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    軸流式機(jī)組廠房橫縫水平止水布置研究

    2018-09-11 09:24:14李守義黃靈芝
    關(guān)鍵詞:橫縫主拉蝸殼

    司 政 ,程 帥, 李守義, 黃靈芝, 張 倩

    (1.西安理工大學(xué) 水利水電學(xué)院,陜西 西安 710048; 2.西安熱工研究院有限公司, 陜西 西安 710054)

    1 研究背景

    軸流式機(jī)組廠房內(nèi)部空腔尺寸大、布局繁瑣,廠房結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布較其他型式的更為復(fù)雜。橫縫止水布置對軸流式機(jī)組廠房局部應(yīng)力影響較大,因此合理的止水布置關(guān)乎到電站廠房安全運(yùn)行。目前對水電站廠房的研究主要集中在廠房結(jié)構(gòu)抗震安全以及機(jī)組振動(dòng)對廠房結(jié)構(gòu)的影響等方面[1-3],而對止水的研究則集中在止水施工工藝、面板壩周邊縫止水失效的影響等方面[4-6],對軸流式機(jī)組廠房橫縫止水布置的相關(guān)研究較少。周偉[7]以某河床式廠房壩段為研究對象,采用靜力計(jì)算、動(dòng)力校核的方法對廠房結(jié)構(gòu)應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算,對比分析了3種止水布置方案下廠房結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布規(guī)律,提出了合理的止水布置形式。周炎[8]對27座水電站中的11種止水型式效果進(jìn)行了調(diào)查,研究了不同廠房類型下伸縮縫止水結(jié)構(gòu)布置型式,給出了針對河床式、壩后式、引水式電站廠房的伸縮縫止水建議方案。李守義等[9]對河床式電站廠房選取3種典型的止水布置形式進(jìn)行計(jì)算分析,發(fā)現(xiàn)橫縫止水布置對廠房進(jìn)出口段應(yīng)力分布影響較大。向功興等[10]借助ABAQUS軟件研究了不同止水位置下河床式電站混凝土蝸殼結(jié)構(gòu)受力特性及座環(huán)徑向柔度,結(jié)果表明,正常及檢修工況下止水布置在蝸殼流道頂板高程以上位置時(shí)有利于結(jié)構(gòu)的受力。

    已有研究成果表明,合理的橫縫止水布置可改善廠房結(jié)構(gòu)應(yīng)力,但這些成果都是對確定的止水布置方案進(jìn)行計(jì)算分析,未系統(tǒng)研究止水位置對廠房關(guān)鍵部位應(yīng)力的影響規(guī)律。本文結(jié)合實(shí)際工程,研究軸流式機(jī)組廠房橫縫水平止水在一定范圍內(nèi)變動(dòng)時(shí),廠房蝸殼、尾水管等關(guān)鍵部位的應(yīng)力變化規(guī)律,提出對類似工程具有通用指導(dǎo)意義的橫縫水平止水布置方案,為軸流式機(jī)組廠房橫縫水平止水設(shè)計(jì)提供參考。

    2 工程概況

    2.1 基本資料

    某水利樞紐工程以發(fā)電為主,工程等別為II等大(2)型工程。樞紐建筑物包括軸流式機(jī)組電站廠房、泄洪閘、導(dǎo)流明渠及左右岸混凝土副壩等。水電站廠房共設(shè)3臺(tái)機(jī)組,廠內(nèi)安裝3臺(tái)軸流轉(zhuǎn)漿式水輪發(fā)電機(jī)。

    2.2 荷載組合

    根據(jù)規(guī)范[11-12],軸流式機(jī)組廠房選取正常運(yùn)行情況為基本組合,上游水位為正常蓄水位65.50 m,相應(yīng)下游水位為28.50 m;選取機(jī)組檢修情況為偶然組合,上游為正常蓄水位65.50 m,下游檢修水位采用兩臺(tái)機(jī)運(yùn)行尾水位25.50 m。本文以上述兩種工況作為典型情況分析各水平止水布置方案對廠房結(jié)構(gòu)蝸殼、尾水管等部位應(yīng)力的影響。兩種工況所考慮的荷載見表1。

    表1 荷載組合表

    3 計(jì)算模型及坐標(biāo)系

    采用大型有限元軟件ANSYS進(jìn)行三維有限元計(jì)算分析,計(jì)算模型包括廠房壩段整體結(jié)構(gòu)與地基巖體,基巖沿左右岸方向模擬至廠房壩段橫縫處,由廠房上下游邊界分別向上下游延伸80.0 m,沿深度方向由廠房底部最低點(diǎn)向下延伸100m。計(jì)算時(shí)在基巖底部施加3向約束,在基巖左右側(cè)面及上下游面上施加法向約束[13],廠房左右橫縫面及上下游面均為自由面。

