闸室稳定（精选4篇）
闸室稳定 篇1
1 工程概况
该航电枢纽工程位于合川市境内草街镇附近的嘉陵江干流河段上, 距合川市约27 km, 距嘉陵江河口68 km, 是嘉陵江干流自下而上规划的第二个梯级, 是以航运为主, 兼顾发电, 并具有拦沙减淤、改善灌溉条件等效益的水资源综合利用工程。
一期工程主要由船闸、厂房坝段、冲沙闸段组成。冲沙闸段长91.60 m, 由5个闸孔组成, 建筑等级为Ⅱ级。闸孔中心线设横缝, 横缝将冲沙闸段分成左右两个边块和三个中块。冲沙闸为平底板宽顶堰, 闸室最大高度61.50 m、顺河水平向长46.00 m、单孔闸室净宽19.40 m、堰顶高程178.00 m、闸墩顶部高程221.50 m、孔口弧形闸门尺寸14.8 m×25.0 m (宽×高) 。冲沙闸中墩、边墩均采用预应力混凝土结构设计, 支承形式为简单锚块式。设计弧门总推力近2×35 000 kN, 属于目前国内在建工程中弧门推力和锚束张拉吨位最大的闸墩之一。由于弧门推力大, 采用混凝土牛腿无法承受闸门的巨大推力, 因此, 冲沙闸闸墩牛腿均采用预应力混凝土锚块结构形式。
草街航电枢纽工程中冲沙闸系预应力混凝土结构, 受力复杂。在施工过程中, 受多种因素影响, 致使冲沙闸闸室底板与闸墩混凝土浇筑完成后出现多条平行于坝轴线的贯穿性裂缝。底板与闸墩所出现的裂缝必然会降低结构的完整性, 改变结构的应力变形分布, 将严重影响冲沙闸闸室结构安全。这将使得冲沙闸无法保证在设计标准下能正常运行。若对裂缝不加处理或处理不慎, 事关工程能否下闸蓄水运行等关键问题。
本文就以3号冲沙闸为研究对象, 对其完整状态、裂缝状态和裂缝修复状态的完建期、2个正常蓄水工况、3个检修等18个工况进行了计算分析, 目的是评价裂缝对冲沙闸稳定性的影响;同时进行裂缝修复强度敏感性分析, 为裂缝区加固提供设计依据。
2 计算理论
ABAQUS软件广泛应用于土木工程领域的结构分析等。针对土木领域关注的各种线性非线性力学问题, ABAQUS有针对性的提供了相应的有限元分析解决方案。与水工相关的特性主要包括:混凝土本构模型、岩土开挖分析、坝基渗流分析、岩土体强度分析等, 下面就与本次计算密切相关的混凝土本构和钢筋本构关系进行论述。
2.1 混凝土本构模型
ABAQUS中提供了三种混凝土本构模型, 其中混凝土弥散开裂模型 (Smeared crack model) 能够同时模拟混凝土受拉和受压控制的混凝土结构;开裂模型 (Cracking model) 则不考虑混凝土的受压非线性;混凝土损伤塑性模型 (damaged plasticity) 的用途较广, 但参数较多。混凝土弥散开裂模型 (Concrete smeared cracking model) 是其中最为常用的分析模型。这种模型采用受拉弹性开裂和受压等向硬化弹塑性来模拟混凝土非线性行为, 可用于梁单元、杆单元、壳单元和实体单元等, 下面主要介绍这种模型。
(1) 混凝土本构关系和破坏准则。
混凝土弥散开裂模型 (Concrete smeared cracking model) 分区表达混凝土承载作用下的非线性行为。压-压区使用等向硬化弹塑性模型, 流动法则为相关联流动法则。模型基于古典塑性理论, 受压屈服面为Drucker-Prager形式, 在p-q平面上为一直线, 偏量平面上为圆, 半径
式中:
其他区使用弹性开裂模型, 开裂前后均为弹性本构关系。混凝土弥散开裂模型 (Concrete smeared cracking model) 的受拉破坏面函数与受压屈服面函数不相关, 破坏面与受压屈服面都采用平均正应力的负值p和Mises应力q表达的函数形式。受拉破坏面函数与受压屈服面函数在p-q组成平面上的示意图如图1所示, 双轴应力状态下的破坏面与受压屈服面如图2所示。
(2) 混凝土受拉开裂后的行为。
材料受拉开裂后, 仍采用弹性本构关系, 如式 (2) , 但要设置与裂缝垂直方向开裂应变值及裂缝状态相关的弹性参数折减系数, 即调整弹性本构矩阵D, 以描述开裂混凝土的骨料联锁效应, 并结合开裂塑性破坏面模拟混凝土软化阶段的行为。
式中:D为弹性本构矩阵;εel为应变向量。
2.2 钢筋的本构关系
钢筋可采用分离式钢筋模型或埋藏式钢筋模型。简单结构分析时, 采用分离式钢筋模型, 并在钢筋与混凝土间合理地加设黏结单元, 模拟交界面上的黏结作用和销栓作用, 能较好地模拟钢筋和混凝土的联合承载行为。对于大体积混凝土结构, 在所有交界面上设置黏结单元是不现实的, 一般假定钢筋和混凝土之间黏结良好, 采用埋藏式钢筋模型模拟混凝土中的钢筋。埋藏式钢筋模型依据钢筋和混凝土位移协调, 分别求出混凝土和钢筋对单元刚度矩阵的贡献, 然后组合起来形成综合单元刚度矩阵。本次计算采用埋藏式钢筋模型。
