第十三章 水电站的压力管道

第一节 压力管道的功用和类型

压力管道是指从水库、前池或调压室向水轮机输送水量的管道。其一般特点是坡度陡，内水压力大，承受水锤的动水压力，而且靠近厂房。因此它必须是安全可靠的。万一发生事故，也应有防止事故扩大的措施，以保证厂房设施和运行人员的安全。

压力管道按材料可分为：

一、钢管

钢管具有强度高、防渗性能好等许多优点，常用于大中型水电站。

钢管布置在地面以上者称明钢管，如图11-5。布置于坝体混凝土中者称坝内钢管，如图11-2。埋设于岩体中者则成地下埋管，如图18-12。以上是水电站压力钢管的三种主要形式。

二、钢筋混凝土管

钢筋混凝土管具有造价低、可节约钢材、能承受较大外压和经久耐用等优点，通常用于内压不高的中小型水电站。除普通钢筋混凝土管外，尚有预应力和自应力钢筋混凝土管、钢丝网水泥和预应力钢丝网水泥管等。普通钢筋混凝土管因易于开裂，一般用在水头H和内径D的乘积HD<50m的情况下；预应力和自应力钢筋混凝土管的HD值可超过200㎡，预应力钢丝网水泥管由于抗裂性能好，抗拉强度高，HD值可超过300㎡。

位于岩体中的现浇钢筋混凝土管道，在内水压力作用下，钢筋混凝土与围岩联合受力，工作状态与隧洞相似，归于隧洞一类。

三、钢衬钢筋混凝土管

钢衬钢筋混凝土管是在钢筋混凝土管内衬以钢板构成。在内水压力作用下钢衬与外包钢筋混凝土联合受力，从而可减小钢衬的厚度，适用于大HD值管道情况。由于钢衬可以防渗，外包钢筋混凝土可按允许开裂设计，以充分发挥钢筋的作用。

本章主要讲钢管。

第二节 压力管道的布置和供水方式

一、压力管道的布置

压力管道是引水系统的一个组成建筑物。压力管道的布置应根据其形式、当地的地形、地质条件和工程的总体布置要求确定，其基本原则可归纳如下：

(1)、尽可能选择短而直的路线。这样不但可以缩短管道的长度，降低造价，减小水头损失，而且可以降低水锤压力，改善机组的运行条件。因此，明钢管常敷设在陡峻的山坡上，以缩短平水建筑物（如果有的话）和厂房之间的距离。

(2)、尽量选择良好的地质条件。明钢管应敷设在坚固而稳定的山坡上，以免因地基滑动引起管道破坏；支墩和镇墩应尽量设置在坚固的基岩上，表面的覆盖层应予以清除，以防支墩和镇墩发生有害的位移。地下埋管应布置在良好的岩体中，其好处是：可利用围岩承担部分内水压力；开挖时可不用或少用支护以减少施工费用和加快施工进度；良好的岩层裂隙水一般不发育，钢管受外压失稳的威胁较小。

(3)、尽量减少管道的起伏波折，避免出现反坡，以利管道排空；管道任何部位的顶部

应在最低压力线以下，并有2m的裕度。若因地形限制，为了减少挖方而将明管布置成折线时，在转弯处应设镇墩，管轴线的曲率半径应不小于3倍管径。明钢管的底部至少应高出地表0.6m,以便安装检修；若直管段超过150m,中间宜加镇墩。地下埋管的坡度应便于开挖出碴和钢管的安装检修。

(4）、避开可能发生山崩或滑坡地区。明管应尽可能沿山脊布置，避免布置在山水集中的山谷之中，若明管之上有坠石或可能崩塌的峭壁，则应事先清除。

(5）、明钢管的首部应设事故闸门，并应考虑设置事故排水和防冲设施，以免钢管发生事故时危及电站设备和运行人员的安全。

二、压力管道的供水方式

水电站的机组往往不止一台，压力管道可能有一根或数根，压力管道向机组的供水方式可归纳为三类。

（一）单元供水

每台机组由一根专用太管供水，如图13-1（a）、(b)所示。

图13-1 压力管道供水方式示意图

这种供水方式结构简单，工作可靠，管道检修或发生事故时，只影响一台机组工作，其余机组可照常运行。这种布置方式除水头较高和机组容量较大者外，一般只在进口设事故闸门，不设下阀门。单机供水所需管道根数较多，需要钢材较多，适用于以下两种情况：单机流量较大，若几台机共用一根水管，则管径较大，管壁较厚，制造和安装困难；压力管道较短，几台机组共用一根水管，在管身上节约材料不多，但需要增加岔管、弯管和阀门，并使运行的灵活性和安全性降低。坝内钢管一般较短，通常都采用单元供水。

（二）集中供水

全部机组集中由一根管道供水，如图13-1（c）、（d）所示。用一根管道代替几根管道，管身材料较省，但需设置结构复杂的分岔管，并需在每台机组之前设置事故阀门，以保证任意一台机组检修或发生事故事时不致影响其它机组运行。这种供水方式的灵活性和可靠性不如单元供水，一旦压力管道发生事故或进行检修，需全厂停机，对于跨流域开发的梯级电站，这同时会给下游梯级的供水带来困难。

集中供水适用于单机流量不大，管道较长的情况下。对于地下埋管，由于运行可靠，同时又因不宜平行开挖几根距离不远的管井，较多地采用这种供水方式。

（三）分组供水

采用数根管道，每根管道向几台机组供水，如图13-1（e）、(f)所示。这种供水的特点介于单元供水和集中供水之间，适用于压力管道较长、机组台数较多和容量较大的情况。

压力管道可以从正面进人厂房，如图13-1 (a)、(c)、（e）所示，也可以从侧面进人厂房，如图13-1 (b)、 (d)、(f)所示。前者适用于水头不高、管道不长或地下埋管情况。对于明钢管，若水头较高，宜从侧面进人厂房：在这种情况下，万一管道爆破，可使高速水流从厂外排走，以防危及厂房和运行人员的安全。在集中供水和分组供水情况下，管道从侧面进人厂房也易于分岔。地下埋管爆破的可能性较小，即使爆破，由于围岩的限制亦不易突然扩大，管道进人厂房的方式常决定于管道及厂房布置的需要。

第三节 压力管道的水力计算和经济直径的确定

一、水力计算

压力管道的水力计算包括恒定流计算和非恒定流计算两种。

（一）恒定流计算

恒定流计算主要是为了确定管道的水头损失。管道的水头损失对于水电站装机容量的选择、电能的计算、经济管径的确定以及调压室稳定断面计算等都是不可缺少的。水头损失包括摩阻损失和局部损失两种。

1、摩阻损失

管道中的水头损失与水流形态有为。水电站压力管道中的水流的雷诺数Re一般都超过3400，因而水流处于紊流状态，摩阻水头损失可用曼宁公式或斯柯别公式计算。

曼宁公式应用方便，在我国应用较广。该公式中，水头损失与流速平方成正比，这对于钢筋混凝土管和隧洞这类糙率较大的水道是适用的。对于钢管，由于糙率较小，水流未、

能完全进人阻力平方区，但随着时间的推移，管壁因锈蚀糙率逐渐增大，按流速平方关系计算摩阻损失仍然是可行的。曼宁公式因一般水力学书中均可找到，此处从略。

斯柯别根据198段水管的1178个实测资料，推荐用以下公式计算每米长钢管的摩阻损失

(13-1)式中a-水头损失系数，焊接管用0.00083。

为考虑水头损失随使用年数t的增加而增大的系数，清水取K＝0.01，腐蚀性

水可取K＝0.015。

2.局部损失

在流道断面急剧变化处，水流受边界的扰动，在水流与边界之间和水流的内部形成旋涡，在水流质量强烈的混掺和大量的动量交换过程中，在不长的距离内造成较大的能量损失，这种损失通常称为局部损失。压力管道的局部损失发生在进口、门槽、渐变段、弯段、分岔等处。压力管道的局部损失往往不可忽视，一尤其是分岔的损失有时可能达到相当大的数值。局部损失的计算公式通常表示为

系数可查有关手册。

（二）非恒定流计算

管道中的非恒定流现象通常称为水锤。进行非恒定流计算的目的是为了推求管道各点i的动水压强及其变化过程，为管道的布置、结构设计和机组的运行提供依据。非恒定流计算的内容见第九章。

二、管径的确定

压力管道的直径应通过动能经济计算确定。在第七章中我们已经研究了决定渠道和隧洞经济断面的方法，其基本原理对压力管道也完全适用，可以拟定几个不同管径的方案，进行誉比较，选定较为有利的管道直径，也可以将某些条件加以简化，推导出计算公式，直接求解。在可行性研究和初步设计阶段，可用以下彭德舒公式来初步确定大中型压力钢管的经济直径

式中Qmax-钢管的最大设计流量，

；

H-设计水头，m。

第四节 钢管的材料、容许应力和管身构造

一、钢管的材料

钢管的受力构件有管壁、加劲环、支承环及支座的滚轮和支承板等。管壁、加劲环、

支承环和岔管的加强构件等应采用经过镇静熔炼的热扎平炉低碳钢或低合金钢制造，如A3、16Mn，和经过正火的15MnV和15MnTi。滚轮可用A3、A4、A5、16Mn或35、45等优质钢材。近年来，我国一些大型水电站已开始采用屈服点为60～80强度钢材制造钢管。

的高

对于焊接管，钢材的基本性能包括机械性能、加工性能和化学成分等方面。

（一）机械性能

机械性能一般指钢材的屈服点,极限强度、断裂时的延伸率ε和冲击韧性。

在屈服点内，钢材的应力与应变存在线性关系，即处于弹性工作状态。当应力超过

时，材料发生蠕变，即使外荷载不再增加，变形仍继续发展，形成所谓流幅。对于普通低碳钢，当相对变形。达到2.5％-3％后，材料进入第三工作阶段，即自动强化阶段，钢材重新获得承受较高荷载的能力。极限强度

