關于高水頭壓力鋼管鎮(zhèn)墩結構設計的初步探討

劉永智,師廣山,張　帆

(中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司,西安　710065)

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關于高水頭壓力鋼管鎮(zhèn)墩結構設計的初步探討

劉永智,師廣山,張帆

(中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司,西安710065)

摘要：近年來國際水電項目設計咨詢中出現(xiàn)較多的高水頭水電站，針對其壓力鋼管鎮(zhèn)墩結構設計的合理性和經(jīng)濟性，以厄瓜多爾德爾西水電站壓力管道設計為例，比較了3種設計方案(聯(lián)合承載方案、考慮初始縫隙方案、加設墊層方案)，采用有限元計算分析，結合中國和美國的壓力鋼管設計規(guī)范，對各種方案下鎮(zhèn)墩的配筋量、體型及施工難度進行比較，找到一種可行的解決方案。

關鍵詞：高水頭；鎮(zhèn)墩；結構設計；加設墊層；經(jīng)濟性;德爾西水電站

0前言

一般情況下布置有明鋼管的中、低水頭的水電站，由于水頭不高或管徑較小，壓力鋼管鎮(zhèn)墩體型較大，鎮(zhèn)墩的結構計算及配筋問題不突出，高水頭水電站的壓力鋼管通常采用地下埋管型式，不設鎮(zhèn)墩。但對于高水頭的壓力鋼管鎮(zhèn)墩，由于內(nèi)壓和管徑均較大，在保證鎮(zhèn)墩穩(wěn)定的前提下鋼管鎮(zhèn)墩的結構設計就成為突出問題[1]。

德爾西水電站位于南美洲厄瓜多爾，為引水式電站，裝機容量180 MW，采用3臺沖擊式水輪發(fā)電機組，單機容量60 MW，額定引用流量為42.3 m3/s，機組額定水頭495 m，最大毛水頭534.7 m。

壓力管道主管段長1 360.7 m，其中混凝土襯砌隧洞段長550 m，隧洞內(nèi)徑4.1 m；壓力鋼管主管長度810.7 m，鋼管內(nèi)徑2.9 m。壓力鋼管分為洞內(nèi)直管段和洞外斜管段，在洞外斜管的上彎段和下彎段分別布置一個鎮(zhèn)墩，見圖1～3。

壓力鋼管最大水頭615 m(含水擊壓力)。由于內(nèi)水壓力水頭H(m)和鋼管管徑D(m)均很大,HD值達1 783.5 m2，在壓力鋼管鎮(zhèn)墩設計中，業(yè)主工程師不接受混凝土開裂非線性計算的設計方案。

圖1　壓力管道縱剖面圖

圖2　2號鎮(zhèn)墩平面示意圖　　單位：cm

圖3　2號鎮(zhèn)墩主管段典型橫剖面圖　　單位：cm

針對鎮(zhèn)墩的結構設計，通過3種不同的設計方案分析研究找到一種較為可行的解決方案。

1設計方案和計算參數(shù)

1.1設計方案

布置有鎮(zhèn)墩的水電站壓力鋼管多布置在靠近廠房的山坡上，沿鋼管軸線布置有多個鎮(zhèn)墩。受地形條件、施工組織和鎮(zhèn)墩數(shù)量較多、間距較遠的限制，鎮(zhèn)墩混凝土通常情況下很難具備保壓澆筑的條件。

針對鎮(zhèn)墩的結構設計，我們擬定了3種方案進行對比計算分析，分別是聯(lián)合承載方案、考慮初始縫隙方案、加設墊層方案。

(1) 聯(lián)合承載方案：考慮壓力鋼管與外包混凝土聯(lián)合承載，鋼管和外包混凝土緊密結合，建立有限元計算模型，計算鋼管和外包混凝土的應力，根據(jù)外包混凝土應力計算配筋。

(2) 考慮初始縫隙方案：在計算中考慮壓力鋼管和外包鎮(zhèn)墩混凝土之間存在由施工縫隙、鋼管冷縮縫隙、混凝土徐變縫隙等形成的初始縫隙，計算模型中考慮初始縫隙值的存在，以減少混凝土配筋[2-3]。

(3) 加設墊層方案：在壓力鋼管和外包混凝土之間布置彈性墊層以形成縫隙，利用墊層吸納鋼管的變形，減少傳遞到外包混凝土的荷載。并針對不同的墊層彈模、包角、鋼管混凝土接觸面摩擦系數(shù)等進行對比計算，找到較優(yōu)的墊層布置參數(shù)。

