王佳妍，張宏戰(zhàn)，馬震岳

(大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部 水利工程學(xué)院， 遼寧 大連 116024)

混凝土蝸殼一般為梯形斷面，主要應(yīng)用于作用水頭在40 m以下的河床式水電站。根據(jù)我國(guó)現(xiàn)行《水電站廠房設(shè)計(jì)規(guī)范》[1](SL 266—2014)規(guī)定，水頭作用在 40 m以上時(shí)宜采用金屬蝸殼。但對(duì)于大型河床式電站由于水頭相對(duì)較低，蝸殼體形尺寸十分龐大，蝸殼作用水頭在40 m～60 m之間時(shí)，若采用鋼制蝸殼，鋼材用量大，經(jīng)濟(jì)性相對(duì)較差，混凝土蝸殼仍然是首選的結(jié)構(gòu)型式[2]。相對(duì)于圓斷面的鋼制蝸殼結(jié)構(gòu)，混凝土蝸殼結(jié)構(gòu)形狀復(fù)雜，且蝸殼側(cè)墻與頂板和底板均成直角相交，受力條件非常不利。在內(nèi)水壓力等荷載作用下，側(cè)墻與頂板底板連接處、進(jìn)口側(cè)墻外側(cè)中部等部位混凝土容易發(fā)生開裂,開裂范圍過(guò)大將影響其局部剛度和抗振性能[3]。大型混凝土蝸殼結(jié)構(gòu)的配筋通常不受承載能力極限狀態(tài)驗(yàn)算控制，而是受正常使用極限狀態(tài)驗(yàn)算控制。因此，混凝土蝸殼的限裂防滲問(wèn)題需要重點(diǎn)關(guān)注。高壩洲水電站(蝸殼最大水頭為55.07 m)最先嘗試將預(yù)應(yīng)力技術(shù)引入混凝土蝸殼以滿足限裂防滲要求，電站運(yùn)行后兩年多的監(jiān)測(cè)結(jié)果表明，蝸殼的實(shí)際工作狀態(tài)及安全情況符合設(shè)計(jì)要求，達(dá)到了預(yù)期效果[4]。而后，銀盤水電站(蝸殼最大水頭為54.16 m)為了滿足結(jié)構(gòu)限裂及工期要求，也采用了預(yù)應(yīng)力混凝土蝸殼[5]。張志川等[6]曾利用有限元分析方法對(duì)混凝土蝸殼限裂防滲的多種工程措施進(jìn)行了對(duì)比分析，分析結(jié)果認(rèn)為，對(duì)于水頭較高的河床式電站，預(yù)應(yīng)力加固技術(shù)是解決混凝土蝸殼限裂防滲問(wèn)題的優(yōu)選方案。

采用預(yù)應(yīng)力技術(shù)對(duì)混凝土蝸殼進(jìn)行加固的目的是通過(guò)對(duì)截面施加預(yù)壓力減少截面的彎矩值，并將軸向拉力變?yōu)檩S向壓力或減小軸向拉力值，以改善截面受力狀態(tài)，限制裂縫開度進(jìn)而滿足防滲要求[7]。而預(yù)應(yīng)力的加固效果主要取決于錨索的布置方案、錨索的根數(shù)和單索張拉力。其中根據(jù)混凝土蝸殼的高拉應(yīng)力區(qū)的分布范圍，確定預(yù)應(yīng)力錨索合理有效的布置方案最為關(guān)鍵[8]。高壩洲水電站沿蝸殼側(cè)墻內(nèi)壁布置了8束水平向U形曲線預(yù)應(yīng)力錨索，同時(shí)在進(jìn)口斷面至90°斷面范圍內(nèi)，沿側(cè)墻內(nèi)壁布置了9束豎向預(yù)應(yīng)力錨索[9]。而銀盤水電站沒(méi)有布置水流向錨索，只在蝸殼側(cè)墻內(nèi)外側(cè)設(shè)置了42束豎向預(yù)應(yīng)力錨索[10]，其中沿整個(gè)流道范圍在側(cè)墻內(nèi)側(cè)布置了28束，進(jìn)口左側(cè)墻外側(cè)10束，進(jìn)口右側(cè)墻外側(cè)4束。張志川等[8]以某水電站預(yù)應(yīng)力混凝土蝸殼結(jié)構(gòu)為例，對(duì)擬定的4種預(yù)應(yīng)力錨索布置方案(含高壩洲實(shí)際采用的布置方案)的加固效果進(jìn)行了對(duì)比，分析結(jié)果認(rèn)為已建水電站預(yù)應(yīng)力混凝土蝸殼中預(yù)應(yīng)力錨索的布置方案并不是最合理有效的，其中水平向U形曲線預(yù)應(yīng)力錨索可以取消，左邊墻內(nèi)側(cè)的豎向預(yù)應(yīng)力錨索應(yīng)改為沿外側(cè)布置，同時(shí)需要在蝸殼進(jìn)口斷面至90°斷面范圍內(nèi)增設(shè)沿蝸殼斷面環(huán)向布置的預(yù)應(yīng)力錨索。

