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劃報告》中推薦的“一庫五級”開發的第二個梯級。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。

電站由引水調節池、引水閘、退水閘、連接池、發電引水系統、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，其規模為中型[3]。引水調節池、引水閘、退水閘、連接池、發電引水系統進水口、發電引水洞、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劃圖》(GB 18360—2015)，工程區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]在廠房施工期和發電運行期的應力、變形狀態[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、外包混凝土的應力狀態、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、外包混凝土的應力狀態、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，坐環及16 mm厚蝸殼的部分區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。

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向，最大拉應力發生在與蝸殼頂、底接觸的部位的淺層區域，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的區域僅見于與蝸殼頂、底接觸的淺層區域，進水段III-III剖面下部超過1 MPa的區域略大，因有支架造成了應力集中。絕大多區域的混凝土壓應力小于3 MPa，超過此值的區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向配置。外包混凝土內不會產生大范圍受力破壞區，不會發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向，最大拉應力發生在與蝸殼頂、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的區域僅見于與蝸殼頂、底或進水段直管接觸的淺層區域，絕大多區域的混凝土壓應力小于3 MPa，超過此值的區域僅見于混凝土角緣應力集中處。混凝土壓應力較大的區域主要位于外包混凝土結構表面的轉折處和與座環和蝸殼接觸的淺層區域，外包混凝土受力鋼筋的配筋方向應沿蝸殼和進水段的環向配置，外包混凝土內不會產生大范圍受力破壞區，不會發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)，在充水發電運行期蝸殼與外包混凝土之間接觸狀態、外包混凝土的應力狀態、蝸殼的應力和變形3個方面計算對比分析，工況2優于工況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)在充水發電運行期蝸殼與外包混凝土之間接觸狀態、外包混凝土的應力狀態、蝸殼的應力和變形3個方面的對比計算結果，工況2優于工況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律和結論，為工程后續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。