李 健，王輝義

(國(guó)家能源局大壩安全監(jiān)察中心，浙江 杭州 311122)

岸塔式進(jìn)水口是引水發(fā)電系統(tǒng)的咽喉，也是確保其后引水隧洞和發(fā)電廠房安全的重要屏障[1-3].隨著西南水電資源大規(guī)模開(kāi)發(fā)，高壩大庫(kù)越來(lái)越多，岸塔式進(jìn)水口的高度也高達(dá)百米.對(duì)于百米級(jí)的高聳塔體結(jié)構(gòu)，考慮其內(nèi)布置有事故閘門(mén)、工作閘門(mén)及其啟閉設(shè)施，孔洞眾多且交錯(cuò)相通，結(jié)構(gòu)及受力均較復(fù)雜，若再采用簡(jiǎn)單的桿件體系或平面有限元法進(jìn)行應(yīng)力變形分析，可能造成無(wú)法得到結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位的應(yīng)力分布而使計(jì)算結(jié)果顯得過(guò)于粗略，難以完全滿足工程設(shè)計(jì)需要.本文依托瀑布溝水電站96.0 m高的岸塔式進(jìn)水口結(jié)構(gòu)，基于Abaqus平臺(tái)，在整體三維線彈性有限元分析的基礎(chǔ)上，采用子模型技術(shù)[4]，考慮混凝土損傷塑性及與鋼筋聯(lián)合受力[5-7]，對(duì)孔口局部主要拉應(yīng)力區(qū)域進(jìn)行局部三維非線性應(yīng)力應(yīng)變分析，以更深入了解孔口周邊混凝土的應(yīng)力狀態(tài)，為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和配筋計(jì)算提供依據(jù)與參考.

1 計(jì)算模型

1.1 結(jié)構(gòu)布置

瀑布溝水電站水庫(kù)正常蓄水位850.00 m，岸塔式進(jìn)水口群采用“一”字布置于左岸，各進(jìn)水口自成獨(dú)立單元結(jié)構(gòu)，均由攔污柵段和進(jìn)水段組成.進(jìn)水口建基于花崗巖與玄武巖地基，建基面高程765.00 m，最大塔高96.0 m；進(jìn)水口單塔橫流道向?qū)?8.86 m，孔口兩側(cè)邊墻厚10.68 m.進(jìn)水口沿流道向長(zhǎng)28.3 m，進(jìn)水段長(zhǎng)19.3 m，其內(nèi)布置一道檢修閘門(mén)和一道工作閘門(mén)，孔口尺寸分別為7.5 m×9.5 m(寬×高)、7.5 m×10.08 m(寬×高)，工作閘門(mén)后設(shè)有斷面尺寸為4.0 m×1.5 m的通氣孔.進(jìn)水口后采用長(zhǎng)20.0 m的漸變段與圓形壓力管道相接.

1.2 材料參數(shù)與荷載工況

進(jìn)水口塔體混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C20，混凝土損傷塑性模型采用水工混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[8]推薦的單軸拉伸壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線，在Abaqus非線性有限元計(jì)算中所需相關(guān)輸入?yún)?shù)由能量等效理論推導(dǎo)，混凝土材料基本參數(shù)(見(jiàn)表1).鋼筋采用等向硬化模型，硬化曲線采用常見(jiàn)的三折線模型，鋼筋材料基本參數(shù)(見(jiàn)表2).

計(jì)算荷載主要包括結(jié)構(gòu)自重、水壓力、揚(yáng)壓力及浪壓力、上部設(shè)備荷載等，均按水工建筑物荷載設(shè)計(jì)規(guī)范取值[9].線彈性計(jì)算包括施工完建期和蓄水運(yùn)行期兩種工況，非線性有限元計(jì)算分兩個(gè)荷載步分別模擬施工、蓄水過(guò)程.

