月牙肋岔管
水电站的压力管道分岔管
（四）球形岔管
结构特点：由球壳、主支管、 补强环和内部导流板组成，补 强环与球壳圆盘的变形一致， 导流板（设平压孔）用于改善 水流条件。
结构设计：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； 分岔角较大(60o~90o)。
第八章 水电站的压力管道
我国岔管的发展： 20世纪50年代：内压不高，一般多为贴边
岔管； 20世纪60年代起：高水头水电站，混合梁
系和三梁岔管应用较多； 20世纪70年代后：内压和直径继续增大，
月牙肋岔管应用较多，无梁岔管；20世纪80年 代后：月牙肋岔管应用较多，出现球形岔管。
第八章 水电站的压力管道
第八章 水电站的压力管道
（5）无梁岔管有一定的发展前途，目前应用较少， 充分发挥与围岩的联合受力； （6）位于竖向转弯处的分岔管，因主、支管中心 线可能不在一平面上，以球形岔管为宜； （7）月牙肋岔管、无梁岔管、球形岔管均为上凸、 下凹，宜上设排气孔、下设排水管。
第八章 水电站的压力管道
分岔管的尺寸及HD值愈来愈大。除了基于透水衬砌理论的 埋藏式钢衬钢筋混凝土岔管的设计方法和实践有了明显进步并 还在不断改进中外，最重要的进展应是埋藏式钢岔管与围岩联 合承载的设计理论和方法方面取得的重要成果和开始在大型工 程中的实际应用。
第八节 地下埋管和坝身管道
一、地下埋管（Undergroud penstock）
特点：地下埋管虽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，可利用围岩承担部分 内水压力，从而减小钢材的厚度，节约钢材，且 受气候等外界影响较小，运行安全可靠。第八章Leabharlann 水电站的压力管道（二）三梁岔管
答案——水电站建筑物分思考题
水电站思考题（说明这些答案不是老师给的，是我们自己做的，只是供大家参考下，如果有什么问题的话，请大家跟我说下，以免误导大家，谢啦）一、管道部分1．水电站有哪些类型（以取得水头方式划分）？各适用于什么条件？按取得水头分为坝式，河床式，引水式三种典型布置（还有混合式，抽水蓄能，潮汐式等等）。
1、坝式水电站适用于建在河流中上游得高山峡谷中，集中的落差为中，高水头。
2、河床式水电站常一般见于河流中下游，水头较低，流量大，适用于水头低，流量大的河流。
3、引水式水电站适用于流量小，坡降大的河流中下游或跨流域开发方案。
2．电站一般由哪些建筑物组成？各种建筑物的作用如何？答案见课本111面，有详细的解答。
3．进水口有哪几种类型？各适用于什么条件？按水流条件可分为有压式进水口，开敞式进水口，抽水蓄能进水口。
开敞式也称无压进水口，适用于天然河道或水位变化不大的水库中取水，有压式进水口适用于从水位变化幅度较大的水库中取水，抽水蓄能进水口适用于抽水蓄能电站。
4．有压进水口有哪几种类型？各适用于什么条件？按照结构特点，有压进水口可分为以下四种：①洞式进水口：适用于隧洞进水口的地质条件较好，便于对外交通，地形坡度适中，易于开挖平洞和竖井的情况。
②墙式进水口：适用于地质条件差，山坡较陡，不易挖井的情况。
③塔式进水口：适用于当地材料坝，进口处山岩较差，岸坡又比较平缓。
④坝式进水口：适用于混凝土重力坝的坝后式厂房，坝内式厂房和河床式厂房。
5．根据对进水口要求，如何选择确定进水口位置与高程？水电站有压式进水口的位置：应尽量使入流平顺、对称，不发生回流和漩涡，不出现淤积，不汇聚污物，泄洪时仍然正常进水。
进水口后接引水隧洞，还应与洞线布置协调一致，选择地形，地质及水流条件都适宜的位置。
有压式进水口的高程，顶部高程应低于最低水位，并具有一定的埋深S=CVd1/2其中d 为闸门口高度。
底部高程应高于设计淤积高程，当有冲沙设备时，应根据排沙情况而定。
地下埋藏式月牙肋岔管设计导则
地下埋藏式月牙肋岔管设计导则Design guide for underground crescent-rib reinforced branch pipe4.0.1 钢岔管steel branch pipe压力钢管分岔处的管段，包括岔管主体及部分主管和支管。
4.0.2 月牙肋岔管crescent-rib reinforced branch pipe分岔处用插入管内的月牙形肋板加强的岔管。
4.0.3 明管状态exposed branch pipe state地下埋藏式钢岔管由钢岔管单独承担内水压力的受力状态。
4.0.4 埋管状态underground branch pipe state地下埋藏式钢岔管由钢岔管与围岩共同承担内水压力的受力状态。
4.0.5 抗外压稳定临界压力critical external compressive resistance of buckling钢管设计计算中，抵抗外压仍能保持钢管稳定的最大压力值。
4.0.6 膜应力membrane stress是沿截面厚度均匀分布的应力成分，它等于沿所考虑截面厚度的应力平均值。
4.0.7 整体膜应力integral membrane stress在内水压力作用下，为满足基本力的平衡条件而产生的沿截面厚度均匀分布的应力，其值等于沿截面厚度的应力平均值。
4.0.8 局部膜应力local membrane stress在内水压力作用下，因管壳不同锥体连接处母线的不连续，造成总体结构不连续。
为满足变形协调关系而产生的，沿截面厚度均匀分布的应力。
4.0.9 弯曲应力bending stress弯曲应力是法向应力的变化分量，沿厚度上的变化可以是线性的，也可以不是线性的。
其最大值发生在管壁的表面处，设计时取最大值。
4.0.10 岔管规模scale岔管的规模是指岔管主管直径（D）与岔管设计水头（H）的乘积，简称HD。
4.0.11 半锥顶角half-cone-apex angle圆锥的轴与任意一条母线之间的夹角。
月牙肋岔管拼装与焊接技术
月牙肋钢岔管拼装与焊接技术摘要：本文结合印度尼西亚Asahan No.1水电站引水系统工程月牙肋岔管的特点，介绍其现场拼装与焊接过程的施工情况。
通过该岔管的安装过程，对岔管的拼装、焊接顺序、焊接参数、焊缝预热温度、后热温度以及其他影响岔管质量的因素有了详细的了解，可为其他类似岔管安装工程提供依据和参考。
关键词：月牙肋岔管现场拼装焊接1概述印度尼西亚Asahan No.1水电站装机容量为2×90MW，引水系统采用一洞两机布置，在主厂房上游约60m处设有钢岔管，岔管的设计水压为2.63MPa,试验水压为3.0MPa。
钢岔管具体参数为：（1）岔管为对称Y型月牙肋钢岔管，分岔角为70°；（2）岔管主管直径为φ5600mm，支管直径为φ4000mm，岔管公切球直径为φ6400mm。
A1、B1、C1板厚为42mm，A2、B2、C2板厚为38mm，Y1(月牙肋)板厚为76mm；（3）钢板采用中国宝钢生产的07MnCrMoVR低合金高强钢。
该月牙肋岔管由26个瓦片组成，由中国宜兴市金科机械设备有限公司制作，经海上运输至印度尼西亚Asahan No.1水电站压力钢管厂。
岔管分缝及瓦片编号如图1所示。
2岔管拼装由于安装现场空间较小、湿度较大、顶部渗水点较多、焊接烟尘排放困难以及吊装不便等因素可能会对岔管的安装和焊接质量有影响，因此决定先在厂内进行预组拼再运至现场进行安装。
2.1厂内预组拼在钢管厂内搭设好平台后，利用吊车对岔管进行预组拼。
预组拼采取立组方式（即锥管口朝下，支锥管口朝上）进行。
在组拼进行压缝时，为减少压码的数量，同时减少对母材的损伤和便于调整接缝的间隙及错台，压缝工具全部采用履式卡具。
（1）将A2瓦片吊到平台上，根据制作厂家对瓦片的编号，按顺序对其进行组拼。
利用履式卡具对接缝进行压缝，同时调整其外形尺寸、圆度、弧度、管口平面度等到允许偏差范围之内。
（2）在A2组拼完成并检查合格后，将A1各瓦片依次与A2进行组装，在组装时注意对准在制作时做的样冲点，纵缝错开距离符合规定。
水电站多锥节平底月牙肋钢岔管设计
第 47 卷第 4 期2021年4月水力发电水电站多锥节平底月牙肋钢岔管设计韩晓凤(中国能源建设集团广西电力设计研究院有限公司，广西 南宁530023 )摘 要：在传统月牙肋钢岔管体形设计基础上，提出了一种多锥节平底月牙肋钢岔管设计方案#该平底岔管结构由多个主锥管锥节、支锥管锥节和月牙肋组成#多锥节平底月牙肋钢岔管设计的难点是既要保证底部水平，又要保证 轴线不在同一水平面的锥管两两相贯为平面曲线#在CATIA 三维设计平台上，采用空间解析几何做图法，构建了多锥节平底月牙肋钢岔管三维模型，解决了锥管相贯为平面曲线的难题，并给出不对称月牙肋的体形#编制二次开发 的程序实现了管节和月牙肋放样点的自动生成#多锥节平底月牙肋钢岔管已应用于老挝某工程岔管的方案设计，研究表明钢岔管应力分布均匀，且由于平底岔管在施工、排水和检修方面都优于传统岔管#关键词：平底月牙肋钢岔管；多锥节；三维体形设计；CATIA ；水电站Design of Flat-bottomed Crescent-rib Bifurcations with Multiple Cones in Hydropower StationsHAN Xiaofeng(China Energy Engineering Group Guangxi Electric Poweo Industro Investigation Design and Research Institute Co., Ltd.,Nanning 530023, Guangxi, China)Abstract: On basis of the shape design of traditional cresccnt-rib steet