云南李仙江石门坎水电站埋藏式钢岔管设计（王惠芹,陆强,丁易）

［关键词］石门坎 埋藏式钢岔管

1 工程概况

李仙江石门坎水电站位于云南省思茅市把边江河段上，总库容为1.97×108m3，为Ⅱ等大（2）型工程，枢纽建筑物包括拦河大坝及引水式电站。拦河大坝建筑物级别为2 级；引水发电系统建筑物级别为3 级。引水发电系统采用一洞两机布置方式, 单机容量65MW，单机引用流量104.50m3/s，额定发电水头70m。引水洞沿线穿越的地层岩性为石英砂岩、钙质砂岩夹粉砂岩，围岩大多为微风化～新鲜岩体。

钢岔管主要设计参数：主管内径7.00m，支管内径5.00m，分岔角70°。

2 钢岔管体型设计

岔管体型设计主要考虑三个方面：一是结合引水发电洞轴线和厂房轴线的关系，选择合适的岔管形式；二是水流流态好，水头损失小，三是结构受力合理，钢材用量最省。

李仙江石门坎水电站钢岔管根据引水发电洞轴线和厂房轴线的位置关系，选择采用卜型布置，按照DL/T5141-2001《水电站压力钢管设计规范》中推荐的内加强月牙肋岔管计算方法初步拟定月牙肋钢岔管主管直径7.00m，支管直径5.00m，公切球直径8.00m，分岔角70°。钢材考虑采用16MnR，屈服强度σs≥325MPa，抗拉强度≥490MPa。岔管管壁厚32mm，月牙肋腰部断面宽度1.5m，肋厚75mm。

3 钢岔管三维有限元计算

钢岔管三维有限元计算及体型优化计算程序采用正交曲线坐标系下的等参曲壳单元，以壳体中面的主曲率和外法线构成右手系正交曲线坐标。该程序从三维弹性理论几何方程出发，用壳体中面位移和中面法线转角表示壳体上任意点的位移，计算输出各节点的位移和应力，即是工程上极易理解的壳体的周向、母线方向及法线方向的量值，直观性强。

3.1 钢岔管体型优化

岔管按埋藏式岔管设计，设计内水压力120m，考虑与围岩联合承载，钢岔管与回填混凝土之间、以及混凝土和围岩之间的总缝隙（包括施工缝隙和通水冷却缝隙）取值1.4mm，围岩单位弹性抗力K0=70MPa/cm。开挖面处围岩弹性抗力按照K=100 K0/R计算，其中R 为岔管处的开挖半径，按照DL/T5141 　2001《水电站压力钢管设计规范》，其结构构件的抗力限制见表1。

采用三维有限元方法对初拟方案（1 方案）进行结构计算，明岔管运行工况下，岔管的变形和应力分布不均匀，部分区域应力集中程度高，特别是钝角区C 点，由于该处母线转折角（19°）偏大，导致该处峰值应力最高，等效应力也最高，其局部膜应力值已超过16MnR 材料的屈服强度（325MPa），另外A、B 两处峰值应力也偏高，均超过了允许应力。在埋藏式运行工况下，由于本工程围岩条件较好，管径大，缝隙小，围岩对岔管变形的限制起到很好的分担内水压力作用，C 点的应力集中现象在埋藏式运行工况中并不显著。考虑到埋藏式运行工况下对围岩和缝隙作了理想化的假定，同时考虑到岔管在施工、运行过程中各种缺陷和不确定因素的存在，岔管结构优化在明岔管运行工况下进行。

2 方案增大了管节11 和12 的半锥顶角，C 点的母线转折角由19°降低为18°。

3 方案：在2 方案基础上继续减小C 点的母线转折角，继续增大管节11 和12 的半锥顶角， C 点的母线转折角由1 方案19°减小为16°。

4 方案：在3 方案基础上继续减小C 点的母线转折角，增大管节21 和22 的半锥顶角，C 点的母线转折角由1 方案19°减小为14°。

5 方案：由于规范对管节母线最小长度的限制，继续增加管节11 或21 的半锥顶角已经没有余地，故5 方案在主管一侧增加一个管节，由原来3 个管节增加到4 个，公切球半径由400cm 提高到410cm，同时增加了管节11 的半锥顶角到15°，管节21、22 与原方案同， C 点的母线转折角由1 方案19°降低为13°。

6 方案：在5 方案基础上，增加最大公切球半径到420cm，为了使A、B、C 三点的应力更均匀，管节11 的半锥顶角调整到14.5°，管节21 和22 的半锥顶角分别调整到20°和10°，C点的母线转折角由1 方案19°降低为11.5°。

