Medical Journal of the Chinese People's Armed Police Forces

Journal of Changjiang River Scientific Research Institute >

2025 , Vol. 42 >Issue 8: 135 - 143

DOI: https://doi.org/10.11988/ckyyb.20240853

Hydraulic Structure And Material

Structural Feedback Analysis Based on Monitoring Data from Units with Different Spiral Case Embedding Methods at Three Gorges Hydropower Station

  • CHEN Qin , 1 ,
  • SU Hai-dong 2 ,
  • DUAN Guo-xue 3 ,
  • CUI Jian-hua 1 ,
  • ZHOU Shi-hua 2
Expand
  • 1 Information Center,Changjiang River Scientific Research Institute,Wuhan 430010,China
  • 2 Material and Structure Department,Changjiang River Scientific Research Institute,Wuhan 430010,China
  • 3 Hydraulic Complex Design and Research Institute,Changjiang Institute of Survey, Planning, Design and Research, Wuhan 430010, China

Received date: 2024-08-12

  Revised date: 2024-10-10

  Online published: 2025-01-02

Fold

Abstract

[Objective] The Three Gorges Hydropower Station is the only mega hydropower station in the world that employs three embedding methods of spiral cases. The operational conditions and differences among the units with these different embedding methods have attracted widespread attention. As the supporting system of hydroelectric generators, both the steel spiral cases and surrounding reinforced concrete structures have significant differences in construction processes and structural bearing characteristics due to different embedding methods. This study aims to comprehensively evaluate structural safety conditions, providing a basis for the safe operation of the power station and offering references for structural design and embedding method selection at other power stations. [Methods] Based on the monitoring data from the real-machine performance tests conducted during the experimental impoundment period of the Three Gorges Project, units with three types of spiral case embedding methods in the right-bank power plant were selected as the research subjects. The three-dimensional finite element method was used to conduct feedback comparative analysis of relevant monitoring parameters to summarize the structural bearing patterns and differences among different embedding methods of spiral cases. [Results] The finite element calculation results were consistent with the patterns of the monitored data, with close numerical values, validating the credibility of the monitoring results and the rationality of the design research and calculation methods. Under water pressure, the tensile stresses generated in both concrete and steel spiral cases were significantly greater in the circumferential direction than in the flow direction. The concrete bearing ratio of the direct embedding method was significantly higher than that of the other two schemes, while the stresses in concrete and steel spiral cases were generally at the same level in the pressure-maintaining and cushion methods. The concrete stress distribution in the direct embedding and pressure-maintaining methods was more uniform than in the cushion method. The stresses in the steel flow passage components, reinforcement bars, and the relative uplift displacement of lower frame foundation all remained within the design limits. The non-uniform uplift displacement of the lower frame foundation in the direct embedding method was notably greater than in other methods. Under thermal loading, concrete and steel spiral cases exhibited identical stress variation patterns. Tensile stresses developed during cooling and compressive stresses developed during heating. The stress in the flow direction was significantly greater than in the circumferential direction, and the magnitude of the stress increments was minimally affected by the spiral case embedding method. [Conclusions] Comprehensive analysis indicates that during the operation period, the structural concrete and steel components under all three embedding methods remain in the elastic stage of the materials, and the units are operating under the normal conditions anticipated in the design.

Key words： Three Gorges Hydropower Station; spiral case embedding; unit monitoring; feedback analysis; structural bearing

Cite this article

CHEN Qin , SU Hai-dong , DUAN Guo-xue , CUI Jian-hua , ZHOU Shi-hua . Structural Feedback Analysis Based on Monitoring Data from Units with Different Spiral Case Embedding Methods at Three Gorges Hydropower Station[J]. Journal of Changjiang River Scientific Research Institute, 2025 , 42(8) : 135 -143 . DOI: 10.11988/ckyyb.20240853

开放科学(资源服务)标识码(OSID):

