关于高水头压力钢管镇墩结构设计的初步探讨

刘永智,师广山,张　帆

(中国电建集团西北勘测设计研究院有限公司,西安　710065)



关于高水头压力钢管镇墩结构设计的初步探讨

刘永智,师广山,张帆

(中国电建集团西北勘测设计研究院有限公司,西安710065)

摘要：近年来国际水电项目设计咨询中出现较多的高水头水电站，针对其压力钢管镇墩结构设计的合理性和经济性，以厄瓜多尔德尔西水电站压力管道设计为例，比较了3种设计方案(联合承载方案、考虑初始缝隙方案、加设垫层方案)，采用有限元计算分析，结合中国和美国的压力钢管设计规范，对各种方案下镇墩的配筋量、体型及施工难度进行比较，找到一种可行的解决方案。

关键词：高水头；镇墩；结构设计；加设垫层；经济性;德尔西水电站

0前言

一般情况下布置有明钢管的中、低水头的水电站，由于水头不高或管径较小，压力钢管镇墩体型较大，镇墩的结构计算及配筋问题不突出，高水头水电站的压力钢管通常采用地下埋管型式，不设镇墩。但对于高水头的压力钢管镇墩，由于内压和管径均较大，在保证镇墩稳定的前提下钢管镇墩的结构设计就成为突出问题[1]。

德尔西水电站位于南美洲厄瓜多尔，为引水式电站，装机容量180 MW，采用3台冲击式水轮发电机组，单机容量60 MW，额定引用流量为42.3 m3/s，机组额定水头495 m，最大毛水头534.7 m。

压力管道主管段长1 360.7 m，其中混凝土衬砌隧洞段长550 m，隧洞内径4.1 m；压力钢管主管长度810.7 m，钢管内径2.9 m。压力钢管分为洞内直管段和洞外斜管段，在洞外斜管的上弯段和下弯段分别布置一个镇墩，见图1～3。

压力钢管最大水头615 m(含水击压力)。由于内水压力水头H(m)和钢管管径D(m)均很大,HD值达1 783.5 m2，在压力钢管镇墩设计中，业主工程师不接受混凝土开裂非线性计算的设计方案。

图1　压力管道纵剖面图

图2　2号镇墩平面示意图　　单位：cm

图3　2号镇墩主管段典型横剖面图　　单位：cm

针对镇墩的结构设计，通过3种不同的设计方案分析研究找到一种较为可行的解决方案。

1设计方案和计算参数

1.1设计方案

布置有镇墩的水电站压力钢管多布置在靠近厂房的山坡上，沿钢管轴线布置有多个镇墩。受地形条件、施工组织和镇墩数量较多、间距较远的限制，镇墩混凝土通常情况下很难具备保压浇筑的条件。

针对镇墩的结构设计，我们拟定了3种方案进行对比计算分析，分别是联合承载方案、考虑初始缝隙方案、加设垫层方案。

(1) 联合承载方案：考虑压力钢管与外包混凝土联合承载，钢管和外包混凝土紧密结合，建立有限元计算模型，计算钢管和外包混凝土的应力，根据外包混凝土应力计算配筋。

(2) 考虑初始缝隙方案：在计算中考虑压力钢管和外包镇墩混凝土之间存在由施工缝隙、钢管冷缩缝隙、混凝土徐变缝隙等形成的初始缝隙，计算模型中考虑初始缝隙值的存在，以减少混凝土配筋[2-3]。

(3) 加设垫层方案：在压力钢管和外包混凝土之间布置弹性垫层以形成缝隙，利用垫层吸纳钢管的变形，减少传递到外包混凝土的荷载。并针对不同的垫层弹模、包角、钢管混凝土接触面摩擦系数等进行对比计算，找到较优的垫层布置参数。

以2号镇墩主管段为例进行对比计算。由于HD值很大，下弯段2号镇墩所需体型较大，受地形条件限制布置困难，2号镇墩与岔管外包混凝土结合考虑。2号镇墩主管处管壁厚度40 ～42 mm，最大水头615 m(含水击压力)，钢管外包混凝土厚度顶部和两侧为2 m、底部为1.85～3.85 m。

