强度的控制标准，对结构的整体应力分布规律影响不大，并未产生其他的负面影响。通过分析可以得出，廊道预应力的施加，在一定程度上增加了该部位结构的安全性。

3.2 空箱应力计算成果

3.2.1应力场仿真计算

空箱部位由上下两层空箱构成，两层空箱中间为实心结构，空箱壁结构较薄，在空箱浇筑的初期，空箱内部截面点呈现为压应力。在浇筑后的第10 d廊道边墙内部变化为拉应力，并且拉应力急剧升高。在浇筑第109 d左右拉应力升到极大值，这是由于空箱在冬季浇筑，内部产生的热量不易消散，随着温差的累积，拉应力值不断上升，之后拉应力随着气温的升高而逐步下降。中间实心结构由于结构形式突变，往往产生较大的拉应力。空箱顺河向拉应力最大值可达2.34 MPa，第一主应力最大值可达2.49 MPa。选取拉应力最大值的点(x=14.81 m，y=-18.176 m，z=5.63 m)作为代表点，做出应力变化曲线见图7。由图7可知，拉应力最大值大于拉应力控制标准，极易产生裂缝，需采取防护措施。

图7 空箱代表点顺河向应力随龄期变化曲线

3.2.2空箱施加预应力计算

图8给出了空箱浇筑后109 d顺河向应力云图，由图8可知，拉应力最大区域主要分布在上下两层空箱接触的实心结构部位，拉应力最大值区域较广且远远大于拉应力控制标准。结合空箱应力计算结果和空箱部位结构特点，本次拟在空箱上游侧施加6组预应力，下游侧施加3组预应力，均位于两层空箱的实心结构处，以阀门槽为分隔。上游侧第1组预应力距离空箱左壁边缘1.143 m处，靠近阀门槽左端，第2组预应力距离第1组横河向距离为0.886 m，第3、4、5、6组均间隔0.857 m，其中第6组距离空箱右壁边缘0.75 m处，6组高程均在5.07 m，长度方向从空箱上游侧延伸至阀门槽处。下游侧第1组钢绞线距离阀门槽左壁2.35 m，下游侧第2组距离第1组0.783 3 m，下游侧第3组距离阀门槽右壁0.667 m，3组高程均在5.07 m，长度方向延伸至空箱末端。空箱预应力钢绞线布置方案见图9。

图8 空箱浇筑后109 d各剖面顺河向应力云图示意

图9 空箱预应力钢绞线布置方案(z=5.07 m截面)

结合对空箱的应力分析并且考虑到混凝土早期的强度较低以及应力曲线的斜率，拟在空箱浇筑的第20 d施加预应力，预应力可分批施加到设定值。

图10给出了空箱内部代表点顺河向应力随龄期的变化曲线。由图10可知，施加预应力后该点的顺河向应力峰值明显削弱，从2.34 MPa降到1.78 MPa，第一主应力值从2.49 MPa降到 2.10 MPa。对比可知，预应力的施加在一定程度上降低拉应力的水平，以达到更高的安全性。

图10 空箱内部代表点顺河向应力随龄期的变化曲线

图11给出了空箱浇筑后第109 d施加预应力时的顺河向应力云图。与图8对比可以看出，施加预应力后，空箱的整体应力水平有所下降。钢绞线的压力作用使得空箱实心结构两端处呈现压应力。门库侧墙内部的最大拉应力由于预应力的施加有所降低，受拉区域得到了明显的减小。

图11 空箱浇筑后109 d各剖面顺河向应力云图(施加预应力)

4 结 语

本文通过对廊道内边墙施加3组预应力钢绞线、外边墙施加4组预应力钢绞线，使得顺河向拉应力的最大值从2.05 MPa降低到1.81 MPa，主拉应力最大值从2.07 MPa降低到1.94 MPa。分别在空箱上下游实心结构处布设6组和3组预应力钢绞线。使得顺河向应力峰值2.34 MPa降到1.78 MPa，第一主应力值从2.49 MPa降到 2.10 MPa。证明预应力方法在防治横拉门闸首混凝土裂缝上是可行的。