bifurcated pipe, a design method for the aatCottomedceesceni-eob bofuecaioon composed ofmanymaon cones,beanch conesand ceescenieob ospeesenied.Thespecoaedo f ocueiyon ihedesign of this aatCottomed cresccnt-rib steet bifurcated pipe is te ensure that the bottom is horizontal, and that the ccne tubes intersect into a plane curve when the axes are not in the same horizontal plane. The 3D modet of aatCottomed cresccnt-ribbifurcation is built by using the method of spatial analytic geometro on the CATIA design platform, and the problem that thecone tube onte esects onto a p eane cu eee os so eeed and theshapeofasymmeteocceescenteob osgoeen.Thepeogeam oscompoeed to realioe the automatic generation of lofting pointr of pipe joint and cresccnt rib. The method is successfully applied in a project atLaos as a scheme des ogn. The eesu ets show thatthesteessdosteobutoon ofsteeebofuecated popeosunofoem,and thefeatbo t om bofuecated popeosbe t eethan theteadotoonaebofuecated popeon consteuctoon,deaonageand maontenance.Key Wordt: aatZottomed cresccnt-rib bifurcation; multiple ccnes; 3D shape design; CATIA; hydropoweo station中图分类号：TV 314文献标识码：A 文章编号：0559-9342%2021)04-0070-040引言钢岔管作为水电站引水系统中的管道分岔结构，是衔接主管与各支管的特殊异形管段。
埋藏式内加强月牙肋岔管已建工程围岩分担内水压力分析
埋藏式内加强月牙肋岔管已建工程围岩分担内水压力分析-水文＆水资源简介：埋藏式岔管国内外基本按明管设计，围岩分担内水压力仅作为一种安全储备。
以往有些工程也不同程度地考虑围岩分担内水压力的潜力，但仅处于经验阶段。
本文通过对我国已建的十三陵、日本的奥美浓、奥矢作第一等抽水蓄能电站的内加强月牙肋岔管原型观测资料分析，探讨岔管围岩分担力水压力的规律。
关键字：埋藏式内加强月牙肋岔管原型观测围岩分担内水压力埋藏式岔管通常是按明管设计，不考虑围岩的约束作用，围岩分担内水压力仅作为一种安全储备，以往我国有些工程也不同程度地考虑围岩分担内水压力的潜力，如以礼河三级电站斜井式调压井的分岔结构、渔子溪一级电站三梁岔管等。
由于日本大型抽水蓄能电站比较多，80年代末开始研究大PD值岔管围岩分担内水压力的设计。
首先是在奥美浓电站的内加强月牙肋岔管进行尝试，奥美浓电站的1#岔管最大PD=4108.5m2，主管内径5.5m。
这种尝试在世界上也属首例。
由于是首次尝试，缺乏经验，设计时围岩分担率限制在15%以下，而原型观测结果远大于15%。
在实际运行中，围岩与岔管是联合受力的。
埋藏式岔管围岩作用主要体现在两方面：一是在受到内水压力作用时，同地下埋藏式园管一样，围岩分担部分内水压力，减少钢岔管所承担的荷载；二是由于岔管结构变形是不均匀的，受到围岩的约束作用，限制了岔管变位，使其变形均匀化，消减岔管折角点的峰值应力，使岔管应力分布均匀化，便于材料强度的充分发挥。
为进一步分析实际工程中，岔管与围岩联合作用的规律，对我国的十三陵抽水蓄能电站的内加强月牙肋岔管原形观测资料进行了分析，并通过三维有限元模拟岔管实际工况与观测成果进行对比分析，同时也对日本的奥美浓抽水蓄能电站、奥矢作第一电站岔管观测成果进行分析，探讨岔管围岩分担内水压力的规律。
1十三陵抽水蓄能电站岔管观测资料分析1.1工程概况十三陵抽水蓄能电站位于北京著名的十三陵风景区，十三陵水库的左岸，电站最大水头481m，安装4台200MW单级混流可逆式水泵水轮机组，总装机容量为800MW。
应用CAD提高月牙肋岔管设计效率
应用CAD提高月牙肋岔管设计效率——结合锦潭水电站岔管设计张剑，陆伟（中水珠江规划勘测设计公司，广东广州 510610）摘要：针对月牙肋岔管的体型特点，结合锦潭水电站岔管的设计，首次采用CAD作图法，对岔管的外部体型和月牙肋肋板体型进行设计。
比解析法提高了设计准确性、精度和设计效率。
关键词：月牙肋岔管 CAD设计1 概述压力钢管是水利水电工程中输水建筑物的组成部分。
它将水从水库、前池或者调压室中在承受压力的条件下引入水轮机或其他设备，以满足发电、供水等要求。
当一根钢管需要供应多台机组，或者从钢管中引走一部分流量供其他用途时，便需要设置岔管，所以岔管的设计是钢管设计中的重要内容之一。
根据加强方式不同可分为以下几种常见的岔管型式：三梁岔管、月牙形内加强肋岔管、贴边岔管、球型岔管和无梁岔管。
设计岔管时，为了满足结构上妥善解决不平衡内外水压力问题，使岔管有足够的安全度，并使材料节约、尺寸缩小、施工方便，还要满足水力学上水流平稳、水头损失小等要求，其体型设计和结构计算十分复杂。
本文将对月牙肋型钢岔管的CAD体型设计及计算中遇到的一些问题做进一步的探讨。
锦潭水电站位于广东省英德市西北部，是以发电为主，同时兼顾灌溉，减免洪涝灾害并促进地方经济发展的综合利用工程。
枢纽主要建筑物有混凝土双曲拱坝和引水式电站厂房。
引水隧洞总长360m，由上、下平段和上、下弯段及斜井段组成，上平段、上弯段、斜井段及下弯段为钢筋混凝土衬砌，下平段为钢管衬砌，主管管径3m，经岔管分出三条支管与三台水轮机前蝶阀相接。
经方案比较，考虑到内加强月牙肋岔管，具有结构合理，水头损失小，要求洞室开挖断面小，制造简单，便于整体运输等优点，且适用于HD值较大的情况，较适合本工程，故给予选用。
受工程各方面限制设置为双卜型岔管，见图1。
图12.月牙型内加强肋岔管的体型CAD设计过程现今的各种关于月牙型内加强肋岔管的设计资料，包括《水电站压力钢管设计规范》（DL/T 5141-2001）中对月牙型内加强肋岔管的体型设计方法，几乎都采用的是数解法，即通过已经定型的公式来计算岔管各点坐标、参数等，从而最后绘出岔管几何体型。
Y钢岔管设计1
岔管壁厚度按下面二式的最大值拟定R—该节钢管最大内半径（m）；K1—系数，K1=1.0~1.1；c—锈蚀系数，c=1~2mm[σ]1、[σ]2—材料用于岔管时的容许应力（Pa），此处钢材为A3钢，（见表13-1，340Page，《手册》）； a—该节钢管半锥顶角（度）； φ—焊缝系数；K2—边缘应力集中系数，（见图13-13，Page357，《手册》）； 《引水系统施工图（安顺关脚水电站工程）》 一、 钢岔管管壁厚度δ（mm）的拟定1、按钢管极限强度设计管壁厚度式中: P—设计内水压力（N/m 2），P=10*1000*H，H=▽H+H1=H1（1+64%），▽H——水击水头；H1——作用水头，H1=▽校核水位-▽钢管轴线；（13-1）——Page340，《手册》内加强月牙肋岔管设计计算目的： 通过计算确定钢管管壁厚度，拟定岔管几何尺寸及展开图计算、月牙肋结构尺寸，岔管抗外压稳定计算。
计算资料：《引水发电隧洞设计图》，设计依据：《小型水电站机电设计手册（金属结构）》，简称《手册》，——水利电力出版社； 《压力钢管》（水工建筑物设计丛书），——电力工业出版社；参考资料：《引水系统部分施工图（凤冈县九道拐水电站工程）》[]cφσ理1112、按抗外压稳定设计管壁厚度E——钢管弹性膜量（N/mm2），t——管壁厚度（mm），ν——钢管抗剪切系数，D——钢管内径（mm），K——安全系数，p——钢管承受外压（N/mm2），考虑到在实际受力情况下，钢管无外水压力，且外面包有砼，并在隧洞进口设有通气孔所以：Pcr≥Kp；即，钢管抗外压稳定满足要求。
所以，管壁厚δ取为21mm。
3、管壁厚度的确定综合以上两种管壁计算， 比较管壁厚度δ1，δ2的大小，取大值作为相应管节的壁厚。
但考虑钢管实际受力情况复杂 及岔管外压稳定， 所以管壁厚度δ值可取为：钢岔管壁厚(mm)主钢岔管壁厚(mm)支钢岔管壁厚(mm)212222二、 主钢管设计1、管壁厚度的确定由于岔管壁厚为21mm，且岔管与钢管主管间有管节过渡，为便于管壁厚度的连续性，所以初取主钢管壁厚δ=22mm，钢材为A3钢。
埋藏式月牙肋钢岔管肋板受力特性和体型优化方法
