大型水电站充水保压蜗壳结构联合承载分析

郭 涛,张立翔,姚 激

(昆明理工大学建筑工程学院,昆明650224)

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。蜗壳埋设方式的选择不仅影响电站厂房的设计和施工工期,还决定了钢蜗壳和混凝土之间的承载比例,因此选择合理的蜗壳埋设方式,是确保大型水电站机组安全稳定运行的关键问题之一。

目前较常见的埋设方式有：直埋方式、垫层埋设方式、充水保压埋设方式。3种埋设方式各有优缺点,若从承担荷载的工作机理来讲都属于钢蜗壳和外围混凝土联合承载结构,区别在于联合承载的方式和程度各有不同。充水保压埋设方式作为一种部分联合承载结构,可以量化的控制蜗壳和外围混凝土承载的比例,在减少混凝土开裂的同时又满足了整体刚度的要求,减少了机组振动和变形,有利于机组稳定运行且便于施工。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采用。在国外,对中高水头的大机组电站如美国的大古里电站、巴西的伊泰普电站、加拿大的麦卡、拉格朗德二级、丘吉尔瀑布、委内瑞拉古里及高水头、大容量抽水蓄能机组,无一例外,均采用充水保压蜗壳。中国以往大中型水电站多采用垫层方案,其中单机容量最大的是李家峡水电站,之后随着更多的大型机组和抽水蓄能电站的建设,中国开始较多的在水电事业的建设中采用充水保压蜗壳,如三峡左岸[1]、二滩[2]、小湾及天荒坪、十三陵、广州、西龙池[3]、回龙[4]、潘家口等抽水蓄能机组。

1 计算方法

充水保压埋设方式,最早是由美国田纳西流域管理局在20世纪30年代提出和推广的,国外在这方面的研究开展的比较早[5-9]。近年来随着中国水电事业的发展,充水保压蜗壳在中国有更广阔的应用前景,对其结构型式的研究也方兴未艾,在结构模型的建立与改进、联合承载结构的结构形式研究[1-3,10]、保压值优化[4,11]、分析方法[12-13]、模型试验[14]、温度影响[15]、蜗壳外围混凝土非线性分析[16-17]、及施工技术[18]等方面均取得了开创性成果。以糯扎渡水电站为算例,在收集和总结前人经验的基础上,以Ansys软件为平台,采用在模型上改进的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和变形情况,为该机组保压水头的选取提出工程建议,并与直埋方案做了比较,综合说明保压蜗壳的优势。

目前,对于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[19]。在不着重考虑钢衬应力和变形的情况下,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,当钢蜗壳与外围混凝土完全联合承载(两者紧贴)时,只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。迄今中国大型机组保压蜗壳结构外围混凝土的应力计算,大多是采取简化算法,如三峡水电站[1]、二滩水电站[2]、十三陵抽水蓄能电站、广州抽水蓄能电站一期工程等。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[12]指出与仿真算法相比其相对误差在8%以下,其计算结果能满足工程需要,该文的计算亦采用了简化算法。

由于保压时蜗壳进口装设有闷头,闷头在保压水压力作用下所产生的轴向力对蜗壳膨胀亦有影响,因此在运行时,即使当蜗壳内水压力达到保压值时,钢蜗壳与外围混凝土两者也不会恰好紧贴,致使简化算法与实际存在差异。根据文献[1]采取在蜗壳进口的管壁端面人为的施加一个轴向力的方法来修正闷头带来的误差[1]。

2 算例

2.1 计算模型及工况

为便于与工程实际对比,选用云南境内某水电站蜗壳为例进行分析。该电站蜗壳采用保压浇筑混凝土的结构形式,总装机容量9×650 MW,蜗壳内正常运行水压力2.22 MPa,最大水压力(含水击压力)2.8 MPa,设计采用的保压值为1.8 MPa。计算模型截取一个机组段为研究对象,以机组段永久分缝为界,共34.0 m。上、下游向以厂房边墙为界,共29.0m;竖向从高程 578.5 m取至发电机层高程606.45m,共计27.95 m。模型包括各层楼板、梁柱结构、风罩、蜗壳、座环、部分尾水管、蜗壳外围混凝土,以及各种廊道、吊物孔等孔洞结构。钢蜗壳、楼板采用壳单元划分,大体积混凝土采用八节点块体单元划分,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195 457个单元,117 451个结点,有限元模型如图1所示,其中蜗壳9 519个单元(不含座环),如图2所示,蜗壳外围环向钢筋8 927个单元(按配筋 φ32@200考虑,蜗壳上半部配双层),如图3所示。混凝土弹性模量为28 GPa,泊松比0.167,质量密度2 500 kg/m3,钢材弹性模量为200 GPa,泊松比0.3,质量密度7 800 kg/m3。

