郭 濤，張立翔，李世杰

約束方式對(duì)蝸殼初始保壓縫隙形成機(jī)理的影響分析

郭 濤1，張立翔1，李世杰2

（1. 昆明理工大學(xué) 建筑工程學(xué)院工程力學(xué)系，昆明 650500； 2. 中國(guó)電建集團(tuán)昆明勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，昆明 650051）

準(zhǔn)確掌握初始保壓縫隙的開度值和形成機(jī)理，是保壓蝸殼結(jié)構(gòu)研究的基礎(chǔ)和重點(diǎn)之一。而初始保壓縫隙主要隨保壓水頭和邊界條件的不同而改變，因此充壓澆筑階段鋼蝸殼的約束方式是必須考慮的重要因素。該研究從保壓結(jié)構(gòu)施工工藝出發(fā)，基于充水保壓蝸殼全仿真算法，構(gòu)造出施工階段的初始保壓縫隙，探討了不同支承形式（連續(xù)式和離散式）和支墩與鋼襯之間的接觸滑移對(duì)初始縫隙形成機(jī)理的影響。結(jié)果表明，初始保壓縫隙具有非均勻和局部非張開特性，其中蝸殼腰部附近縫隙開度最大，其次是蝸殼頂部，底部最小。支承形式和接觸滑移對(duì)縫隙的構(gòu)成存在較大影響，雖然規(guī)律基本一致，但數(shù)值上差別較大。是否考慮接觸對(duì)蝸殼腰部的縫隙開度影響最大，尤其在蝸殼的進(jìn)口段，最大相差達(dá)1.8倍，主要是由于滑移增強(qiáng)了蝸殼水平方向的扭轉(zhuǎn)變形，導(dǎo)致側(cè)向位移增大。通過與原型監(jiān)測(cè)結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證了算法的準(zhǔn)確性，同時(shí)也說明考慮支墩與鋼襯之間的接觸更加接近真實(shí)情況。

水工結(jié)構(gòu)；充水保壓蝸殼；離散式支承；連續(xù)式支承；接觸；初始保壓縫隙

0 引 言

充水保壓蝸殼[1]是指將鋼蝸殼安裝在預(yù)先設(shè)置的支墩上，并在封堵和拉錨等前期措施的基礎(chǔ)上充水加壓，使鋼蝸殼膨脹并澆筑蝸殼外圍二期混凝土，待混凝土凝固，達(dá)到一定強(qiáng)度后卸載水壓，鋼蝸殼回彈，在鋼蝸殼與外圍混凝土之間人為地留有一個(gè)初始縫隙的水工結(jié)構(gòu)。后期機(jī)組運(yùn)行時(shí)，當(dāng)內(nèi)水壓力小于或等于保壓水頭時(shí)，則縫隙不閉合，由鋼蝸殼單獨(dú)承擔(dān)全部?jī)?nèi)水壓力；當(dāng)內(nèi)水壓力超過保壓水頭時(shí)，則縫隙完全閉合，由鋼蝸殼和外圍混凝土共同承擔(dān)超過保壓水頭的那部分內(nèi)水壓力。其優(yōu)點(diǎn)在于：可以大幅降低外圍混凝土的應(yīng)力，充分發(fā)揮鋼蝸殼的承載效應(yīng)；充壓階段對(duì)鋼蝸殼和座環(huán)的剛度、強(qiáng)度有直觀判斷，同時(shí)可以消除鋼襯上的焊接應(yīng)力；另外，理論上可以通過調(diào)節(jié)保壓水頭控制鋼蝸殼與外圍混凝土聯(lián)合承載的比例。施工工期可能會(huì)有所加長(zhǎng)，但只要在設(shè)計(jì)階段提前采取相應(yīng)措施，合理優(yōu)化安裝過程，其施工期所占機(jī)組安裝的直線工期也不會(huì)太長(zhǎng)，基本不影響機(jī)組按期投產(chǎn)。例如三峽電站在論證時(shí)發(fā)現(xiàn)，采用保壓蝸殼所增加的成本低于水輪機(jī)本體價(jià)格的5%，直線工期增加不到一個(gè)月[2]。因此保壓蝸殼在國(guó)內(nèi)外大中型機(jī)組和抽水蓄能電站中被廣泛采用，例如美國(guó)的大古里、加拿大的麥卡、巴西的伊泰普水電站、國(guó)內(nèi)的二灘[3]、三峽左岸[4-5]、糯扎渡[6]、廣州抽水蓄能電站、十三陵、天荒坪、回龍[7]、西龍池[8]等。

