羅乾坤，李治國

(中國電建集團(tuán)成都勘測設(shè)計研究院有限公司，四川 成都 610072)

0 前 言

蝸殼結(jié)構(gòu)空間體型復(fù)雜，是一種特殊的鋼襯鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，蝸殼內(nèi)水壓力直接作用于鋼襯(鋼蝸殼)內(nèi)表面，并通過鋼蝸殼膨脹變形向外圍大體積混凝土結(jié)構(gòu)傳遞[1-2]。實(shí)質(zhì)上，由鋼蝸殼和外圍大體積混凝土結(jié)構(gòu)共同承擔(dān)蝸殼內(nèi)水壓力，鋼蝸殼和混凝土之間的非線性接觸滑動行為以及兩者聯(lián)合承載機(jī)理十分復(fù)雜，鋼蝸殼和混凝土之間部分區(qū)域設(shè)置墊層后，原本的鋼襯-混凝土二元結(jié)構(gòu)變?yōu)殇撘r-軟墊層-混凝土三元結(jié)構(gòu)，蝸殼內(nèi)水壓力外傳模式發(fā)生明顯變化?？臻g上墊層材料的介入直接影響到鋼蝸殼和混凝土之間的接觸滑動行為和聯(lián)合承載分擔(dān)比例，蝸殼結(jié)構(gòu)受力特性與墊層的材料屬性(壓縮模量、耐久性、厚度)和空間屬性(鋪設(shè)范圍)密切相關(guān)[3-5]。

當(dāng)選定墊層材料后，其材料屬性基本明確，對蝸殼結(jié)構(gòu)受力特性影響最大的就是墊層的空間屬性(鋪設(shè)范圍)。本文對猴子巖水電站蝸殼墊層的鋪設(shè)范圍進(jìn)行研究，以期對蝸殼墊層設(shè)計和施工進(jìn)行指導(dǎo)。

1 工程概況

猴子巖水電站壩址位于四川省甘孜藏族自治州康定縣境內(nèi)，是大渡河干流水電規(guī)劃調(diào)整推薦 22級開發(fā)方案的第 9個梯級電站。電站設(shè)計單機(jī)引用流量368.40 m3/s，最大水頭147.6 m，最大水錘升壓水頭約為80 m。蝸殼進(jìn)口斷面直徑 7.80 m，HD值約為1 235.6 m2，采用鋼蝸殼外設(shè)置墊層的蝸殼結(jié)構(gòu)形式，墊層材料為聚氨酯軟木。

2 研究對象及基本思路

借鑒類似工程的設(shè)計經(jīng)驗(yàn)，初擬蝸殼墊層水平和子午斷面上末端鋪設(shè)范圍，改變墊層子午方向下末端鋪設(shè)范圍，對其進(jìn)行敏感性分析，確定有利于蝸殼和外包混凝土結(jié)構(gòu)受力并方便施工的子午方向下末端墊層鋪設(shè)范圍。蝸殼墊層的水平鋪設(shè)范圍為水平包角270°；子午斷面上末端距機(jī)井鋼襯1.5 m。

以2號機(jī)組段為研究對象，采用大型通用軟件ANSYS進(jìn)行計算?？紤]到蝸殼座環(huán)的近似周期對稱性，選取包含一個固定導(dǎo)水葉范圍的扇形區(qū)進(jìn)行分析；并考慮到蝸殼進(jìn)口段一般為最不利斷面，故選取進(jìn)口斷面的第一個管節(jié)建立數(shù)值計算模型；另外，采用軸對稱局域模型，進(jìn)行墊層子午方向下末端方案的比較和優(yōu)選。計算一共考慮四個方案。

方案一： 墊層下末端鋪設(shè)至腰線以上20°處；

方案二： 墊層下末端鋪設(shè)至腰線以上10°處；

方案三： 墊層下末端鋪設(shè)至腰線處；

方案四： 墊層下末端鋪設(shè)至腰線以下10°處。

3 計算基本資料和數(shù)值計算模型

3.1 計算基本資料

3.1.1 材料特征參數(shù)

