水电站垫层蜗壳座环水平面内受力

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水电站垫层蜗壳座环水平面内受力

引言

座环作为水轮机的承重部件，其上下环板外缘与钢蜗壳焊接，内缘与顶盖和底环相固定。水轮

机的轴向水推力、水轮发电机组重量以及座环以上厂房混凝土重量等大部分荷载都通过座环传

递给下部基础，这部分荷载主要使座环产生竖向压缩变形。机组在运行状态下，蜗壳内水压力

合力不为零，而是形成了一个相当于指向下游、数值为蜗壳进口断面积与内水压力乘积的不平

衡水推力，与此同时，该水推力相对机组中心竖轴产生较大的扭矩。不平衡水推力及扭矩一般

由四个构件承担：引水钢管、止推环、座环以及蜗壳外围混凝土。其中座环承担的不平衡力及

扭矩主要通过地脚螺栓及环板与混凝土之间的摩擦等途径传递给混凝土，而地脚螺栓在实际设

计时并未考虑这部分作用力，若座环地脚螺栓受力过大，首先将导致上下环板与混凝土的接触

连接作用部分丧失，这对机组的稳定运行是极其不利的。

以往研究一般只关注了不平衡水推力的分配比例以及座环承受的沿厂房纵轴线方向（以下简称

纵轴向）不平衡力大小，而忽视不平衡扭矩的存在，主要是由于没有准确计算座环承受不平衡

扭矩的方法。本文从有限元结点力平衡的角度出发，提出了基于单元结点力的计算方法，详见

下文第 1 节。

对于坝后式厂房，厂坝之间一般均设有永久分缝，现阶段主要有两种常用的管道过缝结构形

式，一是在过缝处设置伸缩节，二是取消伸缩节，即在过缝处压力管道周围外包一定厚度的软

垫层，以适应过缝处的不均匀沉降，常称之为垫层管过缝。以往研究多针对过缝处管道的受力

状态，较少关注两种过缝措施对座环受力的影响。文献[4]研究了传统垫层方案下采用两种过缝

措施时流道各构件承受的不平衡水推力大小，认为伸缩节过缝时设置止推环对座环的受力有

利，但是影响较小，取消止推环后原来由止推环承担的不平衡水推力绝大部分将分配给蜗壳外

围混凝土；垫层管过缝时引水钢管已经起到了止推环的作用，设置止推环与否座环的受力基本

无差异。文献[5~6] 对45°局部垫层蜗壳的结构特性和不同平面包角下座环的抗剪性能进行了研

究，但二者都未对不平衡扭矩进行分析。实际上蜗壳进口中心到机组中心距离较远，总的不平

衡扭矩数值非常可观，不平衡扭矩对垫层蜗壳结构的作用机理亟待研究。

此外，以往研究垫层蜗壳结构座环受力时大都只针对某个电站单独进行分析，对于不同水头或

者不同机组规模的电站，其座环受力特性是否一致，研究成果是否具有普适性也是值得探讨的

问题。基于此，本文结合国内两个典型的巨型水电工程，运用单元结点力的方法计算座环水平

面内受力，重点研究两类常用管道过缝措施下其受力特性，并探讨对座环受力较优的垫层平面

铺设范围。

1 计算方法

过去研究座环承受的水平面内不平衡力时，均采用基于剪应力的方法，即对上下环板与混凝土

接触范围内的混凝土结点或环板结点剪应力积分，积分时须要计算各结点控制的面积，操作较

为繁琐，且积分结果受应力集中等因素的影响，精度较差。单元结点力的方法从有限元结点平

衡的角度出发，取蜗壳单元及结点为研究对象，蜗壳受到的外部作用力来自四个部分：引水钢

管、止推环、座环以及蜗壳外围混凝土。

以引水钢管为例，提取引水钢管单元对蜗壳进口各个结点的结点力，求和即为引水钢承担的不

平衡水推力，各结点力相对机组中心的力矩之和即为引水钢管承担的不平衡扭矩，止推环和座

环与此类似。该方法概念明确，易于实现，而且精度很高，在通用软件中一般都存在相应操

作。

为验证单元结点力方法的精度，选取一裸壳（无外包混凝土）模型进行分析（图1 所示），蜗

壳进口直径D=7.2m ，内水压力 P=2.87MPa ，进口中心至机组中心距离 X=8.958m。模型座环下

环板与混凝土接触范围结点施加三向约束，蜗壳进口向上游延伸1 倍管径，施加轴向约束，荷

