DL T 5141 2001 水电站压力钢管设计规范 条文说明 11

 

13原型观测、运行检查

13.1原型观测

    本节作了以下修订：

    (1)明确原型观测应纳入安全监测系统。

    (2)所列原型观测项目更细更具体了。

    (3)对观测断面设置补充了要求。

3.1.5中设观测爬梯的要求，以李家峡坝后背管为例，在两腰及管顶设有爬梯，方便了观测工作。

13.2运行检查

本节作了以下修订：

1  由“检查维修”改为“运行检查”。

2增加了必要的检查项目。

3所列特征时期更明确更全面了。

附录A

（标准的附录）

明管结构分析方法

A．1荷载计算

，近似取=1得到的简化公式。当转角θ由50°增至90°时，该值由1.03增至1.11。因此，θ角较大时，宜采用精确公式。

A．2应  力  分  析

A.2.2—A.2.3

(1)结构力学法。钢管管壁，在两支座间的跨中部分为整体膜应力区，纵向接连续梁计算。在支承环、加劲环附近，考虑管壁与环的变形相容，计算局部应力。钢管自重引起的应力属于二次微量，可以略去，未列入。

（2）弹性力学法。

1)此法原系20世纪30年代，美国垦务局为波尔德洞内明管推导的一套方法。20世纪40年代苏联将它补充，列入规范TY9——1985规范时，由昆明勘测设计研究院诸葛睿鉴、金章瑄、黄伟将它重新推导，作了改正、补充，简化了公式表。本次修订时，未作改动。

  2)弹性力学法的计算原理是在平衡方程中，令弯矩、扭矩、径向剪力为零，环向剪力等于轴向剪力，可得膜应力解。

    用变位表示各力的平衡方程。解得x、θ、r三向的变位μ、ν、ω：

    (15)

 (16)

                (17)

      (18)

           (19)

     随即可求出各项内力。此即边界效应解。膜应力解与边界效应解之和为全解。

    将各项荷载表示成傅里叶级数，代人全解，可得相应内力。

    3)在管端处，若水重校正值的弯矩大于0.1倍内水压力引起的弯矩，应按弹性力学法计算。

    4)部分充水时的应力分析目前还没有简捷可行的方法。各国方法简介于后。

    前述美国垦务局方法没有计入跨中管壁环向的弯矩，不妥。没有提及部分充水应力。苏联规范TY9---1951中列入光滑管壁部分充水时的应力。日本规范对于较长的管道，假定管壁横断面上的剪应力分布，在部分充水和全充水时一样，呈正弦曲线形，这是不妥的。对于较短的管道，其计算原则尚不清楚，短管与长管的曲线也不连续。

    由于计算困难，上述各法均按水平管道计算，也未计人加劲环的作用，与实际工程有一定差距。迄今还未了解到因充水而破坏的工程实例。因此，此种工况暂不列入本规范。

    5) DL5073—2000《水工建筑物抗震设计规范》规定，钢管地震作用按梯形分布，但计算较复杂，而地震作用实际上也很不明确，所以按两端固结梁上作用有梯形与矩形分布荷载作比较后，近似按矩形采用、的值。

    地震如在垂直方向，相当于自重增大，但增量不大，(7～9)度地震，增大1/40～1/10，而允许应力却增大很多，所以还是横向地震应力控制。

A．3支承环内力分析

A．3.1～A．3.2

    (1)支承环过去多做成侧支承型式，并取b/R=0.04。此时，环内、外弯矩最大值相等，环本身比较经济。若为洞内明管、深挖槽等布置形式，支点位置在管旁将加大土建工程量。可比较下支承型式，以支承环工程量换取土建工程量。

    (2)从管壁应力计算中可求得支承环荷载，用弹性力学和结构力学方法，即可解得环的内力。计算中支承环当作等截面圆环，支承反力当作一集中力，实际上支承处因截面扩大，内力峰值达不到计算值。

