水电站大直径引水明钢管的设计研究

陈　凌，孟江波

(中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江 杭州 310014)

水电站大直径引水明钢管的设计研究

陈凌，孟江波

(中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江 杭州 310014)

摘要：近年来，随着海外电站的大规模兴建，引水系统的形式也开始多种多样，如何在复杂地形地质条件下进行引水系统的设计成为一个重要课题；尤其是不希望采用地下洞室方案或尽量减小地下洞室开挖的建设单位，引水系统设计的经济合理性就显得尤为重要。结合哥斯达黎加境内某水电站工程的设计，在克服水文资料和地质资料匮乏的情况下，针对引水系统中明钢管的设计研究，充分论述引水明钢管的设计分析，得出适应本工程的最佳方案。图7幅。

关键词：水电站；引水明钢管；支墩；坝式进水口；米塞斯应力；冲沟

1概述

某水电站位于哥斯达黎加Tarcoles河上，境内地震及火山发育，工程区的50年基准期超越概率为10%的地震水平峰值加速度为0.426 g，有效峰值加速度为0.34 g。坝址上游控制流域面积约1 708.5 km2。电站总装机容量50 MW，多年平均年发电量约2.05亿kW·h，装机年利用小时约4 100 h。水库正常蓄水位192.50 m，发电死水位190.00 m，总库容约730万m3，有效库容约180万m3。

电站枢纽主要由挡水建筑物、泄水建筑物、左岸输水系统和左岸地面厂房等组成。坝址区河流年输沙量大，坝身设冲沙底孔。

引水建筑物布置于左岸山体内，由坝式进水口、引水钢管、引水隧洞、上游调压井及压力钢管等组成。

2引水系统方案的选择

对引水系统而言，有3种可供选择的型式：方案1是做成岸塔式独立进水口，引水系统采用隧洞型式，下游设置调压室，压力管道与尾部地面厂房相接。方案2采用坝式进水口，坝后采用明钢管，与隧洞相接，并考虑采用隧洞型式，后部与方案1相同。方案3与方案2的首部布置相同，也采用坝式进水口，后部设置明钢管，并一直采用明钢管系统与地面厂房相接。

从本工程的地形地质条件来看，方案3虽然无洞室开挖的作业(业主更青睐无洞室方案)，但是所处河岸边坡较陡峻，导致明钢管的边坡开挖方量明显增大，且钢衬量增加明显，投资增大；故方案3并不合理。

方案1和方案2均受到柠檬沟的影响，柠檬沟位于坝址下游约210 m处，冲沟长年流水，且在雨季会伴随小型泥石流下泄，冲切深度较深。为了避开柠檬沟影响，方案1需要将洞线先往东南方向偏移，满足在柠檬沟处的埋深要求，再转向厂房方向；而方案2则需要采取措施跨过柠檬沟。

对于方案1和方案2，各有优缺点。方案1采用独立进水塔，施工作业与其他工作面干扰较小，采用隧洞方案可减少钢衬用量，且有利于抗震，但独立进水口增加了混凝土方量和启闭设备。方案2采用了坝式进水口，可减少混凝土方量和启闭设备(与坝顶启闭设备可共用)，但增加了钢衬工程量，且为明钢管型式，增加了地震破坏的风险。

经综合比选，采用方案2，即坝式进水口+明钢管+隧洞方案。

3引水明钢管设计

3.1　进水口钢管段设计

进水口为坝式进水口，属于挡水建筑物的一部分，而明钢管为坝体内部埋管，管径6.5 m，对于大直径埋入混凝土内的钢管，通常因为混凝土与钢衬的变形相差较大，故对于非挡水结构，一般在钢衬外设置垫层来适应钢衬的大变形；但对于挡水结构，需要混凝土与钢衬贴合紧密，故可能会引起变形不协调而出现裂缝，若混凝土厚度较薄，则极易形成裂缝，且在长期水压力作用下，会导致进水口坝段漏水严重。故对于坝内埋设钢管的设计，需要计算其应力和变形。为简化计算，先按照混凝土结构进行计算，不考虑钢衬作用(见图1)。

图1进水口坝段纵剖面示意(单位：cm)

