水電站墊層蝸殼座環(huán)水平面內(nèi)受力,水利水電論文

水電站墊層蝸殼座環(huán)水平面內(nèi)受力,水利水電論文座環(huán)作為水輪機(jī)的承重部件，其上下環(huán)板外緣與鋼蝸殼焊接，內(nèi)緣與頂蓋和底環(huán)相固定。水輪機(jī)的軸向水推力、水輪發(fā)電機(jī)組重量以及座環(huán)以上廠房混凝土重量等大部分荷載都通過座環(huán)傳遞給下部基礎(chǔ)，這部分荷載主要使座環(huán)產(chǎn)生豎向壓縮變形。機(jī)組在運(yùn)行狀態(tài)下，蝸殼內(nèi)水壓力合力不為零，而是構(gòu)成了一個相當(dāng)于指向下游、數(shù)值為蝸殼進(jìn)口斷面積與內(nèi)水壓力乘積的不平衡水推力，與此同時，該水推力相對機(jī)組中心豎軸產(chǎn)生較大的扭矩。不平衡水推力及扭矩一般由四個構(gòu)件承當(dāng)：引水鋼管、止推環(huán)、座環(huán)以及蝸殼外圍混凝土。華而不實(shí)座環(huán)承當(dāng)?shù)牟黄胶饬芭ぞ刂饕ㄟ^地腳螺栓及環(huán)板與混凝土之間的摩擦等途徑傳遞給混凝土，而地腳螺栓在實(shí)際設(shè)計(jì)時并未考慮這部分作用力，若座環(huán)地腳螺栓受力過大，首先將導(dǎo)致上下環(huán)板與混凝土的接觸連接作用部分喪失，這對機(jī)組的穩(wěn)定運(yùn)行是極其不利的。以往研究一般只關(guān)注了不平衡水推力的分配比例以及座環(huán)承受的沿廠房縱軸線方向〔下面簡稱縱軸向〕不平衡力大小，而忽視不平衡扭矩的存在，主要是由于沒有準(zhǔn)確計(jì)算座環(huán)承受不平衡扭矩的方式方法。本文從有限元結(jié)點(diǎn)力平衡的角度出發(fā)，提出了基于單元結(jié)點(diǎn)力的計(jì)算方式方法，詳見下文第1節(jié)。對于壩后式廠房，廠壩之間一般均設(shè)有永久分縫，現(xiàn)前階段主要有兩種常用的管道過縫構(gòu)造形式，一是在過縫處設(shè)置伸縮節(jié)，二是取消伸縮節(jié)，即在過縫處壓力管道周圍外包一定厚度的軟墊層，以適應(yīng)過縫處的不均勻沉降，常稱之為墊層管過縫。以往研究多針對過縫處管道的受力狀態(tài)，較少關(guān)注兩種過縫措施對座環(huán)受力的影響。文獻(xiàn)[4]研究了傳統(tǒng)墊層方案下采用兩種過縫措施時流道各構(gòu)件承受的不平衡水推力大小，以為伸縮節(jié)過縫時設(shè)置止推環(huán)對座環(huán)的受力有利，但是影響較小，取消止推環(huán)后原來由止推環(huán)承當(dāng)?shù)牟黄胶馑屏^大部分將分配給蝸殼外圍混凝土；墊層管過縫時引水鋼管已經(jīng)起到了止推環(huán)的作用，設(shè)置止推環(huán)與否座環(huán)的受力基本無差異。文獻(xiàn)[5~6]對45局部墊層蝸殼的構(gòu)造特性和不同平面包角下座環(huán)的抗剪性能進(jìn)行了研究，但二者都未對不平衡扭矩進(jìn)行分析。實(shí)際上蝸殼進(jìn)口中心到機(jī)組中心距離較遠(yuǎn)，總的不平衡扭矩?cái)?shù)值非?？捎^，不平衡扭矩對墊層蝸殼構(gòu)造的作用機(jī)理亟待研究。除此之外，以往研究墊層蝸殼構(gòu)造座環(huán)受力時大都只針對某個電站單獨(dú)進(jìn)行分析，對于不同水頭或者不同機(jī)組規(guī)模的電站，其座環(huán)受力特性能否一致，研究成果能否具有普適性也是值得討論的問題?