是与试件破坏前的最大荷载相对应的应力。

流幅的存在是普通碳素钢的一个重要特性，它能使结构应力趋于均匀，排除结构因局部应力太大而过早破坏。因此，流幅是提高结构物安全度的一种因素。

当应力达到作，若若

时，虽然不会引起结构破坏，但因变形过大，结构物可能已无法正常工

超过

值55％～95％。

应认为是容许使用应力的上限。普通低碳钢的极限强度

较低，由于变形等因素的限制，容许应力不能采用得过高，材料的充分利用受到限制；较高，则材料的塑性降低，因此

与σ不的最优比值（最优屈强比）在0.5～0.7范

围内。

延伸率ε是试件实际破坏时的相对变形值，代表材料的塑性性能。普通碳素钢的ε约为20％～24％。

钢材的脆性破坏和时效硬化趋向及材料抗重复荷载和动荷载的性能用冲击韧性示。冲击韧性通过试验确定，其值应不小于表13-1的数值。

表

冲击韧性随温度的下降而下降。冲击韧性开始剧烈下降时的临界温度称冷脆点。选择钢材时应注意使结构物的正常运行温度不低于其冷脆点。

（二）加工性能

钢材的加工性能主要指辊扎、冷弯、焊接等方面的性能，应通过样品试验确定。

冷弯性能对于制造钢管的钢材特别重要，因为制造钢管的基本作业是辊轧和弯曲。经过冷作的钢板因有塑性变形，故发生冷强，继而时效硬化，钢材变脆。

焊接性能指钢材在焊接后的性能，应保证焊缝不开裂，也不降低焊缝及相邻母材的机械性能（如强度、延伸率、冲击韧性等）。

钢管在制造过程中，辊轧、弯曲、焊接等工艺使材料的塑性降低，并产生一定的内应力。为了消除上述不良影响，当管壁超过一定厚度时需进行消除内应力处理。

（三）化学成分

钢材的化学成分影响钢材的强度、延伸率和焊接性能。当碳素钢的含碳量超过0.22％时，硬度急剧上升，

上升，塑性和冲击韧性降低，可焊性恶化。硅的存在有同样影响，

含量应限制在0.2％以内。镍和锰能够提高钢材的机械性能。

硫的存在降低钢材的强度，使钢材热脆，含硫量高的钢材不宜进行热处理。磷的存在使钢材冷脆，含磷量高的钢材不宜用于制作在低温下工作的钢结构。溶解于钢材中的氮和氧也使钢材变脆。对以上各种杂质都应加以限制。

我国制造压力钢管最常采用的是3号镇静碳素钢和16Mn低合金钢。前者的机械性能和化学成分见国家标准，GB700-79，后者见冶金部标准YB13-69。

二、容许应力

钢材的强度指标一般用屈服点获得，或用

表示。钢材的容许应力[σ]一般用除以安全系数K

的某一百分比表之。不同的荷载组合及不同的内力、应力特性应采用不同的

容许应力。压力钢管的容许应力按表13-2采用。

对于高强度钢材，若屈服点

与抗拉强度

之比值（屈强比）大于0.67,应以

=0.67计算容许应力。又，坝内埋管膜应力区在特殊荷载组合下的容许应力取为0.9者，

仅适用于按明管校核情况，其余情况均用0.8(SD144-85）。

。参阅水电站压力钢管设计规范

三、管身构造

压力钢管按其构造又分为无缝钢管、焊接管和箍管，其中焊接管应用最普遍。

焊接管是用钢板按要求的曲率辊卷成弧形，在工厂用纵向焊缝连接成管节，运到现场行再用横向焊缝将管节连成整体。内水压力是钢管的主要荷载，纵缝受力较大，在工厂焊接后应以超声波法或射线法作探伤检查，以保证纵缝的焊接质量。在焊接横缝时，应使各管节的纵缝错开，见图13-2。对于明管，纵缝不应布置在横断面的水平轴线和垂直轴线上，与釉线的夹角应大于10° ,相应的弧线距离应大于300mm。

图13-2 纵缝和横缝示意图

管壁厚度一般经结构分析确定。管壁的结构厚度取为计算厚度加2mm的锈蚀裕度。

考虑制造工艺、安装、运输等要求，管壁的最小结构厚度不宜小于（13-4）式确定的数值δ（mm）≥D/800十4 （13-4)，式中D--钢管直径，mm 。但是，也不宜小于6mm。

为了消除辊卷和焊接引起的残余应力， 符合下列条件之一者应在卷板和焊接后作消除残余应力处理：

（1）结构厚度超过下列数值：

A3-42mm；16Mn-38mm；15MnV和15MnTi-36mm。

（2)冷加工成型的管壁厚δ符合下列情况：

A3和16Mn：D≤33δ；15MnV和15MnTi：D≤408。

（3)岔管等形状特殊的构件

钢管安装完毕后的椭圆度（相互垂直的两管径的最大差值与标准管径之比）不得超过0.5％。

第五节 明钢管的敷设方式、镇墩、支墩和附属设备

一、钢管的敷设方式

明钢管一般敷设在一系列的支墩上，底面高出地表不小于0.6m,这样使管道受力明确，管身离开地面也易于维护和检修。在自重和水重的作用下，支墩上的管道相当于一个多跨连续梁。在管道的转弯处设镇墩，将管道固定，不使有任何位移，相当于梁的固定端。

明钢管宜做成分段式，在两镇墩之间设伸缩节，如图13-3所示。由于伸缩节的存在，在温度变化时，管身在轴向可以自由伸缩，由温度变化引起的轴向力仅为管壁和支墩间的摩擦力和伸缩节的摩擦力。为了减小伸缩节的内水压力和便于安装钢管，伸缩节一般布置在管段的上端，靠近上镇墩处。这样布置也常常有利于镇墩的稳定。伸缩节的位置可以根据具体情况进行调整。若直管段的长度超过150m，可在其间加设镇墩；若其坡度较缓，也可不加镇墩，而将伸缩节置于该管段的中部。

图13-3 明钢管的敷设方式

二、明钢管的支墩和镇墩

（一）支墩

支墩的作用是承受水重和管道自重在法向的分力，相当于梁的滚动支承，允许管道在轴向自由移动。减小支墩间距可以减小管道的弯矩和剪力，但支墩数增加，故支墩的间距应通过结构分析和经济比较确定，一般在6～12m之间。大直径的钢管可采用较小的支墩间距。

按管身与墩座间相对位移的特征，可将支墩分成滑动式、滚动式和摆动式三种。

1.滑动式支墩

滑动式支墩的特征是管道伸缩时沿支墩顶部滑动，可分为鞍式和支承环式两种．

鞍式支墩如图13-4（a）所示。钢管直接安放在一个鞍形的混凝土支座上，鞍座的包角在120°左右。为了减小管壁与鞍座间的摩擦力，在鞍座上常设有金属支承面，并敷以润滑剂。鞍式支墩的优点是结构简单，造价较低，缺点是摩阻力大，支承部分管身受力不钧匀，适用于直径在1OOcm以下的管道。

支承环式滑动支墩是在支墩处的管身外围加刚性的支承环，用两点支承在支墩上，这样可改善支座处的管壁应力状态，减小滑动摩阻，并可防止滑动时摩损管壁，如图13-4(b）所示。但与滚动式支座相比，摩阻系数仍然较大，适用于直径200cm以下的管道。

图13-4 滑动式支墩

2.滚动式支墩

滚动式支墩与上述支承环式滑动支墩不同之处，在于支承环与墩座之间有辊轴，如图13-5所示，改滑动为滚动，从而使摩擦系数降为0.1左右，一适用于直径200cm以上的管道。由于辊轴直径不可能做得很大，所以辊轴与上下承板的接触面积较小，不能承受较大的垂直荷载，使这种支墩的使用受到限制。

图13-5 滚动式支墩

3.摆动式支墩

摆动式支墩的特征是在支承环与墩座之间设一摆动短柱，如图13-6所示。图中摆柱的下端与墩座铰接，上端以圆弧面与支承环的承板接触，管道伸缩时，短柱以铰为中心前后摆动。这种支墩摩阻力很小，能承受较大的垂直荷载，适用于大直径管道。

图13-6 摆动式支墩

（二）镇墩

镇墩一般布置在管道的转弯处，以承受因管道改变方向而产生的不平衡力，将管道固定在山坡上，不允许管道在镇墩处发生任何位移，如图13-3所示。在管道的直线段，若长度超过150m,在直线段的中间也应设置镇墩，此时伸缩节可布置在中间镇墩两侧的等距离处，以减小镇墩所受的不平衡力。

1.镇墩的型式

镇墩靠自身重量保持稳定，一般用混凝土浇制。按管道在镇墩上的固定方式，镇墩可分为封闭式（图13-7)和开敞式（图13-8)两种。前者结构简单，节省钢材，对管道的固定好，应用较多；后者易检修，但镇墩处管壁受力不够均匀，用于作用力不太大的情况。

图13-7 封闭式支墩

图13-8 开敞式支墩

2.镇墩的设计

镇墩是管道的固定端，它承受着管道的轴向力、法向力和弯矩，其中以轴向力为主。镇墩的强度一般易于满足，其体积常取决于稳定需要。

管道作用于镇墩上的轴向力见表13-3。镇墩除承受表中所列的轴向力外，还承受部分管重和水重产生的垂直管轴方向的法向力。

管重产生的法向力Qp可近似地表达为

式中

,

--镇墩上、下游管段单位管长的管重；

、—镇墩上、下游管段的倾角；

,--镇墩与上、下游相邻支墩间管道长度之半。

水重产生的法向力Qw可近似地表达为

式中

,

为镇墩上、下游管段单位管长的水重，其他符号的意义同式(13-5)。

镇墩的设计应根据管道的满水、放空、温升、温降等情况，找出各力的最不利组合，求出镇墩所需的形状和尺寸。图13-9标出了分段式（有伸缩节的）管道在满水、温升情况下作用于镇墩上各轴向力的方向。

图13-9 满水温升时管道轴向力

在上述各力作用下，镇墩依靠本身重量维持稳定。镇墩的设计包括抗滑稳定、地基应力校核及镇墩的细部结构设计。

求出上述各力的水平合力∑X和垂直合力∑Y，设镇墩自重（包括镇墩范围内的管重和水重）为G，镇墩与地基间的摩擦系数为fc,则镇墩的抗滑安全系数Kc=fc(∑Y+G)/ ∑X (13-7)，Kc一般不小于1.5，从而可求出镇墩的必须重量G=Kc∑X/fc-∑Y （13-8）。

