2016院报1期（4校）3月8日
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- 助抱毖 能
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1 第 4 卷 第 期 中国水利水电科学研究院学报 Vol.4 No. 206 年 2 月 Journal of China Institute of Water Resources and Hydropower Research February,206 文章编号 : (206) 仙居抽水蓄能电站蜗壳混凝土施工仿真研究 何少云, 许其光 2, 王泽华 3, 张研 3 3, 蒋林华 (. 浙江仙居抽水蓄能有限公司, 浙江仙居 37300; 2. 中国水利水电第十二工程局有限公司施工科学研究所, 浙江建德 3600; 3. 河海大学力学与材料学院, 江苏南京 20098) 摘要 : 浙江仙居抽水蓄能电站装配了大功率水轮发电机组, 其蜗壳的大体积混凝土施工存在温度应力大并造成开裂的风险, 影响机组正常运行 为探究蜗壳温度应力, 对 # 机组蜗壳混凝土进行了考虑施工过程的三维实时仿真计算, 对关键位置进行了应力分析, 提出施工期降低早期温度应力的建议措施 关键词 : 仙居抽水蓄能电站 ; 蜗壳 ; 施工过程 ; 三维仿真中图分类号 :TU528 文献标识码 :A doi:0.3244/j.cnki.jiwhr 研究背景 在大体积混凝土结构浇筑过程中, 对温度以及温度应力的控制具有重要意义 温度变化对结构 [] 的应力具有很大的影响 大体积混凝土浇筑完成后, 在固结硬化过程中将会放出大量的水化热, 进 而导致混凝土自身温度的上升 由于混凝土的导热性能比较差, 结构内部早期水化热产生较大的温 [2] 度梯度, 往往造成结构开裂, 甚至出现贯穿性裂缝, 影响工程安全 浙江仙居抽水蓄能电站位于浙江省仙居县湫山乡境内, 枢纽工程主要由上水库 输水系统 地 下厂房 地面开关站及下水库等建筑物组成 从 203 年 9 月开始主体工程混凝土浇筑, 至 204 年 6 月已浇筑混凝土方量约 8.5 万 m 3 电站 # 4 # 机组将按次序先后浇筑, 其蜗壳结构混凝土浇筑量大, # 机组首先浇筑且浇筑时间跨越夏 秋 冬三季, 其早期温度变化幅度较大, 引起的早期温度应力很 可能会造成严重开裂事故 考虑到机组蜗壳的重要性, 若其发生开裂影响整个电站的正常运营 本 文应用基于等效时间理论的混凝土非线性热传导方程, 借助 GID 有限元分析软件对仙居电站 # 机组蜗 壳大体积混凝土的浇筑过程开展三维实时仿真研究, 结合理论和有限元手段, 计算分析典型位置的 应力特征, 提出相应的温控措施 2 理论基础 2. 经典的热传导方程 2.. 热传导方程将混凝土考虑成均匀 各向同性的固体, 其内部或表面的某一点, 在某一瞬时 [3-4] 的温度 T i =f(x,y,z,t), 考虑水泥的水化热作用, 在混凝土内部释放放出水化热, 则依据 Fourier 热传导理论, 可得到下列三维不稳定热传导方程 : T t = D 2 T + θ t 式中,D 为导温系数,m 2 /h,d=λ/cρ,λ 为导热系数 (kj/m h ),c 是比热容 (kj/kg ), ρ 为混凝土 () 收稿日期 : 基金项目 : 国家自然科学基金项目 ( , ); 国家教育部基金项目 ( ) 作者简介 : 何少云 (975-), 男, 江西崇仁人, 高级工程师, 主要从事水利水电工程研究 @qq.com 通讯作者 : 许其光 (963-), 男, 浙江建德人, 高级工程师, 主要从事工程试验与研究 xpg8889@26.com 29
2 密度 ;θ 为混凝土绝热温升 ( ) 2..2 定解条件通过热传导方程, 可建立物体的温度与空间 时间的关系, 但满足热传导方程的 解有无限多个, 为了确定需要的温度场, 还必须知道初始条件和边界条件 初始条件和边界条件合 [5-6] 称为定解条件 初始条件 : 当 t = 0 时, 初始瞬时的温度分布为 : T ( x,y,z,0 ) = T 0 ( x,y,z ) = 常数 (2) 式中,T 0 ( x,y,z ) 为给定的初始温度 边界条件 : 确定需要的温度场所需的边界条件共有 3 种, 分别为已知温度边界 绝热边界和热交 [7] 换边界 () 第一类边界条件 ( 已知温度边界 ), 已知温度边界上混凝土表面温度 T 是时间 t 的已知函数 x,y,z,t = T b ( t ) (3) 式中,T b 为已知气温或水温, 为给定的温度 T ( ) (2) 第二类边界条件 ( 绝热边界 ), 若混凝土边界为绝热边界, 与周围介质无热量交换, 则有 : T n = 0 (4) 式中,n 为边界的外法线方向 (3)III 第三类边界条件 ( 热交换边界 ), 第三类边界条件假定经过混凝土表面的热流量与混凝土表 面温度 T 和气温 T a 之差成正比, 即 : 式中,β 为混凝土表面放热系数,kJ/(m 2 h );T a 为外界气温 -λ T n = β ( T - T ) a (5) 当表面放热系数 β 趋于无穷大时,T=T a, 热交换边界条件转化为已知温度边界条件 ; 当表面放热系数 β=0, T n = 0, 热交换边界条件转化为绝热边界条件 2.2 基于等效时间理论的热传导方程 2.2. 