灯泡贯流式机组流道混凝土分期施工与承载特性研究

高晓峰，伍鹤皋，石长征，邱炳坤

(1. 武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉 430072；2. 中建三局西部投资有限公司，成都 610041)

0 引 言

从1949年新中国成立到现在，随着一大批中、高水头电站的完建，水电开发逐渐转向中低水头水力资源的开发。根据资料显示，我国低水头水力资源约为0.8～ 1.0 亿kW，但开发程度尚不足30%[1]。这些低水头资源主要集中在我国中、东部地区，该区域特点为经济发达，人口密度大，用水用电量较大。低水头电站水库淹没面积小，还能提供生活与灌溉用水，开发价值较大。根据《水力发电厂机电设计规范》(DL/T 5186-2004)[2]，在径流式电站厂房中，当最大水头不足20 m时，推荐选用灯泡贯流式机组水电站厂房。相对于其他类型机组，灯泡贯流式机组的优点是结构紧凑、稳定性好、效率较高，对于低水头水资源开发具有不可替代的作用和优势。

对于灯泡贯流式水电站，其水轮机机组采用卧式布置，出水方向基本是轴向贯通，流道形状简单，施工方便[3]。但是，在实际工程中，由于施工工艺和机组分期安装等原因，其厂房流道混凝土常常采用分期浇筑的施工方式。过去由于对一、二期混凝土接缝面黏结质量不够重视，在接缝面常常出现混凝土开裂、剥离等现象，从而严重影响结构的正常使用[4]。流道一、二期混凝土之间的接缝面剪切强度是影响混凝土整体性的主要因素，为此，鲁崇心、张雷顺、邢强等学者深入分析了新老混凝土接缝面的应力分布规律，探索新老混凝土复合受力的强度特性[5]，研究了植筋法对接缝面剪切强度的影响[6]，并提出了新老混凝土接缝面抗剪承载力公式[7]。从微观机理来说，接缝面黏结力主要由分子间范德华力和颗粒间机械咬合力构成，其中范德华力是形成于水泥浆中微粒与晶体之间的分子作用力，而机械咬合力是指水泥浆硬化之后将新老混凝土黏结在一起，在接缝面上形成相互错抱的机械作用。国内外学者在Birkeland提出的摩擦-剪切模型基础上做了大量延伸研究[8]，Randl认为接缝面由黏结力、摩擦力和销栓作用提供黏结效应[9]，该方法最终被欧洲混凝土规范(FIB Model code 2010)[10]采纳。目前在灯泡贯流式水电站厂房的相关研究中，主要是关于流道设计优化[11]、机组性能[12,13]、流体特性[14,15]、制造安装等方面的内容，而对于工程建设各方所关注的灯泡贯流式机组流道混凝土分期施工和受力特性尚缺乏深入研究。为此，本文围绕灯泡贯流式机组流道混凝土分期施工所带来的一、二期混凝土接缝面接触状态、位移、应力等联合承载问题，对一、二期混凝土接缝面的几种处理方式进行了数值模拟和计算分析，提出了合理的处理方式，为实际工程的方案选用提供理论依据。

1 接触理论与剪切强度

在正常的施工条件下，一、二期混凝土接缝面在受力前处于黏结状态，随着荷载增加，接缝面可能开始滑移甚至开裂。从黏结到滑移，接缝面抗力由黏结力转化为摩擦力，属于典型的接触非线性问题。本节通过ABAQUS中接触模块，在模型中设置等效剪应力来模拟一、二期混凝土接缝面的抗剪能力，一旦接缝面最大剪应力超过此值，结构便开始滑动，摩擦模式如图1所示。

图1 摩擦模式Fig.1 Friction mode

根据Randl研究成果[8]，新老混凝土接缝面抗剪力分为：接缝面黏结力VJ、植筋引起的抗剪摩擦力VM和钢筋销栓作用力DD，用公式表达为：

T=VJ+VM+VD

(1)

VJ=ACτJ=ACξ1ξ2fcu,k

(2)

VM=μFG=μρeACfy

(3)

VD=βVM=βμFG

(4)

式中：ξ1为接缝面粗糙度影响系数，取值为0.069 56；ξ2为界面剂类型影响系数，使用水泥净浆时，取1.5；fcu,k为新老混凝土立方体抗压强度平均值，MPa；AC为接缝面面积；ρe为植筋率；fy为钢筋屈服强度，MPa；μ为摩擦系数；β为植筋销栓作用抗剪力系数。μ和β取值如表1所示。

表1 接缝面摩擦系数、销栓作用抗剪力系数建议值Tab.1 Suggested values of interfacial friction coefficient and shearing resistance coefficient