1.2计算参数

计算中主要材料参数保持一致，材料特性及参数如下：混凝土标号C21D37，抗压强度21 MPa，弹性模量2.15×104MPa，泊松比0.2；钢筋设计强度420 MPa，弹性模量2.15×105MPa；压力钢管钢板采用B610CF高强钢，屈服强度σs为490 MPa，抗拉强度σb为610 MPa。

2计算分析

2.1联合承载方案

2.1.1计算模型

建立典型断面外包混凝土ANSYS二维有限元计算模型[4-5]，计算控制工况下钢管和外包混凝土的应力，根据应力计算外包混凝土的配筋。考虑钢管与外包混凝土结合紧密，两者之间不设接触单元，钢管单元和外包混凝土单元共节点。模型底板全约束，两侧及上部自由，计算采用线弹性模型。

2.1.2计算成果分析

根据线弹性有限元计算，对钢管应力、变形以及外包混凝土应力进行分析。

(1) 由计算结果可知：径向位移在钢管顶部最大，为0.66 mm，变形比较小，变形方向竖直向上。钢管等效应力最大值约65.39 MPa，小于钢板允许应力值。钢管承担了约32.7%的内水压力。外包混凝土顶部水平向(X向)的拉应力为2.44～5.84 MPa，外包混凝土腰部竖直向(Y向)的拉应力为2.50～5.04 MPa，混凝土的全截面均受拉，且环向拉应力均大于混凝土抗拉强度的设计值，混凝土承担了约67.3%的内水压力。混凝土沿径向均是受压，最大压应力约4 MPa。

(2) 从二维平面线弹性有限元计算结果可知：钢管和外包混凝土变形连续，钢管单元和外包混凝土单元共节点，在615 m的高内水压力作用下，混凝土全截面产生明显的拉应力，应力量值在2.4 MPa以上，最大值达到5.8 MPa左右。钢管外包混凝土需进行配筋计算。

2.1.3 配筋计算

配筋计算采用拉应力图形配筋方法，配筋计算选取2个控制性剖面，剖面1为钢管外包混凝土顶部剖面，剖面2为钢管外包混凝土腰部剖面，见图4，配筋成果见表1。

图4　　　　配筋计算控制性剖面图　　　　　单位：cm

拉应力图形配筋结构系数γd计算宽度b/m面积Act/m2拉力0.6Tc/N钢筋抗拉设计强度fy/(N·mm-2)弹性总拉力T/N配筋面积As/mm2剖面1-sx剖面2-sy111.01.00000420420626162560062481490914301

2.2考虑初始缝隙方案

参考中国《水电站压力钢管设计规范》对坝内埋管和地下埋管关于钢管和混凝土间缝隙值的计算规定，考虑压力钢管和外包混凝土之间存在初始缝隙，初始缝隙值包括施工缝隙、钢管冷缩缝隙、混凝土徐变缝隙。

(1) 施工缝隙:根据中国钢管设计规范，如管外混凝土填筑密实，并作认真的接缝灌浆，Δ0可取为0.2 mm。

(2) 钢管冷缩缝隙ΔS:根据钢管设计规范所提供的公式及钢材线膨胀系数和温差，钢管半径为1 450 mm时可算得ΔS为0.36 mm。

(3) 混凝土徐变缝隙Δc:同样，根据钢管设计规范所提供的公式，钢管内半径为1 450 mm时可算得Δc为0.10 mm。

将施工缝隙Δ0、钢管冷缩缝隙ΔS和混凝土徐变缝隙Δc相加，可得到压力钢管与混凝土之间的总缝隙值为0.66 mm。主管段初始缝隙值取0.66 mm，其他管段初始缝隙值根据管径变化计算取值。

2.2.1计算模型

用ANSYS软件模拟较大岔管部位钢管与外包混凝土在内水压力作用下的联合承载情况。混凝土假定为线弹性材料，采用实体单元模拟。在钢管和外包混凝土接触面之间建立面-面接触关系。有限元计算网格见图5。模型底部界面、上下游端部均施加法向约束。