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

边界条件：模型底部围岩对混凝土的约束作用按刚性约束考虑,机组段分缝处无约束,上、下游边墙与围岩接触面按法向刚性约束。计算工况及荷载组合见表1所列。其中工况3为检修工况,工况6为直埋方案下的正常运行工况。楼板活荷载为：发电机层60 kN/m2,中间层30 kN/m2,水轮机层及以下40 kN/m2。上机架、定子基础均有14个基础板,下机架12个基础板,机组正常运行时,上机架、下机架及定子基础每块基础板所受的竖向荷载分别为0、2 372、529 kN;径向荷载 24、0、342 kN;切向荷载为 43 、0、461 kN 。

表1 计算工况及荷载组合

2.2 结果分析

沿蜗壳水流方向的蜗壳分节情况,选取23个子午断面给出局部坐标下的计算结果。断面及关键点位置如图4所示。

图4 子午断面示意图

2.2.1 应力分析 蜗壳外围混凝土各关键点处的径向应力均为压应力且值很小,保压工况均在-0.6～-0.8 MPa之间,直埋工况最大值仅为-1.7 MPa,远小于混凝土抗压强度,不是主要控制指标,因此限于篇幅只列出各关键点的环向应力,如图5-7所示。

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

由结果可知,直埋式蜗壳结构(工况6),在正常运行(2.22 MPa内水压力)情况下,与保压埋设蜗壳相比,蜗壳外围混凝土拉应力大幅增加,顶部和腰部大范围内超过了2.0 MPa且几乎贯穿了相应的混凝土结构,蜗壳混凝土全面出现贯穿性裂缝。

蜗壳外围混凝土环向应力均为拉应力。保压埋设蜗壳结构,各截面最大拉应力值出现在蜗壳顶部混凝土,蜗壳腰部和底部外围混凝土应力均小于混凝土设计抗拉强度。保压1.8 MPa,正常运行情况下(工况2)蜗壳外围混凝土环向拉应力均小于混凝土抗拉强度,最大值为1.24 MPa,出现在1号断面顶部位置。但是,当承受最大内压2.80 M Pa时(工况1),在蜗壳1-4号子午断面顶部约20%区域的环向拉应力超过了混凝土抗拉强度1.3 MPa,最大值为1.45 M Pa,出现在1号断面,拉应力超过1.3 MPa的区域分布深度约15 cm左右。当保压值取1.9MPa时,在同等的内压作用下(工况4、5),蜗壳外围混凝土的最大拉应力均控制在1.3 MPa以下。因此,综合评定选择1.9 MPa的保压值较为合适。

检修工况(工况3)蜗壳外围混凝土各子午断面关键点应力均很小,最大值不超过0.2 M Pa。由此可知,蜗壳外围混凝土结构应力值主要是由内水压力所引起的,结构自重和上部荷载的影响很小,仅占5%～24%左右。而应力的分布规律在蜗壳腰部和底部,尤其是蜗壳底部主要是受结构自重和上部荷载的影响。

图8 蜗壳外围混凝土顶部位置(P1点)径向位移分布曲线

图9 蜗壳外围混凝土腰部位置(P2点)径向位移分布曲线

图10 蜗壳外围混凝土底部位置(P3点)径向位移分布曲线

2.2.2 位移分析 蜗壳外围混凝土径向位移,在内水压力作用下,均表现为向外膨胀,保压浇筑蜗壳结构,最大位移0.25 mm发生在蜗壳进口端腰部位置(工况1),该位置混凝土厚度较薄。直埋式蜗壳结构,位移值均较大,在蜗壳顶部超过0.8 mm。无内压力作用时(工况3),钢蜗壳对称面上部与混凝土处于分离状态,无内在支撑作用,因此在上部荷载的作用下,蜗壳顶部径向位移均为向内变形,最大位移-0.41 mm发生在蜗壳进口端顶部(该部位混凝土较薄)。说明内水压力对蜗壳外围混凝土的位移影响也很大,保压埋设蜗壳结构,有利于蜗壳外围混凝土位移的减小。

3 结论

在弹性计算基础上对充水保压蜗壳外围混凝土应力状态及变形情况进行了分析,主要比较了不同方案及荷载的影响,经过分析可得出如下结论：

1)虽然保压蜗壳结构整体刚度没有直埋式蜗壳结构大,但是据上述应力、位移结果分析可知,从限裂角度考虑,“充水保压”埋设方式可以大幅度减小蜗壳外围混凝土拉应力,减少开裂和配筋率。因此该水电站钢蜗壳采用“充水保压”埋设方式是合适的。

2)文中以云南境内某水电站为算例,经过分析可知：蜗壳结构各截面最大拉应力值出现在蜗壳顶部混凝土,1.8MPa的设计保压值略偏低,建议可适当提高为1.9 MPa,这样蜗壳外围混凝土拉应力基本能控制在混凝土的设计抗拉强度范围内,有利于机组的安全稳定运行。

3)蜗壳外围混凝土的应力主要是由内水压力引起的,结构自重和上部荷载的影响很小,仅占5%～25%。而应力分布规律在蜗壳腰部和底部,尤其是蜗壳底部主要是受结构自重和上部荷载影响。

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