引言

座環作為水輪機的承重部件，其上下環板外緣與鋼蝸殼焊接，內緣與頂蓋和底環相固定。水輪機的軸向水推力、水輪發電機組重量以及座環以上廠房混凝土重量等大部分荷載都通過座環傳遞給下部基礎，這部分荷載主要使座環產生豎向壓縮變形。機組在運行狀態下，蝸殼內水壓力合力不為零，而是形成了一個相當于指向下游、數值為蝸殼進口斷面積與內水壓力乘積的不平衡水推力，與此同時，該水推力相對機組中心豎軸產生較大的扭矩。不平衡水推力及扭矩一般由四個構件承擔：引水鋼管、止推環、座環以及蝸殼外圍混凝土。其中座環承擔的不平衡力及扭矩主要通過地腳螺栓及環板與混凝土之間的摩擦等途徑傳遞給混凝土，而地腳螺栓在實際設計時并未考慮這部分作用力，若座環地腳螺栓受力過大，首先將導致上下環板與混凝土的接觸連接作用部分喪失，這對機組的穩定運行是極其不利的。

以往研究一般只關注了不平衡水推力的分配比例以及座環承受的沿廠房縱軸線方向（以下簡稱縱軸向）不平衡力大小，而忽視不平衡扭矩的存在，主要是由于沒有準確計算座環承受不平衡扭矩的方法。本文從有限元結點力平衡的角度出發，提出了基于單元結點力的計算方法，詳見下文第 1 節。

對于壩后式廠房，廠壩之間一般均設有永久分縫，現階段主要有兩種常用的管道過縫結構形式，一是在過縫處設置伸縮節，二是取消伸縮節，即在過縫處壓力管道周圍外包一定厚度的軟墊層，以適應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，較少關注兩種過縫措施對座環受力的影響。文獻[4]研究了傳統墊層方案下采用兩種過縫措施時流道各構件承受的不平衡水推力大小，認為伸縮節過縫時設置止推環對座環的受力有利，但是影響較小，取消止推環后原來由止推環承擔的不平衡水推力絕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起到了止推環的作用，設置止推環與否座環的受力基本無差異。文獻[5~6]對 45°局部墊層蝸殼的結構特性和不同平面包角下座環的抗剪性能進行了研究，但二者都未對不平衡扭矩進行分析。實際上蝸殼進口中心到機組中心距離較遠，總的不平衡扭矩數值非?？捎^，不平衡扭矩對墊層蝸殼結構的作用機理亟待研究。

此外，以往研究墊層蝸殼結構座環受力時大都只針對某個電站單獨進行分析，對于不同水頭或者不同機組規模的電站，其座環受力特性是否一致，研究成果是否具有普適性也是值得探討的問題?；诖?，本文結合國內兩個典型的巨型水電工程，運用單元結點力的方法計算座環水平面內受力，重點研究兩類常用管道過縫措施下其受力特性，并探討對座環受力較優的墊層平面鋪設范圍。

1 計算方法

過去研究座環承受的水平面內不平衡力時，均采用基于剪應力的方法，即對上下環板與混凝土接觸范圍內的混凝土結點或環板結點剪應力積分，積分時須要計算各結點控制的面積，操作較為繁瑣，且積分結果受應力集中等因素的影響，精度較差。單元結點力的方法從有限元結點平衡的角度出發，取蝸殼單元及結點為研究對象，蝸殼受到的外部作用力來自四個部分：引水鋼管、止推環、座環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口各個結點的結點力，求和即為引水鋼承擔的不平衡水推力，各結點力相對機組中心的力矩之和即為引水鋼管承擔的不平衡扭矩，止推環和座環與此類似。該方法概念明確，易于實現，而且精度很高，在通用軟件中一般都存在相應操作。

