钢筋混凝土圆形筒仓的仓底通常为圆锥面漏斗, 锥底设重力卸料口, 锥侧设检修孔, 锥上沿设环梁并与筒壁相连, 漏斗壁主要承受径向与环向截面拉力, 其径向与环向配筋通常由抗裂性能要求控制, 并在筒壁与仓壁滑模浇筑施工后另行支模浇筑成型。结合某工程混凝土筒仓漏斗加固设计^[1,2], 详述了方案比选、加固设计验算的过程与结果。

　　 该工程位于江苏省镇江市京口区谏壁镇, 由3组混凝土群仓, 每组含12个混凝土单仓, 建于2014年。每组混凝土群仓的12个单仓 (三排四列) 相连、外形与构造相同, 单仓设计最大储物质量4 500t, 目前3组混凝土群仓均已竣工, 整体外观及仓底漏斗见图1。各群仓自2015年3月按设计最大仓容储物后, 陆续发现部分仓底混凝土漏斗外侧出现较严重裂损, 见图2。卸除全部储物后部分裂缝宽度有所减小。

　　 这些混凝土筒仓的仓壁与筒壁、附壁柱先期滑模施工成型, 仓底漏斗与环梁随后支模浇筑成型, 仓壁顶面标高为47.500m, 桩筏基础顶面标高为-1.000m, 混凝土筏板厚度为700mm, 筒壁与仓壁厚度为250mm、内径为15.0m。筒壁内侧混凝土附壁柱截面为600mm×600mm, 柱顶混凝土环梁截面 (b×h) 为600mm×1 300mm。附壁柱与筒壁之间拉结筋为210@200/400, 环梁与筒壁之间拉结筋为212@200。仓底漏斗壁厚度为200~300mm (上厚下薄变截面) , 斗尖实际锥角为93.6°, 设计混凝土强度等级为C30。漏斗壁径向与环向均双层对称配筋, 钢筋屈服强度为335MPa, 径向配筋的混凝土保护层厚度为30mm, 环向筋位于径向筋内侧, 基本构造见图3和表1。

　　 36个单仓漏斗壁内径向筋的直径同施工图要求, 但根数少于原设计要求, 其中 (1) , (5) 号筋由原设计2×232根减少为2×116根, (2) , (6) 号筋由原设计2×116根减少为2×58根, (3) , (7) 号筋由原设计2×58根减少为2×29根, 而 (7) , (8) 号筋根数同原设计。该施工变更使漏斗壁内径向筋总根数由870根减少至464根, 但屈服强度标准值由原设计335MPa增大至400MPa, 使漏斗壁径向配筋的受拉承载力仅相当于原设计要求的0.637倍。各仓漏斗壁内环向筋的根数满足施工图要求, 屈服强度由原设计335MPa增大至400MPa后, 环向配筋受拉承载力相当于原设计的1.194倍。

　　 总体上, 这些筒仓漏斗的径向裂缝数量较多、宽度较大, 环向裂缝的数量与宽度次之, 斜向裂缝的数量较少、宽度较小。漏斗壁外侧多数裂缝分布于斜面中部, 少数裂缝分布于斜面下部。裂缝沿圆周分布, 其形态无明显规律, 表面宽度约0.15~2.50mm。部分仓底漏斗裂损较严重部位可见局部不规则外凸, 表明浇筑成型时曾不同程度出现底模下移 (跑模) , 致使这些区域漏斗外侧配筋的混凝土保护层厚度有明显增大。

　　 参照相关规范^[3,4,5,6]要求, 在多个可行的筒仓漏斗加固方案中, 综合考虑有关各方要求与现场具体情况, 选出以下两个方案进行比较。

　　 粘贴碳纤维片材 (CFS) 做法 (方案一) 如下:1) 先打磨各仓漏斗的内外两侧斜面、清除表面疏松层和浮灰, 打磨层厚度约2~4mm, 再用环氧树脂水泥砂浆修补局部凹陷及破损处;2) 在漏斗所有打磨斜面均匀涂抹底胶, 并封堵可见裂缝;3) 按加固设计要求, 逐层粘贴已浸胶CFS (层数与间距由计算确定) , 最外层环向片材覆压径向片材, 适时在CFS外侧铺粘粒径1~3mm粗砂;4) 在漏斗内外两侧粘有粗砂的CFS表面抹灰覆盖聚合物砂浆保护层, 内侧Ⅰ级、厚度30mm (兼做耐磨层) , 外侧Ⅱ级、厚度20mm, 并压实抹光;5) 对聚合物砂浆面层连续保湿养护3d, 避免养护期内忽干忽湿;6) 按原设计要求, 在漏斗外侧先抹腻子, 再刷白色涂料。

