碾压与常态混凝土组合的某升船机上闸首结构配筋方案.pdf

水利水电科技进展,2014,343摇 Tel02583786335摇 E鄄mailjz hhu. edu. cn摇 http/ / kkb. hhu. edu. cn 第 34 卷第 3 期 Vol. 34 No. 3 水 利 水 电 科 技 进 展 Advances in Science and Technology of Water Resources 2014 年 5 月 May 2014 作者简介马亚岑1988,男,河南南阳人,硕士研究生,主要从事混凝土结构研究。 E鄄mailmayacen88126. com DOI10. 3880/ j. issn. 10067647. 2014. 03. 014 碾压与常态混凝土组合的某升船机 上闸首结构配筋方案 马亚岑,汪基伟,冷摇 飞 河海大学土木与交通学院,江苏 南京摇 210098 摘要针对既要控制裂缝宽度又要控制裂缝长度的碾压与常态混凝土组成的某升船机上闸首整体 坞式结构,通过对比不同配筋方案的钢筋混凝土非线性有限元计算结果,提出以材料强度标准值所 得裂缝长度和宽度进行底板裂缝控制从而确定底板常态混凝土最小厚度,以材料强度平均值所得 裂缝长度确定钢筋布置范围的计算原则;同时给出了符合限裂设计要求的底板常态混凝土最小厚 度和配筋方案,并探讨了缝面水压的不同施加方式对裂缝的影响。 计算结果表明,当缝面水压按全水 头分布施加时,若裂缝长度超过钢筋布置范围,则裂缝会不断扩展,引起结构失效;缝面水压按渗透压 力分布和三角形分布施加时,裂缝扩展能够收敛,且前者所得的裂缝宽度和长度均大于后者。 关键词钢筋混凝土;上闸首结构;升船机;配筋方案;裂缝宽度;裂缝长度;有限元分析 中图分类号U642;TV332摇 摇 摇 文献标志码A摇 摇 摇 文章编号10067647201403006505 Determination of structural reinforcement schemes for upper lock head of a ship lift made of RCC and normal concrete/ / MA Yacen, WANG Jiwei, LENG Fei College of Civil and Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China Abstract It is necessary to control crack width and crack length for the upper lock head of a ship lift, which is generally a dock鄄type structure made of roller compacted concrete RCC and normal concrete. Based on the comparison of the nonlinear finite element calculation results of reinforced concrete with different structural reinforcement schemes, a calculation principle was proposed. According to this principle, concrete standard strength is used to control crack width and crack length in the bottom slab and to determine the minimum thickness of normal concrete of the bottom slab. The crack length, determined by average strength of concrete, is used to determine the scope of reinforcement. The minimum thickness and the structural reinforcement scheme of normal concrete bottom slab were suggested. The influence of applying ways of water pressure on the crack surface on cracks was