计算采用的分析软件为ABAQUS程序，该程序为目前世界上功能全面、应用广泛的大型通用结构有限元分析软件之一(见图2)。

从计算结果可以看出，应力和应变均较小，流道附近拉应力最大为1.16 MPa，小于C25混凝土的允许拉应力(1.27 MPa)，产生裂缝的可能性较小；而且在设计中，在钢衬外部设置环向钢筋，也可有效防止裂缝的产生。

图2进水口流道剖面竖向剖面应力示意

(单位：Pa，拉应力为正)

按照常规的构造设计，在钢衬起始位置设置3道止水环，防止渗透破坏。

3.2　明管段布置分析

坝式进水口后部设置明钢管，与隧洞相连，钢管的布置形式直接影响其安全性和经济性。本工程明钢管采用国外常用的A537CL—1材料，直径为6.5 m，管径较大，且处于高地震区，对于此段的设计成为本工程引水系统的重点和难点。

3.2.1明管段跨沟设计

坝后明管段的布置需要首先考虑如何跨过柠檬沟的问题。要使建筑物安全的跨沟，通常有几种做法：方案1是采用架桥的方式，桥墩坐在沟两侧坚固基础上，让建筑物从桥上过。方案2是直接在沟的上游设置拦挡坝，并设置引渠，将沟水在上游处从引渠排到其他地方，而建筑物从沟底过。因为方案2并不具备引排的条件，故将其否定，仅考虑方案1。

因建设单位无法给出此处区域的集雨面积以及附近雨量站资料，此处地质信息较少，仅能通过现场查勘，而桥墩对于基础的要求较高，因此开挖时应该充分考虑深挖至新鲜弱风化层。方案1采用管桥设计，存在一定风险。

针对此弊端，提出方案3：在冲沟处设置钢管拐点，此处设置镇墩，镇墩上方设置过水箱涵，并充分考虑箱涵过流能力，使沟水及泥石从镇墩上方的箱涵通过，并流向下游。此方案对于地质基础的要求较低，且外包钢筋混凝土，可以有效地保护钢管不受泥石流破坏；并且采用镇墩与保护钢管跨沟相结合，可以有效地减少工程量(见图3)。

在施工镇墩时，需要设置临时导排设施，并且安排在旱季施工，保证混凝土浇筑质量。

图3钢管跨沟横剖面(兼做镇墩)

3.2.2支墩型式设计

明钢管的管径为6.5 m，直径较大，首先应考虑支墩型式，支墩型式可分为三大类：滑动式支墩，滚动式支墩，摆动式支墩。滑动式支墩一般适用于2 m以下钢管，滚动式支墩和摆动式支墩可用于2 m以上大直径钢管，适用于本工程。滚动式和摆动式支墩均采用支撑环的型式，将钢管的重力和其他竖向力传到支撑环上，然后支撑环再与混凝土墩座通过滚轮或摆柱相连。近年来，随着聚四氟乙烯的应用，逐渐替代了滚轮和摆柱。因此，采用了支撑环和聚四氟乙烯滑动支座型式的支墩(见图4)。

图4明钢管典型剖面示意

3.3　明管段结构设计

明钢管的支墩间距应该以不产生应力破坏为准，即在拟定了钢管厚度之后，再拟定支墩间距，并计算在设计工况下钢管应力是否满足要求。钢管厚度影响支墩间距，支墩间距又影响钢管厚度。可先从构造要求入手，计算出钢衬需要的最小厚度，以及按照抗外压设计计算出厚度。

(1)构造最小厚度

① 太平洋电气公司的公式：

② 美国垦务局的公式：

以上两式中，tmin为最小钢管壁厚(mm)；D为压力钢管直径(mm)。

③ 钢管最小构造厚度还应满足国内规范的构造要求。

按照以上3条进行计算，可得出钢管构造厚度为17.5 mm。

(2)抗外压计算

可暂时按照构造厚度，取整为18 mm(含裕量厚度)，反算抗外压能力。可采用国内规范中对于光面管的计算应力，采用如下公式：

式中，Pcr为抗外压稳定临界压力计算值(N/mm2)；Es为钢材弹性模量(N/mm2)。

经计算，对于光面管并不符合设计要求，需要加设加劲环。加劲环钢管抗外压可采用国内外通用的米塞斯公式：

通过计算，可以明确钢衬加劲环采用20 cm高度、18 mm厚加劲环，间距采用3 m。

(3)钢管管壁应力计算

对于明钢管而言，因为钢衬管壁受到支墩的支撑作用，钢管管壁除了受内水压力作用，还会产生顺轴线方向的“梁”弯矩荷载，故应力是两者叠加的作用。同时，本工程处于高地震区，还需复核在地震工况下的地震力。