埋藏式月牙肋钢岔管肋板受力特性和体型优化方法苏凯;李聪安;胡馨之;伍鹤皋【摘要】A three dimensional finite element numerical model for steel bifurcation pipe of hydropower diversion system is established according to the engineering practice of embedded crescent-rib steel bifurcation pipe in a hydropower station.And this work is focused on the study of mechanical characteristics and shape optimization method of rib.The results indicate that the distribution of axial stress and z-direction stress in the thickness direction of rib is uniform,and the values of z-direction stress are significantly smaller than the counterpart of axial stress.Therefore,the z-direction property of the steel needs to be ensured to avoid the tearing in the thickness direction of the crescentrib.In this study,the inner edge of the crescent-rib is optimized by the resultant action percentile point,which is proposed based on the distribution characteristics of axial stress of crescent-rib cross sections.And the objective function is used to recheck the computation of the optimized shape crescent-rib,which can be recommended as a method to optimize the shape of the rib.%结合某水电站埋藏式月牙肋钢岔管的工程实际,建立其引水系统钢岔管的三维有限元数值模型,重点研究了月牙形肋板的受力特性与体型优化方法.计算结果表明:肋板轴向应力和z 向应力在厚度方向上的分布一致性较好,z向应力尽管数值上明显小于其轴向应力,但为使钢材沿厚度方向不出现撕裂破坏而需要保证满足肋板的z向性能要求;根据肋板横截面上轴向应力的分布特征,提出了合力作用分位点的概念,依据合力作用分位点轨迹线修正肋板内缘轮廓,由优化目标函数进行肋板体型优化计算,并建议此方法作为肋板体型优化的方法.【期刊名称】《天津大学学报》【年(卷),期】2018(051)003【总页数】9页(P232-240)【关键词】月牙肋钢岔管;肋板;z向应力;体型优化;合力作用分位点;内缘曲线;目标函数【作者】苏凯;李聪安;胡馨之;伍鹤皋【作者单位】武汉大学水资源与水电工程科学国家重点实验室,武汉430072;武汉大学水资源与水电工程科学国家重点实验室,武汉430072;武汉大学水资源与水电工程科学国家重点实验室,武汉430072;武汉大学水资源与水电工程科学国家重点实验室,武汉430072【正文语种】中文【中图分类】TV732.4在中高水头引水式水电站中，多采用“一管两机”或“一管多机”的供水方式，常需设置分岔管．岔管是指输水管道分岔处的压力钢管管道，是由锥管、柱管、肋板焊接而成的板壳组合结构，其中月牙肋钢岔管具有受力合理、设计方便、水流流态好、水头损失小、结构可靠、制作安装容易等特点，是目前国内外采用最多的岔管型式[1-2]．月牙肋钢岔管的结构特点是：用一块完全嵌入管体的月牙形肋板从岔管的内部加强两个支管相贯线处的管壁，并承受由内水压力作用产生的两个支管相贯线处的不平衡力，让管壁所受到的水压力作用在肋板的形心上，按轴心受拉构件确定肋板的轮廓尺寸，这样可以充分利用钢材的抗拉强度[3]．而在实际内水压力的作用下，肋板的水流情况和受力状态都较为复杂，其各截面并非处于轴心受拉状态．目前，国内对肋板的研究主要集中在肋板的整体受力特征方面，如冯华[4]针对甘肃杂木河神树水电站钢岔管，对其肋板的合位移和 Mises应力进行了研究；辜晓原等[5]在设计江苏溧阳抽水蓄能电站月牙肋钢岔管时，分析了肋板的整体Mises 应力和肋板厚度方向的应力；郭雪[6]在研究张河湾抽水蓄能电站埋藏式钢岔管时发现，相比明管，埋管时肋板应力集中有十分显著的下降．可以看出以上研究多针对肋板整体受力展开，缺少对肋板轴向以及z向受力特征细致深入的研究．同时，对于肋板体型(肋板内缘曲线)，目前的工程实践多按抛物线方程确定，也有采用椭圆曲线进行设计的，如马鹿塘水电站一期工程钢岔管肋板内缘曲线即是采用了椭圆曲线，但是目前针对肋板体型的研究多集中在肋板的初步设计阶段，未对肋板的实际受力状态和体型进行复核，如张红梅[7]在研究西龙池抽水蓄能电站月牙肋钢岔管时，发现肋板最大横截面处应力分布不够均匀，认为主要原因在于肋板最大横截面的形心点与其合力作用点不重合．因此，本文结合某水电站埋藏式月牙肋钢岔管工程实际，建立钢岔管的三维有限元数值分析模型，针对肋板的受力特性，特别是对肋板轴向应力的分布特征以及z向应力的分布规律展开研究，并结合肋板各典型横截面上的轴向受力特征探讨肋板体型优化设计方法，提出优化目标函数，计算结果可为肋板体型的优化设计提供重要的参考依据．1 基本理论1.1 Mises屈服理论月牙肋钢岔管采用Mises屈服准则，具体规定如下：在一定的变形条件下，当受力物体内一点的等效应力达到某一定值时，该点就开始进入塑性状态，其表达式详见式(1)．Mises屈服准则的物理意义为：当材料的单位体积形状改变的弹性能达到某一常数时，质点就发生屈服，故 Mises屈服准则又称为能量准则．Mises应力是基于剪切应变能的一种等效应力，遵循材料力学第4强度理论，它是一个综合考虑了第1主应力、第2主应力和第3主应力的概念，可以用来对材料的疲劳、破坏等进行评价[8-10]．式中：1σ为第1主应力；2σ为第2主应力；3σ为第3主应力；J为常数，可根据简单拉伸试验求得或纯剪切试验来确定．1.2 点/点接触单元与围岩联合受力是埋藏式钢岔管的重要承载特性，数值模拟分析过程中往往需要考虑外围围岩的支撑作用．但是由于施工工艺、混凝土冷缩、温度降低等原因，在钢管与外包混凝土和围岩之间会出现一定大小的初始缝隙，即便通过回填或者接缝灌浆也是不能完全消除的，因此在内水压力作用下，岔管与围岩间具有典型的接触力学行为特征．有限元方法在分析模拟接触问题时较为成熟，其解决接触问题的基本思路是：通过有限元离散，建立支配方程，根据初始接触状态利用约束变分原理形成刚度矩阵(其中，接触单元的法向刚度由式(2)计算)，根据支配方程求出接触力，并由计算所得外力和位移再次检验接触状态，若与假定的接触状态不符，则重新假定接触状态，更改刚度矩阵重新迭代计算，如此循环，直至迭代计算的接触状态稳定为止，最后进行迭代计算的收敛性检查．式中：β为接触刚度系数；E为附着层单元的弹性模量；Tmax为允许最大穿透，与穿透公差系数及特征接触长度有关．在接触分析时接触刚度的取值是决定接触算法的收敛性以及接触穿透特征的关键因素．一般来说，应该选取足够大的接触刚度以保证接触穿透小到可以接受，但同时应保证不会引起总刚度矩阵的病态问题而保证接触算法的收敛性．ANSYS平台中提供的接触模型有 3种：点/点接触、点/面接触和面/面接触．由于点/点接触单元只需要构建接触面和目标上的对应点点接触对即可，不需要形成外围岩体单元，建模较为方便，得到广泛应用[11-12]．点/点接触单元如图1所示，当接触单元发生正位移时钢衬与围岩间的缝隙脱离接触，单元法向力为零，不传递荷载；当接触单元发生负位移时缝隙保持接触，单元传递与位移呈线性关系的负值法向力，此时接触单元表现为线性弹簧，则其对钢衬节点的反向作用就相当于围岩对钢衬的作用力．在一般计算过程中，假定外围围岩为弹性介质，采用围岩的弹性抗力系数反映围岩的支撑作用，具体点/点接触单元的法向刚度可按式(3)进行计算．图1 点/点接触单元示意Fig.1 Point-to-point contact element式中：K为外围围岩的弹性抗力系数；A为接触面积；N为点/点接触单元的数量．2 计算模型2.1 基本资料某水电站装机容量246,MW，水库总库容1.325亿 m3，工程等别为二等，工程规模为大(2)型．输水发电系统采用一洞两机布置方式，输水线路长6,540.76,m，其中引水隧洞长 5,984.88,m，压力管道长353.61,m．压力管道采用一管两机布置型式，立面采用斜井布置，斜井倾角55°，在厂房上游边墙外布置对称 Y型内加强月牙肋钢岔管，岔管中心距厂房上游边墙的垂直距离约为 77.5,m，引水主管直径5.8,m，引水支管管径 4.1,m．已知设计内水压力为3.0,MPa．根据《水电站压力钢管设计规范》(NB/T 35056—2015)[13]可以确定月牙肋钢岔管的体型和肋板尺寸，如图2所示．肋板材料采用07,MnMoVR型调质钢板，钢材弹性模量 E＝206.0,GPa，泊松比μ＝0.30，钢材设计强度均按《水电站压力钢管设计规范》进行取值．图2 月牙肋钢岔管及肋板体型图Fig.2 Shape and size of crescent-rib steel bifurcation pipe and rib2.2 计算模型按照《水电站压力钢管设计规范》(NB/T 35056—2015)[13]的规定，模型在主管和支管端部均取固端全约束．