以2號鎮(zhèn)墩主管段為例進行對比計算。由于HD值很大，下彎段2號鎮(zhèn)墩所需體型較大，受地形條件限制布置困難，2號鎮(zhèn)墩與岔管外包混凝土結合考慮。2號鎮(zhèn)墩主管處管壁厚度40 ～42 mm，最大水頭615 m(含水擊壓力)，鋼管外包混凝土厚度頂部和兩側為2 m、底部為1.85～3.85 m。

1.2計算參數(shù)

計算中主要材料參數(shù)保持一致，材料特性及參數(shù)如下：混凝土標號C21D37，抗壓強度21 MPa，彈性模量2.15×104MPa，泊松比0.2；鋼筋設計強度420 MPa，彈性模量2.15×105MPa；壓力鋼管鋼板采用B610CF高強鋼，屈服強度σs為490 MPa，抗拉強度σb為610 MPa。

2計算分析

2.1聯(lián)合承載方案

2.1.1計算模型

建立典型斷面外包混凝土ANSYS二維有限元計算模型[4-5]，計算控制工況下鋼管和外包混凝土的應力，根據(jù)應力計算外包混凝土的配筋?？紤]鋼管與外包混凝土結合緊密，兩者之間不設接觸單元，鋼管單元和外包混凝土單元共節(jié)點。模型底板全約束，兩側及上部自由，計算采用線彈性模型。

2.1.2計算成果分析

根據(jù)線彈性有限元計算，對鋼管應力、變形以及外包混凝土應力進行分析。

(1) 由計算結果可知：徑向位移在鋼管頂部最大，為0.66 mm，變形比較小，變形方向豎直向上。鋼管等效應力最大值約65.39 MPa，小于鋼板允許應力值。鋼管承擔了約32.7%的內(nèi)水壓力。外包混凝土頂部水平向(X向)的拉應力為2.44～5.84 MPa，外包混凝土腰部豎直向(Y向)的拉應力為2.50～5.04 MPa，混凝土的全截面均受拉，且環(huán)向拉應力均大于混凝土抗拉強度的設計值，混凝土承擔了約67.3%的內(nèi)水壓力?；炷裂貜较蚓鞘軌?，最大壓應力約4 MPa。

(2) 從二維平面線彈性有限元計算結果可知：鋼管和外包混凝土變形連續(xù)，鋼管單元和外包混凝土單元共節(jié)點，在615 m的高內(nèi)水壓力作用下，混凝土全截面產(chǎn)生明顯的拉應力，應力量值在2.4 MPa以上，最大值達到5.8 MPa左右。鋼管外包混凝土需進行配筋計算。

2.1.3 配筋計算

配筋計算采用拉應力圖形配筋方法，配筋計算選取2個控制性剖面，剖面1為鋼管外包混凝土頂部剖面，剖面2為鋼管外包混凝土腰部剖面，見圖4，配筋成果見表1。

圖4　　　　配筋計算控制性剖面圖　　　　　單位：cm

拉應力圖形配筋結構系數(shù)γd計算寬度b/m面積Act/m2拉力0.6Tc/N鋼筋抗拉設計強度fy/(N·mm-2)彈性總拉力T/N配筋面積As/mm2剖面1-sx剖面2-sy111.01.00000420420626162560062481490914301

2.2考慮初始縫隙方案

參考中國《水電站壓力鋼管設計規(guī)范》對壩內(nèi)埋管和地下埋管關于鋼管和混凝土間縫隙值的計算規(guī)定，考慮壓力鋼管和外包混凝土之間存在初始縫隙，初始縫隙值包括施工縫隙、鋼管冷縮縫隙、混凝土徐變縫隙。

(1) 施工縫隙:根據(jù)中國鋼管設計規(guī)范，如管外混凝土填筑密實，并作認真的接縫灌漿，Δ0可取為0.2 mm。

(2) 鋼管冷縮縫隙ΔS:根據(jù)鋼管設計規(guī)范所提供的公式及鋼材線膨脹系數(shù)和溫差，鋼管半徑為1 450 mm時可算得ΔS為0.36 mm。

(3) 混凝土徐變縫隙Δc:同樣，根據(jù)鋼管設計規(guī)范所提供的公式，鋼管內(nèi)半徑為1 450 mm時可算得Δc為0.10 mm。

將施工縫隙Δ0、鋼管冷縮縫隙ΔS和混凝土徐變縫隙Δc相加，可得到壓力鋼管與混凝土之間的總縫隙值為0.66 mm。主管段初始縫隙值取0.66 mm，其他管段初始縫隙值根據(jù)管徑變化計算取值。

