日照温差下明钢管变位特性分析

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(武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉 430072)

日照温差下明钢管变位特性分析

杜超，伍鹤皋，石长征，苏凯

(武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉 430072)

为了探究日照温差下明钢管变位特性，基于某水电站典型管段明钢管，运用ANSYS软件，建立三维有限元模型，研究了检修时在日照两侧温差下明钢管的偏移及受力，进一步分析了在此偏移不能恢复时充水运行后的管段位移、受力情况。结果表明：在不均匀温差引起的管段变形的基础上充水运行，管段更显著地向低温侧偏移，管段弯曲加剧，运行水头越高则管段受不均匀温差影响越大；限位挡板缝隙越大，则支座、限位挡板受力越小，但是限位挡板对管段的约束作用越弱；管段变位以及支座、限位挡板受力较大的部位均出现在靠近伸缩节的支墩处，可以考虑在此处缩小支墩间距以加强管段约束、缓解结构受力；为防止不均匀温差下管段从支座上脱落，有必要适当增大限位挡板尺寸。

明钢管；伸缩节；日照温差；水压力；限位挡板

1 研究背景

地面明钢管承担全部地面以上的荷载，具有受力明确、维护检修方便、防渗性好的优点[1]。随着高强钢的轧制、焊接工艺的提高，明钢管正逐步满足水电站对压力钢管HD值(管道内直径与其承受的水头的乘积)需求变大的要求，在中小型水电站及引水调水工程中得到了广泛应用[2]。由于明钢管暴露在空气中，因而容易受到温度等复杂的外界环境的影响[3]，产生不利于结构的变形。在部分地区，日照引起的钢管两侧温度不均匀会使明钢管结构产生水平向弯曲变位，该变位甚至会导致钢管脱离支座，产生落梁破坏，乃至支墩混凝土破坏等情况[4]，明钢管一旦整体失稳将造成严重后果[5]，值得工程界予以足够的重视。

上述作者研究了均匀以及不均匀温差对明钢管的横向变位及横向力的影响，但对伸缩节及支座限位挡板进行了较大简化，而伸缩节对于明钢管适应变形又很关键[6]。本文基于ANSYS软件，结合某工程实际情况，建立了包括钢管、波纹管伸缩节、支承环、支墩、镇墩、地基的整体三维有限元模型，研究了伸缩节、滑动支座的接触摩擦以及支座限位挡板对明钢管受力、变位特性的影响。

2 计算模型

某水电站压力明钢管直径2.0 m，全长2 134.2 m，其中18#镇墩与19#镇墩之间的明钢管管线长104 m，呈水平布置。由于该段钢管承受的内水压力高达5.6 MPa，故管壁采用600 MPa级钢材，管壁厚度32 mm(已经扣除2 mm的锈蚀厚度)。根据工程实际，针对该典型管段建立三维有限元模型，地基顺流向取124 m，铅直向取31.9 m，垂直管轴线横向取47.6 m，x轴水平指向右侧(从水流下游往上游看)为正，y轴铅直向上为正，z轴顺水流向为正，如图1所示。

计算模型中，混凝土与地基分别采用solid65和solid45单元模拟，支承环以及钢管采用shell63单元模拟。本文采用经典库伦摩擦模型模拟支座顶、底板间的接触以及限位挡板、支座底板间的接触。在支座顶、底板之间的接触面建立面-面接触单元来模拟摩擦滑动，按工程实际摩擦系数取0.1。支座底板与限位挡板的可能接触面建立的面-面接触单元的摩擦系数按工程实际取0.03。波纹管伸缩节采用beam4单元进行模拟，由于波纹管伸缩节的主要变位是沿轴向发生，因此设置梁单元的轴向刚度与伸缩节的轴向刚度一致，该刚度取值6 kN/mm。在地基的底部、左右侧以及上下游端面施加法向约束，其他面视为自由边界。全局笛卡尔坐标系的y轴铅直向上，z轴为管轴线顺流向，x轴沿水平方向指向右侧(面向上游)。文中所施加的不均匀温差均是从钢管的左侧腰部线性过渡到右侧腰部，并且数值沿x轴线性变化[7]。支座编号与支墩编号相同，如1号支墩上的支座编号为ZD1，以此类推。计算模型中的材料参数如表1所示。考虑到长期的地基沉降已经稳定，所以不再考虑地基沉降，因此计算中把基岩重度取为0。