0 引言

三峡水电站装机容量大,地面电站及地下电站共32台机组,水轮机蜗壳是世界上混流式水轮机最大的蜗壳,最大直径12.4 m,采用直埋、保压、垫层3种蜗壳埋设方式,其中垫层及直埋方式均是首次应用于国内700 MW的巨型机组中。三峡电站是世界上唯一采用3种蜗壳埋设方式的巨型电站,工程规模及技术难度均为世界之最。钢蜗壳及其外围钢筋混凝土结构是水力发电机组的重要支撑体系,采用不同的蜗壳埋设方式,导致施工过程和结构承载特性都存在较大差异。
在设计研究过程中,采用数学模型及物理模型试验方法对三峡电站不同蜗壳埋设方式的厂房结构静动力特性进行了全面系统的研究论证[1-5]。鉴于结构安全及机组稳定运行的重要性,在2008—2010年三峡工程试验性蓄水期间,对12台机组的性能进行了试验监测,涵盖了3种埋设方式的机组,所取得的监测成果[6-11]不仅为结构安全状态评价提供了直接依据,更是进一步对比研究不同蜗壳埋设方式的基础。由于试验监测点数量有限,且监测结果受多种因素影响,在全面评价结构的安全状态时,需结合数值分析成果。
本文基于运行期真机监测资料,选取3种蜗壳埋设方式的机组结构为研究对象,采用有限元法对相关监测参数进行反馈分析,比较不同蜗壳埋设方式机组结构受力状态的差异,综合评价结构的安全状态。研究成果可为三峡电站的安全运行提供依据,也可供其他电站结构设计及蜗壳埋设方式选择借鉴。
在采用三维有限元法结合监测资料对结构进行反馈分析时,模拟结构建造过程以及边界条件的变化,进行全过程的仿真计算分析,可以准确评估结构的受力状态及安全性。但对于巨型机组,进行全过程的反馈分析往往比较困难,主要受以下因素影响:施工过程非常复杂,涉及蜗壳安装、钢筋布置、外围混凝土分层浇筑等过程,采用不同蜗壳埋设方式的机组有不同的施工流程及过程,以保压埋设方式最为复杂,且涉及蜗壳充水打压、保温及卸压等复杂施工过程;从施工期至运行期,计算模型、材料参数、边界条件及外部环境在不断变化,包括外围混凝土浇筑层厚、浇筑温度、材料参数、环境温度、水位及水温变化等;监测的局限性,测点数量有限,仅反映局部状况,且监测数据也受到多种因素的影响;全过程的仿真计算分析耗时长,一台机组从开始施工至投产运行往往需要数年。
在影响因素众多且不易进行数值模拟的情况下,为便于与监测资料进行反馈对比分析,验证监测成果及计算方法的合理性,本文针对特定条件下的局部位移及应力变化进行分析,且忽略一些次要因素的影响。因此,对于三峡右岸电站,其运行期的库水位为145~175 m,在进行水轮发电机组蜗壳及外围钢筋混凝土结构的变形和应力分析时,主要考虑水位变化、温度变化这2种主要影响因素。

1 监测相关条件、计算条件及计算方法

1.1 监测的主要机组及典型机组选择

在试验性蓄水过程中,共对左岸4台机组及右岸8台机组进行了监测。右岸电站8台机组蜗壳采用了3种埋设方式,且监测项目、仪器布置和监测数据均较左岸机组全面和完整,其中15号机(直埋)、24号机(保压)和25号机(垫层)为重点观测机组,所布设的观测项目和测点最全面。因此,为便于全面比较,本文选择15号机、24号机和25号机作为典型机组进行反馈分析。

1.2 结构尺寸及蜗壳结构情况

机组蜗壳中心高程为57 m,水轮机层高程为67 m,下机架基础高程为65.5 m。监测点主要位于厂房下部结构的钢蜗壳及周边钢筋混凝土结构中。厂房下部结构即厂房水轮机层高程67 m以下的大体积混凝土结构,上下游平面宽度为39 m,左右平面长度:24号机及25号机为标准机组,长度均为38.3 m;15号机为边机组,进口段边墙的混凝土厚度较标准机组段厚4.1 m,总长度为42.4 m。
3种埋设方式均一定范围敷设了垫层,15号机及24号机的垫层敷设范围较小。在平面上,15号机为进口段—蜗壳45°断面(此段相当于垫层埋设方案),25号机为进口段—蜗壳275°断面左右,24号机为进口段沿水流向5.8 m范围内敷设垫层。垫层厚度3 cm,在末端逐渐减薄为1 cm;在每个断面,高程56 m以上敷设垫层,但距机坑里衬2.0~3.0 m范围内未敷设垫层。
15号机、24号机以及25号机均在2007年10月15日以后开始调试运行,调试时的库水位均在156 m左右。

1.3 监测相关条件

监测项目包括:蜗壳钢板及过渡板应力;蜗壳外围混凝土环向和水流向应力,主要为紧靠蜗壳表面处;钢筋应力;下机架基础竖向位移,观测点仅布设在15号机、18号机、24号机,主要在机组调试阶段进行了观测。
选择监测资料较为完整的5个典型断面进行对比分析,典型断面平面布置见图1,断面上的观测点位置示意见图2,过渡板监测点位置示意见图3。
图1 监测断面平面布置示意图