充水保壓蝸殼的設(shè)計(jì)理念在于：通過調(diào)節(jié)保壓水頭控制初始保壓縫隙開度大小來控制鋼蝸殼與外圍混凝土聯(lián)合承載的比例。如果縫隙開度值計(jì)算不準(zhǔn)確，將影響保壓水頭的優(yōu)化分析，使結(jié)構(gòu)在部分工況下，帶縫工作，導(dǎo)致剛度降低，不利于結(jié)構(gòu)的抗內(nèi)源振動(dòng)，也不利于發(fā)揮外圍混凝土的承載作用。因此，初始保壓縫隙開度值的準(zhǔn)確計(jì)算至關(guān)重要，不僅直接影響運(yùn)行階段鋼蝸殼與外圍混凝土的接觸狀態(tài)，還決定了后續(xù)計(jì)算混凝土應(yīng)力狀態(tài)的正確性。而具有特殊施工方式的保壓蝸殼結(jié)構(gòu)，其初始保壓縫隙主要隨保壓水頭和邊界條件（支承形式、水溫、水泥水化熱、環(huán)境溫度及氣候條件等）的不同而不同。因此，在充壓澆筑階段，首先必須考慮的一個(gè)重要因素就是鋼蝸殼的約束方式。對(duì)于同一個(gè)充水保壓結(jié)構(gòu)，采取不同支承形式以及是否考慮鋼襯與支墩混凝土之間的接觸滑移，不僅初始縫隙會(huì)有所區(qū)別，同時(shí)對(duì)支墩附近混凝土的應(yīng)力、座環(huán)的抗剪性能、座環(huán)變形及柔度、流道結(jié)構(gòu)抗扭性能等也將產(chǎn)生較大影響。

目前對(duì)于充水保壓結(jié)構(gòu)的研究，主要集中于保壓值優(yōu)化問題的研究[9-11]、鋼蝸殼體型優(yōu)化設(shè)計(jì)[12-13]、仿真算法研究[14-17]、考慮材料非線性的混凝土限裂[18-19]和傳力特性[20-23]等方面。而約束方式對(duì)初始縫隙形成機(jī)理的影響性分析，尤其是連續(xù)式支承下初始縫隙影響機(jī)理的研究國(guó)內(nèi)外還未見報(bào)道。只有天津大學(xué)對(duì)連續(xù)和離散式支承情況下混凝土的環(huán)向、徑向應(yīng)力做了對(duì)比分析，并認(rèn)為鋼蝸殼的支承形式對(duì)其外圍混凝土的應(yīng)力存在較大影響[24]，但也只局限于結(jié)構(gòu)應(yīng)力場(chǎng)的比較，并未對(duì)2種支承形式下保壓縫隙的區(qū)別與形成機(jī)理進(jìn)行分析和討論。本文研究了不同約束方式對(duì)蝸殼初始保壓縫隙形成機(jī)理的影響，即在不同支承形式和是否考慮接觸滑移等條件下，分析了非均勻、局部非張開的初始保壓縫隙的形成機(jī)理，以及蝸殼變形運(yùn)動(dòng)的數(shù)值特性與約束方式之間的內(nèi)在關(guān)聯(lián)性、區(qū)別和規(guī)律性。為實(shí)際工程中，蝸殼結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)和應(yīng)力研究提供借鑒參考。

1 計(jì)算方法

1.1 接觸算法

自然界中許多物理問題的描述都涉及到接觸現(xiàn)象，如零件的裝配、輪胎與地面的相互作用、撞擊問題、金屬成型工藝過程等。從力學(xué)角度看，接觸是高度非線性的復(fù)雜問題，需要準(zhǔn)確追蹤接觸前多個(gè)物體的運(yùn)動(dòng)以及接觸后物體之間的相互作用，同時(shí)包含正確模擬接觸面之間的摩擦行為、可能存在的接觸間隙傳熱及動(dòng)力問題等。

