水电站预应力混凝土蜗壳锚索布置方案研究

2018-07-02王佳妍张宏战马震岳

水利与建筑工程学报 2018年3期

王佳妍，张宏战，马震岳

(大连理工大学建设工程学部水利工程学院，辽宁大连 116024)

混凝土蜗壳一般为梯形断面，主要应用于作用水头在40 m以下的河床式水电站。根据我国现行《水电站厂房设计规范》[1](SL 266—2014)规定，水头作用在 40 m以上时宜采用金属蜗壳。但对于大型河床式电站由于水头相对较低，蜗壳体形尺寸十分庞大，蜗壳作用水头在40 m～60 m之间时，若采用钢制蜗壳，钢材用量大，经济性相对较差，混凝土蜗壳仍然是首选的结构型式[2]。相对于圆断面的钢制蜗壳结构，混凝土蜗壳结构形状复杂，且蜗壳侧墙与顶板和底板均成直角相交，受力条件非常不利。在内水压力等荷载作用下，侧墙与顶板底板连接处、进口侧墙外侧中部等部位混凝土容易发生开裂,开裂范围过大将影响其局部刚度和抗振性能[3]。大型混凝土蜗壳结构的配筋通常不受承载能力极限状态验算控制，而是受正常使用极限状态验算控制。因此，混凝土蜗壳的限裂防渗问题需要重点关注。高坝洲水电站(蜗壳最大水头为55.07 m)最先尝试将预应力技术引入混凝土蜗壳以满足限裂防渗要求，电站运行后两年多的监测结果表明，蜗壳的实际工作状态及安全情况符合设计要求，达到了预期效果[4]。而后，银盘水电站(蜗壳最大水头为54.16 m)为了满足结构限裂及工期要求，也采用了预应力混凝土蜗壳[5]。张志川等[6]曾利用有限元分析方法对混凝土蜗壳限裂防渗的多种工程措施进行了对比分析，分析结果认为，对于水头较高的河床式电站，预应力加固技术是解决混凝土蜗壳限裂防渗问题的优选方案。

采用预应力技术对混凝土蜗壳进行加固的目的是通过对截面施加预压力减少截面的弯矩值，并将轴向拉力变为轴向压力或减小轴向拉力值，以改善截面受力状态，限制裂缝开度进而满足防渗要求[7]。而预应力的加固效果主要取决于锚索的布置方案、锚索的根数和单索张拉力。其中根据混凝土蜗壳的高拉应力区的分布范围，确定预应力锚索合理有效的布置方案最为关键[8]。高坝洲水电站沿蜗壳侧墙内壁布置了8束水平向U形曲线预应力锚索，同时在进口断面至90°断面范围内，沿侧墙内壁布置了9束竖向预应力锚索[9]。而银盘水电站没有布置水流向锚索，只在蜗壳侧墙内外侧设置了42束竖向预应力锚索[10]，其中沿整个流道范围在侧墙内侧布置了28束，进口左侧墙外侧10束，进口右侧墙外侧4束。张志川等[8]以某水电站预应力混凝土蜗壳结构为例，对拟定的4种预应力锚索布置方案(含高坝洲实际采用的布置方案)的加固效果进行了对比，分析结果认为已建水电站预应力混凝土蜗壳中预应力锚索的布置方案并不是最合理有效的，其中水平向U形曲线预应力锚索可以取消，左边墙内侧的竖向预应力锚索应改为沿外侧布置，同时需要在蜗壳进口断面至90°断面范围内增设沿蜗壳断面环向布置的预应力锚索。

综上所述，预应力混凝土蜗壳锚索方案的选择和优化仍然有待深入全面研究。本文以某大尺度水电站混凝土蜗壳结构为例，计算分析了在不设锚索情况下蜗壳结构的受力特点，然后针对蜗壳混凝土高应力区的受力特征和分布范围，拟定了4种锚索布置方案，对比了不同锚索布置方案的加固效果，并提出了经济有效的建议布置方案，以期为类似工程提供有益的参考和借鉴。

