冻融破坏实例

    东北地区几个大中型水电站， 因混凝土冻融破坏而不同程度的影响了建筑物的安全运行。丰满电站运行40多年， 由于冻融破坏而进行的较大规模坝面补修就有两次。该电站位于吉林省第二松花江中游，为高90.5米的混凝土重力坝， 混凝土总量193万立方米。大坝混凝土于1938年开始浇筑， 至1945年前浇筑173万立方，解放后续浇混凝土20.6万立方米。1942年开始蓄水，1943年陆续发电。

    自1950~1965年几次调查，发现大坝上下游面普遍产生冻融破坏， 并逐年发展。1950年对上游面246米高程以上部位进行调查时，冻融破坏面积约460平方米，到1965年累计破坏面积达到8838平方米，占调查面积的30%;其破坏深度大于10厘米的约3300平方米，最大破坏深度80~100厘米、挡水坝段下游面破坏面积约8300平方米，占调查面积的50%,一般破坏深度为20~40厘米。上游面溢流坝段破坏较为严重，部位大都在245~260米高程之间，且以250~260米的水位变化区为重。在距表面15厘米处的许多条带已松散呈铁锈色并成层状脱落， 形成大片疏松带；距表面15~40厘米范围，风化减弱。1963~1964年凿件混凝土抗压强度见表1.有40%的取样部位混凝土无法凿出和加工成型。1952年在上游面补修的压浆混凝土和溢流面真空混凝土至今比较完好。

 

    丰满水电站最冷月多年平均气温为-17℃， 一年内最低气温低于0℃为160天， 属于严寒地区。混凝土的冻融破坏除与冬季长短、冻融次数、气温高低等因素有关外， 还与混凝土的自身条件密切相关。

    （1）大坝上游面及挡水坝下游面普通混凝土。

    这部份混凝土是1940~1943年与1948~1952年分期浇筑的，到1950年与1959年调查时， 前者运行仅5~7年， 后者不到10年， 却有很大部分冻融破坏。从外表观察， 下游面比上游面破坏严重。混凝土配比资料如表3-9.1941年的混凝土浇筑强度过程线如图3-17,1949年各月混凝土抗压强度与水灰比见表3-10.通过表3-9、表3-10及混凝土冻融破坏速度表明， 这样的混凝土抗冻标号一般为50号左右。而实际上这两部分混凝土遭受的冻融次数都在200 次左右。丰满水电站的混凝土在施工中还存在以下问题：施工粗糙；水泥标号低，质量差；混凝土坍落度在10~12厘米以上，泌水离析， 混凝土不密实。由此证明， 水灰比大、标号低、质量差的混凝土不适于做水工建筑物的表层混凝土，不论是上游水位变化区或者挡水坝段的下游面均如此。过去对挡水坝段下游面无严格抗冻要求，事实表明，下游面混凝土的冻融破坏也是比较严重的。

 

    （ 2 ） 滋流面及护坦混凝土。

    滥流坝混凝土是1942年前浇筑的，于1952~1953年曾进行补修，挖除破坏的混凝土后浇筑一层真空作业加气握凝土，经过近30年的运行，情况基本完好，见图3-18.混凝土的试验资料见表3-11.但由于施工时采用真空作业， 表层混凝土水灰比实际为0.44~0.50,其抗冻标号可达D300~400左右。

 

 

    （3）大坝上游面真空加气压浆混凝土。

    1953年对大坝上游面245~250米高程采用了真空作业加气压浆混凝土补修， 现已运行近30年尚完整无损， 其表面平整，内部坚实。砂浆配比资料见表3-12.试验时水灰比为0.4~0.5 ,采用真空作业后水灰比降为0.33左右， 混凝土的抗冻标号可达400号以上。图3-19为冻融破坏的桥梁实例。

 

    某风机钢筋混凝土基础破坏实例

    某电厂有多台1.5MW风力发电机组， 塔筒高度70m.塔筒与基础采用预埋筒环连接，筒环的壁厚为28mm,筒环的直径为4200mm;法兰盘的中心直径也为4200mm,法兰盘的宽度为250mm.基础采用钢筋混凝土圆形板式扩展基础。下承台直径16m,上承台直径6m,基础剖面如图3-20所示。基础设计混凝土强度等级为C35.