切向接觸條件采用庫(kù)侖摩擦模型，即：

式中為等效剪應(yīng)力，Pa，為接觸面法向壓應(yīng)力，Pa，、分別為接觸面的摩擦系數(shù)和黏聚力（沒有法向壓力時(shí)開始滑動(dòng)的摩擦應(yīng)力值，Pa），max為人為指定的最大等效剪應(yīng)力，Pa。不管接觸壓力值的大小如何，如果等效剪應(yīng)力達(dá)到此值時(shí)，即認(rèn)為滑動(dòng)。

文獻(xiàn)[25]研究表明，鋼襯與混凝土之間的摩擦系數(shù)對(duì)兩者之間的接觸滑移和傳力特性的影響較為敏感。雖然水利行業(yè)《水電站壓力鋼管設(shè)計(jì)規(guī)范》[26]，對(duì)該值給予了0.42～0.59的取值范圍。但當(dāng)前國(guó)內(nèi)外有關(guān)壓力管道及蝸殼等的研究、設(shè)計(jì)中均未參考上述推薦范圍。在上世紀(jì)90年代，國(guó)外測(cè)得鋼材與混凝土之間的摩擦系數(shù)分布于0.2～0.6之間（法向壓力6.89×10-3～469 MPa時(shí)），可見離散度較大[27]，而文獻(xiàn)[28]則推薦該摩擦系數(shù)取0.1并被英國(guó)有關(guān)規(guī)范采納。但國(guó)際上對(duì)該摩擦系數(shù)的取值尚未達(dá)成共識(shí)，取值范圍還很離散。如文獻(xiàn)[29]取0.15，而文獻(xiàn)[30]則取0.7。國(guó)內(nèi)有關(guān)壓力管道及蝸殼等的研究通常根據(jù)經(jīng)驗(yàn)在0.2～0.25之間取值，對(duì)于保壓蝸殼結(jié)構(gòu)，張啟靈等[12]、郭濤等[14]、許新勇等[15]學(xué)者均取0.25，并已在實(shí)際工程中得到應(yīng)用推廣。

殼體單元是不同于一般實(shí)體單元的結(jié)構(gòu)單元，它的幾何描述是用中面的有限元網(wǎng)格和中面節(jié)點(diǎn)所在的殼體厚度表示的，實(shí)際殼體的厚度是有限的，與殼體發(fā)生接觸的節(jié)點(diǎn)可能在殼體的上表面或者下表面，也可以是忽略厚度后基于中面的接觸（純數(shù)學(xué)上的接觸處理）。因此殼體與實(shí)體單元接觸時(shí)，應(yīng)考慮殼體厚度的影響，進(jìn)而避免初始穿透而造成的收斂性影響和與實(shí)際情況的不符。本文計(jì)算過程中，在接觸探測(cè)時(shí)殼體中面節(jié)點(diǎn)的空間位置加上或減去其厚度一半后正好落入接觸距離誤差區(qū)域時(shí)，就認(rèn)為殼體與目標(biāo)面發(fā)生接觸。

1.2 算法設(shè)計(jì)

本文主要探討鋼蝸殼的不同約束方式（連續(xù)式和離散式支承）和支墩與鋼襯之間的接觸滑移對(duì)構(gòu)造初始保壓縫隙的影響，因此著重于保壓施工階段，即二期混凝土澆筑過程的模擬。從實(shí)際施工工藝出發(fā)，基于蝸殼結(jié)構(gòu)全仿真算法[14]，計(jì)算施工階段的初始保壓縫隙。