7 方案：在6 方案基础上，管壳结构参数不变，肋板肋宽比由0.3 降低为0.24，肋板厚度由原75mm 提高到80mm。

2009 年第3 期黄 河 规 划 设 计总第149 期王惠芹等：李仙江石门坎水电站埋藏式钢岔管设计体型优化的7 个方案的主要控制点环向应力结算结果列于表2。1 方案、7 方案的岔管结构体型见图1、图2。

3.2 应力校核计算

结构优化时，一方面充分利用钢材的承载能力，同时考虑岔管外混凝土浇筑、灌浆可能出现的不确定性，要按“明管准则”限制岔管应力，并适当控制埋藏式岔管围岩分担率。

管壁厚度按照埋藏式岔管应力控制标准要求和明岔管准则确定。管壁厚度从32mm 按照2mm 递减至24mm，从计算结果看，厚度为24mm 时，C、B 两点的局部膜应力超过材料的屈服强度，30~28mm 方案管壳及肋板膜应力皆在明岔管准则的应力控制标准范围之内，因此管壁厚度28mm 作为最终推荐方案，并对其进行埋藏式条件下运行工况的计算，校核其应力是否满足埋藏式岔管的应力控制标准。

在埋藏式运行工况条件下，管壳应力非常均匀，内外壁应力趋于一致，距离表1 允许应力尚有很大冗余。肋板应力也趋于均匀，偏心受拉作用基本消除，肋板在明岔管和埋管条件下，应力距离允许应力要求皆有冗余。理论上肋板仍可以继续优化，但出于对施工安装的考虑，过瘦的肋板安装时容易产生扭曲和不必要的侧向弯曲应力，故肋板不再进一步优化。

3.3 缝隙敏感性计算

由于管外混凝土浇筑、灌浆在施工过程中存在不确定性，计算时对围岩和缝隙又作了理想化的假定，因此，在实际运行中，钢岔管与回填混凝土之间、以及混凝土和围岩之间的总缝隙可能与计算值（1.4mm）有一定的偏差，而岔管的应力分布与总缝隙值的关系比较密切，有限元计算时对缝隙进行敏感性计算，管壳平均等效应力与缝隙的关系曲线见图3，围岩分担率与缝隙的关系曲线见图4。

由图3 可知，缝隙约在3mm 范围内，岔管平均等效应力几乎与缝隙成正比增长，而缝隙在3～5mm 范围内时，岔管平均等效应力增加减缓，缝隙大于5mm 时，岔管平均等效应力增加幅度很平缓。由图4 可知，围岩分担率随缝隙的增加衰减很快，缝隙小于2mm 时，围岩分担率还在20%以上，当缝隙大于10mm 后，围岩分担率接近于零。

3.4 围岩敏感性计算

为了探讨一定缝隙条件下（缝隙取值1.4mm），不同围岩单位弹性抗力对岔管应力的影响，单位弹性抗力分别为K。= 0.0、5.0、10.0、15.0、20.0、25.0、50.0、75.0、100.0、150.0、200.0MPa/cm。管壳平均等效应力与围岩单位弹性抗力的关系曲线见图5。围岩分担率与围岩单位弹性抗力的关系曲线见图6。

在缝隙较小（1.4mm）的情况下，围岩的分担作用十分明显，很弱的围岩即可以起到较大的分担作用， K。=5.0MPa/cm 时，围岩分担率已超过20%。随着围岩单位弹性抗力的增加，其分担作用缓慢增加，当K。达到15.0MPa/cm 时，围岩分担率超过30%，但增加有限。说明围岩强到一定程度，其分担作用不再提高。

4 结论

(1)管壳上发生应力集中的部位在管壳母线的转折处，在一定的平面布置条件下，岔管管壳应力集中的程度取决于管壳母线间的转折角大小，在符合规范及设计要求的前提下，调整并使这些角度的大小均化，可极大地改善管壳应力集中的程度，从而使管壳应力分布趋于均匀。

(2)缝隙大小对埋藏式岔管的应力分布影响较为敏感，缝隙越小，围岩分担作用越明显。

(3)围岩敏感性计算表明，在缝隙不大的情况下（本工程为1.4mm），围岩对岔管的应力大小及分布影响显著，很小的K。即起到很大的分担作用，而当K。值逐步增大时，围岩的分担作用并没有成正比增加，而是逐步减弱趋于平缓。