表1 混凝土材料基本參數(shù)

表2 鋼筋材料基本參數(shù)

1.3 有限元模型

進(jìn)水口有限元模型考慮整體模型和孔口局部子模型.整體模型包括進(jìn)水口塔體混凝土結(jié)構(gòu)及周圍巖石基礎(chǔ)，巖石基礎(chǔ)截取范圍根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)確定，一般截取特征尺寸的1.5倍左右；子模型是根據(jù)線彈性有限元計(jì)算結(jié)果，并考慮計(jì)算規(guī)模，從整體模型中切割出孔口周邊混凝土子域，網(wǎng)格劃分加密一倍，以滿足計(jì)算結(jié)果精度要求.

混凝土和鋼筋分別采用Abaqus中的C3D8和TRUSS單元進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分，并采用*EM-BEDDED REGION定義它們之間的相互作用.三維整體模型和孔口局部子模型有限元網(wǎng)格(見(jiàn)圖1)，單元總數(shù)分別為47 990、38 128.

圖1 有限元網(wǎng)格剖分

1.4 子模型方法

子模型方法是提高大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)局部區(qū)域求解精度的有限單元技術(shù).本次子模型計(jì)算依托Abaqus平臺(tái)，首先準(zhǔn)備子模型數(shù)據(jù)文件和相應(yīng)整體模型計(jì)算結(jié)果文件，然后在子模型數(shù)據(jù)文件中使用*SUBMODEL和*BOUNDARY，SUBMODEL，STEP命令調(diào)用整體模型中屬于子模型邊界的單元信息和計(jì)算結(jié)果，采取插值的方法將整體模型位移結(jié)果轉(zhuǎn)化為子模型指定位移邊界條件，并按子模型數(shù)據(jù)文件中指定的增量步進(jìn)行加載求解.

2 計(jì)算結(jié)果

2.1 整體模型線彈性分析

進(jìn)水口塔體施工完建期水平位移沿流道向最大值為7.071 mm，出現(xiàn)在塔體頂部，傾向上游；水平位移橫流道向最大值為0.403 mm，均表現(xiàn)為向孔口外側(cè)變形；豎直向位移最大值為9.514 mm，表現(xiàn)為向下沉降.進(jìn)水口塔體蓄水運(yùn)行期各向位移最大值出現(xiàn)部位與施工完建期一致，但受水壓力、揚(yáng)壓力作用影響，各向位移均較施工完建期有較大減小，相應(yīng)最大值分別為4.516 mm、0.268 mm、7.047 mm.施工完建期各向位移分布(見(jiàn)圖2).

進(jìn)水口塔體施工完建期整體呈受壓狀態(tài)，壓應(yīng)力均不到3.0 MPa，僅在孔口頂板、底板表層受拉，最大水平橫流道向拉應(yīng)力為1.963 MPa，但衰減較快，沿高程在不到2.0 m范圍迅速衰減到0.6 MPa以下，應(yīng)力分布(見(jiàn)圖3(a)).進(jìn)水口塔體蓄水運(yùn)行期應(yīng)力分布規(guī)律與施工完建期一致，但受水壓力、揚(yáng)壓力頂托作用，應(yīng)力峰值均大幅減小，最大水平橫流道向拉應(yīng)為0.944 MPa，應(yīng)力分布(見(jiàn)圖3(b)).

圖2 整體模型施工完建期各向位移等值線云紋圖

圖3 整體模型水平橫流道方向應(yīng)力等值線云紋圖

由位移和應(yīng)力計(jì)算結(jié)果可知，施工完建期的位移及應(yīng)力均較蓄水運(yùn)行期大，施工完建期為進(jìn)水口靜力條件下的控制工況.特別是蓄水后，水平橫流道向拉應(yīng)力峰值由1.963 MPa減少至0.944 MPa，應(yīng)力狀態(tài)改善幅度較大，因此施工時(shí)要合理設(shè)計(jì)澆筑層厚和安排施工工期，避免由于拆模過(guò)早或混凝土凝期不夠造成的施工拉裂縫.

