混凝土拱坝裂缝分析

混凝土拱坝裂缝分析（精选4篇）

混凝土拱坝裂缝分析 篇1

对于混凝土拱坝,温度作用是主要设计荷载之一,在浇筑过程中,温度变化较大,变化规律复杂[1,2,3,4]。虽然碾压混凝土的水化热的绝热温升低,然而碾压混凝土快速施工的特点使得混凝土的水化热不易散发[5]。加上混凝土天然冷却的过程是十分缓慢,因此在施工阶段必须进行人工冷却。由于水管管径细小,将水管与混凝土分开单独形成网格时,单元的数目庞大。为此,朱传芳院士提出了“在平均意义上考虑水管的冷却效果”的等效热传导方程[6]。

刘宁、刘光廷教授提出水管冷却效应对应的有限元子结构模拟技术[7]。麦家煊教授提出了将水管冷却理论解与有限元分析结合的计算方法[8]。刘勇军博士提出了水管冷却计算的部分自适应法[9]。混凝土拱坝的裂缝大多数是由于温度应力引起,为了预测裂缝的形成和扩展,在施工期和运行期进行温度场仿真分析十分重要。本文以象鼻岭碾压混凝土拱坝项目为依托,该坝采用通仓薄层浇筑方式,根据浇筑过程和实际边界条件,在一期冷却和二期冷却的温控措施下研究拱坝处于施工期和运行期温度场和应力场的分布规律,为制订温控措施提供依据。

1 温度场的基本原理

1.1 热传导方程

由热量的平衡原理[10]可知温度升高所吸收的热量必须等于从外界流入的热量与内部水化热之和,即:

式中:T为温度,℃;a为导温系数,a=λ/cρ,m2/h;Q为由于水化热作用,单位时间内单位体积中发出的热量,kJ/(m3·h);c为混凝土比热,kJ/(kg·℃);ρ为混凝土密度,kg/m3;τ为时间,h。

由于水化热作用,在绝热条件下混凝土的温度上升速度为:

式中:θ为混凝土的绝热温升,℃;W为混凝土中的水泥用量,kg/m3;q为单位重量水泥在单位时间内放出的水化热,kJ/(kg·h)。

热传导方程建立了物体的温度与时间、空间的关系,为了确定需要的温度场,还应满足相应的初始条件和边界条件。

1.2 绝热温升

水泥水化热是影响混凝土温度应力的一个重要因素。水泥的水化热过程依赖于混凝土龄期,通常采用双曲线式来计算水泥的水化热:

式中:Q(τ)为水泥水化热,kJ/kg;τ为龄期,d;Q0为龄期趋于无穷时的最终水化热,kJ/kg;n为常数,需通过试验值来得到。

混凝土的绝热温升可根据水泥水化热计算如下:

式中:F为混合材的用量,kg/m3;k为折减系数,对于粉煤灰来说,可取k=0.25。

在二期冷却前采用式(4)来模拟坝体混凝土的绝热温升。参考小湾拱坝的资料,二期冷却完成后混凝土仍有4~6℃的温升[11],本文采用指数形式来模拟温度回升,表达式为:

式中:θ0取4℃;m取0.025。

1.3 水管冷却问题的等效计算原理

由于水管管径细小,将水管和混凝土分开单独形成网格时,单元的数目庞大,特别是进行三维计算时非常困难。本文采用等效法,即把冷却水管看成内部热源,建立大体积混凝土的等效热传导方程,在平均意义上考虑水管的冷却效果。该法实际上是建立在实际工程经验的基础之上的一种经验计算方法,可以满足工程要求的,且易为程序所实现。

对于各向同性热传递材料,有水管冷却的温度场基本方程为:

式中:▽2为Laplace算子;θ0为混凝土绝热温升,℃;Θ0为通水冷却时混凝土初温。

二期冷却时,一般认为水泥水化热已经基本散发完毕,可以看成一个初温均匀分布、无热源的温度场进行分析。其等效的温度场基本方程为:

2 象鼻岭碾压混凝土拱坝温度场分析

2.1 基本技术依据

(1)拱坝参数。挡水建筑物为碾压混凝土抛物线双曲拱坝。坝顶高程1 409.50m,坝底高程1 268m,最大坝高141.50m,坝顶宽8.00m,坝底厚35.0m,厚高比0.247。

(2)材料热学和力学参数。混凝土的入仓温度见表1。混凝土表面散热系数,不考虑风速时,取为505kJ/(m2·d·℃);考虑2m/s的风速,取为1 298kJ/(m2·d·℃);保温材料条件下,取为350kJ/(m2·d·℃)。混凝土的热学参数见表2。

℃

(3)气温和水温边界条件。根据当地气象站的气温监测资料,考虑高差修正到坝址的气温资料作为参考,拟合得到气温曲线公式:

式中:Ta为气温,℃;t为时间,d。

根据设计院给定的库水温度实测数据模拟出一年的变化规律,用傅里叶积分得出在计算期内水温的变化曲线。蓄水计划为:2017年1月10日蓄水到中孔底板,2017年5月30日蓄水到表孔部位,2017年10月30日蓄水到蓄水高度。

(4)温控措施。一期冷却通水温度15℃,通水流量为1.2~2.0m3/h,通水持续时间为15d;二期通水在封拱灌浆前2个月前进行,通15℃冷却水60d。初始通水流量不超过1.2m3/h。具体温控措施见表3。