3 计算模型及计算方案设计
3.1 计算模型及边界条件
考虑到边界的影响, 在模型几何尺寸上作了处理。模型坐标系、计算范围选取如下:x轴正向指向河流下游;y轴正向从右岸指向左岸;z轴正向竖直向上;坐标原点位于闸0+000.00处。3个坐标轴方向的计算模型范围如下:上游方向取闸0-20.00到闸0+180.00;高度取▽78 m以上;宽度取单坝段宽19.68 m。钢筋包括底板钢筋和闸墩钢筋, 如图3所示。裂缝模型通过0.2 m的薄层模拟。
由于实际闸体基础为半无限体, 在模型边界处受模型边界外实体的法向约束作用, 因此对基础边界施加法向位移约束;底板构建过程中, 不同坝段底板间有2 cm的沥青木板分缝, 因此底板Y方向为自由边界;坝体为自由边界。
3.2 计算参数和计算模型
根据提供的全套冲沙闸勘察、设计图件和相关钢筋混凝土试验报告, 同时也查阅了钢筋混凝土有关规范和文献, 综合确定了计算所需材料参数, 具体数值参见表1。
注:未处理裂缝处抗拉强度取相应混凝土区材料强度参数的10%。
3.3 计算方案设计
3号冲沙闸实体计算模型和材料分区如图2所示。单元类型为三维四面体四节点实体单元C3D4和三维两节点桁架单元T3D2, 单元数约:200 000;节点数约:60 000。计算荷载包括自重、上下游水压力、泥沙压力、扬压力、弧门推力、锚索预应力等组成。锚索布置:主锚索按5层, 每层4束布置设计, 每束为7 000 kN级预应力锚索。
针对裂缝存在状态、裂缝处理后状态和完整状态均对上述6种工况作了计算 (如表2) 。其中, 裂缝处理状态的计算是通过在不同浇筑施工计算步, 把裂缝的强度提高到对应混凝土材料分区材料强度的不同百分数来实现的, 修复强度敏感性也是通过这种方式分析计算的。
4 计算结果分析
4.1 拉裂缝数量和位置分析
研究最关心的是冲沙闸在已有裂缝状态下会不会继续扩展破坏, 是否满足使用要求。而完整状态的计算, 为有裂缝存在状态和裂缝修复状态的计算和分析提供了一个对比的基准。在此, 统计出裂缝状态下各工况拉裂缝的数量和位置, 详见图4。
从图4可知, 完建期自重应力作用下, 已有裂缝部位已经会产生拉破坏, 即裂缝会部分张开。随着冲沙闸的运行, 在泥沙压力、静水压力和扬压力等组合荷载作用下, 裂缝区域会继续扩展或者部分闭合。图4中表现为深黑色标示的拉破坏单元数量和位置会发生增减。结构物的破坏往往带有局部特征, 即结构物的性能受贯通的局部破损区控制, 为了定量评价3号冲沙闸的结构性能降低程度, 对结构性能降低程度定义如下:
式 (3) 对3号冲沙闸拉破坏计算结果进行了结构性能降低程度计算, 结果整理成图5。为对比说明6个不同工况的破损程度, 特对拉破坏裂缝单元数量也进行了统计, 详见图5。
从图5可知, 3号冲沙闸在正常蓄水位1和2、检修工况2时拉破坏区域扩展, 检修工况1和3拉破坏区域相对完建期减小;结构性能降低程度检修工况2 (23.0%) >正常蓄水位1 (22.3%) >正常蓄水位2 (18.4%) >完建期 (17.1%) >检修工况1 (14.2%) >检修工况3 (13.4%) , 即检修工况2和正常蓄水位1相对最不利。综上, 在后续分析时, 限于篇幅仅对完整状态、裂缝状态和裂缝修复状态的完建期、正常蓄水位1和检修工况2的应力、变形结果进行分析评价。
4.2 裂缝修复强度敏感性分析
在经过上述分析后, 可以认定底板和闸体中存在的局部裂缝控制了结构物的稳定性和正常运行, 裂缝的存在降低了结构物的性能, 在后期运行中有继续扩展的可能。因此, 需要对3号冲沙闸的裂缝进行加固处理, 在此设计了修复强度敏感性分析工况, 以最不利的检修工况2为例, 不同恢复强度下的拉破坏裂缝结果整理成下图6。
从图6可知, 随着裂缝区域材料强度的修复, 拉破坏裂缝数量急剧减小, 在修复到裂缝区混凝土强度的40%后, 3号冲沙闸裂缝数量已经减小到100个单元以内, 但是仍有贯通性拉破坏裂缝。在裂缝区强度修复到60%之后, 3号冲沙闸没有拉破坏裂缝出现, 可以将60%作为3号冲沙闸的裂缝修复强度的敏感性阈值。
4.3 混凝土应力比分析和结构稳定性评价
