大直徑鋼管外包混凝土墊層包角分析

杜 超，谷 玲

(中國電建集團成都勘測設計研究院有限公司，四川 成都 610072)

0 前 言

鋼襯鋼筋混凝土管可實現鋼襯與混凝土聯合承載，且常在鋼襯與混凝土間引入墊層以改善混凝土開裂。但是目前針對墊層在鋼襯鋼筋混凝土管的分析主要還停留在線彈性計算階段，因此本次研究引入埋藏式鋼筋模型及混凝土開裂損傷模型，進一步地從非線性層面分析墊層包角對管道的影響，進而提出更接近實際的鋼襯鋼筋混凝土管損傷結果，對結構受力更有利的墊層包角。

據統計，2010年塑料管道生產量840.2萬t，同比增長31.1%，中國已經成為最大的塑料管道生產和應用國家。目前國內一定規模的塑料管道生產企業有3000家以上，年生產能力超過1500萬t。其中，生產能力1萬t以上的企業超過300家，有20家以上企業的年生產能力已超過10萬t。近年塑料管道行業的集中度也越來越高，據統計資料顯示，目前行業中前20位的企業銷售量已達到行業總量的40%。

從文獻來看，雖然有學者對部分省市檢查互認工作的推進現狀及遇到的問題進行了調查和探討[5,6]，或是介紹國內外影像共享實例及實現技術[7]，但總的來說國內研究欠缺對醫學影像互認總體推進情況及醫學影像共享模式的系統梳理。基于此，本文通過歸納我國典型省市及區域影像檢查政策文件現況，從側面反映檢查互認工作總體推進情況，并梳理出我國主要醫學影像共享的幾種主要模式，以展示我國醫學影像互認共享概貌。

1 工程概述

某水電站明鋼管結構布置如圖1所示。壓力鋼管的內徑為9.0 m，單根鋼管長度約為190 m，在平面內鋼管間距27 m，鋼管壁厚24～32 mm。進水口后及上游鎮墩后均設置有伸縮節。由于斜坡段管道一部分會被下游水位淹沒，考慮到管道穩定性，對淹沒部位進行外包混凝土處理。

2 計算說明

2.1 理論及材料

計算中主要運用有限元計算方法、混凝土彈塑性損傷Mazars模型及埋藏式鋼筋模型。鋼管采用St52-3低合金鋼，鋼材容重γs為7.85×10-5N/mm3，鋼材彈性模量Es為2.06×105N/mm2，泊松比νs為0.30，線膨脹系數αs為1.2×10-5/℃。混凝土標號均為C25。基巖變形模量取2.0 GPa，泊松比0.3。根據設計采用復式加強波紋管，設計軸向變位限值50 mm，橫向變位限值50 mm。

2.2 計算模型

計算模型見圖2所示。模型中鋼板用殼單元模擬，混凝土、地基用實體單元模擬，鎮墩、支墩及外包混凝土為C25混凝土。支承環頂板與支墩基礎間采用接觸單元模擬，摩擦系數為0.1，波紋管伸縮節采用beam單元與pipe單元組合的方式進行模擬[1-3]。在地基的上下游端面、兩側及底部邊界均施加法向約束，其他均為自由面。

圖2 計算模型

2.3 計算工況及參數

荷載如表1所示，正常運行工況下壓力管道上下游水頭差70.3 m，蝸殼末端水錘23.6 m，管道的均勻溫度升高10.9℃。

表1 工況及荷載

3 引入墊層對結構的影響

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圖3 方案b墊層包角方案示意

(2)方案c-2比方案c-1的墊層包角大：上鎮墩中幾乎無損傷區域；外包混凝土中內緣管頂部和外緣管腰部的損傷區域和損傷程度比方案c-1低，同時管周180°～360°范圍內損傷區域也降低；下鎮墩管腰部的損傷降低，方案c-2中未出現貫通性的損傷區域。

3）酒店部分7～9層由地下1層酒店生活水池及裙房變頻給水設備聯合供水；地下1層設酒店客房工頻加壓泵，抽水至25層（避難層）酒店客房低區生活水箱，該水箱另設一組工頻加壓泵抽水至屋頂層酒店客房高區生活水箱。酒店客房給水分成2個區，11～17層為低區，由25層酒店客房低區生活水箱重力供水；18～24層為高區，由屋頂層酒店客房高區生活水箱重力供水。

圖4～5為方案a、b混凝土的第一主應力云圖。

圖4 外包混凝土第一主應力(單位：MPa)

圖5 下鎮墩第一主應力(單位：MPa)

從圖8可知，包裹墊層后，混凝土內緣的環向應力整體呈現下降的趨勢；從方案c-1～方案c-3間比較發現墊層包角越大，混凝土內緣的環向應力逐漸升高；包裹墊層后，混凝土內緣的環向應力差異較大的區域為管頂與管腰部，包裹墊層后管腰部內緣環向應力降低1.2～2.4 MPa，內緣環向應力整體表現為受壓狀態。