 

    风电机组的设计使用寿命一般为20年，但该工程投入使用不到3年，就有多台机组多次出现报警，经检查运行数据和现场观察，发现风机运行异常的现象（见图3-21）主要有：

    （1） 塔筒有较大的振动， 发电机组多次报警，机组已无法正常运营；

    （2） 塔筒与混凝土基础接触处基础表面混凝土开裂、破损明显（见图3-21a）；

    （3） 塔筒壁与混凝土基础上表面接触处存在较多磨细的混凝土粉末（见图3-21b）；

    （4） 筒壁与基础混凝土上表面处的防水条有破损。

 

    为查明事故原因，对出现事故的钢筋混凝土基础进行了详细的调查。调查中对破坏最严重的一个基础筒环周围的混凝土进行了解剖分析。调查检测表明，混凝土密实、浇筑质量较好，实测混凝土强度超过了设计要求，基础中的钢筋符合设计要求，基础与周围土体之间未发现裂缝、沉降、滑动等现象。拆除塔筒，用千斤顶顶预埋筒环法拉盘，发现筒环与混凝土基础之间的黏结力已完全丧失。基础顶面穿筒环的构造钢筋有多根断裂（见图3-21c）。实测表明，筒环与混凝土之间的最大位移已达30~40mm.混凝土与筒壁之间发生了明显的滑移破坏。而且由于反复的滑移运动， 筒环与其接触面的混凝土不断挤磨， 筒环与混凝土接触面处出现很多粉末。由于出现了较大的滑移， 塔筒变形及振动超过允许值， 致使机组不断报警而无法正常工作。凿开筒环周围的混凝土发现， 筒环下法拉上侧周围的混凝土被压碎（见图3-21d）。

    该风电场风机设计切入风速3.0m/s,额定风速14.0m/s,切出风速22.0m/s,安全风速（10min）37.5m/s,最大安全风速（3s）52.5m/s.该风电场在投入使用后，曾遭受超强台风的袭击。超强台风中心最大风力15级（48m/s），中心最低气压为94.5kPa,移动速度为30km/h左右。实测风电场的最大风速为39.88m/s.设计荷载标准值如表1所示，根据台风经过时风电场实测风速计算的极端荷载值如表3-13所示。

 

    为分析风机基础破坏的原因， 采用Abaqus有限元分析软件，对基础的受力进行了分析。分析中采用8节点实体单元-C3D8单元，单元长度选为200mm.为简化分析，在筒环顶面建立耦合，将塔筒传给筒环的荷载耦合于筒环顶面的中心点处，即图3-21筒环顶面的中心点。按照表1和表2的荷载数据将荷载施加于该点，计算不同荷载情况下基础应力及变形。

 

    有限元分析中，混凝土本构模型采用损伤塑性模型，该模型考虑了材料拉压性能的差异，可模拟损伤引起的不可恢复的材料退化，假定混凝土材料的破坏主要为拉裂和压碎。筒环、法兰盘与混凝土接触界面采用接触单元来模拟，罚因子采用0.3.基础与周围土体刚性连接，约束其三向位移及转角，不考虑土体的变形。

    分析计算结果见图3-23-图3-25.图3-22为在正常运行荷载作用下的Mises应力云图及变形图。在正常运行荷载作用下，基础的应力水平很低，只有法拉盘附近很小的区域存在明显的应力区，基础基本没有变形。由于基础处于偏心受力状态，一侧法拉盘上侧的应力较大，另一侧法兰盘下侧的应力较大，见图3-22所示法拉盘附近的应力区。

 