等效时间的定义水泥和水的水化反应是一种放热反应, 一般情况下, 只要有水和水泥, 水 [8] 化反应的速率就会随着温度的升高而加快, 并且温度对化学反应速率的影响服从 Arrhenius 方程, 可表示为 : d ( ln k ) dt = E RT 2 (6) 式中,T 为绝对温度 ;k 为化学反应速率 ;R 为气体常数 (R=8.344J/k-mole);E 为与化学活动能有关 的常数 间 : 在 970 年,Bazant 教授根据 Arrhenius 方程提出了成熟函数用来计算相对于参考温度 T r 的等效时 t = exp é 0 ë ê ù Q æ è ç ö - T ú dt (7) r T øû 式 (7) 可用来定量计算养护时间和温度对混凝土的影响, 该式的离散形式为 : = åexp é ë ê ù Q æ è ç ö - T ú Δt (8) r T øû 式中,Q 定义为化学活动能与气体常数之商 (Q = E/R);T 为在时间间隔 Dt 内混凝土的平均温度 应用气体常数 R 时,T r 和 T 需要采用绝对温度 美国 ASTM 规范建议, 在缺乏试验资料的情况 下, 计算温度和时间对 型混凝土 (Type ) 强度的影响时, 可以采用 Q = 5000 K 在研究温度对混凝土强度的影响时,Tank 和 Carino 采用了如下表达式计算等效时间 : = åexp [ B t ( )] 式中,T 为养护温度 ;T r 为参考温度 ;B t 为温度敏感系数 ( - ) 30 T - T r Δt (9)
3 式 (9) 提供了一个表示等效时间 的一个更简便的形式 等效绝热温升研究表明, 浇筑温度在混凝土水化热产生初期会对混凝土水化反应速率有较 大的影响, 但温度对最终绝热温升影响不大, 主要是影响化学反应速率 不管浇筑温度如何, 最高 绝热温升由混凝土的给定而确定 等效时间是综合考虑混凝土的浇筑温度和时间对绝热温升的影响 而得到表示在某一参考温度情况下产生的绝热温升所需要的时间, 在其它不同温度下也能达到 对 于给定的某种混凝土, 最高绝热温升 θ u 和等效时间之间存在着唯一关系, 与浇筑温度无关, 因此, 混凝土的绝热温升可以用等效时间的函数来唯一表示 : β T θ eq ( ) = θ t u e (0) m + t = β T dt () 0 = exp é ë ê ù Q æ è ç ö - T ú r T øû (2) 式中,θ eq ( ) 为基于等效时间的绝热温升, 称为等效绝热温升, ;θ u 为混凝土最高绝热温升, ; 为相对于参考温度的等效时间,d;m 为某一个常数,d, 表示达到最高绝热温升二分之一时所需的 等效时间 基于等效时间的热传导方程如果假定混凝土在浇筑过程中满足能量守恒定律并且混凝土绝 热温升可以用 Arrhenius 理论描述, 则求解混凝土三维不稳定温度场的热传导方程为 : T t = D æ 2 T ç è x T y 2 + θ eq ( ) z 2 t + ö 2 T ø (3) 式中,x y z 为直角坐标 ;T(x y z t) 为温度场 ;D 为混凝土导温系数,D=λ/cρ,c 为混凝土比 热, ρ 为混凝土质量密度 2.3 材料热 力学参数计算公式计算应力应用的是混凝土的弹性和线性徐变理论, 即在同一时刻 作用的应力所引起的各相同时刻的徐变值与应力的大小是成正比的 在任意时刻 t, 龄期为 τ 的混凝土 作用的单位应力 (σ = ) 时, 其总应变为 : 式中,C ( t,τ ) 为混凝土的徐变度 ;E ( τ ) 为混凝土的瞬时弹性模量 E ( τ ) C ( T,τ ) 可以表示为 : δ ( t,τ ) = + C ( t,τ ) (4) E ( τ ) ì E ( ) - ϕe -ατb ï í C ( T,τ ) = æ ö ï çc 0 + A 0 æ î è τ B ç - e -R ( 0 t - τ ) ö + æ ö 0 ø è ø çc + A æ è τ B ç - e -R ( ) ö (5) t - τ ø è ø τ = E 0( ) 式中,ϕ α b C 0 A 0 B 0 R 0 C A B R 可根据试验资料确定 3 蜗壳施工仿真 3. 基本气候资料浙江仙居气候属于亚热带季风区, 年平均气温 8.3, 月份平均气温 5.6, 7 月份平均气温 28.5 由于仙居水电站枢纽工程主厂房为地下厂房, 水轮机组处于山洞中, 并没有直接处于外部环境中, 因此外界各月旬平均温度应取山洞内气温, 如表 表 山洞内各月平均气温 ( 单位 : ) 月份 温度 /