根据所需的重量可初步拟定镇墩的轮廓尺寸。对初拟的轮廓尺寸进行地基应力校核，以保证总的合力作用点在镇墩底宽的三分点之内，避免镇墩底面出现拉应力；软基上镇墩的地基反力应力求均匀，以减小不均匀沉陷，其值不应超过地基的容许承载力。

软基上镇墩的底面必须在冰冻线以下；对有软弱夹层的地基，还应验算通过地基内部发生深层滑动的可能。

在岩基上，为了减小镇墩的尺寸，可将底面做成倾斜的台阶形，使倾斜面与合力接近垂直，抗滑稳定计算可沿倾斜面进行，但这样做必须以地基充分可靠、滑动面不会通过地基内部为前提。

封闭式混凝土镇墩的表层应配置温度钢筋，以防混凝土开裂而丧失锚固作用；对于管道弯曲段向上凸起处的镇墩（图13-7)，轴向力的合力向上，仅靠管道上部混凝土的重量不足以平衡此合力，尚需设置锚筋以固定管道。

开敞式镇墩需用锚定环将管道固定在混凝土底座上，如图13-8所示；锚定环附近的管身应力不易精确计算，容许应力应降低10％。

三、明钢管上的闸、阀门和附件

（一）闸门及阀门

压力管道的进口处常设置平面钢闸门，以便在压力管道发生事故或检修时用以切断水流。平面钢闸门价格便宜，便于制造，应用较广。平面钢闸门可用到80m水头或更高。

在压力管道末端，即蜗壳进口处，是否需要设置阀门则视具体情况而定：如系单元供水，水头不高，或单机容量不大，而管道进口处又有闸门者，则管末可不设阀门，坝内埋管通常如此；如为集中供水或分组供水，或虽系单元供水而水头较高和机组容量较大时，则斋在管道末端设置阀门。

地下埋管多为集中供水或分组供水，压力管道末端的阀门一般是不可缺少的。若水电站的水头不高，容量不大，压力管道前的引水道不长，而引水道进口处又设有闸门时，则压力管道进口处可不设闸门。

阀门的类型很多，有平板阀、蝴蝶阀、球阀、圆筒阀、针阀和锥阀等，但作为水电站压力管道上的阀门，最常用的是蝴蝶阀和球阀，极小型电站有时用平板阀。

1.蝴蝶阀

蝴蝶阀由阀壳和阀体构成。阀壳为一短圆筒。阀体形似圆饼，在阀壳内绕水平或垂直轴旋转。当阀体平面与水流方向一致时，阀门处于开启状态；当阀体平面与水流方向垂直时，阀门处于关闭状态，如图13-10所示。蝴蝶阀的操作有电动和液压两种，前者用于小型，后者用于大型，蝴蝶阀的优点是启闭力小，操作方便迅速，体积小，重量轻，造价较低；缺点是，在开启状态，由于阀体对水流的扰动，水头损失较大；在关闭状态，止水不够严密。它适用于直径较大和水头不很高的情况。

图13-10 蝴蝶阀

蝴蝶阀有横轴和竖轴两种。前者结构简单，水压力的合力偏于阀体的中心轴以下，一旦阀体离开中间位置，即有自闭倾向，特别适于用作事故阀门，但因控制阀门启闭的接力器在阀门旁侧，需要较大的位置。后者接力器在阀顶，结构紧凑，但需设推力轴承支撑阀体，较复杂。

蝴蝶阀是目前国内外应用最广的一种阀门。国外最大直径用到800cm以上，最大水头用到200m。蝴蝶阀可在动水中关闭，但必须用旁通管上下游平压后开启，蝴蝶阀因止水不够严密，不适用于高水头情况。

2.球阀

球阀由球形外壳、可转动的圆筒形阀体及其他附件构成。当阀体圆筒的轴线与管道轴线一致时，阀门处于开启状态，如图13-11 (b)；若将阀体旋转90°,使圆筒一侧的球面封板挡住水流通路，则阀门处于关闭状态，如图13-11 (a)。关闭时，将小阀B关闭，在空腔A内注人高压水（可使之与上游管道相通），使球阀封板紧紧压在下游管口的阀座上，故止水严密。开启时，先将小阀B打开，将空腔A中的压力水排至下游，并用旁通管向下游管道充水，形成反向压力，使球面封板离开阀座，以减小旋转阀体时的阻力，和防止摩损止水。

图13-11球阀

球阀的优点是在开启状态时实际上没有水头损失，止水严密，结构上能承受高压；缺

点是结构较复杂，尺寸和重量较大，造价高。球阀适于用作高水头电站的水轮机前阀门。

球阀可在动水中关闭，但必须用旁通管上下游平压后方能开启。

（二）附件

明钢管上的附件有伸缩节、通气阀、人孔和排水管等。

1.伸缩节

根据功用的不同，伸缩节可采用不同的结构型式。图13-12 (a)为单套筒伸缩节，这种伸缩节只允许管道在轴向伸缩；图13-12 (b)为双套筒伸缩节，具有这种伸缩节的管道除可作轴向伸缩外，还允许有微小的角位移。这两种均属温度伸缩节。如地基可能出现较大的变形，则应采用温度沉陷伸缩节，这种伸缩节除允许管道沿轴向自由变形外，还允许两侧管道发生较大的相对转角。温度沉陷伸缩节与图13-12 (b)相似，只在管壁与填料的接触部位沿轴向做成弧形，以适应管轴转动。细部结构参阅有关资料。

图13-12 伸缩节 （单位：mm）

1-橡皮填料；2-大麻或石棉填料；3-拉紧螺栓

2.通气阀

通气阀常布置在阀门之后，其功用与通气孔相似。当阀门紧急关闭时，管道中的负压使通气孔打开进气；管道充水时，管道中的空气从通气阀排出，然后利用水压将通气阀关闭。在可能产生负压的供水管路上，有时也需设通气阀。

3.人孔

人孔是工作人员进人管内进行观察和检修的通道。明钢管的人孔宜设在镇墩附近，以便固定钢丝绳、吊篮和布置卷扬机等。人孔在管道横断面上的位置以便于进人为原则，其形状一般做成450-500mm直径的圆孔。图13-13为其一种。人孔间距视具体情况而定，一般可取150m。

图13-13 人孔

4.排水及观测设备

管道的最低点应设排水管，以便在检修管道时排除其中积水和闸（阀）门漏水。

大中型压力管道应有进行应力、沉陷和振动（明管）、外水压和管外间隙（埋管）、腐蚀与磨损等原型观测的设备。

第六节 明钢管的管身应力分析及结构设计

一、明钢管的荷载

明钢管的设计荷载应根据运行条件，通过具体分析确定，一般有以下几种：

(1)内水压力。包括各种静水压力和动水压力，水重，水压试验和充、放水时的水压力。

(2)钢管自重。

(3)温度变化引起的力。

(4)镇墩和支墩不均匀沉陷引起的力。

(5)风荷载和雪荷载。

(6)施工荷载。

(7)地震荷载。

(8)管道放空时通气设备造成的负压。

钢管设计的计算工况和荷载组合应根据工程的具体情况参照钢管设计规范采用。

二、管身应力分析和结构设计

明钢管的设计包括镇墩、支墩和管身等部分。前二者在上节中已经讨论过，这里主要讨论管身设计问题。

明钢管一般由直管段和弯管、岔管等异形管段组成。直管段支承在一系列支墩上，支墩处管身设支承环。由于抗外压稳定的需要，在支承环之间有时还需设加劲环。直管段的设计包括管壁、支承环和加劲环、人孔等附件。

支承在一系列支墩上的直管段在法向力的作用下类似一根连续梁。根据受力特点，管身的应力分析可取如图13-14所示的三个基本断面：跨中断面1-1；支承环附近断面2-2和支承环断面3-3。以下介绍明钢管计算的结构力学方法。

图13-14 管身计算断面

（一）跨中断面（断面1-1)

管壁应力采用的坐标系如图13-15所示。以x表示管道轴向，r表示管道径向，θ表示管道切向，这三个方向的正应力以

、

、

表之，并以拉应力为正。图中表明了管壁

单元体的应力状态，剪应力r下标的第一个符号表此剪应力所在的面（垂直x轴者称x面，余同），第二个符号表示剪应力的方向，如

表示在垂直x轴的面上沿e向作用的剪应力。

1.切向（环向）应力。

管壁的切向应力主要由内水压力引起。对于水平管段，管道横截面上的水压力如图13-16(a),它可看作由图13-16(b)的均匀水压力和图13-16(c)的满水压力组成。这两部分的水压力在管壁中引起的切向应力为

式中 D、δ--管道内径和管壁计算厚度，cm；

γ--水的容重，0.001；

H--管顶以上的计算水头，㎝；

θ--管壁的计算点与垂直中线构成的圆心角，如图13-16(c)所示。

式(13-9)等号右端第一项系有均匀内水压力引起的切向应力,第二项为满水压力引起的切向应力。若令管道中心的计算水头为Hp，则Hp=H+D/2，式（13-9）成

对于倾斜的管道，若管轴与水平线的倾角为 φ，则式（13-10）应写成

对于水电站的压力管道，上式等号右端的第二项是次要的，只有当

(D/2)cosθcosφ>0.05Hp时才有计入的必要。

上式中未计入管壁自重引起的切向应力，此应力一般较小，内水压力引起的切向应力是管壁的主要应力，因此可利用上式来初步确定管壁的厚度。若钢材的容许应力为[σ]，焊缝系数为Φ（Φ一般取0.90-0.95），以Φ[σ]代式（13-11）中的

