燈泡貫流式機(jī)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(zhǎng)征，邱炳坤

(1. 武漢大學(xué) 水資源與水電工程科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(guó)成立到現(xiàn)在，隨著一大批中、高水頭電站的完建，水電開發(fā)逐漸轉(zhuǎn)向中低水頭水力資源的開發(fā)。根據(jù)資料顯示，我國(guó)低水頭水力資源約為0.8～ 1.0 億kW，但開發(fā)程度尚不足30%[1]。這些低水頭資源主要集中在我國(guó)中、東部地區(qū)，該區(qū)域特點(diǎn)為經(jīng)濟(jì)發(fā)達(dá)，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(fā)價(jià)值較大。根據(jù)《水力發(fā)電廠機(jī)電設(shè)計(jì)規(guī)范》(DL/T 5186-2004)[2]，在徑流式電站廠房中，當(dāng)最大水頭不足20 m時(shí)，推薦選用燈泡貫流式機(jī)組水電站廠房。相對(duì)于其他類型機(jī)組，燈泡貫流式機(jī)組的優(yōu)點(diǎn)是結(jié)構(gòu)緊湊、穩(wěn)定性好、效率較高，對(duì)于低水頭水資源開發(fā)具有不可替代的作用和優(yōu)勢(shì)。

對(duì)于燈泡貫流式水電站，其水輪機(jī)機(jī)組采用臥式布置，出水方向基本是軸向貫通，流道形狀簡(jiǎn)單，施工方便[3]。但是，在實(shí)際工程中，由于施工工藝和機(jī)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(duì)一、二期混凝土接縫面黏結(jié)質(zhì)量不夠重視，在接縫面常常出現(xiàn)混凝土開裂、剝離等現(xiàn)象，從而嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)的正常使用[4]。流道一、二期混凝土之間的接縫面剪切強(qiáng)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(qiáng)等學(xué)者深入分析了新老混凝土接縫面的應(yīng)力分布規(guī)律，探索新老混凝土復(fù)合受力的強(qiáng)度特性[5]，研究了植筋法對(duì)接縫面剪切強(qiáng)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(jī)理來說，接縫面黏結(jié)力主要由分子間范德華力和顆粒間機(jī)械咬合力構(gòu)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(jī)械咬合力是指水泥漿硬化之后將新老混凝土黏結(jié)在一起，在接縫面上形成相互錯(cuò)抱的機(jī)械作用。國(guó)內(nèi)外學(xué)者在Birkeland提出的摩擦-剪切模型基礎(chǔ)上做了大量延伸研究[8]，Randl認(rèn)為接縫面由黏結(jié)力、摩擦力和銷栓作用提供黏結(jié)效應(yīng)[9]，該方法最終被歐洲混凝土規(guī)范(FIB Model code 2010)[10]采納。目前在燈泡貫流式水電站廠房的相關(guān)研究中，主要是關(guān)于流道設(shè)計(jì)優(yōu)化[11]、機(jī)組性能[12,13]、流體特性[14,15]、制造安裝等方面的內(nèi)容，而對(duì)于工程建設(shè)各方所關(guān)注的燈泡貫流式機(jī)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(jī)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(tài)、位移、應(yīng)力等聯(lián)合承載問題，對(duì)一、二期混凝土接縫面的幾種處理方式進(jìn)行了數(shù)值模擬和計(jì)算分析，提出了合理的處理方式，為實(shí)際工程的方案選用提供理論依據(jù)。

1 接觸理論與剪切強(qiáng)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(jié)狀態(tài)，隨著荷載增加，接縫面可能開始滑移甚至開裂。從黏結(jié)到滑移，接縫面抗力由黏結(jié)力轉(zhuǎn)化為摩擦力，屬于典型的接觸非線性問題。本節(jié)通過ABAQUS中接觸模塊，在模型中設(shè)置等效剪應(yīng)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(yīng)力超過此值，結(jié)構(gòu)便開始滑動(dòng)，摩擦模式如圖1所示。

圖1 摩擦模式Fig.1 Friction mode

根據(jù)Randl研究成果[8]，新老混凝土接縫面抗剪力分為：接縫面黏結(jié)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(dá)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(shù)，取值為0.069 56；ξ2為界面劑類型影響系數(shù)，使用水泥凈漿時(shí)，取1.5；fcu,k為新老混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值，MPa；AC為接縫面面積；ρe為植筋率；fy為鋼筋屈服強(qiáng)度，MPa；μ為摩擦系數(shù)；β為植筋銷栓作用抗剪力系數(shù)。μ和β取值如表1所示。

表1 接縫面摩擦系數(shù)、銷栓作用抗剪力系數(shù)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(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，可線性插值。

2 計(jì)算模型與參數(shù)

2.1 計(jì)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(cè)，電站總裝機(jī)容量132 MW，布置有3臺(tái)44 MW的燈泡貫流式機(jī)組，廠房機(jī)組段之間設(shè)置永久變形縫。單臺(tái)機(jī)組段沿縱軸線方向?qū)挾葹?8.0 m，廠房地基到進(jìn)水口頂部高程約59.0 m。為了考慮廠房基巖對(duì)整體結(jié)構(gòu)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(biāo)系采用笛卡爾直角坐標(biāo)，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(biāo)原點(diǎn)取在機(jī)組安裝高程(▽345.50 m)與2號(hào)機(jī)組軸線相交處。廠房模型見圖2～圖5。在ABAQUS中，三維實(shí)體單元采用C3D8單元，植入鋼筋采用B31梁?jiǎn)卧?D樓板單元用S4單元進(jìn)行模擬，植入鋼筋單元用EMBEDDED命令將鋼筋單元埋入實(shí)體單元中。

