充水保压蜗壳结构保压值优化研究

吴云鹏 苏 超 徐 汇

(1.河海大学 水利水电学院，南京 210098；2.中水北方勘测设计研究院有限责任公司，天津 300222)

目前，高HD 值的蜗壳结构型式主要有以下几种[1-2]：在钢蜗壳外铺设软垫层后浇筑外围混凝土，即垫层蜗壳；钢蜗壳在充水保压状态下浇筑外围混凝土，即保压蜗壳；钢蜗壳外直接浇筑混凝土，既不铺设垫层也不充水保压，即直埋蜗壳.充水保压蜗壳相较于垫层蜗壳，钢衬及外围混凝土受力更加均匀，运行时，钢蜗壳能紧贴外围混凝土，增加蜗壳机组的刚性，利于机组的稳定运行；相较于直埋蜗壳，通过保压水头能够调节钢蜗壳的承载比，利于钢衬充分发挥材料特性，改善混凝土受力特征，使结构的受力分配更加合理，因此在实际工程中得到了广泛的应用.

充水保压蜗壳可以通过保压值来分配外围混凝土对于内水压力的分担比例，因此，保压值的合理设置很关键.一方面，如果保压值较高，则钢衬充水加压后的径向变形就会增大，保压缝隙随之也就变大.在机组运行时，若运行水头低于保压水头，则钢衬的径向变形难于使保压缝隙完全闭合，钢衬与外围混凝土的脱开，将会带来钢蜗壳的自振频率与机组自振频率接近，从而引起机组共振的风险，导致机组振动过大，影响机组的安全稳定运行；另一方面，如果保压值过低，则蜗壳钢衬材料强度没有得到充分发挥，此时外围钢筋混凝土结构变成了承担内水压力的主体，从而导致混凝土结构产生损伤裂缝，同时钢筋用量将增加，造成经济上的浪费[3-5].因此，合理选取充水保压水头十分重要.

根据国内外己建工程实践，蜗壳充水保压压力，一般控制在0.5～1.0倍最大静水头.规范[6]建议控制在机组最大静水头的0.6～0.8倍.综上所述，充水保压蜗壳结构保压水头值的选取原则为：在保证蜗壳与外围混凝土联合承载、机组刚度满足要求的前提下，尽量提高保压水头，从而减小外围混凝土对于内水压力的分担比例，改善混凝土的应力水平，降低混凝土的配筋量，达到既要保证结构安全运行，又要充分发挥材料强度，满足经济性要求的目的.

1 计算方案

1.1 计算模型及材料参数

蜗壳有限元模型如图1所示，计算模型采用笛卡尔直角标系，X轴为水平方向，沿厂房纵轴指向右侧为正(面向下游)；Y轴为水平方向，指向下游为正；Z轴为铅直方向，向上为正.坐标零点位于发电机层268m 高程与机组轴线相交处.计算范围：模型上部取到水轮机层底部，高程为256.3m，下部取至进人孔顶部，高程为250.5m；两侧取至机组段永久分缝处；水流方向自机组中轴线向上游取7.9m，向下游取9.3m，整个钢蜗壳由内径逐渐变化的多段钢管组成，直线段断面内径为2000mm，直至蜗壳段最末端管节内径减小为751.4mm.各管节钢管厚度也逐渐变化，直线段厚度最大为50mm.蜗壳采用壳单元，有限元模型共15993个单元，22938个节点.边界条件：平面模型底边固定约束，其余按照自由边界处理.各材料物理参数见表1.

图1 蜗壳有限元模型

表1 材料物理参数

1.2 荷载组合

为了分析蜗壳采用不同保压水头时的受力特点，结合《水电站厂房设计规范》中的要求，分别选取保压水头为机组最大静水头的0.5、0.6、0.7、0.8及0.9倍，即保压值3.58MPa、4.30MPa、5.01MPa、5.73 MPa及6.45MPa进行计算.计算荷载包括：1)内水压力：最大静水压力为7.14MPa，最大内水压力9.81 MPa；2)结构自重：混凝土容重25kN/m3，钢衬、座环容重78kN/m3；3)集中荷载：机组主要设备荷载；4)均布荷载：各层楼板活载，20kN/m2.

计算采用仿真算法，具体过程为：首先杀死外围二期混凝土，采用混凝土支墩、钢衬及座环部分有限元模型，计算钢衬单独承受保压水头时的变形，输出钢衬变形后的节点坐标，激活外围混凝土，并用上述坐标修正相应的外围混凝土节点坐标，卸载保压水头形成保压缝隙，然后对整个模型分4步进行计算：1)设置混凝土与钢衬之间的接触关系；2)施加重力；3)分步加载水头至正常运行水头；4)施加集中荷载与均布荷载.

2 计算结果分析

2.1 钢衬的应力

选取B-B典型截面，如图2所示.计算得出5种保压水头方案下的钢衬特征点第一主应力值见表2.由表2可知，各预压水头方案的钢衬应力分布规律基本一致，顶部应力值最大，底部次之，腰部应力值最小.随着预压水头的增加，钢衬的应力基本呈现增大的趋势，但增长幅度逐渐减缓.这是因为，随着保压水头的提高，钢衬与外围混凝土联合受力的临界水头越来越大，钢衬分担内水压力的比例越来越高，最终施加在各模型上的总内水压力值一致.但此时，外围混凝土分配到的内水压力越来越少，钢衬应力随即增加.由于混凝土材料的非线性，钢衬应力的增长幅度也在随保压水头的增大而改变.当预压水头为3.58 MPa、4.30MPa、5.01MPa、5.73MPa及6.45MPa时，钢衬的最大应力分别为钢衬允许应力360MPa的53.3%、54.4%、55.0%、55.0%及55.3%，远低于钢衬的允许应力.这说明，钢衬的强度仍有很大的发挥余量，在满足其他要求的条件下，宜选取较大的保压水头，可利于钢衬材料性能的发挥.