1 工程概况

某水电站采用混凝土梯形断面蜗壳，包角215°，进口断面边墙厚5.2 m，最大净高16.26 m，顶板厚6.74 m，流道范围最大净宽30.2 m，蜗壳内最大水头为63.46 m。为改善蜗壳顶板及侧墙结构受力条件，借鉴银盘水电站的做法[10]，机组分缝内下游侧止水按开敞式布置，顶部水平向止水高程抬升至24.5 m，使水平止水高程以下机组分缝与下游水自由连通，借分缝处的外水压力平衡一部分蜗壳侧墙上的内水压力。

采用ANSYS软件建立了蜗壳结构的三维有限元模型，整个计算模型共划分单元总数为113 680个，节点总数为124 852个,计算模型如图1所示。模型高度为33.3 m(自蜗壳底板顶高程以下10.14 m至水轮机层高程)，上下游方向宽度为39.1 m(自事故门槽下游边缘至尾水副厂房上游边墙下游侧)。混凝土结构采用实体单元Solid 45模拟，座环、固定导叶及尾水管钢衬采用壳单元Shell 63模拟。模型底部固定，四周和顶部为自由边界。蜗壳底板顶高程以下4 m位置之下蜗壳混凝土采用C25混凝土，其余部位采用C30混凝土。模型中材料参数见表1。

图1 混凝土蜗壳有限元网格划分图

计算中考虑的主要荷载包括：内水压力、外水压力、蜗壳机墩自重、机组自重、模型范围内上游坝体自重和下游墙体自重。经多种工况计算结果对比分析发现，最低尾水位发电工况为该电站蜗壳承载能力计算的控制工况，因此后面预应力锚索布置方案的拟定以及对比分析均采用该工况下的计算荷载。该工况下上游水位为61.0 m，下游水位为22.71 m，蜗壳内最大水头为63.46 m。

2 无锚索情况计算结果分析

不采用预应力锚索加固情况下的计算结果表明，蜗壳混凝土的高拉应力区主要分布在侧墙与顶板和底板相连的内侧拐角区域以及进口左侧墙外侧跨中部位。为了方便确定预应力锚索的布置范围，图2给出了自厂房上游墙至下游边缘蜗壳顶板与侧墙连接处、底板与侧墙连接处、侧墙跨中内侧和外侧混凝土的各向应力沿水流向的分布规律。其中径向应力是垂直侧墙内壁方向的应力，图中拉应力为正值，压应力为负值。

图2蜗壳混凝土典型部位应力沿水流向分布图(单位：MPa)

由图2可以看出，在整个流道范围内，侧墙与顶板、底板相连的内侧拐角区域内混凝土的受力特点整体表现为径向拉应力最大，且数值接近于各对应位置处的主拉应力，竖向和水流向拉应力相对较小。蜗壳进口段左侧由于流道高度较大，侧墙厚度较小，与侧墙连接处顶板、底板除承担由侧墙传来的径向拉力外，作为侧墙的支座还要承担侧墙传来的反向弯矩。因此该范围内顶板、底板与侧墙连接处混凝土的径向拉应力较大，其中底板与侧墙连接处径向拉应力最大值为4.45 MPa，顶板与侧墙连接处径向拉应力最大值为3.30 MPa。沿水流方向随着流道高度的降低和侧墙厚度的增大，与侧墙连接处顶板、底板的径向拉应力和主拉应力明显减小。在10°断面处，侧墙与顶板、底板相连处的径向拉应力已分别降至1.15 MPa和1.99 MPa。

图2给出了侧墙内壁与顶板连接处、内壁跨中、内壁与底板连接处、外壁跨中四个部位混凝土的竖向应力沿水流向的分布规律。其中侧墙内壁跨中位置混凝土的竖向应力在整个流道范围内均表现为压应力。侧墙内壁与顶板、底板连接处、侧墙外壁跨中位置混凝土的竖向拉应力仅在进口段左侧直墙范围内较大，三个部位的最大值分别为1.54 MPa、1.58 MPa和1.53 MPa，其余范围内拉应力数值较小，甚至表现为压应力。