    整體計(jì)算模型單元剖分基本采用八結(jié)點(diǎn)六面體Solid45單元,蝸殼及尾水管內(nèi)敷鋼襯采用Shell181殼單元。廠房有限元計(jì)算模型如圖1所示。

    模型整體坐標(biāo)系原點(diǎn)設(shè)在廠房壩段上游底部最右側(cè)與地基相交處,其計(jì)算坐標(biāo)系設(shè)置為:順?biāo)鞣较驗(yàn)閄軸方向,指向下游為正;沿高度方向?yàn)閅軸方向,鉛直向上為正;左右岸方向?yàn)閆軸方向,指向右岸為正。

    計(jì)算時(shí)混凝土、鋼襯以及基巖均采用彈性模型,廠房結(jié)構(gòu)采用的混凝土主要為C25,彈模為28.0 GPa,泊松比為0.167;鋼襯彈模為210.0 GPa,泊松比為0.3;基巖彈模為8.0 GPa,泊松比為0.28。

    圖1 廠房有限元計(jì)算模型及肘管內(nèi)敷鋼襯體型

    4 橫縫水平止水布置對廠房結(jié)構(gòu)應(yīng)力的影響

    4.1 水平止水布置在尾水管彎肘段范圍內(nèi)

    4.1.1 止水布置方案 將橫縫上游豎向止水布置在距上游面0.7B(B為廠房壩段上游面至胸墻下游面最小距離)處,橫縫下游豎向止水布置在距離下游面0.9D(D為廠房壩段下游面至下游擋墻上游面最小距離)處,可使得軸流式機(jī)組廠房進(jìn)出水口應(yīng)力均勻[14],因此計(jì)算時(shí)橫縫上下游豎向止水的布置如圖2所示。水平止水布置在尾水管彎肘段高程范圍內(nèi),計(jì)算方案取水平止水距離尾水管肘管段底部為0.2U、0.4U、0.6U、0.8U及1.0U(U為尾水管肘管段底部與擴(kuò)散段出口頂部的高差)等5個(gè)方案。

    圖2 橫縫水平止水布置位置示意圖(尾水管彎肘段范圍內(nèi))

    4.1.2 對尾水管及鋼襯應(yīng)力的影響 當(dāng)水平止水布置在尾水管彎肘段范圍內(nèi)時(shí),其布置位置主要影響尾水管部位混凝土及鋼襯的應(yīng)力。尾水管部位混凝土體型復(fù)雜,受力方向各不相同,且作為一種脆性材料,通常以斷裂的形式失效,適用于第一強(qiáng)度理論,即認(rèn)為最大拉應(yīng)力是引起斷裂的主要因素[15-16],故主要分析其最大主應(yīng)力σ1和最小主應(yīng)力σ3。尾水管內(nèi)壁鋼襯是一種塑性材料,適用于第四強(qiáng)度理論,即認(rèn)為當(dāng)畸變能密度達(dá)到鋼襯材料的極限值時(shí)發(fā)生屈服而破壞[17],應(yīng)力結(jié)果常用Mises等效應(yīng)力表達(dá)。

    選取進(jìn)口錐管段上部、下部,中間肘管段腹部、背部及側(cè)面,出口擴(kuò)散段頂板、底板、側(cè)壁作為尾水管典型部位(見圖3),著重分析當(dāng)水平止水分別距離尾水管肘管段底部0.2U,0.4U,0.6U,0.8U及1.0U時(shí),各方案尾水管混凝土典型部位最大主應(yīng)力如圖4所示。由圖4可知,隨著水平止水由肘管段底部逐漸上抬至擴(kuò)散段出口頂部,尾水管部位混凝土的主拉應(yīng)力整體呈減小趨勢。正常運(yùn)行時(shí),各典型部位的主拉應(yīng)力隨著水平止水的上抬都出現(xiàn)了不同程度的減小,減小率普遍在35.6%~75.0%之間;檢修工況下出口擴(kuò)散段側(cè)壁的主拉應(yīng)力減小率最大,達(dá)到87.5%。由此可知,止水的上抬對尾水外圍混凝土的主拉應(yīng)力具有明顯的緩解效果。

    圖3 尾水管典型部位示意圖

    選取進(jìn)口錐管段上部、下部,中間肘管段腹部、背部及側(cè)面作為內(nèi)敷鋼襯典型部位,分析當(dāng)水平止水分別布置在距離尾水管肘管段底部0.2U,0.4U,0.6U,0.8U及1.0U時(shí),內(nèi)敷鋼襯典型部位在電站正常運(yùn)行及機(jī)組檢修工況下的Mises應(yīng)力變化,如圖5所示。由圖5可知,隨著水平止水從距離肘管段底部0.2U上移至1.0U時(shí),在正常和檢修工況下,尾水管內(nèi)敷鋼襯的Mises應(yīng)力都出現(xiàn)了不同程度的減小。

