大型水电站蜗壳保压值的优化分析＊

2011-09-25张立翔

武汉理工大学学报（交通科学与工程版） 2011年5期

郭涛张立翔姚激

（昆明理工大学建筑工程学院昆明 650224）

0 前言

随着能源需求的不断增加，拟建或建成了大批高水头、大容量水电站，发电机组单机容量越来越大，蜗壳的HD值也急剧增长，水电站结构的设计和安全运行面临新的挑战.目前较常见的蜗壳结构有：直埋、垫层埋设和充水保压蜗壳结构.它们的主要区别在于联合承载的方式和程度各有不同.充水保压蜗壳结构属于一种部分联合承载结构，可以有效的控制和调节钢蜗壳与外围混凝土的承载比例，充分发挥钢蜗壳的承载优势，减少外围混凝土的开裂和配筋，而且又满足了厂房下部结构的整体刚度要求，再者，由于蜗壳内部水体的重力作用可以有效的避免钢蜗壳的上浮，省去了外围混凝土浇筑时对钢蜗壳的一些拉锚结构，因此，充水保压蜗壳有利于机组的稳定运行和便于施工.尤其对大型机组和抽水蓄能机组更重要，因此在国内外被广泛的采用［1］.如国外的大古里电站、伊泰普电站、麦卡电站、拉格朗德二级、丘吉尔瀑布.国内的二滩、三峡左岸、小湾及潘家口电站的抽水蓄能机组，天荒坪、十三陵、广州等抽水蓄能电站等，均采用充水保压蜗壳.充水保压蜗壳结构最关键的问题在于保压值的选取，不仅决定了钢蜗壳和混凝土之间的承载比例，还关系着电站厂房的振动和变行，因此选择合理的保压值，是确保大型水电站机组安全稳定运行的关键问题之一.

1 计算方法

目前针对保压值优化的研究，判断准则主要偏向于蜗壳外围混凝土应力的大小，对钢蜗壳和座环上的应力及位移分布考虑较少，尤其对机组稳定性的研究甚少.其实钢蜗壳膨胀时产生的位移沿蜗壳轴线和子午断面各部位都极不均匀，因此钢蜗壳和外围混凝土很难达到完全贴合，若脱开缝隙过大，削弱了结构的整体刚度，当机组运行时，容易产生共振.但由于钢蜗壳和外围混凝土的贴合计算涉及到大量的接触和不为人知的诸如温度等非线性的影响，因此蜗壳与外围混凝土之间的贴合状态对机组稳定性的影响目前仅局限于定性描述，很难通过定量的模拟脱开缝隙对整体结构的动力影响来优选保压值的大小.确切的说，保压值的选取研究，目前只局限于调节钢蜗壳与外围混凝土的承载比例，即外围混凝土的应力分析（简化算法），对于脱开缝隙对结构的动力影响和应力分析，即仿真算法仍属于前沿问题.

保压蜗壳结构在数值计算中主要有2种算法，即简化算法和仿真方法［2］.简化算法实用和简单，工程应用实践较多，它忽略了蜗壳与混凝土间的接触和初始缝隙对蜗壳结构的影响，假设机组运行时，钢蜗壳与外围混凝土完全联合承载（两者紧贴），认为计算超出保压水头那部分剩余水压力作用下，所得结构的应力就是运行工况下外围混凝上的真实应力，通过对该应力的分析比较，确定最优保压值.至于忽略了初始缝隙对结构应力的影响所带来的误差影响，据研究结果和实际工程观测资料显示，简化算法得到的蜗壳外围混凝土应力值小于实际应力值，文献［3］指出各项应力的相对误差一般在8%以内，其计算结果能满足工程需要，迄今国内大型机组的应力计算，大多是采取简化算法，如三峡水电站、二滩水电站［4］、十三陵抽水蓄能电站、西龙池抽水蓄能电站［5－6］等.本文以云南某水电站为例，亦采用简化算法分析了充水保压蜗壳结构外围混凝土的应力状态及蜗壳与外围混凝土的贴合状态随蜗壳轴线方向的分布情况，为该机组保压水头的选取提出工程建议.

2 计算模型及工况

该电站蜗壳采用保压浇筑混凝土的结构形式，总装机容量9×650MW，蜗壳进口断面直径12m，蜗壳内正常运行水压力2.22MPa，设计初拟定保压值为1.8MPa，本文对1.8，1.6，1.22，1.02MPa 4种保压方案进行比较计算，从而对保压值进行优化选择.截取7＃机组段为研究对象，厂房纵向与机组段永久分缝为界，长34.0m.上、下游向以厂房边墙为界，宽29.0m；竖向27.95m.混凝土弹性模量为28GPa，泊松比0.167，重度2.5kN／m3，钢材弹性模量为 200 GPa，泊松比0.3，重度78.5kN／m3.钢蜗壳、楼板采用壳单元划分，混凝土采用8节点块体单元划分，钢筋采用管单元划分，梁柱采用梁单元划分，整体机组段共划分92 411个单元，62 580个节点，有限元模型如图1所示，其中蜗壳4 358个单元（不含座环），如图2所示，蜗壳外围环向钢筋4 238个单元（按配筋φ32＠200考虑），见图3.