为了判定结构物的稳定程度的变化, 同时也为修复强度是否满足工程要求提供一个定量判定的标准, 在此定义应力比如下:
根据不同区域材料的抗拉强度, 计算得到了应力比, 应力比等于1的区域表示拉破坏区, 局部拉破坏区域如有贯通趋势, 则结构物失效。由于材料完整区域, 材料强度相对较高, 应力比一般小于1.0, 裂缝区域由于强度较低或者根本难以承受拉应力, 所以拉破坏明显, 为方便显示, 裂缝区域为研究重点, 结果整理成图6。完整状态的应力比为评价裂缝修复强度是否满足设计要求提供了检验的标准。
从图7 (a) - (c) 可知, 完建期完整状态下, 应力比最大在0.6附近, 没有等于1.0的, 没有拉破坏区域;裂缝状态下, 发生拉破坏区域很多, 图中表现为1.0等值线包围的范围, 即深黑色区域, 主要集中在裂缝位置, 见图7 (b) 裂缝系统三维图和底板裂缝应力比等值线局部放大图, 裂缝主要集中在底板中后部;裂缝60%修复强度状态下, 没有发生拉破坏的区域, 应力比等值线最大为0.6～0.8。从闸体应力比等值线切片可知, 裂缝状态和裂缝修复状态在完建期影响不大, 基本没有什么变化。变化主要集中在底板, 完建期裂缝状态, 已有拉破坏发生, 图中出现应力比1.0等值线围成的深黑色区域。从图7 (d) - (f) 可知, 正常蓄水位1完整状态下, 相对于完建期, 闸体的应力比范围扩大, 底板的应力减弱, 这是水压力作用所致;裂缝状态下, 底板发生拉破坏区域基本扩展到所有裂缝系统, 图中表现为1.0等值线包围的范围, 即深黑色区域每个裂缝区域都有;裂缝60%修复强度状态下, 没有发生拉破坏的区域, 底板应力比等值线最大为0.2～0.4, 比完整状态稍大;闸体应力比在不同状态基本类似, 说明修复后冲沙闸可以达到完整状态时的使用要求。从图7 (g) - (i) 可知, 检修工况2完整状态下, 相对于完建期闸体应力比0.2～0.4的区域扩大, 比正常蓄水位1闸体应力减小很多, 0.0～0.2等值线区域减小, 0.2等值线区域扩大, 受力均匀, 底板的应力减弱, 锚墩部位应力比增大, 这是扭矩作用所致;裂缝状态下, 底板发生拉破坏的裂缝很多, 图中表现为1.0等值线包围的范围, 即深黑色区域, 对称性较差, 呈对角出现, 这是扭矩作用造成;裂缝60%修复强度状态下, 应力比等值线接近完整状态, 应力比等值线最大为0.4～0.6。
综上所述, 可以认为完建期已有部分裂缝在自重应力场作用下, 产生拉破坏;在后续运行下, 尤其是极端工况下, 这些裂缝会继续产生拉破坏, 而且有扩大局部贯通的趋势。这些均会造成结构局部强度低于材料强度, 产生破坏。计算结果中存在应力比1.0等值线所围区域。这说明裂缝存在状态下, 冲沙闸不能正常运行。在裂缝修复强度敏感性分析所得60%修复强度的结论下, 应力比等值线接近完整状态, 均小于1.0, 可以认定在该修复强度下, 冲沙闸可以满足设计要求, 在设计标准下正常运行。
4.4 冲沙闸闸室稳定性计算及评价
根据《水闸设计规范》 (SL265-2001) 的规定, 对3号冲沙闸闸室的稳定性进行了计算。仅对完整状态、裂缝状态和修复状态的正常蓄水位1及检修工况2的情况计算了安全系数, 完整状态和裂缝修复状态只计算了整体安全系数, 裂缝状态包括分块和整体安全系数, 其中裂缝状态分块编号见图8。
根据《水闸设计规范》 (SL265-2001) 第7.3.8条的规定, 利用公式 (7.3.8) , 对3号冲沙闸闸室的稳定性进行了计算。公式为抗剪断强度的情况, 经查勘察报告, 选定了岩/混凝土抗剪断强度:c=0.2 MPa, f=0.55, 均取得是小值, 安全系数计算结果统计列于表3。同时根据SL265-2001表7.3.14岩基上沿闸室基底面抗滑稳定系数允许值, 对其进行了评价, 本文计算工况属于规范规定的基本组合情况, 不涉及特殊组合情况, 所以安全系数标准为k≥3.0, 则满足设计要求;否则, 不满足设计要求。
根据表3可知, 裂缝状态, 3号冲沙闸的整体稳定性和局部稳定性均存在不满足规范k≥3.0的情况, 需要进行加固处理;裂缝修复后, 闸室稳定性满足规范要求。
5 结 语
从设计的施工完建期、正常蓄水工况1、正常蓄水工况2、检修工况1、检修工况2、检修工况3等6种计算工况, 完整状态、裂缝状态和裂缝处理状态等3类计算方案, 共计18种计算工况的拉裂缝数量和位置统计分析、裂缝修复强度敏感性分析、混凝土应力及变形分析、混凝土应力比及结构稳定评价、钢筋拉应力分析可以得出如下结论。