Fig.1 Schematic diagram of layout of monitoring cross-sections

图2 测点在断面上的位置示意图

Fig.2 Schematic diagram of monitoring point locations on cross-sections

图3 过渡板监测点位置示意图

Fig.3 Schematic diagram of monitoring point locations on transition plates

1.4 有限元计算方法及计算条件

1.4.1 计算方法

针对运行期的结构进行分析,主要考虑运行期荷载的变化,包括蜗壳内水压力随水位的变化、水温及气温边界随时间的变化。先对计算结果与监测结果进行对比分析,再进行综合分析评价,成果主要采用某一区间的位移增量及应力增量。为便于分析不同因素的影响,分别进行内水压力作用与温度作用下的对比分析。
对于内水压力的变化,需最大限度消除温度变化的影响,因此选择时间较短的机组调试(充水)过程以及短期蓄水过程,计算中不考虑温度荷载。
对于温度变化的影响,先根据机组浇筑及运行过程计算温度场,在温度场计算的基础上进行应力与变形分析。因机组浇筑资料搜集比较困难,且主要比较运行期的位移及应力变化,因此施工浇筑资料参照10号机组[9],机组运行期的水温及边界气温变化则根据实际监测资料进行模拟。从夏季至冬季、冬季至夏季,水温及气温变化较大,蜗壳结构应力受水温变化影响更大,因此在成果分析中,根据引水管实测温度选择温度变化大的区间为增量过程,并排除水压的影响。根据机组充水调试时间、运行水位,并错开机组检修等时段后,选择以下区间对温度的升降影响进行比较:15号机、25号机,选择2009年4月1日—2010年3月21日,24号机为2009年4月1日—2010年3月1日。

1.4.2 计算模型

由于监测点主要位于钢蜗壳及周边钢筋混凝土结构中,且蜗壳下部尾水管及上部楼板结构对蜗壳及其外围混凝土结构受力的影响很小,因此反馈分析以厂房下部结构为研究对象,计算模型选取尾水管直锥段底部(高程40 m)—水轮机层(高程67 m)段的结构,包括蜗壳、座环、混凝土、钢筋等。蜗壳钢板按实际厚度模拟。垫层只考虑其法向刚度,采用正交各向异性模型模拟;钢筋采用一维杆单元,按实际配筋量及位置模拟;尾水管直锥段的底部按全约束考虑;其他边界按自由考虑。

1.4.3 材料参数

材料参数见表1,计算中各材料均按线弹性考虑。表1中混凝土弹性模量为最终弹性模量,取现场实测值;其他材料参数与设计阶段的取值[1-5]相同。设计阶段数值分析中,混凝土弹性模量取值28~32.5 GPa。在充水调试及运行期,混凝土龄期>1 a,其徐变的变化很小,计算应力时不考虑其影响。蜗壳钢板与混凝土之间按摩擦接触考虑,摩擦系数取0.25。
表1 材料参数

Table 1 Material parameters

材料 重度/(kN·m-3) 弹性模量/GPa 泊松比 导温系数/(m2·d-1) 线膨胀系数/(10-6 ℃-1) 比热容/(kJ·(kg·℃)-1)
混凝土 24.5 36~45 0.167 0.083 3 8.5 0.983 9
钢材 78.0 210 0.300 1.089 6 12.0 0.460 0
垫层 — 0.002 5 — — — —

1.4.4 水荷载、主要边界温度

蜗壳内静水压力:库水位为156、175 m时,蜗壳中心高程处分别为0.99、1.18 MPa,考虑水重的影响,因监测值为静水压力作用下观测结果,计算中不考虑水击荷载。
温度边界条件:运行期,厂房上游边界、左右侧边界为绝热边界;下游副厂房内表面及水轮机层(高程67 m)表面,年平均气温为22 ℃,气温年变幅为16 ℃;蜗壳内表面为过流面,采用监测的引水管温度,为10.6~26.2 ℃,最低温、最高温分别出现于3月中旬、9月下旬。

2 计算成果与监测成果对比分析

在文献[11]中,对15号机组作了基于监测资料的反馈分析,为对比分析不同埋设方式的差异,以下引用该文献中的部分成果,对文献中已有的15号机组的成果不再详细介绍。

2.1 水位变化对结构应力的影响

监测值在156 m水位时采用机组在调试阶段充水前后的观测增量,在175 m水位时采用2010年10月—2011年1月蜗壳从满水至排空或从排空至满水过程中的观测增量。

2.1.1 蜗壳钢板及过渡板应力

蜗壳充水前后,175m水位下的蜗壳应力增量对比见表2,24号机、25号机在不同水位下的钢板应力增量分别见表3、表4。15号机无过渡板监测资料,24号机及25号机有1-1、2-2、3-3断面的过渡板监测资料,各断面规律一致,数值差别不大,因此仅列出3-3断面的过渡板增量应力,见表5。
表2 175 m水位下的蜗壳应力增量对比

Table 2 Comparison of stress increments of spiral cases at 175m water level

机组 应力增量/MPa
监测值 计算值
环向 水流向 环向 水流向
15号机(直埋,有垫层段) 75~80 — 71~90 18~37
15号机(直埋,无垫层段) 16~25 7~13 15~22 5~9
24号机(保压) 60~89 22 ~41 60~74 21~59
25号机(垫层) 62~90 20~64 75~82 37~67