analyzed. The results showed that when the water pressure on the crack surface was full water head, the cracks expanded until it exceeded the reinforcement scope, which caused structural failure. When the water pressure was seepage pressure and it was applied in a triangular distribution, the cracks was steady; both crack width and crack length obtained in the scenario with full water head are larger than that in the scenario with seepage pressure. Key words reinforced concrete; the upper lock head structure; ship lift; reinforcement schemes; crack width; crack depth; finite element analysis 1摇 工程概况 某升船机上闸首兼有挡水坝段及升船机通航闸 首的双重功能,是该水利枢纽工程中的一个重要建 筑物。 该上闸首是由两种不同材料组合而成的整体 坞式结构,其中 425郾 0 m 以下为碾压混凝土实体重 力坝,上部航槽段为整体呈“U冶形的常态混凝土结 构。 上闸首结构总长 80郾 0 m,总宽 42郾 0 m,坝高 117郾 7 m,航槽净宽 12郾 0 m,两侧混凝土边墩底宽 15郾 0m;初步设计时,常态混凝土底板厚度取 10郾 0 m, 如图 1 所示。 上闸首的正常蓄水位为458郾 0m,设计洪水位为 461郾 3 m,校核洪水位为 463郾 1 m。 上闸首配筋设计 的难点为底板配筋,它为限裂设计的非杆系混凝土 结构,在运行期允许开裂,但如果裂缝过宽,高压水 可能会渗透到裂缝面以致加剧裂缝的开展,甚至发 56 水利水电科技进展,2014,343摇 Tel02583786335摇 E鄄mailjz hhu. edu. cn摇 http/ / kkb. hhu. edu. cn 图 1摇 上闸首结构剖面示意图单位m 生劈裂破坏,影响结构安全。 因此,上闸首底板结构 配筋除需满足极限承载力要求外,还必须满足裂缝 宽度要求。 按现行水工混凝土结构设计规范,上闸 首底板裂缝宽度限值可取 0郾 25 mm,但大型上闸首 底板实际设计时一般取 0郾 20 mm。 由于碾压混凝土凝结时释放的水化热少,绝热 温升明显低于常态混凝土,而且可采用振动碾压的 方法施工,施工速度比常态混凝土快很多[1鄄2]。 因 此,设计时希望尽量抬高碾压混凝土的高程,减小常 态混凝土的厚度,达到加快施工进度的目的。 但碾 压混凝土采用分层碾压的方法施工,抗渗性能差,若 裂缝延伸到碾压混凝土会发生渗漏,因此上闸首底 板配筋设计时不仅要限制裂缝宽度,还要尽量减小 裂缝长度。 上闸首结构裂缝出现后应力状态不会出现显著 的改变,按应力图形法计算钢筋用量就可满足其承 载力要求[3鄄 4]。 这类结构的裂缝开展不但与钢筋用 量有关,更主要和钢筋的布置钢筋间距与直径有 关。 一个好的配筋方案应该是在满足承载力的条件 下,通过合理的钢筋布置来减小裂缝宽度与长度,满 足正常使用的要求,而不是一味增加钢筋用量。 由 于目前尚无可计算非杆系混凝土结构裂缝宽度和长 度的公式,本文采用钢筋混凝土非线性有限元方法 来计算底板的裂缝宽度和长度,并对配筋方案进行 研究[5鄄6]。 2摇 计算模型 在上闸首标准段截取剖面按平面应变问题计 算,见图 1。 计算采用的是自行研制的钢筋混凝土 平面非线性有限元程序 HohaiRCFE鄄P,其中混凝土 采用 4 8 结点平面等参单元、等效单轴应变本构模 型、Kupfer 强度准则、片状裂缝模型[7];底板横向钢 筋采用分离式单元模型,钢筋与混凝土之间的黏结 滑移采用双弹簧单元、Houde 黏结滑移公式[7];航槽 角部的斜向钢筋无法放置在混凝土单元结点上,故 采用有黏结的埋置式单元模型[8],其中黏结滑移关 系仍采用 Houde 黏结滑移公式。 为减小温度应力,该结构的常态混凝土在横向 分 2 块浇筑,底板中部设置宽槽,用于对接底板左右 浇筑块的纵向受力钢筋,当底板温度下降到准稳定 温度场时回填宽槽混凝土,使结构形成整体。 