(a)yz平面(未显示地基)

(b)xy平面(局部)

图1有限元模型

Fig.1Finiteelementmodel

表1 材料参数

3 无限位挡板下明钢管变形分析

波纹管伸缩节防漏性好、易维护，并且有缓解明钢管轴向温度应力的效果[8]，可吸收一定热位移，适应明钢管机械位移[9]，在明钢管引水工程中越来越广泛地被采用。明钢管在均匀温度变化时，管道只是在正常运行的基础上发生轴向收缩或膨胀，管道径向变形不大，钢管几乎不弯曲[10-13]。本节首先分析了在波纹管式伸缩节情况下各支座无限位挡板时不均匀温差对明钢管变位的影响。

图2显示了单独在不均匀温差为6 ℃下明钢管的变形(变形放大到30倍)。在下游镇墩附近管段x向位移(横向位移)在10 mm左右，这是由于镇墩对于管段有很强的约束作用，但是在靠近波纹管伸缩节处管段的x向位移明显增大到-255 mm，明钢管表现为上游端向低温侧弯曲变形。并且钢管两侧不均匀温差作用下同一支墩的左右支座顶板的x向位移均十分相近，因此可以考虑用左右支座顶板的平均x向位移来表示该支座处钢管的x向位移，下文均以此值进行分析。

图2不均匀温差为6℃下明钢管变形

Fig.2Penstock’sdeformationundernon-uniformtemperaturedifferenceof6℃

图2表明地面明钢管在放空检修期间，由于管段两侧温差会导致钢管发生偏移，可能会引起管段从支座上面脱落，并对波纹管伸缩节造成超过允许的大变形(一般≤100 mm)。如果上述不均匀温差作用下发生的变位不能恢复，钢管再充水运行时，由于管段已经有偏移，导致钢管内水压力作用不对称，会产生一个附加的横向水平力作用，使得钢管进一步偏移，有可能导致钢管脱离支座和波纹管破裂等安全事故。

单独不均匀温差下钢管的x向位移见图3。

图3单独不均匀温差下钢管的x向位移

Fig.3Penstock’sdisplacementinxdirectionundernon-uniformtemperature

图3表明，明钢管采用波纹管伸缩节时，在不均匀温差的作用下，明钢管已经体现出了向低温侧偏移的倾向。靠下游的ZD1—ZD6支座处有较小的偏向高温侧的x向位移，ZD7—ZD11支座中越靠近伸缩节,则偏向低温侧的x向位移越大。

分析图3可知，由于波纹管伸缩节削弱了明钢管的整体性，管段受到的变位约束降低，故ZD11支座处达到最大x向位移，如不均匀温差为3 ℃下该值为-26.6 mm， 6 ℃下已经高达-241.1 mm。随着不均匀温差的增大，各支座处钢管的x向位移分布更加不均匀，变位更加明显。说明不均匀温差越大则明钢管水平弯曲及偏移越严重。

表2为明钢管在不均匀温差作用下变形没有恢复时，再施加正常运行水头5.6 MPa后，各支座处钢管x向位移的增量。从表2中可以看出，充水后钢管整体表现出更明显的向低温侧偏移趋势，明钢管弯曲加剧，并且当温差越大时，相同运行水头产生的位移偏差就越大。说明不均匀温差造成的管道偏移对于明钢管的充水运行有显著的影响，并且温差越大对明钢管充水运行的整体稳定性损害就越大。

