CN1317522C - 一种scs组合式水电站压力埋管的设计方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种SCS组合式水电站压力埋管的设计方法，在钢衬和围岩之间灌装混凝土管，在混凝土管和围岩之间再加装外层钢管。外层钢管防渗、中层混凝土管抗外压、内层钢管仅承担运行期的内水压力荷载。既大大减小了钢筋用量和混凝土标量，减小了成本，又便于运行期将内水压力传递给外层钢管和围岩，该设计方法充分发挥了钢材的抗拉性能和混凝土的抗压性能，很好地适应其运行期的高内压与检修期的高外压的工作环境，从而达到合理利用材料的目的，另外，在施工时由于无需设置加劲环等辅助措施，且可预制构件，所以可大幅加快施工速度。

Description

一种SCS组合式水电站压力埋管的设计方法

技术领域

本发明涉及一种水电站压力埋管的设计方法，具体涉及一种钢衬-混凝土-钢衬(SCS)组合式水电站压力埋管的设计方法。

背景技术

近二三十年来，地下埋藏式压力钢管的采用日益增多，一方面是因为地下电站的大量修建；其次是有许多工程的管道沿线地面条件不利，出于保护环境的需要；第三是由于目前压力钢管的HD值不断增加，设计和制作明管的困难越来越大，高强合金又昂贵、短缺，采用地下埋藏式压力钢管可以利用围岩来分担荷载从而减薄钢衬厚度。

但随着水电站的单机容量越来越大，压力管道的HD值不断提高，对于高HD值的地下埋藏式压力管道，传统的地下埋藏式压力钢管存在以下几方面难以克服的问题：

(1)在运行期高内水水头作用下，如果混凝土衬砌按抗裂设计，需加厚混凝土衬砌和提高混凝土标号，进而扩大开挖断面并给混凝土衬砌的浇筑带来不便，同时也不利于将内水荷载传递给围岩；

(2)一般混凝土衬砌按限裂设计，带来的另一困难是在检修期外水将通过混凝土衬砌裂缝直接作用于钢管壁上，薄壳结构的钢管极有可能发生屈曲失稳，外压往往成为控制工况，这就需要加厚钢板和加密加筋环的间距及加大加筋环的尺寸，而在正常运行期间钢衬中的环向应力往往很小，不能充分发挥其抗拉作用，从而浪费钢材并给施工带来极大不便；

(3)为了充分发挥钢衬的抗拉作用，而在钢衬与混凝土衬砌之间设预留缝，虽然可以尽最大可能地发挥钢衬的抗拉作用，但却给检修期外水作用下钢衬的稳定性带来致命隐患，依靠加劲环等措施增加其检修期稳定性的设计又给施工带来极大麻烦，同时建造安装成本急剧增大。

(3)为了充分发挥钢衬的抗拉作用，而在钢衬与混凝土衬砌之间设预留缝，虽然可以尽最大可能地发挥钢衬的抗拉作用，但却给检修期外水作用下钢衬的稳定性带来致命隐患，依靠加劲环等措施增加其检修期稳定性的设计又给施工带来极大麻烦，同时建造安装成本急剧增大。

发明内容

针对传统的地下埋藏式压力钢管中存在的问题，本发明的目的在于提供一种SCS组合式水电站压力埋管的设计方法，该方法充分发挥钢材的抗拉性能和混凝土的抗压性能，能够适应运行期的高抗拉与检修期的高抗压的严格要求，从而达到节省材料、加快施工速度的目的。

本发明的基本构思是：采用SCS组合式水电站压力埋管，在现有的混凝土管和围岩之间加装一层钢管，构成围岩、外层钢管、混凝土管和内层钢管的布置格局，外层钢管主要发挥防渗作用，防止外水直接作用到内层钢管上，外水压力主要由两层钢管间的混凝土管承担，充分发挥混凝土管的高抗压性能，以提高压力埋管的抗外压能力，内层钢管则主要承担内水压力，并允许混凝土管出现径向裂缝，以便在内水荷载作用下将内水压力传递给外层钢管和围岩，充分发挥内、外层钢管以及围岩的抗拉性能。

实现本发明基本构思所采用的技术方案是，SCS组合式水电站压力埋管的设计方法，在内层钢管和围岩之间灌装混凝土管，且在混凝土管和围岩之间再加装外层钢管，所述灌装的混凝土管的厚度按下式确定：