(1) 混凝土。
3号冲沙闸在完建期, 已有裂缝在自重应力场作用下会部分开裂。在正常蓄水位1和2、检修工况2时混凝土拉破坏区域扩展, 且有局部贯通的趋势, 成为控制冲沙闸能否正常运行的决定因素;结构性能降低程度检修工况2>正常蓄水位1>正常蓄水位2>完建期>检修工况3>检修工况1, 底板混凝土会出现局部贯通性拉破坏区域。3号冲沙闸在裂缝存在情况下, 闸室稳定性达不到规范要求k≥3.0的标准, 不满足规范要求。
根据混凝土拉破坏区修复强度敏感性分析和应力比分析及冲沙闸稳定性评价所得结论, 认为:随着修复强度的提高, 局部贯通性拉破坏区域逐步减少, 说明结构性能随着修复强度的提高得到极大改善。3号冲沙闸在裂缝修复强度达到裂缝区混凝土强度的60%之后, 冲沙闸不再出现拉破坏裂缝, 应力比接近完整状态, 可以认为冲沙闸基本达到了与完整状态冲沙闸相同的力学性能。按该标准修复后, 3号冲沙闸闸室稳定性可以满足规范要求, 在不同设计荷载组合下, 可以正常运行。3号冲沙闸理想状态修复加固标准为C25混凝土强度的60%。
(2) 钢筋。
检修工况2和正常蓄水工况1相对最不利, 在该工况下, 裂缝状态的钢筋最大拉应力均小于钢筋的抗拉强度, 钢筋不会破坏。但是考虑到裂缝状态混凝土会局部开裂。水通过这些渗透路径进入冲沙闸, 在水压力的劈裂作用、压裂作用及水溶物的对钢筋的腐蚀作用下, 会导致钢筋强度的弱化和受力性能的劣化, 钢筋存在耐久性问题。综上, 3号冲沙闸裂缝存在状态下, 钢筋的短期稳定性可以得到保证, 但耐久性和长期稳定性得不到保证。需要对裂缝部位进行核实确认, 然后作加固处理。
因此, 3号冲沙闸裂缝状态闸室稳定性不能满足规范要求, 需要加固处理, 加固处理的计算所得理想状态标准为C25混凝土强度的60%。考虑到计算模型中裂缝修复状态的均一性和理想性, 在实际处理中很难保证施工质量的均一性和修复至同一强度, 所以需在该加固标准的基础上乘一个大于1.0的施工质量安全储备系数, 作为实际加固处理的设计标准和施工控制标准。
闸室稳定 篇2
上海苏州河河口水闸工程闸室主要机电设备包括底轴1、底轴2、拐臂、液压启闭机、冲淤设备各两套。液压启闭机的液压缸通过固定于底轴端部的拐臂驱动翻板闸门。冲淤设备用于闸门开启运行前对下游底板进行冲淤,以确保闸门全开。在闸门挡潮全关位和闸门最高挡河水位设置锁定系统,使液压缸卸载,锁定系统的设备与液压启闭机的操作实行程序控制和闭锁保护。
1 工程概况
苏州河河口水闸工程闸室分南北闸室(南北对称),闸室外形尺寸为:长×宽×高=30 000 mm×7 500 mm×6 900 mm,闸室内主要设备均从屋顶预留孔(6 000 mm×6 000 mm)吊装就位。由于施工道路狭窄、紧邻河面,而且工期紧张,给设备吊装方案的制定和吊装的实施带来了一定的困难。
吊装的主要机电设备见表1。
2 吊装方法
2.1 吊装方法的确定
在闸室设备中,拐臂是该系统中的主要设备,该设备质量达33.78 t,尺寸为:长×宽×高=2.8 m×2.5 m×5.32 m。根据拐臂的本体参数、结构特点和施工现场的条件,如果仅采用1台125 t吊机进行吊装,虽然吊机的性能参数能满足吊装需要,但现场的实际条件不能满足吊机定位要求以及卸车位置。经过反复计算和论证,决定采用60 t浮吊为主吊机,设备卸车采用120 t液压式汽车吊为辅助吊机。吊入预留孔洞后,采用闸室梁以及吊索上设置的手拉葫芦进行调整就位。
2.2 设备吊点确定
2.2.1 拐臂吊点
在拐臂的两支臂中间的钢管上捆绑钢丝绳,每边设置4股,钢丝绳与钢管的夹角α=60°,并在捆扎处垫上麻袋,以防滑动。拐臂吊装如图1所示。
2.2.2 液压缸吊点
利用液压缸出厂时已设置的吊点进行吊装(见图2)。
2.2.3 底轴2吊点
底轴2吊点如图3所示。
3 施工步骤
3.1 设备进场
在做好各项准备工作和施工安全的情况下,开始组织设备的进场和吊装工作。卸车时采用120 t液压式汽车吊,将设备放在预先摆放好的钢托架上。
3.2 吊装前的准备工作
设备在吊装前,必须做好全面、仔细的检查核实工作。检查拐臂安装基准标记、方位线标记是否正确;检查吊点处捆绳是否符合吊装要求。
3.3 试吊
试吊前进行认真确认;吊装总指挥进行吊装操作交底;布置各监察岗位的监察要点及主要内容;多次进行起吊、放下试验,使各部分具有协调性和安全性;复查各部分的协调性和安全性。
3.4 吊装就位
3.4.1 拐臂吊装就位