；诖?，本文結(jié)合國內(nèi)兩個典型的巨型水電工程，運(yùn)用單元結(jié)點(diǎn)力的方式方法計(jì)算座環(huán)水平面內(nèi)受力，重點(diǎn)研究兩類常用管道過縫措施下其受力特性，并討論對座環(huán)受力較優(yōu)的墊層平面鋪設(shè)范圍。1計(jì)算方式方法過去研究座環(huán)承受的水平面內(nèi)不平衡力時，均采用基于剪應(yīng)力的方式方法，即對上下環(huán)板與混凝土接觸范圍內(nèi)的混凝土結(jié)點(diǎn)或環(huán)板結(jié)點(diǎn)剪應(yīng)力積分，積分時需要計(jì)算各結(jié)點(diǎn)控制的面積，操作較為繁瑣，且積分結(jié)果受應(yīng)力集中等因素的影響，精度較差。單元結(jié)點(diǎn)力的方式方法從有限元結(jié)點(diǎn)平衡的角度出發(fā)，取蝸殼單元及結(jié)點(diǎn)為研究對象，蝸殼遭到的外部作用力來自四個部分：引水鋼管、止推環(huán)、座環(huán)以及蝸殼外圍混凝土。以引水鋼管為例，提取引水鋼管單元對蝸殼進(jìn)口各個結(jié)點(diǎn)的結(jié)點(diǎn)力，求和即為引水鋼承當(dāng)?shù)牟黄胶馑屏?，各結(jié)點(diǎn)力相對機(jī)組中心的力矩之和即為引水鋼管承當(dāng)?shù)牟黄胶馀ぞ兀雇骗h(huán)和座環(huán)與此類似。該方式方法概念明確，易于實(shí)現(xiàn)，而且精度很高，在通用軟件中一般都存在相應(yīng)操作。為驗(yàn)證單元結(jié)點(diǎn)力方式方法的精度，選取一裸殼〔無外包混凝土〕模型進(jìn)行分析〔圖1所示〕，蝸殼進(jìn)口直徑D=7.2m，內(nèi)水壓力P=2.87MPa，進(jìn)口中心至機(jī)組中心距離X=8.958m。模型座環(huán)下環(huán)板與混凝土接觸范圍結(jié)點(diǎn)施加三向約束，蝸殼進(jìn)口向上游延伸1倍管徑，施加軸向約束，荷載僅考慮內(nèi)水壓力的作用。各構(gòu)件承當(dāng)?shù)牟黄胶馑屏芭ぞ厝绫?所列，由裸殼計(jì)算結(jié)果可見該方式方法精度很高，能夠用于計(jì)算流道各構(gòu)件承當(dāng)?shù)牟黄胶馑屏芭ぞ??！颈?】2計(jì)算條件A電站機(jī)組單機(jī)容量700MW，進(jìn)口斷面直徑7.2m，進(jìn)口中心至機(jī)組中心距離為8.958m。最大設(shè)計(jì)內(nèi)水壓力2.87MPa，管殼厚度為30~60mm，墊層厚度30mm。B電站機(jī)組單機(jī)容量800MW，進(jìn)口斷面直徑12.2m，蝸殼進(jìn)口中心至機(jī)組中心距離為12m。最大設(shè)計(jì)內(nèi)水壓力1.58MPa，管殼厚度為19~54mm，墊層厚度30mm。以兩電站中間標(biāo)準(zhǔn)機(jī)組段為研究對象，分別建立整體三維有限元模型〔見圖2和圖3〕，模型上游取至廠壩分縫處，下游取至下游墻外外表，左右兩側(cè)取至機(jī)組段永久分縫處，高度上從尾水管直錐段底部高程取至發(fā)電機(jī)定子基礎(chǔ)高程。模型整體坐標(biāo)系+X軸指向廠房左側(cè)，+Y軸鉛直向上，+Z軸水平指向水流向?；炷敛牧希喝葜?5kN/m3，彈性模量28GPa，泊松比0.167。鋼材：容重78.5kN/m3，彈性模量206GPa，泊松比0.3。