燈泡貫流式機組流道混凝土分期施工與承載特性研究

高曉峰，伍鶴皋，石長征，邱炳坤

(1. 武漢大學 水資源與水電工程科學國家重點實驗室，武漢 430072；2. 中建三局西部投資有限公司，成都 610041)

0 引 言

從1949年新中國成立到現在，隨著一大批中、高水頭電站的完建，水電開發逐漸轉向中低水頭水力資源的開發。根據資料顯示，我國低水頭水力資源約為0.8～ 1.0 億kW，但開發程度尚不足30%[1]。這些低水頭資源主要集中在我國中、東部地區，該區域特點為經濟發達，人口密度大，用水用電量較大。低水頭電站水庫淹沒面積小，還能提供生活與灌溉用水，開發價值較大。根據《水力發電廠機電設計規范》(DL/T 5186-2004)[2]，在徑流式電站廠房中，當最大水頭不足20 m時，推薦選用燈泡貫流式機組水電站廠房。相對于其他類型機組，燈泡貫流式機組的優點是結構緊湊、穩定性好、效率較高，對于低水頭水資源開發具有不可替代的作用和優勢。

對于燈泡貫流式水電站，其水輪機機組采用臥式布置，出水方向基本是軸向貫通，流道形狀簡單，施工方便[3]。但是，在實際工程中，由于施工工藝和機組分期安裝等原因，其廠房流道混凝土常常采用分期澆筑的施工方式。過去由于對一、二期混凝土接縫面黏結質量不夠重視，在接縫面常常出現混凝土開裂、剝離等現象，從而嚴重影響結構的正常使用[4]。流道一、二期混凝土之間的接縫面剪切強度是影響混凝土整體性的主要因素，為此，魯崇心、張雷順、邢強等學者深入分析了新老混凝土接縫面的應力分布規律，探索新老混凝土復合受力的強度特性[5]，研究了植筋法對接縫面剪切強度的影響[6]，并提出了新老混凝土接縫面抗剪承載力公式[7]。從微觀機理來說，接縫面黏結力主要由分子間范德華力和顆粒間機械咬合力構成，其中范德華力是形成于水泥漿中微粒與晶體之間的分子作用力，而機械咬合力是指水泥漿硬化之后將新老混凝土黏結在一起，在接縫面上形成相互錯抱的機械作用。國內外學者在Birkeland提出的摩擦-剪切模型基礎上做了大量延伸研究[8]，Randl認為接縫面由黏結力、摩擦力和銷栓作用提供黏結效應[9]，該方法最終被歐洲混凝土規范(FIB Model code 2010)[10]采納。目前在燈泡貫流式水電站廠房的相關研究中，主要是關于流道設計優化[11]、機組性能[12,13]、流體特性[14,15]、制造安裝等方面的內容，而對于工程建設各方所關注的燈泡貫流式機組流道混凝土分期施工和受力特性尚缺乏深入研究。為此，本文圍繞燈泡貫流式機組流道混凝土分期施工所帶來的一、二期混凝土接縫面接觸狀態、位移、應力等聯合承載問題，對一、二期混凝土接縫面的幾種處理方式進行了數值模擬和計算分析，提出了合理的處理方式，為實際工程的方案選用提供理論依據。

1 接觸理論與剪切強度

在正常的施工條件下，一、二期混凝土接縫面在受力前處于黏結狀態，隨著荷載增加，接縫面可能開始滑移甚至開裂。從黏結到滑移，接縫面抗力由黏結力轉化為摩擦力，屬于典型的接觸非線性問題。本節通過ABAQUS中接觸模塊，在模型中設置等效剪應力來模擬一、二期混凝土接縫面的抗剪能力，一旦接縫面最大剪應力超過此值，結構便開始滑動，摩擦模式如圖1所示。

圖1 摩擦模式Fig.1 Friction mode

根據Randl研究成果[8]，新老混凝土接縫面抗剪力分為：接縫面黏結力VJ、植筋引起的抗剪摩擦力VM和鋼筋銷栓作用力DD，用公式表達為：

T=VJ+VM+VD

(1)

VJ=ACτJ=ACξ1ξ2fcu,k

(2)

VM=μFG=μρeACfy

(3)

VD=βVM=βμFG

(4)

式中：ξ1為接縫面粗糙度影響系數，取值為0.069 56；ξ2為界面劑類型影響系數，使用水泥凈漿時，取1.5；fcu,k為新老混凝土立方體抗壓強度平均值，MPa；AC為接縫面面積；ρe為植筋率；fy為鋼筋屈服強度，MPa；μ為摩擦系數；β為植筋銷栓作用抗剪力系數。μ和β取值如表1所示。

表1 接縫面摩擦系數、銷栓作用抗剪力系數建議值Tab.1 Suggested values of interfacial friction coefficient and shearing resistance coefficient

