广州抽水蓄能电站A厂厂房结构裂缝成因分析

1 工程概况

广州抽水蓄能电站A厂地下厂房于1994年全面竣工投产，距今已有20余a，该建筑物主要由主机间、安装间和副厂房组成，其中主机间长92.5 m、宽21 m、高44.54 m，其内安装4台300 MW立轴单级可逆混流式水泵水轮机发电电动机组。主机间由上到下分为电动发电机层、中间层、水泵水轮机层、蜗壳层以及底部的管廊道集水廊道层等，由尾水管、蜗壳、机墩、风罩与楼板、梁、柱、剪力墙等构件相互联系组合，形成了复杂的钢筋混凝土结构(见图1)。

机组布置在主机间结构的中部，机组中心线距上游侧边墙11.5 m，下游侧边墙9.5 m。机组由尾水管和蜗壳外包混凝土、机墩、风罩等大尺寸核心构件支撑。主机间各层结构采用板、梁、柱结构，楼板厚度分别为：发电机层楼板厚250 mm，中间层楼板厚200 mm，水泵水轮机层楼板厚300 mm。

主机间原设计的结构分缝为2机1缝，即在2#与3#机组之间设置1条结构缝(见图2)。在施工图阶段，为满足各台机组先后投产需要，在1#与2#机组之间、3#与4#机组之间的楼板上各增设1条施工缝[1]。发电机层施工缝处2#机、4#机楼板分别搭在1#机、3#机梁挑耳上(见图3)，梁未分缝；中间层、水泵水轮机层施工缝处2#机、4#机梁、板分别搭在1#机、3#机柱牛腿及梁挑耳上(见图3～4)。

图1 A厂主厂房结构示意(单位：高程m，尺寸mm)

图2 主厂房结构分缝示意(单位：尺寸mm，高程m)

图3 板施工缝示意(单位：mm)

图4 梁施工缝示意(单位：mm)

2 裂缝的出现与结构检测情况

2.1 裂缝的出现

2000年电厂水工人员巡视发现，在A厂主机间的发电机层、中间层、水泵水轮机层楼板上先后出现了一些裂缝：发电机层裂缝主要集中在沿1#与2#机组、3#与4#机组之间增设的施工缝楼板底部，楼板与梁挑耳交界处，以及该缝附近的梁上；中间层裂缝也主要集中在沿增设施工缝楼板底部、施工缝转折处，裂缝宽度比发电机层略宽，沿缝的梁挑耳外侧部分出现斜向的裂缝，施工缝处柱牛腿出现竖向裂缝；水泵水轮机层裂缝情况较好，但在楼板底部，楼板与梁挑耳交界处，挑耳外侧仍出现少量裂缝。为了解裂缝的发展情况，电厂工作人员在厂房施工缝附近埋设测缝计进行观测，经过近10 a的观测，裂缝无明显变化。

2.2 结构检测情况

2011年7月，对A厂主机间结构进行了详细的检测，检测的主要内容有：混凝土强度和碳化深度、结构钢筋保护层厚度、混凝土裂缝及其变化趋势、结构构件的应变及其变化趋势、混凝土其他缺陷等。以期全面了解A厂主机间的结构现状，为结构的裂缝成因分析和安全评估提供基础资料。

1) 混凝土强度检测结果

发电机层梁板的混凝土设计标号为250#，对应的设计强度等级为24.33 MPa。中间层梁板的混凝土的设计标号为200#，对应的设计强度等级为19.21 MPa。

A厂梁板的混凝土强度检测首先采用超声回弹综合法，然后在厂房超挖回填部位、蜗壳层及水轮机层地板等相对较为安全的地方进行钻芯取样试验，并对两种方法得到的混凝土强度进行了分析对比。经试验及计算，对测区混凝土抗压强度换算值提高14%进行修正[2]。

发电机层梁板共进行27点的混凝土强度检测，修正后的强度推定值范围为16.1 ～36.4 MPa，平均值为26.6 MPa[2]。中间层梁板共进行27点的混凝土强度检测，修正后的强度推定值范围为17.0～31.5 MPa，平均值为21.2 MPa[2]。