$t_c=r_2-\frac{D}{2}=\frac{D}{2}(\frac{1}{\sqrt{1-\frac{2\mathrm{\βH}}{100{\mathrm{\σ}}_c}}}-1)$

其中：t_c——混凝土管厚度，

      r₂——外层钢管内半径(mm)，

      H——内水水头(m)，

      D——内层钢管直径(m)，

      σ_c——混凝土的屈服强度(MPa)，

      β——外水折减系数。

该方法按以下步骤进行：首先确定混凝土管的厚度，然后确定外层钢管的壁厚，再确定各层管之间的层间缝隙值，最后确定内层钢管的壁厚。

本发明的设计方法，设计为由双层钢管和混凝土管组成组合式压力埋管。外层钢管防渗、中层混凝土管抗外压、内层钢管仅承担运行期的内水压力荷载。由于设置了外层防渗钢管，所以中层混凝土管可以按无限制的开裂设计，既大大减小了钢筋用量和混凝土标量，减小了成本，又便于运行期将内水压力传递给外层钢管和围岩，这种设计充分发挥了钢材的抗拉性能和混凝土的抗压性能，从而很好地适应其运行期的高内压与检修期的高外压的工作环境，从而达到合理利用材料的目的，另外，在施工时由于无需设置加劲环等辅助措施，且可预制构件，所以可大幅加快施工速度。

附图说明

下面结合附图和具体实施方式对本发明进行详细说明。

图1是现有技术压力钢管的1/4横截面示意图；

图2是现有技术压力钢管在临界外压下管壁屈曲变形图，其中a为主视图，b为侧视图；

图3是本发明设计得到的压力钢管1/4横截面示意图；

图4是本发明设计得到的压力钢管1/4三维结构示意图。

图中，1.围岩，2.混凝土管，3.内层钢管，4.外层钢管。

具体实施方式

图1是现有技术压力钢管的1/4横截面示意图。在内层钢管3和围岩1之间是混凝土管2，利用围岩1来分担荷载从而减薄内层钢管3的厚度。当在内外水作用下，内层钢管3、混凝土管2、围岩1三者共同作用时，发生的变形难以协调，脆性的混凝土管2和围岩1在较小的内压下极易开裂，而延性的内层钢管3却极易在外水压力下产生管壁屈曲失稳，如图2所示。

图3、图4是按照本发明设计方法得到的压力埋管的结构示意图，由较厚的内层钢管3、薄的外层钢管4及两层钢管之间具有一定厚度的混凝土管2组成。

a.设计时，首先确定混凝土管2的厚度：

$t_c=r_2-\frac{D}{2}=\frac{D}{2}(\frac{1}{\sqrt{1-\frac{2\mathrm{\βH}}{100{\mathrm{\σ}}_c}}}-1)$

其中：t_c——混凝土管厚度，

      r₂—外层钢管内半径(mm)，

      H——内水水头(m)，

      D——内层钢管直径(m)，

      σ_c——混凝土的屈服强度(MPa)，

      β——外水折减系数。

b.然后确定外层钢管4的壁厚：

外层钢管4的壁厚按我国水电站钢管设计规范中规定的管壁最小厚度来确定：

                    表1不同管径对应的管壁最小厚度表

钢管直径(m)	1.6～3.2	3.3～4.8	4.9～6.4	6.5～8.0	8.1～9.6	9.7～11.2	11.3～12.8
								最小厚度(mm)	8.0	10.0	12.0	14.0	16.0	18.0	20.0

c.再确定各层管之间的层间缝隙值：

各层管之间的层间缝隙值确定为：

首次充水时管道共分布有3处层间缝隙：δ₁为内层钢管3与混凝土管2之间的缝隙；δ₂为混凝土管2与外层钢管4之间的缝隙；δ₃为外层钢管4与围岩1之间的缝隙。

(1)内层钢管3与混凝土管2之间的缝隙δ₁的计算方法如下：

δ₁＝δ₁₁+δ₁₂

δ₁₁——施工缝隙，如进行可靠的接触和回填灌浆，可取0.2mm，

δ₁₂——运行充水后的温降缝隙，

其中δ₁₂＝U_s1-U_c

U_s1为内层钢管冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移，

当为最低运行温度情况时，U_s1＝α_s1ΔT_s1(1+v_s1)r₁

式中：U_s1——最低运行温度情况下内层钢管冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移值(mm)，