    图3-23为大风掉电荷载情况下混凝土基础的Mises应力云图及变形图。在大风掉电荷载作用下，筒环周围较大范围内都存在明显的应力区。筒环向上作用的一侧， 在基础顶面处也有明显的应力，混凝土基础表面靠近筒环附近的区域会发生破坏；基础混凝土与筒环之间有明显的滑移，塔筒周围的混凝土有明显的变形；由于筒环会反复受力， 基础表面靠近筒环周围的混凝土都会逐步发生破坏，混凝土与筒环之间也会反复滑移，筒环接触面处的混凝土被不断磨细而变成粉末。由于筒环与基础之间的防水密封条破坏，水会进入筒环壁与混凝土之间的基础面，使磨细的粉末更容易排除，筒环与混凝土之间的摩擦力会进一步减小。在向上受压一侧，法兰盘上侧较小的区域存在比较高的应力区。

 

    各种荷载情况下，有限元方法计算分析的法兰盘上侧的竖向压应力值如表3-15所示。从表可见，在正常运行荷载作用下，法兰盘上侧的压应力较小，而在其他情况下，混凝土的应力都较大。特别是在大风切出或在大风掉电时，混凝土基础的最大竖向压应力分别达到了26.84MPa和30.39MPa,如图3-24及图3-25所示。该混凝土基础的设计混凝土强度等级为C35,棱柱体抗压强度标准值为23.4MPa.事故调查中钻芯取样混凝土强度等级基本达到了C40,其棱柱体抗压强度标准值为26.8MPa.

 

    按照混凝土局部受压计算理论， 筒环一侧给混凝土向下的竖向压力时，混凝土处于局部受压状态，不会发生破坏；而筒环一侧给混凝土向上的竖向压力作用时，不是处于局部受压状态，其强度没有受到周围混凝土的约束而提高，在台风极端荷载作用下，容易发生破坏。

    分析表明，向上的压应力超过了混凝土的抗压强度标准值，而且筒环对混凝土的作用是反复的，混凝土实际处于重复荷载作用状态，其疲劳强度远小于轴心抗压强度，因此法兰盘上方的混凝土会发生破坏。破坏过程是，在较大的压应力作用下，首先出现受剪斜裂缝，然后压坏。一旦混凝土发生破坏，随荷载的反复作用，破坏会不断累积和发展，最后形成如图3-21 d）所示的斜向破坏区域。在这个区域混凝土全部压碎，筒环与混凝土之间的滑移也会不断增大。当滑移量超过筒环椭圆孔与构造钢筋之间的间隙时，构造钢筋就会受剪，发生剪断破坏。

    调查和有限元分析表明，该风电场基础的破坏过程为：在极端荷载作用下，筒环与基础之间的黏结力首先被破坏，塔筒产生的荷载通过筒环完全传给法兰盘附近的混凝土，在较大的压应力作用下，首先出现斜裂缝，然后被压碎，形成三角形的破坏区域；在正常运行情况下，破坏也会不断累积和发展，最终导致滑移不断增大，塔筒振动加速度增大，风机无法运行。

    在风电场机组基础设计中，一般不考虑筒环与基础的黏结力，但筒环与基础之间的黏结力可以减少法兰盘处的混凝土应力。增大筒环与基础之间的黏结力，法兰盘处的混凝土则不容易发生斜裂缝和疲劳破坏，筒环与混凝土之间也不会出现滑移。当法兰盘向下作用时，混凝土的受压承载能力计算符合局部受压计算原理；但当法兰盘向上给混凝土施加压力时，混凝土处于单向受压状态，不能按照局部受压计算混凝土的抗压承载能力。因此，在风机基础设计中，应按照单轴受压计算法兰盘上侧的承载能力，加强法兰盘和预埋筒环周围的构造处理措施，同时应增强筒环与混凝土之间的粘结力，使其在极端情况下，真正起到安全赘余度的作用。

    在基础加固处理中，应采用灌浆等技术措施，修复筒环与混凝土之间的黏结力，同时使破碎的混凝土通过灌浆得到补强和加固。