图5　整体模型图

2.2.2计算结果及分析

根据计算结果，混凝土应力分布:钢管外包混凝土拉应力基本上在1.9～4.7 MPa，均超过混凝土抗拉强度，需要进行配筋;外包混凝土最大压应力为4.27 MPa。

2.2.3混凝土配筋

图6　混凝土配筋典型断面图

从上述计算可知，大部分外包混凝土拉应力都超过其抗拉强度，在主管部位取2个剖面，混凝土配筋典型断面选取见图6。整理了混凝土特征断面的应力、轴力、弯矩，并根据美国规范进行配筋，列于表2、3，典型断面的配筋控制截面详见图7。另外，混凝土各典型断面环向应力见图8～9。

图7　配筋控制截面示意图

2.3加设垫层方案

压力钢管厚度按明管进行设计，钢管自身结构强度可以承担全部内水压力。钢管外侧布设较软的薄垫层[6-7]，垫层材料的作用是形成钢管和混凝土之间的缝隙，吸纳钢管的变形，减少混凝土配筋。

表2　剖面1-1混凝土环向应力分布与配筋表

表3　剖面2-2混凝土环向应力分布与配筋表

图8　剖面1-1混凝土环向应力图　　单位：MPa

图9　剖面2-2混凝土环向应力图　　单位：MPa

2.3.1钢管变形量估算

镇墩部位钢管在内水压力作用下环向变形按式(1)进行估算：

(1)

式中：σc为环向应力，MPa；R为钢管半径，mm；E为钢管弹性模量，GPa。

根据镇墩主管段、过渡管段的钢管应力，计算钢管的环向变形量，见表4。

表4　钢管变形量表

图10　垫层铺设示意图

因为镇墩是设置在管道转角处防止管线移位的建筑物，垫层厚度不宜过大。根据上述计算结果，外包垫层厚度取2 mm进行计算。

2.3.2计算模型和混凝土配筋断面

整体计算模型

基本同图5，区别为模型中在钢管外部布置垫层，如图10所示，其它部位建立面-面接触关系。混凝土配筋典型断面选取和配筋控制截面同图6、7。

2.3.3垫层布置方案

根据相关研究资料，钢管与混凝土接触面摩擦系数为0.5左右，并在很多工程中采用。如果要降低钢管与混凝土的摩擦系数，需采取特殊的包裹措施或涂抹润滑材料。考虑缺乏成熟的工程经验，短时间内向外方咨询工程师证明或通过审批而降低摩擦系数的难度很大，现场施工也较难控制，本计算中摩擦系数采用0.5。结合垫层布置和施工，针对垫层弹模、包角等参数按不同的组合方案进行对比计算，找到较优的设计参数。

垫层弹模选取0.1、0.3、0.5、1.0和2.0 MPa五种，垫层包角选取210°、240°、360°三种，不同组合方案的配筋结果见表5。

表5　各垫层布置方案的配筋结果表

2.3.4计算结果分析及配筋计算

根据上述计算结果可知，垫层弹模越小、包角越大，外包混凝土的配筋越小。镇墩内多为弯管、渐变管等异型管，镇墩和钢管受力复杂，为限制钢管的变形和振动应尽可能选择较小的包角，210°包角靠近钢管腰线，距离合适。垫层弹模太小材料不易采购、施工难度增加，弹模太大配筋量加大。综合考虑镇墩和钢管受力、现场施工和垫层材料采购等因素[8]，认为垫层包角采用210°，垫层弹模按0.3 MPa控制是合适的。

方案D-210-0.5-0.3的计算结果见表6、7，图11～14。

表6　剖面1-1混凝土环向应力分布与配筋表

3方案对比及分析

(1) 通过计算，联合承载方案钢管仅承担了约33%的内水压力，外包混凝土承担了剩余约67%的内水压力，因而导致外包混凝土全截面均受拉，且拉应力量值较大。按拉应力图形积分配筋方法，单位宽度(1 m范围)需配19根Φ32钢筋，配筋量很大。如果考虑限裂或抗裂要求，采用中国常用的HRB335(设计强度300 MPa)、HRB400(设计强度360 MPa)钢筋时，配置的钢筋量会更大。而且由于镇墩体型较大，此方案钢筋量很高，经济性差。

