新疆蓋孜水電站蝸殼充水保壓打壓順序分析

錢軍剛

(新疆水利水電勘測設計研究院，烏魯木齊 830000)

1 工程概況

蓋孜水電站工程位于阿克陶縣境內，蓋孜河布侖口—公格爾水電站工程下游，是《喀什噶爾河流域蓋孜河中游河段水電規(guī)劃報告》中推薦的“一庫五級”開發(fā)的第二個梯級。電站首部銜接布侖口—公格爾水電站尾水位2 625.00 m，下游設計尾水位為2 254.06 m，電站發(fā)電額定水頭為347 m，裝機容量為116 MW，保證出力為38.3 MW，多年平均年發(fā)電量為3.83億kW·h，裝機利用時間為3 308 h。

電站由引水調節(jié)池、引水閘、退水閘、連接池、發(fā)電引水系統(tǒng)、廠房、尾水明渠等建筑物組成[1-2]。電站采用“一洞三機”的布置方式，蓋孜水電站工程等別為Ⅲ等工程，其規(guī)模為中型[3]。引水調節(jié)池、引水閘、退水閘、連接池、發(fā)電引水系統(tǒng)進水口、發(fā)電引水洞、水電站廠房、尾水明渠為3級建筑物；次要建筑物為4級建筑物；臨時建筑物為5級建筑物。根據《1/400萬中國地震動參數區(qū)劃圖》(GB 18360—2015)，工程區(qū)50年超越概率10%的地震動峰值加速度為0.3g，對應地震基本烈度值為Ⅷ度。

金屬蝸殼[4]一般按承受全部設計內水壓力設計及制造[1]，保壓值的確定關系效益及機組正常運行[5-7]。參照國內部分類似水電站保壓值[7]的取值(見表1)，基本均在靜水頭的80%以上。初步假定蝸殼在3.2 MPa的充水保壓值下澆筑外圍混凝土，計算分析蝸殼和外圍混凝土結構[8]在廠房施工期和發(fā)電運行期的應力、變形狀態(tài)[5]。

表1 國內部分電站蝸殼充水保壓計算參數

為研究蝸殼下半部外包混凝土(見圖1、圖2)澆筑與蝸殼打壓順序[9-11]的先后對結構受力影響，設定2種工況：

圖1 蝸殼及外包混凝土細部橫剖面示意

圖2 蝸殼及鋼板厚度分區(qū)示意

1) 工況1，先澆筑蝸殼下半部分外包混凝土，再進行蝸殼打壓；

2) 工況2，先蝸殼打壓，再澆筑蝸殼外包混凝土，上、下部混凝土同時澆筑。

通過過蝸殼蝸殼與外包混凝土之間的接觸狀態(tài)、外包混凝土的應力狀態(tài)、蝸殼的應力和變形3個方面綜合對比分析，確定打壓順序。

2 蝸殼充水保壓打壓順序分析計算

在初擬3.2 MPa充水保壓值下，通過三維有限元計算工況1(先澆筑下部混凝土再蝸殼打壓工況)與工況2(先蝸殼打壓再澆筑混凝土工況)在充水發(fā)電運行期(內水為346.33 m、373.77 m和448.8 m水頭)蝸殼與外包混凝土之間接觸狀態(tài)、外包混凝土的應力狀態(tài)、蝸殼的應力和變形3個方面的計算對比分析，從而綜合分析確定打壓順序。

2.1 蝸殼與外包混凝土之間的接觸狀態(tài)對比

在初擬3.2 MPa充水保壓值下，通過三維有限元分別對工況1(先澆筑下部混凝土再蝸殼打壓工況)與工況2(先蝸殼打壓再澆筑混凝土工況)在充水發(fā)電運行期(內水為346.33 m、373.77 m和448.8 m水頭)蝸殼與外包混凝土之間接觸狀態(tài)進行計算。

1) 工況1(先澆筑下部混凝土再蝸殼打壓工況)

在保壓水頭作用下，座環(huán)及其附近的殼體將與下部混凝土脫開，出現約0.2 mm的縫隙。在蝸殼保壓值卸除后，30 mm厚的殼體與上部混凝土脫開的縫隙最大，最大值約0.6 mm。充水發(fā)電運行期(內水為346.33 m、373.77 m和448.8 m水頭)，大部分殼體與混凝土之間的縫隙閉合，內水壓力越高，閉合的范圍越大。但是，坐環(huán)及16 mm厚蝸殼的部分區(qū)域與外包混凝土之間的縫隙一直存在(圖2以4.5 MPa為例)。蝸殼的絕大多部分區(qū)域與混凝土之間的接觸壓力小于2 MPa，蝸殼腰線與上半部分混凝土的接觸壓力略大，達到6 MPa。