(1)混凝土(蝸殼外包)

混凝土標(biāo)號：C25；靜彈性模量：Eh=28 GPa；泊松比：μ=0.167；重度：γ=25 kN/m3；抗拉強(qiáng)度：1.3 N/mm2；軸心抗壓強(qiáng)度：12.5 N/mm2。

(2)固定導(dǎo)葉、鋼蝸殼、座環(huán)

靜彈性模量：Eh=200 GPa；泊松比：μ=0.30；重度：γ=78.5 kN/m3。

(3)蝸殼墊層(聚氨酯軟木)

靜彈性模量：Eh=2.5 MPa；泊松比：μ=0.30；重度：γ=2.0 kN/m3；厚度20 mm；彈性模量：E=2.5 N/mm2；泊松比：μ=0.3。

3.1.2 邊界條件

模型底部為全固定約束，頂部和機(jī)組分縫處視為自由。扇形區(qū)左右兩個斷面網(wǎng)格剖分完全相同，即左側(cè)面內(nèi)的某個結(jié)點(diǎn)和右側(cè)面與其對應(yīng)的結(jié)點(diǎn)沿水流流向僅相差扇形區(qū)所張的中心角度，其它兩個坐標(biāo)相同。對應(yīng)結(jié)點(diǎn)的6個自由度完全耦合，即視蝸殼及外包混凝土結(jié)構(gòu)為周期對稱結(jié)構(gòu)。

3.1.3 計算荷載

(1)內(nèi)水壓力：按最大工作水壓2.10 MPa考慮(考慮了水擊升壓水頭)，內(nèi)水壓力均勻作用于鋼蝸殼內(nèi)壁、座環(huán)上下環(huán)板等流道壁面上。

(2)發(fā)電機(jī)定子重554 t，均勻分布在各定子基礎(chǔ)板上。

(3)通過下機(jī)架傳遞的豎向作用力為2 663 t，包括發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子、主軸、下機(jī)架、轉(zhuǎn)輪等設(shè)備自重以及水輪機(jī)承受的軸向水推力，都均勻分布在各下機(jī)架基礎(chǔ)板上。

(4)發(fā)電機(jī)層荷載6.0 t/m2，電氣夾層荷載4.0 t/m2，均勻分布于水輪機(jī)層地面上。

(5)結(jié)構(gòu)自重：重力加速度取9.81 m/s2。

(6)發(fā)電機(jī)風(fēng)罩、樓板、主廠房上下游墻下傳的作用力，對于蝸殼結(jié)構(gòu)而言屬次要荷載，計算中不予考慮。

3.1.4 計算工況

計算廠房結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)時應(yīng)采用諧響應(yīng)分析方法，工況為正常運(yùn)行工況，即選擇機(jī)組滿載運(yùn)行時的荷載作為周期性荷載施加到基礎(chǔ)板上。

3.2 數(shù)值計算模型

以2號機(jī)組為研究對象，取進(jìn)口段包含一個完整固定導(dǎo)葉在內(nèi)的扇形區(qū)域作為計算模型。混凝土結(jié)構(gòu)上端取至定子基礎(chǔ)板高程1 696.2 m，下端取至廊道頂板底高程1 680.0 m，由三維塊體單元solid45模擬；蝸殼鋼板和固定導(dǎo)葉由板殼單元shell63模擬；薄墊層也由三維塊體元solid45模擬；座環(huán)上下環(huán)板由塊體元solid95模擬。鋼襯-混凝土、鋼襯-墊層之間的接觸為面面接觸，采用conta174和targe170模擬。整個模型共剖分單元5 342個，其中塊體元4 487個，板殼單元325個，接觸對265對，結(jié)點(diǎn)共6 405個。

整體坐標(biāo)系坐標(biāo)原點(diǎn)取在水輪機(jī)蝸殼中心處，Z軸為豎向，向上為正。圖1為包含了一個完整固定導(dǎo)葉在內(nèi)的扇形區(qū)域和固定導(dǎo)葉、座環(huán)及鋼襯的有限元網(wǎng)格剖分示意。

