2.4 三峡左岸电站10号机组蜗壳保压浇筑外围混凝土仿真计算

研究成果和原型监测资料表明，在电站低水位运行时，保压埋设方式的蜗壳和外围混凝土之间存在一定的间隙。有必要根据现场实际施工条件，采用考虑接触问题的非线性有限元法，对电站蜗壳保压浇筑混凝土方式进行仿真计算，与监测成果进行比较，并对正常运行期情况进行预测。鉴于三峡左岸电站10号机组施工资料及监测资料的完整性，本节在以上各节研究的基础上，收集现场施工资料，细致模拟了10号机组蜗壳充水、保压浇筑外围混凝土、卸压、正常运行等施工和运行过程，通过考虑接触非线性问题的三维温度应力仿真计算，分析在不同季节、不同水位运行期的钢蜗壳与外围混凝土之间的传力和可能存在的间隙，了解其变化规律，并与监测成果进行了比较，验证了计算成果的合理性。

2.4.1 计算模型与计算条件

1.模型选取及简化

以左岸10号机组段为研究对象。蜗壳进口断面直径为12.4m（图2.4-1），蜗壳中心线高程57.00m，运行期最大静水头118.00m，设计水头139.50m，保压水头70.00m。该机组在厂坝联结段引水压力钢管设置了伸缩节，而且电站厂房与挡水坝段两块间设有永久横缝，大坝的变形对厂房所产生作用较小，计算模型中只考虑厂房部分。该机组段左、右侧面设有永久横缝，因此，坝轴线方向上取1个机组段进行研究，模型宽38.3m。另外，考虑到肘管段以下部分在钢蜗壳埋设前两年已经浇筑，对蜗壳变形影响很小，模型从尾水管锥管底面高程40.00m开始向上模拟至水轮机层高程67.00m。为模拟充水保压及卸压过程，模型还考虑了闷头、密封环，座环等结构。根据各构件的特点，采用高精度的10结点四面体单元模拟蜗壳外围混凝土，12结点五面体单元模拟蜗壳钢板、座环等薄壁结构，采用15结点五面体单元模拟固定导叶，座环和固定导叶单元之间采用粘接技术，以保证位移协调。整个计算模型（图2.4-2）结点总数为206231，单元总数为129767。

2.基本材料参数

基本材料参数见表2.4-1。

3.主要边界温度曲线

温度曲线T(t)选取基本原则是：有实测点温资料的前提下，取用实测数据。没有实测资料时，采用由库区多年旬平均气温或水温值拟合得出的曲线，具体如下。

（1）与大气接触的外表面：

（2）蜗壳内表面：

充水保压施工期间：蜗壳内表面水温取恒温为20℃。

运行期蜗壳内表面水温曲线：

式中：t为时间，d，以1999年1月1日为计算起点，ω=2π/365。

4.施工及蓄水过程

施工及蓄水过程见表2.4-2。

5.温度场和温度应力计算边界条件

温度场计算边界条件：一期混凝土四周及底部按绝热条件处理。二期混凝土左右两侧，浇筑期按正常气温考虑，浇筑完毕后按绝热条件处理。蜗壳内表面施工期处于保压状态，按水温边界处理。

应力计算边界条件：厂房上、下游外侧为自由边界，一期混凝土底部（高程40.00m）为全约束。

2.4.2 计算方法

1.温度场计算

考虑到一期混凝土施工资料欠缺，且在钢蜗壳埋设前两年已浇筑完成，故先计算在边界气温作用下的一期混凝土准稳定温度场，在此基础上，进行模拟保压浇筑二期混凝土施工过程的温度场仿真计算，计算中考虑了保温及通水等工程措施。蜗壳外围二期及三期混凝土的浇筑温度作为混凝土的初始温度。

2.应力与变形仿真计算

获得厂房结构的温度场后进行应力与变形分析，计算时段从厂房二期混凝土浇筑开始至运行期，模拟混凝土保压浇筑过程和卸压、运行期加压过程以及水库蓄水过程等。对于混凝土徐变的影响，采用初应变法将各时段的徐变转化为等效结点力，并入该时段的温度、自重和水压等增量荷载中。

3.接触模拟

采用厚度趋于零的五面体12结点接触单元模拟钢蜗壳与外围混凝土之间的接触问题，认为接触面能传递压应力、剪应力，但不传拉。

设接触面摩擦系数、黏聚力和抗拉强度分别为f、C和σ_p，初始法向间隙为w₀，在荷载作用下产生的接触面两侧法向(n)、切向(t、s)的相对位移分别为w_r、u_r、v_r，则接触应力与相对位移之间的关系为：