座環(huán)A、B、C、D點和蝸殼E、F、G、H、J點，在蝸殼打壓后僅殼體上的H點沒有與混凝土脫開，其余各點均與混凝土脫開。在346.33 m、373.77 m和448.8 m水頭運行時，座環(huán)上A、B、C、D均與下部混凝土脫開，縫隙隨著內水壓力升高而增大，D點與混凝土之間的縫隙最大達到0.27 mm。在346.33 m水頭運行時，殼體G、J點與下部混凝土之間脫開，G點(位于16 mm厚蝸殼)與混凝土之間的縫隙值為0.06 mm，殼體其余點與混凝土之間的縫隙閉合；在373.77 m和448.8 m水頭運行時，G點仍與混凝土脫開，但縫隙寬度逐漸減小至0.03 mm，殼體其余點與混凝土之間的縫隙閉合。

2) 工況2(先蝸殼打壓再澆筑混凝土工況)

在蝸殼保壓值卸除后，蝸殼與混凝土之間的絕大多數區(qū)域將脫開、出現縫隙，腰線附近縫隙寬約0.3 mm，在蝸殼上部縫隙寬約0.2 mm，蝸殼下部縫隙寬約0.1 mm。充水發(fā)電運行期(內水為346.33 m、373.77 m和448.8 m水頭)，絕大多部分殼體與混凝土之間的縫隙閉合。

運行期混凝土與蝸殼之間的縫隙閉合范圍，明顯大于工況1(先澆筑下部混凝土再打壓的工況)。未出現工況1蝸殼腰線附近的混凝土應力集中現象。

座環(huán)A、B、C、D點和蝸殼E、F、G、H、J點，在346.33 m、373.77 m和448.8 m水頭運行時，座環(huán)上A、B、C、D均與下部混凝土脫開，縫隙隨著內水壓力升高而增大，D點與混凝土之間的縫隙最大達到0.07 mm，該數值明顯小于工況1。在346.33 m水頭運行時，殼體僅G點與下部混凝土之間脫開，G點與混凝土之間的縫隙值為0.01 mm；在448.8 m水頭運行時，G點與混凝土之間的縫隙閉合。

2.2 外包混凝土的應力狀態(tài)對比

在外包混凝土上選取了3個典型剖面I-I、II-II、III-III(如圖3所示)，分析2個工況下外包混凝土的應力狀態(tài)。

圖3 典型斷面及特征點示意

1) 工況1(先澆筑下部混凝土再蝸殼打壓工況)

蝸殼下部混凝土的第一主應力(主拉應力)情況，混凝土拉應力在4.5 MPa運行工況(內水壓力為448.8 m水頭)最大，因此，外包混凝土應力主要考察該工況的成果。

在外包混凝土上選取了3個典型剖面I-I、II-II、III-III，3個剖面上的主拉應力方向基本是沿蝸殼環(huán)向，最大拉應力發(fā)生在與蝸殼頂、底接觸的部位的淺層區(qū)域，I-I剖面最大拉應力為1.6 MPa、II-II剖面最大拉應力為2.0 MPa、III-III最大拉應力為2.2 MPa。

蝸殼I-I、II-II剖面上混凝土拉應力超過1 MPa的區(qū)域僅見于與蝸殼頂、底接觸的淺層區(qū)域，進水段III-III剖面下部超過1 MPa的區(qū)域略大，因有支架造成了應力集中。絕大多區(qū)域的混凝土壓應力小于3 MPa，超過此值的區(qū)域僅見于混凝土角緣應力集中處。外包混凝土受力鋼筋的配筋方向應沿蝸殼和進水段的環(huán)向配置。外包混凝土內不會產生大范圍受力破壞區(qū)，不會發(fā)生由內貫穿至混凝土結構表面的開裂。

2) 工況2(先蝸殼打壓再澆筑混凝土工況)

蝸殼包混凝土的第一主應力(主拉應力)在4.5 MPa運行工況最大。3個剖面上的主拉應力方向基本是沿蝸殼環(huán)向，最大拉應力發(fā)生在與蝸殼頂、底靠近水輪機中心線一側接觸的部位的淺層區(qū)域，I-I剖面最大拉應力為1.8 MPa、II-II剖面最大拉應力為2.3 MPa、III-III最大拉應力為2.8 MPa。本工況混凝土和蝸殼的接觸比工況1緊密，混凝土分擔了更多的內水壓力，故混凝土拉應力比工況1大，具體情況是：I-I剖面拉應力大0.2 MPa，II-II剖面拉應力大0.3 MPa，III-III剖面拉應力大0.5 MPa。