注：fck为混凝土轴心抗压强度标准值，可线性插值。

2 计算模型与参数

2.1 计算模型

某灯泡贯流式水电站主要由河床式厂房和泄水建筑物、左右岸非溢流坝段等建筑物组成。厂房布置在主河床左侧，电站总装机容量132 MW，布置有3台44 MW的灯泡贯流式机组，厂房机组段之间设置永久变形缝。单台机组段沿纵轴线方向宽度为18.0 m，厂房地基到进水口顶部高程约59.0 m。为了考虑厂房基岩对整体结构的影响，模型在建基面以下选取了120 m范围的基岩，上、下游方向各延伸120 m。模型整体坐标系采用笛卡尔直角坐标，其中X轴正向指向下游，Y轴正向指向左岸，Z轴正向铅直向上，坐标原点取在机组安装高程(▽345.50 m)与2号机组轴线相交处。厂房模型见图2～图5。在ABAQUS中，三维实体单元采用C3D8单元，植入钢筋采用B31梁单元，2D楼板单元用S4单元进行模拟，植入钢筋单元用EMBEDDED命令将钢筋单元埋入实体单元中。

图2 厂房整体计算模型Fig.2 Integral computing model of powerhouse

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

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

图5 流道一、二期混凝土接缝位置Fig.5 Segmentation location of first and second stage concrete in flow channel

在本文计算中采用了以下假定：①机组段之间设置了永久分缝，各机组段独立承载，可取单个机组段进行分析；②混凝土、植入钢筋为线弹性材料，植入钢筋不被拔出；③不考虑温度作用。

2.2 计算方案

由于篇幅所限，本文仅列出了正常运行工况的计算分析结果。所施加的荷载包括：结构自重、设备重量、上游面水压力(水位388.90 m)、下游面水压力(水位379.79 m)、流道内水压力及水重、建基面扬压力、楼面荷载、机组基础荷载等。

为了比较一、二期混凝土接缝面位置和接缝面处理方式的影响，本文对表2所列4种方案进行了计算与分析：

(1)方案1：为混凝土整浇方案，不考虑混凝土分期施工，用来与其他方案进行对比分析，故方案1不存在接缝面。

(2)方案2：考虑混凝土分期施工，在接缝面涂刷水泥净浆。

(3)方案3：考虑混凝土分期施工，除了在接缝面涂刷水泥净浆外，同时在接缝面植入了钢筋，以研究植筋对加强一、二期混凝土整体性的效果。

(4)方案4：考虑混凝土分期施工，但优化了接缝面的位置，如图5(b)所示，将二期混凝土嵌入一期混凝土，仅在接缝面涂刷水泥净浆，以研究一、二期混凝凝土接缝面位置对加强一、二期混凝土整体性的效果。

表2 计算方案Tab.2 Calculation cases

2.3 计算参数

(1)材料参数。厂房混凝土材料参数如表3所示，其中流道一、二期混凝土强度等级均为C25，板梁柱结构混凝土强度等级为C30。

表3 混凝土材料参数Tab.3 Concrete material parameters

(2)一、二期混凝土接缝面抗剪参数。根据《混凝土结构加固设计规范》(GB 50367-2013)[16]可知，在实际工程结构加固时，需保证植入的钢筋达到屈服或拉断，建议植筋深度大于等于15倍钢筋直径，因此新老混凝土接缝面破坏为植筋屈服破坏，将式(1)进一步展开，得：

τ=ξ1ξ2fcu,k+(1+β)μρefy

(5)

植筋最小配筋率为：

ρmin≥0.001

(6)

本工程中，根据确定的混凝土参数可得：fcu,k=24.9 MPa，ξ1=0.069 56，当界面剂为水泥净浆时，ξ2=1.5，τ=2.598 MPa；根据表1插值可得：摩擦系数μ=0.9，β=0.2；当植筋采用HRB400且界面剂为水泥净浆时，fy=400 MPa，则τ=3.030 MPa。

3 有限元计算结果

根据计算结果，整理了4个计算方案下的流道一、二期混凝土接缝面的接触状态、水流向位移和应力分布，具体成果如下。

3.1 接触分析

根据一、二期混凝土接缝面不同的处理方式，整理了表2所示各计算方案下接缝面的接触状态，如图6所示。方案1为混凝土整浇方案，混凝土整体受力，故不存在接缝面。方案2，即仅涂刷水泥净浆方案下，接缝面大部分区域处于张开状态，腰部区域呈滑动状态，仅底部区域处于闭合状态，一、二期混凝土之间滑动明显，不利于整体受力；当接缝面植入钢筋后(方案3)，闭合区域增加明显，但仍有部分区域尚未闭合；而方案4优化了一、二期混凝土接缝面的位置之后，上下游接缝面闭合区域增加，但腰部接缝面闭合区域有所减少。根据接触状态分析可知，方案3和方案4均可增加一、二期混凝土整体性。

