觀音巖大壩碾壓混凝土2種設計齡期的溫控特性比較

漆天奇，周 偉，常曉林，馬 剛，馮楚橋

(1.武漢大學水資源與水電工程科學國家重點實驗室，武漢 430072； 2.武漢大學水工巖石力學教育部重點實驗室，武漢 430072)

碾壓混凝土壩筑壩技術的提出是世界筑壩史的一次重大突破，在我國，對碾壓混凝土壩的研究及應用起步于20世紀80年代，經過20 a的發展，目前已處于世界領先水平[1,2]。已有科研成果表明，碾壓混凝土水泥用量少，粉煤灰等摻合料摻量高，后期強度增長顯著，故被廣泛地應用于中大型混凝土壩中[3-5]。碾壓混凝土后期強度增長與水泥、摻合料、外加劑等有關，一般碾壓混凝土28、90和180 d齡期強度增長大致為1∶(1.4～1.5)∶(1.7～1.8)[6,7]。為切實節約水泥等膠凝材料的用量，達到提高技術經濟效益和社會效益的目的，對混凝土設計齡期的研究有著重要的意義。文獻[8]在考慮混凝土設計齡期的基礎上，對大壩混凝土強度標準進行了研究。陳念生等[9]在二灘拱壩的招標設計過程中，類比國內外工程經驗提出了提高混凝土設計齡期的方案。在三峽永久船閘的建設中，任繼禮等[10]就襯砌混凝土設計齡期的選用進行了探討，并提出了在選用過程中考慮溫控效果的設想。中國水電十四局的王彬等[11]通過配合比試驗研究了90 d設計齡期代替28 d設計齡期的可行性。上述研究提出了在水利工程中采用高設計齡期混凝土的設想，并通過配合比試驗和熱力學試驗從材料特性的角度對這一設想進行了研究分析，但在研究過程中局限于理論和室內試驗，并未考慮工程建設的復雜性，無法結合真實的施工過程對混凝土設計齡期的選用進行分析。

本文基于有限元方法采用ANSYS大型有限元軟件對觀音巖碾壓混凝土壩分別采用90和180 d設計齡期進行對比研究。根據規范和經驗確定了2種設計齡期混凝土的溫控標準，并驗證了溫控標準的合理性。考慮施工過程、氣候環境和通水措施的復雜性，對2種設計齡期的混凝土采用相同的溫控措施以及澆筑方案，動態模擬碾壓混凝土壩典型壩段施工全過程。在此基礎上對典型壩段的施工期溫度場和應力場進行了仿真模擬，對2種設計齡期的混凝土的溫控特性做出綜合評價和對比分析，從溫控的角度探討采用180 d設計齡期的可行性。

1 計算原理

1.1 溫度場計算原理

根據熱量平衡原理[12,13]，可導出固體熱傳導基本方程：

(1)

初始條件:

T=T0(x,y,z)

(2)

第1類邊界條件。已知邊界上的溫度分布：

T=Ts

(3)

第3類邊界條件。已知邊界上的對流分布：

(4)

式中：αx=λx/(cρ)、αy=λy/(cρ)、αz=λz/(cρ)為混凝土的導溫系數;λx、λy、λz為混凝土在x、y、z方向上的導熱系數；θ為材料的絕熱溫升;hf為對流換熱系數;Tf為物體周圍的流體溫度;Ts為物體表面的溫度；T為混凝土的溫度。

將求解區域R劃為有限個單元Ωe，引入單元形函Ni，則單元內任意點的溫度可由構成單元m個節點溫度插值：

(5)

基于變分原理，導出如下有限元支配方程：

[H]{T}+{F}=0

(6)

Hij=∑heij，Fi=∑fei

(7)

(9)

本文在溫度場的計算中采用朱伯芳院士提出的等效算法模擬水管冷卻效果，以等效熱傳導方程為基礎，以負熱源模擬冷卻水管[14]。等效熱傳導方程如下：

式中：Tw為冷卻水進口水溫；φ為與水管長度、間距及水化熱散發速度有關的函數；ψ為水化熱殘留系數。

1.2 溫度應力計算原理

混凝土在復雜應力狀態下的應變增量主要由彈性應變增量、徐變應變增量、溫度應變增量、自生體積變形增量以及干縮應變增量等構成[12]，即：

Δεn=Δεen+Δεcn+ΔεTn+Δε0n+Δεsn

(11)

