抽水蓄能电站压力管道钢衬失稳机理研究现状

刘汉东，王甲亮，于怀昌

(华北水利水电大学,河南 郑州 450046)

抽水蓄能电站诞生于19世纪末期,最初用来配合常规水电站运行,之后逐渐过渡到调峰填谷、调频调相、事故备用等[1]。我国的抽水蓄能电站发展较晚,自20世纪60年代才逐渐兴起。“十三五”规划[2]明确指出“科学有序开发大型水电,严格控制中小水电,加快建设抽水蓄能电站”。“十四五”规划[3]强调“加快抽水蓄能电站建设和新型储能技术规模化应用”。抽水蓄能为绿色、低碳、清洁、灵活的调节电源,目前我国已投产的抽水蓄能电站总规模3 249万kW,在建抽水蓄能电站总规模5 513万kW。为应对全球气候变化,努力实现“2030年前碳达峰、2060年前碳中和”目标,我国抽水蓄能中长期规划布局重点实施项目340个,总装机容量约4.21亿kW[4]。

作为抽水蓄能电站输水建筑物的重要组成部分,埋藏式压力管道多采用在开挖的隧洞中安装钢衬的形式,通过在钢衬与围岩之间填充混凝土来实现钢衬与围岩的共同受力,以达到减小钢衬厚度降低造价的目的。水电站运行过程中钢衬承受较大的内水压力,不存在失稳的危险,但当钢管放空时,钢管在外压作用下可能出现失稳现象。对于埋藏式压力管道的稳定性,已有众多学者通过试验[5-8]、理论推导[9-12]、数值模拟[13-17]等方式进行了研究。本文结合典型的埋藏式压力管道外压失稳案例，归纳概括了管道失稳的原因，介绍了埋藏式压力管道稳定性计算方法，总结、提出了防止埋藏式压力管道失稳的有效措施,以期为工程实践提供有益参考。

1 埋藏式压力管道外压失稳因素

现有的埋藏式压力管道的设计方法和实践经验表明，内压通常不会引起钢衬的失稳破坏,但在施工过程或管道放空时，钢衬承受灌浆压力、外水压力和内水外渗压力等的作用,可能会导致钢衬失稳。国内多座水电站曾发生压力管道钢衬失稳的情况,表1列出了部分较为典型的埋藏式压力管道因外压作用而失稳的案例。

表1 埋藏式压力管道外压失稳典型案例

1.1 外压过大

从近几十年水电站的运营情况来看,外水压力过大是在运营电站发生钢衬外压失稳的首要危险因素。国内外多座水电站压力管道发生的钢衬失稳皆由此引起,如响水电站地下埋管、泉水电站高压平洞、日本大桥电站埋管、美国Bath County电站埋管等。

压力管道的灌浆过程也易发生钢衬失稳现象。绿水河电站1号斜井压力管道在注浆的过程中发生钢管鼓包爆裂,后检测发现长达190 m的钢衬发生失稳破坏,4条环向焊缝被拉裂,其事故原因是注浆速度过快加之地下水的稀释,产生了高达23 m的未凝固泥浆柱,导致管外压力达到0.2 MPa,而钢管的设计临界外压为0.05 MPa,导致了钢管的失稳[22]。

1.2 设计不合理

埋藏式压力管道外水压力的确定存在一定的困难,由于水库蓄水和管道漏水的作用,施工前后的地下水位可能存在较大变化。确定地下水位的原则也存在着一定的分歧,保守的观点认为外水压力等于覆盖层厚度,理由是当管道内渗水时,极端情况为水积累至地表高度并流走,采用这一方式进行设计的有法国Roselend电站和加拿大Kemano电站;另一观点认为,电站建成后压力管道外的水位等于施工前的地下水位,由于电站布置了排水设施,在不考虑上游渗水的情况下,这种假设也可认为电站是安全的,并可酌情增加5%～10%的外水压力，以防止管道内水外渗情况的发生[26],国内大多数电站均采用这一方式进行设计。

埋藏式压力管道常采用光面管和加劲管两种形式的管道。光面管的临界外压强度较低，当增大光面管管壁厚度仍无法满足工程需要时,可增加构造设置(加劲环、加劲肋、锚环等)以提高抗外压稳定性,但增加此类构造设置会给设计和施工带来难度,因此需要注意设计计算的准确性和施工质量。泉水电站的压力管道设计了加劲环,但加劲环的间距偏大,施工过程中施工单位认为洞径过小难以施工,直接取消了加劲环,导致钢管鼓包断裂长度达204 m。

1.3 材料性能不足

钢材性能对压力管道抗外压稳定性的影响很大,所选钢材应满足使用工况下的抗拉性能、屈服性能、延性和冲击韧性要求。响水电站和花木桥电站发生的钢衬失稳事故均与钢管的选材不当有关,泉水电站和以礼河电站等受限于当时的经济和技术条件,部分管道采用了A3F钢材[27],这一型号的钢材后来被认为普遍存在一定的性能缺陷,给工程留下了安全隐患。