綜上所述，預(yù)應(yīng)力混凝土蝸殼錨索方案的選擇和優(yōu)化仍然有待深入全面研究。本文以某大尺度水電站混凝土蝸殼結(jié)構(gòu)為例，計(jì)算分析了在不設(shè)錨索情況下蝸殼結(jié)構(gòu)的受力特點(diǎn)，然后針對(duì)蝸殼混凝土高應(yīng)力區(qū)的受力特征和分布范圍，擬定了4種錨索布置方案，對(duì)比了不同錨索布置方案的加固效果，并提出了經(jīng)濟(jì)有效的建議布置方案，以期為類似工程提供有益的參考和借鑒。

1 工程概況

某水電站采用混凝土梯形斷面蝸殼，包角215°，進(jìn)口斷面邊墻厚5.2 m，最大凈高16.26 m，頂板厚6.74 m，流道范圍最大凈寬30.2 m，蝸殼內(nèi)最大水頭為63.46 m。為改善蝸殼頂板及側(cè)墻結(jié)構(gòu)受力條件，借鑒銀盤水電站的做法[10]，機(jī)組分縫內(nèi)下游側(cè)止水按開敞式布置，頂部水平向止水高程抬升至24.5 m，使水平止水高程以下機(jī)組分縫與下游水自由連通，借分縫處的外水壓力平衡一部分蝸殼側(cè)墻上的內(nèi)水壓力。

采用ANSYS軟件建立了蝸殼結(jié)構(gòu)的三維有限元模型，整個(gè)計(jì)算模型共劃分單元總數(shù)為113 680個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為124 852個(gè),計(jì)算模型如圖1所示。模型高度為33.3 m(自蝸殼底板頂高程以下10.14 m至水輪機(jī)層高程)，上下游方向?qū)挾葹?9.1 m(自事故門槽下游邊緣至尾水副廠房上游邊墻下游側(cè))。混凝土結(jié)構(gòu)采用實(shí)體單元Solid 45模擬，座環(huán)、固定導(dǎo)葉及尾水管鋼襯采用殼單元Shell 63模擬。模型底部固定，四周和頂部為自由邊界。蝸殼底板頂高程以下4 m位置之下蝸殼混凝土采用C25混凝土，其余部位采用C30混凝土。模型中材料參數(shù)見表1。

圖1 混凝土蝸殼有限元網(wǎng)格劃分圖

計(jì)算中考慮的主要荷載包括：內(nèi)水壓力、外水壓力、蝸殼機(jī)墩自重、機(jī)組自重、模型范圍內(nèi)上游壩體自重和下游墻體自重。經(jīng)多種工況計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，最低尾水位發(fā)電工況為該電站蝸殼承載能力計(jì)算的控制工況，因此后面預(yù)應(yīng)力錨索布置方案的擬定以及對(duì)比分析均采用該工況下的計(jì)算荷載。該工況下上游水位為61.0 m，下游水位為22.71 m，蝸殼內(nèi)最大水頭為63.46 m。

2 無(wú)錨索情況計(jì)算結(jié)果分析

不采用預(yù)應(yīng)力錨索加固情況下的計(jì)算結(jié)果表明，蝸殼混凝土的高拉應(yīng)力區(qū)主要分布在側(cè)墻與頂板和底板相連的內(nèi)側(cè)拐角區(qū)域以及進(jìn)口左側(cè)墻外側(cè)跨中部位。為了方便確定預(yù)應(yīng)力錨索的布置范圍，圖2給出了自廠房上游墻至下游邊緣蝸殼頂板與側(cè)墻連接處、底板與側(cè)墻連接處、側(cè)墻跨中內(nèi)側(cè)和外側(cè)混凝土的各向應(yīng)力沿水流向的分布規(guī)律。其中徑向應(yīng)力是垂直側(cè)墻內(nèi)壁方向的應(yīng)力，圖中拉應(yīng)力為正值，壓應(yīng)力為負(fù)值。

