新疆某混凝土重力壩運(yùn)行期溫度場和應(yīng)力場反饋分析

林 鋒，趙 妮，孫粵琳，李秀琳

（1.新疆額爾齊斯河流域開發(fā)工程建設(shè)管理局，新疆 烏魯木齊 830000；2.新疆水利水電規(guī)劃設(shè)計管理局，新疆 烏魯木齊 830000；3.中國水利水電科學(xué)研究院 流域水循環(huán)模擬與調(diào)控國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100038）

1 研究背景

碾壓混凝土具有絕熱溫升低、發(fā)熱慢等優(yōu)點(diǎn)，同時，碾壓混凝土壩的施工速度快，一般不設(shè)縱縫、通倉、薄層快速連續(xù)上升。因此，我國目前除200 m以上的特高拱壩和高寒地區(qū)的大壩外，大多數(shù)混凝土壩都采用碾壓混凝土技術(shù)[1]。但是高寒地區(qū)的碾壓混凝土壩穩(wěn)定溫度較低，基礎(chǔ)溫差不易控制；上下游面附近內(nèi)外溫差大，容易出現(xiàn)表面裂縫；大壩越冬間歇時間長達(dá)5個多月，更增加了溫控的難度[2]。國內(nèi)對東北和西北高寒地區(qū)混凝土壩展開了大量的溫控防裂研究[3-7]。對于埋設(shè)有溫度監(jiān)測儀器的混凝土壩，以溫度監(jiān)測值為目標(biāo)進(jìn)行溫度場反饋分析有助于把握仿真計算采用的材料參數(shù)以及邊界條件，從而提高仿真精度[8-11]。

新疆某混凝土重力壩是引額供水工程的水源工程之一，壩址區(qū)氣候干燥，春秋季短，冬季較長，氣溫年較差懸殊。多年平均蒸發(fā)量為1915.1 mm，而平均降雨量僅183.9 mm[12]。壩址處極端最低、最高氣溫分別為-49.8℃和40.1℃，年均氣溫僅2.7℃，最大凍土深175 cm[2]。大壩壩頂高程745.5 m，最大壩高121.5 m。為了滿足溫控防裂的要求，大壩按溫控設(shè)計從施工期開始陸續(xù)在上游壩面貼上10 cm厚的苯板，自2008年水庫第一次蓄水后，水位變動區(qū)保溫板經(jīng)常出現(xiàn)剝落，2010年12月718.5 m高程以上保溫板也出現(xiàn)部分脫落，2011年1月開展了XPS板補(bǔ)貼工作，因此大壩蓄水后的實(shí)際溫度邊界條件與設(shè)計有較大變化。鑒于水庫自蓄水后，進(jìn)行了上游壩面、壩體內(nèi)部連續(xù)的溫度監(jiān)測，監(jiān)測資料完整[13]，本研究旨在結(jié)合現(xiàn)場的實(shí)測溫度資料對大壩溫度場進(jìn)行三維有限元反饋仿真分析，校準(zhǔn)仿真計算的邊界條件和有關(guān)參數(shù)，使仿真計算結(jié)果與現(xiàn)場觀測結(jié)果基本一致，以滿足大壩溫度場和應(yīng)力場預(yù)測精度的要求，并重點(diǎn)分析溫度邊界條件發(fā)生變化區(qū)域的溫度應(yīng)力，評價大壩局部開裂的可能性。

2 仿真模型及計算參數(shù)

2.1 計算模型選取埋設(shè)儀器較多的35#壩段建立三維有限元計算模型，如圖1所示，其中壩體共計12 324個單元，15 281個節(jié)點(diǎn)。壩段沿壩軸線方向取15 m，基礎(chǔ)范圍在壩踵上游、壩趾下游和壩基往下各取100 m。坐標(biāo)原點(diǎn)在壩段壩踵處，x軸為順?biāo)鞣较?，正向?yàn)樯嫌沃赶蛳掠?；y軸為垂直水流方向，正向?yàn)橛野吨赶蜃蟀?；z軸正向?yàn)殂U直向上。應(yīng)力場計算地基底面按固定支座處理，地基在上下游方向按x向簡支處理，地基沿壩軸線方向的兩個邊界按y向簡支處理[14]。