2.2 有限元模型及技术路线

根据实际坝体情况,经概化后建立象鼻岭拱坝有限元模型如图1所示。坝体网格高程上按0.6~1m尺寸控制,采用solid70单元,总单元数为264 507,总节点数为292 117,根据2.1节的计算参数和气温、水温边界条件,在大型通用有限元软件ANSYS的基础上,利用APDL参数化语言进行二次开发[12],编制了一套应用程序,可实现基于实际气温和水温条件,在一期冷却、二期冷却的作用下对拱坝从施工到运行期的温度场的动态模拟。

注:△表示自然入仓,但必须埋设冷却水管,需二期通水;☆表示自然入仓,一期通河水冷却条件下可满足混凝土温控要求,需二期通水;○表示混凝土入仓温度≤18℃,一期通河水冷却可满足温控要求,需二期通水;√表示混凝土入仓温度≤18℃,一期通15℃冷却水可满足温控要求,需二期通水。

2.3 温度场结果分析

(1)对EL1280m拱冠梁处取特征点做温度历时曲线以及应力历时曲线(见图2),处于该高程的浇筑块第49d浇筑,立即进行15d的一期冷却,到第223d浇筑上层混凝土,期间该浇筑块表面一直暴露在空气中,导致在这一时段的混凝土表面温度变化曲线与气温变化曲线一致,随着上层混凝土块的浇筑并发热向老混凝土进行热交换,老混凝土的温度又回升,到了第231d开始进行60d的二期冷却,温度降低。由图2(a)和图2(e)可见,拱坝上下游处受气温水温影响显著,上下游坝体表面温差大,在运行期期间,在拱坝表面将产生2.43 MPa的沿横河向的拉应力,超过碾压混凝土的抗拉强度1.54 MPa,将有可能产生竖向裂缝。同时,由于浇筑块厚度很薄,浇筑时间将直接影响新老混凝土的温度场分布。

(2)EL1280m的浇筑块处于夏季浇筑,二期冷却前浇筑块的平均温度为18.024℃,二期冷却浇筑块的平均温度降低了约5℃(见图3)。然而,EL1300m的浇筑块处于冬季浇筑,二期冷却前浇筑块的平均温度为16.386℃,二期冷却浇筑块的平均温度仅降低了1℃左右(见图4)。冬季浇筑的混凝土由于入仓温度低,再加上在一期冷却期间外界温度低,使得二期冷却之前浇筑块的平均温度接近二期冷却水温15℃,根据式(7)可知这将导致二期冷却降温效果不明显,造成在封拱的时候横缝张开不明显,从而无法灌浆。

(3)随着高程的增加,拱坝越薄,特征点受外界气温水温影响越大,在拱坝运行期间,拱坝上部混凝土内部温度呈周期性变化(见图5),与外界温度变化周期相同,最大拉应力1.09MPa(见图6)满足混凝土的标准抗拉强度1.54 MPa,此处的温控措施不用调整。

3 结语

结合以往的研究成果与本文的温度场时空变化规律[13,14],提出推荐的改进冷却方案如下。

(1)拱坝上下游表面受气温水温影响显著,坝面温差大,产生较大的横向拉力,建议加强对此处的保温措施。

(2)新旧混凝土接触面温度变幅大,容易引起在接触面上拉应力过大,导致混凝土开裂,加强对混凝土浇筑顶面的保护。

(3)冬季浇筑的坝段二期冷却降温效果不明显,导致横缝无法灌浆,建议将二期冷却水温降低3~5℃,这样能在封拱时期产生较大的温度差,从而增加拉力使横缝张开。

(4)一期冷却通水温度较低且持续时间较短,导致混凝土温度梯度较大,建议提高一期冷却的水温并延长通水时间,这样才能使温度梯度减小,在一期冷却过程中不至于产生过大的拉力。

混凝土拱坝裂缝分析 篇2

1 基于MSC.Marc复合节点裂缝模拟方法

按裂缝的力学特征分类:裂缝断裂的模式有三种:张开型;滑开型;撕开型。本文着重研究线弹性范围内张开型裂缝。

如何模拟裂缝和裂缝开裂后性状, 直接关系到有限元模型的计算结果的合理性, 当单元节点处的应力达到抗拉强度时, 裂缝就会产生或是沿裂缝尖端发生扩展。

Marc中定义材料的脆性破坏的方式为:当材料点局部 (一个、两个或三个) 应变 (位移) 分量达到破坏应变 (位移) 值时, 此材料点就发生破坏, 此时该点的应力分量均为0。如果某个单元内所有材料点都破坏了, 那么就从模型网格中移除该单元[1,2]。

目前, 一般所剖分的有限元网格在一个节点上只存在一个节点, 现将复合节点单元定义为:若考虑沿着裂缝深度及走向, 将有限元网格单元的某一个节点拆成两个节点, 从而使节点处分开的单元。节点不拆开的普通有限元单元网格, 该单元共18个节点。若想在节点11、12、13和14形成的断面上模拟一条裂缝, 就可以将这4个节点中的每个节点拆成两个节点, 从而增加4个节点, 就形成了复合节点单元网格, 其共有22个节点。通过拆分节点就形成了复合节点单元, 从而在单元表面模拟了一条长CD、宽BC、深AC的裂缝。要想在坝体表面或内部模拟不同宽度、深度及走向的裂缝, 只需将若干个复合节点单元组合在一起即可。

