張南南,裘華鋒,王 軍,冷學(xué)軍,強(qiáng) 晟

(1.浙江省水利水電勘測設(shè)計院，浙江 杭州 310002；2.河海大學(xué) 水利水電工程學(xué)院，江蘇 南京 210098)

八堡排水泵站為斜軸式流道結(jié)構(gòu)的大型泵站，結(jié)構(gòu)型式復(fù)雜；底板下部采用灌注樁進(jìn)行基礎(chǔ)處理，約束較大。根據(jù)類似工程的建設(shè)經(jīng)驗和調(diào)研結(jié)果，這類結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜的大型泵站施工期很易出現(xiàn)裂縫。目前有較多的文獻(xiàn)對大體積混凝土溫控防裂理論做出了系統(tǒng)性的研究，在泵站及水閘溫控防裂方面也總結(jié)了很多實踐經(jīng)驗[6-20]。但在含有冷卻水管的大體積混凝土計算理論中，若采用等效算法，得到的是平均意義上的內(nèi)部溫度[2-3]，而實際布設(shè)的混凝土內(nèi)部溫度測點一般為距離水管最遠(yuǎn)點(所測為內(nèi)部最高溫度)，二者存在溫度指標(biāo)不匹配問題；若采用精細(xì)模型算法[4]，則前處理工作較為繁重，且計算效率較低。針對八堡排水泵站底板混凝土，根據(jù)已有的研究成果和工程實際需要，在仿真計算中，整體模型中采用水管冷卻的等效算法，另外建立絕熱邊界下冷卻水管的精細(xì)模型，以確定冷卻水管的間距和通水條件，并根據(jù)計算結(jié)果對內(nèi)部最高溫度指標(biāo)進(jìn)行修正。

本文基于三維有限元仿真計算成果，提出了八堡泵站底板混凝土溫控防裂措施與溫控指標(biāo)，并與現(xiàn)場實測溫度數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，實踐證明，仿真計算結(jié)果是準(zhǔn)確的，其溫控指標(biāo)和溫控措施合理可行。

1 工程概況

八堡排水泵站工程位于杭州市頭格村附近的錢塘江北岸海塘上。泵站設(shè)計流量200 m3/s，由5臺單泵流量為50 m3/s的斜軸臥式軸流泵組成，其中一臺為備用機(jī)組。泵站下部大體積混凝土采用塊基型結(jié)構(gòu)，長(順?biāo)飨?55 m，寬(垂直水流向)72.56 m，5條流道布置于其中。順?biāo)鞣较?，塊型基礎(chǔ)按分縫可分為進(jìn)口段、主機(jī)段、出口段三部分，長度分別為14 m、26.7 m、14.3 m；垂直水流方向，/塊型基礎(chǔ)再設(shè)伸縮縫兩道，將流道分為2孔+1孔+2孔，長度分別為29.22 m、14.14 m、29.22 m。

泵房下部采用D1 000 mm灌注樁進(jìn)行基礎(chǔ)處理，間排距為3.0 m，進(jìn)入強(qiáng)風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖層不小于0.5 m。

2 主機(jī)段底板有限元分析

2.1 仿真分析方法

采用三維有限元方法進(jìn)行數(shù)值仿真計算，考慮混凝土的施工過程、初始條件、邊界條件、材料特性、環(huán)境氣象條件等因素，盡可能進(jìn)行細(xì)致準(zhǔn)確的模擬，以得到與實際情況盡量相符合的計算結(jié)果。溫度場計算采用非穩(wěn)定溫度場有限元方法，整體模型中的水管冷卻采用等效熱傳導(dǎo)方法，并用精細(xì)算法模擬絕熱條件下單根水管的冷卻效果，應(yīng)力計算采用彈性徐變應(yīng)力的有限元方法[1]。