混凝土的检测强度离散性较大，存在微裂缝和气泡等砼微缺陷影响回弹法检测结果的可能性，但总体推定值满足设计指标。

2) 发电机层裂缝检测结果

根据《水工混凝土结构设计规范》(DL/T 5057—2009)，本电站的混凝土结构属于二类环境类别，结构构件的最大裂缝宽度限制不得大于0.3 mm。

发电机层的混凝土结构裂缝宽度大于0.3 mm的仅有1条，并且其裂缝深度已经贯穿梁的横断面，该梁沿厂房长轴向布置。其余梁测得的裂缝宽度均小于0.3 mm，裂缝深度在84～202 mm之间。

出现裂缝的梁主要集中在吊物孔，楼梯口附近；板裂缝则与板边呈约45°相交。裂缝统计可见，大部分梁的裂缝均分布在梁侧，其走向与梁的轴线垂直或接近垂直。只有2条裂缝分布在梁底，而这2根梁同样沿厂房长轴方向布置。值得注意的是，侧面分布较多的裂缝(≥10条)3根梁均位于发电机层吊物孔的边上，其中2根沿厂房长轴方向布置；1根沿厂房上下游方向布置。

3) 中间层裂缝检测结果

中间层的混凝土结构裂缝宽度大于0.3 mm的有2根梁，2根梁均沿厂房长轴向布置并且梁一端搭接在靠安装间边墙砼上。仅有1根梁裂缝深度已经贯穿梁的横断面，该梁沿厂房长轴向布置，位于球阀吊物孔的下游侧。其余梁裂缝宽度均小于0.3 mm，裂缝深度在88～220 mm之间。

出现裂缝的梁主要集中在吊物孔，楼梯口附近；有1处位于吊物孔下游侧的板出现与板边呈约45°相交的裂缝，有2处靠近安装间侧的板出现与板边呈大角度相交的裂缝。裂缝统计可见，大部分梁的裂缝均分布在梁侧，其走向与梁的轴线垂直或接近垂直。但有2根梁分别有5条及2条裂缝分布在梁底，且梁侧面也分布有较多的裂缝(≥10条)。而这2根梁1根沿厂房上下游方向布置，另1根沿厂房长轴方向布置。值得注意的是，2根梁均位于中间层的孔洞边上。

在中间层，增设施工缝处的挑耳外侧出现斜向的裂缝，并出现崩角现象(如图3所示)；柱牛腿出现贯穿性裂缝(如图4所示)。

4) 钢筋保护层厚度及混凝土碳化深度检测

发电机层的钢筋保护层厚度满足规范及设计的要求；中间层的钢筋砼保护层厚度除牛腿支座外侧的钢筋砼保护层达100 mm左右，其余均满足规范及设计的要求[2]。发电机层和中间层内的钢筋没有受到锈蚀的威胁。

经检测，发电机层混凝土碳化深度在1.0～4.5 mm之间；中间层混凝土碳化深度在1.0～5 mm之间[2]。两者的混凝土碳化速率均很慢，处于轻微碳化阶段。

3 结构计算和振动测试的主要结论

3.1 结构力学及配筋计算复核

根据检测资料和现场情况，对发电机层和中间层增设施工缝附近的楼板、梁，裂缝开展较多及有贯穿性裂缝的楼板、梁，按现行结构设计规范《水工混凝土结构设计规范》(DL/T 5057—2009)《水电站厂房设计规范》(SL266—2001)《混凝土结构设计规范》(GB50010—2010)进行了静力计算及配筋复核。考虑楼板与机墩、风罩等结构互相连成复杂的空间整体结构，长期承受振动荷载，对梁构件及纵向受拉钢筋进行了抗疲劳验算。

计算结果表明：广蓄A厂主机间梁构件的纵向抗弯抗剪满足规范要求，梁构件及纵向受拉钢筋的抗疲劳验算满足规范要求，厂房混凝土结构各主要构件均满足承载能力要求，刚度满足规范要求，整体结构是安全的。但在施工缝、吊物孔附近的梁截面侧向配筋，以及牛腿设置的水平箍筋不符合现行规范的构造要求。

3.2 结构振动计算

为查明A厂主机间结构的抗振性能与结构的动力特性，从结构振动的角度分析裂缝的成因和分布规律，对主机间结构建立整体有限元模型，计算分析了主机间结构的动力特性。在进行结构动力特性分析时，考虑A厂主机间结构原为两机一缝设计，取1#与2#两台机组段结构为计算对象。