拐臂从屋面板的洞口吊入,先在拐臂就位位置垫上麻袋以及方便安装用的枕木或钢板。当拐臂底部着地后,利用闸室内手拉葫芦使拐臂与安装基准方位吻合。
3.4.2 液压缸吊装就位
液压缸油口必须采用可靠的方法封闭,起吊前,先将所有钢丝绳绷紧。设备抬头时应对支承点做好保护,可在底部垫上枕木和麻袋。液压缸底部进入闸室后,由于闸室空间限制,此时必须通过回转起重臂杆进行调整,使液压缸完全进入闸室。
3.4.3 底轴2吊装就位
由于底轴2吊装要从闸室内穿出墙外与底轴3连接,所以,其吊点需要进行偏心设置,这样当底轴2进入闸室后,先将其放置在临时托架上垫平后,摘钩并从闸室外重新设置吊点接钩,将底轴2部分拉出闸室墙外,准备与底轴3连接。
4 有关计算
以拐臂为例,浮吊的选择以及相关计算见表2。
4.1 碰杆验算
因为1.96 m>1.565 m,所以,满足安全要求。H>Hj,所以,所设定的起重臂仰角、起重臂长满足要求。
拐臂在闸室设备中是最重的,因此,根据计算参数选用的吊机,是可以满足其他设备的吊装质量要求的,故选用60 t浮吊。
4.2 a-b截面的应力验算
拐臂上销孔的应力计算如图1所示。运用拉曼公式计算:
式中:P——拉力,kN;
R——外圆半径,R=420 mm;
r——内圆半径,r=160 mm;
δ——厚度,δ=110 mm。
在吊装过程中,拐臂的质量由其上的4个支臂承受,故:
因为[σ]=310 MPa,σ<[σ],所以,可以利用销孔穿钢管进行吊装。
4.3 吊索每股拉力
吊索每股拉力按(2)式计算:
式中:K——安全系数,取K=8;
N——吊索股数;
β——吊索与钢管的夹角。
每边设置4股吊索,选用型号为:6×37+1,d=28 mm,钢丝绳破断拉力446.5 kN,钢丝绳工称抗拉强度1 850 MPa。
4.4 钢管选用
选用材质为Q 345的无缝钢管,Φ140 mm,壁厚8 mm,强度完全满足要求。
5 安全技术措施
吊装指挥系统是设备吊装的核心,由于采用浮吊进行吊装,又需要闸室内外、屋顶与地面的有效联络,因此,成立了吊装领导小组,设立了完善、高效的指挥操作系统,绘制了现场吊装岗位设置平面图,实行定机、定人、定岗、定责任,使整个吊装过程能有序地完成,保证了吊装一次成功。
6 结语
该工程闸门跨度100 m,虽然闸室内设备质量不大,但由于现场条件不合适,应采取相应的吊装方法,这无疑给设备吊装方案的制定和实施过程带来了相当大的难度,也会给施工带来一些不确定的因素。因此,在实际施工中应集思广益,不断验证,及时总结,保证吊装施工的顺利完成。
参考文献
[1]樊兆馥.重型设备吊装手册[M].北京:冶金工业出版社,2006.
[2]崔碧海.吊装技术[M].重庆:重庆大学出版社,2006.
闸室稳定 篇3
马山埠船闸闸室为U型结构, 总长110 m, 分为8段, 首尾两段长10 m, 中间6段为15 m, 底板厚2 m, 为C20钢筋混凝土结构[1,2,3], 闸室墙体净高为12.4 m, 墙顶部宽度为0.5 m, 底部宽度为2.0 m施工时, 八字角部分与底板同时施工, 全部底板施工完毕后开始施工墙体, 3月16日开始浇筑第一块 (4号) 墙体, 5月21日浇筑最后一块 (1号) 墙体, 历时66 d。见表1。
2 混凝土裂缝调查
墙体混凝土浇筑后, 最早拆模时间为7 d, 通常拆模是在浇筑后14 d, 其中2号墙体是在浇筑完成后21 d拆模。除1号、8号墙外其余6段墙体均在拆模后一周内出现裂缝。裂缝位置:在水流方向大体分布在结构段的1/2-1/3处, 裂缝长约2-3m, 从八字角之上0.3 m开始至3m左右结束。大部分混凝土墙裂缝数量为2条或2条以上, 个别墙体仅1条或没有裂缝, 项目部对船闸混凝土裂缝进行了全面调查。见表2。
3 原因分析
3.1 水化热产生的温度应力影响
船闸闸室墙体底部厚度为2 m, 顶部厚度为0.50m, 结构长15 m, 双面散热, 浇筑方式为泵送工艺连续分层浇筑, 每层间歇时间约1 h。混凝土中掺南京水科院生产的NAF2型泵送剂。墙体下部结构砼3 m掺安徽省晶航 (集团) 有限公司生产的UEA微膨胀剂。其配合比见表3。
偏于安全按一次性降温近似计算。
1、水化热总降温差
(1) 、水化热的最高温升
水化热绝热温升计算
其中:T-浇完一段时间 (t) 后, 混凝土的绝热温升值 (℃)
t-浇完一段时间 (d)
Mc-每立方混凝土胶凝材料的用量 (kg/m3)
Q-每千克水泥水化热量 (k J/kg、k) , 取335 k J/kg
C—混凝土的比热, 取0.96 k J/kg℃