计算 模拟了这种施工过程,包括两个模型,模型 1 为宽槽 回填前,只有自重作用;模型 2 为宽槽回填后,有自 重和水压作用,共分 10 个步骤施加荷载,其中 第 1 9 步为自重加航槽水压,第 1 步水头为 20 m, 第 2 6 步水头增量为 1郾 0 m,第 7 9 步水头增量 分别为 0郾 5m、0郾 5m 和0郾 3m,第10 步是在第9 步荷 载基础上再叠加缝面水压。 为明确裂缝分布进而求得裂缝宽度,除采用每 次迭代只允许一个单元开裂的迭代流程[9]外,在预 计出现裂缝区域划分较细网格,其中沿水平向的网 格尺寸小于 100 mm。 模型底部固结,共划分 22 052 个单元。 3摇 配筋方案 3. 1摇 计算工况 表 1摇 上闸首底板配筋方案 方案 钢筋 排数 自底板表面向下配筋 每米混凝土 厚度上钢筋 截面面积/ mm2 玉77 排 36100mm35625 域74 排 36100mm3 排 36200mm35625 芋77 排 36200mm35625 郁7 4 排 36200mm2 排 36400mm 1 排 36500mm 35625 吁8 4 排 36200mm2 排 36400mm 2 排 32500mm 38580 摇 摇 本文按应力图形法[3]计算了满足承载力要求 所需的钢筋用量。 为满足限裂要求,在保持钢筋用 量基本不变的前提下,通过调整钢筋直径和钢筋的 布置,设计了 5 种配筋方案表 1,其中方案玉 郁 钢筋用量相同,方案吁的钢筋用量略大一些;各方案 钢筋的水平间距均为 200 mm,5 种配筋方案的主要 66 水利水电科技进展,2014,343摇 Tel02583786335摇 E鄄mailjz hhu. edu. cn摇 http/ / kkb. hhu. edu. cn 区别是钢筋在沿底板厚度方向的布置不同。 现行水工混凝土结构设计规范[3鄄4]规定,采用有 限元进行裂缝控制验算时材料强度采用标准值,混 凝土初始弹性模量可查规范取用,因此首先对上述 5 种配筋方案按标准值进行计算,计为工况 1 工况 5,这时 Houde 黏结滑移公式中的轴心抗压强度也 取标准值。 为预测上闸首结构实际裂缝开展状态, 对其中 2 种较优方案按材料强度平均值进行计算, 计为工况 6 和工况 7,这时 Houde 黏结滑移公式中 的轴心抗压强度也取平均值。 表 2摇 上闸首底板裂缝计算结果 计算 工况 配筋 方案 底板 厚度 / m 混凝土 强度 正常蓄水位设计洪水位设计洪水位渗透压力 缝长/ m表面缝宽/ mm内部缝宽/ mm缝长/ m表面缝宽/ mm内部缝宽/ mm缝长/ m表面缝宽/ mm内部缝宽/ mm 1玉10标准值0郾 20郾 050郾 056郾 10郾 140郾 2016郾 40郾 200郾 79 2域10标准值0郾 20郾 050郾 056郾 00郾 140郾 1715郾 90郾 190郾 72 3芋10标准值0郾 30郾 050郾 055郾 70郾 140郾 1515郾 00郾 190郾 57 4郁10标准值0郾 30郾 050郾 052郾 20郾 110郾 067郾 00郾 150郾 21 5吁10标准值0郾 30郾 050郾 052郾 50郾 110郾 066郾 10郾 140郾 15 6郁10平均值未开裂未开裂未开裂0郾 50郾 080郾 052郾 10郾 100郾 07 7吁10平均值未开裂未开裂未开裂0郾 50郾 080郾 052郾 20郾 100郾 07 8郁8标准值0郾 30郾 050郾 052郾 20郾 110郾 067郾 30郾 170郾 25 9郁8平均值未开裂未开裂未开裂0郾 50郾 080郾 052郾 10郾 100郾 07 C25 混凝土轴心抗拉和轴心抗压强度标准值分 别为 1郾 78 MPa 和 16郾 70 MPa, 初 始 弹 性 模 量 为 28 GPa。对比 C15 混凝土和 R150 碾压混凝土28d 龄 期试块所测强度值和弹性模量发现,R150 碾压混凝 土可近似按 C15 常态混凝土取值,轴心抗拉和轴心 抗压强度标准值分别为 1郾 27 MPa 和 10郾 00 MPa,初 始弹性模量为22GPa。 取 C25 混凝土的变异系数为 0郾 16,可得 C25 混凝土轴心抗拉和轴心抗压强度平 均值分别为 2郾 42 MPa 和 22郾 67 MPa。 按设计要求,计算时在主要裂缝面施加如图 1 所 示的渗透压力,并以设计洪水位作为裂缝控制水位。 3. 