    支承环上的荷载本应为环两侧管壁剪力之和，见附录A图A5和图A6的值。接近伸缩节的第二个支座上，荷载约可达1.14Gcosα，但历来都用Gcosα，此处仍沿用之。

A.4管壁抗外压稳定分析

A.4.1～A.4.2

    (1)对于光面管，采用经典的勃莱斯公式。

    (2)对于加劲管，外压稳定分析包括加劲环稳定和管壁稳定两个方面。

    1)加劲环的临界外压计算采用与光面管实质上相同的公式。

    2)管壁的临界外压计算采用经典的米赛斯公式。

A．5加劲环抗外压强度及稳定分析

A．5.1—A．5.2

    (1)当管壁能够维持稳定时，作用在管壁上的外压实际并未传到环上。传到环上的是壁与环变形不同而引起的力。但一般为安全计，还是将rl全部作为环的荷载。

    (2)在没有圆度制作误差时，环是中心受压构件。在有圆度制作误差时，是偏心受压构件，应作一系列试验以确定其稳定系数值。但目前未作试验，故引用GBJ17--1988表3.1-表3.9中的值，但这些表只有3号钢（即Q235、20R）、16Mn和15MnV钢种的值，其他钢种只能参考使用。

    环的失稳状态一般是两个波，如将环拉直视为柱，则：

         (20)

相当于计算长度1.159的两端铰支柱，见图9。考虑到环半径稍大于管半径r，变形零点不太准确等因素，这一计算长度是可以采用的。

（3）圆度偏差为两垂直管径之差，以表示最大、

    图9两端铰支柱的失稳状态

最小的两垂直管径；Δr表示半径误差；ε表示相对圆度偏差。则:

            (21)

因此，半径相对误差为相对圆度偏差的一半。

  (4)加劲环和支承环旁的管壁，在承受外压时，严格的说应计算局部弯区应力，一般外压都小于内压，故此项应力可不计算。

A．6应力种类所对应的应力和内力

A.6.1增列表13，是为了方便设计。使各个计算部位和计算点，与其所属应力种类和内力种类，以及对应的结构系数yd，具体地予以明确。

附录B

（提示的附录）

地下埋管结构分析方法

B．1钢管承受内压结构分析

B．1.1缝隙计算中的有关参数如下：

(1)一些电站的工程缝隙设计取值或实测值列于表16，供参考。

表16一些电站的施工缝隙设计取值和实测值

电  站	接触灌浆和固结灌浆	mm	备  注
以礼河（三级）     以礼河（四级） 绿水河 读书第二 罗斯蓝一拉巴蒂 加拿大 挪威 十三陵抽蓄 石头河	要求作 已作 未作 未作 管外填水泥砂浆 已作 要求作       未作	0.20 0.14—0.20 0.31   0.40—0.42 0.51 0.20 =0.0255 总值 0.20 0.23-0.32 0.60	设计取值 实测值 实测值   实测后估算值 实浏值 实测值 设计取值 设计取值 设计取值 设计值 设计值

 

  (2)围岩冷缩缝隙。假定为定常热流，钢板、混凝土、岩石间接触处无温差，混凝土热膨胀系数与岩石接近，则混凝土及岩石破裂区冷缩缝隙可按下式计算：

 (22)

可用r代替；资料很少；难以确定，今近似取=11，再根据围岩情况估取，坚硬完整基岩取= ，破碎软弱基岩取= 7。在计算钢板厚度公式中，没有考虑混凝土层和破碎岩层压缩的影响，二者不尽一致。

    1)一些电站采用的和建议的值。罗斯蓝一拉巴蒂电站：

  芬托里公式，= 11

  劳福尔建议：0.58。

  2)-些岩石的膨胀系数：

  花岗岩    (4.08--3.11) ×/℃

  砂岩    (5.00-6.22)×／℃

  石灰岩    3.76×/℃

  大理石    (3.61-5.62)×/℃

  页岩    5×/℃

  混凝土    10×/℃

  (3)混凝土村圈与钢管、围岩间累计缝隙建议值

弗列依史斯特   =3.0×r

日本   =4.0×r

欧洲趋势    =(1.5～4)×r

十三陵抽蓄   =(1.87--2.53)×r（试验测值）

本规范计算值=(3～5.5)×r

=(3.5～4.3)×r（通常范围）

B．1.2地下埋管的结构分析：

    (1)钢管环向正应力系根据平衡条件和钢板、岩石变形相容条件导出。一般根据工程对比和少量试验得出，比较粗略，所以不必再考虑混凝土和围岩破裂圈的压缩。轴向应力，一般为拉应力，数值不大，不必计算。