采用结构力学方法进行计算。具体算法可参见《水电站压力钢管设计规范》(DL/T 5141—2001)中附录A中的计算，此处不再赘述。经计算，采用支撑环间距6 m，在地震力作用下，管壁应力：σθ=191.4 MPa，σ2=79.6 MPa，均能满足允许应力的要求。

3.4　明管支撑环应力计算及管壁应力复核计算

本工程支撑环采用2片高度35 cm、厚度25 mm的钢片组合，2片之间采用14片加劲肋焊接相连，2片钢片间距为60 cm。

从结构型式来看，支撑环的立柱相当于薄柱体结构(见图5)，若支撑环强度过低，则可能会因为变形过大而发生失稳破坏。考虑到高地震力影响，在保证施工便利的前提下，尽量降低支撑环支柱的高度。采用有限元分析方法，对整个钢管在支撑环固定时进行应力计算。

图5支撑环简化图

3.4.1地震荷载

工程区概率2×10-3(相当于基准期50年超越概率10%)水平地震动峰值加速度(PGA)为0.426 g，相应有效峰值加速度(EPA)为0.34 g。

3.4.2计算工况

计算工况包括静力工况、动力工况及两者的叠加三部分。

(1)静力工况

静力工况包括正常运行工况(上游正常蓄水位192.5 m)、校核洪水位工况(上游校核洪水位196.5 m)。

(2)动力工况

动力工况包括在正常运行水位时(上游正常蓄水位192.5 m)顺流向地震工况、垂直流向地震工况。

3.4.3计算结果

采用有限元分析，计算出管壁及加劲环的应力水平，计算出Mises应力结果(见图6～图7)。对正常水位运行工况(静力工况)、校核运行工况(静力工况)、顺流向地震工况(动力工况)和垂直流向地震工况4种情况进行分析后，本文仅对最危险的垂直流向地震工况进行介绍。

垂直流向地震整体最大变形约0.295 mm，以垂直流向变形为主，Mises应力极值为6.34 MPa，发生在支撑环底部和座板连接部位。以上结果考虑了0.35的折减系数，如果不考虑该系数，Mises应力极值约为18.11 MPa，数值较小。

由地震力引起的应力变化数值较小，和正常蓄水位叠加后整体应力水平较低，具有较大的安全系数。采用拟静力法进行对比计算，整体最大变形约0.313 mm， Mises应力极值为9.12 MPa，发生在支撑环底部和座板连接部位。

图6　明钢管垂直流向振动整体变形分布示意

图7明钢管垂直流向振动整体Mises应力

分布示意(单位：Pa)

从以上计算结果分析可知，应力较大部位一般发生在支撑环处的钢管管壁处，而因为支撑环采用环向包住钢衬的结构形式，有效地分散了其弯矩产生的应力，使得支撑环本身的应力降低到较低水平，比结构力学采用简单支柱型式的应力计算结果要小得多。本工程采用此结构形式是偏安全的。

4结语

对于海外工程，在地质资料和水文资料匮乏的前提下，如何使得设计能够既安全又不至于突破投资，是一个重中之重的课题。设计时，在地形地质条件允许的前提下，将独立进水口改为坝式进水口，可以减少投资，但可能增加一部分明钢管。对于明钢管的设计，在地形地质条件较差时，需考虑如何巧妙避开或安全跨过不利地段(如冲沟等)。在针对大直径钢管的计算设计时，不仅要对钢衬本身的应力进行计算，还需要注意支撑环的应力复核，避免支撑环立柱的失稳破坏。

参考文献：

[1]DL/T 5398—2007，水电站进水口设计规范[S].

[2]索丽生,刘宁,等.水工设计手册:第2版[M].北京：水利水电出版社，2014.

[3]DL/T 5141—2001，水电站压力钢管设计规范[S].

[4]黄希元，唐怡生，等.小型水电站机电设计手册：金属结构[M].北京：水利水电出版社，1989.

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责任编辑吴昊

作者简介：陈凌(1982-)，男，工程师，主要从事水工结构工程方面的研究工作。

收稿日期：2015-10-21

E_mail：chen_l25@ecidi.com