2摇 计算结果 表 2 给出了各工况的裂缝计算结果,表中缝长 为主要裂缝的长度,缝宽为最大裂缝宽度。 图 2 为 设计洪水位下方案郁按弧度标准值计算得到的裂缝 分布。 从表 2 和图 2 可以看出,当混凝土强度采用 标准值时淤正常蓄水位作用下,由于裂缝长度很 小,不同配筋方案对裂缝结果没有影响。 于设计洪 水位作用下,不考虑渗透压力时只出现一条主要裂 缝裂缝 1,见图 2a;考虑渗透压力时,在裂缝 1 所在位置施加图 1 所示的渗透压力,即按渗透压力 分布施加缝面水压,仍只出现一条主要裂缝,裂缝长 度增大许多,但小于渗透压力分布长度,见图 2b。 盂设计洪水位作用下,不考虑渗透压力时,方案玉 吁的缝长分别为 6郾 1 m、6郾 0 m、5郾 7 m、2郾 2 m、2郾 5 m, 表面裂缝最大宽度分别为 0郾 14 mm、0郾 14 mm、 0郾 14 mm、0郾 11 mm、0郾 11 mm。 考虑渗透压力后,所 有方案的裂缝长度和宽度均增大,方案玉 吁的缝 长分别为 16郾 4 m、15郾 9 m、15郾 0 m、7郾 0 m、6郾 1 m,表面 裂缝最大宽度分别为 0郾 20 mm、0郾 19 mm、0郾 19 mm、 0郾 15 mm、0郾 14 mm。 榆方案郁和方案吁的裂缝长度 和宽度明显小于其他方案,可作为备选方案。 图 2摇 设计洪水位下配筋方案郁按强度标准值 计算得到的裂缝分布单位m 当方案郁和方案吁的混凝土强度采用平均值计 算时淤正常蓄水位作用下,方案郁和方案吁均未开 裂。 于设计洪水位作用下,不考虑渗透压力时方案 郁和方案吁的缝长相同,考虑渗透压力后分别为 2郾 1 m 和 2郾 2 m。 3. 3摇 计算结果分析 a. 当裂缝长度大于钢筋沿底板厚度方向布置 范围时,钢筋布置的范围越大,裂缝长度越小。 76 水利水电科技进展,2014,343摇 Tel02583786335摇 E鄄mailjz hhu. edu. cn摇 http/ / kkb. hhu. edu. cn b. 按材料强度标准值得到的裂缝长度和宽度 均远大于按平均值算得的结果,这是因为标准值具 有 95保证率,按标准值算得的裂缝长度和宽度小 于实际裂缝宽度和长度的可能性很小;而材料强度 平均值接近实际强度,按平均值算得的裂缝长度和 宽度接近实际出现的裂缝长度和宽度。 因此,从设 计的可靠性出发,应该采用材料强度标准值进行裂 缝宽度验算,根据强度标准值得到的裂缝长度来确 定常态混凝土底板的最小厚度,而不是采用平均值。 表 3摇 缝面水压作用下上闸首底板裂缝计算结果 计算 工况 底板 厚度/ m 缝面 水压力分布 第 1 次第 2 次第 3 次 缝长/ m表面缝宽/ mm内部缝宽/ mm缝长/ m表面缝宽/ mm内部缝宽/ mm缝长/ m表面缝宽/ mm内部缝宽/ mm 1010全水头分布5郾 10郾 140郾 117郾 30郾 160郾 2313郾 50郾 250郾 44 1110三角形分布2郾 20郾 110郾 06 410渗透压力分布7郾 00郾 150郾 21 摇摇 注淤“第1 次冶表示设计洪水位下混凝土开裂后第1 次在主裂缝面上施加缝面水压;“第2 次冶表示在第1 次基础上,在新的主裂缝面上施 加缝面水压,以此类推。 于工况11 和工况4 第2 次和第3 次计算结果无数据,因为在第1 次施加缝面水压后裂缝已稳定,不再进行第2 次和第 3 次的计算。 c. 由表 2 看到,采用强度标准值计算时方案吁 的裂缝长度和宽度总体上最小,方案吁较方案郁好, 这是因为方案吁钢筋沿底板厚度方向布置的范围最 大,而且钢筋全部布置在裂缝长度范围内。 但同时 看到,采用强度平均值计算时,在设计洪水位渗透压 力作用下方案吁的裂缝长度反而大于方案郁,这因为 方案吁是将方案郁的最底部 1 排 36500 mm 变为 2 排 32500 mm,增加的一排钢筋已超出了开裂 范围,对限制裂缝不起作用,而原来位置上的钢筋直 径减小,使得方案吁的裂缝长度反而比方案郁的长。 此时,方案郁优于方案吁。 从上面讨论可知,从减小裂缝长度的角度出发, 钢筋沿底板厚度方向布置的范围越大越好,但超过 混凝土实际开裂范围的钢筋不起作用,由于开裂范 围内钢筋用量减少,结构实际裂缝长度反而增大。 因此,对于碾压与常态混凝土组合上闸首结构,在采 用钢筋混凝土有限元进行裂缝控制验算和配筋方案 选择时,采用“以材料强度标准值所得裂缝长度和 宽度进行底板裂缝控制,确定底板常态混凝土最小 厚度,以材料强度平均值所得裂缝长度确定钢筋布 置范围冶的计算原则比采用“以材料强度标准值进 行裂缝控制验算冶更为合理。 