    (2)上覆围岩厚度要求：

1)与的关系式(B6)的来源。在岩体不开裂的条件下，将围岩视为一厚壁圆筒，当=6时，内壁径向变位ω与无限厚筒的径向变位之比，已不到1.05，见表17。

表17 内壁径向变位与无限厚筒径向变位之比

/	2	4	6	∞
ω/	1.20	1.067	1.033	1

 

  2) 与关系式（B7）的来源。式(B7)系建立在岩体为松散介质基础上，根据“上抬准则”和考虑岩体侧向压力系数巩后确定的。有些学者认为，上覆围岩厚度，应按岩石拉裂理论确定。内水压力作用下产生的围岩应力，在小于或等于岩体预压应力（完整无节理裂隙岩体还可以加上抗拉强度）时，围岩不会拉裂，岩体中的应力分布可根据弹性理论确定。反之，则岩体将被拉裂。当岩体开裂至一定深度，该处岩体预压应力刚好与内水压力作用下产生的围岩应力平衡时，裂隙即行终止。拉力区外的围岩应力仍可按弹性理论确定。岩体开挖孔洞后，洞周围的岩体初始应力将重新分布，其切向应力（拉应力为正）可由下式解出：

        (23)

  
式中：——围岩处的切向应力（N/mm2）；

    ——围岩重度（N／mm3）   ．

    ——计算点的围岩半径(mm)；

    ——岩体侧向压力系数，该值范围为0～1.0，无实测值亦无经验可取为0；

    θ——计算点半径与竖轴的夹角，顶部θ=0(°)。

    在=处

    (24)

    若洞轴线水平，，在岩体预压应力等于由内水压力作用产生的拉应力时，洞壁不开裂的覆盖比（不计温度应力）为：

(25)

    因此从防止围岩开裂或保持围岩处于预压观点出发，地下埋管应力分析，不仅要分析钢衬应力，还应分析围岩应力，这样才完全。

    3)当时，按厚壁圆筒计算（其应力值大于实际半无限体中的应力）内水压力作用下产生的半径为处的围岩应力：

    (26)

(3)用式(B8)计算t,若较小，而r和较大，所求得的t可能出现负值或较小值，则t由抗外压和最小壁厚确定。式(B8)和式(B9)中，由原规范韵钢材弹性模量改用平面应变问题的弹性模量。因为地下埋管属于平面应变问题，且与其他计算统一。

有反馈意见提出，若甚小，则由式(B11)求得的t可能不满足式(B9)的钢管环向应力要求，此时应改按式(B8)计算t。此意见可供设计者参考。

B．2钢管抗外压稳定分析

B．2.1  光面管抗外压稳定分析：

    (1)影响埋藏式钢管外压稳定的因素很多，但只有r和t可以精确预知的。其它如外压力的分布、初始缝隙的大小和分布、钢衬的不圆度和局部缺陷等等，有些在公式中无法反映，有些则无法精确预知。加之各理论公式都是在一定的假定条件下得出的，其计算结果不可能精确地反映错综复杂的实际情况。且理论公式需经试算求解，应用不够方便，为此，本规范给出了一个经验公式(B13)作为初步计算埋藏式钢管（光面管）临界外压之用。

    经验公式是刘启钊、刘焕兴、邱彬如等根据38个模型试验资料用回归分析的方法建立的，这些资料是不同国家，不同试验者在不同时期得出的，但却具有很好的相关性(相关系数为0.977)，为建立一个较可靠的经验公式提供了基础。

将经验公式的计算结果与试验结果和实际工程的实测结果作了比较。公式计算成果略低于平均值，而相当于实际工程的平均值。实际工程资料不多，点子分散，数据不准确，因此外压稳定分析应取较大的安全系数。