，则可初步确定管壁

的计算厚度δ。由于式（13-11）未计入一些次要应力，用以确定管壁厚度时容许应力应降低15%。

考虑到钢板厚度的误差及运行中的锈蚀和磨损，实际采用的管壁厚度（结构厚度）应在计算厚度的基础上再加2mm的裕量。

压力管道的内水压力一般愈向下游端愈大，为了节约钢材，通常将管道分成若干段，每段采用不同度管壁厚度，按该段最低断面出的内水压力确定。

2.径向应力

管壁内表面的径向应力等于该出的内水压强，即

“-”表示压应力，“+”表示拉应力。管壁外表面

=0。

较小。

3.轴向应力

跨中断面的轴向应力由两部分组成，即由水重和管重引起的轴向弯曲应力及表

13-2各轴向力引起的应力。

对于支承在一系列支墩上的管道，其跨中弯矩M可按多跨连续梁求出。轴向弯曲应力

式中

，

，在管顶和管底，θ=0°和180°，y=±D/2,

最大

管道各轴向力见表4-2，其合力为，由此引起的轴向力为

跨中断面剪应力为零。到此求出了全部应力分量。

（二）支承环附近断面（断面2-2）

断面2-2在支承环附近，但在支承环的影响范围之外，故仍为膜应力区。以后我们将会知道，支承环的影响范围是不大的。

断面2-2的应力分量、、、的计算公式与断面1-1相同。除此之外，断面

2-2尚有管重和水重在管道横截面上引起的剪应力。管重和水重在支承环处引起的剪力可将管道视作连续梁求出，近似可取Q=（qLcosφ）/2，q为每米的管重和水重，L为支承环中心距，φ为管道倾角。在垂直x轴的截面上，此剪力Q在管壁中引起的θ向剪应力

式中 S-某断面以上的管壁面积对中和轴的静矩,

；

J-管壁的截面惯性矩，

r-管道半径；

b-受剪截面宽度，b=2

θ- 管顶至计算点的圆心角，当θ=0°和180°时，在管顶和管底，和270°时，剪应力最大，

。也因支承环的影响而改变。

=0；当θ=90°

（三）支承环断面（断面3-3）

1.轴向应力

支承环处的管壁由于支承环的约束，在内水压力的作用下发生局部弯曲，如图13-17所示。因此，与断面2-2相比，增加了局部弯曲应力

,切向应力

。

支承环在管壁中引起的局部弯曲应力随离开支承环的距离而很快衰减，因此影响范围

是不大的（超过这个范围可忽略不计），其等效宽度

式中 r、δ-管道半径和管壁的厚度；

μ-泊松比，钢材可取μ=0.3。

图13-17 管壁局部弯曲示意图

从图13-17（b） 可以看出，支承环除直接承受一小部分内水压力外，主要是承受管壁传来的剪应力

。在这些力的作用下，支承环的径向位移

式中

为支承环的净截面（包括衔接段长a的管壁面积）。管壁在内水压力γHp的作

用下，若无支承环的约束，则径向位移

加劲环处的管壁在剪力

和弯矩

的共同作用下，只能产生径向位移而不能转动

（无角位移），可以证明，要满足这样的条件，必须

在上述

和

的共同作用下，该处管壁径向缩小

若不计支承环高度的变化，根据相容条件得

，并利用式（13-17）至式（13-20）

和

为沿圆周向单位长度管壁的剪力和弯矩。

在管壁引起的局部应力（令

μ=0.3）

由于

，故

β的数值取决于支承环的截面积切向应力

的1.82倍；若支承环，

。当

很大时，β接近于1，则局部弯曲应力

。

为

,β=0,

支承环处管壁的轴向应力的管壁可忽略σx2。

=++。的影响范围为，离开支承环以外

2.剪应力

支承环的约束在管壁中引起的剪应力

式中

得自式（13-21）。y为沿管壁厚度方向的计算点到管壁截面形心的距离。管壁

，

；管壁中点，y=0,剪应力最大

的内外缘，

由管重和水重在管壁中引起的剪应力用式（13-15）计算。

3.切向应力

在断面3-3，作用在支承环上的主要何在有：

（1）由管重和水重引起的向下的建立。其沿支承环四周的分布规律由式（13-15）确定，因支承环两侧均承受剪力，故式（13-15）的结果应乘以2δ。

（2）在内水压力作用下，关闭对支承环的剪力，其值为，由式（13-21）求出。

（3）支承环直接承受的内水压力。

（4）支承环自重。

由（2）、（3）两项荷载在支承环中引起的切向应力

支承环自重引起的应力一般较小。下面研究第一项荷载引起的应力。

图13-18 第一项荷载作用下的计算简图

第一项荷载作用下的计算简图如图13-18所示。图中Q为半跨管重和水重在管轴法向的分力（水平管段即为半跨管重和水重）。反力R=Q。对于这种在对陈荷载作用下的圆环，用结构力学的“弹心法”求解较为简便。支承环中的力除与外荷载的大小和支承环本身的几何尺寸有关外，还与比值

有关，其中b为支承环断面形心的水平距离，

为支承环

断面形心的曲率半径。为了充分利用材料，b与的最合理比值是使支承环上不同断面的

，其相应的弯矩

、轴

两个最大弯矩相等。研究证明，满足这一条件的比值是力

、剪力示于图13-19中。任意断面的计算公式见钢管设计规范或《水工手册》。

图13-19 弯矩、轴力和剪力示意图

支承环各断面上的应力

式中

、

、

、

分别为支承环的截面模量、断面积、断面惯性矩、某计算点以

在内。支承环的切向应

上的面积矩。计算以上各值时，应包括管壁的有效长度力为

。支承环附近管壁的切向应力等于支承环内缘的切向应力。

三个断面的应力计算公式汇总于表13-4中。

表 13-4 各计算断面的应力公式总表

钢管的工作除与三维应力状态，强度交合的方法是求出计算应力并与容许应力作比较，而不是直接采用某一方向的应力与容许应力作比较。钢管的强度校核目前多采用第四强度理论，其强度条件为

式中Φ为焊缝系数，取0.90-0.95。由于一般较小，故上式可简化为

以上讨论的是钢管在正常运行是充满水的情况。在钢管冲水和防空过程中，钢管可能处于部分冲水状态，此时管壁可能产生较大的弯曲应力。在管径较大、管壁较薄和倾角较小的明钢管需校核这种情况。限于篇幅，这里不作详细讨论。

（四）外压稳定校核

钢管是一种薄壳结构，能承受较大的内水压力，但抵抗外压的能力较低。在外压的作用下，关闭易于失去稳定，屈曲成勃兴，过早地失去承载能力，如图13-20所示。因此，在按强度和构造初步确立管壁厚度之后，尚需进行外压稳定校核。钢管的外荷载有：明管防空是通气设备引起的负压；埋藏式钢管防空使得外水压力，浇筑混凝土的压力，灌浆压力等。

图13-20 管壁屈曲示意图

在不同的外压作用下，有多种管壁稳定问题。下面介绍的是明管在均匀径向外压作用下的稳定问题。对于水电站的钢管而言，这是一种主要情况。

对于沿轴向可以自由伸缩的无加劲环的明钢管，管壁的临界外压

对于平面形变问题，上式中的E应以代换。明钢管抗外压稳定安全系数取2.0。如不能满足抗外压稳定要求，设置加劲环一般比增加管壁厚度经济。

对设有加劲环的管壁，临界外压

式中l—加劲环的间距

n—屈曲波数。需假定不同的n，用试算法求出最小的。对应于最小之n值可按下式估算

其中D为管径。按式(13-34)求n，取相近的整数后代人式（13-33）求最小之

。

以上二式适用于情况。当时，管壁将因压应力过大而丧失

承载能力，这已经不是上面所讨论的弹性稳定问题了。

决定管壁厚度的步骤是：根据强度计算确定管壁的计算厚度δ,加2mm的裕度得管壁的结构厚度

。并与规范规定的最小结构厚度相比较，取其大者；进行抗外压稳定校核（不

计2mm裕度），如不满足要求，用设置加劲环的办法提高其抗外压能力一般较为经济。

加劲环的间距根据管壁抗外压稳定的要求确定。图13-21列有加劲环三种不同的断面形式。

图13-21 加劲环的三种界面形式

加劲环自身稳定的临界外压在以下二式中取其小者

式中的符号同前。加劲环与支承环的不同之处是无管重和水重引起的剪力和支座反力，

其主要的环向应力可用式(13-28)求解。

第七节 分岔管

一、分岔管

压力管道的分岔方式有Y形[图8-22(a)]和y形[图8-22(b)]。 二者对水流的分配均匀，缺点是机组数较多时分岔段较长；后者的分岔管是一种由薄壳和刚度较大的加强梁组成的复杂的空间组合结构，受力状态比较复杂，在计算力学和计算机这种计算工具应用于工程之前，对这种结构只能简化成平面问题进行近似计算。岔管的加强梁有时需要锻造，卷板和焊接后需作调整残余应力处理，因而制造工艺比较复杂。

图13-22 管道分岔方式

岔管的另一特点是水头损失较大，在整个引水系统的水头损失重在重要地位。例如我国某水电站，引水隧洞长1200m，根据模型试验，仅一处岔管的局部水头损失即超过引水隧洞和进水口水头损失的总和。因此，如何降低水头损失是岔管设计的一个重要问题。较好的岔管体型应具有较小的水头损失、较好的应力状态和较易于制造。

从水力学的角度看，岔管的体型设计应注意以下几点：

（1）使水流通过岔管各断面的平均流速相等，或使水流处于缓慢的加速状态。

（2）采用较小的分岔角a，如图13-23所示。但从结构上考虑，分岔角不宜太小，太小会增加分岔段的长度，需要较大尺寸的加强梁，并会给制造带来困难。水电站岔管的分岔角一般在30°-75°范围内，最常采用的范围是45°-60°。

（3）分弃管采用锥管过渡，避免用柱管直接连接。半锥和一般用5°-10°。

（4）采用较小的岔档角夕。岔档有分流的作用，较小的岔档角有利于分流。

（5）支管上游侧采用较小的顺流转角γ。

图 13-23 岔管体型示意图

以上各点有时难于同时满足，例如，增加支管锥角加大β，但前者对水流的影响较大。

有助于减小γ,但又不可避免地会

岔管的水力要求和结构要求也存在矛盾，例如，较小的分岔角对水流有利，但对结构不利，因为分岔角越小，管壁互相切割的破口越大，加强梁的尺寸也就越大，而且过小的夹角会使岔档部位的焊接困难，又例如，支管用锥管过渡对水流有明显的好处，但不可避免地会使主支间的破口加大；等等。这就要求在设计岔管体型时应最大限度地满足各方面的要求，分清主次，抓住主要矛盾。一般说来，对于水头较低的电站，岔管的内压较小，而岔管的水头损失占总水头的比重较大，此时多考虑一些水力方面的要求是正确的；反之，对于高水头的电站，多考虑一些结构方面的要求是合理的。