图2还给出了侧墙内壁与顶板连接处、内壁跨中、内壁与底板连接处、外壁跨中四个部位混凝土的水流向应力沿水流向的分布规律。除侧墙内壁跨中部位水流向应力在蜗壳进口段范围表现为压应力外，其余各特征部位的水流向应力沿整个流道范围均表现为拉应力，但拉应力数值较小，最大值仅为0.95 MPa，发生在30°断面侧墙内壁跨中位置。

3 预应力锚索布置范围分析

由图2和以上的分析可知，蜗壳顶板、底板与侧墙连接处混凝土的径向拉应力值大于对应位置的竖向拉应力和水流向拉应力，径向高拉应力区分布范围较大，蜗壳底板与侧墙连部位在90°断面处的径向拉应力为1.83 MPa。特别是在进口段范围内，顶底板与左侧墙连接处径向拉应力最大值为4.45 MPa，顶底板与右侧墙连接处径向拉应力最大值为2.30 MPa，远大于流道其他范围内的对应值。由于蜗壳侧墙与顶板和底板均成直角相交，连接处存在应力集中现象，即使设置径向预应力锚索也难以阻止拐角处混凝土开裂[11]。但在蜗壳进口段顶板和底板靠近流道位置设置径向预应力锚索，改善混凝土受力条件，以满足限裂防渗要求是十分必要的。

蜗壳进口段左侧直墙在内水压力作用下内侧受压，外侧受拉，其受力特征与两端固定的超静定梁十分相似。左侧直墙外侧跨中的混凝土竖向拉应力与主拉应力非常接近，竖向拉应力与主拉应力的最大值分别为1.53 MPa和1.76 MPa，均超过了混凝土抗拉强度设计值。由于该区域位于机组段分缝间止水高程以下，一旦开裂将对钢筋混凝土的耐久性造成不良影响。在左侧墙内合理设置竖向预应力锚索可以阻止外侧跨中混凝土的开裂[10]，因此沿蜗壳进口段左侧直墙内设置竖向预应力锚索也非常必要。

由蜗壳各典型部位混凝土的水流向应力沿水流方向的分布规律可知，在整个流道范围内，蜗壳混凝土水流向拉应力数值均未超过1.0 MPa，因此没有必要设置水平向U形曲线预应力锚索。

基于以上分析，初拟了以下4种锚索布置方案，如图3所示。各方案下，所有锚索的单索张拉控制力均取为3 000 kN。

图3初拟的4种锚索布置方案

方案1：自厂房上游墙下游边缘至0°断面，在蜗壳顶板底部及底板顶部各设9束径向(垂直于左侧墙内壁)预应力锚索，其中上游侧4束沿厂房纵向贯通布置，下游侧5束布置在机组段左侧分缝和水轮机井之间。

方案2：自厂房上游墙下游边缘至22.5°断面，在蜗壳顶板底部及底板顶部各设12束径向预应力锚索，其中上游侧4束沿厂房纵向贯通布置，下游侧8束布置在机组段左侧分缝和水轮机井之间。

方案3：径向锚索布置范围同方案2，自厂房上游墙下游边缘至0°断面沿左侧墙外侧布置9束竖向预应力锚索。

方案4：径向锚索布置范围同方案2，自厂房上游墙下游边缘至0°断面沿左侧墙内侧和外侧各布置9束竖向预应力锚索。

其中方案1和方案2用于考察径向锚索的加固效果和合理布置范围，方案3和方案4用于同无锚索方案对比，重点考察竖向锚索的合理布置范围和锚索整体布置方案的加固效果。

4 不同布置方案加固效果对比分析

各方案的计算模型与不设预应力锚索情况相同。预应力采用“等效荷载法”进行模拟。等效荷载法是由林同炎教授[12]提出的，该方法是用一组“等效荷载”替代预应力筋的作用施加到结构上,即在网格中距离等于锚索长度且方向一致的两个节点上施加一对相同的集中力[13]。因此建模时可以不必考虑预应力钢筋的具体位置，适合在考虑预应力作用下结构整体效应时使用[14]。其它计算荷载均与不设预应力锚索情况相同。

