水電站廠房蝸殼外包混凝土溫控防裂研究

丁兵勇，鄭再新，杜潤寧，張智沛，強 晟

(1.華東勘測設計研究院有限公司，浙江杭州310014；2.河海大學水利水電學院，江蘇南京210098)

0 引言

水電站廠房施工中，蝸殼二期混凝土由于澆筑塊尺寸大、結構體型復雜，受一期老混凝土約束強等原因，混凝土開裂的現象時有發生。如施工期不有效控制裂縫的產生，運行期在動水荷載及水輪機、發電機的高頻振動荷載作用下，微小裂縫很容易擴展成為危害性裂縫，影響機組的穩定運行及結構安全。本文采用非穩定溫度場及應力場的有限元計算方法[1-3]，對某水電站廠房蝸殼外包混凝土結構的施工全過程進行數值模擬。

1 計算模型和邊界條件

某水電站蝸殼外包混凝土結構，上下游方向長23.6 m，廠左右方向長25 m，蝸殼層高11 m，水輪機層高5.1 m。根據施工進度計劃安排，將蝸殼及機墩混凝土沿高度方向共分為6個澆筑層，層間間歇期為7 d[4]。計算模型見圖1。

圖1 有限元計算模型

溫度場計算中，混凝土底面為絕熱邊界，上表面為散熱邊界，左右橫縫面在齡期3個月內為散熱邊界，此后被相鄰澆筑塊覆蓋，調整為絕熱邊界，上下游面與空氣相鄰為散熱邊界。應力場計算中，底面施加法向約束，其他面均為自由邊界。

2 計算參數

工程區多年月均氣溫統計見表1。

表1 多年月平均氣溫統計表

氣溫Ta(t)計算式：

(1)

式中：t為月份。

混凝土采用C9030，主要熱力學參數見表2。

表2 混凝土熱力學計算參數

絕熱溫升θ(τ)計算式：

θ(τ)=39.15×(1-e-0.3τ0.8)

(2)

彈模E(τ)計算式：

E(τ)=38×(1-e-0.128τ0.8)

(3)

式中：τ為齡期，d。

3 計算工況及結果分析

工況1：4月22日入倉，混凝土澆筑溫度設定為月均氣溫+3℃。

工況2：在工況1的基礎上，控制澆筑溫度不超過12℃。混凝土齡期2個月內表面覆蓋保溫措施，表面散熱系數為100 kJ/(m2·d·℃)?；炷羶炔柯裨O冷卻水管，水平間距為1.0 m，豎直間距同澆筑層高，通水時長15d，冷卻水溫約9℃，流量48 m3/d。

工況3：在工況1基礎上，控制澆筑溫度不超過12℃?；炷笼g期2個月內表面覆蓋保溫措施，表面散熱系數為100 kJ/(m2·d·℃)。蝸殼澆筑層在平面上分4塊，分兩次澆筑，對角線澆筑塊同時入倉[5]。

工況1、工況2和工況3中蝸殼第二澆筑層層高中間的剖面溫度包絡圖和應力包絡圖，見圖2～圖7。圖中的應力均為第一主應力。

圖2 工況1蝸殼第二層中間剖面溫度包絡圖(℃)

圖3 工況1蝸殼第二層中間剖面應力包絡圖(MPa)

圖4 工況2蝸殼第二層中間剖面溫度包絡圖(℃)

圖5 工況2蝸殼第二層中間剖面應力包絡圖(MPa)

圖6 工況3蝸殼第二層中間剖面溫度包絡圖(℃)

圖7 工況3蝸殼第二層中間剖面應力包絡圖(MPa)

從圖2中可見，工況1中蝸殼第二澆筑層中混凝土厚度最大處的最高溫度達到36℃。從圖3中可見，工況1中混凝土內部大部分區域的拉應力均超過3.2 MPa，已超過混凝土的抗拉強度3.2 MPa。

從圖4中可見，工況2中因控制澆筑溫度和混凝土內部通水冷卻，蝸殼第二層中混凝土內部最高溫度僅約32℃，比工況1中降低了4℃。從圖5中可見，工況2中混凝土拉應力超過3.2 MPa的區域相比工況1中大大減小。分析其原因：工況2相比工況1，混凝土內部最高溫度相對較小，后期溫降收縮變形相對較小，受老混凝土約束和內外變形約束作用而產生的混凝土內部拉應力也就相對較小。

從圖6中可見，工況3中因控制澆筑溫度和減小澆筑塊面積，蝸殼第二層中混凝土內部最高溫度約34℃，比工況1中降低了2℃。從圖7中可見，工況3中澆筑層內混凝土最大拉應力基本都小于3.2 MPa。分析其原因主要為：工況3相比工況1，澆筑塊尺寸減小一半，后期溫降收縮變形受老混凝土的約束作用大大減小，混凝土內部產生的拉應力也大大減小，均不超過混凝土的抗拉強度3.2 MPa。

4 結論

(1)水電站的蝸殼結構復雜且澆筑塊尺寸較大，施工期因溫度應力超標易出現裂縫。在施工前對其進行溫控仿真計算，并據此制定合理可行的溫控防裂措施，十分必要。

(2)對水電站蝸殼結構，采取降低澆筑溫度和內部水管冷卻相結合的溫控措施，能顯著減小早期混凝土的溫升幅度和后期混凝土的內部拉應力，對混凝土的溫控防裂較為有效。

(3)對水電站蝸殼結構，采用合理的分層分塊措施減小澆筑塊尺寸，能顯著減小老混凝土或基礎的約束作用，從而減小混凝土的內部拉應力，對混凝土的溫控防裂十分有效。