张 涛,喻 君,汪基伟

(河海大学土木与交通学院,江苏 南京 210098)

随着我国水利事业的发展,门槽承受的水平推力越来越大,但对门槽受力性能研究却不多。DL/T 5057—2009《水工混凝土结构设计规范》第13.15节[1]规定:“当闸门门槽高度每延米受载大于2 000 kN时,应对闸门门槽混凝土斜截面承载力进行复核。”但该条文没有给出相应斜截面受剪承载力计算方法,缺乏可操作性。杨静安等[2]通过三维线弹性有限元分析,对工作门槽配筋方式与设计方法进行了探讨,但由于线弹性分析不能预计构件破坏形态,其所得结论是否合理有待商榷。吴松锋[3]进行了12个工作门槽试件静力试验,提出了门槽剪切滑移破坏承载力计算公式,但采用的试件为竖立在地面上的矩形柱,未考虑下游墩墙长度对荷载传递的影响。蔡睿恒等[4]研究了门槽结构下游墩墙长度及颈部墩墙宽度对结构破坏模式的影响以及结构斜截面受剪承载力设计方法。

为了明确检修门槽破坏模式及承载力性能,本文以拉西瓦水电站进水口检修门槽(以下简称拉西瓦门槽)为原型制作3个缩尺试件,研究不同配筋率下检修门槽破坏模式与承载力,对ABAQUS软件应用于模拟门槽破坏模式进行验证。在此基础上,采用ABAQUS软件以拉西瓦门槽原型为对象,研究剪跨比与水平钢筋布置形式对破坏模式及承载力的影响。

1 试验概况

1.1 试件设计

试件以拉西瓦门槽为原型进行设计,该门槽尺寸如图1所示,其中门槽剪跨比a/h0(取值与a/h相近,其中a为门槽剪跨;h0为下游墩墙有效截面高度;h为下游墩墙长度)约为0.15,门槽深度b与下游墩墙长度h之比约为0.3,二期混凝土高度d与门槽深度b之比约为0.8。试件设计时保持上述比值不变,基本参数如图2及表1所示。考虑到实际二期混凝土内金属埋件具有一定深度,试件设计时以二期混凝土有效高度de代替d,并取de=2d/3,并将一期与二期混凝土界面按GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[5]进行凿毛处理,同时保持试件加载处垫块宽度c与门槽深度b的比值与实际工程金属埋件宽度与门槽深度的比值相同,垫块长度f(与试件厚度相同)取为200 mm。试件钢筋布置形式和实际工程相同,在一期混凝土内配置水平钢筋与斜筋,将水平钢筋弯折以保证锚固,水平钢筋的配筋率在0.25%～0.45%之间,试件上下两端配置少量箍筋用于固定架立筋。一期和二期混凝土试件实测标准立方体抗压强度分别为27.4 MPa和36.5 MPa,钢筋实测屈服强度均为440 MPa。

图1 拉西瓦门槽尺寸示意图(单位:mm)

图2 门槽试件几何尺寸(单位:mm)

表1 试件基本参数

1.2 加载方案与测点布置

试验加载装置与应变片测点布置如图3所示。试验在5 000 kN压力机上完成,荷载通过平衡梁分配至试件两侧荷载传感器上,荷载传感器下布置垫条以模拟轨道作用,垫条与二期混凝土表面之间布置垫块。考虑到检修门槽下游仍有工作门槽支撑,顺水流方向变形较小,因此将门槽试件底部固定。试验加载方式采用单调分级加载,开裂前每级荷载增量为10 kN,开裂后每级增量为20 kN。

图3 试验装置及测点布置

2 试验结果

2.1 裂缝分布及破坏模式

图4 试件破坏侧裂缝分布

因各试件外形尺寸及配筋左右对称,故取其破坏侧裂缝分布,如图4所示。所有试件在破坏之前的裂缝均为斜向裂缝,裂缝起裂于一期与二期混凝土界面上角点处,沿一期与二期混凝土界面竖直向下延伸,到达界面下角点后斜向一期混凝土内发展,斜裂缝与水平轴夹角介于60°～70°之间。当斜裂缝在一期混凝土内部延伸深度达到下游墩墙长度2/3左右后,便逐渐转为竖直向下发展且发展缓慢。破坏前各试件剪切斜裂缝最大宽度介于0.4～0.6 mm之间。最后,由于二期混凝土的局部受压破坏,在垫块下产生数条裂缝并迅速发展至一期混凝土内直至试件破坏。表2列出了3个试件的开裂荷载和极限荷载等结果。试件开裂荷载约为按DL/T 5057—2009《水工混凝土结构设计规范》[1]第8.4.1条计算所得二期混凝土局部受压承载力的38.2%～45.6%。由于所有试件破坏由二期混凝土局部受压破坏引起,因此配筋率的变化未能对试件承载力产生显著影响。