圖1 數(shù)值計算模型網(wǎng)格有限元網(wǎng)格剖分示意

4 計算成果分析

為比較四種方案蝸殼外圍混凝土應(yīng)力分布特征，本文選擇了7個典型特征點(diǎn)(A～G)，其位置如表1和圖2所示，統(tǒng)計其應(yīng)力值并進(jìn)行對比分析。

表1 A～G特征點(diǎn)位置說明

圖2 外包混凝土特征點(diǎn)位置示意

4.1 蝸殼外包混凝土環(huán)向應(yīng)力分布特征

圖3為四種鋪設(shè)范圍下外包混凝土的環(huán)向應(yīng)力分布。

圖3 四種方案下外包混凝土環(huán)向應(yīng)力分布

表2為A～G七個特征點(diǎn)對應(yīng)位置外包混凝土最內(nèi)側(cè)應(yīng)力統(tǒng)計成果。

從圖3和表2可以看出，四種方案下均以腰線上45°附近區(qū)域的環(huán)向拉應(yīng)力最大，且外包混凝土環(huán)向應(yīng)力隨著離蝸殼距離的增大而減小。為了比較蝸殼外圍混凝土環(huán)向應(yīng)力空間分布規(guī)律，本文統(tǒng)計了沿腰線上45°徑向不同部位混凝土的環(huán)向應(yīng)力值(見表3、圖4)。表3和圖4中r0表示腰線上45°處混凝土最內(nèi)側(cè)的結(jié)點(diǎn)(B點(diǎn))距蝸殼進(jìn)口斷面圓心的距離(內(nèi)半徑)，r表示腰線上45°處混凝土結(jié)點(diǎn)距蝸殼進(jìn)口斷面圓心的距離(半徑)，并采用無量綱量比值r/r0表示統(tǒng)計點(diǎn)距離蝸殼進(jìn)口斷面圓心的距離遠(yuǎn)近。

另外，蝸殼外包混凝土環(huán)向應(yīng)力分布還具有如下特征。①除下碟邊附近外，外包混凝土上半圓的環(huán)向拉應(yīng)力比下半圓大。隨著墊層下末端鋪設(shè)范圍向下延伸，混凝土環(huán)向拉應(yīng)力高應(yīng)力區(qū)也逐漸向下延伸，但混凝土環(huán)向拉應(yīng)力最大值逐漸下降。四種方案下均以腰線上45°附近區(qū)域的環(huán)向拉應(yīng)力最大，在方案一下，該區(qū)域混凝土環(huán)向拉應(yīng)力最大，數(shù)值為2.48 MPa；在方案四下，該區(qū)域混凝土環(huán)向拉應(yīng)力最小，數(shù)值為2.19 MPa。②隨著墊層下末端鋪設(shè)范圍的延伸，除腰線內(nèi)側(cè)特征點(diǎn)C處外，各特征點(diǎn)處混凝土的環(huán)向拉應(yīng)力數(shù)值均逐漸減小。在特征點(diǎn)C處，隨著墊層下末端鋪設(shè)范圍的延伸也呈逐漸減小的趨勢。只是在方案三下，墊層下末端鋪至腰線位置，在特征點(diǎn)C處出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，導(dǎo)致方案三下特征點(diǎn)C處混凝土的環(huán)向拉應(yīng)力高于其他方案。

表2 A～G特征點(diǎn)環(huán)向應(yīng)力 MPa

表3 混凝土腰線上45°處環(huán)向應(yīng)力 MPa

圖4 混凝土腰線上45°處環(huán)向應(yīng)力

另外，從表3和圖4可以看出：腰線以上45°區(qū)域混凝土的環(huán)向拉應(yīng)力隨半徑的增大而減小。隨著墊層下末端鋪設(shè)范圍的延伸，腰線以上45°區(qū)域相同位置處混凝土環(huán)向應(yīng)力呈減小趨勢，因此，選擇墊層鋪設(shè)至腰線以下是有利的。