2.2.1計算模型

用ANSYS軟件模擬較大岔管部位鋼管與外包混凝土在內(nèi)水壓力作用下的聯(lián)合承載情況。混凝土假定為線彈性材料，采用實體單元模擬。在鋼管和外包混凝土接觸面之間建立面-面接觸關系。有限元計算網(wǎng)格見圖5。模型底部界面、上下游端部均施加法向約束。

圖5　整體模型圖

2.2.2計算結果及分析

根據(jù)計算結果，混凝土應力分布:鋼管外包混凝土拉應力基本上在1.9～4.7 MPa，均超過混凝土抗拉強度，需要進行配筋;外包混凝土最大壓應力為4.27 MPa。

2.2.3混凝土配筋

圖6　混凝土配筋典型斷面圖

從上述計算可知，大部分外包混凝土拉應力都超過其抗拉強度，在主管部位取2個剖面，混凝土配筋典型斷面選取見圖6。整理了混凝土特征斷面的應力、軸力、彎矩，并根據(jù)美國規(guī)范進行配筋，列于表2、3，典型斷面的配筋控制截面詳見圖7。另外，混凝土各典型斷面環(huán)向應力見圖8～9。

圖7　配筋控制截面示意圖

2.3加設墊層方案

壓力鋼管厚度按明管進行設計，鋼管自身結構強度可以承擔全部內(nèi)水壓力。鋼管外側布設較軟的薄墊層[6-7]，墊層材料的作用是形成鋼管和混凝土之間的縫隙，吸納鋼管的變形，減少混凝土配筋。

表2　剖面1-1混凝土環(huán)向應力分布與配筋表

表3　剖面2-2混凝土環(huán)向應力分布與配筋表

圖8　剖面1-1混凝土環(huán)向應力圖　　單位：MPa

圖9　剖面2-2混凝土環(huán)向應力圖　　單位：MPa

2.3.1鋼管變形量估算

鎮(zhèn)墩部位鋼管在內(nèi)水壓力作用下環(huán)向變形按式(1)進行估算：

(1)

式中：σc為環(huán)向應力，MPa；R為鋼管半徑，mm；E為鋼管彈性模量，GPa。

根據(jù)鎮(zhèn)墩主管段、過渡管段的鋼管應力，計算鋼管的環(huán)向變形量，見表4。

表4　鋼管變形量表

圖10　墊層鋪設示意圖

因為鎮(zhèn)墩是設置在管道轉角處防止管線移位的建筑物，墊層厚度不宜過大。根據(jù)上述計算結果，外包墊層厚度取2 mm進行計算。

2.3.2計算模型和混凝土配筋斷面

整體計算模型

基本同圖5，區(qū)別為模型中在鋼管外部布置墊層，如圖10所示，其它部位建立面-面接觸關系。混凝土配筋典型斷面選取和配筋控制截面同圖6、7。

2.3.3墊層布置方案

根據(jù)相關研究資料，鋼管與混凝土接觸面摩擦系數(shù)為0.5左右，并在很多工程中采用。如果要降低鋼管與混凝土的摩擦系數(shù)，需采取特殊的包裹措施或涂抹潤滑材料?？紤]缺乏成熟的工程經(jīng)驗，短時間內(nèi)向外方咨詢工程師證明或通過審批而降低摩擦系數(shù)的難度很大，現(xiàn)場施工也較難控制，本計算中摩擦系數(shù)采用0.5。結合墊層布置和施工，針對墊層彈模、包角等參數(shù)按不同的組合方案進行對比計算，找到較優(yōu)的設計參數(shù)。

墊層彈模選取0.1、0.3、0.5、1.0和2.0 MPa五種，墊層包角選取210°、240°、360°三種，不同組合方案的配筋結果見表5。

表5　各墊層布置方案的配筋結果表

2.3.4計算結果分析及配筋計算

根據(jù)上述計算結果可知，墊層彈模越小、包角越大，外包混凝土的配筋越小。鎮(zhèn)墩內(nèi)多為彎管、漸變管等異型管，鎮(zhèn)墩和鋼管受力復雜，為限制鋼管的變形和振動應盡可能選擇較小的包角，210°包角靠近鋼管腰線，距離合適。墊層彈模太小材料不易采購、施工難度增加，彈模太大配筋量加大。綜合考慮鎮(zhèn)墩和鋼管受力、現(xiàn)場施工和墊層材料采購等因素[8]，認為墊層包角采用210°，墊層彈模按0.3 MPa控制是合適的。

