水電站蝸殼結構研究及應用的回顧與展望

伍鶴皋，高曉峰，傅 丹

（武漢大學水資源與水電工程科學國家重點實驗室，湖北武漢 430072）

1 研究背景

水電站蝸殼是水輪機的重要組成部件之一，其中大中型水電站一般采用金屬蝸殼（以下簡稱鋼蝸殼）。蝸殼結構在空間上為半封閉的蝸形開口結構，由鋼蝸殼管節、座環（包括固定導葉和上下環板）及外圍混凝土構成，空間屬性及材料屬性復雜。蝸殼結構不僅要承受較高的內水壓力，還要直接或間接地承受水輪發電機組傳來的各種靜、動力荷載，受力條件非常復雜。水電站廠房施工時鋼蝸殼按埋入方式可分為墊層蝸殼、充水保壓蝸殼及直埋蝸殼三種結構型式。這3種結構型式具有各自的特點，不同歷史時期和地區對三種蝸殼埋入方式的認識和應用情況存在顯著差異。

近30年來，我國在大型水電站蝸殼結構研究和應用方面實現了從完全引進到自主創新的突破，本文嘗試對所取得的主要研究成果進行總結，并對水電建設高速發展下尚未充分探究的問題進行討論，以期對未來的水電站廠房建設和長久安全運行提供參考。

2 蝸殼結構工程應用歷程

2.1 充水保壓蝸殼充水保壓蝸殼是使鋼蝸殼在一定的保壓狀態下澆筑外圍混凝土的施工工藝，在1930年代初，美國田納西流域管理局（TVA）就將其作為最優的蝸殼埋設方法進行推廣應用。根據美國機械工程師協會（ASME）所制定的壓力容器標準，各類壓力容器都必須進行水壓試驗，而水輪機鋼蝸殼作為一種壓力容器，其水壓試驗要求和充水保壓埋設方法在美國成為了一種歷史慣例而長期存在，并逐步在歐美國家的水電站建設中得到廣泛的應用，比如大古力、古里、伊泰普等單機容量超過500 MW的機組，無一例外地均采用了充水保壓蝸殼。

天生橋二級電站1—4 號機組單機容量為220 MW，1991年開始發電，是我國中型機組首次采用充水保壓蝸殼。二灘水電站總裝機3300 MW，裝機6臺，單機容量為550 MW，采用了美國通用設備公司生產的充水保壓水輪發電機組，首臺機組1998年投產，是當時我國單機容量最大的充水保壓蝸殼。三峽水電站32臺機組中有21臺采用了充水保壓蝸殼，其中左岸14臺水輪發電機組主要部件均由歐洲的ALSTOM和VOITH水電設備公司制造，我國東方電氣集團和哈電集團作為合作廠家生產了部分輔助部件；右岸7臺充水保壓水輪發電機組則分別由歐洲的ALSTOM、VOITH、東電集團和哈電集團各自獨立承擔相應的生產任務，這是我國首次將充水保壓蝸殼應用到700 MW級機組。改革開放以來，我國在吸收消化西方國家水電機組制造技術的基礎上自主創新，從中等容量機組到三峽水電站的700 MW巨型機組，很快在制造、安裝等方面完全掌握了此類技術，并開始廣泛地將其應用于大量的水電工程。表1列出了我國典型工程充水保壓蝸殼的主要參數。

表1 充水保壓蝸殼典型工程的相關參數

對于抽水蓄能電站，由于其發電工況和水泵工況轉換頻繁，高轉速水泵水輪機及廠房結構的振動問題非常突出，對鋼蝸殼的制造質量和外圍混凝土的結合形式要求更高，因此歐美的ALSTOM 和VOITH等主要廠家基本都采用了充水保壓蝸殼。我國過去的水泵水輪機主要依靠國外引進，因此在早期投產的廣蓄一期、廣蓄二期、潘家口、十三陵、天荒坪等工程均采用了國外技術的充水保壓蝸殼。即使我國目前已經實現了抽水蓄能機組的全部國產化，但充水保壓蝸殼一直應用延續至今。