圖2蝸殼混凝土典型部位應(yīng)力沿水流向分布圖(單位：MPa)

由圖2可以看出，在整個(gè)流道范圍內(nèi)，側(cè)墻與頂板、底板相連的內(nèi)側(cè)拐角區(qū)域內(nèi)混凝土的受力特點(diǎn)整體表現(xiàn)為徑向拉應(yīng)力最大，且數(shù)值接近于各對(duì)應(yīng)位置處的主拉應(yīng)力，豎向和水流向拉應(yīng)力相對(duì)較小。蝸殼進(jìn)口段左側(cè)由于流道高度較大，側(cè)墻厚度較小，與側(cè)墻連接處頂板、底板除承擔(dān)由側(cè)墻傳來(lái)的徑向拉力外，作為側(cè)墻的支座還要承擔(dān)側(cè)墻傳來(lái)的反向彎矩。因此該范圍內(nèi)頂板、底板與側(cè)墻連接處混凝土的徑向拉應(yīng)力較大，其中底板與側(cè)墻連接處徑向拉應(yīng)力最大值為4.45 MPa，頂板與側(cè)墻連接處徑向拉應(yīng)力最大值為3.30 MPa。沿水流方向隨著流道高度的降低和側(cè)墻厚度的增大，與側(cè)墻連接處頂板、底板的徑向拉應(yīng)力和主拉應(yīng)力明顯減小。在10°斷面處，側(cè)墻與頂板、底板相連處的徑向拉應(yīng)力已分別降至1.15 MPa和1.99 MPa。

圖2給出了側(cè)墻內(nèi)壁與頂板連接處、內(nèi)壁跨中、內(nèi)壁與底板連接處、外壁跨中四個(gè)部位混凝土的豎向應(yīng)力沿水流向的分布規(guī)律。其中側(cè)墻內(nèi)壁跨中位置混凝土的豎向應(yīng)力在整個(gè)流道范圍內(nèi)均表現(xiàn)為壓應(yīng)力。側(cè)墻內(nèi)壁與頂板、底板連接處、側(cè)墻外壁跨中位置混凝土的豎向拉應(yīng)力僅在進(jìn)口段左側(cè)直墻范圍內(nèi)較大，三個(gè)部位的最大值分別為1.54 MPa、1.58 MPa和1.53 MPa，其余范圍內(nèi)拉應(yīng)力數(shù)值較小，甚至表現(xiàn)為壓應(yīng)力。

圖2還給出了側(cè)墻內(nèi)壁與頂板連接處、內(nèi)壁跨中、內(nèi)壁與底板連接處、外壁跨中四個(gè)部位混凝土的水流向應(yīng)力沿水流向的分布規(guī)律。除側(cè)墻內(nèi)壁跨中部位水流向應(yīng)力在蝸殼進(jìn)口段范圍表現(xiàn)為壓應(yīng)力外，其余各特征部位的水流向應(yīng)力沿整個(gè)流道范圍均表現(xiàn)為拉應(yīng)力，但拉應(yīng)力數(shù)值較小，最大值僅為0.95 MPa，發(fā)生在30°斷面?zhèn)葔?nèi)壁跨中位置。

3 預(yù)應(yīng)力錨索布置范圍分析

由圖2和以上的分析可知，蝸殼頂板、底板與側(cè)墻連接處混凝土的徑向拉應(yīng)力值大于對(duì)應(yīng)位置的豎向拉應(yīng)力和水流向拉應(yīng)力，徑向高拉應(yīng)力區(qū)分布范圍較大，蝸殼底板與側(cè)墻連部位在90°斷面處的徑向拉應(yīng)力為1.83 MPa。特別是在進(jìn)口段范圍內(nèi)，頂?shù)装迮c左側(cè)墻連接處徑向拉應(yīng)力最大值為4.45 MPa，頂?shù)装迮c右側(cè)墻連接處徑向拉應(yīng)力最大值為2.30 MPa，遠(yuǎn)大于流道其他范圍內(nèi)的對(duì)應(yīng)值。由于蝸殼側(cè)墻與頂板和底板均成直角相交，連接處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，即使設(shè)置徑向預(yù)應(yīng)力錨索也難以阻止拐角處混凝土開裂[11]。但在蝸殼進(jìn)口段頂板和底板靠近流道位置設(shè)置徑向預(yù)應(yīng)力錨索，改善混凝土受力條件，以滿足限裂防滲要求是十分必要的。