2.2 仿真計算參數(shù)及計算工況

2.2.1 計算模型

泵站兩聯(lián)孔主機(jī)段尺寸最大、結(jié)構(gòu)型式最為復(fù)雜，因此建立主機(jī)段底板的有限元模型進(jìn)行計算分析。泵站整體有限元模型及底板有限元分別(見圖1—2)主機(jī)段混凝土分4層進(jìn)行澆筑，單元總數(shù)為163 513，節(jié)點總數(shù)為185 024。

圖1 主機(jī)段整體有限元模型圖

圖2 主機(jī)段底板有限元模型

2.2.2 計算參數(shù)

根據(jù)泵站底板以下50 m范圍內(nèi)的土層情況進(jìn)行參數(shù)賦值，由于缺乏實測的地質(zhì)熱學(xué)參數(shù)，參考地質(zhì)報告、巖石力學(xué)參數(shù)手冊及類似工程經(jīng)驗選取熱學(xué)和力學(xué)參數(shù)。底板下部為DN1 000 mmC30混凝土灌注樁基礎(chǔ)，熱學(xué)參數(shù)在計算中按照C30混凝土在土體中的體積率進(jìn)行了等效計算；根據(jù)靜力等效原理，將每根樁的約束作用平均到底板底面，由此得到上層土的彈性模量為865 MPa。地基土層熱力學(xué)參數(shù)(見表1)。

表1 地基熱學(xué)和力學(xué)參數(shù)

由于八堡泵站工程商品混凝土未進(jìn)行有關(guān)熱力學(xué)參數(shù)的室內(nèi)試驗，因此參考浙江省內(nèi)其他類似工程經(jīng)驗進(jìn)行取值(見表2)。

表2 混凝土熱學(xué)和力學(xué)計算參數(shù)

C30混凝土彈性模量：E(τ)=38.0×(1-e-1.05τ0.4)GPa

C30混凝土抗拉強(qiáng)度計算式：ft(τ)=3.25×(1-e-0.29τ0.88)MPa

絕熱溫升θ：θ(τ)=50×(1-e-1.35τ0.7)℃

C30混凝土中摻入了膨脹劑，但考慮到膨脹劑效果的差異性，不一定能保證混凝土完全不產(chǎn)生收縮，因此自生體積變形，取：E(t)=-60×(1-e-0.11t1.0)。

底板表面冬季保溫材料選取復(fù)合土工膜，根據(jù)不同工況采用不同放熱系數(shù)。

C30混凝土的徐變采用常見的經(jīng)驗公式：

C(t,τ)=C1(1+9.20τ-0.45)[1-e-0.30(t-τ)]+C2(1+1.70τ-0.45)[1-e-0.005 0(t-τ)]

式中：C1=0.23/E0，C2=0.52/E0，E0=1.45×E(28)

假定泵站底板在12月份開始澆筑，底板上層流道的澆筑時間為底板澆筑完成后60 d，其余上部隔墻每層的澆筑時間為下層澆筑完成后30 d。

2.2.3 計算工況

主機(jī)段底板于2019年12月份澆筑，澆筑溫度取日均氣溫+8 ℃(自然入倉)，約為15 ℃；整體計算模型中未建立離散水管單元，采用等效算法模擬通水冷卻，目標(biāo)是將混凝土水化熱溫升降低18 ℃；同時對底板側(cè)面和倉面進(jìn)行保溫，表面放熱系數(shù)為12.5 kJ/ (m2·h·℃)，底板前部和中部混凝土較厚部位加強(qiáng)保溫，表面放熱系數(shù)為6.25 kJ/(m2·h·℃)，保溫時長為120 d；在底板澆筑完成后一個月后，考慮相鄰結(jié)構(gòu)澆筑，將相鄰面設(shè)置成絕熱面。底板上部結(jié)構(gòu)考慮按照正常施工順序進(jìn)行澆筑。