2.2 墊層蝸殼二戰后前蘇聯對高水頭、大容量水輪發電機組蝸殼結構開展了長期的研究和實踐，經歷了從墊層蝸殼到直埋蝸殼（減薄鋼蝸殼并與外圍混凝土完全聯合承載）的發展過程［1-2］。布拉茨克水電站總裝機容量4600 MW、單機容量為225及250 MW，采用了墊層蝸殼。克拉斯諾雅爾斯克水電站裝機容量5000 MW，單機容量為500 MW，是1960年代世界上采用墊層蝸殼的最大水電站和最大機組，蝸殼進口斷面直徑8.7 m，設計內壓135 m，HD值1174.5 m2。西方國家及日本的水電站較少采用墊層蝸殼，巴西的墊層蝸殼僅應用在200 MW以下的機組。

我國改革開放前水電站機組單機容量不大，基本都是按前蘇聯的方法和經驗采用了墊層蝸殼。1997年建成的李家峽水電站全部機組采用墊層蝸殼，單機容量400 MW，裝機5臺，共2000 MW，蝸殼承受靜水頭約140 m，HD值達1280 m2。隨著對墊層蝸殼研究的不斷深入，為滿足施工進度不斷加快的要求，在21世紀初已經將墊層蝸殼成功應用到單機容量700 MW的水電站中，比如裝機容量為9×700 MW的龍灘水電站，裝機容量為6×700 MW的拉西瓦水電站，以及三峽32臺機組中的9臺均采用了墊層蝸殼。近年來裝機容量為12×850 MW的烏東德水電站和裝機容量為16×1000 MW的白鶴灘水電站也采用了墊層蝸殼，成為世界上單機容量最大的墊層蝸殼。表2列出了我國典型工程墊層蝸殼的主要參數。

表2 墊層蝸殼和直埋蝸殼典型工程的相關參數

2.3 直埋蝸殼從1960年代起，由于高強鋼的缺乏，前蘇聯結合克拉斯諾雅爾斯克和布拉茨克兩座大型水電站開展了鋼蝸殼與鋼筋混凝土聯合承載結構的研究。通過取消座環與蝸殼連接處1.5～2.0 m范圍內的軟墊層，降低了該處的蝸殼彎曲應力，在局部區域實現了鋼蝸殼與外圍鋼筋混凝土的完全聯合承載。后來又相繼在努列克水電站（單機容量300 MW，設計水頭380 m）、英古里水電站（單機容量260 MW，設計水頭550 m）、薩揚舒申斯克水電站（單機容量640 MW，設計水頭286 m）中取消了所有墊層，實現了真正意義上的完全聯合承載蝸殼，鋼蝸殼按與外圍混凝土共同承受內水壓力設計，因而鋼蝸殼可以采用強度較低的鋼材并減小厚度。迄今為止，世界上采用完全聯合承載蝸殼的最大水電站和最大機組即為單機容量為640 MW的薩揚舒申斯克水電站機組。

與前蘇聯不同，北歐、日本在應用直埋蝸殼時，采用的鋼蝸殼是按單獨承受全部內水壓力設計制造的，并不因有外包混凝土而將鋼蝸殼減薄。但由于鋼蝸殼和混凝土之間沒有墊層或保壓形成的縫隙，相當部分的內水壓力傳給外圍混凝土，使得蝸殼外圍混凝土負擔重、配筋多。

為了解決蝸殼直管段外圍混凝土開裂和機墩不均勻上抬變形問題，經大量試驗研究和設計論證，景洪水電站全部5臺機組和三峽水電站的15#、27#機組將蝸殼直管段墊層鋪設范圍延伸至進口斷面下游的45°斷面，成為直埋-墊層組合蝸殼［3-4］，是對直埋蝸殼技術的創新發展。直埋-墊層組合蝸殼可解決傳統直埋蝸殼局部區域混凝土應力過大、承載比過高和發電機下機架不對稱上抬位移過大等問題，未鋪設墊層范圍鋼蝸殼貼緊混凝土可改善座環和過渡板受力條件，增加結構的整體性［4-5］，相比于充水保壓蝸殼節省了加壓設備和場地，縮短了安裝工期，被認為具有廣闊的應用前景［6］。三峽工程之后，隨著對墊層蝸殼研究的深入，工程上對墊層平面鋪設范圍的選擇更為靈活，向家壩（單機容量800 MW，8臺）地面廠房4臺機組采用傳統墊層蝸殼（包角270°），地下廠房4臺機組則將墊層末端鋪設至90°斷面；溪洛渡水電站（單機容量770 MW，18臺）蝸殼分別采用了45°和155°兩種墊層平面包角。大型工程中成功應用直埋-墊層組合蝸殼成為我國在蝸殼埋入方式上的重要創新，直埋-墊層組合蝸殼和直埋蝸殼典型工程的相關參數見表2。