為驗證單元結點力方法的精度，選取一裸殼（無外包混凝土）模型進行分析（圖 1 所示），蝸殼進口直徑 D=7.2m，內水壓力 P=2.87MPa，進口中心至機組中心距離 X=8.958m。模型座環下環板與混凝土接觸范圍結點施加三向約束，蝸殼進口向上游延伸 1 倍管徑，施加軸向約束，荷載僅考慮內水壓力的作用。各構件承擔的不平衡水推力及扭矩如表 1 所列，由裸殼計算結果可見該方法精度很高，可以用于計算流道各構件承擔的不平衡水推力及扭矩?！颈?】


2 計算條件

A 電站機組單機容量 700MW，進口斷面直徑 7.2m，進口中心至機組中心距離為 8.958m。最大設計內水壓力 2.87MPa，管殼厚度為 30~60mm，墊層厚度 30mm。B 電站機組單機容量 800MW，進口斷面直徑12.2m，蝸殼進口中心至機組中心距離為 12m。最大設計內水壓力 1.58MPa，管殼厚度為 19~54mm，墊層厚度 30mm。以兩電站中間標準機組段為研究對象，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，下游取至下游墻外表面，左右兩側取至機組段永久分縫處，高度上從尾水管直錐段底部高程取至發電機定子基礎高程。模型整體坐標系+X 軸指向廠房左側，+Y 軸鉛直向上，+Z 軸水平指向水流向。

混凝土材料：容重 25kN/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置接觸對，模擬它們之間的接觸行為，摩擦系數取為 0.25。模型底部施加全約束。墊層管過縫時蝸殼進口處施加軸向約束，以考慮引水鋼管對蝸殼的約束作用；伸縮節過縫時大壩與廠房相對獨立，蝸殼進口按自由考慮。設止推環時采用實體單元真實模擬了止推環結構。墊層平面鋪設范圍共設定 8 個方案，見表 2 所示?！颈?】


3 座環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承受的水流向不平衡力均隨墊層平面鋪設范圍的延伸先增大后減小，墊層鋪設至 180°斷面時，不平衡力數值達到最大。A 電站伸縮節過縫且設止推環時，座環承受的不平衡力比不設止推環時減小 6~8MN，B 電站對應方案減小 4~6MN，說明伸縮節過縫的情況設置止推環是必要的，對墊層蝸殼而言，止推環的止推效果明顯且穩定。在采用墊層管過縫的情況下，設置止推環與否對座環承受的水流向不平衡力大小幾乎沒有影響。A 電站在設置墊層管過縫的情況下，座環承受的水流向不平衡力比伸縮節過縫且設止推環的情況進一步減小 5~7MN，B 電站減小 1MN 左右，說明采用墊層管過縫情況的引水鋼管可以起到止推環的作用。

表 3 列出了伸縮節過縫且設止推環時 A、B 兩電站座環承受的水流向不平衡力占總的不平衡水推力的比例?？梢钥吹?A 電站該比例明顯高于 B 電站，墊層鋪設至 180°斷面時 A 電站座環承擔的不平衡水推力比例約為 B 電站的兩倍，傳統墊層方案（270°包角）下 A 電站高出 B 電站 12.1%，說明在單機容量相差不大的前提下，高水頭電站（小管徑）座環承擔不平衡水推力比例更高，座環地腳螺栓抗剪問題更加突出，不同電站之間不平衡水推力的分配比例不能直接套用，具體工程應該具體分析?！颈?】


4 座環承受的縱軸向不平衡力

表 4 和表 5 列出了座環承受的縱軸向不平衡力，圖 6 為兩個電站伸縮節過縫且設止推環時座環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承受的縱軸向不平衡力隨墊層平面鋪設范圍的變化規律基本一致：墊層鋪設末端由 0°斷面延伸至 180°斷面附近的過程中，座環承受指向左側的不平衡力，且在墊層鋪設至 90°斷面時不平衡力達到最大，隨著墊層平面末端繼續延伸，座環承受的不平衡力由指向左側變為指向右側，且在墊層鋪設至 270°斷面時達到最大。對同一電站而言，在不同過縫措施條件下，座環承受的縱軸向不平衡力變化都較小，說明過縫措施的不同對座環承受的縱軸向不平衡力基本沒有影響?！颈?-5】