方案D-210-0.5-0.3的計算結果見表6、7，圖11～14。

表6　剖面1-1混凝土環(huán)向應力分布與配筋表

3方案對比及分析

(1) 通過計算，聯(lián)合承載方案鋼管僅承擔了約33%的內(nèi)水壓力，外包混凝土承擔了剩余約67%的內(nèi)水壓力，因而導致外包混凝土全截面均受拉，且拉應力量值較大。按拉應力圖形積分配筋方法，單位寬度(1 m范圍)需配19根Φ32鋼筋，配筋量很大。如果考慮限裂或抗裂要求，采用中國常用的HRB335(設計強度300 MPa)、HRB400(設計強度360 MPa)鋼筋時，配置的鋼筋量會更大。而且由于鎮(zhèn)墩體型較大，此方案鋼筋量很高，經(jīng)濟性差。

表7　剖面2-2混凝土環(huán)向應力分布與配筋表

圖11　剖面1-1混凝土環(huán)向應力圖　　單位：MPa

圖12　剖面2-2混凝土環(huán)向應力圖　　單位：MPa

圖13　剖面1-1混凝土軸向應力圖　　單位：MPa

圖14　剖面2-2混凝土軸向應力圖　　單位：MPa

(2) 初始縫隙方案:中國《壓力鋼管設計規(guī)范》中，鋼管與混凝土之間的初始縫隙是在計算鋼管應力時考慮的，在計算鋼管傳至混凝土的內(nèi)水壓力時不考慮這些初始縫隙，對鋼管和混凝土計算都相對更安全。而在外包混凝土計算中考慮初始縫隙與規(guī)范的原則相悖，并且鋼管冷縮縫隙、混凝土徐變縫隙只是在特定工況下才存在，鋼管正常運行時并不能完全考慮這些縫隙值。除鋼管冷縮縫隙外其他縫隙值在美國規(guī)范中沒有找到依據(jù)，在國外項目中也很難得到咨詢工程師的認可。而且，即便考慮初始縫隙值的存在，外包混凝土的配筋仍然較大。

(3) 加設墊層方案:通過合理設置墊層，可以解決高水頭電站的鎮(zhèn)墩結構設計問題，外包混凝土各截面的配筋量僅為聯(lián)合承載方案相應截面配筋量的9%～26%，經(jīng)濟效果明顯。

鎮(zhèn)墩混凝土內(nèi)鋼管一般都按明管設計，并不會因為設置墊層而引起鋼板量的增加。因為鎮(zhèn)墩主要用來固定壓力管道、限制鋼管位移，為限制鋼管的變形和振動，鎮(zhèn)墩內(nèi)混凝土與鋼管之間的縫隙不宜過大?？紤]鋼管管壁與混凝土之間的摩擦和粘聚作用，不宜采用全斷面布置墊層。由于高水頭電站鋼管管壁厚度較厚、鋼板強度一般較高，復核結果表明，即便出現(xiàn)微量變形，鋼管應力也能夠滿足要求。為了限制鋼管軸線的位移，可以考慮設置止推環(huán)等措施。由于墊層較軟，在澆筑混凝土施工時可采取控制澆筑層高、在墊層外先涂刷砂漿等保護措施。

4結語

通過以上分析，可以得出以下基本結論：

(1) 對于高水頭水電站鎮(zhèn)墩結構設計，采用加設墊層的方式是一個可行的解決方案，可以大量減少外包混凝土的配筋量。

(2) 應結合鋼管在內(nèi)水壓力作用下的膨脹變形量選用墊層厚度，墊層厚度盡量接近鋼管膨脹變形量。墊層厚度不宜過大，墊層應采用薄而軟的材料。

(3) 考慮鋼管與鎮(zhèn)墩之間的傳力需要，可以布置止推環(huán)等相應措施，鋼管外包墊層宜選用較小的包角。

(4) 施工時采取措施，避免墊層材料出現(xiàn)較大的壓縮變形。

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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

中圖分類號：TV732.41

文獻標識碼：A

DOI:10.3969/j.issn.1006-2610.2016.01.007

作者簡介：劉永智(1977- )，男，陜西省蒲城縣人，高級工程師，主要從事水工建筑物設計工作.

收稿日期：2015-10-07

文章編號：1006—2610(2016)01—0027—06