墊層材料：容重1.4kN/m3，變形模量3.0MPa，泊松比0.3。鋼蝸殼與混凝土及墊層之間設(shè)置接觸對，模擬它們之間的接觸行為，摩擦系數(shù)取為0.25。模型底部施加全約束。墊層管過縫時蝸殼進(jìn)口處施加軸向約束，以考慮引水鋼管對蝸殼的約束作用；伸縮節(jié)過縫時大壩與廠房相對獨(dú)立，蝸殼進(jìn)口按自由考慮。設(shè)止推環(huán)時采用實(shí)體單元真實(shí)模擬了止推環(huán)構(gòu)造。墊層平面鋪設(shè)范圍共設(shè)定8個方案，見表2所示?！颈?】3座環(huán)承受的水流向不平衡力從圖4和圖5可知，兩種過縫措施下座環(huán)承受的水流向不平衡力均隨墊層平面鋪設(shè)范圍的延伸先增大后減小，墊層鋪設(shè)至180斷面時，不平衡力數(shù)值到達(dá)最大。A電站伸縮節(jié)過縫且設(shè)止推環(huán)時，座環(huán)承受的不平衡力比不設(shè)止推環(huán)時減小6~8MN，B電站對應(yīng)方案減小4~6MN，講明伸縮節(jié)過縫的情況設(shè)置止推環(huán)是必要的，對墊層蝸殼而言，止推環(huán)的止推效果明顯且穩(wěn)定。在采用墊層管過縫的情況下，設(shè)置止推環(huán)與否對座環(huán)承受的水流向不平衡力大小幾乎沒有影響。A電站在設(shè)置墊層管過縫的情況下，座環(huán)承受的水流向不平衡力比伸縮節(jié)過縫且設(shè)止推環(huán)的情況進(jìn)一步減小5~7MN，B電站減小1MN左右，講明采用墊層管過縫情況的引水鋼管能夠起到止推環(huán)的作用。表3列出了伸縮節(jié)過縫且設(shè)止推環(huán)時A、B兩電站座環(huán)承受的水流向不平衡力占總的不平衡水推力的比例。能夠看到A電站該比例明顯高于B電站，墊層鋪設(shè)至180斷面時A電站座環(huán)承當(dāng)?shù)牟黄胶馑屏Ρ壤s為B電站的兩倍，傳統(tǒng)墊層方案〔270包角〕下A電站高出B電站12.1%，講明在單機(jī)容量相差不大的前提下，高水頭電站〔小管徑〕座環(huán)承當(dāng)不平衡水推力比例更高層次，座環(huán)地腳螺栓抗剪問題愈加突出，不同電站之間不平衡水推力的分配比例不能直接套用，詳細(xì)工程應(yīng)該詳細(xì)分析。【表3】4座環(huán)承受的縱軸向不平衡力表4和表5列出了座環(huán)承受的縱軸向不平衡力，圖6為兩個電站伸縮節(jié)過縫且設(shè)止推環(huán)時座環(huán)承受的縱軸向不平衡力隨墊層平面包角的變化趨勢。從表4、表5和圖6可知，兩種過縫措施下座環(huán)承受的縱軸向不平衡力隨墊層平面鋪設(shè)范圍的變化規(guī)律基本一致：墊層鋪設(shè)末端由0斷面延伸至180斷面附近的經(jīng)過中，座環(huán)承受指向左側(cè)的不平衡力，且在墊層鋪設(shè)至90斷面時不平衡力到達(dá)最大，隨著墊層平面末端繼續(xù)延伸，座環(huán)承受的不平衡力由指向左側(cè)變?yōu)橹赶蛴覀?cè)，且在墊層鋪設(shè)至270斷面時到達(dá)最大。對同一電站而言，在不同過縫措施條件下，座環(huán)承受的縱軸向不平衡力變化都較小，講明過縫措施的不同對座環(huán)承受的縱軸向不平衡力基本沒有影響?！颈?-5】圖7為伸縮節(jié)過縫且設(shè)止推環(huán)條件下，兩個電站座環(huán)承受的水流向及縱軸向不平衡力的合力。