注：fck為混凝土軸心抗壓強度標準值，可線性插值。

2 計算模型與參數

2.1 計算模型

某燈泡貫流式水電站主要由河床式廠房和泄水建筑物、左右岸非溢流壩段等建筑物組成。廠房布置在主河床左側，電站總裝機容量132 MW，布置有3臺44 MW的燈泡貫流式機組，廠房機組段之間設置永久變形縫。單臺機組段沿縱軸線方向寬度為18.0 m，廠房地基到進水口頂部高程約59.0 m。為了考慮廠房基巖對整體結構的影響，模型在建基面以下選取了120 m范圍的基巖，上、下游方向各延伸120 m。模型整體坐標系采用笛卡爾直角坐標，其中X軸正向指向下游，Y軸正向指向左岸，Z軸正向鉛直向上，坐標原點取在機組安裝高程(▽345.50 m)與2號機組軸線相交處。廠房模型見圖2～圖5。在ABAQUS中，三維實體單元采用C3D8單元，植入鋼筋采用B31梁單元，2D樓板單元用S4單元進行模擬，植入鋼筋單元用EMBEDDED命令將鋼筋單元埋入實體單元中。

圖2 廠房整體計算模型Fig.2 Integral computing model of powerhouse

圖3 廠房混凝土模型(左半部分)Fig.3 Concrete model of powerhouse (left half)

圖4 植筋模型Fig.4 Model of planting reinforcement

圖5 流道一、二期混凝土接縫位置Fig.5 Segmentation location of first and second stage concrete in flow channel

在本文計算中采用了以下假定：①機組段之間設置了永久分縫，各機組段獨立承載，可取單個機組段進行分析；②混凝土、植入鋼筋為線彈性材料，植入鋼筋不被拔出；③不考慮溫度作用。

2.2 計算方案

由于篇幅所限，本文僅列出了正常運行工況的計算分析結果。所施加的荷載包括：結構自重、設備重量、上游面水壓力(水位388.90 m)、下游面水壓力(水位379.79 m)、流道內水壓力及水重、建基面揚壓力、樓面荷載、機組基礎荷載等。

為了比較一、二期混凝土接縫面位置和接縫面處理方式的影響，本文對表2所列4種方案進行了計算與分析：

(1)方案1：為混凝土整澆方案，不考慮混凝土分期施工，用來與其他方案進行對比分析，故方案1不存在接縫面。

(2)方案2：考慮混凝土分期施工，在接縫面涂刷水泥凈漿。

(3)方案3：考慮混凝土分期施工，除了在接縫面涂刷水泥凈漿外，同時在接縫面植入了鋼筋，以研究植筋對加強一、二期混凝土整體性的效果。

(4)方案4：考慮混凝土分期施工，但優化了接縫面的位置，如圖5(b)所示，將二期混凝土嵌入一期混凝土，僅在接縫面涂刷水泥凈漿，以研究一、二期混凝凝土接縫面位置對加強一、二期混凝土整體性的效果。

表2 計算方案Tab.2 Calculation cases

2.3 計算參數

(1)材料參數。廠房混凝土材料參數如表3所示，其中流道一、二期混凝土強度等級均為C25，板梁柱結構混凝土強度等級為C30。

表3 混凝土材料參數Tab.3 Concrete material parameters

(2)一、二期混凝土接縫面抗剪參數。根據《混凝土結構加固設計規范》(GB 50367-2013)[16]可知，在實際工程結構加固時，需保證植入的鋼筋達到屈服或拉斷，建議植筋深度大于等于15倍鋼筋直徑，因此新老混凝土接縫面破壞為植筋屈服破壞，將式(1)進一步展開，得：

τ=ξ1ξ2fcu,k+(1+β)μρefy

(5)

植筋最小配筋率為：

ρmin≥0.001

(6)

本工程中，根據確定的混凝土參數可得：fcu,k=24.9 MPa，ξ1=0.069 56，當界面劑為水泥凈漿時，ξ2=1.5，τ=2.598 MPa；根據表1插值可得：摩擦系數μ=0.9，β=0.2；當植筋采用HRB400且界面劑為水泥凈漿時，fy=400 MPa，則τ=3.030 MPa。

3 有限元計算結果

根據計算結果，整理了4個計算方案下的流道一、二期混凝土接縫面的接觸狀態、水流向位移和應力分布，具體成果如下。

3.1 接觸分析

根據一、二期混凝土接縫面不同的處理方式，整理了表2所示各計算方案下接縫面的接觸狀態，如圖6所示。方案1為混凝土整澆方案，混凝土整體受力，故不存在接縫面。方案2，即僅涂刷水泥凈漿方案下，接縫面大部分區域處于張開狀態，腰部區域呈滑動狀態，僅底部區域處于閉合狀態，一、二期混凝土之間滑動明顯，不利于整體受力；當接縫面植入鋼筋后(方案3)，閉合區域增加明顯，但仍有部分區域尚未閉合；而方案4優化了一、二期混凝土接縫面的位置之后，上下游接縫面閉合區域增加，但腰部接縫面閉合區域有所減少。根據接觸狀態分析可知，方案3和方案4均可增加一、二期混凝土整體性。