图2 断面及特征点位置示意图

表2 不同保压水头下蜗壳钢衬特征点第一主应力(单位：MPa)

2.2 外围混凝土应力

蜗壳外围混凝土特征点第一主应力值见表3.

表3 蜗壳外围混凝土特征点第一主应力值(单位：MPa)

混凝土的应力分布规律大致相同，蜗壳内侧应力值较大，外侧应力值较小；其中顶部、底部内侧应力值较大，腰部内侧应力值较小；保压水头为3.58MPa、4.30MPa及5.01MPa的方案，顶部、底部内侧应力值均超过混凝土抗拉强度设计值1.43MPa.随着保压水头的增大，蜗壳外围混凝土的应力超标区域分布显著减小，最大应力值呈现减小趋势，这与钢衬应力值的增大相对应，钢衬与混凝土承担内水压力的比例也随之增大.

2.3 保压缝隙值分析

蜗壳与外围混凝土的贴合状态能够直接判断出保压值的合理性.施工结束后，由于混凝土徐变、施工缝、蜗壳温降等影响，在混凝土与蜗壳之间会形成初始缝隙δ1，因保压水头产生的初始缝隙为δ2，在机组运行时由水压力作用而产生的径向变形为δ3.因而能确定蜗壳与混凝土之间的缝隙Δδ=δ1+δ2-δ3.当Δδ＜0时，表明钢蜗壳与混凝土处于完全贴合状态，Δδ＞0时，表明保压值过高，钢蜗壳与混凝土处于脱开状态.

蜗壳外围混凝土缝隙开度值见表4.当保压值取6.45MPa时，缝隙值Δδ为0.15mm，表明此时蜗壳与混凝土处于脱开状态，考虑到蜗壳自振的特性，过高保压值对机组稳定性不利；当保压值为3.58、4.30、5.01时，Δδ均小于零，表明蜗壳与混凝土处于贴合状态，但是这3种保压值方案下的混凝土应力值均超标.当保压值为5.73MPa时，缝隙值为-0.12 mm，蜗壳与混凝土贴合，且混凝土各处的应力均在设计抗拉强度范围内，钢衬的材料也得到了充分的发挥，因此，综合各方面因素，选取保压值为5.73MPa，即最大静水头的0.8倍较为合理.

表4 蜗壳外围混凝土缝隙开度值(单位：mm)

2.4 混凝土损伤分析

不同保压水头下，蜗壳外围混凝土损伤情况如图3所示.

图3 不同保压水头蜗壳外围混凝土损伤情况

可以看出：随着保压水头的增大，损伤区域分布逐渐减小.保压值为3.58MPa时，有多条损伤带分布在蜗壳钢衬附近，其中蜗壳顶部与腰部附近有较大损伤带，损伤带最深达1.8m.而当保压值为6.57MPa时，只有上下蝶边处有微小部分的损伤区；由此可知，保压水头的合理选取可以显著缓解外围混凝土的应力分布状态，减少配筋量.在选取合适的保压值后，仍出现混凝土损伤的部分，需要采用其它措施予以加固.

2.5 混凝土的承载比

由钢蜗壳环向应力的平均值σ0，可以初步算出外围混凝土的承载比η：

式中，δ为典型断面处钢蜗壳厚度，本例为50mm；r为典型断面处钢蜗壳半径，本例为1000mm；σ0为钢蜗壳环向应力平均值，此处为剩余水头作用下的钢衬应力；pb为蜗壳充水保压值；p为蜗壳设计内水压力值，本例为7.14MPa.

不同保压水头时外围混凝土的承载比见表5.

表5 不同保压水头时外围混凝土的承载比

从表5可以看出，随着保压水头的提高，混凝土的承载比逐渐下降，当保压水头为设计内水压力的90%时，混凝土的承载比只有6.79%.因此，提高保压水头，可有效降低混凝土的承载比，改善外围混凝土的应力分布.

3 结 语

采用仿真计算方法，对不同的保压水头方案进行计算分析，可以得出以下结论：

1)提高保压水头，可以有效降低外围混凝土的承载比，当保压水头为最大静水头的0.9倍时，混凝土的承载比只有6.79%，钢衬最大应力只有许用应力的55.3%，可见钢衬的强度仍有较大的发挥余量.为充分发挥钢衬的材料性能，宜选用较高的保压水头.

2)提高保压水头，可以增大钢衬与外围混凝土之间的初始缝隙大小，从而推迟外围混凝土与钢衬的联合承载，改善蜗壳外围混凝土受力状态.当保压值小于5.73MPa时，缝隙值均为负值，但保压值过小导致外围混凝土所受的应力增大，塑性损伤随之加大；当保压值等于5.73MPa时，蜗壳与混凝土贴合紧密，不易产生共振，利于机组稳定，且混凝土各处的应力均在设计抗拉强度范围内，钢衬的材料也得到了充分的发挥；当保压值为6.45MPa时，缝隙值为0.15mm，蜗壳与混凝土处于脱开状态，由于蜗壳自振特性的影响，过高保压值对机组稳定性不利；综合上述结论，建议选取保压值为5.73MPa，即最大静水头的0.8倍.