混凝土拉應力超過1 MPa的區(qū)域僅見于與蝸殼頂、底或進水段直管接觸的淺層區(qū)域，絕大多區(qū)域的混凝土壓應力小于3 MPa，超過此值的區(qū)域僅見于混凝土角緣應力集中處。混凝土壓應力較大的區(qū)域主要位于外包混凝土結構表面的轉折處和與座環(huán)和蝸殼接觸的淺層區(qū)域，外包混凝土受力鋼筋的配筋方向應沿蝸殼和進水段的環(huán)向配置，外包混凝土內不會產生大范圍受力破壞區(qū)，不會發(fā)生由內貫穿至混凝土結構表面的開裂。

2.3 蝸殼的應力和變形對比

主要對金屬結構在蝸殼打壓期明管狀態(tài)的MISES應力狀況及變形進行考察。

1) 工況1(先澆筑下部混凝土再蝸殼打壓工況)

絕大多數部位的MISES應力小于80 MPa，個別應力集中部位的應力較大，但不超過158 MPa。內水為346.33 m、373.77 m和448.8 m水頭運行期金屬結構的MISES絕大多數部位應力小于90 MPa，最大MISES應力均小于材料設計強度。

在448.8 m水頭運行時30 mm厚殼體和進水段直管頂部的位移最大，最大值接近0.5 mm。4.5 MPa運行時蝸殼I-I、II-II2個剖面殼體的位移分布規(guī)律基本相同：殼體在內水壓力作用下沿徑向向外變形，蝸殼上部的位移最大。

2) 工況2(先蝸殼打壓再澆筑混凝土工況)

絕大多數范圍的MISES應力小于90 MPa，僅在及少數結構角緣因應力集中而應力較大，最大應力為182 MPa。金屬結構的最大MISES應力均小于材料設計強度。

在448.8 m水頭運行時的位移最大，進水段直管段腰線附近沿徑向向外的位移最大值接近0.8 mm，30 mm厚蝸殼殼體沿徑向向外的位移約0.2 mm。4.5 MPa運行時蝸殼I-I、II-II 2個剖面殼體側面的位移最大，在內水壓力作用下基本沿徑向向外變形。此外，I-I剖面蝸殼頂部向外的變形也較大。

2.4 打壓順序的對比分析

1) 通過計算分析表明，低水頭運行時蝸殼與混凝土接觸的緊密程度比高水頭運行時弱，故對比在最小運行水頭為346.33 m時2個工況的蝸殼與混凝土的接觸狀態(tài)可見，工況1蝸殼與下部混凝土之間脫開的范圍比工況2大，工況2混凝土與蝸殼之間的貼合比工況1更緊密(見圖4、圖5)。

工況1

工況1

2) 運行水頭越高，蝸殼及外包混凝土中的應力越大，故對比在蝸殼承受最大內水壓力時(水頭448.8 m，正常運行+水錘)2個工況的外包混凝土應力，以I-I剖面為例(見圖6)，工況2外包混凝土中最大拉應力比工況1大0.25 MPa。蝸殼I-I剖面MISE應力變化過程的兩個工況對比(見圖7)，剖面上最大應力點均臨近蝸殼與座環(huán)連接處，工況1的應力最大值為91 MPa，工況2的應力最大值為82 MPa。工況2蝸殼與混凝土之間的貼合比工況1緊密，因此，工況2的外包混凝土更多地分擔了蝸殼內水壓力，工況2的外包混凝土應力略大于工況1，工況2的蝸殼應力略小于工況1。

工況1

工況1

通過擬定在3.2 MPa保壓值下，通過三維有限元計算，對工況1(先澆筑下部混凝土再蝸殼打壓工況)與工況2(先蝸殼打壓再澆筑混凝土工況)，在充水發(fā)電運行期蝸殼與外包混凝土之間接觸狀態(tài)、外包混凝土的應力狀態(tài)、蝸殼的應力和變形3個方面計算對比分析，工況2優(yōu)于工況1。工程采用先蝸殼打壓再澆筑混凝土的方式。

3 結語

采用有限元計算分析保壓蝸殼的打壓順序，通過工況1(先澆筑蝸殼下半部分外包混凝土，再進行蝸殼打壓)與工況2(先蝸殼打壓，再澆筑蝸殼外包混凝土，上、下部混凝土同時澆筑)在充水發(fā)電運行期蝸殼與外包混凝土之間接觸狀態(tài)、外包混凝土的應力狀態(tài)、蝸殼的應力和變形3個方面的對比計算結果，工況2優(yōu)于工況1，工程采用先蝸殼打壓再澆筑混凝土的打壓方式，與相似工程實例的打壓順序一致并得出一般規(guī)律和結論，為工程后續(xù)分析計算確定保壓值及結構的配筋方案[8]提供了前提條件。