根据分析，在诸影响因素中r/t值对临界外压影响最大。缝隙的实用范围一般为(3-5)×r．在这个范围内的变化不十分显著，且的取值带有很大的任意性，故经验公式未包括的影响。由于经验公式所依据的试验资料客观上已包含等影响钢管外压稳定的各种随机因素，因此它在一定程度上也综合地反映了各种因素的影响。

    (2)光面埋管临界外压计算公式很多，常用的有伏汉公式( E. W. Vaughan)、包罗特(H.Borot)公式、阿姆斯图兹公式(E.Amstutz)和孟泰尔公式(R. Montel)等。伏、包、阿式可称为“理论”公式，孟式为“半经验”公式。伏、包公式是在管壁对称屈曲假定的前提下导出的，由于假定的屈曲波数较多，故求出的临界压力较高；阿式则是在非对称屈曲的假定下导出的，因屈曲波数较少，求出的较低，当r/t=300，比伏、包公式计算结果的30%还小。

    国内外实际工程的埋藏式钢管失稳破坏和模型试验失稳破坏的实例说明，阿氏假定的屈曲波形是比较符合实际的，其计算结果也比较接近模型试验值。

    本规范采用阿姆斯图兹在1969年提出的公式，在该公式中，采用代替：

=η (27)

   式中：η=1.5－β

         β=

     采用的η的原意是想用纯弯曲全断面屈服应力图形来代替边缘应力刚达到屈服的三角形应力图形。然而，屈服时管壁处于偏心受压状态，不能采用。

图10 岩石压板试验

但计算分析，采用η＞1，未必合理，阿氏对高强钢的适用性有待论证，因此附录中仅列出了≤420N／mm2，η＝1的图表。

（3）围岩塑性变形。围岩受力类似岩石压板试验，其压力——变形图见图10。

在荷载的重复加、卸载作用下，围岩的总变形由塑性变形和弹性变形两部分组成。弹性变形由相当于岩石弹性模量和抗力系数决定；总变形由相当于变形模量和抗力系数决定，其间的关系：

                （28）

围岩塑性变形：

            （29）

    (4)美国土木工程协会1993年版（压力钢管）中认为，当钢管应力接近屈服点眈应力与应变间不再保持线性关系。为了反映值的衰减现象，阿氏公式需要采用衰减模量的方法来改进，这除了计算过程复杂外，还将使值大幅度降低，当≥0.8时，这种结果是不可能接受的。书中建议采用雅各布森(Jacobsen)法计算圆筒管的临界外压。

    雅各布森方法与阿氏相同，建立在形成单一波的理论上，对= 266N/mm2和=350N/mm2在r/t=140--560范围内，≤0.8，没有必要减小弹性模量来计算。雅氏公式计算结果比阿氏公式约高20%。

 B．2.2加劲环式钢管抗外压稳定分析：

    (1)加劲环式钢管的管壁失稳时，屈曲波数一般较多，波幅较小，管壁与混凝土之间存在一定的初始缝隙，对管壁变形的约束作用不大，故加劲环式埋管的管壁临界外压仍采用明管的米赛斯公式(R.Von Mises)计算，安全系数略为降低。日本和美国垦务局钢管设计规范和阿姆斯图兹等人都推荐采用米氏公式，我国湖南镇水电站加劲环式埋管曾因灌浆引起管壁失稳，用米赛斯公式进行验算，计算的临界压力和屈曲波数均与实际一致。

  加劲环旁的管壁，在承受内、外压时，严格地说应计算局部弯曲应力。但过去实际经验表明，此项应力一般不会控制，故本附录未列入该计算情况。

    (2)俄国F.M斯沃伊斯基提出用如下公式计算加劲环临界外压(原文载《WaterPower1995》，译文见西北勘测设计研究院1999年4月《压力钢管译文集》）：

                (30)

   其中：   

  