α_s1——内层钢材的线胀系数(1/℃)，

ΔT_s1——内层钢管起始温度减最低运行温度(℃)，起始温度(即相应于管壁环向应力为0时的温度)如无资料，可近似用平均地温，最低运行温度可近似用最低水温，

v_s1——内层钢材泊松比，

r₁——内层钢管内半径，

当为最高水温度情况时，U_s1＝α_s1ΔT_s1(1+v_s1)r₁

式中：U_s1——最高水温情况下的内层钢管冷缩缝隙值(mm)，

ΔT_s1——内层钢管起始温度减最高水温(℃)，可为负值，

U_c为混凝土管内壁由于冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移，

将混凝土管2视为厚壁圆筒，用热弹性交互定理导出U_c：

$U_c={\mathrm{\α}}_{c}a(1+v)(T_a-T_b)[\frac{1}{2\ln \left(\frac{b}{a}\right)}-\frac{b^2}{b^2-a^2}]$

式中：v_c——混凝土泊松比，

α_c——混凝土线胀系数，

a——混凝土管内径，

b——混凝土管外径，

T_a——内壁边界温度，

T_b——外壁边界温度；

(2)混凝土管2与外层钢管4之间的缝隙δ₂的计算方法如下：

δ₂＝δ₂₁+δ₂₂

δ₂₁——施工缝隙，如进行可靠的接触和回填灌浆，可取0.2mm，

δ₂₂——运行充水后的温降缝隙，

其中δ₂₂＝U_c-U_s2

U_c为混凝土管外壁由于冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移，

将混凝土管2视为厚壁圆筒，用热弹性交互定理导出U_c：

$U_c={\mathrm{\α}}_{c}b(1+v_c)(T_a-T_b)[\frac{1}{2\ln \left(\frac{b}{a}\right)}-\frac{b^2}{b^2-a^2}]$

式中：v_c——混凝土泊松比，

α_c——混凝土线胀系数，

a——混凝土管内径，

b——混凝土管外径，

T_a——内壁边界温度，

T_b——外壁边界温度，

U_s2为外层钢管4冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移，

当为最低运行温度情况时，U_s2＝α_s2ΔT_s2(1+v_s2)r₂

式中：U_s2——最低运行温度情况下外层钢管冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移值(mm)，

α_s2——外层钢材的线胀系数(1/℃)，

ΔT_s2——外层钢管起始温度减最低运行温度(℃)，起始温度(即相应于管壁环向应力为0时的温度)如无资料，可近似用平均地温，最低运行温度可近似用最低水温，

v_s2——外层钢材泊松比，

r₂——内层钢管内半径，

当为最高水温度情况时，U_s2＝α_s2ΔT_s2(1+v_s2)r₂

式中：U_s2——最高水温情况下的外层钢管冷缩缝隙值(mm)，

ΔT_s2——外层钢管起始温度减最高水温(℃)，可为负值；

(3)外层钢管4与围岩1之间的缝隙δ₃的计算方法如下：

δ₃＝δ₃₁+δ₃₂

δ₃₁——施工缝隙，如进行可靠的接触和回填灌浆，可取0.2mm，

δ₃₂——运行充水后的温降缝隙，

其中δ₃₂＝U_s2+U_r

U_s2为外层钢管4冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移，其计算方法同上U_s2的计算，

U_r为围岩1由于冷缩引起的径向位移：

U_r＝ΔT_rα_rr₃_r

式中：ΔT_r——洞壁表面岩石起始温度减最低温度(℃)，如无实测资料，可近似用平均地温减最低三个月平均水温，

α_r——围岩的线胀系数(1/℃)，

r₃——外层钢管外半径(mm)，即隧洞开挖半径，

_r——围岩破碎区相对半径影响系数，由围岩破碎区半径与钢管内半径的比值查图可得，围岩破碎区半径在坚硬完整围岩可取为r_r(隧洞开挖半径)，破碎软弱围岩可取为7r_r，中等围岩内插选取。

d.最后确定内层钢管3的壁厚：

$t_1=\frac{{\mathrm{pr}}_1+1000K_1^{\′}{\mathrm{\Δ}}_1}{\left[{\mathrm{\σ}}_s\right]}-\frac{1000K_1^{\′}{r}_1}{E_s^{\′}}$