图4给出了方案1和方案2下蜗壳顶板与侧墙连接处、底板与侧墙连接处混凝土的径向应力沿水流向的分布规律，为考察径向预应力锚索的加固效果，图中同时给出了无锚索情况下的计算结果。由图4可以看出，两种锚索布置方案下，在锚索布置范围内顶底板与侧墙连接处混凝土的径向拉应力均有明显下降。其中，顶板与左侧墙连接处，两种方案下混凝土径向拉应力最大值分别为2.56 MPa和2.51 MPa，与不设锚索时相比分别下降了22.4%和23.9%；底板与左侧墙连接处，两种方案下混凝土径向拉应力最大值分别为3.59 MPa和3.52 MPa，与不设锚索时相比分别下降了19.3%和20.9%；顶板与右侧墙连接处，两种方案下混凝土径向拉应力最大值均为1.95 MPa，与不设锚索时相比均下降了15.2%。由此可见，采用方案1和方案2设置径向预应力锚索后可以有效的降低蜗壳进口段顶底板连接处混凝土的径向拉应力，改善结构的受力状态。与方案1相比，虽然方案2下在顶底板与左侧直墙连接处混凝土的径向拉应力最大值相差不大，但在0°包角断面下游侧增设3根径向预应力锚索后，可进一步降低0°包角断面附近的径向拉应力值，其中，顶板与左侧墙连接处，径向拉应力最大值由2.31 MPa降至2.03 MPa，底板与左侧墙连接处，径向拉应力最大值由3.54 MPa降至3.26 MPa。由此可知，方案2的径向锚索布置范围更加合理。

在方案2径向锚索布置方案基础上，方案3和方案4在进口左侧直墙内增设了数量不同的竖向预应力锚索。图5～图7分别给出了方案3和方案4下顶板与侧墙连接处、底板与侧墙连接处以及侧墙外侧跨中位置混凝土的各向应力分布规律，表2给出典型部位各向拉应力和主拉应力的最大值比较值。为考察锚索的加固效果，图表中同时给出了无锚索情况下的计算结果。

图4 方案1和方案2下顶底板与侧墙连接处的径向应力分布(单位：MPa)

图5 方案3和方案4下顶板与侧墙连接处的应力分布(单位：MPa)

图6 方案3和方案4下底板与侧墙连接处的应力分布(单位：MPa)

图7 方案3和方案4下侧墙外侧跨中的应力分布(单位：MPa)

由以上图表可见，与不设锚索相比，方案3和方案4下，顶板与左侧墙连接处混凝土径向拉应力和主应力最大值降幅显著，方案3降幅分别为23.0%和18.3%，方案4降幅分别为17.3%和14.5%。方案3顶板与左侧墙连接处混凝土竖向拉应力最大值与不设锚索时无明显差异，说明仅在左侧直墙外侧设置竖向锚索对顶板与左侧墙连接处混凝土的竖向应力几乎没有影响；而方案4(左侧直墙内侧增设了竖向锚索)下，顶板与左侧墙连接处混凝土的竖向拉应力最大值下降了19.5%。对比方案3和方案4的计算结果可以发现，在左侧直墙内侧增设竖向锚索后，顶板与左侧墙连接处混凝土的径向拉应力最大值有所增大，竖向拉应力最大值显著降低，而主拉应力略有增大。

与不设锚索时相比，方案3和方案4下，底板与左侧墙连接处径向、竖向拉应力和主应力最大值均显著下降，方案3降幅分别为22.9%、20.9%和21.3%，方案4降幅分别为23.6%、31.0%和22.6%。对比方案3和方案4的计算结果可以发现，在左侧直墙内侧增设竖向锚索后，底板与左侧墙连接处混凝土的径向拉应力和主应力最大值均略有降低，而竖向拉应力最大值明显下降(降幅为12.8%)。

与不设锚索时相比，方案3下，左侧直墙外侧跨中混凝土竖向拉应力和主应力最大值均显著下降，降幅分别为22.2%和17.0%，说明在左侧直墙外侧设置竖向锚索可有效地改善外侧跨中混凝土的受力状态，但主拉应力最大值为1.46 MPa，仍高于C30混凝土的抗拉强度设计值。与方案3相比，方案4(左侧直墙内侧增设了竖向锚索)，左侧直墙外侧跨中混凝土竖向拉应力和主应力最大值进一步下降了12.6%和8.2%。方案4左侧直墙外侧跨中混凝土的主拉应力最大值为1.34 MPa，已小于混凝土的抗拉强度设计值。

