強震區鋼襯鋼筋混凝土壩后淺埋管受力特性研究

辛利春，陳軍偉，趙 喆，胡世喜

(中國電建集團中南勘測設計研究院有限公司，湖南 長沙 410014)

壩下游面鋼襯鋼筋混凝土壓力管道(簡稱壩后淺埋管)作為一種新型的布置形式，在國內外的混凝土壩后式電站中應用廣泛[1]。這種結構的設計原則是鋼襯與外圍鋼筋混凝土聯合受力，同時允許在工作內水壓力、水錘等作用下混凝土出現若干徑向裂縫以發揮鋼材強度，但需控制裂縫寬度[2-4]。壩后淺埋管在正常運行時管道外圍鋼筋混凝土將帶裂縫工作，管道外圍混凝土材料屬于準脆性材料，其抗拉強度很低，在內水壓力等荷載作用下管道外圍混凝土會發生不同程度的開裂，甚至會出現貫穿性裂縫。在施工期和運行期的溫度、應力場、地震作用、管壩相互影響及外包混凝土裂縫、縫寬等問題是復雜的塊體非線性問題[5-7]。

本文以某強震區水電站壩后淺埋管為例，建立壩基-壩后淺埋管-壩后式廠房的有限元模型，對運行期管壩后淺埋管道結構受力特性進行分析，進而對其安全性進行定量評價，為類似工程提供借鑒。

1 工程概況

某攔水壩典型壩段寬度26.5 m，壩高117.5 m，建基面高程2 342.00 m，壩頂寬度29.0 m，壩底寬度97.5 m。

引水系統為單管單機布置，由壩式進水口和壩后淺埋管組成，引水系統總長110 m，其中鋼管段總長102 m。壩后淺埋管采用鋼襯鋼筋混凝土聯合受力的結構型式，包括上彎段、斜直段、下彎段及下平段。上彎段、斜直段、下彎段鋼管內徑8.5 m，近廠房段鋼管直徑漸變為7.6 m。上、下彎段轉彎半徑分別為18 m和22 m，斜直段坡度與下游壩面相同，為1∶0.7，鋼管外包混凝土外表面與下游壩面齊平。下平段鋼管中心線高程與機組安裝高程相同，為2 362.50 m。鋼管在廠壩分界縫部位不設伸縮節，設置彈性墊層管適應廠壩之間不均勻變形。鋼管均采用Q345R鋼板，漸變段、上彎段和斜直段厚度20～26 mm，下彎段和下平段厚度28 mm。

發電廠房為壩后式廠房，主要建筑物包括：主機間、安裝場、上下游副廠房、220 kV升壓開關站、尾水渠及進廠交通洞等。發電廠房的洪水設計標準：正常運用、非常運用洪水對應下游尾水位分別為2 322.20 m和2 323.57 m。

2 典型壩段計算模型

2.1 基本參數

典型壩段壩基為Ⅲ1類巖體，大壩及廠房采用C25常態混凝土，壓力管道鋼襯壁厚20～28 mm，鋼襯外包墊層厚度3 cm，包角180°。鋼襯外包混凝土厚度為1.5 m，鋼筋為Ⅱ級，環向配置三層鋼筋，每層Φ36@200，縱向配置三層鋼筋，每層Φ20@330。模型的材料參數詳見表1，各管段鋼襯厚度及內水壓力見表2。

表1 模型各部分材料參數

表2 各管段鋼襯厚度及內水壓力

2.2 作用及其組合

主要作用包括：①壩體、鋼襯和廠房自重；②上、下游水壓力。水庫正常蓄水位2 447.0 m，廠房下游尾水位2 372.0 m；③揚壓力。壩基防滲帷幕距離壩上游面6.0 m，按壩體和廠房整體建基面考慮揚壓力，滲透揚壓力系數α1=0.5，α2=0.2；④淤沙壓力。淤沙高程為2 380.0 m；⑤浪壓力。壩址處多年平均風速為1.6 m/s；⑥地震作用。抗震設防烈度為8度，基巖水平向地震動峰值加速度為179 gal。結構地震作用考慮地震慣性力和地震動水壓力。地震慣性力通過反應譜法進行計算，地震動水壓力采用附加質量法施加，整個過程通過程序實現；⑦彎道離心力。管道引用流量Q=280 m3/s，對應管道內流速為v0=5.04 m/s，根據規范計算彎道上水流離心力并按合力的水平、垂直分量近似施加到彎道管壁上。

本次計算考慮了2種荷載組合，具體見表3。表中，GK1為正常運行工況，GK2為地震工況。

表3 荷載組合工況

2.3 計算模型

計算模型由壓力管道、壩體、廠壩分縫上游側副廠房、主廠房下部結構及地基所組成，地基采用無質量地基模型。計算時，模型絕大部分采用八結點等參單元，少量采用四面體單元；鋼管采用殼單元模擬；考慮廠房上部結構的重量作用，采用附加質量單元模擬[8-12]。地震工況庫水動水壓力根據規范附加質量公式計算，鋼管內動水壓力折算成鋼管密度考慮。模型網格如圖1所示，建?？紤]了廠壩分縫，縫寬取2 cm。計算模型中混凝土、基巖、管道鋼襯以及墊層均考慮為線彈性材料，未模擬管道外包混凝土中的鋼筋作用。管道外包混凝土與壩體混凝土接縫采用連續體模型[13-15]。

圖1 有限元計算模型

3 計算結果分析

3.1 外包混凝土應力

計算結果提取了管道A-A截面至E-E截面外包混凝土的軸向應力和環向應力的計算結果。圖2列出了E-E典型截面的應力云圖。

圖2 典型斷面外包混凝土應力云圖(單位：Pa)