2.2 計算參數(shù)壩基巖體參數(shù)中，天然密度為2730 kg/m3，泊松比0.3，彈性模量15 GPa。混凝土配合比熱學(xué)參數(shù)見表1。

圖1 35#壩段三維有限元模型

表1 混凝土材料熱學(xué)參數(shù)統(tǒng)計

3 計算邊界條件

計算考慮了35#壩段澆筑塊的設(shè)計溫控方案和實(shí)際施工及運(yùn)行狀況，并根據(jù)監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行調(diào)整，相應(yīng)的邊界條件如下。

（1）地基溫度。仿真計算開始時，地基溫度采用澆注起始時間2007年7月份的實(shí)測地溫。

（2）上游面保溫情況。2007年越冬期（10月份）之前，采用2 cm厚聚氨酯泡沫被進(jìn)行臨時保溫，2007年10月中旬澆筑到越冬面高程時，黏貼10 cm厚XPS板進(jìn)行保溫，其中回填坡積物到638.0 m高程，等效放熱系數(shù)取20 kJ/（m2·d·℃）[15]；2008年9月21日之前，采用2 cm厚聚氨酯泡沫被進(jìn)行臨時保溫，之后黏貼10 cm厚XPS板進(jìn)行保溫，水下部分的保溫板由于出現(xiàn)浸水，保溫效果大幅度損失，等效放熱系數(shù)取300 kJ/（m2·d·℃）；2009年9月21日之前，采用2 cm厚聚氨酯泡沫被進(jìn)行臨時保溫，之后粘貼10 cm厚XPS板保溫，等效放熱系數(shù)選取同2008年，其中，665.0～683.0 m高程范圍內(nèi)在2009年9月1日—2010年6月1日之間處于水位變動區(qū)，保溫效果有損失，等效放熱系數(shù)取60 kJ/（m2·d·℃）；2010年澆筑時間為6—7月，澆筑完成后采用2 cm厚聚氨酯泡沫被進(jìn)行臨時保溫，從9月21日起黏貼10 cm厚XPS板保溫；2010年12月28日718.5 m高程以上保溫板部分脫落，等效放熱系數(shù)取200 kJ/（m2·d·℃），2011年1月2日起補(bǔ)貼XPS板，等效放熱系數(shù)取35 kJ/（m2·d·℃）。

（3）下游面保溫情況。2007年越冬期（10月份）之前，采用2cm厚聚氨酯泡沫被進(jìn)行臨時保溫，2007年10月中旬澆筑到越冬面高程時，粘貼10 cm厚XPS板進(jìn)行保溫；2008年9月21日之前，采用2 cm厚聚氨酯泡沫被進(jìn)行臨時保溫，之后粘貼10 cm厚XPS板進(jìn)行保溫，水下部分的保溫板由于出現(xiàn)浸水，保溫效果大幅度損失，等效放熱系數(shù)取300 kJ/（m2·d·℃），其中679.0～681.0 m采用1 cm聚氨酯保溫；2009年9月21日之前，采用2 cm厚聚氨酯泡沫被進(jìn)行臨時保溫，之后粘貼10 cm厚XPS板保溫；2010年澆筑時間為6—7月，澆筑完成后采用2 cm厚聚氨酯泡沫被進(jìn)行臨時保溫，從9月21日起粘貼10cm厚XPS板保溫。