在以后的讨论中我们将会知道，在分岔区，由于管壁的相互切割，在内水压力的作用下，存在较大的不平衡力，需要另设加强构件承担。加强构件一般沿管壁的相贯线（管壁交线）布置。在工程中，为了便于加固，希望相贯线是平面曲线。相贯线是平面曲线的必要和充分条件是两个锥管有一个公切球（平面图像是公切圆），如图13-24所示。在平面图上，公切圆O与锥管I相切于a、a，与锥管Ⅱ相切于b, b,连接aa和bb,得交点D, AD和BD即为相贯线的平面图像。在垂直纸面的沿AD和BD方向的两个平面上，相贯线是两个椭圆曲线。

若主支管的直径相差较大，两者公切于一个球有困难，则岔管的体型也可以不按这一要求进行设计，此时相贯线是一个曲面上的封闭曲线，常用一个曲面圈梁加固。

图 13-24 两个锥管平面的公切圆

二、岔管的荷载和受力特点

在压力管道的分岔处，管壁因互相切割而不再是一个完整的圆形，在内水压力作用下，原被切割等的管壁所承担的环拉力T便无法平衡，需另设加强构件来承担这个不平衡力，如图13-25 (b）所示。此外，在有些情况下管壁还存在轴向力，此轴向力在相贯处也不能平衡，需由加强构件承担。

图 13-25 岔管的受力情况

1.管壁环向拉力引起的荷载

如图13-25 (b)所示，在内压p作用下，沿锥管轴线单位长度管壁的环拉力

式中 一锥管的半锥顶角；

-计算点处的锥管半径。

T沿LM方向单位长度的垂直分量为

图13-25中的分力

分解为作用在相贯线平面内沿竖轴y表示的水平分量

式中 a-支管轴线与主管轴线所夹之锐角；

y-相贯线垂直坐标，见图13-25 (c)；

a、b-相贯线的半长轴和半短轴，其值为

其中R为主管半径。

上述和是一侧支管作用于相贯线LM上的荷载，对Y形分岔，乘以2得总荷载；

对于不对称的y形分岔，则应分别以两支管的参数代入式(13-38)和(13-39)求出相应的荷载。和

沿u、y轴的分布如图13-25 (c)。

2.管壁轴向力引起的荷载

管壁的轴向力有以下几种情况：有闷头、有锥管、有伸缩节及埋管等。

对支管有闷头情况（如水压试验等），单位周长管壁沿母线方向的轴力

对于埋管

式中

-钢材的泊松比；

-钢材的线膨胀系数；

-钢材的弹性模量；

-温差。

轴向力在相贯线上的垂直分量和水平分量

式中 -相贯线椭圆曲线

上计算点的横坐标值；

其他符号同前。

和

亦为一个支管引起的荷载，方向示于图13-25（c）中。

以上为相贯线LM上的荷载。相贯线CD和上的荷载求法类似。

三、几种常用的岔管

根据岔管的体型和加固方式，水电站常用的岔管有以下几种。

（一）贴边岔管

贴边岔管在相贯线的两侧用补强板加固，如图13-26所示。补强板与管壁焊接，可加于管外，也可同时加于管内和管外。我国早期建造的几个水电站多采用这种岔管。贴边岔管的特点是补强板的刚度较小（与后面的加固梁比较），不平衡区的内水压力由补强板和管壁共同承担，适用于中、低水头的y型地下埋管，特别适用于支、主管直径之比（d/D）在0.5以下的情况，此比值大于0.7时不宜采用贴边岔管。

图 13-26 贴边岔管

贴边岔管的应力状态比较复杂，除有限元法外，目前尚无他比较合理的分析方法，其壁厚可近似的用下式确定

式中 R-计算管节的最大内径；

Φ-焊缝系数；

-系数，取1.2-1.5, d/D小者取小值；

-膜应力区的容许应力，基本荷载时取，特殊荷载时取。

补强板可采用一层（置于管外），d/D较大时可用两层（管内外各一层），宽度用（0.2-0.4）d，厚度可与管壁厚度相同。

（二）三梁岔管

三梁岔管用三根首尾相连接的曲梁作为加固构件，如图13-27所示。U梁承受较大的不平衡水压力，使梁系中的主要构件。腰梁1承受的不平衡力较小，腰梁2用来加固主管管壁。同时，两根腰梁有协助U梁承受外力的功用。

图 13-27 三梁岔管

加固梁的刚度比邻近的管壁刚度要大得多，故在设计时，一般假定梁系承担全部不平

衡区的内水压力。梁的断面可计入每侧宽度的管壁。

U形梁沿相贯线布置，一般加于管壳之外，内外缘均为椭圆曲线，如图13-28 (a)所示。U梁的荷载如图13-25（c)所示，在垂直和水平荷载V、H及腰梁反力P、 Q、M的作用下，U梁可近似作为固定于对称轴1-1的变截面悬臂梁进行分析计算。

U梁的横截面形式比较常用的有矩形和T形，图13-28（b）和（c）所示。采用T形截面的目的是为了采用较薄的腹板获得较大惯性矩，但由于T形截面形心外移使U形梁的悬臂加长，荷载V在1-1截面形成的弯矩将显著增加，从而使U梁内缘的拉应力加大，故宜采用⊥形截面。矩形截面的U梁也应避免采用瘦高截面。

为了减小U梁的计算跨度，可将其部分嵌入管壳内，如图8-28(d)所示。嵌入的深度越大，U梁的弯曲应力越小，逐步使U梁过渡为受拉构件。水工模型试验表明，嵌人的U梁对水流的影响视岔管的分流情况而定。对于设计的分流情况，水流比较对称，嵌入的U梁对水流一般无不良影响，甚至可熊有利；对于非设计情况（如一个支管为设计流量另一支管关闭），则U梁两侧出现旋涡区，使水头损失加，在U梁两侧加导流板有一定效果。

图 13-18 U形梁

三梁岔管的主要缺点是梁系中的应力主要是弯曲应力，材料的强度未得到充分利用，三个曲梁（特别是U梁常常需要高大的截面，这不但浪费了材料，加大了岔管的轮廓尺寸。而且可能需要锻造，焊接后还可能需要进行热处理。由于梁的刚度较大，对管壳有较强的约束，使梁附近的管壳产生较大的局部应力。同时，在内压的作用下，由于相贯线的垂直变位较小，用于埋管则不能充分利用围岩的抗力。因此，三梁岔管虽有长期的设计、制造和运行的经验，但由于存在上述缺点，不能认为是一种很理想的岔管。三梁岔管用于内压较高、直径不大的明管道。

（三）月牙肋岔管

月牙肋岔管是三梁岔管的一种发展。前面已经指出，三梁岔管的U梁嵌人管壳能够改

善其应力状态。月牙肋岔管用一个完全嵌入管壳内的月牙形肋板代替三梁岔管的U形

梁，并按月牙肋主要承受轴向拉力的原则来确定月牙肋的尺寸。

月牙肋岔管的主管为倒锥管，两个支管为顺锥管，三者有一公切球，如图13-29所示。主管采用倒锥管的目的有二：一是减小A点管壁的转角γ（一般不超过13°），以达到取消AD方向的腰梁和改善流态的目的；二是适当的逐步扩大分岔区的过流面积，以减小流速，从而降低水头损失。

图 13-29 月牙肋岔管

月牙肋岔管的分岔角常用55°-90°，公切球的半径取1.1-1.2倍主管半径。月牙肋岔管的壁厚用式(13-44)和下式求出而取其大者

式(13-44)用于膜应力区，查取，

在基本荷载情况下取

取1.0-1.1。式(13-45)用于局部应力区，，特殊荷载情况下取

。

按图13-30

图 13-30 应力集中系数曲线

肋板的中央截面宽度况，曲线抛物线按

可从图8-31（a）中的经验曲线初步确定，曲线用于试验工确定后，肋板内缘尺寸可按图13-31(b)中的

三点成一

用于运行工况。

确定。肋板的厚度

式中V为中央截面的作用力，可按《水工设计手册》等文献中的公式求取。

在基

本荷载情况下取2.0-2.5倍。

，特殊荷载情况下取。C为锈蚀裕量。大体为管壁厚度的

图 13-31 决定月牙肋尺寸的经验曲线

由于月牙肋是按无矩要求设计的，荷载合力基本通过肋板截面形心，使肋板处于轴心受拉状态；材料的强度得以充分发挥。由于肋板厚度不大，可用厚钢板制造，工艺较为简单。

肋板的轮廓尺寸与分岔角(、）和两顺锥管的半锥角(, ）有关，一般说来，

全岔角越小、锥角越大，要求的肋板宽度越大，因此，调整分岔角和锥角的大小可改变肋板的宽度和厚度。

月牙肋岔管除沿CD向有肋板加固外，其他部位均无加固构件，由管壳承担全部内水

压力，故管壳的体型应力求平顺。结构模型试验表明，管壁转折处A点是一个薄弱环节，应控制转折角Y勿使过大。

水工模型试验表明，在设计分流情况下，月牙肋岔管具有良好的流态，但在非对称水流情况下，插入的肋板对向一侧偏转的水流有阻碍作用，流态趋于恶化，肋板的方向对水流影响较大，在设计岔管的体型时，应注意使肋板平面与主流方向一致。