综合以上分析可知，在厂房上游墙下游边缘至22.5°断面间设置径向预应力锚索，可将蜗壳顶底板与侧墙连接处混凝土的主拉应力最大值由4.92 MPa降至3.81 MPa，再在内侧拐角区域辅以必要的斜筋，能够实现该部位混凝土的限裂防渗要求。在进口段左侧直墙内外侧同时布置竖向预应力锚索，可将左侧直墙外侧跨中混凝土的主拉应力最大值降至抗拉强度设计值之下，实现混凝土的抗裂要求。因此认为锚索布置方案4更为合理。

5 结论

通过对某大型水电站混凝土蜗壳的三维有限元计算分析和4种预应力锚索布置方案的对比，得到以下主要结论：

(1) 准确分析混凝土蜗壳各向高拉应力区的分布范围和薄弱部位的受力特征是提出经济有效的预应力锚索布置方案的前提和依据。蜗壳进口段顶底板与左侧墙连接处混凝土的径向拉应力以及左侧直墙外侧跨中的竖向拉应力数值较大，是混凝土蜗壳的薄弱部位。

(2) 与已建的高坝洲水电站预应力混凝土蜗壳相比，由于蜗壳混凝土水流向应力数值较小，可以取消水平向U形曲线预应力锚索。与银盘水电站预应力混凝土蜗壳相比，侧墙竖向高拉应力区仅分布在进口段左侧直墙范围内，因此可大大缩小竖向预应力锚索的设置范围。但在蜗壳进口段范围内，顶底板与侧墙连接处径向拉应力数值非常突出，在顶板和底板靠近流道侧增设径向预应力锚索十分必要。

(3) 采用方案4布置预应力锚索，可使蜗壳顶底板与左侧直墙连接处混凝土的主拉应力最大值由4.92 MPa降至3.81 MPa，大大降低了该部位混凝土实现限裂防渗要求的技术难度。在进口段左侧直墙内外侧同时布置竖向预应力锚索，可将左侧直墙外侧跨中混凝土的主拉应力最大值降至抗拉强度设计值之下，实现混凝土的抗裂要求。

参考文献：

[1] 中华人民共和国水利部.水电站厂房设计规范:SL 266—2014[S].北京:中国水利水电出版社,2014.

[2] 侯晓霞.凤凰谷水电站钢筋混凝土蜗壳设计[J].云南水力发电,2014,30(4):3-4.

[3] 张运良,马震岳,王洋,等.混凝土开裂对巨型水电站主厂房动力特性的影响[J].水利学报,2008，39(8):982-987.

[4] 符志远,刘晓刚,刘惟.高坝洲预应力钢筋混凝土蜗壳设计与应用[C]//2002年水工专委会学术交流会议学术论文集．北京,2002:121-124.

[5] 杜申伟,周浪,张玲丽.乌江银盘水电站厂房设计[J].人民长江,2008,39(4):37-38.

[6] 张志川,伍鹤皋,石长征.河床式水电站混凝土蜗壳防渗措施研究[J].长江科学院院报,2016,33(12):128-132.

[7] 湖北清江水电开发有限责任公司等.高坝洲水电站水轮机预应力钢筋混凝土蜗壳结构研究及应用[J].科技进步与对策，2001，18(10)：176.

[8] 张志川,伍鹤皋,石长征.预应力混凝土蜗壳三维非线性有限元分析[J].水力发电,2016,42(7):61-64.

[9] 邓银启,刘一军.高坝洲水电站混凝土蜗壳预应力锚索施工[J].水力发电,2002(3):54-56.

[10] 张玲丽,谭振江,韩前龙,等.银盘水电站预应力蜗壳结构设计[J].水电能源科学,2016,34(6):131-134.

[11] 王仕民,王常义,张殿双,等.大型钢筋混凝土预应力蜗壳的设计研究[J].水利与建筑工程学报,2018,16(1):66-71.