4.2 鋼蝸殼、座環(huán)環(huán)板和固定導(dǎo)葉應(yīng)力分布特征

A、B、C、D、E特征點(diǎn)處鋼蝸殼的環(huán)向應(yīng)力和外圍混凝土承載比如表4～5所示。表6列出了四種方案下鋼蝸殼、座環(huán)環(huán)板、固定導(dǎo)葉的最大等效應(yīng)力值。

表4 鋼蝸殼環(huán)向應(yīng)力 MPa

表5 鋼蝸殼環(huán)和混凝土的應(yīng)力承載比

從表4、5可以看出：增加墊層下端鋪設(shè)范圍，對應(yīng)特征點(diǎn)A和B處，鋼蝸殼的環(huán)向應(yīng)力略有增大，而混凝土的承載比略有減小。對應(yīng)特征點(diǎn)C、D和E處，鋼蝸殼的環(huán)向應(yīng)力明顯增大，而混凝土的承載比降幅較大，其中方案一下特征點(diǎn)C處(腰線位置)，鋼蝸殼的環(huán)向應(yīng)力為81.40 MPa，混凝土承載比為49.05%；而方案四對應(yīng)位置處鋼蝸殼的環(huán)向應(yīng)力123.16 MPa，混凝土承載比僅為22.92%。

表6 鋼蝸殼、座環(huán)環(huán)板、固定導(dǎo)葉的最大等效應(yīng)力值 MPa

從表6可以看出：隨著墊層下端鋪設(shè)位置的延伸，鋼蝸殼、座環(huán)環(huán)板和固定導(dǎo)葉的最大等效應(yīng)力值均略有增大，但增幅很小。其中最大值為129.6 MPa，發(fā)生在方案四下鋼蝸殼對應(yīng)墊層上末端位置附近，應(yīng)力數(shù)值小于鋼材的設(shè)計允許值。

4.3 鋼蝸殼和外包混凝土位移分布特征

圖5和圖6為四種方案下鋼蝸殼徑向位移和外包混凝土豎向位移分布云圖。

圖5 鋼蝸殼徑向位移分布

圖6 鋼蝸殼外包混凝土豎向位移分布

鋼蝸殼徑向位移和外包混凝土典型部位及其最大豎向位移如表7所示。

表7 鋼蝸殼和外包混凝土位移 mm

從圖5～6和表7可以看出，鋼蝸殼和外包混凝土位移分布特征隨著墊層下端鋪設(shè)位置的延伸，鋼蝸殼的徑向位移、外包混凝土和機(jī)墩結(jié)構(gòu)的豎向位移均略有下降。

5 結(jié) 論

通過對四種墊層子午方向末端方案下外包混凝土、鋼蝸殼、座環(huán)環(huán)板和固定導(dǎo)葉應(yīng)力的對比分析，可以得到以下結(jié)論：

(1)延伸墊層下末端鋪設(shè)范圍能有效減少蝸殼結(jié)構(gòu)外包混凝土的環(huán)向拉應(yīng)力，尤其對腰線附近以及腰線以上45°附近的高拉應(yīng)力區(qū)域影響顯著，以此可以有效減小混凝土的承載比。

(2)墊層下末端向下延伸，對鋼蝸殼、座環(huán)環(huán)板和固定導(dǎo)葉的最大等效應(yīng)力值影響不大，但能降低鋼蝸殼徑向位移和外圍混凝土結(jié)構(gòu)的豎向位移。

由于將墊層鋪至腰線以下會增加施工難度，因此經(jīng)本文綜合分析后推薦：墊層下末端鋪至腰線。

(3)在1、3號機(jī)組蝸殼布置12支測縫計、12支鋼板計、24支鋼筋計，監(jiān)測數(shù)據(jù)顯示：機(jī)組鋼蝸殼與外圍混凝土結(jié)合良好，1、3號機(jī)組蝸殼環(huán)變逐漸趨向鋼板應(yīng)變和鋼筋應(yīng)力沖放水期間受水壓影響變化較明顯，目前應(yīng)力出于穩(wěn)定，表明將蝸殼墊層下末端鋪至腰線推薦方案是合適的。