蝸殼進(jìn)口段左側(cè)直墻在內(nèi)水壓力作用下內(nèi)側(cè)受壓，外側(cè)受拉，其受力特征與兩端固定的超靜定梁十分相似。左側(cè)直墻外側(cè)跨中的混凝土豎向拉應(yīng)力與主拉應(yīng)力非常接近，豎向拉應(yīng)力與主拉應(yīng)力的最大值分別為1.53 MPa和1.76 MPa，均超過(guò)了混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。由于該區(qū)域位于機(jī)組段分縫間止水高程以下，一旦開裂將對(duì)鋼筋混凝土的耐久性造成不良影響。在左側(cè)墻內(nèi)合理設(shè)置豎向預(yù)應(yīng)力錨索可以阻止外側(cè)跨中混凝土的開裂[10]，因此沿蝸殼進(jìn)口段左側(cè)直墻內(nèi)設(shè)置豎向預(yù)應(yīng)力錨索也非常必要。

由蝸殼各典型部位混凝土的水流向應(yīng)力沿水流方向的分布規(guī)律可知，在整個(gè)流道范圍內(nèi)，蝸殼混凝土水流向拉應(yīng)力數(shù)值均未超過(guò)1.0 MPa，因此沒(méi)有必要設(shè)置水平向U形曲線預(yù)應(yīng)力錨索。

基于以上分析，初擬了以下4種錨索布置方案，如圖3所示。各方案下，所有錨索的單索張拉控制力均取為3 000 kN。

圖3初擬的4種錨索布置方案

方案1：自廠房上游墻下游邊緣至0°斷面，在蝸殼頂板底部及底板頂部各設(shè)9束徑向(垂直于左側(cè)墻內(nèi)壁)預(yù)應(yīng)力錨索，其中上游側(cè)4束沿廠房縱向貫通布置，下游側(cè)5束布置在機(jī)組段左側(cè)分縫和水輪機(jī)井之間。

方案2：自廠房上游墻下游邊緣至22.5°斷面，在蝸殼頂板底部及底板頂部各設(shè)12束徑向預(yù)應(yīng)力錨索，其中上游側(cè)4束沿廠房縱向貫通布置，下游側(cè)8束布置在機(jī)組段左側(cè)分縫和水輪機(jī)井之間。

方案3：徑向錨索布置范圍同方案2，自廠房上游墻下游邊緣至0°斷面沿左側(cè)墻外側(cè)布置9束豎向預(yù)應(yīng)力錨索。

方案4：徑向錨索布置范圍同方案2，自廠房上游墻下游邊緣至0°斷面沿左側(cè)墻內(nèi)側(cè)和外側(cè)各布置9束豎向預(yù)應(yīng)力錨索。

其中方案1和方案2用于考察徑向錨索的加固效果和合理布置范圍，方案3和方案4用于同無(wú)錨索方案對(duì)比，重點(diǎn)考察豎向錨索的合理布置范圍和錨索整體布置方案的加固效果。

4 不同布置方案加固效果對(duì)比分析

各方案的計(jì)算模型與不設(shè)預(yù)應(yīng)力錨索情況相同。預(yù)應(yīng)力采用“等效荷載法”進(jìn)行模擬。等效荷載法是由林同炎教授[12]提出的，該方法是用一組“等效荷載”替代預(yù)應(yīng)力筋的作用施加到結(jié)構(gòu)上,即在網(wǎng)格中距離等于錨索長(zhǎng)度且方向一致的兩個(gè)節(jié)點(diǎn)上施加一對(duì)相同的集中力[13]。因此建模時(shí)可以不必考慮預(yù)應(yīng)力鋼筋的具體位置，適合在考慮預(yù)應(yīng)力作用下結(jié)構(gòu)整體效應(yīng)時(shí)使用[14]。其它計(jì)算荷載均與不設(shè)預(yù)應(yīng)力錨索情況相同。