模型计算范围的确定按不影响钢岔管单元应力、应变分布和满足足够的精度要求进行考虑，主、支管段轴线长度从公切球球心向上下游分别取最大公切球直径的1.5倍左右．有限元模型建立在笛卡尔直角坐标系坐标下，Oxz面为水平面，x轴为顺水流方向，竖直方向为 y轴，向上为正，坐标系成右手螺旋，坐标原点位于主锥管与之锥管公切球球心处．岔管管壳全部采用 ANSYS 4节点板壳单元SHELL63，肋板较厚则采用 8节点实体单元SOLID45，厚度方向网格划分为 4等份．针对埋藏式月牙肋钢岔管，采用点/点接触单元CONTAC52模拟钢衬与围岩的接触力学行为[2,14]．岔管整体模型及肋板模型网格划分如图3所示．图3 岔管整体模型及肋板模型网格Fig.3 Grid of bifurcation pipe and rib models2.3 计算条件有限元计算按埋藏式岔管联合承载进行，对围岩及回填混凝土进行了一定的简化[15-18]，采用的基本假定有：①围岩为均质各向同性，且应力状态处于线弹性范围以内；②不考虑围岩的初始应力状态及开挖后的二次应力状态影响，钢衬和混凝土不承受来自围岩的初应力；③在内水压力作用下，混凝土径向均匀开裂，钢衬所承受的内水压力部分通过径向开裂后的混凝土传递到岩石上，混凝土只起传递荷载作用；④将混凝土与钢岔管之间的缝隙及混凝土与围岩之间的缝隙合并为一层缝隙，在考虑围岩联合承载计算时，钢衬与围岩之间的初始缝隙假定取为6×10-4倍主管半径，本工程初始缝隙值为 1.74,mm；⑤围岩与回填混凝土只对钢岔管管壁正的法向位移起约束作用，围岩的单位弹性抗力系数为40,MPa/cm．3 肋板受力特性分析鉴于肋板构造和受力特征的对称性，本文取肋板Oxz平面上半部分各横截面进行应力结果分析，对各横截面进行编号详见图 4(a)．横截面局部坐标系的定义为：以肋板中面内缘为坐标原点O′，z′方向为肋板厚度方向，y′轴方向沿横截面外法向，坐标系成右手螺旋，其中横截面 1-1、5-5和 10-10处的平面局部坐标系定义如图4(b)所示．图4 截面编号及局部坐标系示意Fig.4 Number of cross sections and local coordinate system3.1 肋板整体Mises应力根据有限元计算结果，绘制了肋板整体Mises应力等值线，见图 5，应力以拉为正，压为负．肋板最大Mises应力为 168.446,MPa，出现在肋板最大截面的内缘处，小于肋板相应抗力限值266,MPa．3.2 肋板z向应力在月牙肋钢岔管制造过程中，肋板与左右两侧支锥管采用角焊缝连接，如果肋板选材没有考虑z向性能的要求，由于接头拘束度较大，在焊缝的冷却收缩过程中，将使近缝区肋板母材发生层状撕裂[19-20]；同时在内水压力循环作用下，除了产生肋板平面内的作用力以外，还会产生沿厚度方向(z向)的拉应力，将导致肋板发生撕裂破坏．图5 肋板整体Mises应力等值线(单位：MPa)Fig.5 Contour of Mises stress of rib(unit：MPa)从有限元数值计算结果可以看出：肋板的z向应力在厚度方向上分布较为均匀，且绝大部分区域z向应力都为较小的压应力，但在肋板与管壳相连的局部区域出现了较明显的拉应力集中现象，对于横截面1-1、3-3、5-5和 7-7处的 z向应力，最大值分别为：24.12,MPa、27.11,MPa、35.29,MPa 和 54.96,MPa，肋板 z向拉应力最大值为 89.56,MPa，出现在管顶部位的横截面 10-10处，整体数值不是很大，各横截面的最大 z向应力值随着截面编号增大呈现出增大的趋势，最大值均出现在肋板与管壳相连处，见图6．但是，目前我国《厚度方向性能钢板》(GB/T5313—2010)[21]规定对于 z向性能级别按钢材的含硫量及z向的断面收缩率确定，而有关肋板钢材z向性能级别的选择，现行的《水电站压力钢管设计规范》等有关规范没有给出明确规定．王志国[19,,22]初步提出以肋板厚度为参数进行肋板 z向性能级别选择的方法，以供设计人员参考，但对肋板的 z向受力限值依然没有涉及．图6 肋板z向应力三维分布Fig.6 3D distribution of z-direction stress of rib 3.3 肋板轴向应力图7 肋板轴向应力三维分布Fig.7 3D distribution of axial stress of rib在进行肋板体型设计时，通常依据肋板承受轴向拉力为基本要求，即要求肋板横截面内法向为轴向受拉状态，且分布均匀．从图 7可以看出：肋板的轴向应力在厚度方向上分布较为均匀，各横截面的轴向应力都呈现出内侧大外侧小的基本规律，且在肋板与管壳相连的区域出现局部应力峰值现象，对于埋藏式月牙肋钢岔管，横截面 1-1、3-3、5-5和 7-7处最大轴向应力值分别为：168.68,MPa、146.16,MPa、106.87,MPa和 67.41,MPa，各横截面的最大轴向应力值随着截面编号的增大而呈现出减小的趋势，且最大值出现的位置由肋板内缘处向肋板与管壳相连处转变．4 肋板体型优化鉴于沿肋板厚度方向的轴向应力分布较为均匀，本文以肋板中面各横截面的轴向应力值作为基准值来分析肋板的内力分布特征．根据各典型横截面的位置特征，采用分位点αi定义各横截面上的合力作用点，即合力作用点位置距横截面局部坐标系原点O'的距离ci与横截面宽度wi＝bt＋d 之比，即αi＝ci/wi，具体如图8所示．图8 肋板体形及横截面坐标系示意Fig.8 Shape of rib and coordinate systemof cross section由计算结果可以看出：当肋板采用抛物线的内缘曲线时，在靠近管道腰部位置的几个横截面，即1-1～6-6截面，分位点αi值均在0.45左右，最大值为0.477,3，最小值为 0.434,8，而对于 7-7～10-10截面，αi值都超过 0.50，最大值达到0.631,6，说明肋板各横截面的轴向受拉特性并不突出，不符合设计预期，计算结果详见表 1，表中弯矩值以肋板内缘侧受拉为正，反之为负．肋板各横截面的轴力和弯矩值随着截面编号的增大而减小，肋板横截面的轴力和弯矩最大值均出现在1-1截面处，见图9．肋板在初步设计时一般假定为轴心受拉构件，即在确定肋板中央截面宽度后，肋板的外缘曲线以相贯线为基础向管壳外适当加宽 50～100,mm，以满足管壳与肋板焊接缝的位置要求，而对于肋板其余截面的宽度，则按内缘抛物线轮廓确定．从肋板的内力分布特征可以看出，当肋板的内缘曲线采用抛物线时，各横截面位置的轴向受拉特性并不突出，因而，有必要对肋板内缘曲线进行优化修正以满足其轴向受拉特性．表1 肋板横截面合力作用分位点计算Tab.1 Computation of resultant action percentile points at cross sections of rib截面编号横截面宽度wi/mm横截面轴力N/MN横截面弯矩M/(MN·m)合力作用点距离ci/mm合力作用分位点αi 1-1 1,210.00 14.06 1.08 528.54 0.436,8 2-2 1,195.55 13.09 1.02 519.870.434,8 3-3 1,152.17 12.63 0.90 505.38 0.438,6 4-4 1,081.39 10.89 0.67 478.78 0.442,7 5-5 1,984.70 18.65 0.40 446.03 0.453,0 6-6 1,864.90 16.140.12 412.81 0.477,3 7-7 1,724.22 13.70 -0.071 380.60 0.525,5 8-81,561.77 11.84 -0.071 321.08 0.571,5 9-9 1,365.79 10.75 -0.011 196.55 0.537,3 10-10 1,112.00 10.12 0 170.74 0.631,6图9 肋板各横截面内力Fig.9 Internal forces at cross sections of rib本文以合力作用分位点αi为中心，按肋板外缘曲线至合力作用分位点轨迹线间距的两倍值确定肋板各横截面宽度，以此对肋板内缘轮廓曲线进行修正，从而使合力作用分位点与横截面中心重合，则肋板处于轴心受拉状态．从肋板内缘曲线优化后的轮廓可以看出，在管道腰部位置附近(截面 1-1～6-6)的肋板轮廓需要加宽，但对于管顶和管底位置的肋板上下端部，肋板截面宽则需要减小，见图10(a)．对于优化修正后的肋板体型，需要修改相应的肋板有限元模型，并按同样的方法进行合力作用分位点的复核计算，本文对肋板体型进行两次优化复核计算，结果见表2．同时，经两次优化后的肋板体型，见图10(b)和(c)，图中方案YH-0表示肋板体型未进行优化时的计算结果，而方案YH-1和方案YH-2则分别对应肋板体型第1次优化和第 2次优化的计算结果．