输水隧洞衬砌试验用高内水压加载装置研发与承载分析
时间：2023-01-23 22:35:02 来源：柠檬阅读网 本文已影响 人 
严振瑞， 刘通胜， 陈震， 姚广亮， 李长永， 赵顺波
(1.广东省水利电力勘测设计研究院有限公司,广东 广州 510635；
2.华北水利水电大学 黄河流域水资源高效利用省部共建协同创新中心，河南 郑州 450046；
3.华北水利水电大学 土木与交通学院,河南 郑州 450045)
我国幅员辽阔，区域水资源不平衡问题突出，跨区域调水是改善民生、促进经济发展的重大工程措施。随着工程复杂性与环境保护要求的提高，输水隧洞已成为长距离输水工程的主要构筑物。因隧洞洞径、内外水压、围岩条件的不同，衬砌受力状态较为复杂[1-2]。为确保输水工程的安全性，明确隧洞受力状态和工程设计的可靠性至关重要，通过地面原型试验进行隧洞衬砌受力性能研究已成为工程设计可靠性与施工关键技术有效性验证的重要举措。
对于衬砌内水压试验，能否准确地施加水荷载关系到衬砌受力性能测试结果的合理性，其中内水压加载装置是关键试验装备之一。黄河小浪底排沙洞预应力混凝土衬砌的模型试验采用现场1∶1立式结构模型，衬砌(内径6.5 m)内部填充混凝土，并与衬砌间预留缝隙，通过向缝隙内注水加压模拟内水压力，最大水压可达1.2 MPa，但缝隙顶部连接处的封堵难度较高[1,3]。对于引松工程输水总干线压力隧洞洞内原位试验，衬砌内径为6.9 m，采用洞内浇筑反力支撑钢筋混凝土筒与衬砌内表面形成空腔，空腔内安装若干个弧形扁千斤顶(由厚度为1 mm的薄钢板焊制而成的中空压力囊)，并用丝扣液压钢管连接使水压联通，通过高压水泵注水，使其产生径向变形(最大径向变形达80 mm)，从而将压力直接作用在环锚衬砌和反力支撑上，最高实际加压达到0.7 MPa，实现了内水压力加载[4-5]。珠江三角洲水资源配置工程的“外衬管片—自密实混凝土层—内衬钢管”叠合式1∶1衬砌结构模型试验，采用管体内部反力钢架支撑12个均布于钢内衬内壁的特制柔性囊体(由超高分子聚乙烯纤维、芳纶纤维等高强纤维及多层橡胶蒙皮材料制成)构成承压自平衡体系，囊体内注水最大压力达0.8 MPa，可对隧洞施加等效内水压1.025 MPa[6-7]。
上述研究为高内水压试验装置的研发提供了重要参考，但内水压高于1.0 MPa的加载装置仍处于研发空白。本文根据珠江三角洲水资源配置工程输水隧洞预应力混凝土衬砌现场1∶1原型试验的内水压高达1.3 MPa的要求，提出了洞内支撑反力钢架上敷设钢筒与衬砌内表面形成空腔，向空腔内注水直接进行内水压加载的新装置。通过结构力学计算与三维有限元分析，明确了加载装置各构件在水压试验时的应力状态。研究成果为解决高内水压输水隧洞原型试验加载问题提供了依据。
1.1 工程现场原型试验概况
珠江三角洲水资源配置工程是优化珠江三角洲地区东、西部水资源利用的国家重点建设工程，干线工程单线盾构隧洞长为30.5 km、内径为6.4 m，采用环锚无黏结预应力混凝土衬砌结构，衬砌厚度为0.55 m，混凝土强度等级为C50，设计最大内水压力为1.30 MPa[8]。为了研究衬砌结构的施工关键技术和衬砌受力性能，优化洞内施工工艺、提升衬砌技术水平，确保工程建设质量及可靠运行，在工程现场开展了预应力混凝土衬砌1∶1原型洞外试验研究，试验段总长度为9.96 m。
1.2 内水压加载装置设计方法
原型试验要求对衬砌结构施加真实内水压力，内水压加载装置的刚度需足够承受高水压力而不对衬砌结构产生附加应力。为此，内水压加载装置的主体为与衬砌内表面形状协同的筒形装置，在端部加焊环板与预埋于衬砌混凝土端部内表面的钢板通过焊接方式近似柔性连接，实现空腔端部密封。通过向空腔内注水可直接对衬砌内表面施加真实的内水压力，且能够检验衬砌混凝土的抗渗能力。
内水压加载装置沿轴向为筒形截面空心梁，能够在原型试验隧洞内整体滑入和滑出，以便多次加载使用和加载后对衬砌内表面状态进行检查与检测。其刚度应满足最大水压、滑入和滑出自重等作用下的变形控制要求。