結(jié)構(gòu)充壓原理和具體算法為：圖1中Ⅰ為鋼蝸殼的初始位置，Ⅱ?yàn)槌鋲鹤冃魏蟮奈恢?，此時(shí)澆筑外圍二期混凝土。待混凝土凝固后卸載內(nèi)水壓力，鋼蝸殼回彈，形成的即為初始保壓縫隙。工程上縫隙的形成很直觀，看似簡(jiǎn)單，但數(shù)值實(shí)現(xiàn)過程卻不容易。此縫隙具有較強(qiáng)的空間非均勻性和局部非張開性，因?yàn)闊o法預(yù)知變形后的位置Ⅱ，不可能通過建模的方法直接得到這個(gè)縫隙。因此，建模階段，只能將二期混凝土界面也建立在鋼襯的初始位置I處，并在計(jì)算之初將其單元“殺死”；在充壓澆筑階段，計(jì)算蝸殼單獨(dú)承擔(dān)保壓水頭時(shí)的變形，待變形結(jié)束后，文件輸出鋼襯節(jié)點(diǎn)的變形結(jié)果，作為下一關(guān)鍵步的初始條件；逐層激活外圍二期混凝土，同時(shí)通過外接程序，依次掃描節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)信息，并識(shí)別、標(biāo)記鋼襯節(jié)點(diǎn)附近的混凝土節(jié)點(diǎn)。以上一步中計(jì)算得到的鋼襯外表面節(jié)點(diǎn)的膨脹、變位結(jié)果修正蝸殼外圍混凝土節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)，將混凝土內(nèi)邊界修正至蝸殼充壓后的Ⅱ位置；最后，卸載內(nèi)水壓力，鋼蝸殼回彈，形成初始保壓縫隙。

注：I為鋼蝸殼的初始位置；II為鋼蝸殼充壓變形后的位置；δ為初始保壓縫隙，mm。

2 工程算例及結(jié)果分析

2.1 工程概況

以糯扎渡電站9號(hào)機(jī)組的蝸殼結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，蝸殼進(jìn)口內(nèi)徑7.2 m（厚度57 mm），管節(jié)厚度19（尾部）～70 mm。設(shè)計(jì)保壓值為1.8 MPa，正常運(yùn)行內(nèi)水壓力值為2.22 MPa，最大水壓力（含水擊壓力）2.8 MPa。加壓過程中悶頭的作用簡(jiǎn)化為：與蝸殼進(jìn)口直徑相等的半球型悶頭。模型的上部取到水輪機(jī)層平面高程，底部取至尾水管的直錐管段。模型底部施加固定約束，所取機(jī)組與相鄰機(jī)組間設(shè)有固定分縫，因此模型兩側(cè)混凝土按自由面考慮。上、下游邊墻施加法向約束。鋼蝸殼與座環(huán)采用殼單元?jiǎng)澐?，混凝土采用八?jié)點(diǎn)塊體單元?jiǎng)澐?，共劃?.8萬個(gè)單元。鋼蝸殼與支墩之間的相對(duì)滑移采用面-面接觸單元模擬，摩擦系數(shù)取0.25[14]。材料參數(shù)見表1所示。

表1 材料參數(shù)

本文所考慮的連續(xù)式和離散式支承，如圖2所示。其中，連續(xù)式支承是指鞍形支座與鋼蝸殼外壁形成一定包角（本文包角取30°），而且這個(gè)混凝土支墩從鋼蝸殼的進(jìn)口一直連續(xù)布置到尾部；離散式支承是指采用不連續(xù)的，一個(gè)一個(gè)排列起來，有一定間距的鞍形混凝土支墩，本文從蝸殼進(jìn)口到尾部沿管節(jié)方向，依次設(shè)置了14個(gè)不同高度的離散式支承。在此基礎(chǔ)上，依照分層不分塊的澆筑原則，將蝸殼外圍二期混凝土分為3層（實(shí)際施工中每層高度1.2 m），澆筑時(shí)逐層激活混凝土單元并構(gòu)造出初始縫隙，從而模擬保壓澆筑施工時(shí)的過程。本文工況設(shè)置中，方案A為連續(xù)支承+無接觸狀態(tài)；方案B為離散支承+無接觸狀態(tài)；方案C為離散支承+接觸狀態(tài)。

注：θ為鋼蝸殼與鞍形支座之間的包角，(°)。

2.2 約束方式對(duì)初始縫隙的影響分析

圖3為保壓未澆筑二期混凝土?xí)r，鋼蝸殼的初始徑向變形（以4個(gè)典型斷面為例，其位置見圖4）。圖5為以該變形為基礎(chǔ)修正混凝土內(nèi)邊界節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)，得到的初始保壓縫隙。