4 仙居抽水蓄能电站蜗壳混凝土施工仿真研究 何少云 许其光 王泽华 张 研 蒋林华 蜗 壳 结 构 地 下 厂 房 工 程 4 机 组 段 尾 水 管 高 程 为 m 蜗 壳 层 高 程 为 0.95 # # 0.35 m 水轮机层高程为 m 中间层高程为 m 蜗壳层结构混凝土 强度等级为 C25F 施工方案 浙江仙居抽水蓄能电站 发电机组蜗壳采用分期分批浇筑方式 分为两期共 9 批浇 # 筑 一期混凝土为前 8 批 二期混凝土为第 9 批 详细施工进度如表 2 表2 浇筑批次 施工进度 第一批 204 年 7 月 8 日204 年 8 月 6 日 年 9 月 4 日204 年 9 月 27 日 第二批 第三批 第四批 第五批 第六批 第七批 第八批 第九批 3.3 施工进度 计算模型 高程范围/m 204 年 8 月 6 日204 年 9 月 4 日 年 9 月 27 日204 年 0 月 26 日 年 0 月 26 日204 年 月 24 日 年 月 24 日204 年 2 月 23 日 年 月 2 日205 年 2 月 9 日 年 2 月 23 日205 年 月 2 日 年 2 月 9 日205 年 3 月 5 日 入仓温度/ 计算模型为仙居水电站主厂房一号水轮机混凝土蜗壳及地基的简化 简化过程中忽 略了其中的输水廊道和进人廊道的细节部分 根据圣维南原理 蜗壳地基长度尺寸大致取蜗壳基座 的 2 倍 高 度 尺 寸 与 长 度 尺 寸 大 致 相 同 蜗 壳 底 部 海 拔 00.7 m 地 基 深 30 m 长 宽 各 45m 采 用 分 期分批浇注方式 结构为典型的三维结构 前文的数学模型的数值实现可详见文献 为了能够比 较准确地反映出结构各部位的受力特点 采用了较密的剖分单元 用八结点等参单元作为结构的有 限 元 单 元 形 式 生 成 的 模 型 包 含 个 六 面 体 单 元 和 个 节 点 包 括 周 围 土 体 的 蜗 壳 主 体 结 构的有限元网格剖分如图 所示 图 3.4 材料热 力学属性参数 3.5 保温措施 蜗壳模型 天然土层地基假设为一种材料 用 I 来表示 蜗壳混凝土假设为两种材 料 分两期浇筑 分别用Ⅱ Ⅲ表示 它们的主要力学参数如表 3 表 4 及表 5 蜗壳结构浇筑分为两期浇筑 一期混凝土 8 批 二期混凝土 批 共分 9 批 竖向模 具为钢模 每批浇筑 d 后拆模 考虑实际施工过程 数值仿真时不考虑冷却水管 有入仓温控措 表3 类型 I Ⅱ Ⅲ 32 最终弹模 E0 /MPa 泊松比 μ 0.060E E E E E E+00 蜗壳材料常数 γ/(kn/m 3 ) 膨胀系数 α 导温系数 D E E E
5 仙居抽水蓄能电站蜗壳混凝土施工仿真研究 表4 I 参数类型 I 王泽华 张 α b 表5-6 徐变参数 Ⅱ -6 Ⅲ A C A R0 B R 蒋林华 C0 B0 研 弹性模量变化参数 III 许其光 ϕ 类型 II 何少云 施 表面无保温措施 拆模前后的表面放热系数分别为 4.5 和 计算结果分析 应力计算结果 依据以上的理论研究和实际工程环境条件 开展了蜗壳混凝土的三维实时仿真 计算 可以得到不同浇筑时刻的应力大小 典型时刻的整体应力分布如图 2 所示 图2 典型时刻的蜗壳应力分布 33
6 对内部节点进一步分析, 可得到不同批次混凝土在典型时刻的应力大小, 列于表 6 其中危险位置发生在第三批 第四批浇筑后 4 d 新浇筑层外表面 ; 第九批浇筑后新老混凝土交界处外表面 其温度和应力时程曲线如图 3 和图 4 现场对检测得到蜗壳混凝土的轴拉强度为 3 MPa 在标准养护条件下混凝土 3 d 强度能达到标准强度的 35 % 7 d 能达到 50 % 左右 在实际情况下混凝土同期所能达到的强度偏低 从表 6 应力计算结果可以看出, 在整个浇筑过程中, 蜗壳温度拉应力均未超过其轴拉强度 但是, 第三批 第四批混凝土由于尺寸较大在浇筑完成 4 d 后就分别达到了.2 MPa 和 0.99 MPa, 超过早期混凝土抗拉强度, 有可能产生早期温度裂缝 二期混凝土浇筑 4 d 后拉应力达到 0.9 MPa, 此处的拉应力是原来一期混凝土上的拉应力, 不是新混凝土所受拉应力, 因此并不会对新混凝土造成破坏 由于一期混凝土的约束作用, 新混凝的拉应力也偏大, 在浇筑第 4 d 即达到 0.65 MPa, 需要采取降低拉应力的措施 表 6 应力计算结果 时刻 9 月 2 日 ( 第二批浇筑 24d 后 ) 9 月 9 日 ( 第三批浇筑 4d 后 ) 0 月 2 日 ( 第四批浇筑 4d 后 ) 月 23 日 ( 第五批浇筑 24d 后 ) 2 月 22 日 ( 第六批浇筑 24d 后 ) 月 2 日 ( 第七批浇筑 24d 后 ) 2 月 20 日 ( 第八批浇筑 24d 后 ) 2 月 26 日 ( 第九批浇筑 4d 后 ) 2 月 27 日 ( 第九批浇筑 4d 后 ) 发生位置浇筑混凝土地基层中部位置 y 方向新浇筑蜗壳基座上表面 y 方向新浇筑蜗壳基座上表面 y 方向混凝土地基内部 ( 基座头下 )y 方向混凝土地基内部 y 方向新浇筑层内侧上表面 y 方向混凝土地基内部 y 方向新老浇筑层底部交界处外表面 y 方向新老浇筑层底部交界处外表面 y 方向 拉应力 /MPa 图 3 危险位置温度时程曲线图 4 危险位置应力时程曲线 4.2 温控建议与措施通过对以上应力计算结果的分析可知, 在当前的条件下, 仙居电站 # 发电机组蜗壳的浇筑过程中, 第三 四 九批混凝土有可能出现早期温度裂缝, 需要采取措施以降低早期温度应力, 建议措施如下 :() 优化混凝土配合比 适当减少水泥用量, 降低混凝土水化热, 提高混凝土极限拉伸和降低混凝土热膨胀系数 ;(2) 降低浇筑温度 入仓温度控制在 23, 在拌和前对骨料和石子进行预冷处理, 冷却拌和水或掺加冰屑 ;(3) 加强混凝土外表面保护 混凝土浇筑完毕后, 保持混凝土表面湿润状态, 禁止洒温度过低的水, 防止内外温差引起裂缝 ;(4) 混凝土浇筑应尽量避开高温时间 夏季浇筑混凝土时, 尽量安排在早晨和夜间进行 5 结语 通过对浙江仙居抽水蓄能电站 # 发电机组蜗壳的施工仿真研究, 可以得出, 在浇筑过程中, 第 34
7 三 四 九批混凝土有可能出现早期温度裂缝, 需要采取一定的温控措施降低早期温度应力 其余 批次混凝土在当前施工条件下基本满足设计要求, 能够保证施工期混凝土不开裂 参考文献 : [ ] 张研, 韩林, 蒋林华, 等. 大体积混凝土温度应力与裂缝控制 [M]. 北京 : 科学出版社,204. [ 2 ] 张研, 等. 基于细观尺度的混凝土热膨胀性能研究 [J]. 建筑材料学报,20,4(3): [ 3 ] 吕宏基, 杨德福, 等. 大体积混凝土 [M]. 北京 : 水利电力出版社,990. [ 4 ] 张子明, 傅作新. 龙滩碾压混凝土重力坝的仿真计算 [J]. 红水河,997,6():3-7,28. [ 5 ] 龚召熊. 水工混凝土的温控与防裂 [M]. 北京 : 中国水利电力出版社,999. [ 6 ] Zhang Z M,Garga V K. State of temperature and thermal stress in mass concrete structures subjected to thermal shock[j]. Dam Engineering,996,7(4):2-27. [ 7 ] 潘家铮. 水工建筑物的温度控制 [M]. 北京 : 水利电力出版社,990. [ 8 ] 张子明, 宋智通, 黄海燕. 混凝土绝热温升和热传导方程的新理论 [J]. 河海大学学报,2002,30(3):-6. Numerical analysis of the volute of the turbine generator sets at Xianju pumped storage power station HE Shaoyun,XU Qiguang 2,WANG Zehua 3,ZHANG Yan 3,JIANG Linhua 3 (. Zhejiang Xianju Pumped-Storage Power Co. Ltd,Xianju 37300,China; 2. Sinohydro Bureau 2 Co.,Ltd. Research on the construction of Science,Jiande 3600,China; 3. College of Mechanics and Materials,Hohai University,Nanjing 20098,China) Abstract: Zhejiang Xianju pumped storage power station will be equiped with high-power turbine generator sets. The massive concrete of the volutes would cause high temperature stress and has the risk of thermal cracking. This would affect the normal operation of the whole station. To explore the temperature stress of