当w_r+w₀≤0时

且

式中：k_n、k_t、k_s为接触面单位面积的法向刚度和切向刚度；σ_n、τ_t、τ_s为接触面的法向应力和切向应力；w_r+w₀≤0表示法向闭合，如果初始间隙w₀=0，且w_r>σ_p/k_n表示法向拉裂。当接触面法向张开时，不传递任何应力；当接触面法向闭合时，切向应力可能超过抗剪强度而产生滑移，因此切向应力还要满足式（2.4-4）。

在考虑施工期温度、徐变影响的接触问题全过程仿真计算中，以上一时段的接触状态和接触应力作为本时段的初始值，用变刚度法进行接触问题非线性迭代，直至前后两次的计算结果接近为止，然后转入下一计算时段。仿真计算中，取摩擦系数f=0.25，抗拉强度σ_p、黏聚力系数C和初始法向间隙w₀为0。

2.4.3 计算成果

1.应力

图2.4-3、图2.4-4给出了0°断面腰部混凝土内侧、外侧点的应力历时过程。由图可知，在围堰挡水发电期之前（2004年4月之前），混凝土内的各向应力相对较小；围堰挡水发电期及正常水位运行期（2004年4月以后），0°断面腰部混凝土的竖向应力及顺水流方向应力基本随季节变化，在年温变化作用下，内侧、外侧点的变化趋势相反，表现出夏季内压外拉、冬季内拉外压的特点。在内水压及温度共同作用下，正常运行期，内侧、外侧点的竖向最大应力分别为1.11MPa、2.77MPa，顺水流向最大应力分别为2.13MPa、1.92MPa。蜗壳外围混凝土应力分布以及随季节呈周期性变化的特点显示了温度荷载在其中所起的作用。

2.蜗壳变形

充水保压（70.00m水头）时的蜗壳变形，主要是横断面内沿径向的变形。蜗壳底部在支墩之间的变形要大于支墩处的变形。由卸压前后及不同运行时期时的蜗壳变形比较（图2.4-5）可知，卸压后，蜗壳已经产生了一定的变形。由于模拟了施工过程，蜗壳变形呈现出一定的不均匀性，从而在后期内水压增大及温度变化时也体现出蜗壳和混凝土之间的间隙和传压的不均匀性。

3.传压及间隙

表2.4-3、表2.4-4分别给出了0°断面、90°断面的管顶、管腰、管底处的间隙和传压值。由表可知，间隙或传压的分布是不均匀的。在围堰挡水发电期冬季以前，钢蜗壳与外围混凝土界面间的平均传压一直比较小，围堰挡水发电期冬季时仅为0.12MPa，可以认为此时内水压力主要由蜗壳承担。而同一季节，正常运行期的平均传压比水位145.00m时大0.41～0.48MPa,约为内水压力增量（0.52MPa）的79%～92%。当内水压力相同时，运行期夏季要比冬季的平均传压大0.26～0.34MPa，约占剩余水压的43%。正常运行期夏季的平均传压为0.89MPa，已超过了剩余水压，这说明温度对传压的影响相当明显。

2.4.4 计算值与实测值的比较

图2.4-6为高程57.00m处外围混凝土内侧点温度变化过程计算值与实测值的比较。由图2.4-6可知，二者的变化形态和数值基本一致。

图2.4-7为腰部蜗壳与混凝土之间间隙（开度）的计算值及实测值变化比较曲线。

由图2.4-7可得出以下结论：

（1）在围堰挡水发电期前，两条间隙曲线变化形态一致，数值也比较接近，间隙最大值均约3.3mm，发生在2003年1月，间隙变化与温度变化趋势相反，冬夏之间的间隙变化量均为1.5mm左右。

（2）2004年4月，在139.00m水位水压作用下，间隙计算值降为0，结合面在后期一直保持闭合状态，而现场实测值的间隙减小到0.8mm左右，且在此后近一年时间内基本保持不变。从实测值曲线分析，这段时间该处的温度测值仍在周期性变化，结合 （1）中所述的前期间隙随温度变化的规律认为，实测间隙本应发生相应变化，而基本保持不变的实测值说明该处已无法进一步闭合，其原因有待进一步分析。

（3）在2005年年初，观测间隙值有短期的增大，资料显示这可能是机组检修引起的，而计算中未模拟此过程。

2.4.5 小结

本节较全面地反映了温度荷载对蜗壳结构应力、蜗壳与外围混凝土之间的间隙及传力的影响，仿真计算结果与现场实测值规律一致，温度计算值以及在围堰挡水发电期前的蜗壳与外围混凝土之间的间隙值都比较接近，说明采用细致模拟施工全过程并考虑温度荷载的三维接触非线性仿真计算可以得到蜗壳与外围混凝土之间传力与间隙的真实状态，研究成果可为类似工程蜗壳的设计和施工提供参考。