3 蝸殼結構研究焦點及重要進展

3.1 蝸殼結構非線性數值分析方法蝸殼結構具有復雜的幾何體型，材料屬性為鋼襯-鋼筋混凝土組合結構，這些特點決定了蝸殼結構的受力狀態難以通過結構力學解析方法獲取，有限元方法成為研究蝸殼結構的重要手段之一。對于HD值（蝸殼承受的水頭與直徑的乘積）較大的水電站而言，蝸殼外圍混凝土損傷開裂是必然的，如何準確獲得外圍混凝土裂縫分布、結構變形及鋼材應力成為水電站蝸殼強度安全評價的制約因素，甚至成為論證大型工程蝸殼埋入方式的技術瓶頸，為此眾多學者在蝸殼結構的非線性有限元計算研究方面投入了大量的精力。

1990年代，受限于客觀條件，研究人員大都采用自編程序開展非線性計算，蝸殼結構只能簡化為軸對稱平面模型或取局部扇形區。文獻［7-10］的研究工作基本抓住了混凝土抗拉強度低的主要矛盾，但計算模型和計算假定與實際存在一定差異，自編程序未能在行業內推廣應用。

進入21 世紀后，國內引進的ANSYS 程序中Solid65 混凝土單元采用改進的William-Warnke 五參數破壞準則，可以模擬混凝土壓碎和開裂，混凝土單元每個高斯積分點最多有3條相互垂直的裂縫，鋼筋一般采用整體式模型，為此天津大學、大連理工大學及武漢大學的研究人員采用上述數值模型做了大量有意義的計算研究工作。伴隨計算機計算能力的進步，蝸殼結構非線性分析也實現了從二維到三維的突破［11-13］。但是采用ANSYS程序開展蝸殼結構非線性計算的過程中逐漸暴露兩個突出的問題：（1）混凝土材料一旦達到抗拉強度便完全喪失承載能力，與實際不符；（2）蝸殼結構體型復雜，外圍混凝土中至少布置2～3鋼筋，大型工程蝸殼局部甚至達5層鋼筋，整體式鋼筋模型特別難以開展三維計算。為此，武漢大學研究人員開始嘗試將Abaqus程序應用到蝸殼結構三維非線性計算中，該程序中的塑性損傷模型可自定義混凝土受拉、受壓軟化段，可考慮混凝土單向加載損傷后的剛度退化和循環反復加載剛度的轉換，鋼筋采用離散式模型嵌入混凝土中，自動耦合自由度，解決了ANSYS程序存在的兩個主要缺陷，為蝸殼結構的三維非線性分析創造了極大的便利條件。

三峽水電站蝸殼埋入方式從1990年代開始論證，最終32臺機組中21臺采用充水保壓蝸殼，9臺采用墊層蝸殼，2臺采用直埋-墊層組合蝸殼（15#、27#）。文獻［14-15］以15#機組蝸殼為對象，擬定了4條混凝土拉伸軟化曲線進行了研究，計算結果表明混凝土軟化段對典型區域的鋼材應力、裂縫寬度以及結構變形的模擬效果非常明顯，但同時存在較大影響，需要謹慎選取。與此同時，從結構強度上來看，三峽采用直埋-墊層組合蝸殼是安全的，但在蝸殼上下蝶邊附近、直管斷面及0°斷面的頂部和腰部、180°和270°斷面的腰部可能出現貫穿性裂縫（圖1），通過優化配筋基本可以把裂縫寬度限制在允許范圍內。文獻［16］的研究表明蝸殼各鋼部件應力均遠小于鋼材允許應力，外圍混凝土僅在局部較薄處出現較大的損傷，其他部位的損傷指標均較小，從強度上可以保證直埋蝸殼在高HD值水電站中的正常運行。文獻［17］探討了三峽直埋蝸殼的結構優化措施，認為僅靠增加配筋不能防止貫穿性裂縫，延長墊層鋪設范圍至45°斷面并適當布置C40混凝土的效果更好。文獻［14］和文獻［18］則進一步開展了內水壓力循環反復作用下的非線性計算，結果表明內水壓力反復加載會導致鋼材應力、裂縫寬度以及結構變形進一步演變，但隨循環次數的增加將趨于穩定。之后，武漢大學研究人員進一步結合景洪及溪洛渡水電站開展了相關研究，結果表明從強度的角度出發，直埋蝸殼的安全性是很高的［19-20］。