式中：Δεen為混凝土彈性應變增量；Δεcn為混凝土徐變引起應變增量；ΔεTn為混凝土變溫引起的應變增量；Δε0n為自生體積變形應變增量；Δεsn為混凝土干縮引起的應變增量；n為計算載荷步。

計算時如果忽略Δεsn的影響，則在任意時間段Δti內，可以得到增量形式的物理方程為：

(12)

2 計算模型及條件

觀音巖水電站位于云南省與四川省交界的金沙江中游河段，大壩為混合壩，由堆石壩及重力壩組成，壩頂總長1 158 m。其中混凝土壩部分長838.035 m，最大壩高為159 m，主體建筑材料為碾壓混凝土。

24號溢流壩段是觀音巖碾壓混凝土重力壩建基面最低、高度最高的壩段，最大底寬130 m，壩段寬25 m。選取觀音巖重力壩的24號溢流壩段作為觀音巖碾壓混凝土重力壩溫度場、應力場仿真計算的典型壩段。壩段三維有限元模型見圖1，其中建基面1 005 m高程以下基巖厚度約1.5倍壩高，壩軸線上、下游側順河向范圍約1.5倍壩高。采用8節點等參實體單元對混凝土與基巖進行離散。

圖1 24號溢流壩段壩體有限元模型Fig.1 Finite element models of No.24 overflow section

90和180 d設計齡期的碾壓混凝土的材料參數均取自 《碾壓混凝土90 d齡期試驗報告》。壩體碾壓混凝土配合比有以下3種：C18015W906F90100三級配和C18020W908F90100二、三級配，分別編號為R1、R2及R3。為了節省篇幅，這里僅列出三級配混凝土R1的熱力學參數。根據觀音巖碾壓混凝土絕熱溫升試驗資料，采用雙曲線公式擬合試驗數據，得到混凝土絕熱溫升試驗結果見表1，混凝土熱學參數見表2，混凝土力學參數見表3。

根據表1所示的試驗結果繪制混凝土R9015和R18015的絕熱溫升曲線，見圖2。

表1 碾壓混凝土絕熱溫升試驗結果Tab.1 Adiabatic test results of RCC

表2 碾壓混凝土熱學參數Tab.2 Thermal parameter of RCC

表3 碾壓混凝土力學參數Tab.3 Mechanical parameters of RCC

圖2 混凝土絕熱溫升曲線Fig.2 Adiabatic temperature rise curve of concrete

由圖2可知，180 d設計齡期碾壓混凝土各齡期絕熱溫升顯著低于90 d設計齡期碾壓混凝土各齡期絕熱溫升。這是因為碾壓混凝土采用180 d設計齡期時水泥等膠凝材料用量較少，水泥水化熱較低。

3 2種設計齡期混凝土溫度控制標準研究

3.1 混凝土應力控制標準

施工期混凝土基礎澆筑塊水平向徐變溫度應力可以采用有限元法或者影響線法計算[15]。根據《混凝土重力壩設計規范》(SL319-2005)的規定，其應力控制標準按下式確定[16]：

(13)

式中：σ為各種溫差所產生的溫度應力之和；εp為混凝土極限拉伸值；Ec為混凝土彈性模量；Kf為抗裂安全系數，本工程采用1.65。

根據表3混凝土力學性能參數，計算了大壩混凝土的允許水平拉應力，見表4。

表4 90和180 d設計齡期混凝土允許拉應力Tab.4 Allowable tensile stress of 90 d and 180 d design age concrete

分析表4可知，在混凝土澆筑的早期，90 d設計齡期混凝土的允許水平拉應力較180 d設計齡期混凝土的允許水平拉應力要大；而在澆筑后期，伴隨著混凝土強度的發展，2種設計齡期混凝土的允許水平拉應力基本相當。

3.2 混凝土溫度控制標準

3.2.1 穩定溫度場分析

大壩蓄水運行后，壩體溫度最終將以穩定溫度為中心，隨外界溫度的變化呈余弦狀周期性變化。穩定溫度場為施工期控制混凝土基礎溫差，防止貫穿裂縫產生和確定運行期溫度荷載提供重要依據[17]。

壩前的庫水溫邊界條件采用朱伯芳院士推薦的水庫任意深度年平均水溫計算公式[12]。其中庫表年平均水溫取22.3 ℃，庫底年平均水溫取12 ℃。壩體頂面、上下游水位以上表面，考慮太陽輻射熱的影響，在壩址多年平均氣溫上加2 ℃，取20.3 ℃。按上述邊界條件，采用三維有限元法計算壩體的穩定溫度場。24號溢流壩段的穩定溫度場見圖3。