從計算結果可以看出，對于外包混凝土軸向應力而言，2.2節所述的兩種工況下，壩后管道外包混凝土軸向基本均呈受壓狀態，管道A-A截面至E-E截面，隨著管道截面高程的降低內外側最大軸向壓應力呈逐漸增大的趨勢。正常運行工況E-E截面內最大軸向壓應力為1.98 MPa左右；地震動作用可以降低或增大管道軸向壓應力，以混凝土受拉情況控制，按不利地震動方向組合，地震工況管道截面軸向應力未出現拉應力的情況，總體上軸向壓應力水平較正常運行工況要低。

對于外包凝凝土環向應力而言，正常運行工況下，外包混凝土最大拉應力2.14 MPa，出現在下平段外包混凝土內側，外側拉應力小于內側拉應力；地震工況下管道混凝土環向應力分布規律與正常運行工況基本類似，應力計算值較正常運行工況小(計算中計入設計狀況系數，且不考慮管道內水擊壓力)。從上游至下游，隨著管道內水頭的升高，管頂外包混凝土環向拉應力基本呈增大趨勢，因此混凝土內配筋量應逐步增大。

3.2 鋼襯應力

圖3給出了不同計算工況鋼襯的MISES等效應力分布云圖。根據不同工況計算結果可知，同一高程截面內，墊層敷設范圍內的鋼襯MISES等效應力較大，下部與混凝土直接接觸的鋼襯MISES等效應力較小。上部壩內埋管的應力比較小，下平段全包墊層鋼管應力較大。

圖3 鋼襯應力云圖(單位：Pa)

正常運行工況下，壩后淺埋管道自上游至下游鋼襯逐漸變厚，雖水頭逐漸增大，但鋼襯MISES等效應力變化不大；地震工況鋼襯MISES等效應力相對較小。四種工況下，鋼襯應力均滿足Q345R鋼材強度要求。

3.3 外包混凝土開裂規律

圖4給出了兩種工況管道包混凝土開裂區(混凝土第一主應力超過抗拉強度的區域)分布。由于壩后淺埋管道為鋼襯鋼筋混凝土結構，抗震規范中未對鋼筋混凝土結構中混凝土動態強度的取值進行規定，因此，我們按照承載能力極限狀態設計要求驗算結構的強度安全性，在考慮各類分項系數后采用混凝土靜態抗拉強度來評價管道外包混凝土的開裂范圍。兩種工況下，僅在管腰半包墊層末端部分出現局部范圍的拉應力區。

圖4 鋼管外包混凝土開裂區分布圖

3.4 管槽分縫周邊壩體混凝土開裂規律

圖5給出了兩種種工況管槽分縫周邊壩體混凝土第一主應力分布云圖。從計算結果可以看出，地震工況管道周邊壩體混凝土最大拉應力值較大，正常運行工況管道周邊壩體混凝土最大拉應力值相對小一些。線彈性有限元計算，地震工況管道周邊壩體最大拉應力不超過1.02 MPa，而溫降工況不超過2.73 MPa。

圖5 管槽分縫周邊壩體混凝土第一主應力云圖(單位：Pa)

為便于了解壩體混凝土開裂區分布范圍，圖6給出了四種工況淺埋管包混凝土開裂區(混凝土第一主應力超過抗拉強度的區域，圖中灰色區域為開裂區，地震工況下考慮壩體素混凝土動態抗拉強度較靜態抗拉強度有所提升)分布。兩種工況管道周邊區域壩體混凝土無明顯開裂。

圖6 管槽分縫周邊壩體混凝土開裂區分布圖

4 結 語

本文研究了某工程運行期兩種不同荷載工況下管道外包混凝土、鋼襯和管道周邊壩體混凝土應力及開裂情況，得到如下結論：

1)壩后管道外包混凝土軸向基本呈受壓狀態，隨著管道截面高程的降低內外側最大軸向壓應力逐漸增大。管道外包混凝土頂部內外側均出現了明顯的環向拉應力，從上游至下游，隨著管道內水頭的升高，管頂外包混凝土環向拉應力基本呈增大趨勢，在管腰半包墊層末端部分出現局部范圍的拉應力區，因此混凝土內配筋量應逐步增大。

2)壩后管道半包墊層敷設范圍內的鋼襯MISES等效應力較大，下部與混凝土直接接觸的鋼襯MISES等效應力較小。上部壩內埋管的應力比較小，下平段全包墊層鋼管應力較大。正常運行工況下，壩后管道自上游至下游鋼襯逐漸變厚，隨水頭逐漸增大，但鋼襯MISES等效應力變化不大。地震工況鋼襯MISES等效應力相對較小。兩種工況下，鋼襯應力均滿足Q345R鋼材強度要求。

3)對于管道周邊壩體混凝土應力而言，地震工況比正常運行工況最大拉應力值大。正常運行工況僅管道周邊局部區域壩體混凝土開裂，未向壩體表面和深部延伸；地震工況壩下游面混凝土出現較大區域的開裂，向壩體內部延伸較深。

4)地震工況下壩面混凝土的開裂主要是由于地震動應力較大，由于鋼襯上半圓設置軟墊層，鋼襯自身承擔了較多的內水壓力，管道外包混凝土和周邊壩體混凝土分擔的內水壓力很小，混凝土不易開裂?？紤]到管壩體結合面出現的拉應力由地震作用產生，因此應避免管道和壩體在地震作用下的不協調變形，管槽兩側管壩結合面采取工程措施保證管道和壩體的整體性是必要的，可以采用縫面設置鍵槽或分縫處灌漿的工程措施。