附录C

（提示的附录）

坝内埋管结构分析方法

C．1承受内水压力的结构分析方法

C．1.1混凝土开裂情况判别：

    (1)计算理论和方法均与原规范相同。

    1)计算中将钢管和混凝土均作为各向同性匀质弹性体，按弹性力学平面应变的轴对称多层圆筒求解。环向钢筋按截面积相等原则折算为连续的圆筒，其折算厚度为。

  2)混凝土徐变特性在徐变缝隙中考虑。

   3)假定钢管与混凝土间存在均匀缝隙。

   4)外围混凝土若其厚度>0.8D（D为管径），设定混凝土内圈在内水压力作用下可能出现的径向裂缝，分布均匀，长度相等，开裂半径为。

    (2)为了明确表达，修订后补列了混凝土未开裂情况所能承受的最大内水压力的计算式，以及混凝土内圈部分开裂情况所能承受的最大内水压力的计算式。这两式引自傅金筑<混凝土内压力钢管承受内水压力的计算》（武汉水利电力学院学报，1985.1）。

    (3)原规范公式中有两个参数m和n，修订后调整为、、和四个, =m，=n，增加和是为了便于在文字和附图中表述。

    (4)将原规范中混凝土允许拉应力[]，修订为判别混凝土开裂的拉应力取值。在原规范附录（三）的编写说明（第122页）闸述中，讲到确定[]有两种意见，且都有工程实例，并经历了长期运行检验，修订中将这两种意见，由编制说明移至附录中。《水工混凝土结构设计规范》已由SDJ20--1978修订为DL/T5057--1996，故这两种意见的取值，也应随之调整。为便于设计者使用，且与DL/T5057--1996相协调，本次修订中明确，可按素混凝土抗弯构件计算取为，亦可按钢筋混凝土构件正截面抗裂验算取为。

    SDJ20—1978中，按混凝土抗拉允许拉应力计算[]=，混凝土抗拉设计强度按SDJ20--1978表1采用；相应强度安全系数见上述规范表7。原规范编写说明安全系数建议取2.0以上。

    按钢筋混凝土抗裂允许拉应力计算[]=，混凝土抗裂设计强度亦按SDJ20—1978表1采用；钢筋混凝土结构构件轴心受拉、小偏心受拉构件抗裂安全系数见表9。

    现将各种方法列在表18中作比较，同时列出1970年美国垦务局新设计标准的取值作为参考，该法取值未区分混凝土强度级别，混凝土坝内部所用混凝土强度等级一般不超过C20。

    由表18看出：

    1) DL/T5057—1996抗拉的数值（3.1组）与SDJ20—1978抗拉数值（1.1组、1.2组、1.3组）相比，提高30%到85%；抗裂数值（4.1组比2.1组）提高近30%o计人各个分项系数后，差距会有所减小，但总的趋势还是提高了。这是因为DL/F5057--1996与SDJ20—1978相比引入了截面抵抗矩的塑性系数（取为1.55）。

    2)我国的各种方法取值，除4.1组混凝土强度等级为C25的情况，超过1970年美国垦务局新设计标准的抗裂取值外，其余均未超过，由此说明是有可比性的。

(5)调整了附图的顺序，将原规范附图3.3和附图3.4调整为图Cl和图C2，这符合先介绍计算简图的惯例。将原规范附图3.1和附图3.2调整为图C4和图C3，从图C3中可看出对应的存在最大值，才能绘出图C4，这样调整后理解起来似乎顺畅一些。原规范列有9种情况，本规范简化为只列出=2.6、3.0、3.5、4.0和≥5.0共5种情况，因为=2.6相当于外圈混凝土最小厚度超过0.8D要求的情况，而>5对于大中型坝内埋管已不多见，在>5后近似查=5曲线偏于安全。图C4中则仍然列出9条曲线，因为判别裂穿与否是主要计算内容。