注:“—”表示无监测数据(下同)。

表3 水压作用下24号机蜗壳应力增量

Table 3 Stress increments of spiral case for unit 24 under water pressure

断面 测点
位置		 应力
方向		 应力增量/MPa
监测值 计算值
156 m
水位		 175 m
水位		 156 m
水位		 175 m
水位
1-1 顶部 环向 78.2 88.7 65.1 68.1
水流向 11.9 22.4 32.2 33.2
腰上45° 环向 63.8 64.6 57.6 61.6
水流向 20.4 23.5 20.6 21.6
2-2 顶部 环向 79.7 86.7 65.2 67.2
水流向 13.0 22.3 35.9 36.9
腰上45° 环向 45.9 63.6 61.6 64.6
水流向 4.8 12.7 28.2 29.2
3-3 顶部 环向 75.2 77.5 65.7 68.7
水流向 — — 38.6 39.6
腰上45° 环向 48.3 59.9 67.1 70.1
水流向 32.7 39.3 57.0 59.0
4-4 顶部 水流向 32.6 40.8 33.7 34.7
腰上45° 环向 — 88.4 70.5 73.5
5-5 顶部 环向 56.9 65.0 60.7 64.7
腰上45° 水流向 71.4 — 48.4 49.4
表4 水压作用下25号机蜗壳应力增量

Table 4 Stress increments of spiral case for unit 25 under water pressure

断面 测点
位置		 应力
方向		 应力增量/MPa
监测值 计算值
156 m
水位		 175 m
水位		 156 m
水位		 175 m
水位
1-1 顶部 环向 87.2 70.8 67.0 81.0
水流向 16.9 23.1 30.0 36.0
腰部 环向 51.4 62.2 69.0 82.0
水流向 12.3 24.0 48.0 56.0
2-2 腰上45° 环向 79.8 89.9 63.4 75.3
腰部 环向 72.6 78.5 75.1 81.8
3-3 顶部 环向 58.8 70.1 64.1 77.2
水流向 0.5 7.5 31.8 37.7
5-5 腰上45° 水流向 21.1 25.1 34.0 41.1
腰部 水流向 60.4 64.1 55.2 66.3
表5 水压作用下24号机及25号机过渡板应力增量

Table 5 Stress increments of transition plates for unit 24 and unit 25 under water pressure

机组 断面 测点
位置		 应力
方向		 应力增量/MPa
监测值 计算值
156 m
水位		 175 m
水位		 156 m
水位		 175 m
水位
24
号机		 3-3 上3 环向 72.5 84.0 76.9 80.0
水流向 16.1 21.8 20.0 20.9
下1 环向 25.9 34.9 49.0 51.1
水流向 20.5 25.5 17.9 18.1
25
号机		 3-3 上3 环向 76.0 - 63.0 73.0
水流向 25.4 - 26.0 31.0
下1 环向 23.3 20.3 32.0 34.0
水流向 9.7 6.1 17.0 19.0
(1)有限元计算结果与监测结果的总体规律一致,数值比较接近;水压作用下,蜗壳向外膨胀变形,3种埋设方式的蜗壳均产生拉应力增量,且在环向明显大于水流向;156 m—175 m水位,拉应力增加,增幅一般<15 MPa;175 m水位下的监测结果与计算结果具有更好的对比性。
(2)15号机(直埋):蜗壳应力增量在敷设垫层区域明显大于未敷设垫层区域,175 m水位静水压作用下的环向应力增量,在敷设垫层的断面,最大为80 MPa(监测值)、90 MPa(计算值),与采用垫层埋设方式的25号机接近;未敷设垫层断面,计算及监测的应力增量均较小,最大为25 MPa(环向)、13 MPa(水流向)。
(3)24号机(保压):175 m水位下,除个别点外,环向拉应力增量一般为60~89 MPa(监测值)、60~74 MPa(计算值);水流向的拉应力增量小于环向,为12~41 MPa(监测值)、21~59 MPa(计算值),在3-3断面、4-4断面相对较大。
(4)25号机(垫层):与24号机的应力水平相当,175 m水位下,环向拉应力增量一般为62~90 MPa(监测值)、75~82 MPa(计算值);水流向拉应力增量一般为5~64 MPa(监测值)、37~67 MPa(计算值),均在5-5断面最大。
(5)过渡板应力增量:测点上1与测点上3、测点下1与测点下3的应力增量处于同一水平,差别不大;上过渡板应力大于下过渡板应力,反映了蜗壳充水后向上的变形大于向下的变形;计算值与监测值接近,175 m水位下,24号机最大拉应力增量为84 MPa(环向)、30 MPa(水流向),25号机最大拉应力增量为106 MPa(环向)、43 MPa(水流向)。