根据上述设计理念，内水压加载装置主体部分的截面采用双层钢筒混凝土结构，如图1所示，沿轴向为筒形截面梁，如图2所示。由于钢筒外径大于内径的1.1倍，可按厚壁圆筒理论计算钢筒内层和混凝土的应力[9]。以最大水压作用下的环向应力控制内外层钢板厚度，由于装置在承受最大水压力时混凝土作为承载主体，内外钢筒厚度应尽可能减小以便于焊接。根据厚壁圆筒理论，在装置内表面布置工25b环撑以减小其径向变形。根据梁的承载特点，环撑沿轴向在水压加载区域和边界按照1/4加载长度等间距布置以减小径向变形。装置端部同时设置环撑以加强钢筒施工过程中的稳定性。
图2 内水压加载装置轴向截面图(单位：mm)
内水压加载装置在自重作用下沿轴向滑入、滑出时，其跨中变形可按照简支梁计算，容许变形l0/400，下部板满足规范SL 191—2008[10]的最小配筋率要求。但考虑装置的滑入、滑出和水压力作用时可能会产生钢板与混凝土分离的情况，所以在装置底部设置沿纵向的上下两排工10型钢，以提高底部板承载能力，加强混凝土与钢板在此处的黏结。
内外钢筒连接肋的间距，根据规范GB/T 50214—2013[11]规定的拉压构件的容许挠度l0/1 000，按照一次性浇筑高度为0.8 m，经计算取值为1.1 m。因此，连接肋轴向间距取1.0 m，环向间距取20°，肋板宽度为0.1 m。
空腔结构是水压加载成功的关键，竖板外侧的平衡水平力推板按照5°间距布置，其直线间距为0.283 m，端部外伸间距为0.2 m。根据规范DL/T 5054—2016[12]规定，将空腔分割成以肋板间隔的圆环，计算得到空腔壁厚12.8 mm，考虑厚度的偏差、磨损和安全，取20 mm。
根据规范SL 281—2003[13]，试验水压力不小于正常工况最高内水压力的1.25倍，因此取1.65 MPa的内水压力进行抗浮计算。为保持内水压加载装置支撑位置稳定，加载装置自重应大于浮力。
1.3 设计计算成果
为实现试验模型独立加压的目的，避免加载装置支撑基础沉降对衬砌结构的影响，内水压加载装置架设在独立基础上。试验模型长度为9.96 m，内水压加载装置的长度为14.00 m，如图2所示。以三维剖切展示的内水压加载装置如图3所示。
图3 内水压加载装置安装图
按照加载装置的自重应大于内水压为1.65 MPa时的浮力的计算要求，将加载装置设计成变截面形式。筒体拱腰以上部位厚度为420 mm，底部厚度为680 mm，拱腰以下部位与底部用平滑圆弧相连，填充混凝土强度等级为C50。
内水压加载装置用钢等级均为Q235，双层钢筒的钢板厚度为12 mm，环撑采用工25b型钢，底部纵梁上下翼缘采用工10型钢，衬砌端部预埋钢板厚度为20 mm。各组件几何尺寸如图1和图2所示。
2.1 有限元模型
内水压加载装置构成相对复杂，各组成部件受力相互影响，按照构件设计方法得到的计算结果具有一定的相似性。为保证装置的可靠性，采用有限元方法进行应力与变形分析验证。采用ANSYS有限元软件建立的三维有限元模型如图4所示。为真实反映加载装置与衬砌间的相互作用，有限元模型由衬砌结构及其支座、加载装置及其支墩组成。
图4 内水压加载装置有限元分析模型
内水压加载装置有限元分析模型的混凝土采用SOLID65三维实体单元，内外钢筒和空腔组件采用SHELL63壳单元，环撑和工型钢采用BEAM188梁单元。模型材料均采用弹性本构，材料参数(密度、泊松比、弹性模量、强度)按规范规定取值[10，14]。空腔内水压力以均布荷载形式施加。有限元模型单元共计43 212个节点、43 334个单元。将1.65 MPa内水压力转化为面力施加在相应位置。在结果分析时，以顶部竖直向下为0°位置，沿逆时针方向增大圆心角的形式确定单元位置。
2.2 钢结构构件应力分析
在1.65 MPa水压力作用下，内水压加载装置的双层钢筒应力和空腔钢板应力云图如图5所示。