3.2 位移分析

二期混凝土在正常运行工况机组荷载和流道内水压力作用下主要向下游变形，为此本小节整理了表2所示各计算方案下结构的水流向位移，如图7所示。根据位移等值线图可以看出：

图6 不同接缝方案下接触状态Fig.6 Contact status under different joint schemes

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

(1)方案1流道混凝土整体浇筑，在上游水压力等荷载作用下，水流向位移值较小，数值在1.1～1.8 mm之间，顶部位移不超过1.9 mm。

(2)方案2流道一、二期混凝土之间涂刷了水泥净浆，仅靠摩擦力或黏聚力提供抗滑力，使得二期混凝土在荷载作用下，产生了较大的水流向位移，位移值远大于方案1的位移值，使得上游接触面基本处于脱开状态。在该方案下，二期混凝土顶部水流向位移值达到10.3 mm。说明仅靠增加接缝面粗糙度和在接缝面涂刷水泥净浆不能满足一、二期混凝土间的整体性要求。

(3)方案3在一、二期混凝土接缝面之间进一步植入钢筋后，与方案2相比，二期混凝土水流向位移值明显降低，其中顶部位移达2.3 mm，远低于方案2的10.3 mm，但仍大于方案1的位移值。

(4)方案4采用优化后的一、二期混凝土接缝面位置后，只需在接缝面涂刷水泥净浆，二期混凝土顶部水流向位移最大值约为2.1 mm，已低于方案3的最大位移值2.3 mm，说明一、二期混凝土接缝面位置的优化效果甚至要好于植筋的效果。

3.3 应力分析

在正常运行工况荷载作用下，二期混凝土在表2所示各计算方案下水流向应力如图8所示，根据应力等值线图可知：

(1)方案1时，整体浇筑的混凝土整体性最佳，拉应力数值和分布范围均较小，除了在立柱孔上游侧出现局部拉应力集中外，流道周围混凝土水流向最大拉应力值为0.369 4 MPa。

(2)方案2时，由于流道一、二期混凝土之间出现滑移，接缝面仅有小部分区域处于接触状态，不能充分发挥一期混凝土的承载作用，导致二期混凝土拉应力较大，数值可达3.748 MPa，可能出现较大的开裂区，难以满足结构设计要求。

(3)当方案3一、二期混凝土接缝面进一步植入钢筋时，一、二期混凝土的整体性得到了明显加强，一期混凝土的联合承载作用得到了充分的发挥，使得二期混凝土的拉应力值比方案2的拉应力值有了较大的降低，最大值为1.902 4 MPa。

(4)当方案4对一、二期混凝土接缝面位置进行优化后，一期混凝土能提供更多的抗力，这对降低二期混凝土的拉应力更为有利，最大拉应力数值减为1.545 5 MPa，效果好于方案3植筋的效果。

图8 不同方案下水流向应力(单位：MPa)Fig.8 Flow-direction stress under different cases

4 结 论

本文分析了灯泡贯流式水电站厂房流道一、二期混凝土在不同接缝面处理方式下的受力特性。根据计算分析结果可以得出以下结论：

(1)当只在接缝面涂刷水泥净浆，即使用界面剂提高糙率的接缝面处理方式时(方案2)，一、二期混凝土整体性最弱，接缝面仅有小部分区域处于接触状态，二期混凝土单独承担大部分荷载，拉应力数值较大，分布范围较广，开裂区可能较大，难以满足结构设计要求。

(2)在一、二期混凝土接缝面植入钢筋后(方案3)，一、二期混凝土整体性得到提高，能较好地发挥一、二期混凝土之间的联合承载作用，得出的位移和应力分布结果与混凝土整浇方案(方案1)的结果基本相似，但该方案下接缝面仍有部分区域尚未闭合。

(3)当优化接缝面的位置，使流道二期混凝土嵌入一期混凝土之中后(方案4)，二期混凝土的承载力得到加强，有利于降低流道二期混凝土的位移及拉应力大小，减小拉应力影响范围。优化接缝面位置方案降低流道二期混凝土拉应力的效果好于植筋方案的效果。

(4)综合计算分析结果，为了提高流道一、二期混凝土的整体性，本文建议优化接缝面的位置，将二期混凝土嵌入一期混凝土，并考虑使用界面剂和植筋等措施，以充分发挥一期混凝土的承载力，保证机组的安全稳定运行。

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