為保證通水冷卻措施能達(dá)到預(yù)期的效果，對單根冷卻水管的冷卻效果進(jìn)行計算模擬。單根冷卻水冷卻水管間距為0.6 m×0.6 m(對應(yīng)模型為0.6×0.6×200)，外表面均為絕熱邊界；澆筑溫度為15 ℃(與主機(jī)段底板一致)；采用10 ℃的水進(jìn)行冷卻，通水7 d，前4 d通水流量為120 m3/d，4 d后通水流量為48 m3/d，每隔12 h換一次冷卻水流方向。

3 計算成果

3.1 整體模型計算成果

由溫度包絡(luò)圖3可見，經(jīng)過通水冷卻和表面保溫之后，主機(jī)段底板內(nèi)部的平均最高溫度為40 ℃～43 ℃，相應(yīng)時刻的表面溫度約為33 ℃～36 ℃，內(nèi)外溫差約為7 ℃；根據(jù)典型內(nèi)部點溫度歷時曲線圖4，溫度峰值約在2 d左右達(dá)到，早齡期平均溫降速率約為1.7 ℃/d。由應(yīng)力包絡(luò)圖5可見，底板除了局部應(yīng)力集中區(qū)域，應(yīng)力水平總體較小，未超過2 MPa，基本控制在了允許抗拉強(qiáng)度之內(nèi)。

圖3 主機(jī)段工況4的Y=13.7 m處溫度包絡(luò)圖(℃)

圖4 主機(jī)段典型內(nèi)部特征點溫度歷時曲線

圖5 主機(jī)段工況4上層流道澆筑前的Y=13.7 m處應(yīng)力包絡(luò)圖(MPa)

3.2 單根冷卻水管模型計算成果

根據(jù)計算結(jié)果(見圖6)，在澆筑溫度15 ℃、冷卻水管間距為0.6 m×0.6 m、冷卻水溫10 ℃、前4 d通水流量為120 m3/d的情況下，離水管最遠(yuǎn)點的最高溫度達(dá)到了46.3 ℃，相應(yīng)齡期是1.25 d。為求得相應(yīng)時刻的內(nèi)部平均最高溫度，在齡期1.25 d之后，停止通水冷卻、并將水化熱溫升設(shè)為0，由此求得停水悶溫之后混凝土內(nèi)部的平均最高溫度為42.5 ℃(見圖7)。由此可見，通水冷卻情況下，混凝土真實的內(nèi)部最高溫度與內(nèi)部平均溫度相差約4 ℃。另外，在邊界絕熱、無通水冷卻的情況下，混凝土的平均最高溫度將達(dá)到65 ℃(澆筑溫度15 ℃+絕熱溫升50 ℃)，通水冷卻達(dá)到了將混凝土水化熱溫升降低22.5 ℃的效果，實現(xiàn)了將水化熱溫升降低18 ℃的目標(biāo)。

圖6 Y=100 m角點溫度歷時曲線

圖7 1.25 d后進(jìn)行停水悶溫工況下Y=100 m角點溫度歷時曲線

4 確定溫控指標(biāo)

根據(jù)仿真計算結(jié)果，確定主機(jī)段底板的溫控指標(biāo)(見表3)。

表3 主機(jī)段底板冬季澆筑綜合防裂措施條件下的溫控指標(biāo)

5 現(xiàn)場實測溫度對比分析

以泵站中聯(lián)主機(jī)段底板和右邊聯(lián)主機(jī)段底板為例，對現(xiàn)場實測溫控效果進(jìn)行分析。中聯(lián)主機(jī)段底板于2020年1月11日澆筑，典型表面及內(nèi)部溫度監(jiān)測數(shù)據(jù)(見圖8)。根據(jù)實測數(shù)據(jù)，混凝土澆筑溫度為14.13 ℃左右。底板較薄處內(nèi)部點最高溫度為41.1 ℃；底板較厚處內(nèi)部點最高溫度為38.6 ℃。內(nèi)外溫差早齡期達(dá)到15 ℃，后期基本控制在10 ℃內(nèi)；溫降期平均溫降速率約為2.0 ℃/d，滿足要求。