图5 内外钢筒和空腔钢板应力云图(单位：Pa)
由图5可知，双层钢筒应力最大值为85.10 MPa，衬砌内表面预埋钢板挑出段的应力最大值为201.00 MPa。由于环撑和工10型钢应力较小，只给出最大应力值，其中环撑应力最大值为98.00 MPa，底部工10型钢的应力最大值为22.20 MPa，均小于Q235钢材的抗拉强度，满足规范应力要求[14]。
2.3 填充混凝土应力分析
根据厚壁圆筒理论，混凝土结构应力分析分别考虑径向应力σr、环向应力σθ和纵向应力σz。当只承受外部压力时，混凝土的内表面径向应力σr最小。因此，仅分析填充混凝土内表面跨中环撑位置和两道环撑的中间截面的环向应力σθ和纵向应力σz。考虑结构的对称性，圆心角范围取0°～180°，如图6所示，其中压应力为负值，拉应力为正值。
图6 填充混凝土内表面应力图
在跨中环撑截面位置，环向应力(KZ-σθ)在0°位置最大拉应力为2.80 MPa，在80°位置最大压应力为-12.92 MPa；
纵向应力(KZ-σz)在0°位置最大拉应力为1.72 MPa。在两道环撑中间截面位置，环向应力(ZJ-σθ)在0°位置的最大拉应力为3.35 MPa，在80°位置的最大压应力为-13.22 MPa；
纵向应力(ZJ-σz)在0°位置的最大拉应力为2.03 MPa。
相对于两道环撑中间截面位置的应力状态，环撑处的环向拉应力减小19.6%，环向压应力减小2.3%，纵向拉应力减小18.0%。这表明环撑明显减小了混凝土内表面的拉应力，但环向和径向拉应力略大于规范要求值[10]。由于有限元模型采用了共节点方式，考虑到混凝土被钢筒包裹，内表面的钢板最大拉应力较小，工10型钢的拉应力仅为22.20 MPa，因此混凝土受拉仍是安全的。
2.4 加载装置的变形分析
内水压加载装置在滑入、滑出过程中受自身重力作用产生的径向变形如图7所示。取装置底部和顶部外表面位置的竖向变形，其中顶部位移自端部到跨中逐渐减小，最大位移位于端部，为-0.71 mm，最小位移位于跨中，为-0.56 mm。由于底部位移在支座范围内变形极小，所以舍去该部分数据，位移在轴向长度1～13 m范围内取值，自端部到跨中位置的位移逐渐增大，最大值位于跨中，为0.46 mm，最小值位于端部，为-0.10 mm。因此，加载装置最大变形满足小于l0/400的要求。
图7 加载装置竖向变形图
内水压加载装置承受1.65 MPa内水压力时，分别取跨中截面(KZ-R)和跨中两道环撑中间截面(ZJ-R)分析其径向变形，结果如图8所示。由图8可知：由于环撑的作用，跨中截面和中间截面在拱腰以下变形略大，有利于拱腰以下分担受力；
拱腰以上变形略小，有效地阻碍了径向收缩；
装置底部出现向上拱起现象，在跨中截面位移为-1.90 mm，拱肩以上部位向内收缩，在拱腰附近向外变形，最大位移位于80°位置，最大值为0.46 mm。
图8 加载装置径向变形图
1)研发了可施加1.30 MPa内水压力的加载装置。由钢梁和钢框支承双层钢筒，并在钢筒内灌注混凝土形成钢筒混凝土承压筒。在钢筒与隧洞衬砌内表面预留100 mm间隙，衬砌两端部内表面预埋外伸钢板与钢筒端部环板焊接形成密闭空腔，通过向空腔内注入压力水实现对衬砌内表面的水压加载。
2)基于厚壁圆筒理论设计的内水压加载装置的填充材料为混凝土，在内水压力作用下整个圆弧段处于受压状态，可充分发挥混凝土的抗压性能，实现大断面、高水压输水隧洞衬砌高内水压的加载。
3)内水压加载装置按照承受1.65 MPa内水压进行理论设计。通过三维有限元分析，其应力和变形满足承受安全系数不小于最高内水压力的1.25倍的现场原型试验要求。
4)在高内水压作用下，内水压加载装置的环撑减小了内水压加载装置底部平直段反拱引起的混凝土拉应力，有利于拱腰以下分担受力，拱腰以上变形略小，有效阻碍了径向收缩。
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