表2 试验及模拟承载力

注:Pcre、Pue、Pcrs、Pus分别为实测的开裂荷载、实测的极限荷载、模拟的开裂荷载、模拟的极限荷载。

2.2 钢筋受力状态分析

各试件钢筋受力状态相似,图5给出了典型试件(试件XJ1和XJ3)的荷载-钢筋应变曲线。由图5可见:混凝土开裂前钢筋应变小且增加缓慢,开裂后荷载应变曲线斜率显著增加,钢筋应变增加较快;水平钢筋受拉,离裂缝较近的应变片测点S1与S2处应变较大,增加速度最快;试件上侧斜筋受拉,下侧斜筋受压,受拉斜筋应力与邻近位置处水平钢筋应力相近,有利于抑制斜向裂缝开展;试件破坏时钢筋尚未屈服。

3 数值模拟

首先利用试件XJ1、XJ2及XJ3的试验结果验证ABAQUS软件模拟门槽结构破坏模式的可行性,然后对拉西瓦门槽原型进行数值模拟,研究剪跨比与水平钢筋配筋率对门槽承载力及破坏模式的影响。

3.1 有限元模型建立

混凝土、钢垫块和试件底部钢垫板均采用八结点六面体线性减缩积分单元C3D8R,钢筋采用三维两节点桁架单元T3D2。考虑到钢筋与混凝土之间的黏结滑移对试件极限承载力与破坏模式影响较小,故不考虑黏结滑移,用embed命令将钢筋埋入混凝土之中。采用tie命令将钢垫块与二期混凝土表面之间的接触绑定。通过网格敏感性分析,将六面体单元尺寸取为15 mm。

混凝土本构模型采用ABAQUS自带的混凝土塑性损伤模型(CDP),该本构模型能较好地模拟荷载作用下混凝土的刚度退化、材料的压碎与拉裂现象[6-9],其拉伸损伤可以较为直观地表征裂缝的发展过程[10]。混凝土单轴受拉受压应力-应变关系采用GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[5]附录C给出的公式;混凝土单轴受拉受压损伤因子采用王中强等[11]基于Sidoroff能量等效原理推导的公式。钢筋采用理想弹塑性模型,不考虑其强化阶段作用。钢垫块采用线弹性模型,其弹性模量按现行规范[5]取值。

3.2 试件有限元模拟

模拟结果与试验结果符合良好(表2),其中开裂荷载计算值与试验值比值的均值为0.972,变异系数为0.011;极限荷载计算值与试验值比值的均值为0.978,变异系数为0.054。比较图6所示的受拉损伤云图和图4可知:模拟的剪切裂缝发展过程与试验现象相近;极限荷载时,各试件二期混凝土均发生严重的拉伸损伤,破坏由二期混凝土的压溃引起,与试验结果相符,这说明ABAQUS软件可用于模拟门槽结构破坏模式。

图6 试件极限荷载时受拉损伤云图

图7 试件模型钢筋网片布置

为了解门槽试件在不发生局部受压破坏下最终可能的破坏模式,对数值模型进行局部承压增强,在二期混凝土高度范围内布置4片钢筋网片(图7),体积配箍筋率为0.23,图8给出了局部承压增强后极限荷载时试件拉伸损伤及其变形(放大10倍)。由图8可见,配置钢筋网片后试件二期混凝土内未出现拉伸损伤,损伤区域主要集中在斜向临空面与水平轴呈约60°夹角的滑移面附近。从试件变形也可以看出,所有试件均有发生斜向临空面滑移破坏的趋势。因此试件极限荷载均由滑移面抗滑承载力决定,水平钢筋配筋率的增加未能显著提高试件极限承载力。在水平钢筋配筋率相同的情况下,试件极限承载力较未增强局部受压试件承载力提高约16%。

图8 局部受压增强试件极限荷载时受拉损伤云图

3.3 原型尺寸门槽有限元模拟

鉴于试件数值模拟结果与试验结果吻合良好,本节以拉西瓦门槽原型为对象,通过改变下游墩墙长度h以及水平钢筋的布置形式来研究剪跨比与水平钢筋布置对门槽破坏模式及承载力的影响。图9为门槽有限元模型示意图,其中一、二期混凝土及预埋件尺寸均与实际工程相同;模型厚度取为740 mm,沿厚度方向布置3层钢筋,钢筋形式及间距与实际工程相同。为提高计算精度,将重点关心区域网格加密,加密区网格尺寸取为45 mm。表3给出了5个门槽模型主要参数,其中门槽YX1下游墩墙长度与实际相同,门槽YX2～YX5下游墩墙长度逐渐减小。