圖8 中聯(lián)主機(jī)段底板內(nèi)部、表面溫度測點歷時曲線

右邊聯(lián)主機(jī)段底板于2020年3月14日澆筑，典型表面及內(nèi)部溫度監(jiān)測數(shù)據(jù)(見圖9)。根據(jù)實測數(shù)據(jù)，混凝土澆筑溫度為21 ℃左右。底板較薄處內(nèi)部點最高溫度為43.8 ℃；底板較厚處內(nèi)部點最高溫度為45.3 ℃。內(nèi)外溫差早齡期超過15 ℃，后期控制在10 ℃內(nèi)；溫降期平均溫降速率約為2.0 ℃/d，滿足要求。

圖9 右邊聯(lián)主機(jī)段底板內(nèi)部、表面溫度測點歷時曲線

經(jīng)分析，中聯(lián)主機(jī)段底板溫控措施落實情況較好，最高溫指標(biāo)和溫降速率基本滿足要求；右邊聯(lián)主機(jī)段底板最高溫度指標(biāo)超出允許值，主要原因是澆筑時間滯后導(dǎo)致澆筑溫度偏高；另外溫控指標(biāo)中的最高溫度是指內(nèi)部平均最高溫度，而實際溫度測點布置于離冷卻水管最遠(yuǎn)點，所測基本為內(nèi)部最高溫度，二者存在不匹配關(guān)系；根據(jù)單根冷卻水管計算成果，最高溫度與平均最高溫度之差約為4℃，對最高溫度指標(biāo)進(jìn)行修正后，底板較薄處允許最高溫度為44℃、較厚處為47℃，本倉最高溫度值在允許范圍內(nèi)。兩倉底板早齡期內(nèi)的內(nèi)外溫差普遍存在超標(biāo)現(xiàn)象，具體原因是底板澆筑完后不具備立即覆蓋倉面保溫材料的條件；保溫材料覆蓋之后，內(nèi)外溫差基本上能得到有效的控制。綜合考慮，泵站底板溫控措施落實情況較好，基本滿足了溫控指標(biāo)要求。

6 結(jié) 論

(1)底板在冬季澆筑，自然入倉條件下澆筑溫度較低，對溫控防裂有利。

(2)底板各澆筑塊早齡期內(nèi)的內(nèi)外溫差普遍存在超標(biāo)現(xiàn)象，具體原因是底板澆筑完后不具備立即覆蓋倉面保溫材料的條件；保溫材料覆蓋之后，內(nèi)外溫差基本上能得到有效的控制。

(3)對于底板內(nèi)部最高溫度指標(biāo)，在現(xiàn)場溫控措施落實到位的情況下，基本能滿足要求，在現(xiàn)場溫控措施落實不到位的情況下，存在超標(biāo)現(xiàn)象。導(dǎo)致超標(biāo)的主要因素有早期通水流量不足、實際澆筑溫度高于計算值等。

(4)在仿真計算中，由于整體模型采用等效算法，計算所得的最高溫度為平均最高溫度；而實際內(nèi)部溫度測點一般布置在距離水管較遠(yuǎn)處，所測溫度接近實際最高溫度，高于內(nèi)部平均最高溫度。因此底板最高溫度指標(biāo)按照內(nèi)部溫度測點測量值進(jìn)行控制偏于嚴(yán)格，建議按照冷卻水管周圍的溫度場分布情況進(jìn)行合理修正。

(5)八堡泵站底板混凝土澆筑完成經(jīng)歷一個冬季之后，僅在表面發(fā)現(xiàn)部分細(xì)微裂縫，未發(fā)現(xiàn)深層及貫穿性裂縫，證明本文采用的仿真計算方法、溫控措施及溫控指標(biāo)合理可行，可為類似工程提供參考。