圖6 外包混凝土段鋼筋布置示意

4 墊層包角分析

針對方案b的配筋結果并添加鋼筋模型，考慮混凝土的開裂損傷，用ABAQUS進行非線性計算。方案c-0～c-3對應的墊層包角依次為0°、180°、210°、240°，按正常運行工況進行計算。

位移結果顯示，方案c-0～方案c-3之間，管道結構的位移規律基本一致，方案之間的最大位移和最小位移差別不超過1 mm。

隨墊層包角的增大，各方案鋼管的最大Mises應力呈微小上升的趨勢。包裹墊層以后，鋼管與外包混凝土聯合承載效果減弱，鋼管結構承受更多荷載，墊層范圍內鋼管應力增大明顯，但Mises應力并未超過鋼材的允許應力，更有利于發揮鋼管的承載能力。

4.1 鋼管環向應力分析

混凝土的開裂損傷情況如圖9～12所示。從圖中看出：

C-C截面→D-D截面路徑/m

包裹墊層后，鋼管管頂的環向應力增加明顯，方案c-1～方案c-3在上鎮墩范圍內的環向應力要比方案c-0升高40 MPa左右；外包混凝土段及下鎮墩范圍內的環向應力也比方案c-0升高40 MPa左右，且越向下游，升高的數值越大。方案c-1～方案c-3之間鋼管管頂的環形應力差別很小，約為2 MPa。

(1)對比方案c-0，方案c-1上鎮墩中基本未出現損傷區域，在外包混凝土中損傷區域也明顯降低，尤其在包裹墊層管周的0°～180°范圍內，混凝土損傷區域降低為管頂部一條較窄的連通上下游區域的損傷帶，且未貫穿混凝土外緣和內緣，外包混凝土腰部附近的損傷較方案c-0有顯著降低，該損傷區域未貫通混凝土內緣和外緣。

4.2 外包混凝土沿流向的環向應力變化

包裹墊層后混凝土的第一主應力有所降低，且高拉應力范圍縮小，但是超過混凝土抗拉強度1.75 MPa的范圍仍較大，所以有必要對結構進行配筋計算。根據提取的截面合力，計算出外包混凝土段配筋結果如圖6所示。對比可知，包裹墊層后由于混凝土結構的拉應力降低，故鋼筋的需求量降低，在配筋圖中鋼筋用量明顯降低。在混凝土彈塑性損傷分析計算中，采用方案b的配筋量進行計算。

如圖1所示，外包混凝土段若不包裹墊層(記為方案a)，外包混凝土及鎮墩會出現應力超限、混凝土損傷及裂縫開展等情況[4-7]。因此需要在鋼管上半管周包裹一定包角的墊層以降低外包混凝土拉應力。假定在鋼管上半周180°包裹墊層，記為方案b，在正常運行工況與方案a對比。方案b中墊層沿管周環向和軸向的布置，墊層厚度為5 cm，具體示意見圖3。

圖8 混凝土內緣管腰部環向應力

4.3 混凝土損傷情況分析

各方案下鋼管的環向應力順水流向下游的變化規律如圖7所示。

圖9 方案c-0混凝土損傷情況

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設墊層后鋼管最大Mises應力為142.44 MPa，略大于不設墊層的140.34 MPa，出現在C-C截面管周270°附近。墊層范圍內鋼管的Mises應力從41 MPa升至89 MPa，未超過允許應力限值195 MPa。從鋼管結構受力分析，包裹墊層后鋼管應力增加。

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(3)與方案c-2對比，方案c-3中外包混凝土和下鎮墩在外緣腰部附近的損傷區域進一步降低，但在內緣鋼管頂部混凝土的損傷區域卻升高明顯。

綜上所述，在包裹墊層后，上鎮墩以及外包混凝土的墊層包角范圍內損傷明顯降低。隨著墊層包角增大，外包混凝土及下鎮墩的外緣腰部附近的混凝土損傷不同程度降低，并且都是非貫穿性的損傷區域，但是在外包混凝土內緣管頂的混凝土損傷情況卻隨著墊層包角的增大先降低后升高。

圖10 方案c-1混凝土損傷情況

圖11 方案c-2混凝土損傷情況

圖12 方案c-3混凝土損傷情況

5 結 語

本文以內徑9 m大直徑管道為研究對象，分析了包裹墊層對管道結構的影響，同時對墊層包角的選擇也進行了對比分析，最后總結如下：

(1)包裹墊層后，墊層范圍內鋼管的應力水平比無墊層方案鋼管的應力明顯升高，墊層包角越大則鋼管應力升高水平越大，相應地外包混凝土的拉應力水平逐漸下降，混凝土的配筋量下降。

(2)墊層包角從180°增大到240°，外包混凝土外緣的腰部附近開裂區域先減小后增大，轉折出現在墊層包角從210°增大到240°時，說明不能一味地通過增大墊層的包角去降低混凝土的受力及損傷。