1.4 施工不当

施工过程中漏装或不装加劲环、灌浆不密实、钢管圆度偏差过大均会引起钢管抗外压临界强度的降低,进而导致钢管失稳。绿水河电站1号斜井在施工过程中被发现钢管圆度偏差过大,后在灌浆过程中发生钢管失稳。绿水河电站3号平洞发生的钢管失稳事故与灌浆后钢管周围岩层局部存在软弱层有关[28]。

1.5 运营不当

抽水蓄能电站独特的工作性质决定了压力管道在运营中可能频繁承受冲击荷载,由于钢材是一种弹塑性材料,屈服后韧性衰减,使得结构发生破坏的可能性增大。响水电站的压力管道发生失稳的原因之一便是机组频繁甩负荷。

埋藏式压力管道属于隐蔽工程,检测养护难度大,由于承受较大的内力作用,运营中应重视压力管道的检测养护工作。泉水电站在运营中被发现钢管存在鼓包现象,但未采取有效措施进行处理,后出现了钢衬的大面积失稳。

2 埋藏式压力管道失稳计算理论

采用光面管形式的埋藏式压力管道,其失稳分析理论按照假设的钢衬屈曲形式可概括为轴对称失稳、双波失稳、圆拱失稳和单波失稳等[29-31]。光面管的抗外压能力较差,在需要考虑外压稳定性的情况下应避免采用此种形式。

在光面管外焊接加劲环具有良好的经济性且可显著提高压力管道的抗外压临界强度。这是由于当管道失稳时,加劲环可将失稳范围限制在一个较小的区域内。设置有加劲环的压力管道的稳定性包含两个方面,一是加劲环间管壳的稳定性,二是加劲环自身的稳定性。对于这两点问题,国内外学者已进行了较为深入的研究。

2.1 管壳的稳定性

2.1.1 Mises公式

Mises公式在推导时假设加劲环为施加在管道上的固定约束,按短圆柱壳体对管壁的临界压力进行推导。其计算公式为:

(1)

式中:Pcr为管壳的临界强度,MPa;t为管壁厚度,mm;n为临界屈曲波数;L为加劲环间距,mm;r为钢管内半径,mm;E为钢材的弹性模量,MPa;v为钢材的泊松比。

虽然Mises公式的推导是建立在明管基础上的,但设置加劲环的压力管道在失稳时具有较多的屈曲波数,考虑到管道与外部混凝土之间具有一定的初始缝隙。因此，规范[32]推荐Mises公式也适用于埋藏式压力管道的临界外压计算。

需要注意的是,Mises公式在推导的过程中没有考虑外部混凝土对管道的限制作用和钢管不圆度的影响,这同实际情况存在一定的偏差。目前，对加劲环间管壳临界压力进行研究的理论不多,但经过大量的实践验证,Mises公式仍被认为是钢管临界压力计算的首选公式,如日本和美国垦务局的钢管设计规范中也都采用了此公式。

2.1.2 赖华金-范崇仁公式

赖华金和范崇仁在考虑钢管初始缺陷和外部混凝土对加劲环限位作用的前提下,对钢管的力学模型进行了合理假设,推导出了赖华金-范崇仁公式[33],并通过模型试验进行了验证。赖华金-范崇仁公式力学模型的选取较Mises公式更为合理,但遗憾的是该公式没有被推广,缺乏工程实践的验证。此外，也有学者[34]指出该公式的计算结果与Mises公式的存在较大偏差,这可能是其未被广泛采纳的原因之一。

2.2 加劲环的稳定性

2.2.1 Amstutz法

AMSTUTZ E[35]提出可按光面管计算含加劲环管道的压力,但需要将光面管临界压力公式中的截面特性值进行一定的调整:截面惯性矩J和中性轴的距离e应按加劲环与30倍钢管厚度构成的组合结构计算，截面积F取加劲环间全部管壁和加劲环断面面积之和。Amstutz法的计算公式为:

(2)

(3)

式中:σN为加劲环失稳时的环向应力,MPa;σV为灌浆时管壁的环向应力,MPa;σF为钢材的屈服强度,MPa;J为加劲环有效截面(包含30t等效翼缘)的惯性矩,mm4;F为加劲环及单节管壁的截面积,mm2;e为加劲环外沿与中性轴的距离,mm;Pcr为加劲环的临界强度,MPa。

2.2.2 Jacobsen法

(4)

(5)

(6)

由于Jacobsen法取消了Amstutz法中的部分简化,因此其适用范围较Amstutz法更为广泛,如美国土木工程师学会的压力管道设计规范[39]也采用了Jacobsen法。

2.2.3 Svoiskyf法

Amstutz法和Jacobsen法均假定加劲环失稳时管壁和加劲环中的环向应力是均匀分布的,Svoiskyf法[40]则认为等效翼缘外的环向应力应由Mariott公式推导出。Svoiskyf法的计算公式为:

(7)

εtanα=tan(εα)。

式中:Fk为加劲环的有效截面积，mm2;lef为等效翼缘宽充，mm;rk为加劲环截面中性轴半径，mm;σS为钢材的屈服应力，MPa;f*为钢衬失稳的特征参数;f为失稳屈曲的初始挠度,mm;σN、p*、Φ、Pcr通过迭代解出。

Svoiskyf法由于假定等效翼缘以外的外压力不会传导至加劲环,而是由同区域的钢管承担,导致其计算结果较Amstutz法和Jacobsen法的分别高约13%～24%和19%[41]。

2.2.4 我国规范中的方法

以上方法在计算中可能需要多次迭代才能确定临界外压或加劲环的尺寸,为了工程设计的便利,我国水电站压力钢管设计规范(NB/T 35056—2015)[42]和美国垦务局钢管设计规范中均采用强度条件进行设计。其计算公式为：

(8)

其中，

式中:h为加劲环高度,mm;a为加劲环厚度,mm。

按强度条件进行设计时仅需控制加劲环应力不超过材料的屈服应力,因此，采用该式进行计算往往会获得加劲环临界外压的保守估计[43]。同时,该方法未考虑缝隙的影响,显然与构件的实际受力情况不符,实际工程中的缝隙值通常为(3.5～5.5)×10-4R(R为管道内径),此时由Amstutz法和Jacobsen法得到的临界压力分别较规范[42]中方法的高13%和25%左右[44]。

2.3 数值方法

主流解析方法的力学模型存在较大差异,但各模型的假设条件均有一定的合理性。目前国内外多采用解析法对含有加劲环的压力管道进行稳定性计算，但对于复杂壳体结构(叉管等),解析方法无法进行准确分析,采用有限元等数值分析方法对压力管道进行计算具有广阔的前景。如：刘东常等[45-46]提出了有限条元法,该方法结合了解析法和有限元法的特点,使其在单元离散的合理性与计算结果的精确性上具有一定的优势；董文胜等[47]在有限条元法的基础上结合遗传神经算法对含加劲环的压力钢管的临界压力进行了求解,进一步提高了计算效率。

3 埋藏式压力管道失稳防治措施

压力管道出现钢衬失稳状况会影响抽水蓄能电站的正常工作,并造成巨大的经济损失。从近几十年来压力管道钢衬发生失稳的案例来看,通过设计、施工、运营中的针对性措施,钢衬失稳的现象是可以避免的。以下措施已经在工程中得到实践,并取得了良好的效果:

1)设置平行于压力管道的排水通道降低外水压力,类似的形式包括排水廊道、钢管排水孔、排水支洞等。也有学者指出，地下水中的碳酸钙等成分会随着运营时间的增长在排水通道内积聚,应注意防止排水通道可能出现的堵塞问题[48]。

2)采用增大钢管壁厚、设置加劲环或纵向加劲肋条等措施，提高钢衬自身的抗外压临界强度。其中,焊接加劲环是提高钢衬抗外压临界强度最直接有效的方式,尽管其可能引起施工的不便,但考虑到其对防止钢衬失稳具有显著作用,仍将其作为防止钢衬外压失稳的首选措施。

3)减小钢衬、混凝土和围岩间的初始缝隙。初始缝隙的宽度对钢衬抗外压稳定性具有显著影响[49],工程中常将初始缝隙的宽度限制在5×10-4R以内。采用Amstutz公式进行计算,当钢管半径与钢管厚度之比为200,初始缝隙宽度为5×10-4R时的钢衬抗外压临界强度相较于无缝隙的情况降低约25%。通常采用接触灌浆消除初始缝隙,但需对灌浆密实度进行严格控制,目前已有工程[50]采用具有微膨胀性和高流动性的高性能灌浆混凝土材料进行灌浆,取得了良好的效果。

4 结语

1)引起压力管道钢衬外压失稳的原因主要包括外压过大,设计不合理,材料性能不足,施工不当,运营不当。

2)防止压力管道钢衬外压失稳是一个需要综合考虑勘察、设计、施工、运营的全周期系统工程。勘察、设计中需关注施工前后渗流场的演化,合理确定设计外水压力,并加强钢管外侧的排水能力；施工中需保证工程的建设质量；运营中应科学规范操作,重视日常检测养护工作,防止频繁甩负荷。

3)埋藏式压力管道的管壁计算推荐采用Mises公式。对于加劲环的计算,我国水电站压力钢管设计规范(NB/T 35056—2015)中给出的公式便于计算,但可能得到过于保守的结果,依此进行设计可能出现加劲环过密的情况。Jacobsen法是对Amstutz法的有益改进,消除了Amstutz法中部分概念模糊的问题,同时扩大了适用范围。

4)进一步深入研究围岩-混凝土-钢衬联合承载体的作用机理,获得更为准确的围岩-混凝土承载分担率,在保证安全运营的前提下,降低钢衬的设计厚度,节省工程投资。