Marc软件是通过定义接触对来进行接触分析的, 分析时定义两个面, 一个定义为主面, 另一个定义为从面, 二者一旦发生接触, 从面上的点就会和主面上的点建立接触约束, 形成接触对, 然后自动生成三维接触单元, 小滑动的接触约束不需要网格的匹配, 只通过内部的接触单元就可以实现, 并且互相嵌入或穿透的程度可以通过接触容限来控制。

2 应力强度因子的计算方法

确定应力强度因子的方法很多, 大体上可分为解析法、数值解法及实验法。由于用解析法求应力强度因子比较困难, 目前广泛使用的是数值解法。这种方法主要有有限差分法、边界配置法、有限元法和边界元法等。其中有限元法不受裂缝体几何及荷载形式的限制, 可以处理复杂的几何形状, 三维问题, 运用弹塑性单元考虑裂缝顶端的塑性等, 因而在断裂力学中得到广泛的应用。有限单元法可分为普通单元有限元法和特殊单元有限元法。本文运用普通单元有限元法进行应力强度因子的求解。

3 高拱坝子模型的建立

在有限元分析中经常会碰到这种情况, 即对于我们所关心的区域, 网格太疏不能满足计算的要求, 而对于这些区域以外的部分, 网格的密度已经足够精度要求。

要到这些区域较准确的解, 一般可采用两种方法:

1) 对整个模型进行较细的网格重划分;

2) 只对我们所关心的区域进行细化网格并对其分析。

显而易见, 一般采用全面协调连续加密方法, 这种方法的缺点在于当对一部分结构进行网格加密时, 相应地, 其余部分都要进行加密, 新生成的加密点都要参与有限元计算, 这样势必会造成经济与时间的浪费太耗时并且对于电脑硬件要求很高。

4 实例分析

某水电站枢纽工程由混凝土双曲拱坝, 本工程属大 (1) 型一等工程, 永久性主要水工建筑物为1级建筑物。水库正常蓄水位1240m, 设计洪水位1238.10m, 校核洪水位1243.00m, 死水位1166.00m。总库容约149.14×108m3, 装机容量4200MW (6×700MW) , 保证出力1854MW, 多年平均发电量189.9×108k Wh。

在无缝有限元模型I的基础上, 在1170m高程处, 在坝体的下游面中间部位模拟一条水平裂缝 (由下游向上游开裂) 。主要分析以下五种工况。即在上游水位为1350m, 裂缝深度5.68m不变的情况下, 裂缝长度分别为86.52m、76.54m、68.23m、59.67m、51.86m和43.25m六种工况, 然后利用大型有限元软件Marc进行有限元计算。计算裂缝的应力强度因子、坝顶拱冠梁位移及坝踵处Z向拉应力计算结果及曲线如下:

(单位:MPa·m1/2)

(单位:mm)

5 结论

坝体为水平单裂缝状态时, 裂缝应力强度因子随着裂缝长度的增加而增大;坝体最大的顺河向位移发生在坝顶拱冠梁处, 并随裂缝长度的增加而减小;水平单裂缝长度的增大对坝顶的横河向位移基本没有影响;坝踵处Z向拉应力随裂缝长度的增加而减小。

摘要：阐述带缝高拱坝竖直模拟方法的基础上, 以某高拱坝为例, 通过模拟典型裂缝, 研究裂缝损伤对高拱坝结构性态的影响。

关键词：高拱坝,裂缝

参考文献

[1]沈成康.断裂力学[M].上海:同济大学出版社, 1996.

混凝土拱坝裂缝分析 篇3

碾压混凝土拱坝由于采用水泥用量少的干硬性混凝土和薄层碾压连续施工, 并采用无纵缝通仓浇筑或横缝间距较大, 浇筑块长, 所以上下层温差和基础温差引起的拉应力均较大。碾压混凝土拱坝浇筑时采用连续快速覆盖方式, 间歇时间短, 使水平浇筑层面散发的热量少, 主要依靠上下游坝面散热, 拱坝内部温度较高, 施工期内外温差大, 容易带来上下游表面裂缝。虽然其水化热少, 但是其发热历时长, 温升缓慢, 温降也持续时间长, 如无中期通水冷却, 有时要十几年达到坝体稳定温度, 所以, 内外温差不仅在早期起控制作用, 而且在相当长的运行期其值也比较大。水库开始蓄水时, 坝体内温度还比较高, 坝体上游面与低温库水接触后, 产生拉应力, 有可能促使施工过程中出现的表面裂缝扩展为大的劈头裂缝。各种温差消除在施工期作用产生的温度应力外, 还在运行期与坝体自重和库水压力共同作用, 温度应力贯穿了整个施工期和运行期全过程, 使碾压混凝土拱坝的温度应力场发展规律和时空分布与常态混凝土坝有重大区别。因此, 温度荷载是碾压混凝土拱坝中仅次于水压力的主要基本荷载, 在施工期和运行期, 温度应力对大坝的安全运行起着至关重要的作用。

本文阐述了采用三维瞬态有限元法进行碾压混凝土拱坝温度应力仿真计算分析的基本理论和方法。并对桑郎碾压混凝土拱坝进行了温度应力场仿真分析, 考虑其施工碾压过程、蓄水过程、气温、库水温度、日照时间及范围等具有动态变化特征, 根据温度应力的时空分布规律给出了合理的温控措施, 为同类型工程温控措施的合理布设提供有价值的参考依据。