　　 新增配筋混凝土覆壳做法 (方案二) 如下:1) 清除各仓漏斗顶面可能存在的杂物与浮灰, 剔除环梁顶面填充凹角;2) 在现状漏斗顶面与环梁顶面涂刷2~4mm厚沥青隔离层, 或粘贴同厚纸基油毡隔离层;3) 按加固设计要求布放覆壳内径向与环向配筋及新增环梁配筋, 然后浇筑C35混凝土;4) 对新增覆壳与环梁连续保湿养护10d, 避免忽干忽湿;5) 标注现状漏斗底面宽度大于0.15mm裂缝的位置, 打磨清除这些部位的装饰层, 可保留局部混凝土保护层的跑模增厚部分, 然后按常规压力注胶封堵裂缝;6) 用环氧树脂水泥砂浆修补现状漏斗底面局部裂损与凹陷处, 局部适时刮抹腻子、刷白色涂料。

　　 基于漏斗加固后的径向与环向抗裂和承载力验算分析及现场施工操作条件, 对两个可行加固方案进行了比较。方案一可明显提高漏斗抗裂性能, 兼顾封堵漏斗两侧裂缝, 施工操作相对方便, 加固工期较短, 但须在漏斗壁两侧密排粘贴多层CFS, 总体加固费用较高。方案二的仓内施工条件较差, 加固材料入仓不便, 加固工期较长, 但核算加固投资相对较少 (约为方案一的50%) 。通过与项目各方的充分协商, 技术上的反复权衡, 该筒仓工程的各漏斗加固设计最终选用了方案二, 经过专家组评审认可、深化, 并付诸实施, 结果表明其效果良好。

　　 现状漏斗的截面、环向与径向配筋同实际情况, 混凝土强度等级参照检测结果^[7]取C35。漏斗顶面新增覆壳的厚度、锥角同现状漏斗, 内外两侧径向与环向筋的混凝土保护层厚度分别为30, 48mm。覆壳上沿口新增环梁截面 (b×h) 为600mm×600mm, 与覆壳同时浇筑成型。新增覆壳与环梁配HRB400钢筋, 混凝土强度等级为C35, 混凝土容重为25k N/m³。

　　 漏斗加固后形成上、下两层可相对滑动的组合截面, 下层为现状漏斗, 上层为新增覆壳, 两层锥面壳及新旧环梁之间设隔离层。最大仓容荷载为4 500t, 不考虑筒仓基础变形影响。对于设计荷载组合效应, 现状漏斗分担40%、新增覆壳分担70%, 两层截面的各工况内力分别根据独立模型计算分析确定。

　　 漏斗内力与变形计算分析时, 正常使用极限状态荷载组合:1.0恒载+1.0贮料活载;承载能力极限状态荷载组合:1.2恒载+1.3贮料活载, 按原设计工况暂不考虑仓内外温差荷载效应, 不考虑风荷载与地震作用影响。

　　 漏斗加固设计使用50年, 组合截面验算部位控制最大裂缝宽度:上层顶面与下层底面≤0.15mm, 上层底面与下层顶面≤0.30mm, 两层构造各控制部位承载力满足规范^[3,4,5,6]要求。

　　 用薄壳单元模拟漏斗壁 (不考虑单元平面外剪切变形) , 用杆件单元模拟环梁、附壁柱, 计算分析不考虑各类材料塑性变形及混凝土裂损影响。现状漏斗结构模型由漏斗、环梁、附壁柱组成, 见图4 (a) , 加固设计新增覆壳的结构模型见图4 (b) 。

　　 按现状漏斗分担40%荷载标准组合效应, 验算了下层锥面壳径向与环向控制部位的组合应力与最大裂缝宽度, 结果见图5与表2, 3。

　　 由表2可见, 新增覆壳加固处理后, 现状漏斗壁6.90m位置处的底面验算最大裂缝宽度为0.21mm, 大于加固设计相应控制值0.15mm。由于现状漏斗的实测混凝土强度为47.9~56.9MPa^[7], 明显大于原设计, 此验算部位实际未发现可见裂缝, 且该验算值大于控制值的程度相对较小, 因此可不再采取相应措施。