图10 肋板内缘曲线优化示意Fig.10 Optimization of inner edges of rib表2 肋板体型优化后各截面合力作用分位点复核计算表Tab.2 Recheck computation of resultant action percentile points at cross sections of optimized rib截面编号 YH-1 YH-2 YH-1 YH-2 YH-1 YH-2 YH-1 YH-2 YH-1 YH-2横截面宽度wi/mm 横截面轴力N/MN 横截面弯矩M/(MN·m) 合力作用点距离ci/mm 合力作用分位点αi 1-1 1,362.32 1,471.16 14.13 14.15 0.77 0.46 626.74 702.78 0.460,1 0.477,7 2-2 1,351.31 1,465.97 14.01 14.03 0.80 0.50 618.32 697.13 0.457,6 0.475,5 3-3 1,293.59 1,398.04 12.72 12.71 0.66 0.42 594.61 666.20 0.459,7 0.476,5 4-4 1,205.161,304.89 11.01 11.03 0.55 0.38 552.70 618.22 0.458,6 0.473,8 5-51,077.42 1,165.32 18.83 18.87 0.39 0.30 494.79 548.92 0.459,2 0.471,0 6-6 1,904.42 1,967.44 16.35 16.44 0.20 0.20 420.53 453.44 0.465,1 0.468,7 7-7 1,687.14 1,707.55 13.78 13.86 0.04 0.07 333.31 334.790.485,1 0.473,2 8-8 1,481.49 1,470.39 11.79 11.78 -0.011 0.01 246.35 227.60 0.511,6 0.483,9 9-9 1,338.49 1,329.44 10.71 10.69 0 0 173.78 162.00 0.513,4 0.491,7 10-10 1,082.52 1,081.28 10.07 10.02 0 0 141.88 140.26 0.507,5 0.495,3岔管肋板是一个整体受力构件，体型优化工作并不能保证各横截面均呈现理想的轴向受拉特性，由此本文提出如式(4)的优化目标函数，即以肋板截面合力作用分位点平均相对误差不超过误差限值为优化目标，同时要求各截面合力作用分位点的相对误差iω不超过最大允许偏心率误差当优化计算结果满足式(4)时，可认为肋板处于理想的轴心受拉状态，体型优化工作即告完成．针对误差限值[]ω以及最大允许偏心率误差的取值，本文从结构和经济方面考虑建议取则由表3可以看出，本工程第2次优化结果满足肋板理想轴向受拉特性的要求．式中n为肋板划分的横截面份数，本工程中n＝10．表3 肋板各截面合力作用分位点相对误差计算Tab.3 Computation of relative error of resultant action percentile points at cross sections of rib方案 1-1 2-2 3-3 4-4 5-5 6-6 7-7 8-8 9-9 10-10各横截面合力作用分位点的相对误差iω/%,合力作用分位点平均相对误差ω/%,YH-0 12.64 13.04 12.28 11.46 9.40 4.54 5.10 14.30 7.46 26.32 11.65 YH-1 07.98 08.48 08.06 08.28 8.16 6.98 2.98 02.32 2.68 01.50 05.74 YH-2 04.46 04.90 04.70 05.24 5.80 6.26 5.36 03.22 1.66 00.94 04.255 结语本文结合某水电站工程实际，采用有限元法研究分析了埋藏式月牙肋钢岔管肋板的受力特性，着重分析了肋板在厚度和宽度方向上的应力分布特征，计算结果表明：肋板z向应力和轴向应力沿厚度方向变化均不大，可认为沿厚度方向应力均匀分布；肋板 z向拉应力整体数值不大，但与管壳相连区域受拉明显，在内水压力的循环作用下和焊缝的冷却收缩过程中肋板有可能沿厚度方向出现撕裂破坏，建议在现有指标的基础上完善肋板的 z向性能要求；同时，肋板横截面的轴向应力呈现出由内到外递减的基本规律，最大轴向应力值出现在肋板横截面内缘处；最后，当肋板采用抛物线的内缘轮廓曲线时，各横截面的轴向受拉特性并不突出．由此，本文提出了依据合力作用分位点的肋板内缘曲线修正方法，并给出了相应的体型优化目标函数，对肋板体型进行复核计算，结果表明优化后的肋板受力特性有明显的改善，说明这样的体型优化方法是有效的，具有一定的实际意义和工程应用价值．【相关文献】［1］王志国. 高水头大 PD值内加强月牙肋岔管布置与设计[J]. 水力发电，2001，10：56-59.Wang Zhiguo. 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Study on the bearing mechanism of underground steel bifurcation[J].Journal of Hydraulic Engineering，2003(4)：119-122(in Chinese).［19］王志国. 关于内加强月牙肋岔管肋板用钢材 Z向性能级别选择的初步探讨[C]//第7届全国水电站压力管道学术会议文集. 北京：中国水利水电出版社，2010：268-272.Wang Zhiguo. Preliminary study on the selection of Z-direction property level of steel in crescent-rib reinforced branch pipe[C]//Proceedings of the 7th National Academic Conference on Hydropower Station Penstock.Beijing：China Water & Power Press，2010：268-272(in Chinese).［20］ Q/HYDROCHINA 008—2011 地下埋藏式月牙肋岔管设计导则[S]. 北京：中国水电工程顾问集团公司，2011.Q/HYDROCHINA 008—2011 Design Guide for Underground Crescent-Rib Reinforced Branch Pipe[S].Beijing：China Hydropower Engineering Consulting Group Corporation，2011(in Chinese).［21］ GB/T 5313—2010 厚度方向性能钢板[S]. 北京：中国标准出版社，2011.GB/T 5313—2010 Steel Plates with Through-Thickness Characteristics[S]. Beijing：China Standards Press，2011(in Chinese).［22］王志国. 水电站埋藏式内加强月牙肋岔管技术研究与实践[M]. 北京：中国水利水电出版社，2011.Wang Zhiguo. Research and Practice on the Technology of Underground Crescent-。
关于内加强月牙肋岔管肋板用钢材Z向性能级别选择的初步探讨
关于内加强月牙肋岔管肋板用钢材Z向性能级别选择的初步探讨王志国[摘要] 在内加强月牙肋岔管结构中，肋板厚度较大，与左右两侧支锥采用角焊缝连接，而且承受两侧支锥开口处的不平衡力，沿板厚方向承受拉应力，因此肋板材料具有抗层状撕裂的要求，有关肋板Z 向性能级别的合理选择，现行的有关规范没有给出明确规定，一直是困扰设计人员的一个问题，本文通过对相关行业有关对层状撕裂研究成果、工程经验等的分析，在德国DAST规程基础上，初步提出肋板Z向性能级别选择方法，仅供参考。
［关键词］内加强月牙肋岔管肋板层状撕裂在内加强月牙肋岔管结构中，左右两侧支锥壳体开口处的不平衡力是由肋板来承受的，沿肋板厚度方向作用有较大的拉应力。
在电站运行工况下，内水压力不是固定不变的静荷载，而是随机组负荷的变化而波动，尤其在机组工况转换过程中，岔管将承受较大的水锤压力。
在岔管制造过程中，肋板与左右两侧支锥采用角焊缝连接，如果肋板选材没有考虑Z 向性能要求，由于接头拘束度较大，在焊缝的冷却收缩过程中，将使近缝区肋板母材发生层状撕裂。
在内水压力循环作用下，层状撕裂是非常危险的缺陷。
岔管在循环拉应力的作用下，肋板中断续的单个层状撕裂会很快扩展、聚合，形成一个大裂纹，继而再扩展，直至结构破坏。
整个过程发生时间很快，破坏突然，且这种缺陷通过目前探伤手段是难以发现的，也是难以修复的，因此，在内加强月牙肋岔管设计和制作过程中应坚决予以避免。
如何避免肋板层状撕裂，在岔管设计过程中就应引起足够的重视。
它涉及到材料的选择、焊接接头的设计及焊接工艺等。
1层状撕裂产生机理层状撕裂不同于通常发生在焊缝上的热裂纹和冷裂纹, 它是发生在热影响区和靠近热影响区母材上的一种特殊裂纹。
层状撕裂通常发生在角焊接头中(如T 型接头、十字型接头和隅角焊接头等)。
产生层状撕裂的主要原因是钢材中含有微量非金属夹杂物, 特别是硫化物, 如MnS , 其次是SiO2 , Al2O3 等氧化物。
基于CATIA二次开发的月牙肋钢岔管辅助设计系统开发与应用
开发出基于 Ｃ Ａ Ｔ Ｉ Ａ二 次 开 发 的辅 助 设 计 系统 。该 系统 实 现 了 月 牙肋 钢 岔 管 在 Ｃ Ａ Ｔ Ｉ Ａ 中 的快 速 建 模 和 网格 自动 剖 分 ，