（四）球形岔管

球形岔管是由球壳、主支管、补强环和内部导流板组成，如图13-32所示。在内压作用下，球壳应力仅为同直径管壳环向应力的一半，因此，球形岔管适用于高水头电站。

球壳的最小直径按用补强环加固后的各主、支管开孔的局部应力不致相互影响并有一定的焊接空间决定。两相邻开孔间的最短弧长

R和为球壳的半径和壁厚，R一般为1.3-1.6倍主管半径。为了减小球壳的半径，球形岔管常采用较大的分岔角(60°-90°)，使主、支管能均布在球壳的周围。

图 13-32 球形岔管

球壳的荷载主要有内水压力、补强环的约束力和主、支管的轴向力。球壳的厚度可按内水压力确定，即

式中系数

取1.1-1.2；

在基本荷载情况下取

，特殊荷载情况下取

；Φ

为焊缝系数，取0.9-0-95；C为锈蚀裕量，取2mm。

主、支管的轴向力对球壳应力有很大影响，在结构上应认真对待。对于垂直方向的支管应加以锚定，若为具有伸缩节的自由端，则管壁不能传递轴向力，作用于球壳上的轴向

水压力将无法平衡。

补强环一般为锻件，其截面积F的选择应使补强环受力后的径向变形等于被切割的球壳圆盘在同方向的变形，可近似地按下式确定

式中-补强环截面形心的半径；

、-补强环和球壳连接点的半径及与球心所夹之角；

-补强环顺流向的宽度；

-球壳设计膜应力。

球形岔管突然扩大的球体对水流不利。为了改善水流条件，常在球壳内设导流板。导流板上设平压孔，因此不承受内水压力，仅起导流作用。

（五）无梁岔管

无梁岔管是在球形岔管的基础上发展而成。球形岔管的补强环需要锻造，与管壳焊接时要预热，球壳一般也要加热压制成形，有的球岔在制成后还进行整体退火，因此工艺复杂。无梁岔管是用三个渐变的锥管作为主 、支管与球壳连接段以代替补强环，需要压制的球壳面积大为减小，只剩下两个面积不大的三角体,半径一般取主管半径的1.1-1.3倍。管壁转折角B和α不宜超过12°。

无梁岔管的壁厚可按式(13-44)和式（13-5)计算而取其大者，系数按图13-30查取。

取1.1-1.2，

无梁岔管是由球壳、锥壳和柱壳组成。结构模型试验表明，无梁岔管的A、B、C、D、E、F、G等部位由于管壁不连续，是应力集中区域，爆破试验的破口多出现在这些部位。无梁岔管适宜用作埋管。

为了改善应力条件，省去加强构件，无梁岔管采用了较肥胖的体形，在分岔处，过水断面急剧增大，水流易于出现涡流。无梁岔管的岔省具有宽阔的迎水面，不利于分流、水工模型试验表明，上下球壳部位有明显的旋涡区，在不对称分流时，岔档部位的脉动压力幅值较大。在上下球壳部位加水平吊顶，在岔档部位加导流楔体，如图13-33中的虚线所示，对改善流态、减小水头损失有明显的效果。

图 13-33 无梁岔管

岔管的整体强度是衡量岔管整体安全度的一个重要标志。结构模型试验表明，与同直径的直管段相比，三梁岔管与月牙肋岔管的整体屈服压力比和爆破压力比均接近1；贴边岔管的整体屈服压力比约为0.8-0.85，爆破压力比仅为0.7-0.8；无梁岔管的相应比值分别为0.8-0.85和0.9-0.95。故三梁岔管与月牙肋岔管的整体安全度较高，而贴边岔管则较差，后者一般用作地下埋管。

我国采用地下埋藏式岔管较多。目前，对埋藏式岔管的设计仍以明岔管的设计思想为指导。应研究埋藏式岔管的合理形式，以便利用围岩承担更多的内水压力。在地质条件较好和地应力满足要求情况下，也可不做钢岔管而采用钢筋混凝土岔管。

第八节 地下埋管和坝身管道

一、地下埋管

地下埋管指埋设于岩体中并在管道和岩壁间充填混凝土之钢管，断面形式如图13-34所示。地下埋管虽然增加了岩石开挖和混凝土衬砌的费用，但与明钢管相比，往往可以缩短压力管道的长度，省去支承结构，在坚固的岩体中，可利用围岩承担部分内水压力，从而减小钢衬的厚度，节约钢材。此外，地下埋管位于地下，受气候等外界影响较小，运行安全可靠，在我国大中型水电站中应用较广。

图 13-34 地下埋管的断面形式

（一）地下埋管的布置形式

地下埋管有竖井、斜井和平洞三种布置形式。

竖井式管道的轴线是垂直的，常用于首部开发的地下电站，如图18-11所示。采用竖井式可使压力管道缩至最短，从而减小水锤压强和压力管道的工程量。虽然这样做不可避免地会增加尾水隧洞的长度，但在经济上往往仍然是合理的。竖井的开挖、钢管的安装和混凝土的回填，一般都自下而上进行。

斜井式管道的轴线倾角小于90°。如图12-12所示，对于地面式或地下式厂房均适用，在地下埋管中是采用最多的一种。斜井的倾角通常决定于施工要求。如斜井自上而下开挖，为了便于出碴，倾角不宜超过35°；若采用自下而上开挖，为了使爆破后的石碴能自由滑落，倾角不宜小于45°。

平洞一般作过渡段使用。例如，上游引水道经平洞过渡为竖井或斜井；竖井或斜井先转为平洞再进人厂房，管道分岔也多在平洞部分；对于高水头电站，斜井的长度很大，为了使斜井开挖、钢管安装和混凝土回填等工作能分段同时进行，可在斜井中部的适当部位设置一个平段，并用交通洞与地面相通。

地下埋管应尽量布置在坚固完整的岩体之中，以便充分利用围岩的弹性抗力承担内水压力。完整岩体的透水性小，在水管放空叹，钢衬因外压失稳的可能性也小。管道的埋置深度以大些为宜，对于斜井和平洞，只有当垂直管轴方向的新鲜岩石覆盖厚度达到3倍开挖直径时，才能考虑岩石的弹性抗力。对于竖井，这一数值还应取得大些。

（二）地下埋管的结构和构造

地下埋管的工作特点相当于一个多层衬彻的隧洞。钢衬的功用是承担部分内水压力和防止渗透；回填混凝土的功用是将部分内水压力传给围岩，因此，回填混凝土与钢衬和围岩必须紧密结合。、回填混凝土的质量是地下埋管施工中的一个关键。钢管与岩壁的间距在满足钢管安装和混凝土浇筑要求的前提下应尽量减小，一般在50cm左右。一般说来，竖井的回填混凝土质量易于保证，斜井次之，平洞最难。在斜井和平洞中，钢管两侧混凝土的质量较易保证，在顶、底拱处，平仓振捣困难，稀浆集中，易于形成空洞。我国几个电站的地下埋管曾因外压和内压造成破坏，破坏部位多位于平洞部位，这不是偶然的。

由于混凝土凝固收缩和温降的影响，在钢管和混凝土之间、混凝土与围岩之间均可能存在一定缝隙，需进行灌浆。斜井和平洞的顶部应进行回填灌浆，压力不小0.2MPa。钢管与混凝土、混凝土与岩壁之间有时也进行压力不小于0.2MPa的接缝灌浆。对于不太完整的围岩，为了提高其整体性，增加弹性抗力，有时还进行固结灌浆，灌浆压力与孔深视水头大小和围岩的破碎情况而定，压力可达0.5-1.0MPa,孔深一般为2-4m。灌浆应在气温较低时进行。

钢管与岩壁间的混凝土除一般常用的浇筑方法外，尚有预压骨料灌浆法，后者可减小混凝土层的厚度，提高施工质量，但我国目前尚无成功的经验。

在岩体破碎、地下水位较高的地区，管道放空后，钢衬可能因外压而失去稳定，国内外地下埋管均有因此而破坏的例子。解决的办法有二：一是离开管道一定距离打排永洞以降低地下水位，这是一种很有效的措施，有的工程在回填混凝土中设排水管，但排水管在施工中易被堵塞，可靠性差；二是在钢衬外设加劲环，或用锚件将钢衬锚固在混凝土上。在衬砌的周围进行压力灌浆，可减小钢衬、混凝土与岩壁间的初始缝隙，减小围岩的透水性，这些都有利于钢衬的抗外压稳定。

（三）钢衬承受内压时的强度计算

钢衬承受内压时的强度计算基于以下假定：

(1)钢衬、混凝土垫层和围岩中的应力都在其弹性范围之内；围岩是完全弹性体，且各向同性；

(2）围岩在开挖后已充分变形，混凝土垫层和钢衬在施工后无初始应力；(3)钢衬与混凝土垫层、混凝土垫层与岩壁间存在微小的初始缝隙。

地下埋管在内压作用下的变形和荷载传递情况如图8-35所示。

图 13-35 地下埋管在内压作用下的变性和荷载传递情况

设内水压强为p，钢衬承受部分压强后，其余部分系数

传给混凝土垫层，则钢衬的传递

钢衬在内水压强

作用下，径向变位

式中

和

-混凝土垫层与钢衬和岩壁间的初始缝隙；

-混凝土垫层的径向压缩，在有径向裂缝情况下

-混凝土弹性模量；

-岩壁的径向变位。

钢衬传给混凝土垫层的径向压强为故混凝土垫层传给岩壁的压强

，由于混凝土垫层有径向裂缝，不能承受环向力，

假定围岩为弹性体，能承受切向应力，在作用下，岩壁的径向变位

式中

和

为围岩的弹性模量和泊松比。

钢衬的半径为r，厚度为δ，在荷载作用下，径向变位

式中

和

为钢衬的环拉应力和弹性模量。

以式(13-52)、式(13-53)和式(13-54)代人式(13-51)，近似地令＝r，并引人关系式（13-50），得传递系数

设计钢衬可能有两种情况：已知内水压强求钢衬的厚度；已知内压和钢衬厚度求银衬应力。

对于第一种情况，在已知内压下欲求钢衬的厚度，则可以钢材的容许应力(13-55)中的

，求出传递系数ε，则钢衬厚度

代替式

对第二种情况，若已知钢衬厚度求钢衬应力，则式(13-55)变为

用上式求出ε，则钢衬中的环向应力

传递系数ε变化在0-1之间，若ε≥1，则不需钢衬，若ε≤0，则全部内水压力由钢衬承担。

洞室的开挖可能在洞壁的一定范围内形成一个松动圈，在松动圈内，岩石只能传递径向力，不能承担切向力，与开裂后的混凝土垫层相似，其径向压缩变形可用形式与式（14一52)相似的公式计算。