總體而言，A電站座環(huán)承受的不平衡力大于B電站，僅當(dāng)墊層鋪設(shè)至0或270斷面之后時，B電站座環(huán)承受的不平衡力略大于A電站。從座環(huán)承受不平衡力的角度出發(fā)，較優(yōu)的平面鋪設(shè)范圍為45斷面之前或270斷面之后。墊層管過縫條件下規(guī)律與圖7基本一致。5座環(huán)承受的不平衡扭矩由圖8和圖9可知，當(dāng)墊層平面范圍鋪設(shè)至0~225斷面之間時，墊層管過縫條件下A電站座環(huán)承受逆時針〔面向上游俯視〕方向不平衡扭矩。B電站墊層鋪設(shè)至180斷面之前時，除伸縮節(jié)過縫且不設(shè)止推環(huán)條件外，座環(huán)均承受逆時針方向不平衡扭矩。筆者采用裸殼模型分析之后發(fā)現(xiàn)，當(dāng)蝸殼進(jìn)口存在約束時，蝸殼90斷面之后的內(nèi)水壓力使座環(huán)承受順時針方向扭矩，而蝸殼0~90范圍以及直管段內(nèi)水壓力使座環(huán)承受逆時針方向不平衡扭矩，裸殼座環(huán)最終承受順時針方向扭矩?？紤]蝸殼外圍混凝土之后，由圖可知蝸殼45斷面之后內(nèi)水壓力使座環(huán)承受順時針方向扭矩，而直管段和0~45范圍內(nèi)水壓力使座環(huán)承受逆時針方向扭矩。以上分析表示清楚蝸殼構(gòu)造座環(huán)不平衡扭矩的存在機(jī)理并非總扭矩分配一定比例給座環(huán)，而與蝸殼進(jìn)口管道過縫措施及構(gòu)造空間剛度的分布相關(guān)。不同電站座環(huán)的受扭特性有一些差異，這種差異性主要具體表現(xiàn)出在伸縮節(jié)過縫且設(shè)止推環(huán)條件下高水頭電站〔小管徑〕座環(huán)始終承受順時針方向扭矩，而大流量電站〔大管徑〕墊層平面包角較小時座環(huán)將承受逆時針方向不平衡扭矩。對A電站而言，伸縮節(jié)過縫時墊層平面鋪設(shè)范圍越大，座環(huán)承受的順時針方向不平衡扭矩越大。伸縮節(jié)過縫且設(shè)止推環(huán)時座環(huán)承受的不平衡扭矩比不設(shè)止推環(huán)時明顯減小，最大減小幅度為41.76MNm，出如今315包角方案，講明伸縮節(jié)過縫時設(shè)置止推環(huán)能夠顯著改善座環(huán)受扭條件。墊層管過縫時，設(shè)置止推環(huán)與否對座環(huán)承受的不平衡扭矩基本沒有影響，此時A電站座環(huán)承受的不平衡扭矩的絕對值相對伸縮節(jié)過縫且設(shè)止推環(huán)時進(jìn)一步減小，最大減小幅度為38MNm。從座環(huán)抗扭的角度出發(fā)，伸縮節(jié)過縫時墊層鋪設(shè)范圍越小越有利，墊層管過縫時鋪設(shè)至225斷面附近最有利?！緢D略】對B電站而言，伸縮節(jié)過縫且不設(shè)止推環(huán)時，墊層平面鋪設(shè)范圍越小對座環(huán)抗扭越有利；設(shè)置止推環(huán)時，墊層鋪設(shè)至180斷面附近對座環(huán)抗扭最有利；墊層管過縫時，墊層同樣鋪設(shè)至180斷面附近對座環(huán)抗扭最有利。6結(jié)束語①采用單元結(jié)點(diǎn)力方式方法計(jì)算流道各構(gòu)件承受的不平衡力及不平衡扭矩是完全可行的，計(jì)算精度很高，推薦使用該方式方法。②伸縮節(jié)過縫時，止推環(huán)能明顯減小座環(huán)承受的水流向不平衡力及不平衡扭矩，對不平衡扭矩的改善效果更為明顯；墊層管過縫時，引水鋼管已經(jīng)起