2.1.2 混凝土应力

15号机对环向及水流向应力均进行了监测,24号机及25号机只对环向应力进行了监测。蜗壳充水前后,不同埋设方式下的的混凝土应力增量对比见表6,24号机、25号机在各断面的环向应力增量分别见表7、表8。
表6 175 m水位下的混凝土应力增量对比

Table 6 Comparison of concrete stress increments at 175m water level

机组 应力增量/MPa
监测值 计算值
环向 水流向 环向 水流向
15号机
(直埋,有垫层段)		 0.62~
1.71		 0.21~
0.36		 0.61~
1.67		 0.25~
0.30
15号机
(直埋,无垫层段)		 0.93~
2.44		 0.32~
0.60		 1.21~
2.39		 0.28~
0.67
24号机
(保压)		 1.15~
1.70		 — 1.16~
1.59		 —
25号机
(垫层)		 0.79~
1.69		 — 0.90~
1.57		 —
表7 水压作用下24号机混凝土环向应力增量

Table 7 Circumferential stress increments of concrete for unit 24 under water pressure

断面 测点
位置		 环向应力增量/MPa
监测值 计算值
156 m水位 175 m水位 156 m水位 175 m水位
1-1 腰部 0.76 1.26 1.03 1.44
腰上45° 0.64 1.15 1.08 1.59
2-2 腰部 0.87 1.40 0.84 1.14
腰上45° 1.08 1.52 1.02 1.39
3-3 腰部 0.59 1.27 0.86 1.16
腰上45° 1.03 1.70 0.96 1.31
4-4 腰部 — 1.23 0.98 1.31
腰上45° 0.69 1.58 0.98 1.37
表8 水压作用下25号机混凝土环向应力增量

Table 8 Circumferential stress increments of concrete for unit 25 under water pressure

断面 测点
位置		 环向应力增量/MPa
监测值 计算值
156 m水位 175 m水位 156 m水位 175 m水位
1-1 腰部 0.38 0.90 0.72 0.92
腰上45° 0.94 1.66 1.27 1.57
2-2 腰部 0.57 0.79 0.63 0.82
腰上45° 1.20 1.40 0.93 1.21
3-3 腰部 0.31 0.61 0.70 0.90
腰上45° 1.45 1.69 0.91 1.20
4-4 腰部 1.18 1.31 0.79 1.02
腰上45° 1.25 1.24 0.87 1.10
(1)计算结果与监测结果的总体规律一致,大部分测点数值接近;水压作用使混凝土环向、水流向均产生拉应力增量。
(2)175 m水位下,15号机在敷设垫层区域的环向拉应力增量为0.62~1.71 MPa(监测值)、0.61~1.67 MPa(计算值),在未敷设垫层区域的环向拉应力增量为0.93~2.44 MPa(监测值)、1.21~2.39 MPa(计算值),水流向拉应力增量小于环向,监测值与计算值均在0.20~0.70 MPa范围;24号机的环向拉应力增量为1.15~1.70 MPa(监测值)、0.16~1.59 MPa(计算值);25号机的环向拉应力增量为0.79~1.69 MPa(监测值)、0.90~1.57 MPa(计算值)。
(3)3种埋设方式机组之间比较,15号机(直埋)在未敷设垫层部位的混凝土应力水平明显高于24号机(保压)及25号机(垫层),而在敷设垫层部位的应力水平与25号机接近;24号机(保压)与25号机(垫层)的应力水平总体上相当,24号机略高,且分布相对比较均匀。

2.1.3 钢筋应力

蜗壳充水后,钢筋与混凝土变形一致,环向及水流向均为拉应力增量,环向大于水流向。计算与监测所得钢筋应力增量,15号机都<20 MPa,24号机及25号机都<15 MPa。钢筋应力在蜗壳充水后没有明显增长,监测值与采用线弹性材料模型的计算值接近,说明蜗壳充水后钢筋监测点所在部位的混凝土没有开裂。

2.2 温度变化对结构应力的影响

库水位及机组温度基本情况见表9。混凝土温度观测点贴近蜗壳表面,同一台机组各监测点之间,实测温度略有差别。2009年4月1日—9月27日、2009年9月27日—2010年3月21日,监测点温度平均升高、降低13.0 ℃左右,有限元计算瞬态温度场的变化过程形态与监测一致,数值接近。
表9 库水位及机组温度基本情况

Table 9 Basic information of reservoir water level and unit temperature

日期 水位/
m		 蜗壳温度/℃ 混凝土温度/℃
监测值 计算值 监测值 计算值
2009-04-01 160.28 11.5~12.6 12.0 12.2~13.9 12.0
2009-09-27 155.00 24.1~25.8 24.4 24.0~26.2 24.4
2010-03-01 159.53 10.6~11.8 11.5 11.9~14.0 11.6
2010-03-21 156.00 10.7~12.1 11.5 11.3~13.8 11.6