载仅考虑内水压力的作用。各构件承担的不平衡水推力及扭矩如表 1 所列，由裸壳计算结果可

见该方法精度很高，可以用于计算流道各构件承担的不平衡水推力及扭矩。【表 1】

2 计算条件

A 电站机组单机容量700MW ，进口断面直径7.2m ，进口中心至机组中心距离为8.958m。最大

设计内水压力 2.87MPa ，管壳厚度为 30~60mm ，垫层厚度 30mm。B 电站机组单机容量

800MW，进口断面直径12.2m ，蜗壳进口中心至机组中心距离为12m 。最大设计内水压力

1.58MPa ，管壳厚度为 19~54mm ，垫层厚度 30mm。以两电站中间标准机组段为研究对象，分

别建立整体三维有限元模型（见图2 和图3），模型上游取至厂坝分缝处，下游取至下游墙外

表面，左右两侧取至机组段永久分缝处，高度上从尾水管直锥段底部高程取至发电机定子基础

高程。模型整体坐标系+X 轴指向厂房左侧，+Y 轴铅直向上，+Z 轴水平指向水流向。

混凝土材料：容重25kN/m3 ，弹性模量28GPa ，泊松比0.167 。钢材：容重78.5kN/m3，弹性

模量206GPa ，泊松比0.3 。垫层材料：容重1.4kN/m3 ，变形模量3.0MPa ，泊松比0.3。钢蜗壳

与混凝土及垫层之间设置接触对，模拟它们之间的接触行为，摩擦系数取为 0.25。模型底部施

加全约束。垫层管过缝时蜗壳进口处施加轴向约束，以考虑引水钢管对蜗壳的约束作用；伸缩

节过缝时大坝与厂房相对独立，蜗壳进口按自由考虑。设止推环时采用实体单元真实模拟了止

推环结构。垫层平面铺设范围共设定 8 个方案，见表2 所示。【表 2】

3 座环承受的水流向不平衡力

从图4 和图5 可知，两种过缝措施下座环承受的水流向不平衡力均随垫层平面铺设范围的延伸

先增大后减小，垫层铺设至180°断面时，不平衡力数值达到最大。A 电站伸缩节过缝且设止推

环时，座环承受的不平衡力比不设止推环时减小6~8MN，B 电站对应方案减小4~6MN，说明

伸缩节过缝的情况设置止推环是必要的，对垫层蜗壳而言，止推环的止推效果明显且稳定。在

采用垫层管过缝的情况下，设置止推环与否对座环承受的水流向不平衡力大小几乎没有影

响。A 电站在设置垫层管过缝的情况下，座环承受的水流向不平衡力比伸缩节过缝且设止推环

的情况进一步减小5~7MN，B 电站减小1MN 左右，说明采用垫层管过缝情况的引水钢管可以

起到止推环的作用。

表3 列出了伸缩节过缝且设止推环时 A、B 两电站座环承受的水流向不平衡力占总的不平衡水

推力的比例。可以看到A 电站该比例明显高于B 电站，垫层铺设至180° 断面时 A 电站座环承

担的不平衡水推力比例约为B 电站的两倍，传统垫层方案（270° 包角）下 A 电站高出B 电站

12.1%，说明在单机容量相差不大的前提下，高水头电站（小管径）座环承担不平衡水推力比

例更高，座环地脚螺栓抗剪问题更加突出，不同电站之间不平衡水推力的分配比例不能直接套

用，具体工程应该具体分析。【表 3】

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摘要：

水电站垫层蜗壳座环水平面内受力引言座环作为水轮机的承重部件，其上下环板外缘与钢蜗壳焊接，内缘与顶盖和底环相固定。水轮机的轴向水推力、水轮发电机组重量以及座环以上厂房混凝土重量等大部分荷载都通过座环传递给下部基础，这部分荷载主要使座环产生竖向压缩变形。机组在运行状态下，蜗壳内水压力合力不为零，而是形成了一个相当于指向下游、数值为蜗壳进口断面积与内水压力乘积的不平衡水推力，与此同时，该水推力相对机组中心竖轴产生较大的扭矩。不平衡水推力及扭矩一般由四个构件承担：引水钢管、止推环、座环以及蜗壳外围混凝土。其中座环承担的不平衡力及扭矩主要通过地脚螺栓及环板与混凝土之间的摩擦等途径传递给混凝土，而地脚螺栓...

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