（4）倉面保溫情況。間歇層采用2 cm厚聚氨酯泡沫被進(jìn)行臨時保溫，在6—9月份采取“噴淋”方式養(yǎng)護(hù)。2007年第一個越冬頂面在10月31日之前，縱0+23 m上游越冬面采用4 cm棉被（聚氨酯被）保溫，縱0+23 m下游越冬面完全暴露在空氣中，從11月1日起全部采用24 cm厚棉被進(jìn)行保溫，到2008年春季保溫被從3月8日開始至4月5日逐層揭開；2008年第二越冬面在11月14日之前采用1 cm聚氨酯被保溫，11月15日用24 cm厚棉被進(jìn)行保溫，考慮到被子在2007年已經(jīng)用過，等效放熱系數(shù)折減為20 kJ/（m2·d·℃），2009年春季保溫被從3月26日開始至4月5號逐層揭去；2009年第三越冬面在10月6日開始用24 cm厚棉被進(jìn)行保溫，等效放熱系數(shù)折減為18.41 kJ/（m2·d·℃）。

（5）通水冷卻。水管冷卻范圍為高程687～735 m，水管布置間距為1.5 m×1.5 m，通水溫度15℃，一期通水開始時間為澆筑當(dāng)天，通水結(jié)束時間為澆筑以后第16天，無二期通水。

（6）蓄水情況。第一次蓄水時間為2008年9月20日，上下游水位分別為668.0 m和645.0 m；第二次蓄水時間為2010年6月2日，上下游水位分別為718.5 m和651.7 m。

（7）氣溫選取。從2007年7月12日澆筑開始至2012年11月2日外界氣溫采用當(dāng)?shù)貙?shí)測氣溫，2012年11月3日至2013年12月31日外界氣溫采用2011年11月3日至2012年12月31日同期實(shí)測氣溫，2014年和2015年采用多年平均旬平均氣溫。

4 溫度場反饋分析

圖2 35#壩段溫度計埋設(shè)位置示意圖

將根據(jù)上述參數(shù)和計算邊界條件計算得到的溫度場仿真計算結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)測溫度進(jìn)行比較，以評價計算結(jié)果的客觀性。監(jiān)測溫度計埋設(shè)位置見圖2，在上下游面共選取5個典型監(jiān)測點(diǎn)進(jìn)行溫度場反饋分析。

4.1 上游面監(jiān)測點(diǎn)選取監(jiān)測點(diǎn)TW3-3、TW3-7和監(jiān)測點(diǎn)TW3-9進(jìn)行溫度場反饋分析，其中監(jiān)測點(diǎn)TW3-3位于死水位以下，所在上游面保溫板浸水未脫落；監(jiān)測點(diǎn)TW3-7位于死水位和正常蓄水位之間，所在上游面保溫板未發(fā)生過脫落；監(jiān)測點(diǎn)TW3-9位于正常蓄水位以上，所在上游面保溫板發(fā)生過脫落并進(jìn)行了補(bǔ)貼。3個監(jiān)測點(diǎn)的溫度過程線見圖3—圖5。

從溫度計的實(shí)際監(jiān)測值和埋設(shè)位置臨近的結(jié)點(diǎn)溫度計算值比較可以看出，TW3-3監(jiān)測點(diǎn)在2010年6月以前，計算值與實(shí)測值比較接近，之后的最高溫度計算值較實(shí)測值偏低，這說明計算時通過《混凝土重力壩設(shè)計規(guī)范》（SL319-2005）中規(guī)定的方法計算得出的庫水溫度跟實(shí)際的水溫有一定的差別，造成計算值與實(shí)測值有一定的出入。TW3-7監(jiān)測點(diǎn)的計算值與實(shí)測值的變化規(guī)律完全一致：在混凝土澆筑完畢的3～5 d內(nèi)混凝土達(dá)到最高溫度32℃；后面幾天由于水管冷卻、表面散熱等原因，混凝土溫度有所下降；在上層混凝土澆筑以后，由于熱量回灌混凝土溫度又有所回升；以后混凝土的溫度隨外界環(huán)境溫度的變化呈周期性波動，在每年2月溫度降到最低，在3℃左右。TW3-9監(jiān)測點(diǎn)在2010年12月28日保溫板脫落之前的溫度計算值與實(shí)測值非常接近，保溫板脫落后，混凝土壩面直接裸露于空氣中，在氣溫的作用下最低溫度均降至0℃以下，2011年1月補(bǔ)貼保溫板之后，實(shí)測的溫度值明顯高于計算值，尤其是2011年的8月份，實(shí)測溫度值接近甚至超過了外界氣溫，說明現(xiàn)場補(bǔ)貼保溫板的措施沒有達(dá)到預(yù)期效果。