2.2.1 蜗壳应力

不同埋设方式下的蜗壳应力增量对比见表10,24号机、25号机的蜗壳应力增量分别见表11、表12,24号机、25号机蜗壳典型部位水流向应力过程线见图4。图4中监测值为扣除基础应力后的数值。
表10 温度变化下的蜗壳应力增量对比

Table 10 Comparison of stress increment of spiral case under temperature changes

机组 方向 应力增量/MPa
监测值 计算值
2009-
04-01—
2009-
09-27		 2009-
09-27—
2010-
03-21		 2009-
04-01—
2009-
09-27		 2009-
09-27—
2010-
03-21
15
号机		 环向 -12~-18 13~22 -15~-22 16~23
水流向 -21~-33 25~35 -17~-26 18~28
24
号机		 环向 -9~-20 11~20 -12~-10 12~21
水流向 -9~-26 11~28 -17~-26 18~27
25
号机		 环向 -10~-20 10~21 -6~-24 6~25
水流向 -11~-22 10~25 -15~-21 15~21
表11 温度变化下24号机蜗壳应力增量

Table 11 Stress increments of spiral case for unit 24 under temperature changes

断面 测点位置 方向 应力增量/MPa
监测值 计算值
2009-
04-01—
2009-
09-27		 2009-
09-27—
2010-
03-01		 2009-
04-01—
2009-
09-27		 2009-
09-27—
2010-
03-01
1-1 腰上120° 环向 -19.4 20.6 -18.1 18.9
水流向 -15.9 22.2 -20.5 20.4
顶部 环向 -18.2 19.6 -14.5 16.2
水流向 -14.6 17.2 -17.1 17.9
2-2 顶部 环向 -19.5 17.3 -18.9 19.9
水流向 -16.8 20.6 -20.4 20.6
3-3 腰部 环向 -17.1 18.5 -16.7 14.9
水流向 -8.5 11.0 -21.7 20.9
顶部 环向 -18.3 17.3 -16.1 17.8
水流向 -25.9 28.2 -20.2 20.3
4-4 腰上45° 环向 -8.6 12.4 -13.9 16.0
水流向 -12.3 14.9 -17.2 18.5
5-5 腰部 环向 — — -21.1 20.6
水流向 -18.3 27.0 -25.3 26.3
表12 温度变化下25号机蜗壳应力增量

Table 12 Stress increments of spiral case for unit 25 under temperature changes

断面 测点位置 方向 应力增量/MPa
监测值 计算值
2009-
04-01—
2009-
09-27		 2009-
09-27—
2010-
03-21		 2009-
04-01—
2009-
09-27		 2009-
09-27—
2010-
03-21
1-1 腰上120° 环向 -10.9 12.1 -18.2 18.9
水流向 -15.8 16.0 -20.7 21.9
顶部 环向 -10.7 10.8 -7.4 8.0
水流向 -22.6 24.0 -16.8 17.8
2-2 底部 水流向 -14.2 14.4 -16.2 16.9
顶部 水流向 -15.9 19.7 -16.2 17.3
3-3 顶部 环向 -12.3 17.3 -5.7 6.1
水流向 -21.6 25.3 -15.1 15.7
5-5 腰部 环向 -18.2 16.0 -23.8 24.6
水流向 -13.2 13.3 -18.0 18.7
图4 24号和25号机1-1断面顶部蜗壳水流向应力过程线

Fig.4 Process curves of flow direction stress at top of spiral case in cross-section 1-1 of unit 24 and 25

总体上,计算与监测所得蜗壳应力受温度影响规律一致,测点数值接近。
蜗壳应力受温度影响呈周期性变化,由于受到约束作用,温升产生压应力,温降产生拉应力,温升温降幅度相同时,产生的压应力和拉应力接近;由于水流向结构尺寸明显大于环向,在水流向受到更多的约束作用,因此应力增量在水流向一般大于环向。
在同一时间区间内,3种埋设方式的蜗壳应力增量相当,差别不明显;在温度变化13.0 ℃情况下,蜗壳内应力变化范围大都在10~30 MPa之间。