根据该计算原则,方案 郁既满足裂缝长度和宽度要求,裂缝不会贯穿底板常 态混凝土,而且钢筋都布置在实际裂缝长度范围内, 正常运行时所有钢筋都能起作用,较方案吁更好。 在设计洪水位渗透压力作用下方案郁按材料 标准值计算得到的裂缝长度为 7郾 0 m,考虑温度作 用等因素,偏安全地取常态混凝土底板厚度为 8 m, 比初步设计的厚度减小 2 m。 常态混凝土底板厚度减小 2 m 后,结构的材料 分区有所变化,因此对配筋方案郁按新的常态混凝 土厚度重新计算,计算结果也列于表2,见工况8 和工 况9。 对比工况 8 和工况 4、工况 9 和工况 6 的计算 结果,表明底板厚度减小2m 后计算结果变化很小。 4摇 缝面水压施加方式对裂缝长度与宽度的 影响 摇 摇 如果裂缝过宽,高压水可能会渗透到裂缝面,加 剧裂缝的开展,设计常要求裂缝计算时考虑缝面水 压的作用。 缝面上水压的施加范围以及如何取值, 目前尚无明确的结论,李宗利等[10鄄11]认为在恒定高 水头作用下,当裂缝宽度大于0郾 02mm 时,缝面水压 基本上呈全水头水布,同时又指出缝面水压分布与 缝面的粗糙程度有关,但没有给出影响程度的具体 结论。 在实际计算中,缝面水压取值常根据设计要求 选用不同的分布,如全水头分布、三角形分布和按渗 透压力分布等。 本节对选定后的配筋方案方案 郁再按全水头和三角形分布来计算裂缝宽度和长 度,以讨论不同缝面水压施加方式对裂缝长度和宽 度的影响,见表 3 中的工况 10 和工况 11。 缝面水压采用全水头和三角形分布时,水压分 布高度与裂缝长度相同,同时考虑缝面水压与裂缝 之间的耦合作用,即施加缝面水压力后,若裂缝继续 开展则在新的缝面上重新施加缝面水压力,直至裂 缝稳定为止。 表 3 给出了方案郁在设计洪水位缝面水压作 用下的底板裂缝宽度和长度,材料强度均采用标准 值,为了便于和缝面水压按渗透压力分布的计算结 果比较,将工况 4 结果也列于表 3。 从表 3 看出 a. 工况 10 缝面水压按全水头施加,在前一次 计算得到的主裂缝缝长范围施加全水头水压后,裂 缝长度和宽度都有大幅增长,第 3 次计算得到的裂 缝长度已达13郾 5m,若继续施加缝面水压,裂缝会无 限地开展下去,即裂缝开展不收敛。 这是因为,当缝 面水压为全水头分布时,裂尖水压最大,应力集中严 重;而在设计洪水位作用下不考虑缝面水压时,裂缝 86 水利水电科技进展,2014,343摇 Tel02583786335摇 E鄄mailjz hhu. edu. cn摇 http/ / kkb. hhu. edu. cn 长度已达 2郾 2 m,超出钢筋的布置范围,施加缝面水 压后裂尖应力集中得不到有效控制,导致裂缝进一 步扩展,新开裂的裂缝尖端产生更大的水头,如此循 环使裂缝开展不能收敛。 因此,应严格按规范要求 控制表面裂缝宽度,避免裂缝面上出现全水头分布 水压。 b. 工况 11 缝面水压为三角形分布,第 1 次施 加缝面水压后,裂缝长度和宽度不变,表明裂缝已稳 定。 说明裂尖水压为零时,不存在应力集中,即使裂 尖超出钢筋布置的范围,裂缝扩展仍能稳定。 c. 工况 4 缝面水压按渗透压力施加,裂缝扩展 时裂尖水压随着裂缝长度的增大越来越小,裂缝扩 展能够稳定。 由于渗透压力分布长度大于工况 11 的缝面水压分布长度,因此计算得到的裂缝长度和 宽度都大于三角形分布。 5摇 结摇 论 a. 对于既要控制裂缝宽度又要控制裂缝长度 的碾压与常态混凝土的某升船机上闸首结构,可以 采用“以材料强度标准值所得裂缝长度和宽度进行 底板裂缝控制,确定底板常态混凝土最小厚度,以材 料强度平均值所得裂缝长度确定钢筋布置范围冶的 计算原则来进行有限元裂缝控制验算。 采用该原 则,可得到符合设计要求的底板常态混凝土最小厚 度和配筋方案,既加快了施工进度,又满足裂缝宽度 要求,避免裂缝延伸到碾压混凝土引起渗漏。 b. 方案郁是该结构比较合适的配筋方案,在此 配筋下常态混凝土底板厚度可比初步设计减小2 m。 c. 缝面水压按渗透压力施加所得的裂缝长度 和宽度大于按三角形分布所得结果。 当缝面水压按 全水头分布施加时,若裂缝长度超过钢筋布置范围, 则裂缝会不断扩展,引起结构失效,因此应严格按规 范要求控制表面裂缝宽度,避免裂缝面上出现全水 头分布水压。 参考文献 [ 1 ] 秦明慧. 碾压混凝土与普通混凝土异同探讨[J]. 红水 河,2008,27154鄄57. 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