2分析方法与原理

2.1计算仿真条件计算

(1) 气温。

气温变化是引起混凝土裂缝的重要原因, 也是计算温度应力和指定温度控制措施的重要一句。多数情况下, 气温的年变化可用余弦函数表示

${\rm T}{}_a={\rm T}{}_{am}+A{}_a\cos [0.0172(\tau -\tau {}_0)](1)$

式中:Ta为气温;Tam为年平均气温;Aa为气温年变幅;τ为时间, 即距1月1日的天数, d;τ0为气温最高的时间。

(2) 库水温度。

我国大多数水库属于稳定分层型, 其温度计算比较复杂, 按照《混凝土拱坝设计》SL282-2003附录B提供的方法进行计算。在一般情况下, 库前水温的年变化可以表示为

${\rm T}{}_s(y,\tau )={\rm T}{}_{Wm}(y)+A{}_W(y)\cos [0.0172(\tau -\tau {}_0)-\epsilon (y)](2)$

式中:TW (y, τ) 为水深y处、T时刻水温;TWm (y) 为水深y处年平均水温;AW (y) 为水深y处水温年变幅;ε (y) 为水深y处水温年周期变化过程与气温年周期变化过程的相位差;τ为时间, 即距1月1日的天数, d;τ0为水温最高的时间。

(3) 水管冷却。

采用朱伯芳院士提出的等效热传导方程, 将水管冷却的降温作用视为混凝土的吸热, 按负水化热处理, 在平均意义上考虑水管冷却效果。

(4) 填筑、蓄水过程。

按照拱坝实际施工浇筑过程, 将坝体单元按照从坝基到坝顶的浇筑顺序, 分成若干荷载步, 依次激活, 直至坝体的顶部浇筑层浇筑完毕。在计算过程中, 随着坝体单元的逐渐激活, 相应的自重荷载、温度荷载以及坝体上下游的水压力荷载依次施加。

2.2非稳定温度场和温度应力有限元计算理论

根据热传导理论, 三维非稳定温度场T (x, y, z, τ) 应满足下列偏微分方程及相应的初始条件和边界条件:

$\frac{\partial {\rm T}}{\partial \tau }=\alpha (\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial x{}^2}+\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial y{}^2}+\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial z{}^2})+\frac{\partial \theta }{\partial \tau }(3)$

式中:α为导温系数;θ为混凝土绝热温升。

对方程 (3) 在任一单元域ΔR内应用加权余量法, 并取权函数Wi等于形函数Ni, 则有:

${\displaystyle \underset{\Delta R}{\iiint }{\rm N}}{}_i\left[(\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial x{}^2}+\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial y{}^2}+\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial z{}^2})+\frac{1}{\alpha }(\frac{\partial \theta }{\partial \tau }-\frac{\partial {\rm T}}{\partial \tau })\right]\text{d}x\text{d}y\text{d}z=0(4)$

对所有单元求和并代入边界条件则有非稳定温度场的方程如下:

$\begin{array}{l}\left(\frac{2}{3}[{\rm H}]+\frac{1}{\Delta \tau }[C]\right)\{{\rm T}\}{}_1=\left(\frac{1}{3}\{{\rm P}\}{}_0+\frac{2}{3}\{{\rm P}\}{}_1\right)-\\ \left(\frac{1}{3}[{\rm H}]-\frac{1}{\Delta \tau }[C]\right)\{{\rm T}\}{}_0(5)\end{array}$

式中:{T}0={T (τ0) }, {T}1={T (τ0+Δτ) };{P}0={P (τ0) }, {P}1={P (τ0+Δτ) };$[{\rm H}]={\displaystyle \sum _e[}h]{}^e={\displaystyle \sum _e\{}{\displaystyle \underset{\Delta R}{\iiint }[}B{}_t]{}^{\text{Τ}}[B{}_t]\text{d}v+\frac{\beta }{\lambda }{\displaystyle \underset{\Delta s}{\iint }[}{\rm N}]{}^{\text{Τ}}[{\rm N}]\text{d}s\}$;$[C]={\displaystyle \sum _e[}c]{}^e={\displaystyle \sum _e\{}\frac{1}{\alpha }{\displaystyle \underset{\Delta R}{\iiint }[}{\rm N}]{}^{\text{Τ}}[{\rm N}]\text{d}v\}$;$[{\rm P}]={\displaystyle \sum _e\{}{\displaystyle \underset{\Delta R}{\iiint }\frac{1}{\alpha }}[{\rm N}]{}^{\text{Τ}}\frac{\partial \theta }{\partial \tau }\text{d}v+\frac{\beta {\rm T}{}_a}{\lambda }{\displaystyle \underset{\Delta s}{\iint }[}{\rm N}]{}^{\text{Τ}}\text{d}s\}$

求解弹性体由于温度变化产生的应力与求解一般面力和体力作用下的应力问题一样, 只是需首先求出温度变化产生的等效结点荷载。温度变化根据温度场的计算求得两时间点之间点的温度变化。设弹性体各点的温度变化为ΔT, 其产生的自由变形为αΔT, α为热膨胀系数。在各向同性体中α不随方向而改变, 因而各向正应变均相同, 且不伴生角应变。于是由ΔT产生的初应变可表示为:

$\begin{array}{l}\{\epsilon {}^0\}=\{\begin{array}{cccccc}\epsilon {}_x^0& \epsilon {}_y^0& \epsilon {}_z^0& \gamma {}_{xy}^0& \gamma {}_{yz}^0& \gamma {}_{zx}^0\end{array}\}=\\ \alpha \text{Δ}{\rm T}\{\begin{array}{cccccc}1& 1& 1& 0& 0& 0\end{array}\}{}^{\text{Τ}}(6)\end{array}$

则:

$\begin{array}{l}\{\sigma \}=[D](\{\epsilon \}-\{\epsilon {}^0\})=[D]\{\epsilon \}-[D]\{\epsilon {}^0\}=\\ [D][B]\{\delta \}{}^e-\{D\}\{\epsilon {}^0\}(7)\end{array}$

式中:$\{\sigma \}=\{\begin{array}{cccccc}\sigma {}_x& \sigma {}_y& \sigma {}_z& \tau {}_{xy}& \tau {}_{yz}& \tau {}_{zx}\end{array}\}{}^{\text{Τ}}$;[D]为单元弹性矩阵;[B]为单元特性矩阵;{δ}e为单元结点位移列阵。

由结点力与结点位移关系求得变温引起的等效结点荷载后, 采用下式可求得结点位移, 然后用式 (7) 计算变温应力。

$[F{}_{\text{Δ}\text{Τ}}]{}^e={\displaystyle \underset{e}{\iiint }[}B]{}^{\text{Τ}}[D][B]\{\delta \}{}^3\text{d}x\text{d}y\text{d}z=[{\rm K}]{}^e\{\delta \}{}^e(8)$

其中:$[k]{}^e={\displaystyle \underset{e}{\iiint }[}B]{}^{\text{Τ}}[D][B]\text{d}x\text{d}y\text{d}z$为单元刚度矩阵。

2.3混凝土徐变应力计算理论

温度应力计算中, 考虑混凝土的徐变一般有两种方式, 松弛系数法和初应变法。均质结构一般采用松弛系数法, 对于非均质结构, 若满足比例变形条件的, 也可采用松弛系数法;实际工程结构多是不满足比例变形条件的非均质体, 因而只能采用初应变法 (显式解法) 。

由于弹性模量和徐变度都随时间变化, 因此混凝土的徐变应力与整个应力历史有关。在用有限元法分析徐变问题时, 通常把时间划分为一系列时段Δτ1, Δτ2, …, Δτ3, 用增量法进行计算。

$\text{Δ}\tau {}_n=\tau {}_n-\tau {}_{n-1}(9)$

在时段Δτn内产生的总应变增量包括弹性应变增量、徐变应变增量、温度应变增量和自生体积变形应变增量, 即

$\begin{array}{l}\{\text{Δ}\epsilon {}_n\}=\{\epsilon (\tau {}_n)\}-\{\epsilon (\tau {}_{n-1})\}=\\ \{\text{Δ}\epsilon {}_n^e\}+\{\text{Δ}\epsilon {}_n^c\}+\{\text{Δ}\epsilon {}_n^{{\rm T}}\}+\{\text{Δ}\epsilon {}_n^g\}(10)\end{array}$

式中:{Δε${}_n^e$}为弹性应变增量;{Δε${}_n^c$}为徐变应变增量;{Δε${}_n^{{\rm T}}$}为温度应变增量;{Δε${}_n^g$}为自生体积变形增量。

单元结点力增量为

$\begin{array}{l}\{\text{Δ}F\}{}^e=[k]{}^e\{\text{Δ}\sigma {}_n\}{}^e-\\ {\displaystyle \iiint [}B](\{\eta {}_n\}{}^c+\{\text{Δ}\epsilon {}_{nn}^{{\rm T}}\}{}^e+\{\text{Δ}\epsilon {}_{nn}^R\}{}^e)\text{d}x\text{d}y\text{d}z(11)\end{array}$

式中:$[k]{}^e={\displaystyle \iint [}B]{}^{{\rm T}}[\overline{D}{}_n][B]\text{d}x\text{d}y$为单元刚度矩阵;右边第二大项代表非应力变形引起的结点力, 令$\{\text{Δ}{\rm P}{}_n\}{}_e^c={\displaystyle \iiint [}B]{}^{{\rm T}}[\overline{D}{}_n]\{\eta {}_n\}\text{d}x\text{d}y\text{d}z$为徐变引起的单元结点荷载增量;$\{\text{Δ}{\rm P}{}_n\}{}_e^{{\rm T}}={\displaystyle \iiint [}B]{}^{{\rm T}}[\overline{D}{}_n]\{\text{Δ}\epsilon {}_n^{{\rm T}}\}\text{d}x\text{d}y\text{d}z$为温度引起的单元结点荷载增量;$\{\text{Δ}{\rm P}{}_n\}{}_e^0={\displaystyle \iiint [}B]{}^{{\rm T}}[\overline{D}{}_n]\{\text{Δ}\epsilon {}_n^0\}\text{d}x\text{d}y\text{d}z$为自生体积变形引起的单元结点荷增量;

有限元中平衡方程为

${\displaystyle \underset{v}{\iiint }[}B]{}^{{\rm T}}\{\text{Δ}\delta {}_n\}\text{d}x\text{d}y\text{d}z=\{\text{Δ}{\rm P}{}_n\}(12)$