其中，以混凝土管内表面为准的围岩单位弹性抗力系数为：

$K_1^{\′}=\frac{1}{\frac{1}{E_c^{\′}}\ln \left(\frac{r_2}{r_1}\right)+\frac{1}{E_r^{\′}}\ln \left(\frac{r_3}{r_2}\right)+\frac{1}{K_0+\frac{E_s^{\′}{t}_2}{r_2}}}$

其中，在填满层间缝隙阶段内层钢管需产生的径向位移值为Δ₁＝δ₁+δ₂+δ₃，由于管道的层间缝隙值计算较为繁琐，设计时亦可参考国内外其它工程的设计值和实测值，取为Δ₁＝4.0×10⁴r₁。

上列式中，

t₁——内层钢管壁厚(mm)，

p——内水压力(MPa)，

t₂——外层钢管壁厚(mm)，

r₁——内层钢管内半径(mm)，

r₂——外层钢管内半径(mm)，

r₃——围岩破裂圈外半径(mm)，

E_r′——破裂圈围岩的压缩模量(MPa)，

E_s′——平面应变问题的钢材弹性模量(MPa)，

E_c′——平面应变问题的混凝土压缩模量(MPa)，

[σ_s]——钢材设计强度(MPa)。

若由上式求得的t₁＜0或较小，则内层钢管3壁厚由表1所给出的最小壁厚确定。

按本发明的方法设计的组合式水电站压力埋管埋设于平洞中时，可先在钢轨上预制构件，然后沿轨道推进隧洞，之后在外层钢管4与围岩1间进行接触灌浆，预制构件有利于控制结构各层之间的缝隙，从而保证管道的整体性；埋设于斜井或竖井中时，可先固定内层钢管3、外层钢管4，然后浇筑混凝土管2，之后进行各层之间的接触灌浆。

当内、外水水头都很大，特别是外压成为控制工况时，按本发明设计方法得到的SCS组合式压力埋管与传统的地下埋藏式压力钢管相比，优势明显，可以大幅提高结构的抗外压稳定性、节省材料、避免设置密间距加劲环以及提高围岩1的荷载分担比(围岩较好时)等，且由于混凝土管2的存在，在外压作用下内层钢管3只承受很小部分外载而不会屈曲失稳，充分发挥钢衬、混凝土两种材料受拉、受压的不同特性，达到优化设计的目的。

Claims (4)

1.一种SCS组合式水电站压力埋管的设计方法，在内层钢管(3)和围岩(1)之间灌装混凝土管(2)，且在混凝土管(2)和围岩(1)之间再加装外层钢管(4)，其特征在于，所述灌装的混凝土管(2)的厚度按下式确定：

$t_c=r_2-\frac{D}{2}=\frac{D}{2}(\frac{1}{\sqrt{1-\frac{2\mathrm{\βH}}{100{\mathrm{\σ}}_c}}}-1)$

其中：t_c——混凝土管厚度，

r₂——外层钢管内半径(mm)，

H——内水水头(m)，

D——内层钢管直径(m)，

σ_c——混凝土的屈服强度(MPa)，

β——外水折减系数。

2.按照权利要求1所述的设计方法，其特征在于：各层管之间的层间缝隙值确定为：

内层钢管(3)与混凝土管(2)之间的缝隙δ₁的计算方法如下：

δ₁＝δ₁₁+δ₁₂

δ₁₁——施工缝隙，δ₁₂——运行充水后的温降缝隙，

其中δ₁₂＝U_s1-U_c

U_s1为内层钢管冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移，

当为最低运行温度情况时，U_s1＝α_s1ΔT_s1(1+v_s1)r₁

式中：U_s1——最低运行温度情况下内层钢管冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移值(mm)，

α_s1——内层钢材的线胀系数(1/℃)，

ΔT_s1——内层钢管起始温度减最低运行温度(℃)，

v_s1——内层钢材泊松比，

r₁——内层钢管内半径，

当为最高水温度情况时，U_s1＝α_s1ΔT_s1(1+v_s1)r₁

式中：U_s1——最高水温情况下的内层钢管冷缩缝隙值(mm)，

ΔT_s1——内层钢管起始温度减最高水温(℃)，

U_c为混凝土管内壁由于冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移，将混凝土管(2)视为厚壁圆筒，用热弹性交互定理导出U_c：

$U_c={\mathrm{\α}}_{c}a(1+v)(T_a-T_b)[\frac{1}{2\ln \left(\frac{b}{a}\right)}-\frac{b^2}{b^2-a^2}]$