σ-混凝土质量密度, 取2453 kg/m3
对混凝土绝热温升的影响系数取0.5, 则水化热温升为23.26℃。
现估算浇筑混凝土的入模温度为20℃则混凝土墙的最高温升值为:
(2) 、混凝土墙一次降温30 d后, 降至某一环境温度时稳定, 混凝土墙施工处于3月中下旬, 环境平均温度取20℃。
(3) 、混凝土墙的水化热总降温差为:
2、由总降温差引起的温度应力
因为H/L=12.4/15=0.82>0.2, 所以计算时取等效高度
其中:б—混凝土承受的温度应力;
E—混凝土弹性模量, 一次降温计算时, 混凝土的最终弹性模量, 取2.55×104N/mm2;
μ—混凝土的泊松比, 取0.15;
S—混凝土徐变影响的松弛系数, 取1.0;
ά—混凝土的线性膨胀系数, 取0.7×10-5;
L—混凝土墙的长度, 取1500 mm;
其中:H—的换墙体换算高度, 取3000 mm
Cx—混凝土约束系数, 取150×10-2N/mm3
经计算:б=0.998 MPa
3、结论
C20混凝土设计抗拉强度为1.1 Mpa
则K=1.1/0.998=1.10>1.0 (不开裂)
即根据计算混凝土墙不会因为温度应力产生拉裂。
4、微膨胀混凝土的补偿作用
根据以往工程施工经验和类似工程试验结果, 掺加微膨胀剂后产生的压应力为0.08MPa左右, 此部分抗拉应力可作为控制结构混凝土拉应力不产生裂缝的安全储备。
3.2 结构长度影响
混凝土墙体分缝长度按下式计算
式中:
Lmax——混凝土墙最大允许伸缩缝间距;
H——墙的高度或计算高度, 当实际高度h≤0.2 L时, h=H, 即实际高度;当h大于0.2 L时, H=0.2 L, 本计算取实际高度11 m。
L——混凝土墙的全长为110 m;
Ec——混凝土弹性模量2.55×104N/mm2;
Cx——反映地基对结构约束程度的地基水平阻力系数, 混凝土墙基础为厚2m C20混凝土底板, 取Cx=1.5 N/mm3;
T——结构相对地基的综合温差, 包括水化热温差、气温差和收缩当量温差;
Ty (t) ——收缩当量温差, 由收缩相对变形求得:
άt——线性膨胀系数, 取0.7×10-5;
εy (t) ——各龄期混凝土的收缩变形值, 按下式计算:
t——时间, 取15天;
M1、M2、…、Mn——不同条件的影响系数, 均取1;
T2——水化热引起的温差;
T3——气温差;
εp——混凝土极限变形值;
arch——双曲线余弦函数的反函数, 按下式求得:
混凝土早期变形
由于时间短, 养护较好, 气温差忽略不计。
混凝土的总温差为:
根据图纸, 混凝土墙的构造配筋率ρ为0.18%, 钢筋为Φ20罗纹钢, 混凝土的极限拉伸
考虑混凝土徐变为弹性变形的一倍, 则总拉伸:
从计算可知, 混凝土墙体最大允许伸缩缝间距为8.4 m, 实际施工时伸缩缝间距为15 m, 因此易在结构中部发生裂缝。
4 混凝土裂缝处理措施
船闸混凝土墙为双向挡墙, 可理解为悬臂结构。因此, 平行于沉降缝的竖直向裂缝不会影响结构的安全。为了防止结构中钢筋锈蚀, 宜对裂缝进行相应处理。
4.1 宽度大于0.3 mm裂缝采用水溶性聚氨酯灌浆, 由于水溶性聚氨酯遇水膨胀具有二次渗透作用, 止水效果较好。
4.2 宽度0.2~0.3 mm之间的裂缝采用环氧水泥浆封闭。
4.3 宽度小于0.2 mm裂缝不需处理。
5 结语
马山埠船闸墙体闸室墙体净高为12.4 m, 墙顶部宽度为0.5 m, 底部宽度为2.0 m, 伸缩缝间距为15 m, 属大体积混凝土, 根据工程特点, 运用裂缝控制理论计算的方法, 得出裂缝产生原因是由于结构长度影响所致, 为下一步裂缝处理提供理论依据, 同时也为类似工程提供借鉴。
摘要：裂缝是大体积混凝土施工中常见的技术难题, 也是工程质量控制的重要内容, 本文以马山埠船闸工程闸室侧墙施工后局部出现裂缝为例, 对钢筋混凝土侧墙产生裂缝的原因进行归纳分析, 提出了预防和处理措施。
关键词：船闸侧墙混凝土,裂缝原因,结构长度,裂缝处理
参考文献
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[2]陈志源土木工程材料 (第2版) [M]武汉理工大学出版社.2009
闸室稳定 篇4