表18 []和取值比较

分组序号		规范	分类	作用 组合 情况	混凝土强度等级		备注
					C20	C25
1	1.1	SDJ20 —1978 的[]	抗 拉	基本	1.30/2.8= 0.460 (28.3)	1.55/2.80= 0.554 (29.2)
	1.2			特殊	1.30/2.30= O.565 (34.7)	1.55/2.30= 0.674 (35.5)
	1.3			编写 说明	1.30/2.00= O.650 (39.9)	1.55/2.00= 0.775 (40.8)	为原规范
2	2.1		抗 裂		1.60/1.25= 1.280(78.6)	1.90/1.25= 1.520(80.0)
3	3.1	DL/T5057—1996的	抗 拉		0.853(52.4)	1.008(53.1)	未计入作用分顷系数、结构重要性系数、设计状况系数
4	4.1		抗 裂	长期 组合	1.55×0.7×1.50=1.628(100)	1.55×0.7×1.75=1.899(100)
5	5.1	1970年美国垦务局新设计 标准	抗 裂		1.760
					(108.1)	(92.7)
注：表中圆括号内为百分比，以DL/T5057--1996抗裂长期组合(4.1)组为100%

   (6)与坝内埋管结构分析要求相一致，明确不允许出现混凝土裂穿情况。

C.1.2应力及传力计算：

    (1)将本条由应力计算明确为应力及传力()计算。

    (2)没有裂穿的两种情况，三种管材（混凝土、钢管、钢筋）的应力计算结果是必然符合要求的，因此无需进行应力计算成果判断，所以在公式中均没有再写出小于或等于抗力限值的要求。

    (3)补入了未开裂情况的钢筋应力近似计算式（即用混凝土孔口应力进行计算），便于和试验及原型观测成果对比。

    (4)内圈部分开裂情况计算式，原规范忽略了一项，经初步计算不宜忽略，故改用别的计算式。

    (5)原规范规定有“混凝土已裂穿，不参加承载”的情况，本次修订后取消“混凝土裂穿”情况。当处于附录C的C.1.2第3款情况时，考虑到已建的刘家峡、安康、龙羊峡等工程坝内埋管按混凝土裂穿不计混凝土抗拉强度设计，故本次修订后在限制p≤（计

算时取）的条件下，允许不计入混凝土抗拉强度，而由钢管和钢筋(C12)水压力。这种计算方法，先由设计者选定钢管和钢筋分担内水压力的比例，再用式(C12)～(Cl4)进行计算。

C．2抗外压稳定分析

C.2.2锚筋式钢管抗外压稳定分析：

    锚筋加劲要比采用加劲环加劲节省钢材，且便于浇筑混凝土，但锚筋与钢管的焊点很多，施焊和质量检查难度大，影响钢管质量。对薄管壁大管径，很难保证钢管的圆度偏差。

    锚筋式钢管抗外压稳定分析计算公式，系直接采用刘启钊、刘焕兴、王润富、邱彬如的研究成果：《锚筋式埋藏钢管外压稳定分析的研究》（水利学报1982年第九期）。

    经验公式(C18)计算结果与模型试验值较为一致，可用于初步计算管壁临界外压。

    锚筋设计是锚筋管壁抗外压设计的重要组成部分，为了充分发挥管壁抗外压的能力，必须保证锚筋在临界外压作用下不致发生破坏和过大变形。

    计算锚筋截面积的式(C19)只考虑管壁变形，它与同时考虑管壁和混凝土变形的公式相比，误差不超过10%，但后者表达式较复杂，计算量较大，故未列入。

    从结构试验以及钢管破坏实例（锚筋式地下埋管外压失稳，详见5.3.4条文说明；乌江渡锚筋式坝内埋管施工期洪水漫坝造成钢管破坏，详见陈继深、谷鸿飞著《压力钢管制作安装的实践与探讨》166页），可看出锚筋破坏有以下几种型式，并应作相应复核：

    (1)锚筋被拔出，混凝土形成一个坑。故锚筋应有足够锚固长度或抗剪能力；

    (2)锚筋与管壁的角焊缝破坏，或为平行锚筋的焊缝抗剪破坏，或为垂直锚筋的焊缝抗拉破坏。故应复核焊缝的抗剪和抗拉强度；

    (3)钢板被撕坏。所以锚筋直径与钢管壁厚应匹配，应校核钢管管壁在锚筋拉力作用下的抗剪强度；

 (4)锚筋被拉断。这是设计中最理想的破坏方式，但实例中较少。发生这种破坏说明外压力超过设计值或设计的锚筋数量和面积不够。

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