ｉ ｆ ｎ ｉ ｔ ｅ ｅ ｌ ｅ ｍｅ ｎ ｔ ｍｏ ｄ ｅ ｌ ｗ ｉ ｌ ｌ ｂ ｅ ｅ ｘ ｐ ｏ ｒ ｔ ｅ ｄ ｔ ｏ ＡＮＳ ＹＳ ｏｒ ｆ ａ ｎ ａ ｌ ｙ ｚ ｉ ｎ ｇ ． Ｔ ａ ｋ ｉ ｎ ｇ Ｐ ａ ｎ ｌ ｏ ｎ ｇ Ｐ ｕ ｍｐ ｅ ｄ ￣ｔ ｏ ｒ ａ ｇ ｅ Ｐ ｏ ｗ ｅ ｒ Ｓ ｔ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ａ ｓ ａ ｎ ｅ ｘ ａ ｍｐ ｌ ｅ ， ｔ ｈ ｅ ｉ ｒ ｂ ｂ ｉ ｆ ｕ ｒ ｃ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｐ ｉ ｐ ｅ ｉ ｓ ｄ ｅ ｓ ｉ ｇ ｎ ｅ ｄ ａ ｎ ｄ ａ ｎ ａ ｌ ｙ ｚ ｅ ｄ ｂ ｙ ｔ ｈ ｅ ａ ｉ ｄ ｅ ｄ ｄ ｅ ｓ ｉ ｇ ｎ ｓ ｙ ｓ ｔ ｅ ｍ ａ ｎ ｄ ｃ ｏ ｍｐ ａ ｒ ｅ ｄ ｗ ｉ ｔ ｈ ｔ ｈ ｅ ｃ ａ ｌ ｃ ｕ ｌ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｒ ｅ ｓ ｕ ｌ ｔ ｓ ｏ ｆ ｄ ｅ ｓ ｉ ｇ ｎ ｃ ｏ ｍｐ ａ ｎ ｙ ． ｈｅ Ｔ ｃ ｏ ｍｐ ａ ｉｓ ｒ ｏ ｎ ｓ ｈ ｏ ｗ ｓ ｔ ｈ ａ ｔ ｔ ｈ ｅ ｓ ｙ ｓ ｔ ｅ ｍ ｈ ａ ｓ ｈ ｉ ｇ ｈ ｄ ｅ ｓ ｉ ｇ ｎ ｅ ｆ ｉ ｆ ｃ ｉ ｅ ｎ ｃ ｙ ａ ｎ ｄ ａ ｃ ｃ ｕ ｒ ａ ｃ ｙ ， ａ ｎ ｄ ｃ ａ ｎ ｂ ｅ ｗ ｉ ｄ ｅ ｌ ｙ ｕ ｓ ｅ ｄ ｉ ｎ ｔ ｈ ｅ ｄ ｅ ｓ ｉ ｇ ｎ ｏ ｆ ｂ ｉ ｆ ｕ ｒ ｃ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｐ ｉ ｐ ｅ ． Ｋｅ ｙ Ｗｏ ｒ ｄ ｓ ： ｈ ｙ ｄ ｒ ｏ ｐ ｏ ｗｅ ｒ ｓ ｔ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ； ｒ ｉ ｂ ｒ ｅ ｉ ｎ ｆ ｏ ｒ ｃ ｅ ｄ ｂ ｉ ｆ ｕ ｒ ｃ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ； ｓ ｅ ｃ ｏ ｎ ｄ ａ ｙ ｒ ｄ ｅ ｖ ｅ ｌ ｏ ｐ ｍｅ ｎ ｔ ｏ ｆ ＣＡ Ｔ Ｉ Ａ； Ｃ ＡＤ
月牙肋岔管制造安装工法
月牙肋岔管制造安装工法月牙肋岔管制造安装工法是一种用于建筑结构中的重要工法，它采用了特殊的设计理念和施工方法，以提高建筑物的承载能力和抗震能力。
本文将详细介绍月牙肋岔管制造安装工法的原理、步骤和应用，并讨论其优缺点。
一、原理介绍月牙肋岔管制造安装工法是一种基于月牙肋岔管的结构设计方法。
它通过在建筑结构中添加月牙肋岔管，将原本单一承载的结构改造成多肢承载，从而提高结构的稳定性和抗震能力。
月牙肋岔管的设计理念源于自然界中的月牙形状，其特点是能够承受多个方向的力，使建筑结构具备更强的抗震性能。
二、工法步骤月牙肋岔管制造安装工法的施工步骤如下：1. 结构设计：根据建筑物的结构要求和使用功能，进行月牙肋岔管的设计和计算。
确定月牙肋岔管的尺寸、数量和布置方式。
2. 材料准备：准备月牙肋岔管制造所需的材料，包括钢材、焊条、螺栓等。
3. 构件制造：根据设计要求，进行月牙肋岔管的制造。
通常采用焊接工艺，将各个构件进行焊接组装，形成月牙肋岔管。
4. 施工现场准备：在施工现场进行地基处理和基础的浇筑，为月牙肋岔管的安装做好准备。
5. 安装月牙肋岔管：将制造好的月牙肋岔管安装到建筑结构中。
通常采用吊装的方式进行，确保月牙肋岔管的准确安装。
6. 结构加固：根据需求，对月牙肋岔管的连接节点进行加固，以确保结构的稳定性和安全性。
7. 检测和验收：对安装完成的月牙肋岔管进行检测和验收，确保其符合设计要求和相关标准。
三、应用领域月牙肋岔管制造安装工法广泛应用于各类建筑结构中，尤其适用于那些要求较高的抗震性能的建筑物。
其主要应用领域包括：1. 高层建筑：在高层建筑中，月牙肋岔管的应用可以提高建筑物的整体抗震能力、抗侧风能力和水平刚度，增加建筑物的稳定性。
2. 桥梁工程：在大跨度桥梁的设计中，月牙肋岔管可以有效应对振动和荷载的影响，提高桥梁的抗震和抗风性能。
3. 风电场工程：风电场的风机塔架是非常重要的结构，采用月牙肋岔管制造安装工法可以提高其抗震能力和稳定性，减少倾覆风险。
水电站(问答题标准答案版)
水电站复习思考题（1）复习思考题（水轮机部分）（一）1.水电站的功能是什么，有哪些主要类型？2.水电站的装机容量如何计算？3.水电站的主要参数有哪些（H、Q N N装、P设、N保），说明它们的含义？4.我国水能资源的特点是什么？5.水力发电有什么优越性？复习思考题（水轮机部分）（二）1.水轮机是如何分为两大类的？组成反击式水轮机的四大部件是什么？水轮机根据转轮内的水流运动和转轮转换水能形式的不同可分为反击式和冲击式水轮机两大类。
组成反击式水轮机的四大部件是：引水部件、导水部件、工作部件、泄水部件2.反击式和冲击式水轮机各是如何调节流量的？反击式水轮机：水流在转轮空间曲面形叶片的约束下，连续不断地改变流速的大小和方向。
冲击式水轮机：轮叶的约束下发生流速的大小和方向的改变，将其大部分的动能传递给轮叶，驱动转轮旋转。
3.什么是同步转速，同步转速与发电机的磁极对数有什么关系?尾水管的作用是什么?同步转速：电机转子转速与定子的旋转磁场转速相同（同步）。
同步转速与发电机的磁极对数无关。
尾水管的作用：①将通过水轮机的水流泄向下游；②转轮装置在下游水位之上时，能利用转轮出口与下游水位之间的势能H2;③回收利用转轮出口的大部分动能4.水轮机的型号如何规定？效率怎样计算?根据我国“水轮机型号编制规则”规定，水轮机的型号由三部分组成，每一部分用短横线“一”隔开。
第一部分由汉语拼音字母与阿拉伯数字组成，其中拼音字母表示水轮机型式。
第二部分由两个汉语拼音字母组成，分别表示水轮机主轴布置形式和引水室的特征；第三部分为水轮机转轮的标称直径以及其它必要的数据。
水轮机的效率：水轮机出力（输出功率）与水流出力（输入功率）之比。
？=P/Pw5.什么是比转速?表示当工作水头H=1m、发出功率N=1kw时，水轮机所具有的转速n称为水轮机的比转速。
复习思考题（水轮机部分）（三）1.解释水轮机效率的组成，三种效率之间的关系如何？什么是水轮机的最优工况？水力效率 n s、容积效率n v、机械效率n j。
基于欧盟压力容器规范的月牙肋钢岔管三维设计
图。 岔管制作完成后， 在工厂进行了水压试验， 如
图 ７ 所示。
出现在主管和支管管节连接处， 肋板应力最大值为
３７０ ＭＰａ， 分别小于该工况下的允许应力。 三个岔
管强度均满足要求。 图 ５ 给出正常运行工况下岔管
和支管的等效应力云图。
图 ６ 水压试验工况下的等效应力云图
的允许应力列于表 ２。
表 １ 岔管体形参数
岔管
１号
２号
３号
体形参数
Ｒ ０ ／ ｒ０
２ｒ ０ ／ ｍ
２ｒ １ ／ ｍ
２ｒ ２ ／ ｍ
ω２３ ／ （ °）
α０ ／ （ °）
α１ ／ （ °）
α２ ／ （ °）
ｔ ／ ｍｍ
ｔ ｗ ／ ｍｍ
Ｂｔ ／ ｍ
１．２０
２．９
２．３
２．０
７４
１０
２０
１２
５２
１２０
０．７
ａｎｄ ｈｙｄｒｏｓｔａｔｉｃ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｔｅｓｔ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｉｓ ｓｉｍｕｌａｔｅｄ ｂｙ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ ａｎｄ ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ａｒｅ
ｒｅｖｉｅｗｅｄ ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｅｌａｓｔｉｃ ｓｔｒｅｓｓ ｃｌａｓｓｉｆｉｃａｔｉｏｎ ａｎｄ ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ ｃｒｉｔｅｒｉａ． Ｔｈｅ Ｓ６９０ ＱＬ ｈｉｇｈ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｓｔｅｅｌ ｉｎ
关键词：月牙肋钢岔管； 三维体形设计； 结构设计； 欧盟压力容器规范
中图分类号：ＴＶ７３２．４
文献标识码：Ａ
文章编号：１００１－４０８Ｘ（２０２１）０１－０００１－０４
水电站压力钢管月牙肋岔管计算
岔管壁厚度按下面二式的最大值拟定R—该节钢管最大内半径（m）；K1—系数，K1=1.0~1.1；c—锈蚀系数，c=1~2mm[σ]1、[σ]2—材料用于岔管时的容许应力（Pa），此处钢材为A3钢，（见表13-1，340Page，《手册》）； a—该节钢管半锥顶角（度）； φ—焊缝系数；K2—边缘应力集中系数，（见图13-13，Page357，《手册》）； 《引水系统施工图（安顺关脚水电站工程）》 一、 钢岔管管壁厚度δ（mm）的拟定1、按钢管极限强度设计管壁厚度式中: P—设计内水压力（N/m 2），P=10*1000*H，H=▽H+H1=H1（1+64%），▽H——水击水头；H1——作用水头，H1=▽校核水位-▽钢管轴线；（13-1）——Page340，《手册》内加强月牙肋岔管设计计算目的： 通过计算确定钢管管壁厚度，拟定岔管几何尺寸及展开图计算、月牙肋结构尺寸，岔管抗外压稳定计算。
计算资料：《引水发电隧洞设计图》，设计依据：《小型水电站机电设计手册（金属结构）》，简称《手册》，——水利电力出版社； 《压力钢管》（水工建筑物设计丛书），——电力工业出版社；参考资料：《引水系统部分施工图（凤冈县九道拐水电站工程）》[ ]φ σ 12、按抗外压稳定设计管壁厚度式中： P cr——明管临界压力（N/mm2），E——钢管弹性膜量（N/mm2），t——管壁厚度（mm），ν——钢管抗剪切系数，D——钢管内径（mm），K——安全系数，p——钢管承受外压（N/mm2），考虑到在实际受力情况下，钢管无外水压力，且外面包有砼，并在隧洞进口设有通气孔所以：Pcr≥Kp；即，钢管抗外压稳定满足要求。