式中：v_c——混凝土泊松比，

α_c——混凝土线胀系数，

a——混凝土管内径，

b——混凝土管外径，

T_a——内壁边界温度，

T_b——外壁边界温度；

混凝土管(2)与外层钢管(4)之间的缝隙δ₂的计算方法如下：

        δ₂＝δ₂₁+δ₂₂

δ₂₁——施工缝隙，δ₂₂——运行充水后的温降缝隙，

其中δ₂₂＝U_c-U_s2

U_c为混凝土管外壁由于冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移，将混凝土管(2)视为厚壁圆筒，用热弹性交互定理导出U_c：

$U_c={\mathrm{\α}}_{c}b(1+v_c)(T_a-T_b)[\frac{1}{2\ln \left(\frac{b}{a}\right)}-\frac{b^2}{b^2-a^2}]$

式中：V_c——混凝土泊松比，

α_c——混凝土线胀系数，

a——混凝土管内径，

b——混凝土管外径，

T_a——内壁边界温度，

T_b——外壁边界温度，

U_s2为外层钢管(4)冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移，

当为最低运行温度情况时，U_s2＝α_s2ΔT_s2(1+v_s2)r₂

式中：U_s2——最低运行温度情况下外层钢管冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移值(mm)，

α_s2——外层钢材的线胀系数(1/℃)，

ΔT_s2——外层钢管起始温度减最低运行温度(℃)，

v_s2——外层钢材泊松比，

r₂——内层钢管内半径，

当为最高水温度情况时，U_s2＝α_s2·ΔT_s2(1+v_s2)r₂

式中：U_s2——最高水温情况下的外层钢管冷缩缝隙值(mm)，

    ΔT_s2——外层钢管起始温度减最高水温(℃)；

外层钢管(4)与围岩(1)之间的缝隙δ₃的计算方法如下：

           δ₃＝δ₃₁+δ₃₂

δ₃₁——施工缝隙，δ₃₂——运行充水后的温降缝隙，

其中δ₃₂＝U_s2+U_r

U_s2为外层钢管(4)冷缩引起的方向朝向圆心的径向位移，其计算方法同上U_s2的计算，

U_r为围岩(1)由于冷缩引起的径向位移：

           U_r＝ΔT_rα_rr₃_r

式中：ΔT_r——洞壁表面岩石起始温度减最低温度(℃)，

α_r——围岩的线胀系数(1/℃)，

r₃——外层钢管外半径(mm)，即隧洞开挖半径，

_r——围岩破碎区相对半径影响系数。

3.按照权利要求1所述的设计方法，其特征在于：所述内层钢管(3)的壁厚按下式确定：

$t_1=\frac{{\mathrm{pr}}_1+1000K_1^{\′}{\mathrm{\δ}}_1}{\left[{\mathrm{\σ}}_s\right]}-\frac{1000K_1^{\′}{r}_1}{E_s^{\′}}$

其中，以混凝土管内表面为准的围岩单位弹性抗力系数为：

$K_1^{\′}=\frac{1}{\frac{1}{E_c^{\′}}\ln \left(\frac{r_2}{r_1}\right)+\frac{1}{E_r^{\′}}\ln \left(\frac{r_3}{r_2}\right)+\frac{1}{K_0+\frac{E_s^{\′}{t}_2}{r_2}}}$

在填满层间缝隙阶段内层钢管产生的径向位移为：

δ₁＝4.0×10⁴r₁

上列式中，

t₁——内层钢管壁厚(mm)，

p——内水压力(MPa)，

t₂——外层钢管壁厚(mm)，

r₁——内层钢管内半径(mm)，

r₂——外层钢管内半径(mm)，

r₃——围岩破裂圈外半径(mm)，

E_r′——破裂圈围岩的压缩模量(MPa)，

E′_s——平面应变问题的钢材弹性模量(MPa)，

E′_c——平面应变问题的混凝土压缩模量(MPa)，

[σ_s]——钢材设计强度(MPa)。

4.按照权利要求1所述的设计方法，其特征在于：该方法按以下步骤进行：首先确定混凝土管(2)的厚度，然后确定外层钢管(4)的壁厚，再确定各层管之间的层间缝隙值δ₁、δ₂、δ₃，最后确定内层钢管(3)的壁厚。

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