表2 充水后各支座处钢管x向位移增量

波纹管伸缩节允许的最大x向位移补偿量常常在50～100 mm。经过多次试算表明：不均匀温差为4.2 ℃时伸缩节的x向位移已经超过了允许的位移补偿量100 mm；使明钢管x向位移过大而从支座上脱落的最低不均匀温差约为7.3 ℃；在不均匀温差为7 ℃的变形基础上充水运行，由于x向位移过大，水压还没有加到5.6 MPa时钢管已经与支座脱离。在野外环境中，特别是日照环境复杂的西南地区，不均匀温差很容易使得钢管位移超过限值。因此，在水电站明钢管的设计中，为了保证工程项目的安全性和长期运行稳定性，应考虑在支座处设置限位挡板等措施，以防止明钢管在两侧过大不均匀温差的作用下，从支座脱落而发生落梁破坏。

4 有限位挡板下明钢管变形分析

本节假定在所有支座顶板处均设限位挡板，并取限位挡板与支座底板间隙均为10 mm，据此对明钢管在两侧不均匀温差作用下的变形进行分析。

图4显示了在不同不均匀温差引起的变位基础上充水运行前后支座顶板的x向位移(基本代表支座处钢管的x向位移)。

图4不均匀温差基础上充水前后支座顶板的x向位移

Fig.4Curvesofdisplacementinx-directionofdeformedpenstockbeforeandafterbearingwaterpressureundernon-uniformtemperature

因为所有支座处限位挡板的限位值均为10 mm，所以荷载作用下各支座顶板的最大x向位移均在10 mm左右。伸缩节附近的明钢管受到的约束作用最小，故不均匀温差下DZ11支座的x向位移最大，并且此处附近的x向位移较下游支座的要大，如不均匀温差为12 ℃下DZ9—DZ11支座的x向位移大小均在10 mm左右。不均匀温差为6 ℃下伸缩节的水平横向位移仅为-15.1 mm，低于位移补偿量限值100 mm，且DZ11支座的最大x向位移为-10.1 mm,远低于无限位挡板时的-241.1 mm。

图4表明，在单独的不均匀温差作用下，各支座顶板的x向位移曲线为单波浪形，但是在不均匀温差引起明钢管变形的基础上再充水运行时，该曲线表现为双波浪形。这是由于单独在不均匀温差作用下，明钢管的偏移凸向高温侧，只在DZ11支座处有偏向低温侧的x向位移；但是在不均匀温差引起的变形基础上再充水运行，明钢管的横向偏移明显增大，但是限位挡板控制着支座顶板的x向位移，水压力会在变形后的管道上产生附加的横向水平力，致使下游支座处钢管有较大的凸向低温侧的x向位移。根据进一步的计算，在相同不均匀温差下，运行水头越高则充水后管段的偏移、弯曲也会加剧，说明高水头明钢管受不均匀温差的影响更大。

图5为在不均匀温差影响下明钢管充水后各限位挡板的x向合力(同一支墩的4个限位挡板的水平横向合力)。单独在不均匀温差下，只有靠近伸缩节的DZ8—DZ11支座限位挡板存在受力，温差越大限位挡板受力也越大，比如温差为12 ℃时DZ11支座限位挡板最大受力约450 kN，下游管段x向位移较小，限位挡板未与支座底板接触，因此没有受力。在不均匀温差造成的变形基础上再充水运行时，部分限位挡板的横向合力有所增大，管段弯曲加剧，下游的DZ4，DZ5支座限位挡板与支座接触而受力，如12 ℃下充水后DZ4支座限位挡板受力为71.4 kN，DZ5为76.0 kN；而DZ11支座限位挡板仍然是受力最大的，数值略大于单独不均匀温差作用的数值，约为460.4 kN。从限位挡板合力来看，由于管段弯曲，并不是每个支座上的限位挡板同时受力，具体到每个支座上的4个限位挡板，通常只有一侧的1～2个限位挡板受力。靠近下游镇墩管段的x向位移很小，可以考虑不设置限位挡板，但在靠近伸缩节的DZ11支座限位挡板受力最大，需要重点关注。