對(duì)比圖3可以看出：1）鋼蝸殼的初始變形極不均勻，而且并非處處膨脹。因此后續(xù)卸載內(nèi)水壓力，鋼襯回彈后，保壓蝸殼的初始縫隙也是呈非均勻、局部非張開的狀態(tài)（初始閉合）。其主要原因是由于蝸殼體型的非對(duì)稱性，使鋼襯變形不協(xié)調(diào)所導(dǎo)致[14]。這種非均勻縫隙會(huì)加劇蝸殼與外圍混凝土之間相互作用和傳力特性的復(fù)雜性；2）座環(huán)上環(huán)板與蝸殼頂部之間初始變形為負(fù)值的部位，在下一步修正混凝土內(nèi)邊界節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)以形成真正保壓縫隙的時(shí)候，需人工干預(yù)使其為0，也就是說這些部位縫隙是初始閉合的，混凝土呈初始受壓狀態(tài)。而且在運(yùn)行期，由于邊界條件的改變，即使內(nèi)水壓力達(dá)到保壓值時(shí)，鋼襯與混凝土也不會(huì)恰好緊貼。因此鋼蝸殼與外圍混凝土之間不可能存在正好即無縫隙也不傳力的理想狀態(tài)。所以，以前假設(shè)內(nèi)水壓力達(dá)到保壓值時(shí)，蝸殼與外圍混凝土達(dá)到完全聯(lián)合承載（兩者緊貼）的受力狀態(tài)，以此為依據(jù)采用鋼襯和混凝土共用節(jié)點(diǎn)的簡(jiǎn)化算法與實(shí)際相差甚遠(yuǎn)；3）蝸殼腰部變形最大，其次是頂部。由于受到支墩混凝土限制的影響，底部變形都很小，特別是連續(xù)支承方案，下半部分開度基本接近于0，見圖3a；4）采用離散支承方案時(shí)，在座環(huán)下環(huán)板與支墩之間，由于沒有一期混凝土對(duì)鋼襯變形產(chǎn)生限制，因此仍然存在初始變形，而且這個(gè)部位的開度值比底部支墩部位的大很多，呈現(xiàn)出不連續(xù)變形現(xiàn)象，如圖3b。但是，考慮接觸后變形有所減小，如圖3c。這是因?yàn)殇撐仛ぴ试S滑移后，通過變形后的自我調(diào)整，使不連續(xù)變形現(xiàn)象出現(xiàn)緩和，趨向合理。

注：～為蝸殼斷面上的徑向變形大小標(biāo)識(shí)，mm。0#、8#、15#、21#為典型斷面編號(hào)。

Note:-are initial radial deformation of spiral case section, mm; 0#、8#、15#、21# are the number of typical section.

圖3 不同約束方式下蝸殼初始徑向變形

Fig.3 Initial radial deformation of spiral case under different boundary conditions

圖6根據(jù)蝸殼分節(jié)情況，沿水流方向選取了28個(gè)斷面，并給出每個(gè)斷面的蝸殼頂部和腰部共56個(gè)關(guān)鍵部位（位置見圖4所示）的縫隙開度值。從而比較支承形式、接觸對(duì)初始保壓縫隙開度值的影響。

注：+X、-Y、-X、+Y為典型斷面所在的位置；A′、B′、C′、D′為施工時(shí)所取斷面上頂部的測(cè)縫計(jì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

圖5 根據(jù)蝸殼徑向變形得到的初始保壓縫隙

從圖6中可以看出：1）2種支承形式，初始縫隙的規(guī)律基本一致，縫隙開度最大的部位是在腰部位置。分析其原因主要有2個(gè)：首先，蝸殼斷面形狀是一個(gè)內(nèi)側(cè)半開口的非對(duì)稱結(jié)構(gòu)，受內(nèi)壓后勢(shì)必在腰部位置產(chǎn)生較大的徑向變形。其次，蝸殼體型相對(duì)于機(jī)組軸線也是一個(gè)整體非對(duì)稱的結(jié)構(gòu)，承受內(nèi)壓后會(huì)產(chǎn)生水平面內(nèi)的扭轉(zhuǎn)變形，加劇了腰部位置的側(cè)向位移；2）從整體來看，蝸殼進(jìn)口直管段縫隙開度值最大，呈現(xiàn)出向蝸殼尾部逐步減小的趨勢(shì)。從進(jìn)口斷面到下游彎轉(zhuǎn)處（5#斷面以前）縫隙開度值較大，之后大幅下降。其原因可能是：在充壓階段，悶頭與鋼蝸殼形成一個(gè)完全封閉的空腔，結(jié)構(gòu)自身用來平衡悶頭內(nèi)部水壓力的內(nèi)力，通過座環(huán)扭轉(zhuǎn)變形后，主要作用于下游側(cè)彎轉(zhuǎn)處（5#斷面附近）所導(dǎo)致；3）在鋼襯與混凝土共節(jié)點(diǎn)的連續(xù)支承方案下，從8#斷面以后，蝸殼頂部縫隙均是初始閉合狀態(tài)；4）對(duì)比方案A、B可知，不同支承形式主要對(duì)蝸殼后半截，即8#斷面以后影響較大；5）相同支承形式下，考慮接觸后由于間接減弱了蝸殼的約束，使水平面內(nèi)的扭轉(zhuǎn)變形增加，導(dǎo)致側(cè)向位移增大，因此方案C中蝸殼腰部的縫隙開度值要比方案B的大許多，兩者差值達(dá)0.72～1.8倍。所以考慮接觸滑移對(duì)蝸殼腰部的影響非常大，不可忽略鋼襯與支墩之間的接觸關(guān)系。