圖4給出了方案1和方案2下蝸殼頂板與側(cè)墻連接處、底板與側(cè)墻連接處混凝土的徑向應(yīng)力沿水流向的分布規(guī)律，為考察徑向預(yù)應(yīng)力錨索的加固效果，圖中同時(shí)給出了無(wú)錨索情況下的計(jì)算結(jié)果。由圖4可以看出，兩種錨索布置方案下，在錨索布置范圍內(nèi)頂?shù)装迮c側(cè)墻連接處混凝土的徑向拉應(yīng)力均有明顯下降。其中，頂板與左側(cè)墻連接處，兩種方案下混凝土徑向拉應(yīng)力最大值分別為2.56 MPa和2.51 MPa，與不設(shè)錨索時(shí)相比分別下降了22.4%和23.9%；底板與左側(cè)墻連接處，兩種方案下混凝土徑向拉應(yīng)力最大值分別為3.59 MPa和3.52 MPa，與不設(shè)錨索時(shí)相比分別下降了19.3%和20.9%；頂板與右側(cè)墻連接處，兩種方案下混凝土徑向拉應(yīng)力最大值均為1.95 MPa，與不設(shè)錨索時(shí)相比均下降了15.2%。由此可見，采用方案1和方案2設(shè)置徑向預(yù)應(yīng)力錨索后可以有效的降低蝸殼進(jìn)口段頂?shù)装暹B接處混凝土的徑向拉應(yīng)力，改善結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)。與方案1相比，雖然方案2下在頂?shù)装迮c左側(cè)直墻連接處混凝土的徑向拉應(yīng)力最大值相差不大，但在0°包角斷面下游側(cè)增設(shè)3根徑向預(yù)應(yīng)力錨索后，可進(jìn)一步降低0°包角斷面附近的徑向拉應(yīng)力值，其中，頂板與左側(cè)墻連接處，徑向拉應(yīng)力最大值由2.31 MPa降至2.03 MPa，底板與左側(cè)墻連接處，徑向拉應(yīng)力最大值由3.54 MPa降至3.26 MPa。由此可知，方案2的徑向錨索布置范圍更加合理。

在方案2徑向錨索布置方案基礎(chǔ)上，方案3和方案4在進(jìn)口左側(cè)直墻內(nèi)增設(shè)了數(shù)量不同的豎向預(yù)應(yīng)力錨索。圖5～圖7分別給出了方案3和方案4下頂板與側(cè)墻連接處、底板與側(cè)墻連接處以及側(cè)墻外側(cè)跨中位置混凝土的各向應(yīng)力分布規(guī)律，表2給出典型部位各向拉應(yīng)力和主拉應(yīng)力的最大值比較值。為考察錨索的加固效果，圖表中同時(shí)給出了無(wú)錨索情況下的計(jì)算結(jié)果。

圖4 方案1和方案2下頂?shù)装迮c側(cè)墻連接處的徑向應(yīng)力分布(單位：MPa)

圖5 方案3和方案4下頂板與側(cè)墻連接處的應(yīng)力分布(單位：MPa)

圖6 方案3和方案4下底板與側(cè)墻連接處的應(yīng)力分布(單位：MPa)

圖7 方案3和方案4下側(cè)墻外側(cè)跨中的應(yīng)力分布(單位：MPa)

由以上圖表可見，與不設(shè)錨索相比，方案3和方案4下，頂板與左側(cè)墻連接處混凝土徑向拉應(yīng)力和主應(yīng)力最大值降幅顯著，方案3降幅分別為23.0%和18.3%，方案4降幅分別為17.3%和14.5%。方案3頂板與左側(cè)墻連接處混凝土豎向拉應(yīng)力最大值與不設(shè)錨索時(shí)無(wú)明顯差異，說(shuō)明僅在左側(cè)直墻外側(cè)設(shè)置豎向錨索對(duì)頂板與左側(cè)墻連接處混凝土的豎向應(yīng)力幾乎沒(méi)有影響；而方案4(左側(cè)直墻內(nèi)側(cè)增設(shè)了豎向錨索)下，頂板與左側(cè)墻連接處混凝土的豎向拉應(yīng)力最大值下降了19.5%。對(duì)比方案3和方案4的計(jì)算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，在左側(cè)直墻內(nèi)側(cè)增設(shè)豎向錨索后，頂板與左側(cè)墻連接處混凝土的徑向拉應(yīng)力最大值有所增大，豎向拉應(yīng)力最大值顯著降低，而主拉應(yīng)力略有增大。