　　 按新增覆壳分担70%荷载标准组合效应, 验算了上层锥面壳径向与环向控制部位的组合应力与最大裂缝宽度, 结果见图6与表4, 5。

　　 按现状漏斗分担40%荷载基本组合效应, 验算了下层锥面壳径向与环向控制部位的组合内力与配筋, 结果见表6, 7。

　　 按新增覆壳分担70%荷载基本组合效应, 验算了上层锥面壳径向与环向控制部位的组合内力与配筋, 结果见表8, 9。

　　 基于加固方案二的上述抗裂与配筋验算结果, 给出各仓混凝土漏斗加固设计构造, 见图7。

　　 (1) 设计未选择在漏斗顶面植筋并浇筑配筋混凝土叠合层的加固方法, 主要原因如下:现状漏斗壁内配筋较密, 实测混凝土强度较高 (47.9~56.2MPa) , 导致植筋困难;验算表明, 仓内外可能存在的温差荷载不利效应随漏斗壁厚度增加明显增大;现状漏斗壁的截面上层配筋难以利用。

　　 (2) 工程所在地为7度抗震设防区 (0.15g, 第一组) , 对于混凝土筒仓漏斗, 根据文献[4]第6.1.5, 6.2.1条要求, 应取压力动态修正系数C_v=1.2。鉴于漏斗径向与环向配筋均由抗裂验算控制, 正常使用极限状态下的标准荷载组合不考虑地震作用, 仓内外温差荷载效应与地震作用性质不同、互不相干, 且文献[4]第6.1.2条不分地震设防烈度统一取C_v=1.2的合理性较差, 此次加固设计取C_v=1.0。

　　 (3) 加固设计取现状漏斗分担40%、新增覆壳分担70%荷载组合效应考虑了以下因素:现状漏斗的原设计抗裂标准偏低, 且实际抗裂性能与承载力安全度不满足规范要求;基于验算合理利用现状漏斗, 以尽量降低加固费用;现状漏斗裂损后刚度有所减小;各仓漏斗裂损程度不同, 两层锥壳的非线性协同工作过程较复杂, 适当增大覆壳分担的荷载组合效应以涵盖不确定因素的不利影响。应注意, 基于漏斗上下两层壳体分别承担荷载组合效应的70%与40%, 两者竖向弹性最大位移计算值分别为1.33, 0.92mm (已扣除支座位移) 。

　　 (4) 因新增覆壳与现状漏斗截面相同、边界条件相近, 可近似认为:如不考虑后者裂损, 两者各分担50%荷载组合效应;如仅考虑后者裂损, 覆壳分担的荷载组合效应大于现状漏斗;两者基于相同抗裂标准设计, 覆壳内力大于现状漏斗。新增覆壳与现状漏斗实际分担荷载组合效应的比例, 随仓内荷载增大、两壳刚度变化而实时自动调整, 前者由高向低趋近60%、后者由低向高接近40%, 但两者之和恒为100%。

　　 (5) 设计验算漏斗控制部位的最大裂缝宽度是保证其耐久性满足正常使用50年的重要措施, 但仅限于混凝土保护层厚度取值对应处的裂缝宽度不超过设计控制值。对部分现状漏斗底面局部因施工跑模等原因导致混凝土保护层实际厚度明显大于验算取值的部位, 在最不利荷载组合效应作用下, 已封堵裂缝处可能重新出现宽度大于0.15mm的表观裂缝, 此非属加固设计控制情况。

　　 (6) 漏斗位于室内干燥环境, 加固后其组合截面的上层底面与下层顶面位于构造内部, 且两者之间设有紧贴隔离层, 参照文献[5]中第3.4.5条要求, 这些部位的验算最大裂缝宽度已放宽至0.30mm。

　　 (7) 今后设计此类混凝土筒仓时, 仓底漏斗作为小偏拉构件应优选钢结构。如选用混凝土漏斗, 其顶面宜增设上凸带孔球面壳, 以直接将部分仓容荷载作用分配至环梁或筒壁。

　　 (8) 钢筋混凝土筒仓漏斗设计时, 结构内力分析宜尽量选用三维有限元计算模型, 以便可按实际工况组合支座弯矩对漏斗壁上端控制部位抗裂性能与承载力的不利影响。

　　 (9) 该工程筒仓整体建模计算分析表明, 如仓底混凝土漏斗支模浇筑成型, 其环向成型收缩受外周筒壁和仓壁约束产生的拉应力较小, 抗裂验算时可予忽略。

　　 部分筒仓漏斗按方案二完成加固处理并按原设计最大仓容持续使用数月后, 现场调查均未见其原漏斗外侧裂缝宽度变化。