[12-11 17:01:08] 来源：http://www.tmgc8.com 水利水电 阅读：3555次
随着低成本、无污染水能资源的大力开发，水电站输水钢管日趋巨型、超巨型化，而考虑焊接质量等因素，管壁厚度一般控制在40 mm以内。这种巨型超薄壁钢管在施工、运行期间不可避免受到随机外压、局部外压、均匀外压作用时极易失稳，近年来我国就发生十多起水电站输水钢管外压失稳实例，又如三峡水电站巨型钢管施工中也曾出现外压失稳现象。因此，对巨型薄壁钢管开展外压失稳规律分析，研究其抗外压失稳性能及其影响因素，已成为目前大型水电站建设中亟待解决的问题。
该文将带有加劲环的巨型薄壁钢管视为环间管身段和环部位管段（称环管段）二部分，综合应用Mises理论及弹性环外压稳定分析理论，并考虑了材料的塑性失效状态，揭示出管径、管壁厚度、加劲环型式、尺寸、间距、铸管材料诸因素对巨型薄壁钢管抗外压失稳性能的影响，并给出了加劲环的合理型式、尺寸及布置间距。
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1.1 计算模型、公式与计算成果
为透析管径巨型化与管壁超薄化以及加劲环间距对管身段抗外压失稳性能的影响，计算模型采用了相对管半径r/t=20～400、相对环间距L/r=0.1～50（r管半径，t壁厚，L环间距）范围内的529个管身段计算对象构成的有序系统，应用Mises理论[1]计算其临界失稳外压值Pcr及其失稳波数n值；为了解失稳时材料属性，以16 Mn钢、A3钢为例，计算材料在塑性屈服时管身段所能承担的失效外压，计算公式采用：
σst=P·r(2）
式中 E、υ、σs分别为管身材料的弹性模量、泊松比和屈服极限，P 为管身段塑性失效外压，其余符号意义同前。
整编计算结果可绘制成如图1所示的计算曲线（图中纵坐标‘logPcr’是Pcr的对数值，L/r 为曲线参数，曲线1、2为16 Mn钢、A3钢材质的管身段塑性失效外压曲线），同时表1给出了管身段Pcr值随相对管半径 r/t与相对环间距L/r增大而骤减的变化趋势分析，表2给出了相应于不同r/t、L/r值时的管身段临界失稳波数n值。
1.2 计算成果分析
1.2.1 随着钢管的巨型超薄化，管身段抗外压失稳能力骤减 由图1 所示曲线可见：管身临界失稳外压Pcr值随r/t增大而减小，在r/t=20～220以内为骤减，此范围以外渐趋平缓。例如由表1可看出，在L/r=0.1～www.tmgc8.com5.0范围内，当r/t 由20增至220时，管身段Pcr值将骤减至初值（r/t=20的Pcr值）的0.25％～0.54％；随着Pcr骤减，当管径增大至一定值时，管身抗外压失稳能力将变得极低，例如L/r=5.0、r/t=400的Pcr值仅为0.12×100kPa，即只能承受约1.2 m外压水头。
1.2.2 管身段Pcr值骤减比率受加劲环间距影响不大 计算结果表明：Pcr骤减比率受加劲环间距影响不大，例如对表1中r/t=320的情况，当L/r从0.3变至5.0时，其Pcr值均减至各自初值的0.1％～0.11％，降减比率基本相等。
1.2.3 加劲环作用及最有效环间距 由图1曲线显然可见：减小加劲环间距可有效提高管身Pcr值，且L/r愈小，Pcr值及其增长比率愈大。例如对r/t=220情况见表1，当L/r由5.0减至1.0再继续减至0.1时，管身Pcr值增量分别为2.3×100 kPa和25.4×100 kPa，即环距L每减少0.1 r时Pcr值的平均增量分别为0.0 575×100 kPa和2.54×100 kPa，后者是前者的44倍。从计算成果看，巨型薄壁钢管最有效环间距为L=（0.1～0.6）r（例如三峡水电站钢管采用了L=2 m即L =0.32 r）。
1.2.4 零作用环间距 图1曲线还显示出，随环间距增大，加劲环作用逐渐减小，至L/r=50时，管身段与光面管的logPcr～r/t曲线基本重合，尤其在r/t≤300范围内完全重合，这表明二者抗外压失稳能力相当，此时加劲环对管身段已不具有任何刚度支持作用。因此工程中应避免采用零作用环间距：L=50 r。
1.2.5 管身段失稳波数 由图1及表2可知，管身段失稳波数n是其纵向与环向刚度的综合反映，随管径巨型化，管身段环向刚度降低，失稳波数增加；而在轴向，随环间距增大、管身段轴向刚度降低，失稳波数减小。对于大管径密间距加劲管的管身段，失稳时为多波形式；而对稀疏环间距小管径情况，管身段失稳时为少波形式；对于光面管情况n=2。
1.3 管身段失稳时材料属性
图1中塑性失效外压曲线1、2将管身段logPcr～r/t曲线分为属于塑性失稳和弹性失稳的上、下二区。当管径及环间距较大时，管身段将在承受较小外压下发生弹性失稳，Pcr落于下区；而管径或环间距较小时，管身段将能在承受较大外压下失稳，同时伴随有材料塑性变形，Pcr落于上区；管身弹性失稳时，材料力学性能将不能充分发挥。www.tmgc8.com