在求传递系数ε时比较困难的是如何确定围岩的弹性模量和初始缝隙、。

1、岩体的弹性模量

岩体由岩块组成，岩块问存在节理和裂隙，受力后，节理裂隙的开合有塑性变形的特点，因此，岩体在宏观上不是完全弹性体，也不是各向同性体，而且因地而异。室内试验

‘只能取小块岩石作试样，不能代表岩体的宏观情况。为了考虑岩体节理裂隙对变形的影响，工程上又常用变形模量来表示岩体的应力应变关系。对有条件的工程，岩石的弹性模量（或变形模量）应通过现场试验结合工程经验确定；对无条件进行现场试验的工程，则圭要靠经验。由于岩体的复杂性和多变性，在洞室的开挖过程中，应及时进行监测和评估，以便对原先选择的岩体弹性模量进行调整。

实践证明，对裂隙发育的岩体进行固结灌浆能较豆著地提高岩体的弹性模量（可提高一倍至数倍）。进行固结灌浆还可改善岩体各向异性的特点。

衡量岩体变形与作用力的关系，我国习惯上用单位抗力系数为

。

而不用，二者的关系

2、初始缝隙

初始缝隙的数值对钢衬应力影响很大，但不易精确地确定。初始缝隙由以下几个方面组成：

(1)施工缝隙 混凝土垫层在浇筑后，其凝固过程中释放的水化热使钢衬温升膨胀，

混凝土凝固后，除自身的干缩外，钢衬也温降收缩，在钢衬、混凝土垫层和岩壁间形成缝隙。

施工缝隙的大小与施工质量有密切关系。平洞和坡度较小的斜井在浇筑棍凝土时，钢管两侧易于平仓振捣，回填混凝土的质量较易保证；而顶、底拱部位易于形成较大空隙，故施工缝隙沿管周的分布是不均匀的。减小施工缝隙的有效措施是提高混凝土垫层的浇筑质量和进行回填及接缝灌浆。我国某高水头电站的现场观测表明：在施测断面I，围岩较差，

进行灌浆后实侧最大施工缝隙为0.14mm,钢衬实测应力小于计算应力，比较安全；施测断面I的围岩较好，未进行灌浆，实测最大施工缝隙达0.31mm，钢衬的实测应力大于计算应力，后补做回填灌浆，施工缝隙减小0.llmm，实测钢衬应力下降20MPa。我国另一电站的地下埋管未进行灌浆，实测总施工缝隙达0.4mm 。

(2)岩石的蠕变缝隙 岩石不是完全弹性体，在长期反复荷载作用下，有部分变形在

卸荷后不能复原，形成残余变形。残余变形在一定时间内会逐渐增大。例如，我国某地下埋管的一个施测断面，7年内钢衬应力增加约20％，这有力地说明残余变形的存在和发展。岩体残余变形的机理，可以认为是由于岩体的节理和裂隙在加荷后闭合而卸荷后不能完全复原所致。残余变形的大小与岩体的破碎程度有关。完整岩体的残余变形很小。例如，我国另一电站的埋管，围岩较好，建成后5年之内实测钢衬应力无变化。对于较破碎的岩体进行固结灌浆，封堵节理和裂隙，能有效地减小岩体的残余变形。

日本东川电站的现场试验研究表明，岩体的残余变形和弹性变形存在良好的相关关系，残余变形可用与弹性变形的比值

表示，即

该电站实测

=0.3-0.6。

为了考虑节理和裂隙对岩体变形的影响，在地下工程设计中常用岩体的变形模量、从代替弹性模量

，二者的关系为

混凝土垫层的残余变形也可利用与其弹性变形的比值表示。

(3)温降缝隙 钢管通水后，因水温较低，钢管和围岩冷却收缩，与混凝土垫层间形成缝隙。在埋管水压试验的稳压阶段、在一定时间之内钢衬应力会随时间逐渐增大，就是由于钢衬和围岩因热交换逐渐冷却的结果。钢衬的径向温降收缩可用下式计算

式中

和

为钢衬的线胀系数和泊松比，

为钢衬充水前后的温差。

围岩冷缩的岩壁径向变位

式中

和

,为围岩的线胀系数和岩壁充水前后的温差，

可从钢管规范附录（二）

的图表查取。

考虑混凝土垫层和围岩的蠕变缝隙及钢衬和围岩的温降缝隙后，式（13-57）变为

在初始缝隙中，钢衬的温降缝隙常占很大比重。围岩的温降缝隙因岩性复杂，不易确定。混凝土垫层也有温降收缩，数值不大。后二者的温降缝隙一般可以不计。

国内外的资料表明，施工缝隙一般是竖井小于斜井，斜井小于平洞。施工缝隙还与

可取0.2mm。

施工质量、灌浆与否等因素有关。施工质量较好，进行过接缝灌浆，

总的初始缝隙约为。

（四）钢衬承受外压时的稳定校核

钢衬是一种薄壳结构，抵抗外压的能力较低，国内外埋管的重大事故，多数是因钢衬受外压失稳造成。因此，钢衬承受外压的稳定校核是地下埋管设计的一个重要内容。图13-36是我国某地下埋管被外压压屈的内视照片，压屈段的长度达百余米。

图 13-36 钢衬外压失稳照片（内视）

钢衬承受的外压有以下三种：①外部地下水压力；②浇筑混凝土垫层时未凝固混凝土的压力；③灌浆压力。三种荷载的作用情况不完全相同。．钢衬承受未凝固混凝土压力时，因钢衬尚无约束，类似明钢管承受外压。钢衬在承受地下水压力和灌浆压力时，已经受到混凝土垫层的约束。灌浆压力沿管周不是均布的，地下水压力则可认为是均布的。未凝固混凝土的压力和灌浆压力是人为可以控制的。

1.光面管

在均匀外水压力作用下，无加劲的光面管的计算公式颇多，在我国比较常用的是阿姆斯图兹(Amstutz)公式。阿氏假定，当外压超过钢衬的临界外压时，一部分的钢衬首先失稳，屈曲成三个半波，一个向内，两个向外，如图13-37所示；在被压屈部分，钢衬中的最大应力达到了材料的屈服强度氏。根据以上假定，阿氏导出的临界外压

的公式为

式中

-钢衬屈曲部分由外压直接引起的环向应力；

；

。

式(13-60)中，r、δ、、均为已知，初始缝隙根据实际情况选定，用试算法求出并代人式（13-61)求采用

=0.67

。

。对于高强度钢材，当

>0.67

（

为钢材的极限强度）时，

光面管的临界外压也可用以下更简便的公式初步计算

钢衬的容许外压P ≤

/K安全系数K取2.O。

图 13-37 阿姆斯图兹假定的钢衬屈曲波形

初始缝隙的存在使钢衬的临界压降低。仔细浇筑垫层混凝土并进行灌浆是减小初始缝隙的重要措施。灌浆应在温度较低时进行。灌浆压力应加以控制，以防因灌浆压力过大造成钢衬失稳。灌浆的程序应是先进行低压灌浆，再进行高压灌浆。

由于制造、运输等原因，钢衬不可能是纯圆的，若半径的最大偏差为△r，则△r/r称为不圆度或椭圆度，一般不超过0.5％。不圆度使钢衬某些部位的曲率半径变大，因而降低了钢衬的抗外压能力。但某些理论把不圆度和初始缝隙等同起来，因而夸大了不圆度的影响。埋藏式钢管的施工顺序是先安装钢管然后再浇筑外围混凝土，混凝土是按钢管的形状凝固成形的，因此，不圆度对钢衬抗外压稳定的影响不同于初始缝隙。不圆度有时高达1％，而初始缝隙一般不超过半径的0.04％，二者的数量级也相差很大。

2.加劲管

加劲管是用加劲环或锚筋（或锚片）加固的管道，前者称加劲环式钢管，后者称锚筋式钢管。加劲环和锚筋的作用是提高钢衬外压失稳时的屈曲波数，从而提高钢衬抗外压稳定的能力。

(1)加劲环式钢管加劲环式埋藏钢管抗外压稳定计算包括加劲环间管壁的稳定计算和加劲环的稳定计算两个方面。

加劲环的存在使管壁的屈曲波数n增多，波幅减小，因管壁与混凝土间有一定的初始缝隙，混凝土垫层对管壁变形的约束作用不大，故管壁的临界外压仍按明管公式(13-33）计算。

对于矩形截面的加劲环，若不考虑混凝土对加劲环的锚固作用，其本身的抗外压稳定计算可采用下面的阿姆斯图兹公式

式中 i—加劲环截面的回转半径，

，F和J为加劲环的截面积和截面惯矩；

e--加劲环截面的中和轴到外缘的距离；

l-加劲环的间距。

在计算J、F、e时，均应包括等效长度的管壁在内。对于T形截面的加劲

环，由于混凝土的锚固作用，一般可不进行稳定校核。

对于光面管，e=1/(2δ),，代人上式即得式(13-60)、式(13-61）。

（2）锚筋式钢管

用锚筋（或锚片）将管壁锚固在管周混瘫土上的管道，如图13-38所示，适用于地下埋管和坝内埋管。若锚筋（或锚片）有足够的强度，而又能牢固地锚着在混凝土中，在外压的作用下，锚着点处的管壁基本上无位移，管壁屈曲形成的鼓包只能发生在相邻锚筋之间。鼓包的大小、形状和分布视锚筋的间距和相互位置而定。锚筋在管壁上

图 13-38 锚筋式钢管

多采用梅花形布置，环向间距不宜过小，管轴向间距不宜过大。用锚筋或锚片加劲钢管、比采用加劲环省钢材。但锚筋管的设计目前尚无成熟的理论，多凭经验。管壁的临界外压可用以下经验公式初步确定

