水电站垫层蜗壳座环水平面内受力

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1、水电站垫层蜗壳座环水平面内受力　　引言　　座环作为水轮机的承重部件，其上下环板外缘与钢蜗壳焊接，内缘与顶盖和底环相固定。水轮机的轴向水推力、水轮发电机组重量以及座环以上厂房混凝土重量等大部分荷载都通过座环传递给下部基础，这部分荷载主要使座环产生竖向压缩变形。机组在运行状态下，蜗壳内水压力合力不为零，而是形成了一个相当于指向下游、数值为蜗壳进口断面积与内水压力乘积的不平衡水推力，与此同时，该水推力相对机组中心竖轴产生较大的扭矩。不平衡水推力及扭矩一般由四个构件承担：引水钢管、止推环、座环以及蜗壳外围混凝土。其中座环承担的不平衡力及扭矩主要通过地脚螺栓及环板与混凝土之间的摩擦等途径传递给混凝土

2、，而地脚螺栓在实际设计时并未考虑这部分作用力，若座环地脚螺栓受力过大，首先将导致上下环板与混凝土的接触连接作用部分丧失，这对机组的稳定运行是极其不利的。　　以往研究一般只关注了不平衡水推力的分配比例以及座环承受的沿厂房纵轴线方向（以下简称纵轴向）不平衡力大小，而忽视不平衡扭矩的存在，主要是由于没有准确计算座环承受不平衡扭矩的方法。本文从有限元结点力平衡的角度出发，提出了基于单元结点力的计算方法，详见下文第1节。　　对于坝后式厂房，厂坝之间一般均设有永久分缝，现阶段主要有两种常用的管道过缝结构形式，一是在过缝处设置伸缩节，二是取消伸缩节，即在过缝处压力管道周围外包一定厚度的软垫层，以适应过缝

3、处的不均匀沉降，常称之为垫层管过缝。以往研究多针对过缝处管道的受力状态，较少关注两种过缝措施对座环受力的影响。文献[4]研究了传统垫层方案下采用两种过缝措施时流道各构件承受的不平衡水推力大小，认为伸缩节过缝时设置止推环对座环的受力有利，但是影响较小，取消止推环后原来由止推环承担的不平衡水推力绝大部分将分配给蜗壳外围混凝土；垫层管过缝时引水钢管已经起到了止推环的作用，设置止推环与否座环的受力基本无差异。文献[5~6]对45°局部垫层蜗壳的结构特性和不同平面包角下座环的抗剪性能进行了研究，但二者都未对不平衡扭矩进行分析。实际上蜗壳进口中心到机组中心距离较远，总的不平衡扭矩数值非常可观，

4、不平衡扭矩对垫层蜗壳结构的作用机理亟待研究。　　此外，以往研究垫层蜗壳结构座环受力时大都只针对某个电站单独进行分析，对于不同水头或者不同机组规模的电站，其座环受力特性是否一致，研究成果是否具有普适性也是值得探讨的问题。基于此，本文结合国内两个典型的巨型水电工程，运用单元结点力的方法计算座环水平面内受力，重点研究两类常用管道过缝措施下其受力特性，并探讨对座环受力较优的垫层平面铺设范围。　　1计算方法　　过去研究座环承受的水平面内不平衡力时，均采用基于剪应力的方法，即对上下环板与混凝土接触范围内的混凝土结点或环板结点剪应力积分，积分时须要计算各结点控制的面积，操作较为繁琐，且积分结果受应力集中

5、等因素的影响，精度较差。单元结点力的方法从有限元结点平衡的角度出发，取蜗壳单元及结点为研究对象，蜗壳受到的外部作用力来自四个部分：引水钢管、止推环、座环以及蜗壳外围混凝土。　　以引水钢管为例，提取引水钢管单元对蜗壳进口各个结点的结点力，求和即为引水钢承担的不平衡水推力，各结点力相对机组中心的力矩之和即为引水钢管承担的不平衡扭矩，止推环和座环与此类似。该方法概念明确，易于实现，而且精度很高，在通用软件中一般都存在相应操作。　　为验证单元结点力方法的精度，选取一裸壳（无外包混凝土）模型进行分析（图1所示），蜗壳进口直径D=7.2m，内水压力P=2.87MPa，进口中心至机组中心距离X=8.95

6、8m。模型座环下环板与混凝土接触范围结点施加三向约束，蜗壳进口向上游延伸1倍管径，施加轴向约束，荷载仅考虑内水压力的作用。各构件承担的不平衡水推力及扭矩如表1所列，由裸壳计算结果可见该方法精度很高，可以用于计算流道各构件承担的不平衡水推力及扭矩。【表1】　　　　2计算条件　　A电站机组单机容量700MPa，管壳厚度为30~60mm，垫层厚度30mm。B电站机组单机容量800MPa，管壳厚度为19~54mm，垫层厚度30mm。以两电站中间标准机组段为研究对象，分别建立整体三维有限元模型（见图2和图3），模型上游取至厂坝分缝处，下游取至下游墙外表面，左右两侧取至机组段永久分缝处，高度上从尾水管

7、直锥段底部高程取至发电机定子基础高程。模型整体坐标系+X轴指向厂房左侧，+Y轴铅直向上，+Z轴水平指向水流向。　　混凝土材料：容重25kN/m3，弹性模量28GPa，泊松比0.167。钢材：容重78.5kN/m3，弹性模量206GPa，泊松比0.3。垫层材料：容重1.4kN/m3，变形模量3.0MPa，泊松比0.3。钢蜗壳与混凝土及垫层之间设置接触对，模拟它们之间的接触行为，摩擦系数取为0.25。模型底部施加全约束。垫层