圖1 三峽15#機組蝸殼結構混凝土損傷

以三峽水電站等大型工程為依托，經過國內多家科研單位長達10 多年的積累，研究人員在蝸殼結構的非線性數值分析方法方面取得了重大突破，論證了直埋蝸殼或直埋-墊層組合蝸殼應用于大型工程的可行性，成為蝸殼結構研究的重要進展之一。

3.2 鋼蝸殼外圍混凝土配筋原則我國早期建設的工程一般采用平面“Γ”形框架法對蝸殼外圍混凝土結構進行配筋，計算時假定鋼蝸殼承擔全部內水壓力，外圍混凝土只承擔水輪機層樓面荷載和機墩傳來的機組荷載。1990年代初開始，有科研單位對鋼蝸殼及外圍混凝土開展三維有限元計算，且隨著對鋼襯-鋼筋混凝土這類結構承載機理研究的深入，逐步認識到蝸殼外圍混凝土甚至可能是承擔內水壓力的主體，需要合理配置鋼筋。蝸殼外圍混凝土結構不同于單純的鋼筋混凝土結構，鋼蝸殼已經按承擔全部內水壓力設計，因此尋求合理的混凝土配筋原則，以實現既安全又經濟的目標，成為了大型水電站蝸殼結構設計中的關鍵技術問題。

蝸殼外圍混凝土結構由于體型復雜不宜簡化為桿件體系，設計時一般采用有限元方法求得蝸殼外圍混凝土在彈性狀態下的應力圖形，然后按照文獻［21］給出的非桿件體系鋼筋混凝土結構配筋原則，計算拉應力圖形面積并確定配筋數量，簡稱拉應力圖形法。該方法由于具備較好的操作性，易于被工程設計人員掌握，因此在實踐中得到了大量運用。工程實踐表明，拉應力圖形法可以保證結構的承載能力等強度要求，但無法得出混凝土結構裂縫寬度及實際變形狀態；更為關鍵的是，這種方法沒有反映蝸殼外圍混凝土承擔內水壓力的比例與自身是否開裂、開裂程度的關系。對于未開裂部位，混凝土承擔了絕大部分內水壓力，往往呈現全截面受拉但拉應力數值并不大，按規范中拉應力圖形法完全忽略混凝土抗拉能力進行配筋是偏于保守的；而對于貫穿性裂縫截面，鋼蝸殼應力明顯增加，混凝土承擔的內水壓力相應減小，線彈性計算結果無法反映這種調整機制，從而導致配筋保守。我國廣州抽水蓄能電站和天荒坪抽水蓄能電站采用上述方法配筋，蝸殼外圍混凝土鋼筋層數達到5層，以至于影響混凝土澆筑施工，但仍然無法避免蝸殼進口部位混凝土開裂［22］（圖2）。

圖2 廣州抽水蓄能電站1#機組蝸殼外圍混凝土裂縫

文獻［23］分析了拉應力圖形法存在的問題，認為蝸殼外圍混凝土也可以按照鋼襯鋼筋混凝土結構設計方法進行初步配筋，而不再采用拉應力圖形法。即初步計算時可假定內水壓力全部由鋼蝸殼和鋼筋承擔，混凝土完全不承受拉力，據此確定出各徑向截面所需的鋼材總面積，扣除鋼蝸殼截面積后即為外圍混凝土配筋面積。實際工程中，混凝土開裂部位和裂縫數是有限的，絕大部分混凝土截面是完整的或部分完整的，仍然具備抗拉強度，因此鋼蝸殼和鋼筋的應力會比計算值低得多，這一觀點也被模型試驗［24］和原型監測［25］所證實。鋼蝸殼及外圍混凝土結構相比背管結構幾何體型要復雜得多，部分截面混凝土尺寸大，截面合力也不能近似為軸向受拉，存在明顯彎矩。此外，廠房上部結構以及機墩下傳荷載對蝸殼外圍混凝土應力狀態的影響也非常顯著，這些都是鋼襯鋼筋混凝土管道設計方法未能考慮的。因此，根據鋼襯鋼筋混凝土結構設計方法進行初步配筋后，還需建立考慮上述初步配筋的有限元模型，采用二維或三維非線性有限元方法進行計算，根據鋼筋應力和裂縫寬度以及機墩不均勻上抬變形等條件，不斷調整并最終確定配筋方案。