式中n—同一截面上的管周镭筋数；

l—管轴向锚筋间距（排距）。

锚筋截面积可按下式确定

式中f-锚筋截面积；

P。—管壁的设计外压；

—钢材的线膨胀系数，可取；

—管壁的计算温差，可取10-20℃；

μ—钢材的泊松比，可取0.3；

L-计算宽度，可取锚筋纵距1；

，其中为钢材的弹性模量；

[σ]—锚筋的容许应力；

，其中

圆心角之半。

，，φ—相邻锚筋所夹

（五）不用钢衬的地下管道

以上所述都是与埋藏式钢管有关的问题。为了节约投资和加快施工进度，取消钢衬是近代埋藏式压力管道设计的一个发展方向。充分利用围岩承担内水压力是其设计的指导思想。

地下管道的衬砌形式除钢板衬砌外，尚有混凝土及钢筋棍凝土衬砌、预应力混凝土衬砌和具有防渗薄膜的混凝土衬砌等。

1、混凝土及钢筋混凝土衬砌

混凝土衬砌和钢筋混凝土衬砌在低水头压力水道中应用较多，其设计方法也有较多的文献介绍。但用于高水头情况，在内水压力作用下，混凝土不可避免地要开裂，大部分的内水压力将通过开裂后的衬砌传递给围岩。因此，在内压较高的情况下，无论在防渗还是在承担内水压力方面，这两种衬砌都不能扮演主要角色。防渗和承担内水压力主要靠围岩。因此，其工作机理与不衬砌隧洞相似。衬砌主要只能起到平整洞壁的作用。

为了防渗和承担内水压力，围岩必须较新鲜完整，同时，其原始的最小主压应力应不小于该点的内水压强，并有1.2-1.4的安全系数，以防在充水后围岩被水力劈裂。

图 13-39 挪威围岩覆盖准则示意图

洞室开挖后的二次应力与充水后的三次应力不但与洞室的尺寸和形状有关，而且决定于原始地应力场。因此，确定原始地应力场是地下工程设计的重要内容。但对小型工程和在设计的初步阶段，由于地质资料不足，原始地应力场难以确定，在这种情况卞，也可根据岩石的覆盖厚度初步确定管道的位置和线路。根据挪威的经验，管顶以上岩体的最小覆盖厚度应满足

式中

-计算点至岩面的最小距离，见图13-39；

、H-水的容重和计算点的静水压；

、a-岩体容重和山坡倾角；

K-安全系数，可取1.2-1.4。

围岩的覆盖厚度除满足上述要求外，还应该是新鲜完整的，以满足防渗要求。

2、预应力混凝土衬砌

预应力混凝土衬砌是在管道充冰之前在衬砌中施加预压应力，使管道充水后衬砌中不出现拉应力，或只有局部的很小的拉应力。

混凝土衬砌中预压应力的施加方法主要有以下三种：

(1)高压灌浆 在混凝土衬砌与围岩之间进行高压灌浆，给衬砌施加预压应力。这种方法简单可靠，应用较广，但要求围岩新鲜完整；并有足够的厚度。少数土程将混凝土衬砌做成双层，外层靠近岩壁，现场浇制，内层用预制块装配或现场浇制，在两层衬砌之间进行高压灌浆，这种做法的优点是灌浆压力可较均匀地施加在衬砌上，但工序复杂。

(2)钢缆施压 在混凝土衬砌外围预设钢缆，待混凝土强度足够后，张拉钢缆给衬砌施加预压应力。这种做法安全可靠，对围岩的要求不高，但施工复杂，造价较高。

(3）用膨胀混凝土衬砌 在混凝土的凝固过程中，因自身膨胀形成压应力。若围岩不够完整或承受拉应力，可在衬砌靠围岩一侧布置钢筋，使其在衬砌混凝土的膨胀过程中承受拉应力，以确保在混凝土中能够形成足够的压应力和减小混凝土膨胀在围岩中引起的应力。

二、坝身管道

坝后式厂房的压力管道需穿过坝身，其布置形式主要有两种：①管道埋于混凝土坝体之中，称坝内埋管；②管道上段穿过混凝土坝体后，沿坝下游面布置在坝体之外，称为下游坝面管道，习惯上又常称“坝后背管”或“背管”。此外，尚有布置在拱坝上游面的管道。

（一）坝内理管

1、坝内埋管的布置

坝内埋管的布置主要决定于进水口的高程、坝型及坝体尺寸、水轮机的安装高程和厂房的位置。坝内埋管在坝体中常布置成倾斜的，如图5-2所示，其轴些与下游坝坡平行，即基本上与坝体最大主压应力的方向一致，这样可以减小坝体荷载在孔口边缘引起的应力。但对坝内式厂房，进水口和水轮机的水平距离较小而高差较大，压力管道在坝体内只能垂直布置，如图18-3（b）所示。

坝内埋管的直径可由式（13-1）初步确定，由上而下可采用同一管径，也可分段采用不同的管径。坝内埋管的经济流速一般为5-7m／s。由于管道布置在坝内，回旋余地较小，故坝内埋管弯管段的曲率半径可以小些，一般为直径的2-3倍。

钢管在坝体内有两种埋设方式。第一种是钢管在坝体内用软垫层与坝体混凝土分开，钢管基本上承受全部内水压力，周围混凝土的应力则根据坝体荷载按坝内孔口求出。这种埋设方式的优点是受力较明确，坝身孔口应力较小，不致引起混凝土开裂．，钢筋用量也较小，但钢管按明管设计，需要较多钢材，在高水头大直径情况下，可能因钢板太厚，一在加工制造时需作消除应力处理。第二种方式是将钢管直接埋置在坝体混凝土中，二者结为整体，共同承担内水压力，其工作情况与地下埋管相似。

对于第二种情况，为了保证外围混凝土与钢管联合受力，在二者之间应进行接触灌浆。

坝内埋管的施工方法有两种：第一种是安装一段钢管浇筑一层坝体混凝土，二者相互

配合，这样做虽可省去二期混凝土的工作，但钢管安装与坝体混凝土的浇筑干扰较大，影响施工进度。第二种方法是在浇筑坝体时预留钢管槽，待钢管在槽中安装就绪后用混凝土回填，槽壁与钢管间的最小距离以能满足钢管的安装要求为限，一般采lm。

图 13-40 坝内埋管示意图

2、坝内埋管的结构计算

坝内埋管可采用有限元的方法进行分析计算。下面介绍的是一种近似方法，该法假定坝内埋管属轴对称平面形变问题，计算图形如图13-40所示的厚壁圆筒。根据钢管、钢筋和混凝土的变形协调关系，导出计算公式。计算步骤如下：

(1)判别混凝土开裂情况。在内水压力作用下，钢管外围混凝土可能有未开裂、开裂但未裂穿和裂穿三种情况：首先，假定钢管的壁厚E和外围钢筋的数量（折算成连续的壁厚勾，根据图13-41判别混凝土的开裂情况，该图系根据式(13-68)绘制而成。

图 13-41 混凝土开裂情况判别图

若混凝土未裂穿，可由下式进一步推求混凝土的相对开裂深度

式中p-内水压强；

、-钢管和钢筋层半径；

、-钢材的弹性模量和泊松比；

、-混凝土的弹性模量和泊松比；

-混凝土的容许拉应力；

△-钢管与混凝土间的缝隙。

式(13-68)中的P有双解，取其小值。若，表示混凝土未开裂；若 Ψ> 1,则混

凝土已裂穿。 Ψ用试算求解，在压力钢管设计规范中有曲线可查。

(2）计算各部分应力。

1)混凝土未开 裂混凝土分担的内水压强

混凝土内缘的环向应力

钢筋接近孔口内缘，其应力可用下式计算

钢管环向应力

2）混凝土未裂穿 混凝土部分开裂，钢筋应力

钢管环向应力

3）混凝土裂穿 此时混凝土不能参与承载，钢管传给混凝土的内水压强

钢管环向应力

钢筋环向应力

上述计算为承受内水压力情况。在坝体荷载作用下，孔口有附加环向应力。将内水荷载和坝体荷载在孔口引起的环向应力叠加，通过配筋计算求出钢筋用量。如求出的俐筋数量不超过并接近原先假定的钢筋数量，则认为满足要求。否则，重新假定俐筋数量，计算至满意为止。

（二）坝后背管

为了解决钢管安装与坝体混舞土浇筑的矛盾，前苏联从60年代起，在一些大型坝后式．水电站中将钢管布置在混凝土坝的下游面上，形成坝后背管。与坝内埋管相比，坝后背管虽然长度较大，费材较多，但由于可以加快施工进度，缩短工期，在世界各国逐步得到了推广。

图 13-42 明背管

坝后背管可采用明钢管，如图13-42所示。其优点是管道结构简单，受力明确，施工

简便。但管道位于厂房上游，如若爆破对厂房的安全威胁较大，在高水头大直径情况下，可能因管壁太厚，在加工制造时需作消除应力处理，在气候寒冷地区，需有防冻设施。

坝后背管目前采用较多备是钢衬钢筋混凝土管道，廊在钢管之斌有包一层钢筋棍凝土，形成组合式多层管道，如图13-43所示。钢筋混凝土层的厚度视水头高低和管道直径大小而定，通常用1-2m，不宜用得太厚。

图 13-43 钢衬钢筋混凝土背管

早期的钢衬钢筋混滋土背管多按钢衬单独承担内压设计，外层钢筋混凝土只是一种附加的安全措施。近期的钢衬钢筋混凝土背管则按钢衬和钢筋混凝土联合受力设计，并允许混凝土裂穿，钢衬和钢筋的应力可按式(13-75)、式(13-76）和式（13-77）确定。由于钢衬和钢筋混凝土之间有一定的初始缝隙△，钢衬和钢筋的材料强度不能同时得到充分利用，故二者总的钢材用量将超过明钢管的钢材用量。由于初始气缝隙△无法预知而又难以控制，为安全计，钢衬和钢筋的总量可以这样来控制：不考虑初始缝隙△，假定内水．压力由钢衬和钢筋共同承担，并将钢材的容许应力降低至

（相当于安全系数为2.2)。钢衬和钢

筋的用材量在一定情况下是可以互相代替的，即可以采用厚一些的钢衬和少一些钢筋，也可以相反。由于钢筋的单价较低，故钢衬钢筋混凝土管道宜采用较薄的钢衬和较多的钢筋，这样不但有助于降低造价，而且可以降低钢衬对焊接的要求，但钢衬的最小厚度受管壁最小结构厚度限制。钢衬钢筋混凝土管道具有较高的安全度，但与明管相比，增加了扎筋、立模和浇混凝土等工序。