所以，管壁厚δ取为21mm。
3、管壁厚度的确定综合以上两种管壁计算， 比较管壁厚度δ1，δ2的大小，取大值作为相应管节的壁厚。
但考虑钢管实际受力情况复杂 及岔管外压稳定， 所以管壁厚度δ值可取为：钢岔管壁厚(mm)主钢岔管壁厚(mm)支钢岔管壁厚(mm)212222二、 主钢管设计1、管壁厚度的确定由于岔管壁厚为21mm，且岔管与钢管主管间有管节过渡，为便于管壁厚度的连续性，所以初取主钢管壁厚δ=22mm，钢材为A3钢。
三梁岔管(精)
常用于中、低水头卜型布置的地下埋管。
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2、三梁岔管 由相贯线上的两根
腰梁和一根U梁构
成三梁岔
U梁承受较大的不平
衡水压力，其受力非
常复杂。 适用：内压较高、直径不大的明管道。
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计算时由第1式先用试算法求出σN，再由第2式求Pcr。
r1 s 0 N 3.46 ( s 0 N ) 1 0.45 E N Pcr r1 ( s 0 N ) r1 1 0.35 E r1
(一)钢衬的外压荷载 (1) 地下水压力。钢衬所受地下水压力值，可根据勘 测资料选定。根据最高地下水位线来确定外水压 力值是稳妥的，但常会使设计值过高。同时要分 析水库蓄水和引水系统渗漏等对地下水位的影响。 地下水位线一般不应超过地面。 (2)钢衬与混凝土之间接缝灌浆压力。接缝灌浆压力 一般为0.2MPa。 (3)回填混凝土时流态混凝土的压力。其值决定于混 凝土一次浇筑的高度，最大可能值等于混凝土容 重乘以浇筑高度。
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(二) 埋管钢衬在外压下失稳的特征
外压↑→钢衬屈曲→钢衬变形达到Δ0→外压继续增加 →钢衬发生更多波形的屈曲→钢衬应力值↑→钢衬 应力达到材料屈服值→失稳。
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二、地下埋管的结构和构造
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回填混凝土的功用是将部分内水压力传递给围岩， 必须严格控制混凝土的回填质量，尤其是平洞的顶
部。
在围岩/混凝土/钢管之间存在缝隙，需要用灌浆进
行处理，压力不小于0.2MPa。
白水坑-水电站月牙肋岔管结构计算(SL281)
龙潭嘴水电站内加强月牙肋岔管结构计算书 （1）设计依据：《水电站压力钢管设计规范》（SL281—2003）E.1 （2）参考资料：《小型水电站机电设计手册-金属结构》（水利电力出版社）-简称《手册》 本表格编制： 湖北宜昌駺(ycmaliang不惑驹QQ48257550)成果打印时间:2014-9-22 16:463209500mm3209.5m3067698mm3067.7m141802mm141.8m161655mm 1.141.584N/mm²2.06E+05N/mm20.37.85E-05N/mm31.20E-051/℃9.80E-06N/mm32200mm 2.20m5000mm 5.00m0.93岔管结构型式及管壁厚度3.1 岔管壳体体形设计A主要参数拟定（基本管节：主锥管Ⅰ、主岔锥Ⅱ和支岔锥Ⅲ）53.0°0.925024510.0°0.1745329310.0°0.1745329310.0°0.174532931200mm 1.200m660mm0.660m660mm0.660m1380mm 1.38m1.15√1142mm4204mm4204mm0.0°013.0°0.2268928107.0° 1.8675023 E基本管节沿腰线的节距SijSij=Ai/cosαi-R0*(tan(θij/2)+tinαi),其中θij=θjiS12=916mm√管节最小长度要求-不小于下列最大值：S21=4026mm√300mm10t=200mm 3.5√Rt=581S13=759mm√S31=3868mm√S23=2161mm√S32=2161mm√F基本管节轴线夹角ωijωij=ωji=180-(θij+αi+αj)ω12=160.0° 2.7925268ω13=147.0° 2.565634ω23=53.0°0.9250245 3.2 肋板几何参数计算A三锥两两交线 与 三锥轴线的夹角ρijtan(ρij)=(cos(αj)-cos(αi)*cos(ωij))/cos(αi)/sin(ωij)ρij=atan((cos(αj)-cos(αi)*cos(ωij))/cos(αi)/sin(ωij))ρ12=80.0°##########ρ21=80.0°##########ρ13=73.5°##########ρ31=73.5°##########ρ23=26.5°##########ρ32=26.5°##########Σ360.0°B肋板顶点c（三个基本管节相贯线汇交点，亦称节点）的位置（1）肋板顶点c在支岔锥Ⅲ参考系（即坐标系） x3，y3，z3中的坐标值为：0.0mm0.0mm90.0° 1.5707963390.0° 1.57079633即可求得节点c在主锥管Ⅰ坐标系中的坐标值（x1c，z1c）：0.0mm0.0mm90.0° 1.57079633同样可求得节点c在主岔锥Ⅱ坐标系中的坐标值（x2c，z2c）：0.0mm0.0mm90.0° 1.57079633 C肋板中面与主岔、支岔中面相贯线的水平投影长a，顶、底端距离2b：2320.0mm1401.0mmD肋板中面与主岔Ⅱ、支岔Ⅲ中面相贯线上各点的坐标值：（1）在主岔锥Ⅱ坐标系中θ2z2x2y200°2076.2mm1035.2mm0.0mm0.1745329310°2052.9mm1023.5mm180.5mm0.3490658520°1982.3mm988.3mm359.7mm0.5235987830°1863.3mm929.0mm536.4mm0.698131740°1694.0mm844.6mm708.7mm0.8726646350°1472.0mm733.9mm874.6mm1.0471975560°1194.1mm595.4mm1031.2mm1.2217304870°857.5mm427.5mm1174.7mm1.396263480°459.8mm229.3mm1300.1mm1.5707963390.00°0.0mm0.0mm1401.3mm （2）在支岔锥Ⅲ坐标系中θ'3z3x3y300°2076.2mm1035.2mm0.0mm0.1745329310°2052.9mm1023.5mm180.5mm0.3490658520°1982.3mm988.3mm359.7mm0.5235987830°1863.3mm929.0mm536.4mm0.698131740°1694.0mm844.6mm708.7mm0.8726646350°1472.0mm733.9mm874.6mm1.0471975560°1194.1mm595.4mm1031.2mm1.2217304870°857.5mm427.5mm1174.7mm1.396263480°459.8mm229.3mm1300.1mm1.5707963390.00°0.0mm0.0mm1401.3mm （3）在肋板坐标系中（变量θ2或θ'3）θ'3x4y400°2320.0mm0.0mm0.1745329310°2293.9mm180.5mm 0.3490658520°2215.0mm359.7mm 0.5235987830°2082.1mm536.4mm 0.698131740°1892.9mm708.7mm0.8726646350°1644.8mm874.6mm1.0471975560°1334.3mm1031.2mm 1.2217304870°958.2mm1174.7mm 1.396263480°513.8mm1300.1mm 1.5707963390.00°0.0mm1401.3mm基本管节163N/mm²0.50σs325N/mm²1.001380mm10.0°0.1745329315.2mm260N/mm²0.80σs325N/mm²1.70查左下图表9113.0°16.1mm③取两者管壁厚度的大值：取二者大值t0＝16.1mm取计算管壁厚度t0＝18.0mm再考虑2mm的锈蚀裕量，管壁结构厚度t＝20.0mm√3.3.2复核管壁结构厚度满足制造工艺安装运输等要求，保证必须刚度的最小厚度要求：t≥D/800+4 (同时t应不小于6mm)t0≥ 6.8mm√60000mm60.00m10.0N/mm³30000mm√16467mm×0.37874N/mm²0.4N/mm²-0.187mm-10℃2.30E-05N/mm32.26E+053.3.3节表明岔管上部覆盖岩层厚度不满足要求！岔管允许应力按明岔管取值。
水电站压力管道—钢岔管
9.4.3 钢岔管的结构类型
3. 月牙肋岔管 ➢ 用一个嵌入管体内的月牙形肋板来代
替三梁岔Байду номын сангаас的U梁，并取消腰梁。 ➢ 在三梁岔管基础上发展而来，目前在
我国已基本取代了三梁岔管。 ➢ 适用：大中型电站。
9.4.3 钢岔管的结构类型
4. 球形岔管 ➢ 通过球面体进行分岔，由球壳，圆柱
形主、支管以及补强环和导流板等组 成。 ➢ 在内水压力作用下，球壳应力仅为同 直径管壳环向应力的一半。 ➢ 适用：高水头大中型电站。