隨著蝸殼結構非線性分析方法逐漸成熟，文獻［26］建議在蝸殼外圍混凝土結構配筋中直接引入非線性有限元方法，執行限裂配筋原則。其主要思想是采用規范的拉應力圖形法初步計算配筋，然后根據非線性有限元計算來復核鋼筋應力和裂縫寬度，經過多次反饋分析（一般是鋼筋不斷優化減少）獲得經濟合理的配筋方案。

綜上所述，針對蝸殼外圍混凝土這一復雜結構，提出一種簡便的顯式配筋方法是非常困難的，隨著認識的深入和分析方法的進步，行業內無論是文獻［23］還是文獻［26］基于開裂非線性有限元計算的蝸殼結構配筋方法都已經有了本質的進步，避免了與蝸殼實際受力情況出現嚴重偏差的現象，也成為蝸殼結構研究的重要進展之一。

3.3 以機組穩定運行為核心的優化設計理念三峽水電站機組尺寸及重量巨大，混凝土結構顯得相對單薄，設計階段機組廠家對座環徑向柔度提出了明確要求，相當于間接地對座環周邊混凝土結構的支撐剛度提出了要求。文獻［27］結合三峽15#機組比較了不同埋設方式對座環徑向柔度的影響，并考慮了鋼蝸殼與混凝土之間接觸摩擦及初始縫隙的影響，結果表明蝸殼埋入方式及接觸摩擦對座環柔度的影響較小，初始縫隙的影響則相對顯著。文獻［16］進一步針對蝸殼外圍混凝土的損傷開裂特性開展研究，結果表明混凝土開裂損傷對座環柔度的影響非常顯著。文獻［28］結合溪洛渡水電站討論了不同埋設方式下座環的柔度，結果表明保壓蝸殼座環柔度最小，墊層蝸殼最大，直埋蝸殼居中，但相差在8%以內。除蝸殼座環外，機組廠家對上機架基礎和下機架基礎的徑向剛度一般也有要求，尤其在抽水蓄能電站中非常常見。因此保證蝸殼外圍混凝土關鍵位置的剛度對于機組穩定運行的意義顯著，該因素已引起設備廠家和廠房土建方高度重視。

蝸殼結構屬非軸對稱結構，內水壓力作用下蝸殼上部的機墩沿360°圓周發生不均勻上抬變形，這一現象較早就被研究人員發現并受到重視。武漢大學、長江科學院的研究人員結合國內多個水電站開展了機墩不均勻變形的研究［5,20,28-30］，主要結論為：（1）直埋蝸殼機墩的不均勻變形最大，保壓蝸殼最小，墊層蝸殼居中，但保壓蝸殼機墩變形與保壓值的選取相關；（2）直埋-墊層組合蝸殼對減小機墩的不均勻變形非常有利，墊層平面包角在135°～180°之間時機墩不均勻變形最小；（3）考慮混凝土損傷開裂后，機墩不均勻變形明顯大于線彈性計算結果。從上述研究成果來看，目前學術界對機墩不均勻上抬變形的力學機理與影響因素認識清晰，主要問題是缺乏行業認可的變形控制標準。

蝸殼在內水壓力作用下會形成一個指向下游、大小為蝸殼進口斷面面積與內水壓力乘積的不平衡水推力，該水推力相對機組中心形成一個較大的扭矩。近年來水輪機廠家對該不平衡水推力及相應的扭矩十分重視，一般采取在蝸殼進口處設置止推環的工程措施。為此文獻［31］最早對不平衡水推力開展研究，首次揭示了蝸殼座環是承擔不平衡水推力的主體之一，并初步探討了伸縮節、止推環及墊層鋪設等因素對座環承載的影響。此后，武漢大學和大連理工大學研究人員針對該問題開展了專題研究［32-35］，全面闡述了墊層蝸殼和充水保壓蝸殼座環的承載規律，研究結果同時表明直埋蝸殼由于混凝土具有較強的包裹效應，座環的受力是3種蝸殼埋入方式中最好的。