把结点力和结点荷载用编码法加以集合, 则整体平衡方程为

$[{\rm K}]\{\text{Δ}\delta {}_n\}=\{\text{Δ}{\rm P}{}_n\}+\{\text{Δ}{\rm P}{}_n^c\}+\{\text{Δ}{\rm P}{}_n^{{\rm T}}\}+\{\text{Δ}{\rm P}{}_n^R\}(13)$

式中:[K]为整体刚度矩阵;{ΔPn}, {ΔP${}_n^c$}, {ΔP${}_n^{{\rm T}}$}, {ΔP${}_n^R$}分别为外荷载、徐变、温度和自生体积变形引起的荷载增量。

由整体平衡方程得到各结点位移增量{Δδn}, 即可求出应力增量{Δσn}。逐时段累加后, 得到应力如下

$\{\sigma {}_n\}=\{\text{Δ}\sigma {}_1\}+\{\text{Δ}\sigma {}_2\}+\cdots +\{\text{Δ}\sigma {}_n\}={\displaystyle \sum _{i=1}^n\{}\text{Δ}\sigma {}_i\}(14)$

3算例

3.1有限元计算模型

桑郎碾压混凝土拱坝为变圆心双曲拱坝结构, 坝体剖面顶宽5 m, 坝顶高程507.0 m, 底宽17.5 m, 坝高90 m, 属高坝;其厚高比为0.194, 属薄拱坝。各材料参数如表 1。

有限元模型的范围:大坝上游、下游、左右岸拱端及底部地基取1倍坝高。在整个计算域内, 对铅直基础边界施加垂直于表面的位移约束, 底部水平基础边界施加全部位移约束。

采用8节点6面体等参单元对坝体及基础进行有限元离散。三维有限元整体网格及坝体细部模型如下。单元总数共计16 064个, 其中坝体单元11 902个, 节点总数共计21 341个 (如图1和图2所示) 。

3.2温度场和温度应力结果

3.2.1温度场

图3为坝体一期混凝土浇筑完成时以及坝体竣工时坝体上游面温度等值线图。由图可知, 第一期混凝土浇筑完成时 (2008年3月) , 坝体温度分布为内高外低, 最高温度为23.5℃, 此时散热还未完成。竣工时 (2009年4月) 坝体的温度在19.4～25.5℃, 此时底部散热已经接近完成, 底部温度低, 上部温度较高。坝体施工期的最高温度在23.5～26.1℃之间, 坝体的高温区有2处, 第一处出现在二期浇筑混凝土和一期浇筑混凝土的结合部位, 最高温度为25.8℃;另一个出现在坝顶附近, 最高温度为26.1℃。主要是由于这些部位混凝土是在3月份浇筑的, 浇筑时气温相对较高。

图4为坝体上、下游面最高温度包络图。由图可知, 坝体下部温度较低, 高温区分布在坝体的上部, 坝体的最高温度从底部的23℃向上逐渐增加, 在坝顶附近达到最高温度30℃。坝体最高温度只有30℃, 坝体整体温度不高, 主要有这几点原因:碾压混凝土的绝热温度只有18℃;进行了初期通水冷却;混凝土入仓温度控制为月平均温度, 且混凝土浇筑安排在10～4月低温季节进行。

图5为拱冠梁中面温度过程线。由图可知, 新浇混凝土的温度上升较快, 大约在浇后6天左右达到峰值, 浇筑期的最高温升约为10℃, 然后逐渐下降, 由于进行了通水冷却, 且坝体较薄, 第一个冬天即达到了准稳定温度场。低温季节如12月、1月、二月浇筑的混凝土最高温升较小, 为9.3℃, 其他季节浇注浇筑的混凝土最高温升稍大, 为10.5℃。混凝土水化热的影响消失后, 坝体混凝土的温度随气温的变化做周期性变化。

3.2.2温度应力

图6为坝体一期混凝土浇筑完成时以及坝体竣工时的上游面温度应力等值线图。由图可知, 第一期混凝土浇筑完成时 (2008年3月) , 坝体第一主应力基本为小值的压应力, 这是由于此时坝体混凝土受水化热影响, 散热不完全, 温度值下降较小。竣工时 (2009年4月) 坝体的第一主应力分布为:上部为压应力, 压应力值为0.50 MPa左右, 这是由于此时坝体混凝土受水化热影响, 散热未完成, 温度值下降较小;而下部由于混凝土散热时间较长因而出现小值的压应力, 局部为小值的拉应力。

图7为坝体上游坝面、下游坝面最大温度应力包络图。由图可知, 坝体的高拉应力区有3个。

(1) 第一个高拉应力区出现在坝上部两坝肩与基岩交接处附近, 拉应力值超过1.0MPa的区域较大, 最大值达1.79MPa, 这主要是由于这部分混凝土是在3月份浇筑的, 浇筑时温度相对较高, 且处于坝肩基岩的强约束区域。

(2) 第二个高拉应力区出现在坝底建基面附近, 这一区域大部分拉应力也接近1.0MPa, 最大值出现在上游坝面, 达1.31MPa, 但能满足应力控制标准。该区应力比较大主要是由于这部分混凝土处于坝基岩体的强约束区域。

(3) 第三个高拉应力区出现在二期浇筑混凝土和一期浇筑混凝土的结合部位, 高程在450～455m, 拉应力值超过1.0MPa, 最大值出现在此处的拱座附近, 接近2.0MPa。