A厂主机间上下游为框架柱，可以认为与围岩的约束较弱。根据计算结果，厂房结构边墙与周边围岩约束较弱时，厂房结构的基频约为12.6 Hz，低阶振型以长轴向的厂房整体结构变形为主。A厂机组的转动频率为8.33 Hz，两者错开约50%，厂房结构与机组不会发生共振。同时，计算表明A厂楼板采用200～250 mm左右的楼板板，其铅直方向的刚度相对较小，抗振能力较弱。

3.3 结构振动测试

由于厂房结构复杂，且抽水蓄能电站的运行方式又不同于常规电站，电站厂房结构的受力工况更加复杂，各种不同的振源都可能对厂房结构形成不利的影响。为进一步研究A厂的振动特性和结构的振动响应，并与计算进行对比分析，2010年8月和2011年8月2次对A厂主厂房结构进行了现场振动测试，测试主要内容有：振源测试、结构整体及构件自振特性测试、结构动力响应测试、施工缝性能测试、结构缝性能测试等。结合电站运行情况，测试工况主要包括瞬态和稳态2种类型。

瞬态工况有：① 3#机组发电开机；② 3#机组发电关机：③ 3#机组抽水开机；④ 3#机组抽水关机；⑤ 4#机组抽水运行，3#机组抽水开机；⑥ 3#机组发电运行，4#机组发电开机；⑦ 3#机组发电运行，4#机组发电关机；⑧ 3#机组抽水运行，4#机组抽水关机；⑨ 4#机组发电运行，1#、2#、3#机组同时发电关机；⑩ 1#机组抽水开机； 4#机组抽水运行，1#机组抽水关机等。

稳态工况有：① 3#机组发电运行；② 1#、2#、3#机组同时发电运行。

通过上述测试和对比分析，可查明厂房结构出现的裂缝损伤是由何种原因引起；裂缝集中区域的结构施工缝在结构安全中起到什么样的作用；厂房结构在工作中是否安全。测试是进行厂房安全评估的重要手段。

1) 结构动力特性测试成果

结构动力特性测试测得结构整体模态第一阶就表现为长轴水平运动[3-4]，而前5阶没有出现短轴方向的平动，与计算结果基本一致。结构整体、构件动力测试成果表明厂房结构的振动模态大多基本表现为板、梁构件的局部竖向振动，且频率密集。

2) 厂房结构动力响应

稳态工况下及瞬态工况下的结构最大动位移响应值分别在 0.1 mm左右及0.5 mm左右[3]，稳态工况下的结构加速度响应值较瞬态工况小许多，最大动位移一般发生在吊物孔边或结构缝边等结构薄弱的地方。在设备启动阶段，发电机层孔洞周边梁的最大冲击动应变约为20 με(换算为应力约0.56 MPa)[3]；在设备正常运转阶段，梁的动力反应非常微小。

现场测试结果表明，被测试梁上不存在明显的中和轴，梁横截面中部的动应力并不明显小于梁截面底部动应力，在瞬态工况下测试梁中上部接近楼板底部的冲击应变反应，甚至大于梁底的冲击应变反应。

3) 增设施工缝和结构缝性能测试

为了了解新增施工缝两边结构的连接情况，研究其对振动传播的影响，在施工缝和结构缝两边的构件上布设了加速度与位移测点，对比分析其两侧构件在单一侧机组开机激励时的响应[1]。测试结果表明，增设施工缝两侧结构在稳态运行时位移差较小，但在瞬态工况下位移差明显变大，说明两侧结构有一定的联系，但联系不紧密，与2#、3#之间的结构缝相比，其隔振性能要差一些。

4 裂缝成因分析

1) 新增施工缝削弱了附近结构，抗振构造措施不足

广蓄A厂在施工图阶段为满足机组提前投产需要，在1#～2#机组之间、3#～4#机组之间各增设了1条“施工缝”。该施工缝既非纯粹的施工缝，也非完全的结构缝，施工缝处楼板与梁、梁与柱采用了简支方式，分缝处结构成为结构抗振的薄弱环节，在振动荷载作用下成为耗能部位，因此裂缝首先从此处发生，同时也是结构裂缝较集中的部位。

从图3～4可见，楼板是以施工缝处梁挑耳作为简支座，梁以柱牛腿作为简支座。梁挑耳和柱牛腿需承担楼板、梁传来的集中力。但板与梁挑耳、梁与柱牛腿之间未设垫板进行减震，也没有对挑耳和牛腿采取结构加强措施。因此，在长期的振动荷载作用下，梁挑耳和柱牛腿多处出现裂缝和崩角现象，并出现板、梁与支座分离出现裂缝现象。