廠房土建方早期主要關注蝸殼外圍混凝土結構強度安全，后來國內多家科研單位和設計單位在大型工程蝸殼結構型式的論證過程中，土建方和機電方通過加強交流，逐漸認識到蝸殼外圍混凝土結構強度和剛度也是保證水輪發電機組穩定運行的基礎條件之一，機墩、蝸殼、尾水管等廠房下部鋼筋混凝土結構本質上都是為機組運行服務的，對蝸殼的埋設方式和結構配筋進行優化設計時應綜合考慮影響機組穩定運行的多個因素（結構剛度、機墩變形、座環抗剪與抗扭），該理念目前在工程界和學術界已經形成了共識，成為近年來蝸殼結構研究的重要進展之一。

4 蝸殼結構研究和應用發展方向

4.1 基礎理論研究

（1）施工期溫度縫隙的形成機理。迄今為止，分析直埋蝸殼和墊層蝸殼結構時一般均未考慮鋼蝸殼和混凝土之間存在的初始縫隙。充水保壓蝸殼因為人為構造了初始保壓縫隙，因此其全過程的仿真分析一直是研究的重點，武漢大學、大連理工大學和昆明理工大學的研究人員基于不同的技術路線，模擬了施工期保壓縫隙的初始分布，揭示了保壓縫隙的非均勻閉合特性，成為近年來保壓蝸殼研究的重要進展［36-38］。但上述成果都聚焦于內水壓力的影響，施工期混凝土水化熱作用下初始縫隙的形成機理缺乏深入研究。文獻［39］結合西龍池抽水蓄能電站蝸殼的初步研究結果表明，施工期水化熱溫升引起的鋼蝸殼變形甚至遠大于保壓水頭引起的變形（圖3），這是非常值得關注的現象。

圖3 西龍池抽水蓄能電站施工期蝸殼變形（單位：mm）

水化熱溫升導致鋼蝸殼斷面內發生徑向變形，甚至發生一定的整體變形。隨著施工期水化熱耗散，混凝土逐漸硬化，加上鋼蝸殼與混凝土線膨脹系數不同，二者變形非協調，逐漸分離形成間隙，這一過程中鋼蝸殼與混凝土之間還存在接觸摩擦，力學機制非常復雜。三峽水電站充水保壓蝸殼混凝土澆筑時要求當蝸殼內水溫在22～28 ℃時，在22 ℃基礎上每上升2 ℃，內水壓力降低0.01 MPa［40］。某抽水蓄能電站水輪機廠家也要求當蝸殼施工期水溫超過25 ℃時，水溫每升高1 ℃，內水壓力須相應降低0.1 MPa，說明業界已經認識到水化熱溫升對初始縫隙的影響。盡管如此，目前關于該問題的研究工作相對滯后，溫度初始縫隙的分布規律以及與內水壓力的補償機制未見比較成體系的研究成果，該問題值得進一步研究。

（2）運行期溫度荷載的作用效應。文獻［41］的研究結果表明，運行期溫度荷載對蝸殼外圍混凝土應力狀態和配筋量的影響非常顯著，而文獻［42］的研究同樣證明運行期溫度荷載在蝸殼外圍混凝土中產生的溫度應力是非常大的。事實上，如果不能合理考慮混凝土開裂及徐變的影響，通過線彈性計算得到這一結論幾乎是必然的。現實情況中溫度應力隨著混凝土開裂自動松弛，文獻［21］指出對超靜定結構，溫度荷載對結構承載能力沒有影響，主要影響裂縫開展。因此，對于允許出現裂縫的鋼筋混凝土結構，當其他荷載所需的受拉鋼筋面積超過溫度構造配筋面積時，可不另配溫度鋼筋。文獻［43］規定對于鋼襯鋼筋混凝土管道，運行期溫度應力計算結果可用于計算裂縫寬度和調整鋼筋布置，但不宜作為確定配筋量的依據，截至目前還沒有因為溫度應力增加壩后背管配筋的實例。