这主要是由于一期混凝土已经冷却硬化, 对二期新浇混凝土起较强约束作用, 且新老混凝土温差大, 因此, 在新老混凝土结合部位出现拉应力过大的现象。

由以上计算分析可以得出, 第一个高拉应力区的应力超过了混凝土的允许拉应力1.5MPa, 不满足抗裂要求;第三高拉应力区一二期浇筑混凝土结合部位应力超标。因此, 需要温控防裂研究, 以防止大坝开裂。此外, 与基础的接触面附近由于应力集中影响, 有局部拉应力超标。

图8为拱冠梁中游面第一主应力过程线。从温度应力过程线可知, 在坝体温度上升期间 (进入夏季) 主拉应力逐渐减小, 在坝体温度下降期间 (进入冬季) 主拉应力逐渐增大。由于坝体较薄, 散热快, 完工后第一个冬天即达到了准稳定温度场, 在浇筑后的第一个冬季, 坝体上下游面最大温度拉应力分别为0.9MPa和0.8MPa。

4结语

本文给出了考虑混凝土徐变在内的温度应力的计算基本理论和方法, 并对桑郎拱坝进行了温度应力的计算, 并提出了相应的温控措施。

(1) 坝体有3个高拉应力区:

第一个出现在坝上部两坝肩与基岩交接处附近, 拉应力值超过1.0 MPa的区域较大, 最大值出现在上游坝面, 达1.81 MPa;第二个出现在坝底建基面附近, 这一区域大部拉应力也接近1.0 MPa, 最大值出现在上游坝面, 达1.31 MPa;第三个出现在出现在二期浇筑混凝土和一期浇筑混凝土的结合部位, 高程在450～455 m, 拉应力值接近1.0 MPa, 最大值出现在上游坝面, 达1.40 MPa。

(2) 建议施工中采取以下温控措施:

严格控制混凝土入仓温度不高于月平均气温;初期通水冷却15～20 d;高温季节5～9月不得浇筑大坝混凝土;已浇筑混凝土暴露表面冬季保温覆盖。

参考文献

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[2]混凝土拱坝设计规范[S].中国水利水电出版社, 2003.

[3]朱佰芳.大体积混凝土温度应力与温度控制[M].北京:中国电力出版社, 1999.

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[5]刘亚军, 段亚辉, 严敏, 等.垫层浇筑完工后停工时长对坝体温度应力的敏感性分析[J].中国农村水利水电, 2007, (10) :71-75.

混凝土拱坝裂缝分析 篇4

1 大面积混凝土碾压技术

通常水利水电工程中振捣混凝土会采用碾压技术, 选择摊主堤坝的形式利用大型碾压设备施工, 需要用到的材料有混凝土及级配料混合物, 该施工技术在大面积混凝土结构面施工中比较适用。与普通混凝土施工相比, 该施工方式的技术特点突出表现在以下两方面: (1) 摊铺料的过程中主要利用分层铺料施工的方式, 由于施工对象是混凝土及级配料拌合物, 因此从整体上来看材料呈现出干硬的状态; (2) 从整体上来看, 大坝结构表面的承载力非常强, 因此在施工之前应进行碾压处理。

混凝土碾压的过程非常快, 且可以受到较为明显的经济效益, 用到的材料主要有水泥、砂石、添加剂及水等, 随着材料配合比的变化, 拌合料会越来越粘稠, 只有利用大量振动设备才能将其填充密实。施工过程中应该结合不同集料分别进行运输及碾压处理。注意施工过程中一定要保证混凝土配合比满足相应的质量要求, 同时施工过程中应采取分层摊铺、碾压施工的程序进行, 由于碾压层受力非常薄弱, 因此对结构耐久性、稳定性的影响非常显著。

2 预应力锚固施工技术

在水利水电工程项目中预应力工程的专业性非常强, 近年来很多大型水利工程中该项工程已经成了关键所在。预应力锚固技术实际上是预应力拉锚、预应力岩锚二者的统称, 该项技术作为混凝土技术的基础发展而来, 同时按照预先预算号的锚固深度、预应力大小及锚固方向, 在坝体结构发生变形之前对其施加预应力, 从而改变结构的整体受力形态。

由于预应力锚固技术可以在结构中传递拉应力, 在实际应用过程中, 该项技术的施工步骤主要包括造孔、编束、放束及锚固等步骤, 每个步骤都应按照标准要求实施, 绝对不能出现随意套用的现象。当前很多工程建设中用到的预应力锚束主要为机械式、黏着式两种类型, 其中机械式主要利用胀壳的原理, 黏着式主要利用高标号水泥得以实现。

3 混凝土拱坝施工过程

工程建设中临时建设的工程其施工速度往往较慢, 缆机系统也会推迟, 所以从混凝土入仓方案的选择上来看, 应选择汽车运输、挖掘机及履带吊等相关方式。从施工顺序上来看, 应先浇筑双数的坝段, 注意从中间坝段逐渐向岸边坝段进行浇筑, 如果需要对灌区进行调整, 应将其上升至灌浆分区的位置上, 通常情况下浇筑块间歇的时间应控制在5~9d, 相邻块段高差应该控制在12m以内。

