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(duì)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(duì)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(duì)廠房結(jié)構(gòu)的影響等方面[1-3]，而對(duì)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(duì)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(duì)象，采用靜力計(jì)算、動(dòng)力校核的方法對(duì)廠房結(jié)構(gòu)應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算，對(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(shì)。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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)不同水平止水布置方案對(duì)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(shì)，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(duì)緩解蝸殼頂板和側(cè)壁的主拉應(yīng)力較為有效，對(duì)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(shì)，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(duì)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(shì)，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(duì)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。