根据京杭运河宿迁皂河三线船闸工程的设计要求, 闸室墙混凝土需具备抵抗水流夹泥砂的冲刷和各种船只撞击作用的能力, 其中对抵抗船只等外在荷载的撞磨作用提出了较高的要求, 因而要尽量减少混凝土表面的磨蚀、空蚀现象和裂缝的产生, 从而提高船闸结构的安全性和耐久性。提高混凝土的抗压强度、冲击韧性, 水泥石和骨料的耐磨性以及它们的粘结力是提高混凝土耐磨性能的有效途径[1,2]。采用粉煤灰和高性能外加剂是研究混凝土抗冲磨性能的趋势[3~6]。由于有机合成纤维能提高混凝土的力学性能和抗裂性, 也在船闸工程中得到了较广泛的应用[7,8]。然而, 关于各种原材料及其掺量和配合比参数对混凝土抗冲击和耐撞磨性能影响的系统研究较少, 也没有标准的方法进行闸室墙混凝土的耐撞磨性能试验。
本文首次采用洛杉矶磨耗法对混凝土的耐撞磨性能进行了测试和评价, 并结合皂河三线船闸工程的建设, 进行了闸室墙混凝土配合比优化设计, 重点研究了粉煤灰、外加剂、纤维等原材料品种和掺量及水胶比、砂率、单位用水量等配合比参数对闸室墙混凝土抗冲击和耐撞磨性能的影响规律。为制备出便于施工、抗冲击和耐撞磨性能良好的闸室墙混凝土提供了理论依据。
1 原材料与试验方法
1.1 原材料
水泥:上海产P·O 32.5级水泥。
粉煤灰:邳州产Ⅰ级灰。
外加剂:JM-PCA聚羧酸类超塑化剂, UNF-3萘系高效减水剂, 外加剂性能见表1。
砂:中砂, 细度模数2.90, 表观密度2620kg/m3。
石:石灰岩碎石, 5~31.5mm连续级配, 表观密度2710kg/m3。
纤维:江苏产PPF和兰州某厂产高强高模PVAF, 纤维性能指标见表2。
1.2 试验方法
(1) 抗压强度试验
抗压强度试验依据GB/T50081-2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》进行。
(2) 耐撞磨试验
耐撞磨试验参考粗集料磨耗试验机 (洛杉矶法) 进行。磨耗试验机钢筒内径为710mm, 内侧长510mm, 回转速率为30r/min。将标准养护28d后的圆柱体试件 ("100mm×100mm, 每组3块) 放入60℃±2℃烘箱中烘干48h, 再放入有100粒"16mm钢球的磨耗筒中反复回转, 试件与钢筒以及钢球之间会发生撞击和摩擦, 产生破损。
通过测定试件在回转n次时的质量损失率Q来表征其耐撞磨能力。
式中, Q—试件的质量损失率, %;
m0—撞磨前的试件质量, g;
mn—撞磨n次后的试件质量, g。
混凝土的磨耗取三个试件的平均值, 其中任何一个不能超过中间值的15%, 否则取中间值。
(3) 抗冲击试验
试验参照ACI544委员会提出的试验方法进行。成型尺寸为直径150mm、高度60mm的圆柱体试件, 在标准养护条件下养护28d后进行抗冲击试验。
试件抗冲击性能评价常有4个指标: (1) 出现第一条裂缝的冲击次数; (2) 初裂后试件体积膨胀, 当试件与试验仪中四块挡板的任意三块接触时的冲击次数 (破坏时的冲击次数) ; (3) 冲击韧性W; (4) 初裂时及破坏时冲击次数的差值。这里, 通过计算冲击能量W来表征试件的抗冲击性能。
式中, W—试件达规定破坏时所吸收的全部冲击能量, N·m;
N—试件破坏次数;
m—落锤的质量, kg;
h—冲击锤下落的高度, mm, h=457mm;
g—重力加速度, 9.81m/s2。
1.3 试验方案
采用Ⅰ级粉煤灰、聚羧酸超塑化剂、有机合成纤维 (PVAF或PPF) 三掺技术来配制混凝土, 并测试了混凝土的坍落度、抗压强度、质量损失率和冲击韧性。试验配合比分为三部分: (1) 比较了粉煤灰的影响, Ⅰ级粉煤灰掺量分别为0、10%和20%, 编号分别为F0、F10和F20; (2) 比较了纤维影响, PVAF纤维质量掺量分别为0、0.6、0.9、1.2 (kg/m3) , 另有一组掺入PPF纤维, 掺量为0.9kg/m3, 编号分别为) P0、P0.6、P0.9、P1.2和PP0.9; (3) 比较了外加剂的影响, 聚羧酸类超塑化剂掺量分别为1.0%、1.3%、1.6%, 另有一组掺萘系减水剂UNF-3, 掺量1.6%。试验配合比见表3。
kg/m3
注:除UNF-3组为萘系减水剂, 其他组均采用新型聚羧酸类超塑化剂JM-PCA。
2 试验结果与讨论
2.1 原材料对混凝土耐撞磨性能的影响
试验结果列于表4中及图1, 部分混凝土经过撞磨后的形状见图2。
(1) 粉煤灰掺量对混凝土耐撞磨性能的影响
掺Ⅰ级粉煤灰等量取代水泥的三组混凝土, 标养28d, 混凝土抗压强度随掺量增加而下降, 而300次和500次撞磨后, 其质量损失率随着粉煤灰掺量的增加降低不大, 说明适量Ⅰ级粉煤灰的掺入, 在保证抗压强度不降低的条件下对混凝土抗撞磨性能 (特别是后期) 有改善作用。