具体来说, 混凝土浇筑需要将以下几方面工作做好:首先, 在浇筑坝体混凝土时, 应将相关准备工作做好, 对施工面出来情况、钢筋准备情况、冷水管及预埋件等进行详细检查, 并将记录工作做好, 以保证这些材料都能符合标准要求。在开始第一层浇筑之前, 必须铺设2cm厚的水泥砂浆。在浇筑仓面混凝土的过程中, 应利用平浇法, 从上到下进行浇筑, 注意廊道、竖井等应使混凝土均匀上升, 斜面则应从最底层开始浇筑。

4 施工导流

在大型水利水电工程中, 施工导流是非常重要的一项施工技术及, 它对工程施工质量、施工周期都存在深远影响。纵观以前的水利水电工程建设情况, 通过施工导流修建围堰, 充分保证了河床结构的复杂性与稳定性。在工程施工过程中, 将对河床水位的控制放在第一位, 针对施工导流方案展开详细的安排, 并将可行性分析纳入到大坝施工进度考虑之中。

水利水电工程施工周期往往比较长, 因此施工过程中可能会受到自然环境及气候因素的影响, 施工过程中效率的提升是保证工程质量的重要手段, 因此在河道枯水期进行施工导流, 在导流施工过程中将混凝土工程完成。此外, 施工过程中施工导流操作应该以工程项目施工要求的满足为主要依据, 从最大程度上使工程施工进度得到满足, 这样才能保证主体施工可以顺利进行。

5 混凝土质量控制与选择

施工过程中用到的材料有水泥、粉煤灰及外加剂等, 通常水利水电工程中的水泥用量比较大, 具有线膨胀系数大等特点。从粉煤灰的选择上来看, 应对比原材料质量及性能, 按照相应标准检测粉煤灰, 很多水利枢纽工程的设计要求都比较高, 对外加剂的选择也极为严格, 不仅要有较高的减水率, 同时还能对混凝土拌合物性能进行改善, 从而减少混凝土拌合的用水量, 以增强混凝土的流动性, 避免混凝土裂缝现象的出现。

混凝土配合比强度需要按照设计要求来确定, 级配为三级或四级配, 利用最大陷入法、经验法确定最优砂率, 为了对和易性进行改善, 同时降低水热化, 减少裂缝问题的发生, 可以在混凝土中适当掺加一些粉煤灰。在拱坝施工过程中, 不仅要将出口机混凝土质量控制工作做好, 利用多种方式确定混凝土浇筑及出口机温度, 施工过程中制定预冷方案, 结合混凝土原料情况展开检测, 适当调整原材料配合比, 与此同时, 遇到高温季节, 还需要利用相应的措施控制施工混凝土温度, 科学制定预冷方案, 以满足施工要求。

6 混凝土温度控制

基础约束区施工过程中应利用薄层、短间歇及连续浇筑法进行施工, 不同部位采用的方法不同, 施工过程中通常需要利用短间歇、均匀上升的方式浇筑混凝土。同时应对混凝土施工配合比展开优化设计, 选择低水化热的水泥, 选择优质的骨料级配和复合外加剂, 这样才能有效降低水泥用量, 减少水化热温升, 从本身上提升混凝土的抗裂能力。

在混凝土浇筑过程中通常需要将出口机温度降低、减少混凝土运输到仓面温度的回升两方面工作做好。其中, 降低出口机温度主要包括冷水拌合、二次风冷及加片冰等措施, 而减少混凝土运输到仓面温度回升则应采用以下几项措施, 例如仓面喷雾、减少在外界暴露的时间、加快混凝土覆盖等。冷却工作主要包括一期通水冷却及二期分层冷却两方面工作, 其中一期通水冷却是指利用控制冷却水的流量达到冷却目的, 注意一期冷却水的温度不能超过6℃, 而二期分层冷却应先对坝体温度进行观测, 然后利用分层冷却的方式从低到高进行冷却, 注意而且冷却水应该控制在6~8℃之间。在水利水电混凝土拱坝工程建设中, 应不断测量混凝土的温度, 最好可以每隔4h进行一次测量, 同时还要对坝体冷却水温度、出口机温度进行测量, 并将记录工作做好。注意测点分布一定要均匀, 通常每浇筑层应设置3个测量点, 每百米舱面应设置1个以上测量点。

7 系统工程在施工管理中的应用

随着科学技术的快速发展, 当前很多水利水电工程管理工作中都开始应用智能系统, 设计与现场情况相一致的软件, 然后应用软件对工程实际施工情况展开模拟分析, 然后将分析结果作为施工过程中的重要参考因素。在实际应用过程中, 利用模拟软件可以对施工环境、场地因素及自然气候等多种因素对工程施工带来的不便进行分析, 并在此基础上建立施工模型, 针对施工过程中遇到的难点问题及可能存在的风险因素展开分析, 这样可以有效提升工程施工进度, 最终达到降低成本、提升工程效益的目的。

8 结语

综上所述, 水利水电工程存在很强的技术性, 必须将技术管理与安全生产联系起来, 才能获得预期的效果。因此, 在实际施工过程中应该制定出科学的施工组织方案, 以保证工程的质量与安全, 提升工程效益。通过本文的分析和研究, 我们了解了混凝土拱坝工程中的相关施工要点, 对此我们在以后的工作中还需要多总结工作经验, 以避免安全事故的发生, 同时还要充分借鉴国外先进的管理技术, 不断对现有管理技术标准进行完善, 以保证工程施工高效、优质的完成, 只有这样企业才能在激烈的市场竞争中获得更好的发展。

参考文献

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