图1 机组段整体有限元模型

图2 钢蜗壳网格

图3 钢蜗壳外围环向钢筋网格

底部围岩对结构的约束作用按全约束考虑，上、下游边墙与围岩接触面施加法向约束，机组段分缝边界为自由面.计算荷载包括结构、水体、设备自重；机组运行荷载；活荷载等.楼板活荷载取为：发电机层60kPa，中间层30kPa，水轮机层及以下40kPa.

3 计算结果及分析

沿蜗壳水流方向选取27个子午断面给出局部坐标下的计算结果.断面位置见图4a），任意断面关键点的位置见图4b）.蜗悫外围混凝土环向应力分布曲线见图5～7.

3.1 应力分析

由计算结果可见，保压值越大对蜗壳外围混凝土的受力越有利，蜗壳外围混凝土的应力随着保压值的增大而减小；各子午断面最大环向拉应力发生在蜗壳顶部；蜗壳外围混凝土环向应力均为拉应力；在16号子午截面后，蜗壳顶部和底部外围混凝土的环向应力都有明显的下降，主要是由于蜗壳半径减小，外围混凝土厚度相对增大.

在蜗壳保压1.8MPa的情况下，蜗壳外围混凝土的拉应力均较小，蜗壳顶部位置最大拉应力仅为0.6MPa左右，如果适当降低蜗壳的保压值为1.6MPa，拉应力值也只有0.8MPa左右，均小于混凝土的抗拉强度1.3MPa；在1.22MPa保压值时，蜗壳外围混凝土拉应力达到临界值，最大拉应力值为1.29MPa，发生在第五子午断面的蜗壳顶部（最大环向应力均发生在蜗壳第五子午断面的顶部）.当降至1.02MPa保压值时，外围混凝土局部均产生了较大的环向拉应力，最大值达到了1.5MPa，应力值随分布深度在10cm左右仍大于1.3MPa.

3.2 蜗壳与混凝土之间的接触状态

钢蜗壳与外围混凝土的贴合状态取决于保压水头在蜗壳与混凝土之间形成的初始缝隙值δ1、蜗壳因温降引起的冷缩δ2、内水压力下混凝土徐变引起的缝隙值δ3及机组运行时内水压力作用下蜗壳产生的径向变形δ4.则机组运行时，钢蜗壳与外围混凝土的脱开缝隙为Δδ＝δ1＋δ2＋δ3－δ4.当Δδ＜0时，钢蜗壳与外围混凝土紧密贴合，Δδ＞0，说明保压值过高蜗壳与外围混凝土脱开.δ2，δ3可参考文献［7］的式 B2、C17求得，δ1，δ4为［8］：δ＝（pr2）／（tEs）.式中：r，t分别为蜗壳各子午断面的内壁半径和管壁厚度；Es为钢材弹性模量，计算时内水压力p分别取保压值和机组正常运行水压力即可得δ1，δ4.取施工期（保压）、运行期水可能的最大温差为13℃.可得机组运行时蜗壳与混凝土之间的脱开缝隙值如图8所示.由此可知，保压值越大缝隙值越大，当保压值为1.8 MPa时，蜗壳与混凝土出现脱开现象，当保压值为1.6MPa时，蜗壳与混凝土基本贴合，当保压值为1.22，1.02MPa时，蜗壳与混凝土紧密贴合.

图4 子午断面示意图

图5 蜗壳外围混凝土顶部位置（P1点）环向应力分布曲线

图6 蜗壳外围混凝土腰部位置（P2点）环向应力分布曲线

图7 蜗壳外围混凝土底部位置（P3点）环向应力分布曲线

图8 机组运行时蜗壳与混凝土之间的脱开缝隙值

综合比较可知，选取1.8MPa保压值时，对蜗壳外围混凝土的受力有利，但由于保压值过高，导致蜗壳与混凝土之间的脱离间隙过大，影响结构的整体刚度，在运行时容易产生共振，对机组稳定性不利，而且蜗壳和混凝土两者联合承载的效率太低，混凝土的承载作用没有得到良好发挥.当保压值过低时（1.22，1.02MPa），虽然蜗壳与混凝土贴合较紧密，结构整体刚度提高，有利于机组的稳定运行，但是，蜗壳外围混凝土拉应力较大，在结构薄弱部位有可能出现贯穿性裂缝.保压值为1.6MPa时，不仅蜗壳外围混凝土拉应力能控制在混凝土的设计抗拉强度范围内，而且蜗壳与外围混凝土基本保持贴合状态，有利于机组的稳定运行［8］.因此，综合评定该机组选择1.6MPa的保压值较为合适.