圖6 支承形式、接觸對(duì)初始保壓縫隙開度值的影響

2.3 原型監(jiān)測(cè)與計(jì)算對(duì)比

圖7為該電站鋼襯焊接和外圍混凝土澆筑階段（離散式支承形式）的施工圖。為了掌握結(jié)構(gòu)保壓縫隙開度值的實(shí)際情況，施工時(shí)在相關(guān)部位預(yù)先埋設(shè)了測(cè)縫計(jì)進(jìn)行監(jiān)測(cè)，測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示。采用差阻式測(cè)縫計(jì)，其測(cè)量范圍為0～25 mm。圖8為監(jiān)測(cè)結(jié)果。

蝸殼外圍混凝土澆筑分層不分塊，層高1.2 m，每層分三坯進(jìn)行澆筑。為確保流態(tài)混凝土高度不超過0.7 m，第一坯未初凝，不得澆筑第三坯。每層間歇時(shí)間5～7 d，水平縫鑿毛，埋設(shè)22插筋，間、排距均為0.5 m。從圖8中可看到：1）卸載之前各測(cè)點(diǎn)縫隙開度值均存在間斷，縫隙并未真正形成。卸載后，隨著后期機(jī)墩、風(fēng)罩等上部結(jié)構(gòu)的施工，縫隙開度值均受到不同程度的影響；2）蝸殼后半段、點(diǎn)的縫隙開度值遠(yuǎn)小于進(jìn)口直管段、點(diǎn)的縫隙開度值，呈現(xiàn)出沿著水流方向減小的趨勢(shì)。說明計(jì)算結(jié)果（圖6）數(shù)值規(guī)律與實(shí)際情況相符；3）由于蝸殼進(jìn)口直管段的頂部混凝土較薄，容易變形，因此該部位縫隙開度受到上部結(jié)構(gòu)的影響，波動(dòng)較大。當(dāng)上部結(jié)構(gòu)施工到一定階段后趨于平穩(wěn)。

圖7 焊接和保壓澆筑過程中的鋼蝸殼

圖8 縫隙開合度時(shí)間曲線

表2為卸壓后的初始保壓縫隙開度實(shí)測(cè)值與計(jì)算值對(duì)比。該實(shí)際工程采用的是離散支承形式，與方案B、C相同。從表中可以看出，方案C的計(jì)算結(jié)果更加接近實(shí)際情況。因此保壓蝸殼結(jié)構(gòu)計(jì)算初始縫隙開度值時(shí)，不可忽略接觸滑移。

表2 初始縫隙開度實(shí)測(cè)值與計(jì)算值對(duì)比

3 結(jié) 論

本文對(duì)不同約束條件下，充水保壓蝸殼結(jié)構(gòu)在充壓施工階段的初始縫隙構(gòu)造機(jī)理進(jìn)行了研究，主要分析了不同支承形式和接觸滑移的影響，經(jīng)過分析可得出如下結(jié)論：

1）由于蝸殼體型的非對(duì)稱性，使得變形不協(xié)調(diào)，導(dǎo)致徑向變形并非處處膨脹，因此初始保壓縫隙呈非均勻、局部非張開的形態(tài)。這是使鋼蝸殼與外圍混凝土之間相互作用和傳力特性復(fù)雜的主要原因；