2) 梁腰筋配筋不足。

测试和计算表明，在厂房振动荷载作用下，梁内由于水平向弯曲或拉压会在两侧面产生动拉应力，这是在原设计过程中未考虑到的。根据计算成果，A厂发电机层和水轮机层的施工缝、吊物孔附近梁的内力水平弯矩值在0.5～26.1 kN·m之间，配筋计算表明，所有梁侧面配筋应采用构造配筋，应设置不少于2排2Φ20腰筋，而原设计仅设置1排2Φ16。腰筋配置明显不足，使得梁两侧面容易出现裂缝。而梁底虽然也承受附加的动拉应力，但底部配置的钢筋数量均足够且留有裕度，抑制了裂缝的产生。从这一角度，可以解释为什么普遍来看梁的两侧裂缝数量远比底部多，尤其是在孔洞边等侧向刚度较小的梁侧面上裂缝密集出现。

3) 局部混凝土结构钢筋保护层过大。

发电机层及中间层个别楼板出现的45°角斜向裂缝与钢筋保护层过大有关：经检测个别板出现上部负弯筋保护层厚度大于80 mm。混凝土保护层太厚，降低了楼板的有效高度，一旦出现裂缝，扩展范围会加大。

中间层2条施工缝边上的柱牛腿上部虽均出现裂缝，但两者裂缝并不相同。1条是沿牛腿外侧竖向贯穿裂缝，另1条是顶面沿外边缘出现斜向裂缝。3#、4#机之间柱牛腿，经检测牛腿端部保护层过厚达80 ～110 mm[2](设计要求一般为25～30 mm)，牛腿顶部裂缝位置完全位于实际钢筋配置范围以外，不能对裂缝起到任何限制作用，相当于素混凝土受压或受拉劈裂，因此裂缝基本沿钢筋外侧竖向贯穿。而1#、2#机之间柱牛腿，经检测混凝土保护层按设计配置，牛腿顶面裂缝沿与水平夹角约30°的方向延伸至牛腿外边缘，由于牛腿断面满足对裂缝控制要求且沿高度方向配置了足够的水平箍筋，对裂缝宽度和延伸长度起到限制作用，使得牛腿顶部仅出现崩角现象。

4) 振动诱发并导致裂缝发展。

中间层柱牛腿裂缝成因与梁挑耳裂缝类似，中间层梁一端简支在牛腿上，另一端与机墩相连，牛腿承担梁端传来的集中力。在机组振动荷载作用下，梁端既存在竖向振动，同时还存在水平向振动，使得牛腿顶面和梁端底部发生裂缝。

从抗振有限元计算来看， A厂楼板采用200～250 mm左右的薄板，楼板抗振能力较弱，低阶模态振型中，楼板垂直方向变形明显，使厂房结构极易出现损伤，也是导致洞口侧向刚度薄弱部位的梁出现裂缝原因之一。

5) 混凝土结构其他缺陷也可能诱发裂缝的产生和发展。

从A厂楼板的超声回弹法检测成果来看，部分机组段楼板的强度推定值离散性较大，除由混凝土的微缺陷引起外，也不排除局部混凝土浇筑强度较低的可能性，并由此导致混凝土构件裂缝的产生。

5 结论及建议

结构检测、动静力计算表明，厂房结构与机组强迫振动不存在共振的问题，结构受力钢筋满足设计年限的极限承载力、正常使用要求。结构裂缝的出现与施工缝设置、振动荷载、结构构造配筋不足、混凝土施工缺陷、与机墩相连接的楼板及梁的刚度偏小、结构刚度整体不均匀等因素均有关系。目前，绝大部分裂缝宽度和混凝土钢筋保护层厚度均满足规范要求，对结构的安全不造成明显影响，不存在影响结构正常使用的重大隐患。

针对A厂主厂房结构存在施工缝设置不合理，施工缝及孔洞周边结构存在抗振薄弱部位，部分构件混凝土强度偏低，机组开停机工况结构动力响应偏大等所带来的结构裂缝问题，为保证厂房今后长期的正常运行使用，建议对于已发生裂缝的部位进行必要的加固处理。

参考文献：

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