(2) 纤维品种及掺量对混凝土耐撞磨性能的影响
纤维的掺入提高了混凝土的耐撞磨性, 因纤维加入水泥混凝土中, 改善了混凝土的孔结构[9], 并降低了水泥混凝土的脆性, 对基体的韧性具有明显增进作用, 有助于提高水泥混凝土构造物受撞击时所吸收的动能。掺PVAF的混凝土耐撞磨性好于掺PPF混凝土, 是由于高弹模量的PVAF增强增韧作用好。在一定范围内, PVAF随掺量的增加耐撞磨性能有所改善。
(3) 外加剂品种和掺量对混凝土耐撞磨性能的影响
掺JM-PCA的混凝土耐撞磨性能明显好于掺UNF-3的混凝土;且随着JM-PCA掺量的增加, 混凝土经过300次和500次撞磨质量损失率都有降低的趋势。其原因为聚羧酸类超塑化剂对混凝土的改性, 提高了混凝土的抗压强度和界面粘结强度, 降低了混凝土的干燥收缩, 所以掺JM-PCA的混凝土强度和内部结构均优于掺UNF-3的混凝土[10], 使混凝土的耐撞磨性能得以改善。随JM-PCA掺量的增大, 混凝土和易性提高, 同时其较低的界面张力大大改善了硬化混凝土的孔结构, 使混凝土抗压强度和耐撞磨性能进一步提高。
2.2 原材料对混凝土抗冲击性能的影响
采用表3配合比制备的混凝土试件, 成型后养护到28d进行抗冲击试验, 按公式 (2) 计算出每组混凝土的抗冲击韧性, 原材料对闸室墙混凝土的抗冲击性能的影响试验结果见表5。
(1) 粉煤灰对混凝土抗冲击性能的影响
粉煤灰的掺入延缓了混凝土受冲击时的初裂时间, 掺10%和20%粉煤灰的混凝土抗冲击性能比不掺粉煤灰混凝土提高了10.5%和27.3%。主要是由于粉煤灰的三大效应, 提高了混凝土的密实性, 减少了混凝土的内部缺陷, 使混凝土的脆性减小, 韧性得到改善。
(2) 外加剂对混凝土抗冲击性能的影响
各项指标均显示, 掺JM-PCA的混凝土抗冲击能力优于掺UNF-3的混凝土。随JM-PCA掺量的提高, 混凝土的抗冲击能力有明显的提高。
(3) 纤维对混凝土抗冲击性能的影响
高弹模量PVAF纤维的掺入有效地提高了混凝土的抗冲击能力。且随着掺量的增加, 这种效果更明显。这主要是因为纤维分散在混凝土中, 降低了由于混凝土内部缺陷而导致其很快遭到冲击破坏的可能性, 且冲击过程中, 纤维断裂、拔出会吸收冲击能, 从而增加了混凝土的冲击韧性。而同体积掺量时, 掺PVAF混凝土的抗冲击性能明显要好于掺PPF混凝土。其原因为PVAF的弹性模量高于PPF, 断裂时PVAF吸收的冲击功能力要比PPF强[11]。
2.3 配合比参数对混凝土耐撞磨性能的影响
本文采用正交设计方法, 研究了水胶比、砂率、单位用水量等配合比参数对混凝土抗压强度和耐撞磨性能的影响。通过极差分析, 得出不同水胶比、砂率、单位用水量对混凝土耐撞磨性能的影响规律。不同配合比参数下各组混凝土抗压强度、300次和500次的撞磨质量损失率的试验结果见表6和图3。
试验结果表明, 水胶比对混凝土撞磨质量损失率影响最大, 其次为单位用水量, 再次为砂率。水胶比越小, 强度越高, 混凝土耐撞磨性能越好;单位用水量越高, 其耐撞磨性能越差, 因为用水量高时混凝土的浆体含量多, 混凝土水泥石内部毛细孔多, 强度远低于骨料强度, 水泥浆体多, 使得混凝土的耐撞磨性降低;而砂率对混凝土耐撞磨性能影响较小, 因为砂率主要影响到混凝土的工作性, 对混凝土的强度影响不明显, 因此对混凝土耐撞磨性能影响也较小。
3 结论
(1) 首次采用洛杉矶磨耗法测试和评定船闸闸室墙混凝土的耐撞磨性能, 较为科学合理。
(2) 混凝土耐撞磨性随着混凝土抗压强度的增大而提高, 水胶比对混凝土耐撞磨影响较大, 单位用水量和砂率对其影响较小。
(3) PVAF纤维的掺入 (掺量0.9~1.2kg/m3) , 能改善混凝土耐撞磨性和抗冲击性能。掺JM-PCA混凝土抗冲击性能和耐撞磨性能均好于掺UNF-3的混凝土。
(4) 在混凝土中掺入Ⅰ级粉煤灰可提高其耐撞磨性能, 并使混凝土的脆性降低, 韧性增加, 冲击性能提高。应采用超量取代法或适当减小W/B, 以保证混凝土抗压强度。
(5) 采用三掺技术 (掺Ⅰ级优质粉煤灰、PVAF纤维和聚羧酸类超塑化剂) 配制的混凝土可获得良好的工作性、力学性能, 同时较好地改善了闸室墙混凝土抗冲击和耐撞磨性能。
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