图9 检修门槽模型示意图

表3 门槽模型主要参数

图10 门槽YX1受拉损伤云图

图11 门槽YX1顺水流方向应力云图

3.3.1有限元计算结果

计算所得门槽YX1的极限荷载Pus为7 130 kN,图10为不同荷载阶段门槽YX1的受拉损伤云图。当荷载达到极限荷载的22%(即P=1 580 kN)时,门槽一、二期混凝土界面上角点开裂,裂缝随荷载增加斜向一期混凝土内发展;当荷载达到极限荷载的70%(即P=5 000 kN)时,斜裂缝发展趋缓,二期混凝土内出现竖向劈裂裂缝;当荷载达到极限荷载的80%～90%时,在一、二期混凝土界面附近出现新的斜裂缝但发展深度较浅;极限荷载(即P=7 130 kN)时斜向门槽内部的裂缝与斜向临空面的裂缝成“八”字形分布,预埋件下出现斜向临空面的滑移面,模型发生局部滑移破坏,此时水平钢筋并未屈服。结合顺水流方向应力云图(图11)分析可知:在加载初期压应力流主要斜向临空面传递,随荷载增加压应力流逐步向门槽下游传递形成斜压杆,但由于下游墩墙长度较长,压应力流传递路径长,因而高应力区主要集中在钢轨下侧,并最终形成斜向临空面的滑移破坏。

3.3.2剪跨比对破坏模式的影响

图12 门槽YX2～YX5受拉损伤云图

图13 门槽YX2～ YX5顺水流方向应力云图

图12给出了门槽YX2～YX5极限荷载时受拉损伤云图。由图12可见:当剪跨比a/h为0.17(h=3 000 mm)时,门槽裂缝分布仍呈“八”字形,同时在混凝土压杆区域出现拉伸损伤,但程度较轻,门槽最终发生局部滑移破坏;当剪跨比增大至0.18(h=2 800 mm),裂缝均斜向门槽内部发展,预埋件下未形成滑移面,混凝土压杆区域出现裂缝并向下游墩墙根部发展形成通缝,门槽呈现典型的混凝土斜向压坏引起的剪切破坏;随着剪跨比进一步增大,混凝土压杆区域的拉伸损伤范围随之扩大,剪切破坏特征愈加明显。结合极限荷载时顺水流方向应力云图(图13)进一步分析可知:门槽YX2由于下游墩墙较长,荷载传递路径过长,荷载主要斜向临空面传递,破坏时局部滑移面处出现了明显的卸载现象;门槽YX3～YX5由于随剪跨比增大(即墩墙长度减少),荷载可以有效地向下游传递,破坏时在混凝土斜压杆范围内出现大量卸载现象。门槽剪跨比与名义剪应力及破坏模式关系如图14所示,门槽YX1与YX2均发生局部滑移破坏,极限承载力由滑移面的抗滑承载力决定,因而其极限承载力相近;门槽YX3～ YX5呈现明显的剪切破坏特征,其极限承载力随剪跨比的增大而减小。

图14 剪跨比与名义剪应力及破坏模式关系

3.3.3水平钢筋布置方式对门槽受剪承载力的影响

在门槽YX4沿门槽顺水流方向(沿h方向)分别布置2、3、4层水平钢筋,来讨论水平钢筋布置方式对门槽受剪承载力的影响,图15给出了门槽YX4受拉损伤云图(图中n为水平钢筋层数)。从图15可见,不同水平钢筋层数下门槽均发生剪切破坏。当n=3时,门槽极限承载力较n=2时提高6.7%,混凝土斜压杆区域裂缝发展更加充分;当n=4时,门槽极限承载力可进一步提高,较n=2时增加约10.5%,此时下游墩墙裂缝进一步扩展。由此可见,增加水平钢筋层数可有效提高门槽受剪承载力,但提高幅度随层数增加而逐渐下降。

图15 不同水平钢筋层数下门槽YX4受拉损伤云图

4 结 论

a. 门槽二期混凝土的局部受压承载力低于门槽整体抗剪承载力,实际工程设计时应首先对二期混凝土局部受压承载力进行验算。

b. 在门槽局部受压承载力得到保证的前提下,当门槽剪跨比小于0.18时,门槽裂缝发展呈“八”字形,门槽最终发生局部滑移破坏,极限承载力由滑移面抗滑承载力决定,此时增加下游墩墙长度无法提高其极限承载力;当检修门槽剪跨比大于或等于0.18时,门槽主要发生由混凝土压杆失效引起的剪切破坏,门槽极限承载力随剪跨比的增大(即下游墩墙长度的减小)而减小。

c. 增加水平钢筋层数可有效提高门槽受剪承载力,但提高幅度随层数增加而下降。