图5不均匀温差基础上充水前后限位挡板横向合力

Fig.5Curvesofresultanthorizontalforceofdamperbeforeandafterbearingwaterpressureundernon-uniformtemperature

不均匀温差为12 ℃作用前后DZ11支座的变形见图6，限位挡板与支座底板有沿管轴向的相对位移，而且同一支座的左右限位挡板相对于管轴线有一定的旋转，如果轴向相对位移继续增大的话，两侧限位挡板有可能与支座底板脱离。并且，限位挡板与支座底板沿管轴线方向有相对位移后，限位挡板接触的受力面积减小，导致限位挡板的局部应力很大，限位挡板与支座顶板焊缝处最大剪应力约183 MPa,超过了限位挡板的抗剪强度165 MPa[14]。12 ℃不均匀温差作用后再充水运行，DZ11支座限位挡板横向力合力为460.4kN，再考虑到限位挡板与支座底板沿管轴的相对位移使受力面积减小后，避免限位挡板抗剪破坏所需的最薄厚度为13.3 mm，这超过了实际尺寸(10 mm)。并且随着不均匀温差的增大，该厚度也需增大。因而可以考虑适当增大限位挡板沿管轴向的长度或增大限位挡板厚度，确保限位挡板不脱离支座底板并保障其不破坏。

注：虚线为变形前，实线为变形后

图612℃不均匀温差作用前后DZ11支座的变形

Fig.6Effectofnon-uniformtemperaturedifferenceof12℃ongirdersupport’sdeformation

5 不同限位值下明钢管变形分析

限位挡板10 mm的限位值虽然较好地约束了明钢管变形，但是限位挡板结构的受力较大。图7为不均匀温差为12 ℃下不同限位挡板限位值情况下充水前后支座顶板的x向位移分布。

图7不均匀温差为12℃下充水前后支座顶板的x向位移

Fig.7Curvesofdisplacementinx-directionofdeformedpenstockbeforeandafterbearingwaterpressureundernon-uniformtemperaturedifferenceof12℃

从图7中可以看出，限位挡板限位值(即预留间隙)越大，则支座顶板的x向位移也越大，各支座对明钢管的变位约束越弱。各限位值下在不均匀温差基础上充水运行后支座的x向位移曲线呈双波浪形分布，如50 mm限位值下DZ3支座x向位移为-18 mm，DZ9为49 mm，DZ11为-51 mm，但单独在不均匀温差下该曲线呈凸向高温侧的单波浪形。如果不均匀温差下的明钢管偏移不能复位再充水运行时，水压力产生附加横向水平力将使明钢管弯曲变形加剧。

图8为不同限位值情况下的不均匀温差为12 ℃下充水前后限位挡板承受的x向合力。图8表明,限位值设置越大,则限位挡板的受力也就越小，受力的限位挡板数量越少。比如单独在不均匀温差下只在靠近伸缩节的DZ7—DZ11支座限位挡板处有受力，而在此基础上充水运行后靠近下游镇墩的DZ3—DZ6支座限位挡板也有不同程度的受力。比如10 mm限位值条件下DZ4,DZ5支座限位挡板受力在73 kN左右，DZ9，DZ10在-150 kN左右，DZ11最大为460 kN；而50 mm限位值下DZ11支座限位挡板受力仅253 kN，此外只有DZ8受力，数值为-26 kN。

图8不均匀温差下充水运行前后限位挡板横向合力

Fig.8Curvesofresultanthorizontalforceofdamperbeforeandafterbearingwaterpressureundernon-uniformtemperature