表7　剖面2-2混凝土环向应力分布与配筋表

图11　剖面1-1混凝土环向应力图　　单位：MPa

图12　剖面2-2混凝土环向应力图　　单位：MPa

图13　剖面1-1混凝土轴向应力图　　单位：MPa

图14　剖面2-2混凝土轴向应力图　　单位：MPa

(2) 初始缝隙方案:中国《压力钢管设计规范》中，钢管与混凝土之间的初始缝隙是在计算钢管应力时考虑的，在计算钢管传至混凝土的内水压力时不考虑这些初始缝隙，对钢管和混凝土计算都相对更安全。而在外包混凝土计算中考虑初始缝隙与规范的原则相悖，并且钢管冷缩缝隙、混凝土徐变缝隙只是在特定工况下才存在，钢管正常运行时并不能完全考虑这些缝隙值。除钢管冷缩缝隙外其他缝隙值在美国规范中没有找到依据，在国外项目中也很难得到咨询工程师的认可。而且，即便考虑初始缝隙值的存在，外包混凝土的配筋仍然较大。

(3) 加设垫层方案:通过合理设置垫层，可以解决高水头电站的镇墩结构设计问题，外包混凝土各截面的配筋量仅为联合承载方案相应截面配筋量的9%～26%，经济效果明显。

镇墩混凝土内钢管一般都按明管设计，并不会因为设置垫层而引起钢板量的增加。因为镇墩主要用来固定压力管道、限制钢管位移，为限制钢管的变形和振动，镇墩内混凝土与钢管之间的缝隙不宜过大。考虑钢管管壁与混凝土之间的摩擦和粘聚作用，不宜采用全断面布置垫层。由于高水头电站钢管管壁厚度较厚、钢板强度一般较高，复核结果表明，即便出现微量变形，钢管应力也能够满足要求。为了限制钢管轴线的位移，可以考虑设置止推环等措施。由于垫层较软，在浇筑混凝土施工时可采取控制浇筑层高、在垫层外先涂刷砂浆等保护措施。

4结语

通过以上分析，可以得出以下基本结论：

(1) 对于高水头水电站镇墩结构设计，采用加设垫层的方式是一个可行的解决方案，可以大量减少外包混凝土的配筋量。

(2) 应结合钢管在内水压力作用下的膨胀变形量选用垫层厚度，垫层厚度尽量接近钢管膨胀变形量。垫层厚度不宜过大，垫层应采用薄而软的材料。

(3) 考虑钢管与镇墩之间的传力需要，可以布置止推环等相应措施，钢管外包垫层宜选用较小的包角。

(4) 施工时采取措施，避免垫层材料出现较大的压缩变形。

参考文献:

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[2]肖平西.地面式钢衬钢筋混凝土管道与取消伸缩节研究[D].武汉：武汉大学,2004.

[3]刘振强.龙开口水电站坝后背管结构分析及取消伸缩节研究[D].郑州：华北水利水电学院,2007.

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[8]文位忠,王兆胜.拉西瓦水电站引水隧洞压力钢管制造安装方案及实施[J].西北水电,2010,(02):50-54.

Study on Structural Design of Anchorage Block for Penstock with High Head

LIU Yongzhi, SHI Guangshan, ZHANG Fan

(Northwest Engineering Corporation Limited, Xi'an710065,China)

Abstract:In recent years, lots of hydropower projects with high head come up in overseas design consultancy. Concerning rationality and economy of the structural design of the anchorage block for the penstock, three alternatives (joint bearing, considering initial gap and additional bedding cushion) with the case of Delsi Hydropower Project in Ecuador are compared. By application of the finite element method and in combination with design specification for penstock of China and USA, reinforcement quantity, outline and construction difficulty of the anchorage block each alternative are compared. A feasible solution is obtained.

Key words:high head; anchorage block; structural design; bedding cushion; economy; Delsi Hydropower Project

中图分类号：TV732.41

文献标识码：A

DOI:10.3969/j.issn.1006-2610.2016.01.007

作者简介：刘永智(1977- )，男，陕西省蒲城县人，高级工程师，主要从事水工建筑物设计工作.

收稿日期：2015-10-07

文章编号：1006—2610(2016)01—0027—06