圖3 監(jiān)測點(diǎn)TW3-3溫度過程線

圖4 監(jiān)測點(diǎn)TW3-7溫度過程線

圖5 監(jiān)測點(diǎn)TW3-9溫度過程線

由此可見，根據(jù)現(xiàn)有資料得出的大壩溫度場計算的邊界條件選取基本合適，包括外界環(huán)境溫度變化、保溫措施熱學(xué)參數(shù)和施工蓄水過程等；由于蓄水過程中的庫水溫度變化比較復(fù)雜，而規(guī)范中的規(guī)定方法更適用于運(yùn)行期的穩(wěn)定庫水溫計算，造成以這種方法計算出的庫水溫作為邊界條件得到的上游面溫度的計算值與監(jiān)測值存在一定的差異；另外，保溫板脫落這種突發(fā)事件的不確定性也造成計算邊界條件與實(shí)際會有一定的出入，同時，保溫板脫落后再進(jìn)行黏貼的補(bǔ)救措施可能在施工工藝或者黏接性能上與原設(shè)計有較大差異，造成現(xiàn)場補(bǔ)貼保溫板的措施達(dá)不到預(yù)期的保溫效果。

4.2 下游面監(jiān)測點(diǎn)選取監(jiān)測點(diǎn)T03-3和監(jiān)測點(diǎn)T03-8進(jìn)行溫度場反饋分析，兩個監(jiān)測點(diǎn)的溫度過程線見圖6和圖7。從圖中可以看出，T03-3和T03-8監(jiān)測點(diǎn)的溫度實(shí)測值與計算值吻合得較好，由于下游面保溫狀況良好，每年的溫差在10℃左右。

圖6 監(jiān)測點(diǎn)T03-3溫度過程線

圖7 監(jiān)測點(diǎn)T03-8溫度過程線

4.3 內(nèi)部監(jiān)測點(diǎn)選取監(jiān)測點(diǎn)T3-8和監(jiān)測點(diǎn)T3-23進(jìn)行溫度場反饋分析，兩個監(jiān)測點(diǎn)的溫度過程線見圖8和圖9。從圖中可以看出，大壩內(nèi)部三級配區(qū)域的兩個監(jiān)測點(diǎn)T3-8和T3-23的溫度計算值過程線與實(shí)測值過程線基本一致，說明大壩混凝土采用的計算參數(shù)可以反映其真實(shí)的熱力學(xué)性能。

圖8 監(jiān)測點(diǎn)T3-8溫度過程線

圖9 監(jiān)測點(diǎn)T3-23溫度過程線

5 應(yīng)力場分析

上游面監(jiān)測點(diǎn)TW3-3、TW3-7和監(jiān)測點(diǎn)TW3-9的應(yīng)力過程線見圖10—圖12。其中監(jiān)測點(diǎn)TW3-3在2010年1月溫度降到最低，此時的應(yīng)力最大達(dá)到2.3 MPa。監(jiān)測點(diǎn)TW3-7在2010年蓄水后的每年冬季溫度降到最低的時候產(chǎn)生的拉應(yīng)力較大，其中最大值為2.3 MPa。監(jiān)測點(diǎn)TW3-9的溫度在2010年12月28日保溫板脫落后，受外界氣溫直接作用下降低到0℃以下，產(chǎn)生的最大拉應(yīng)力達(dá)5.7 MPa。