3.2 位移分析

二期混凝土在正常運行工況機組荷載和流道內水壓力作用下主要向下游變形，為此本小節整理了表2所示各計算方案下結構的水流向位移，如圖7所示。根據位移等值線圖可以看出：

圖6 不同接縫方案下接觸狀態Fig.6 Contact status under different joint schemes

圖7 不同方案下水流向位移(單位：m)Fig.7 Flow-direction displacement under different cases

(1)方案1流道混凝土整體澆筑，在上游水壓力等荷載作用下，水流向位移值較小，數值在1.1～1.8 mm之間，頂部位移不超過1.9 mm。

(2)方案2流道一、二期混凝土之間涂刷了水泥凈漿，僅靠摩擦力或黏聚力提供抗滑力，使得二期混凝土在荷載作用下，產生了較大的水流向位移，位移值遠大于方案1的位移值，使得上游接觸面基本處于脫開狀態。在該方案下，二期混凝土頂部水流向位移值達到10.3 mm。說明僅靠增加接縫面粗糙度和在接縫面涂刷水泥凈漿不能滿足一、二期混凝土間的整體性要求。

(3)方案3在一、二期混凝土接縫面之間進一步植入鋼筋后，與方案2相比，二期混凝土水流向位移值明顯降低，其中頂部位移達2.3 mm，遠低于方案2的10.3 mm，但仍大于方案1的位移值。

(4)方案4采用優化后的一、二期混凝土接縫面位置后，只需在接縫面涂刷水泥凈漿，二期混凝土頂部水流向位移最大值約為2.1 mm，已低于方案3的最大位移值2.3 mm，說明一、二期混凝土接縫面位置的優化效果甚至要好于植筋的效果。

3.3 應力分析

在正常運行工況荷載作用下，二期混凝土在表2所示各計算方案下水流向應力如圖8所示，根據應力等值線圖可知：

(1)方案1時，整體澆筑的混凝土整體性最佳，拉應力數值和分布范圍均較小，除了在立柱孔上游側出現局部拉應力集中外，流道周圍混凝土水流向最大拉應力值為0.369 4 MPa。

(2)方案2時，由于流道一、二期混凝土之間出現滑移，接縫面僅有小部分區域處于接觸狀態，不能充分發揮一期混凝土的承載作用，導致二期混凝土拉應力較大，數值可達3.748 MPa，可能出現較大的開裂區，難以滿足結構設計要求。

(3)當方案3一、二期混凝土接縫面進一步植入鋼筋時，一、二期混凝土的整體性得到了明顯加強，一期混凝土的聯合承載作用得到了充分的發揮，使得二期混凝土的拉應力值比方案2的拉應力值有了較大的降低，最大值為1.902 4 MPa。

(4)當方案4對一、二期混凝土接縫面位置進行優化后，一期混凝土能提供更多的抗力，這對降低二期混凝土的拉應力更為有利，最大拉應力數值減為1.545 5 MPa，效果好于方案3植筋的效果。

圖8 不同方案下水流向應力(單位：MPa)Fig.8 Flow-direction stress under different cases

4 結 論

本文分析了燈泡貫流式水電站廠房流道一、二期混凝土在不同接縫面處理方式下的受力特性。根據計算分析結果可以得出以下結論：

(1)當只在接縫面涂刷水泥凈漿，即使用界面劑提高糙率的接縫面處理方式時(方案2)，一、二期混凝土整體性最弱，接縫面僅有小部分區域處于接觸狀態，二期混凝土單獨承擔大部分荷載，拉應力數值較大，分布范圍較廣，開裂區可能較大，難以滿足結構設計要求。

(2)在一、二期混凝土接縫面植入鋼筋后(方案3)，一、二期混凝土整體性得到提高，能較好地發揮一、二期混凝土之間的聯合承載作用，得出的位移和應力分布結果與混凝土整澆方案(方案1)的結果基本相似，但該方案下接縫面仍有部分區域尚未閉合。

(3)當優化接縫面的位置，使流道二期混凝土嵌入一期混凝土之中后(方案4)，二期混凝土的承載力得到加強，有利于降低流道二期混凝土的位移及拉應力大小，減小拉應力影響范圍。優化接縫面位置方案降低流道二期混凝土拉應力的效果好于植筋方案的效果。

(4)綜合計算分析結果，為了提高流道一、二期混凝土的整體性，本文建議優化接縫面的位置，將二期混凝土嵌入一期混凝土，并考慮使用界面劑和植筋等措施，以充分發揮一期混凝土的承載力，保證機組的安全穩定運行。

□