从管段的变位结果来看，限位挡板的限位值越小，则限位挡板越能更好地约束明钢管的变位和转角，但是相应地会增大支座、限位挡板的横向水平受力。鉴于管段的水平x向位移、转角和支座的水平横向受力较大的地方都出现在靠近上游伸缩节的位置，因此可以重点考虑伸缩节下游侧支座限位挡板的设置及优化。这样一方面可以更好地约束明钢管的变位，另一方面可以更均匀地分担支座的受力，提高结构的可靠性。

6 结 论

(1)设波纹管伸缩节的明钢管在放空检修时不均匀温差作用下，会产生偏向低温侧的弯曲变形；如果明钢管在温度变形未恢复时进一步充水运行，则管段在前者变位的基础上将更加显著地向低温侧偏移，这对于明钢管的安全稳定性是非常不利的。计算表明，钢管两侧不均匀温差越大、钢管承受的内水压力越高，则这种变形叠加效果越显著。

(2)设置支座限位挡板进行限位后，主要起限位作用的限位挡板集中在靠近上游伸缩节的DZ7—DZ11支座处。并且随着作用水头以及温差的增大，在DZ4，DZ5支座处限位挡板也将出现较大受力。特别是在不均匀温差引起的钢管变形未恢复时即充水运行，明钢管管段的弯曲将会加剧，管轴线变形由凸向高温侧的单波浪形变为双波浪变形。

(3)支座限位挡板的限位值设置越小，则支座顶板和管段变位越小，说明明钢管受到支座的约束越强，从而使支座、限位挡板的受力会增大很多，因此应该合理地选取该限位值，一方面可以发挥限位挡板的限位作用，另一方面也可以允许管道的适当变形发挥其承载能力。

(4)在不均匀温差作用下，同一支座的4个限位挡板存在不同程度的变位，出于安全考虑，可以适当增大支座限位挡板的沿管轴向尺寸而不是与支座底板同长，同时也可以在不与支墩混凝土摩擦的情况下尽量设置大一些，以避免温差较大时限位挡板尺寸过小而与支座底板脱离，并确保其受力安全。

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(编辑：占学军)

Deformation Characteristics of Exposed Penstock under the Influence of Non-uniform Temperature Caused by Sunshine

DU Chao, WU He-gao, SHI Chang-zheng, SU Kai

(State Key Laboratory of Water Resources and Hydropower Engineering Science, Wuhan University, Wuhan 430072, China)

The deformation and stress condition of exposed steel penstock under non-uniform temperature due to sunshine during overhaul are analyzed through ANSYS which is based on a typical part of penstock in a hydropower station. Further simulations on the deformed penstock applied with internal water pressure are also carried out. Results indicate that when bearing internal water pressure, the deformed exposed penstock induced from the former non-uniform temperature shows obvious increasing lateral displacement to the cold side and bending in horizontal plane. The temperature effects are more obvious if the pressure is higher. A bigger gap between supports and lateral dampers brings about lower reaction around supports and constraint plates while weakens the restraint of dampers to penstock. In order to strengthen the restriction to penstock and relieve reaction, it is recommended to reduce the distance between pier foundations around bellows expansion joint because deformation and reaction here are enormous. Meanwhile, enlarging the lateral damper appropriately is necessary to avoid penstock sliding away from supports under the non-uniform temperature.

exposed steel penstock; expansion joint; non-uniform temperature; internal water pressure; lateral damper

10.11988/ckyyb.20160878 2017,34(11):126-131

2016-08-29；

2016-09-12

国家自然科学基金项目(51409194)

杜 超(1992-)，男，四川达州人，硕士研究生，主要从事压力管道研究，(电话)13163301730(电子信箱)2273796110@qq.com。

伍鹤皋(1964-)，男，江西宜丰人，教授，博士生导师，博士，主要从事地下工程与压力管道研究，(电话)027-68772661(电子信箱)wbf1988@vip.sina.com。

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1001-5485(2017)11-0126-06