由此可見，上游面水位以下監(jiān)測點(diǎn)的最大拉應(yīng)力不超過混凝土的允許拉應(yīng)力（2.3 MPa），能滿足混凝土的抗裂要求；大壩位于庫水位以上的監(jiān)測點(diǎn)的最大拉應(yīng)力發(fā)生在保溫板脫落顯著高于混凝土的允許拉應(yīng)力，不能滿足混凝土的抗裂要求，很有可能造成混凝土開裂，但是后續(xù)保溫板補(bǔ)貼后混凝土的拉應(yīng)力很快降到允許值以下。因此大壩后續(xù)運(yùn)行過程中需要對保溫板脫落區(qū)域進(jìn)行及時的補(bǔ)貼。

圖10 監(jiān)測點(diǎn)TW3-3應(yīng)力過程線

圖11 監(jiān)測點(diǎn)TW3-7應(yīng)力過程線

圖12 監(jiān)測點(diǎn)TW3-9應(yīng)力過程線

下游面監(jiān)測點(diǎn)T03-3和監(jiān)測點(diǎn)T03-8兩個監(jiān)測點(diǎn)的應(yīng)力過程線見圖13和圖14。兩個監(jiān)測點(diǎn)在澆筑后的第一個冬季和第二個冬季拉應(yīng)力達(dá)到最大，最大拉應(yīng)力分別為2.0 MPa和2.45 MPa，可見下游面局部區(qū)域最大拉應(yīng)力略高于混凝土的允許拉應(yīng)力（2.3 MPa），不能滿足混凝土的抗裂要求，但超出幅度較小，應(yīng)不會出現(xiàn)明顯的開裂現(xiàn)象。

圖13 監(jiān)測點(diǎn)T03-3應(yīng)力過程線

圖14 監(jiān)測點(diǎn)T03-8應(yīng)力過程線

6 結(jié)論

通過對新疆某混凝土重力壩運(yùn)行期溫度場的反饋分析和應(yīng)力計算，可以得出以下結(jié)論：

（1）將大壩上下游面及內(nèi)部混凝土中埋設(shè)的溫度計的實(shí)測值和該處的溫度計算值進(jìn)行比較可以看出，下游表面混凝土和內(nèi)部三級配混凝土擬合精度較高，上游表面混凝土在澆筑后的前期擬合效果也很好，說明仿真計算結(jié)果采用的方法是正確的，計算參數(shù)及邊界條件也基本符合大壩的實(shí)際情況，可以滿足大壩后期溫度場及應(yīng)力場預(yù)測的要求。但是受到外界環(huán)境、保溫效果、施工情況、庫水位變化及計算中庫水溫的取值方法等因素的影響，上游表面混凝土在后期的擬合精度較低。

（2）在大壩運(yùn)行階段受環(huán)境因素等的影響，大壩局部區(qū)域施加的溫控措施的效果有所減弱，導(dǎo)致這些區(qū)域出現(xiàn)應(yīng)力超標(biāo)的現(xiàn)象。其中，大壩上游面中部高程和大壩下游面的大部分區(qū)域混凝土的拉應(yīng)力值略高于混凝土的允許拉應(yīng)力，不能滿足混凝土的抗裂要求，但超出幅度較小，應(yīng)不會出現(xiàn)明顯的開裂現(xiàn)象；大壩位于庫水位以上的區(qū)域受到保溫板脫落的影響，其最大拉應(yīng)力（5.0 MPa左右）顯著高于混凝土的允許拉應(yīng)力（2.3 MPa），不能滿足混凝土的抗裂要求，很有可能出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，建議對運(yùn)行過程中保溫板脫落區(qū)域進(jìn)行及時的補(bǔ)貼。