與不設(shè)錨索時(shí)相比，方案3和方案4下，底板與左側(cè)墻連接處徑向、豎向拉應(yīng)力和主應(yīng)力最大值均顯著下降，方案3降幅分別為22.9%、20.9%和21.3%，方案4降幅分別為23.6%、31.0%和22.6%。對(duì)比方案3和方案4的計(jì)算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，在左側(cè)直墻內(nèi)側(cè)增設(shè)豎向錨索后，底板與左側(cè)墻連接處混凝土的徑向拉應(yīng)力和主應(yīng)力最大值均略有降低，而豎向拉應(yīng)力最大值明顯下降(降幅為12.8%)。

與不設(shè)錨索時(shí)相比，方案3下，左側(cè)直墻外側(cè)跨中混凝土豎向拉應(yīng)力和主應(yīng)力最大值均顯著下降，降幅分別為22.2%和17.0%，說(shuō)明在左側(cè)直墻外側(cè)設(shè)置豎向錨索可有效地改善外側(cè)跨中混凝土的受力狀態(tài)，但主拉應(yīng)力最大值為1.46 MPa，仍高于C30混凝土的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。與方案3相比，方案4(左側(cè)直墻內(nèi)側(cè)增設(shè)了豎向錨索)，左側(cè)直墻外側(cè)跨中混凝土豎向拉應(yīng)力和主應(yīng)力最大值進(jìn)一步下降了12.6%和8.2%。方案4左側(cè)直墻外側(cè)跨中混凝土的主拉應(yīng)力最大值為1.34 MPa，已小于混凝土的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

綜合以上分析可知，在廠房上游墻下游邊緣至22.5°斷面間設(shè)置徑向預(yù)應(yīng)力錨索，可將蝸殼頂?shù)装迮c側(cè)墻連接處混凝土的主拉應(yīng)力最大值由4.92 MPa降至3.81 MPa，再在內(nèi)側(cè)拐角區(qū)域輔以必要的斜筋，能夠?qū)崿F(xiàn)該部位混凝土的限裂防滲要求。在進(jìn)口段左側(cè)直墻內(nèi)外側(cè)同時(shí)布置豎向預(yù)應(yīng)力錨索，可將左側(cè)直墻外側(cè)跨中混凝土的主拉應(yīng)力最大值降至抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值之下，實(shí)現(xiàn)混凝土的抗裂要求。因此認(rèn)為錨索布置方案4更為合理。

5 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)某大型水電站混凝土蝸殼的三維有限元計(jì)算分析和4種預(yù)應(yīng)力錨索布置方案的對(duì)比，得到以下主要結(jié)論：

(1) 準(zhǔn)確分析混凝土蝸殼各向高拉應(yīng)力區(qū)的分布范圍和薄弱部位的受力特征是提出經(jīng)濟(jì)有效的預(yù)應(yīng)力錨索布置方案的前提和依據(jù)。蝸殼進(jìn)口段頂?shù)装迮c左側(cè)墻連接處混凝土的徑向拉應(yīng)力以及左側(cè)直墻外側(cè)跨中的豎向拉應(yīng)力數(shù)值較大，是混凝土蝸殼的薄弱部位。

(2) 與已建的高壩洲水電站預(yù)應(yīng)力混凝土蝸殼相比，由于蝸殼混凝土水流向應(yīng)力數(shù)值較小，可以取消水平向U形曲線預(yù)應(yīng)力錨索。與銀盤水電站預(yù)應(yīng)力混凝土蝸殼相比，側(cè)墻豎向高拉應(yīng)力區(qū)僅分布在進(jìn)口段左側(cè)直墻范圍內(nèi)，因此可大大縮小豎向預(yù)應(yīng)力錨索的設(shè)置范圍。但在蝸殼進(jìn)口段范圍內(nèi)，頂?shù)装迮c側(cè)墻連接處徑向拉應(yīng)力數(shù)值非常突出，在頂板和底板靠近流道側(cè)增設(shè)徑向預(yù)應(yīng)力錨索十分必要。

(3) 采用方案4布置預(yù)應(yīng)力錨索，可使蝸殼頂?shù)装迮c左側(cè)直墻連接處混凝土的主拉應(yīng)力最大值由4.92 MPa降至3.81 MPa，大大降低了該部位混凝土實(shí)現(xiàn)限裂防滲要求的技術(shù)難度。在進(jìn)口段左側(cè)直墻內(nèi)外側(cè)同時(shí)布置豎向預(yù)應(yīng)力錨索，可將左側(cè)直墻外側(cè)跨中混凝土的主拉應(yīng)力最大值降至抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值之下，實(shí)現(xiàn)混凝土的抗裂要求。

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