圖 7 為伸縮節過縫且設止推環條件下，兩個電站座環承受的水流向及縱軸向不平衡力的合力?？傮w而言，A 電站座環承受的不平衡力大于 B 電站，僅當墊層鋪設至 0°或 270°斷面之后時，B 電站座環承受的不平衡力略大于 A 電站。從座環承受不平衡力的角度出發，較優的平面鋪設范圍為 45°斷面之前或 270°斷面之后。墊層管過縫條件下規律與圖 7 基本一致。

5 座環承受的不平衡扭矩

由圖 8 和圖 9 可知，當墊層平面范圍鋪設至 0°~225°斷面之間時，墊層管過縫條件下 A 電站座環承受逆時針（面向上游俯視）方向不平衡扭矩。B 電站墊層鋪設至 180°斷面之前時，除伸縮節過縫且不設止推環條件外，座環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現，當蝸殼進口存在約束時，蝸殼 90°斷面之后的內水壓力使座環承受順時針方向扭矩，而蝸殼 0°~90°范圍以及直管段內水壓力使座環承受逆時針方向不平衡扭矩，裸殼座環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°斷面之后內水壓力使座環承受順時針方向扭矩，而直管段和 0°~45°范圍內水壓力使座環承受逆時針方向扭矩。以上分析表明蝸殼結構座環不平衡扭矩的存在機理并非總扭矩分配一定比例給座環，而與蝸殼進口管道過縫措施及結構空間剛度的分布相關。不同電站座環的受扭特性有一些差異，這種差異性主要體現在伸縮節過縫且設止推環條件下高水頭電站（小管徑）座環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將承受逆時針方向不平衡扭矩。對 A 電站而言，伸縮節過縫時墊層平面鋪設范圍越大，座環承受的順時針方向不平衡扭矩越大。伸縮節過縫且設止推環時座環承受的不平衡扭矩比不設止推環時明顯減小，最大減小幅度為 41.76MN·m，出現在 315°包角方案，說明伸縮節過縫時設置止推環可以顯著改善座環受扭條件。墊層管過縫時，設置止推環與否對座環承受的不平衡扭矩基本沒有影響，此時 A 電站座環承受的不平衡扭矩的絕對值相對伸縮節過縫且設止推環時進一步減小，最大減小幅度為 38MN·m。從座環抗扭的角度出發，伸縮節過縫時墊層鋪設范圍越小越有利，墊層管過縫時鋪設至 225°斷面附近最有利?！緢D略】

對 B 電站而言，伸縮節過縫且不設止推環時，墊層平面鋪設范圍越小對座環抗扭越有利；設置止推環時，墊層鋪設至 180°斷面附近對座環抗扭最有利；墊層管過縫時，墊層同樣鋪設至 180°斷面附近對座環抗扭最有利。

6 結語

① 采用單元結點力方法計算流道各構件承受的不平衡力及不平衡扭矩是完全可行的，計算精度很高，推薦使用該方法。

② 伸縮節過縫時，止推環能明顯減小座環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，引水鋼管已經起到了止推環的作用，可以考慮取消止推環。

③ 兩類過縫措施條件下，從座環承受水平面內不平衡力的角度出發，較優的平面鋪設范圍為 45°之前或 270°之后；從不平衡扭矩的角度出發，無明顯的最優鋪設范圍，但綜合考慮不平衡力和不平衡扭矩后，認為墊層平面鋪設范圍還是在 45°之前為最優。

④ 單機容量基本一致時，高水頭電站座環承擔的水流向不平衡力占總的不平衡水推力的比例明顯高于大流量電站，不同工程之間的研究成果不能直接借鑒，高水頭電站座環的受力更應該引起關注。