2）連續(xù)支承和離散支承形式下，蝸殼徑向變形規(guī)律基本一致，但是數(shù)值上差別較大，主要是對(duì)蝸殼后半截，即8#斷面以后影響較大；

3）鋼蝸殼與支墩的接觸關(guān)系，對(duì)初始縫隙存在較大影響，特別是對(duì)蝸殼進(jìn)口到下游彎轉(zhuǎn)段的腰部（5#斷面以前），是否考慮接觸，兩者變形將相差很大，最大處相差1.8倍。其結(jié)果與實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比后表明：考慮接觸滑移的方案C要更加接近實(shí)測(cè)值。因此采用仿真算法模擬初始保壓縫隙時(shí)，不可忽略支墩與蝸殼外圍混凝土之間的接觸滑移。

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Influences of boundary conditions on the initial gap of preloading water-filled spiral case

Guo Tao1, Zhang Lixiang1, Li Shijie2

(1.,,,650500,; 2.,650051,)

The structure of preloading filling spiral case can take full advantage of the strength of steel, lower stress of outside concrete, reduce the ratio of reinforcement and make the structure of the spiral case safe, reliable. Hydraulic structure of preloading filling spiral case has been widely applied due to its excellent advantage in the strength of steel, low stress of concrete outside, and the low ratio of reinforcement with safety and reliability. In view of the complex shape of the spiral case, it is impossible to exactly ensure that all parts work under the ideal situation of design load, and the deformation cannot all inflation at the same time. Moreover, the action of axial force from the bulkhead under internal pressure has also posed a significant influence on spiral case deformation in the construction process of a constant internal pressure spiral case. Therefore, the initial gap of spiral case usually presents local closed and non-uniform conditions. It is necessary to explore the initial non-uniform gap and contact behavior, in order to approaching an ideal situation of no gap, no energy transfers between spiral case and surrounding concrete. The accurate evaluation of initial non-uniform gap is also a prerequisite of solution algorithm for preloading structure of water-filled spiral case. However, the constraint way on the construction phase needs to be considered because the initial gap value varies with the preloading water head and boundary conditions in the specific application sites. In this paper, a modified simulation algorithm based on the construction process is proposed to study the preloading water-filled spiral case of NZD project. The results show that the proposed method can effectively simulate the initial gap with non-uniform and local closed condition that caused by the asymmetrical structure of spiral case. The variation of initial gap strongly depends on the radial deformation of spiral case. Compared with the simplified method, this modified algorithm considers the gap and contact relationship, which is key factor to make both interaction and transfer force more complicated in previous studies. The deep analysis has carried out on the influence of different support forms, such as continuous and discrete support, and contact behavior on the initial gap during the calculation. There are important effects support form and contact on the specific value of the initial gap. Especially in the entrance section of spiral case, there is a 1.8 times difference, compared to that without considering the contact conditions. The reason is that the contact behavior of the initial can increase the sideslip of structure when preloading filling spiral case. The findings demonstrate that the simulated results are more reasonable after considering the contact conditions of the initial gap, compared with the measured data from hydraulic structure sites.

hydraulic structures; preloading water-filled spiral case; discrete supporting; continuous supporting; contact; initial gap

郭濤，張立翔，李世杰. 約束方式對(duì)蝸殼初始保壓縫隙形成機(jī)理的影響分析[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，2020，36(8)：40-47.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.08.005 http://www.tcsae.org

Guo Tao, Zhang Lixiang, Li Shijie. Influences of boundary conditions on the initial gap of preloading water-filled spiral case[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2020, 36(8): 40-47. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.08.005 http://www.tcsae.org

2019-07-10

2020-02-08

國(guó)家自然科學(xué)基金（51309128，51969009）；教育部高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金（優(yōu)先發(fā)展領(lǐng)域）資助項(xiàng)目（20135314130002）；昆明理工大學(xué)人才啟動(dòng)資助項(xiàng)目（KKSY201306052）

郭濤，博士，副教授，主要從事流體-結(jié)構(gòu)互動(dòng)理論和水工結(jié)構(gòu)抗震動(dòng)理論及方法研究。Email: guotaoj@126.com；guotao@kust.edu.cn

10.11975/j.issn.1002-6819.2020.08.005

TV31; TV731

A

1002-6819(2020)-08-0040-08