2.2.2 混凝土应力

混凝土应力增量见表13、表14、表15。 24号机、25号机无水流向监测成果,仅列出有限元计算成果。
表13 温度变化下混凝土应力增量对比

Table 13 Comparison of concrete stress increment under temperature changes

机组 方向 应力增量/MPa
监测值 计算值
2009-04-01—
2009-09-27		 2009-09-27—
2010-03-21		 2009-04-01—
2009-09-27		 2009-09-27—
2010-03-21
15号机
(直埋,有垫层段)		 环向 -0.45~-1.72 0.76~1.63 -0.63~-1.46 0.84~1.62
水流向 -0.85~-2.22 0.96~2.27 -0.55~-2.25 0.77~2.45
15号机
(直埋,无垫层段)		 环向 -0.28~-1.32 0.36~1.48 -0.24~-1.06 0.31~1.18
水流向 -1.33~-2.66 1.64~2.90 -1.09~-2.56 1.31~2.81
24号机
(保压)		 环向 -0.14~-0.94 0.53~1.29 -0.20~-1.49 0.21~1.32
水流向 — — -0.93~-2.57 1.13~2.94
25号机
(垫层)		 环向 -0.28~-1.22 0.31~1.02 -0.26~-1.29 0.15~1.52
水流向 — — -1.17~-2.68 0.15~0.93
表14 温度变化下24号机混凝土应力增量

Table 14 Concrete stress increments for unit 24 under temperature changes

断面 测点位置 应力增量/MPa
监测值(环向) 计算值(环向/水流向)
2009-
04-01—
2009-
09-27		 2009-
09-27—
2010-
03-21		 2009-
04-01—
2009-
09-27		 2009-
09-27—
2010-
03-21
1-1 腰部 -0.24 0.21 -0.51/-1.38 0.85/1.65
腰上45° -0.59 0.39 -0.20/-0.93 0.21/1.13
2-2 腰部 -1.30 1.29 -1.49/-2.57 1.32/2.94
腰上45° -0.32 0.33 -0.62/-1.69 0.89/1.93
3-3 腰部 -1.47 0.67 -1.06/-2.20 0.76/2.08
腰上45° -0.38 0.40 -0.32/-1.43 0.65/1.45
4-4 腰部 — — -0.92/-1.03 1.20/1.34
腰上45° 0.28 0.46 0.20/-0.98 0.34/1.25
表15 温度变化下25号机混凝土应力增量

Table 15 Concrete stress increments for unit 25 under temperature changes

断面 测点位置 应力增量/MPa
监测值(环向) 计算值(环向/水流向)
2009-
04-01—
2009-09-27		 2009-
09-27—
2010-
03-21		 2009-
04-01—
2009-
09-27		 2009-
09-27—
2010-
03-21
1-1 腰部 -0.40 0.31 -0.81/-1.75 1.05/1.49
腰上45° -0.29 0.27 -0.26/-1.17 0.15/1.28
2-2 腰部 -0.61 0.52 -0.98/-2.68 1.03/2.89
腰上45° -0.51 — -0.63/-1.81 0.86/2.06
3-3 腰部 -1.09 1.03 -0.94/-2.34 0.93/2.47
腰上45° -0.62 0.44 -0.53/-1.50 0.77/1.65
4-4 腰部 -1.23 1.02 -1.29/-1.21 1.52/1.45
腰上45° -0.87 0.92 -0.67/-1.34 0.75/1.44
(1)混凝土在温度作用下应力变化规律同蜗壳一致,大部分测点的计算值与监测值接近,3种埋设方式的机组在相同的升温及降温幅度下,混凝土应力增量相当,水流向应力的变化幅度明显大于环向应力。
(2)环向应力增量,15号机为0.28~1.72 MPa(监测值)、0.24~1.62 MPa(计算值);24号机为0.21~1.47 MPa(监测值)、0.20~1.49 MPa(计算值);25号机为0.29~1.23 MPa(监测值)、0.15~1.52 MPa(计算值)。
(3)水流向应力增量,15号机为0.85~2.90 MPa(监测值)、0.77~2.81 MPa(计算值)、24号机为0.93~2.94 MPa(计算值)、25号机为1.17~2.89 MPa(计算值),在2-2断面腰部最大。

2.3 下机架基础上抬位移

由于蜗壳体形的不规则,当蜗壳充水后,作用于下机架和发电机定子基础板四周的上抬力是不均匀的,导致不同位置的基础板上抬位移不均匀。为保证机组安全运行,下机架基础180°两端不均匀上抬位移不能过大,根据机组生产商要求及三峡左岸电站经验,三峡右岸电站限定下机架基础不均匀上抬位移须<1.3 mm。
静水压作用下的下机架基础最大相对上抬位移见表16。25号机组没有位移监测成果,用18号机组监测成果代替。由表16可见,不同埋设方式机组的计算值与实测值均较为接近,在<171 m水位的静水压力作用下,相对上抬位移均<0.80 mm。在175 m水位,含水击压力在内的机组中心高程处的最大水头是1.43 MPa,根据有限元线弹性计算,1.43 MPa水头下的最大相对上抬位移分别为0.99 mm(15号机)、0.82 mm(24号机)、0.88 mm(25号机),距离安全标准1.3 mm尚有较大的空间。
表16 下机架基础最大相对上抬位移