the spiral case, for unit volute concrete considering the construction process of three-dimensional re al-time simulation calculation, the stress analysis was carried out on the key position, and recommended measures were put forward to reduce early thermal stress during construction. Key words: Xianju pumped storage power station; volute; construction process; three-dimensional simula tion ( 责任编辑 : 祁伟 ) 35
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1 2 3 1. 310030 2. 100054 3. 116000 CFS BP doi 10. 13928 /j. cnki. wrahe. 2016. 04. 020 TV697. 1 A 1000-0860 2016 04-0088-05 Abandoned water risk ratio control-based reservoir pre-discharge control method
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2011 11 11 158 JOURNAL OF RAILWAY ENGINEERING SOCIETY Nov 2011 NO. 11 Ser. 158 1006-2106 2011 11-0104 - 08 1 2 1. 200048 2. 200002 < 20 mm 2 1 788 TU470 A Design and Construction of Deep Excavation Engineering
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吉林大学学报 工学版 ２４４ 第 ４ 卷 复杂 鉴于本文篇幅所限 具体公式可详见参考文 献 ７ 每帧的动力学方程建立及其解算方法如图 ３ 所示 图４ 滚转角速度与输入量 η 随时间的变化波形 Ｆｉｇ ４ Ｗａｖｅｆｏｒｍ ｏｆ ｒｏｌｌ ｒａｔｅ ａｎｄ ｉｎｐｕｔ η ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｃｈａｎｇｉｎｇ 图５ Ｆｉｇ ５ 滚转角随时间的变化波形 Ｗａｖｅｆｏｒｍ ｏｆ ｒｏｌｌ ａｎｇｌｅ ｗｉｔｈ
标题
第 35 卷第 期西南大学学报 ( 自然科学版 ) 3 年 月 Vol.35 No. JouralofSouthwestUiversity (NaturalScieceEditio) Feb. 3 文章编号 :673 9868(3) 69 4 一类积分型 Meyer-KiḡZeler-Bzier 算子的点态逼近 赵晓娣, 孙渭滨 宁夏大学数学计算机学院, 银川 75 摘要 : 应用一阶 DitziaṉTotik
Fig. 1 1 The sketch for forced lead shear damper mm 45 mm 4 mm 200 mm 25 mm 2 mm mm Table 2 The energy dissip
* - 1 1 2 3 1. 100124 2. 100124 3. 210018 - ABAQUS - DOI 10. 13204 /j. gyjz201511033 EXPERIMENTAL STUDY AND THEORETICAL MODEL OF A NEW TYPE OF STEEL-LEAD DAMPING Shen Fei 1 Xue Suduo 1 Peng Lingyun 2 Ye
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2011 10 10 157 JOURNAL OF RAILWAY ENGINEERING SOCIETY Oct 2011 NO. 10 Ser. 157 1006-2106 2011 10-0007 - 0124-05 710043 6 TBM TBM U455. 43 A Structural Calculation and Analysis of Transfer Node of Three
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