，有时需锻造，焊接工艺要求高，造价较高； ➢ 受力条件差，所承受的静动水压力最大，又靠近厂房，其安全
性十分重要。 ➢ 我国已经建成的水电站岔管大多数属于地下岔管。
9.4.1 钢岔管的工作特点及布置
2. 布置原则 ➢ 结构合理，安全可靠，不产生较大的应力集中和变形。为此，各
管节的转角不宜过大，加强构件和管壁的刚度比不宜太悬殊，加 固措施应结构合理。 ➢ 水流平顺，水头损失小，减少涡流和振动。分支管宜采用锥管过 渡，分岔角宜较小，一般为30°～45°。 ➢ 制作、运输、安装方便，经济合理。
9.4.3 钢岔管的结构类型
5. 无梁岔管 ➢ 无梁岔管是在分岔处用多节锥管加强
的岔管。 ➢ 在球形岔管基础上发展起来，用锥管
替代了球形岔管中的补强环，完全取 消了加强构件。 ➢ 目前国内应用较少。
强板加固，补强板与管壁焊固形成一个整 体。 ➢ 补强板刚度较小，不平衡区的水压力由补 强板和管壁共同承担。 ➢ 常用于中、低水头卜型布置的地下埋管。
9.4.3 钢岔管的结构类型
2. 三梁岔管 ➢ 由相贯线上的两根腰梁和一根U梁构
成三梁岔。 ➢ U梁承受较大的不平衡水压力，其受
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tw ΔZ2c ΔX2c θ2n ΔZ3c ΔX3c θ3m 计算tw
75
11.72
37.57
91.94
11.72
37.57 肋板的强度校核：
88.06
V2
H2
49.18 840413.72 463089.3
本体三维沿腰线节距S12 S21 S13 S31 S23 S32
367.2328 958.0796 367.2328 958.0796 507.1131 507.1131
10
ρ31
72.67
17.68 619.38
支锥管半锥顶角α2
15
ρ13
72.33
23.58 601.94
支锥管半锥顶角α3
15
X3c -16.92
29.47 579.31
分岔角ω
70
Z3c
24.17
35.37 551.35
ω12=ω21
145
θ3c
91.58
41.26 517.87
ω13=ω31
145
361.42
5155221,3 61.420357
90827
303.54 267.59 227.11 181.95 131.93 76.95
303.54427
403.60
9402582,4 03.601331
449901
267.58579
444.43
1311977,4 44.430481
991388
88.42
76.63 188.42
允许应力[σ]1
162.5
a 753.74
82.53 109.90
允许应力[σ]2
260.0
b 614.46
88.42 24.17
应力集中系数K1 应力集中系数K2 膜应力计算壁厚t0 局部应力计算壁厚t0
实际壁厚t 主管腰线长A1 支管腰线长A2 支管腰线长A3
1.1 1.7 33.88 32.79 36 517.5383 1131.4298 1131.4298
1406.4725
1532.6837 5915941,5 41.990568 331664
1358.4056
Y1
1547.819 95333094 988.46 ,988.462 06327504 5 1501.195 33090152 960.74 ,960.739 05073564 2 1454.074 31857538 933.87 ,933.868 41549368 5 1406.472 49753239 907.86 ,907.859 04267662 9 1358.405 60793808 882.72 ,882.719 53262423 1
θ
K2
L2
X2
0 653.00 1686.82 1225.34
6 650.52 1689.38 1195.29
12 643.08 1697.08 1167.80
18 630.62 1709.98 1142.62
1
6 184.42 3351.25 1686.49 642.55
2
12 181.54 3354.18 1634.98 609.81
3
18 176.77 3359.02 1583.74 576.29
4
24 170.14 3365.76 1532.68 541.99
5
30 161.70 3374.33 1481.71 506.92
宽度BT [σ]1 [σ]2
250
V3
H3
142.5 840413.72 463089.3
228
σ
τ
89.64 74.09
主椎管展开坐标：
30等分
X1a 581.77
Z1a 155.88
X1b -581.77
Z1b 155.88
mac 0.32
序号 0
相贯线坐标：
θ
K1
L1
X1
Y1
0 185.39 3350.28 1738.37 674.53
421.48065
183.96
5375058,1 83.959596
358146
23.58 601.94 421.48
405.63694
229.26
8532685,2 29.257294
258267
29.47 579.31 405.64
386.05654
274.04
4660076,2 74.042281
303.54427
403.60
9402582,4 03.601331
449901
267.58579
444.43
1311977,4 44.430481
991388
227.11066
483.58
2916805,4 83.581751
200285
181.94595
520.67
3101142,5 20.665263
503.7 500.7 491.7 476.7 455.8 429.3 397.4 360.4 318.8 273.1 224.1 172.6 119.9 67.3 16.4 -30.86291 -11.7
±0 ±46.2 ±92.3 ±138.3 ±184.0 ±229.3 ±274.0 ±318.2 ±361.4 ±403.6 ±444.4 ±483.6 ±520.7 ±555.2 ±586.7 ±614.5 ±601.0
635973
131.93445
555.22
45542,555 .21789690
9235
76.950534
586.69
1767929,5 86.694081
809954
88.42 24.17
16.92
16.920753
614.46
665071,61 4.4576895
45385
校核：
H21
H22
H23
X1c
0
47.16 478.66
腰线转折角θ12=θ13
10
Z1c -29.50
53.05 433.51
θ23=θ32
80
θ1c
90.00
58.95 382.15
岔管处内水压力
6.46
X2c
16.92
64.84 324.35
水锤系数
0.1
Z2c
24.17
70.74 259.85
Pmax
7.11
θ2c
836465
35.37 551.35 386.06
362.61346
318.16
4781764,3 18.158933
365743
41.26 517.87 362.61
335.16289
361.42
5155221,3 61.420357
90827
47.16 478.66 335.16
15等分 Y3
0.00
809954
16.92
16.920753
614.46
665071,61 4.4576895
45385
53.05 433.51 58.95 382.15 64.84 324.35 70.74 259.85 76.63 188.42 82.53 109.90
303.54 267.59 227.11 181.95 131.93 76.95
449.25051 6601132,0
447.52987
46.21
0893458,4 6.2069815
365018
442.35592
92.33
2885063,9 2.3298213
356902
433.69272
138.28
3487381,1 38.279913
961197
421.48065
183.96
项目: 主管半径R1 支管半径R2
支管半径R3
塔尔堤
518 肋板计算：
318
ρ12
318
ρ21
在主岔参考系中：(θ2<θ2c)
72.33
θ2
Z2
72.67
0 641.60
公切球半径Rr
600
ρ23
35.00
5.89 639.14
管节最大半径r
620
ρ32
35.00
11.79 631.75
主锥管半锥顶角α1
46.21
0893458,4 6.2069815
365018
5.89 639.14 447.53
442.35592
92.33
2885063,9 2.3298213
356902
11.79 631.75 442.36
433.69272
138.28
3487381,1 38.279913
961197
17.68 619.38 433.69
5375058,1 83.959596
358146
405.63694
229.26
8532685,2 29.257294
258267
386.05654
274.04
4660076,2 74.042281
836465
362.61346
318.16
4781764,3 18.158933
365743
335.16289
系中：(θ2<θ2c) X2
449.25 447.53 442.36 433.69 421.48 405.64 386.06 362.61 33系中：(θ3<θ3c')