Table 16 Maximum relative uplift displacements of lower frame foundation

机组 水位/m 相对上抬位移/mm
监测值 计算值
15号机(直埋) 157.68 0.59 0.66
24号机(保压) 170.86 0.45 0.62
18号机(垫层) 170.26 0.73 0.70

3 不同蜗壳埋设方式的比较分析

主要比较结构承载及下机架基础上抬位移,其中结构承载力反映在混凝土应力、蜗壳应力、混凝土承载比及钢筋应力。不同蜗壳埋设方式下的结构承载对比见表17。
表17 结构承载对比

Table 17 Comparison of structural bearing performance

机组 混凝土应
力/MPa		 蜗壳钢板及过渡
板应力/MPa		 混凝土承载比/
%
环向 水流向 环向 监测值 计算值
15号机(直埋) 2.5 2.8 25 78 87
24号机(保压) 1.7 1.08 90 37~50 45~49
25号机(垫层) 1.7 1.38 90 20~38 29~37

注:表中应力值均为最大值;水流向应力为175 m水位下含水击压力的计算值,其他为175 m水位静水压力作用下的值。

(1)混凝土应力:水压作用下,除敷设垫层的部位外,直埋方案(15号机)的混凝土环向应力整体上大于保压方案(24号机)和垫层方案(25号机),保压方案和垫层方案的应力基本处于同一水平,保压方案略高;在运行期,3种埋设方式的蜗壳外围混凝土应力受温度影响的差别不明显,混凝土内降温13.0 ℃,环向拉应力增量一般<1.7 MPa,水流向拉应力明显大于环向应力,最大约2.9 MPa;监测结果主要反映了靠近蜗壳周边的混凝土应力情况,根据计算结果,在蜗壳0°断面—180°断面的下机架基础附近存在较大的水流向应力,1.43 MPa内水压下最大分别为2.8 MPa(直埋方案)、1.08 MPa(保压方案)、1.38 MPa(垫层方案)。
(2)蜗壳钢板及过渡板应力:水压作用下,直埋方案最小,垫层方案整体上略高于保压方案,175 m水位静水压作用下,环向拉应力增量最大约25 MPa(直埋)、90 MPa(垫层、保压),水流向应力增量小于环向应力;在运行期,3种埋设方式的蜗壳钢板应力受温度影响变化差别不大,温度降低13 ℃时,环向及水流向的拉应力增量一般<30 MPa。
(3)混凝土承载比:根据水压作用下的蜗壳环向应力计算混凝土承担的内水压力的百分比,监测及计算均表明直埋方案最大,垫层方案最小,与混凝土应力的规律一致;计算值与监测值接近;同一断面各部位的承载比,直埋方案和保压方案分布较均匀。
(4)钢筋应力:水压作用下,直埋方案略大于其他2种方案,但这3种埋设方式的钢筋应力增量都<20 MPa,说明监测部位的混凝土均处于弹性状态,未出现裂缝。
(5)下机架基础不均匀上抬位移:直埋方案最大,保压方案与垫层方案相差不大,均小于安全控制标准。

4 结论

(1)对3种蜗壳埋设方式的机组结构变形情况和受力特性进行了计算成果与实测成果的全面对比分析,两者在大部分测点所反映的结构承载规律一致,数值接近,说明所采用的有限元计算模型及分析方法合理,计算成果和监测成果均能反映不同蜗壳埋设方式机组的结构力学特性。
(2)机组运行期间,结构应力变化符合一般规律,即:在内水压作用下,蜗壳及钢筋混凝土结构总体产生拉应力增量,且水流向小于环向;在温度荷载作用下,蜗壳及混凝土在降温时产生拉应力,升温时产生压应力,其中水流向大于环向。
(3)3种蜗壳埋设方式的机组之间比较,结构承载规律与设计研究阶段一致。水压作用下,直埋机组(15号机)的混凝土应力明显高于其他2种埋设方式的机组,保压机组(24号机)的混凝土应力略高于垫层机组(25号机),蜗壳应力则为保压方案和垫层方案明显大于直埋方案;运行期温度作用下,采用不同埋设方式的蜗壳钢板应力及混凝土应力变化的规律一致,数值差别不大。相对保压机组及垫层机组,直埋机组的计算结果在规律及数值方面与实测结果符合更好,说明直埋机组结构受力更为明确。
(4)由于测点位置有限,文中列出的应力及位移并不能反映整体结构的实际最大值,但按照材料线弹性模型进行的有限元计算所得应力与位移等结果与监测结果具有较好的一致性,说明3种埋设方式的结构混凝土及钢材等材料处于弹性状态。综合分析认为,在运行期,3种埋设方式的机组均在设计所预见的正常运行状况。

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