圖2 廠房整體計(jì)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(jì)算中采用了以下假定：①機(jī)組段之間設(shè)置了永久分縫，各機(jī)組段獨(dú)立承載，可取單個(gè)機(jī)組段進(jìn)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(jì)算方案

由于篇幅所限，本文僅列出了正常運(yùn)行工況的計(jì)算分析結(jié)果。所施加的荷載包括：結(jié)構(gòu)自重、設(shè)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(nèi)水壓力及水重、建基面揚(yáng)壓力、樓面荷載、機(jī)組基礎(chǔ)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(duì)表2所列4種方案進(jìn)行了計(jì)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(jìn)行對(duì)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(shí)在接縫面植入了鋼筋，以研究植筋對(duì)加強(qiáng)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(yōu)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(duì)加強(qiáng)一、二期混凝土整體性的效果。

表2 計(jì)算方案Tab.2 Calculation cases

2.3 計(jì)算參數(shù)

(1)材料參數(shù)。廠房混凝土材料參數(shù)如表3所示，其中流道一、二期混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C25，板梁柱結(jié)構(gòu)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30。

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

(2)一、二期混凝土接縫面抗剪參數(shù)。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50367-2013)[16]可知，在實(shí)際工程結(jié)構(gòu)加固時(shí)，需保證植入的鋼筋達(dá)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(jìn)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(jù)確定的混凝土參數(shù)可得：fcu,k=24.9 MPa，ξ1=0.069 56，當(dāng)界面劑為水泥凈漿時(shí)，ξ2=1.5，τ=2.598 MPa；根據(jù)表1插值可得：摩擦系數(shù)μ=0.9，β=0.2；當(dāng)植筋采用HRB400且界面劑為水泥凈漿時(shí)，fy=400 MPa，則τ=3.030 MPa。

3 有限元計(jì)算結(jié)果

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，整理了4個(gè)計(jì)算方案下的流道一、二期混凝土接縫面的接觸狀態(tài)、水流向位移和應(yīng)力分布，具體成果如下。

3.1 接觸分析

根據(jù)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(jì)算方案下接縫面的接觸狀態(tài)，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(qū)域處于張開狀態(tài)，腰部區(qū)域呈滑動(dòng)狀態(tài)，僅底部區(qū)域處于閉合狀態(tài)，一、二期混凝土之間滑動(dòng)明顯，不利于整體受力；當(dāng)接縫面植入鋼筋后(方案3)，閉合區(qū)域增加明顯，但仍有部分區(qū)域尚未閉合；而方案4優(yōu)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(qū)域增加，但腰部接縫面閉合區(qū)域有所減少。根據(jù)接觸狀態(tài)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(yùn)行工況機(jī)組荷載和流道內(nèi)水壓力作用下主要向下游變形，為此本小節(jié)整理了表2所示各計(jì)算方案下結(jié)構(gòu)的水流向位移，如圖7所示。根據(jù)位移等值線圖可以看出：

圖6 不同接縫方案下接觸狀態(tài)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(shù)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(chǎn)生了較大的水流向位移，位移值遠(yuǎn)大于方案1的位移值，使得上游接觸面基本處于脫開狀態(tài)。在該方案下，二期混凝土頂部水流向位移值達(dá)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(jìn)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(dá)2.3 mm，遠(yuǎn)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(yōu)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(yōu)化效果甚至要好于植筋的效果。

3.3 應(yīng)力分析

在正常運(yùn)行工況荷載作用下，二期混凝土在表2所示各計(jì)算方案下水流向應(yīng)力如圖8所示，根據(jù)應(yīng)力等值線圖可知：

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

(2)方案2時(shí)，由于流道一、二期混凝土之間出現(xiàn)滑移，接縫面僅有小部分區(qū)域處于接觸狀態(tài)，不能充分發(fā)揮一期混凝土的承載作用，導(dǎo)致二期混凝土拉應(yīng)力較大，數(shù)值可達(dá)3.748 MPa，可能出現(xiàn)較大的開裂區(qū)，難以滿足結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求。

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

(4)當(dāng)方案4對(duì)一、二期混凝土接縫面位置進(jìn)行優(yōu)化后，一期混凝土能提供更多的抗力，這對(duì)降低二期混凝土的拉應(yīng)力更為有利，最大拉應(yīng)力數(shù)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(yīng)力(單位：MPa)Fig.8 Flow-direction stress under different cases

4 結(jié) 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(jù)計(jì)算分析結(jié)果可以得出以下結(jié)論：

(1)當(dāng)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(shí)(方案2)，一、二期混凝土整體性最弱，接縫面僅有小部分區(qū)域處于接觸狀態(tài)，二期混凝土單獨(dú)承擔(dān)大部分荷載，拉應(yīng)力數(shù)值較大，分布范圍較廣，開裂區(qū)可能較大，難以滿足結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)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(fā)揮一、二期混凝土之間的聯(lián)合承載作用，得出的位移和應(yīng)力分布結(jié)果與混凝土整澆方案(方案1)的結(jié)果基本相似，但該方案下接縫面仍有部分區(qū)域尚未閉合。

(3)當(dāng)優(yōu)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(qiáng)，有利于降低流道二期混凝土的位移及拉應(yīng)力大小，減小拉應(yīng)力影響范圍。優(yōu)化接縫面位置方案降低流道二期混凝土拉應(yīng)力的效果好于植筋方案的效果。

(4)綜合計(jì)算分析結(jié)果，為了提高流道一、二期混凝土的整體性，本文建議優(yōu)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(fā)揮一期混凝土的承載力，保證機(jī)組的安全穩(wěn)定運(yùn)行。

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