2.2 子模型非線性分析

根據(jù)整體模型計(jì)算結(jié)果，采用子模型技術(shù)，考慮混凝土的損傷塑性性能后，混凝土水平橫流道向拉應(yīng)力峰值較線性計(jì)算結(jié)果明顯減小，但其拉應(yīng)力范圍有一定增大，說(shuō)明混凝土發(fā)生損傷塑性后，損傷塑性部位及其周邊混凝土應(yīng)力重新調(diào)整分布，計(jì)算結(jié)果與理論相符.非線性計(jì)算出的應(yīng)力峰值不超過(guò)混凝土抗拉強(qiáng)度，損傷塑性范圍僅分布流道中軸線孔口頂、底板淺表層，沿高程不到0.5 m(見(jiàn)圖4).

跟蹤受拉發(fā)生損傷塑性單元結(jié)點(diǎn)應(yīng)力—應(yīng)變歷程曲線(見(jiàn)圖5)，從施工完建到蓄水過(guò)程，孔口混凝土損傷塑性區(qū)經(jīng)歷了彈性-損傷塑性-卸載的應(yīng)力變化過(guò)程.在塔體混凝土澆筑上升過(guò)程中，孔口頂、底板表層水平橫流道向拉應(yīng)力峰值在達(dá)到抗拉強(qiáng)度1.50 MPa后進(jìn)入損傷塑性狀態(tài)，而在蓄水期間，孔口周邊混凝土應(yīng)力狀態(tài)得到改善而處于卸載狀態(tài)，且不再承受拉應(yīng)力.

圖4 子模型孔口周邊混凝土損傷塑性等值線云紋圖

圖5 損傷塑性單元結(jié)點(diǎn)應(yīng)力—應(yīng)變歷程曲線圖

計(jì)算結(jié)果表明，孔口流道周邊混凝土拉應(yīng)力范圍考慮鋼筋后的非線性與不考慮鋼筋作用基本相同，但混凝土塑性應(yīng)變峰值較不考慮鋼筋減少約15%，說(shuō)明布置鋼筋對(duì)阻止裂紋擴(kuò)展具有較好效果.計(jì)算的鋼筋拉應(yīng)力很小，采用混凝土與鋼筋位移協(xié)調(diào)模式，并不能完全真實(shí)地模擬混凝土與鋼筋的相互作用和傳力機(jī)制有關(guān).

非線性計(jì)算時(shí)發(fā)現(xiàn)，增量步、荷載步選擇尤為重要.如果增量步太少，跟蹤應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系曲線會(huì)出現(xiàn)漏掉峰值的情況，即混凝土未達(dá)到抗拉強(qiáng)度就進(jìn)入損傷塑性狀態(tài)；如果將施工期和蓄水期放在一個(gè)荷載步中按比例增量加載，會(huì)出現(xiàn)孔口周邊混凝土橫流道向應(yīng)力一直在抗拉強(qiáng)度范圍，導(dǎo)致與實(shí)際不符.

3 結(jié) 論

整體模型線彈性計(jì)算結(jié)果表明進(jìn)水口塔體各向位移均很小，塔體剛度可以滿足設(shè)計(jì)要求.整體模型線彈性與子模型非線性計(jì)算的混凝土應(yīng)力分布規(guī)律一致，拉應(yīng)力區(qū)集中在孔口周邊，沿高度衰減梯度大，損傷塑性區(qū)僅分布在流道中軸線孔口頂、底板淺表層0.5 m范圍內(nèi)，表明塔體混凝土強(qiáng)度能滿足設(shè)計(jì)要求.

值得關(guān)注的是，進(jìn)水口塔體靜力條件下的控制工況為施工完建期，蓄水后應(yīng)力狀態(tài)得到較大改善，因此施工時(shí)應(yīng)注意施工拆模和混凝土分層澆筑及進(jìn)度控制，以確保孔口周邊混凝土有足夠的凝固時(shí)間.另外，鑒于該塔體結(jié)構(gòu)安全裕度較大，以后類似進(jìn)水口結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，可開(kāi)展單塔塔體寬度、高度與孔口尺寸之間的比例關(guān)系和群塔進(jìn)水口的塔體之間相互作用對(duì)孔口混凝土水平橫流道向拉應(yīng)力影響的研究，以期進(jìn)一步優(yōu)化塔體結(jié)構(gòu).

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