圖3 溢流壩段穩定溫度場Fig.3 Steady temperature field of overflow section

由圖3知，溢流壩段基礎約束區穩定溫度自上游至下游為12.1～22.4 ℃，非約束區內部平均穩定溫度隨高程上升為18～22 ℃。各分區計算成果見表5。

表5 穩定溫度計算成果Tab.5 Calculated results of steady temperature

注：表中L為溢流壩段最大底寬，L=130 m，全文相同。

3.2.2 基礎溫差分析

基礎溫差一般是指基礎約束范圍內的混凝土最高溫度與穩定溫度之差，控制基礎溫差的主要目的是為了防止貫穿性裂縫的發生。

據觀音巖水電站混凝土分區的情況，對基礎約束區混凝土內碾壓混凝土R2進行了三維有限元計算。根據約束系數法[18]，初步擬定R9020基礎允許溫差為13 ℃，碾壓混凝土R18020的基礎允許溫差為12 ℃。現采用三維有限元法驗證基礎允許溫差取值的合理性，分別計算齡期為14、28和90 d的應力。為簡化計算過程，對模型進行簡化，計算模型見圖4。根據溢流壩段體形設定模型中澆筑塊的長度為130 m，寬度為25 m。基礎溫差應力三維有限元計算結果見表6。

圖4 基礎溫差計算模型Fig.4 Computing model of basic temperature difference

混凝土類型齡期/d距基巖高度h/L處的應力/MPa00．10．2最低安全系數Kf141．030．850．671．70R9020281．190．850．821．76901．510．980．781．95141．060．880．751．65R18020281．210．870．451．66901．451．020．602．10

由上述計算結果可知，碾壓混凝土R9020在ΔT=13 ℃的基礎溫差下，14、28和90 d齡期的抗裂安全系數為1.70～1.95；碾壓混凝土R18020在ΔT=12 ℃的基礎溫差下，14、28和90 d齡期的抗裂安全系數為1.65～2.10，均滿足大于1.65的要求。且R18020的后期抗裂能力發展迅速，其后期抗裂能力優于混凝土R9020的后期抗裂能力。

3.2.3 允許最高溫度

綜合規范要求和基礎溫差應力的計算，擬定不同設計齡期的混凝土在典型壩段的基礎容許溫差，結果見表7。

根據溢流壩段穩定溫度場計算成果和溫差控制標準，擬定壩段不同設計齡期的混凝土允許最高溫度控制標準見表7。

表7 溢流壩段允許最高溫度

4 仿真計算成果對比分析

本章對180 d設計齡期混凝土和90 d設計齡期混凝土均基于原90 d設計齡期溫控措施進行仿真計算，將不同設計齡期的混凝土在相同溫控措施下的仿真計算成果進行對比分析，從而得出相應的結論。

180 d設計齡期下溢流壩段在原定的溫控措施下最高溫度包絡圖如圖5，90 d設計齡期下溢流壩段在原定溫控措施下的最高溫度包絡圖見圖6，2種設計齡期下溢流壩段內部碾壓混凝土最高溫度沿高程分布曲線見圖7。

圖5 溢流壩段最高溫度包絡圖(180 d)Fig.5 The maximum temperature envelope diagram of overflow section (180 d)

圖6 溢流壩段最高溫度包絡圖(90 d)Fig.6 The maximum temperature envelope diagram of overflow section (90 d)

圖7 內部碾壓混凝土最高溫度沿高程分布曲線Fig.7 The elevation distribution curve of maximum temperature of internal roller compacted concrete

由圖5可知，采用180 d設計齡期的混凝土時，最高溫度發生在溢流壩段高程1 035～1 065 m，溫度在30 ℃左右，而該區域混凝土處于基礎弱約束區與非基礎約束區過渡區域，最高溫度未超過相應的允許最高溫度33～34 ℃。由圖6可知，采用90 d設計的齡期混凝土時，最高溫度發生在相同的區域內，溫度為30～32 ℃，能滿足相應的溫度控制標準。