    正常運(yùn)行工況下,肘管段背部Mises應(yīng)力減小率為18.06%;檢修工況下肘管段背部(底部)的減小效果最為明顯,減小率為17.12%。綜上說明將水平止水在尾水管高程范圍內(nèi)上抬,對降低尾水管內(nèi)敷鋼襯等效應(yīng)力具有一定效果。

    4.2 水平止水布置在蝸殼高程范圍內(nèi)(上游閉合)

    4.2.1 止水布置方案 由于控制室環(huán)境的限制,水平止水的下游段布置于蝸殼進(jìn)口底板高程處不變,上游段分別設(shè)置在距離蝸殼進(jìn)口斷面底板上表面0.2H,0.4H,0.6H,0.8H及1.0H處(H為混凝土蝸殼進(jìn)口斷面高度),各方案水平止水與上游豎向止水相交且呈閉合狀態(tài),如圖6所示。

    4.2.2 對蝸殼應(yīng)力的影響 橫縫水平止水在蝸殼高程范圍內(nèi)變化時(shí)主要影響蝸殼結(jié)構(gòu)應(yīng)力,因此針對不同水平止水布置方案對蝸殼內(nèi)部典型斷面(0°與90°斷面)應(yīng)力的影響進(jìn)行系統(tǒng)研究。蝸殼內(nèi)部典型斷面示意圖如圖7所示。

    以梯形斷面A點(diǎn)為應(yīng)力路徑起始點(diǎn),逆時(shí)針依次提取蝸殼0°斷面頂板、側(cè)壁、底板及圓臺(tái)斜壁的最大及最小主應(yīng)力。蝸殼0°斷面在正常運(yùn)行及檢修工況時(shí)混凝土最大主應(yīng)力隨水平止水位置的變化規(guī)律如圖8所示。

    圖4 兩種工況各水平止水方案尾水管混凝土典型部位最大主應(yīng)力

    圖5 兩種工況各水平止水方案尾水管內(nèi)敷鋼襯典型部位Mises應(yīng)力

    圖6 橫縫水平止水布置位置示意圖(蝸殼高程范圍內(nèi))

    由圖8可知,當(dāng)水平止水上游段布置在不同高程處,蝸殼0°斷面混凝土的主拉應(yīng)力沿著梯形斷面各點(diǎn)的變化規(guī)律相同。正常運(yùn)行時(shí),蝸殼0°斷面各部位混凝土最大主拉應(yīng)力達(dá)2.41 MPa;檢修情況時(shí),蝸殼0°斷面處混凝土主拉應(yīng)力普遍較小,最大只有0.44 MPa。正常運(yùn)行情況下,隨著水平止水由0.2H上抬至1.0H處,0°斷面大部分混凝土主拉應(yīng)力都在逐漸減小,最大減小幅度為0.45 MPa;機(jī)組檢修工況下,隨著止水的上抬,除CD段中間部位主拉應(yīng)力有所增大外,其他部位混凝土主拉應(yīng)力也在逐漸減小,最大減小幅度為0.27 MPa。

    隨著水平止水上游段逐漸上抬,蝸殼0°斷面處鋼襯Mises應(yīng)力大部分都呈減小趨勢,限于篇幅,未給出各方案鋼襯Mises應(yīng)力的變化規(guī)律圖。當(dāng)水平止水位置由距蝸殼進(jìn)口斷面底板0.2H上抬至1.0H時(shí),正常運(yùn)行情況下,鋼襯Mises應(yīng)力最大減小幅度為3.15 MPa,機(jī)組檢修情況時(shí)最大減小幅度為0.76 MPa。

    由于蝸殼在90°斷面中AB段長度極短,且應(yīng)力幾乎沒有變化,故以90°斷面B點(diǎn)為應(yīng)力路徑起始點(diǎn),逆時(shí)針依次提取蝸殼90°斷面BC段、CD段、DE段、EF段各點(diǎn)應(yīng)力。蝸殼90°斷面混凝土最大主應(yīng)力隨水平止水位置的變化規(guī)律如圖9所示。

    由圖9可知,當(dāng)水平止水上游段布置在不同高程處,蝸殼90°斷面混凝土的主拉應(yīng)力沿著梯形斷面各點(diǎn)的變化規(guī)律一致,且蝸殼90°斷面處混凝土主拉應(yīng)力明顯小于0°斷面,正常運(yùn)行時(shí)最大主拉應(yīng)力為0.73 MPa,檢修情況時(shí)最大主拉應(yīng)力為0.41 MPa。隨著水平止水上游段由0.2H處逐漸上抬至1.0H時(shí),90°斷面各部位混凝土主拉應(yīng)力都在逐漸減小,正常運(yùn)行工況下,最大減小幅度為0.27 MPa;機(jī)組檢修時(shí),最大減小幅度為0.22 MPa。無論是正常運(yùn)行還是機(jī)組檢修工況,水平止水上游段的上抬主要影響蝸殼90°斷面BC及CD段的應(yīng)力,即水平止水的上抬對緩解蝸殼頂板和側(cè)壁的主拉應(yīng)力較為有效,對其他部位如底板及圓臺(tái)斜壁的應(yīng)力幾乎沒有影響。