由上述文獻資料可知，蝸殼結構強度儲備本身是非常高的，溫度作用對混凝土裂縫擴展的影響更應被關注。但目前公開發表的成果中，僅文獻［44］研究了溫度荷載對裂縫擴展的影響，說明該問題還未引起國內研究人員的足夠重視或由于技術上的難度導致研究進展緩慢。對于蝸殼這類結構，溫度作用的影響途徑一是直接作用在混凝土上，另外一條容易被忽視的途徑為引起鋼蝸殼膨脹或收縮，從而改變鋼蝸殼和混凝土之間的縫隙分布以及內水壓力的外傳比例。在考慮設計內水壓力引起混凝土損傷開裂的基礎上，研究溫度作用下內壓外傳機制以及裂縫擴展規律是蝸殼結構理論研究的發展方向之一。

（3）墊層材料長期力學特性。規范［45］推薦了聚氨酯軟木（PU板）、聚乙烯閉孔泡沫（PE板）和聚苯乙烯泡沫（PS板）等非金屬的合成或半合成材料作為墊層材料，工程上常用的是聚氨酯軟木（如拉西瓦和李家峽等）和聚乙烯閉孔泡沫（如龍灘和三峽等）。墊層材料的彈性模量通常為1～3 MPa，厚度一般采用20～50 mm。早期研究墊層蝸殼時大都假定墊層材料是線彈性的，忽略材料非線性，實際上3種材料的應力-應變均不滿足線性關系，其中聚乙烯閉孔泡沫和聚苯乙烯泡沫的非線性非常顯著［46］。同時，已有數值分析結果表明，墊層材料的非線性力學特性值得被關注和重視［47］。試驗研究發現，聚氨酯軟木和聚乙烯閉孔泡沫在反復加、卸載作用下均會出現一定的永久殘余變形，在設計階段應充分考慮該特性帶來的不利影響，實際應用時宜提前對墊層材料進行預壓，降低其殘余變形的影響［48］。

上述研究考慮的時間尺度較小，未能涉及墊層材料長期的蠕變特性及耐久性，對其在機組長期運行中的性能劣化乃至失效機制缺乏認識，對機組服役期內穩定運行的影響尚不明確。后續有必要對墊層材料在較大時間尺度下的性能演變開展研究，從而進一步揭示墊層蝸殼全生命周期的力學特性。

（4）鋼蝸殼-混凝土接觸振動傳遞機制。三峽水電站15#機組直埋蝸殼論證過程中，研究人員比較關注直埋蝸殼外圍混凝土損傷開裂后廠房結構動力特性的變化情況。研究時混凝土損傷開裂的模擬方式主要有裂縫概化模型［49-50］和損傷塑性模型［51-53］，前者根據靜力計算和模型試驗結果，對開裂部位的混凝土彈性模量人為折減，存在較大的人為因素，而后者混凝土單元彈性模量則根據靜力損傷程度由程序自動計算折減，具有較高的計算精度。分析上述研究成果可知，無論采用哪種力學模型，蝸殼外圍混凝土的材料非線性都不是廠房動力特性和響應的主要影響因素。

相比材料非線性，鋼蝸殼與混凝土之間的動力接觸問題關注度相對不足，目前僅中國水利水電科學研究院的研究人員結合三峽水電站開展了相關研究［54］，結果表明：（1）進行流道脈動壓力作用下的廠房振動分析時，鋼蝸殼與混凝土之間的接觸不能被忽略；（2）鋼蝸殼與外包混凝土之間初始縫隙的存在，對混凝土結構能起到一定程度的隔振作用。實際監測結果和計算結果對比分析也表明，廠房實際振動響應小于計算值，文獻［55］分析原因之一可能是鋼蝸殼與混凝土之間實際縫隙大于預期設計值，并推測實際運行時3種蝸殼埋設方式下鋼蝸殼與混凝土之間可能都存在縫隙，這與過去假定任何水頭下直埋蝸殼和墊層蝸殼必然貼緊混凝土是相悖的。文獻［56］結合景洪直埋蝸殼開展了現場振動測試，測試結果表明，經鋼蝸殼傳導后，蝸殼內部的水力振動由低頻振動轉移至高頻振動，而經過混凝土后再次降頻，首次從頻域的角度分析了脈動壓力的傳導規律。