由圖7可知，各區域的2種設計齡期混凝土內部最高溫度均能滿足相應的控制標準。此外在溢流壩段的同一高程處180 d設計齡期混凝土的最高溫度比90 d設計齡期混凝土的最高溫度低2～3 ℃，這對大壩混凝土溫度控制成本及施工費用的降低有重要的意義。

180 d設計齡期下溢流壩段在原定的溫控措施下應力仿真計算成果見圖8、圖10、圖12，90 d設計齡期下溢流壩段在原定的溫控措施下應力仿真計算成果見圖9、圖11、圖13。

圖8 溢流壩段最大順河向應力包絡圖(180 d)Fig.8 The maximum downstream stress envelope diagram of overflow section (180 d)

圖9 溢流壩段最大順河向應力包絡圖(90 d)Fig.9 The maximum downstream stress envelope diagram of overflow section (90 d)

圖10 溢流壩段最大橫河向應力包絡圖(180 d)Fig.10 The maximum cross-river stress envelope diagram of overflow section (180 d)

圖11 溢流壩段最大橫河向應力包絡圖(90 d)Fig.11 The maximum cross-river stress envelope diagram of overflow section (90 d)

圖12 溢流壩段最大拉應力沿高程分布曲線(180 d)Fig.12 The elevation distribution curve of maximum tensile stress of overflow section (180 d)

圖13 溢流壩段最大拉應力沿高程分布曲線(90 d)Fig.13 The elevation distribution curve of maximum tensile stress of overflow section (90 d)

由圖8、圖9可知溢流壩段順河向應力最大值發生在壩體內部的中間部位。其中采用180 d設計齡期時順河向最大拉應力為1.45 MPa，采用90 d設計齡期時順河向最大拉應力為1.91 MPa，較采用180 d設計齡期時的順河向最大拉應力高0.46 MPa。碾壓混凝土允許拉應力取21 d值，由圖12、圖13可知，采用2種設計齡期的碾壓混凝土時，各部位順河向拉應力在原定溫控措施下均能滿足相應允許拉應力要求。

由圖10、圖11可知橫河向最大拉應力發生在壩體上、下游表面附近。其中采用180 d設計齡期時橫河向最大拉應力為1.26 MPa，采用90 d設計齡期時橫河向最大拉應力為1.78 MPa，較采用180 d設計齡期時的橫河向最大拉應力高0.52 MPa?；炷猎试S拉應力均取90 d值，由圖12、圖13可知，采用2種設計齡期的碾壓混凝土時，各部位橫河向應力均能滿足相應的允許應力值。

由上述分析可知，采用180 d設計齡期時，壩體各部位應力均能滿足相應的控制標準，且較采用90 d設計齡期時的應力低0.4～0.5 MPa，總體應力狀況較好。這有益于大壩溫控方案的優化，且對大壩施工期及運行期的安全有著重要意義。

5 結 語

根據對2種設計齡期混凝土溫控標準的研究和對仿真計算成果的對比分析可知， 180 d設計齡期的混凝土在基于90 d設計齡期混凝土制定的溫控措施下最高溫度及溫度應力均能滿足相應的控制標準，且與90 d設計齡期混凝土對比，除降低水泥等膠凝材料的用量，提高了經濟效益外，180 d設計齡期混凝土還具有以下優點。

(1)對碾壓混凝土溫度應力控制標準的研究和對基礎溫差應力的分析均表明， 180 d設計齡期的混凝土仍能滿足早齡期的抗裂要求，且180 d設計齡期的混凝土后期強度和抗裂能力發展迅速，其后期抗裂能力優于90 d設計齡期混凝土的后期抗裂能力。

(2)在相同溫控措施下，典型壩段采用180 d設計齡期混凝土時的最高溫度比采用90 d設計齡期混凝土時的最高溫度低2～3 ℃，這主要是因為180 d設計齡期混凝土的最終絕熱溫升比90 d設計齡期混凝土的最終絕熱溫升低3～5 ℃。由此可知，采用180 d設計齡期的混凝土時，溫控措施可相對寬松，可節約通水冷卻的成本投入，技術經濟效益和社會效益顯著。

(3)由應力仿真結果可知，典型壩段采用180 d設計齡期的混凝土時內部順河向最大拉應力比采用90 d設計齡期混凝土時的拉應力低0.4 MPa左右，橫河向最大拉應力也較采用90天設計齡期時的拉應力低0.5 MPa左右。采用180 d設計齡期時大壩整體應力水平較低，這對大壩的溫控防裂和整體安全都有重要的意義。

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