    圖7 蝸殼內(nèi)部典型斷面示意圖

    圖8 各方案蝸殼0°斷面混凝土最大主應(yīng)力

    圖9 各方案蝸殼90°斷面混凝土最大主應(yīng)力

    隨著水平止水上游段逐漸上抬,蝸殼90°斷面處鋼襯Mises應(yīng)力大部分都呈減小趨勢,限于篇幅,未給出各方案鋼襯Mises應(yīng)力的變化規(guī)律圖。當(dāng)水平止水位置由距蝸殼進(jìn)口斷面底板0.2H上抬至1.0H時(shí),正常運(yùn)行工況下,鋼襯Mises應(yīng)力最大減小幅度為1.94 MPa,機(jī)組檢修工況時(shí),鋼襯各部位Mises應(yīng)力略小于正常運(yùn)行時(shí),且最大減小幅度只有0.76 MPa。

    4.3 水平止水布置在蝸殼高程范圍內(nèi)(上游連通)

    由以上計(jì)算分析可知,橫縫水平止水在蝸殼高程范圍內(nèi)逐漸上抬對蝸殼混凝土及內(nèi)敷鋼襯應(yīng)力改善效果較小,主要是由于水平止水與上游豎直止水相交處呈閉合狀態(tài),蝸殼附近廠房橫縫面受下游水頭作用,而蝸殼內(nèi)部受上游水頭作用。為進(jìn)一步減小蝸殼附近部位應(yīng)力,將水平止水與上游連通布置,如圖10所示,設(shè)置上部與下部兩道水平止水,其中下部水平止水位于蝸殼進(jìn)口底板上表面高程處不變,并與上、下游豎向止水相接,上部水平止水上游與上游豎向止水連通,下游至蝸殼外圍混凝土下游邊界,高程分別設(shè)置在距離蝸殼進(jìn)口斷面底板上表面0.2H,0.4H,0.6H,0.8H及1.0H處(H同上)。

    圖10 橫縫水平止水位置變化示意圖(蝸殼高程范圍內(nèi)上游連通)

    當(dāng)水平止水由距離蝸殼進(jìn)口斷面底板0.2H上抬至1.0H時(shí),正常運(yùn)行工況下,由于上游連通方案中,在蝸殼附近廠房橫縫面水壓力由上游水頭控制,隨著上部水平止水的上抬,蝸殼進(jìn)口斷面處混凝土各關(guān)鍵點(diǎn)的主拉應(yīng)力都在逐漸減小,減小量為62.2%~76.6%;蝸殼進(jìn)口斷面處鋼襯各部位Mises應(yīng)力也都呈減小趨勢,最大減小幅度達(dá)9.45 MPa。機(jī)組檢修工況下,檢修門之后的流道內(nèi)無水,蝸殼進(jìn)口斷面處混凝土各關(guān)鍵點(diǎn)的主拉應(yīng)力都較小,最大值為0.87 MPa;蝸殼進(jìn)口斷面處鋼襯各部位Mises應(yīng)力最大減小幅度達(dá)6.56 MPa。可見,水平止水與上游連通布置方案中,蝸殼部位混凝土的主應(yīng)力與鋼襯各部位Mises應(yīng)力減小效果較上游閉合方案更為明顯。

    5 結(jié) 論

    本文以軸流式機(jī)組廠房壩段為研究對象,考慮正常運(yùn)行和機(jī)組檢修兩種運(yùn)行工況,分析不同水平止水布置方案下尾水管和蝸殼結(jié)構(gòu)的應(yīng)力變化規(guī)律,主要研究結(jié)論如下:

    (1)橫縫水平止水布置在尾水管彎肘段范圍內(nèi)時(shí),隨著止水的上抬,尾水管部位混凝土及內(nèi)敷鋼襯拉應(yīng)力均減小,因此實(shí)際工程計(jì)設(shè)中建議將水平止水下游段布置在尾水管擴(kuò)散段出口頂部高程附近。

    (2)橫縫水平止水布置在蝸殼高程范圍內(nèi)時(shí),上游連通方案比上游閉合方案緩解蝸殼附近應(yīng)力效果更佳,因此實(shí)際工程計(jì)設(shè)中建議水平止水上游段布置在蝸殼進(jìn)口斷面頂板下表面附近,且與上游豎向止水連通。

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