綜合以上分析可知，目前關于鋼蝸殼與混凝土之間動態接觸問題的研究尚不充分，低水位低溫季節時，鋼蝸殼與外圍混凝土接觸面在一定范圍可能長期處于脫空狀態，脈動壓力沿鋼板-縫隙-混凝土向外傳遞，鋼蝸殼-混凝土動力接觸屬性對鋼蝸殼及廠房結構振動響應的影響值得進一步研究。

（5）鋼蝸殼及座環疲勞失效。文獻［57］的研究表明，蝸殼座環在脈動壓力作用下不會發生高周疲勞破壞，脈動壓力引起的動應力幅值較低。與流道脈動壓力相比，蝸殼充水運行和放空帶來的靜水壓力循環幅值較高，蝸殼和座環的應力幅值較高，可能引起流道金屬結構出現低周疲勞破壞［58］。該問題對于承擔調峰調頻的常規機組和抽水蓄能電站是比較突出的，承擔調峰調頻的機組往往開停機頻繁，負荷變化范圍大，例如隔河巖水電站每年開停機達到1800次。魯地拉水電站運行不久座環固定導葉發生了疲勞斷裂［59］，且該現象并不罕見［60-61］。隨著蝸殼HD值的增大，烏東德水電站已經采用800 MPa級高強鋼，鋼蝸殼應力水平將隨之進一步提高。但作為焊接結構，提高母材的屈服強度對焊接接頭疲勞特性的影響并不明顯［62］，高強鋼的使用與鋼蝸殼疲勞風險之間的內在聯系應該引起重視。

蝸殼結構體型復雜，由于過去研究蝸殼結構時側重點不同，對鋼蝸殼和座環局部構造的模擬不夠精細，而局部不連續的部位恰好是容易出現應力集中的部位。鋼蝸殼管節和座環之間焊縫眾多，尤其蝸殼鼻端區域焊接非常復雜，并非典型的焊接接頭，疲勞分析時名義應力的定義以及S-N曲線的選取都是比較困難的。目前常用的名義應力法、結構應力法及缺口應力法在實用性和科學性方面存在各自的優勢和不足［63］，如何綜合應用到蝸殼結構的疲勞分析中是未來非常值得研究的課題。

4.2 應用發展方向文獻［6］和文獻［64］分別強調應以“控制”的理念看待墊層和縫隙，武漢大學和天津大學研究人員提出了兩種縫隙構造方式，為蝸殼埋設方式的發展提供了新的思路，與“控制”理念相契合。

（1）預熱膨脹構造初始縫隙的蝸殼埋入方式。施工階段通過加熱鋼蝸殼產生膨脹變形，采用預熱膨脹的方式替代充水保壓。文獻［65］的研究表明，預熱膨脹與充水保壓兩種方式下，鋼蝸殼產生的初始變形、初始間隙分布及閉合規律具有明顯差異，但從外包混凝土承載比、運行期混凝土應力水平及特征截面合力的宏觀角度出發，預熱膨脹埋設方式能夠減小運行期蝸殼內水壓力向混凝土傳遞，兩種方案存在替代關系。

（2）可融涂層構造初始縫隙的蝸殼埋入方式。相比充水保壓和預熱膨脹方式間接形成縫隙，該種蝸殼埋入方式屬于直接形成縫隙。蝸殼安裝固定后，在鋼蝸殼外表面涂抹一定厚度的石蠟或某種涂層，涂層厚度可通過有限元計算擬定；混凝土硬化后，通過加熱鋼蝸殼到一定的溫度融化涂層并從預留孔排出，以形成縫隙。采用這種埋入方式可以省去充水保壓階段的悶頭和座環內封環，施工相對簡便，但需重點研究涂層材料的熱穩定性。

5 結語

經過我國工程設計人員和研究人員的努力，20多年前關于建設期蝸殼埋入方式的諸多疑問獲得了解決，但也無法回避在水電建設高速發展之下，諸多科學問題的探索是落后于工程實踐的。蝸殼結構作為水輪發電機組的核心部件，始終承受動態循環荷載的作用，不能以靜止的視角看待蝸殼結構長達幾十年的連續服役。我國早期投產的大中型水電站即將步入“中年”階段，凝聚科研力量，綜合檢測、監測、理論分析等各種手段，管理單位、機組廠家及設計單位多方協同，及時發現運行期存在的隱患，避免我國出現薩揚舒申斯克水電站類似的重大事故，是未來水電站廠房設計和研究人員以及機電設備制造廠家的努力方向。