在水利水电工程领域压力管道钢材选择长期存在一个不合理现象，即当压力钢管HD值(水头×管道直径)稍微大一点时，钢材选择往往从Q355级低合金钢立马跳到600 MPa级高强钢，中间没有合适的钢材型号可供选择．若采用强度较低的Q355级低合金钢会使得钢管的管壁过厚，增加卷板难度和焊接工作量，而采用600 MPa级高强钢虽然可以减薄管壁厚度，但会增加工程成本和提高焊接工艺要求．因此，拓展水利水电工程结构用钢的范围就显得迫切而有必要．Q460钢是低合金结构高强钢，具有优越的力学和焊接性能，屈服强度超过Q355钢100 MPa以上，且焊接时无须焊前预热，这对于野外及洞内作业的水利水电工程具有重大意义，可极大改善钢管焊接作业条件，提高施工速度和质量[1-3]．国内尚无Q460结构高强钢在水利水电工程输水管道上应用的先例，文献[2]介绍了巴基斯坦阿莱瓦水电站工程压力钢管制造及Q460C钢材焊接相关情况，对压力钢管制造难度最大的岔管卷制工艺及水压试验进行了剖析．文献[3-4]以印尼某水电站岔管模型为依托，开展了Q460C钢材钢岔管破坏性试验．李正良等[5]通过理论计算与试验分析方法研究了Q460结构高强钢应用于1 000 kV交流线电路杆塔时轴心和偏心受压条件下的整体稳定性和局部屈曲情况；郭宏超等[6]采用试验与数值模拟的方法对Q460高强钢基体材料、穿孔板和螺栓连接的疲劳性能进行了试验研究，给出了相应的破坏模式；闫晓雷等[7]以数值积分的方法和有限元法对7个已有焊接箱形压弯构件试验进行了数值分析，得到了Q460高强钢压弯构件的极限承载力．水利水电工程压力管道通常HD值较高，管道安全性十分重要，因此在水利水电工程输水管道中推广应用Q460高强钢之前，开展前期研究十分必要．本课题组将结合某调水工程大HD值输水管道，通过1∶1比尺钢管水压试验、数值模拟和解析计算方法，研究了输水管道采用Q460高强钢时的受力特征及极限承载能力．1 物理模型水压试验1.1　模型设计钢管模型结构如图1所示．以某引水工程倒虹吸钢管高压段为原型，采用1∶1比尺制作了物理模型，包含钢管、支承环、支墩和滑动支座等，试验时在钢管两端设置闷头，形成密闭容器．试验管段钢管实际采用Q460MC钢材，屈服强度为440 MPa，抗拉极限强度为585 MPa，水压试验工况允许应力为272 MPa，管壁厚度为28 mm；支承环采用Q355NC钢，截面高度为250 mm，壁厚为25 mm；模型直管段长度取7 500 mm，管道直径为4 200 mm，两支承环之间的距离为4 650 mm；设计内水压力为2.275 MPa，水压试验压力为2.82 MPa，即设计内水压力的1.25倍．10.13245/j.hust.239013.F001图1钢管模型结构(mm)1.2　模型测点布置及加载过程考虑到钢管模型的对称性，取整体结构左半边为测试对象，对钢管关键点位置布设了观测点，如图2所示．管壳测点在内、外壁对应位置同时布设，以考察管壁膜应力和弯曲应力情况．图2钢管观测点布置示意图10.13245/j.hust.239013.F2a110.13245/j.hust.239013.F2a2a．在A-A，C-C断面顶、底、两腰及45°方向设置8个环向应变测点，测点编号为1~8和13~20；与此同时，在B-B、D-D断面顶、底、两腰设置4个环向应变测点，测点编号分别为9~12和21~24．b．在A-A，C-C断面顶、底、两腰设置4个径向位移测点，测点编号为B1~B4和B5~B8；此外还在两端闷头中心点位置分别设置1个轴向位移测点，测点编号为B9和B10，采用固定于支架上的位移传感器来测量每个测点的变形，支架不随钢管的变形而移动．水压试验过程中对钢管应变及位移进行测量，水压试验加载曲线见图3，图中：t为时间；p为压力．10.13245/j.hust.239013.F003图3水压试验加载曲线1.3　水压试验结果分析加压过程中，钢管各部位均向外膨胀，沿圆周整体膨胀程度大体一致，当压力达到4.5 MPa(约为设计内压的2倍)时，钢管本体测点最大径向位移量为5.47 mm，出现在A-A断面右侧B4测点，各测点位移(L)随内水压力的变化曲线如图4所示．可以看出：当水压等级低于4.5 MPa时，位移曲线基本处于线性阶段；随着水压等级继续增加，曲线的斜率开始发生变化，各测点变化规律大致相同．结合同步测试得到的钢管应变可以推测，内水压力超过4.5 MPa后，钢管开始进入塑性变形阶段．10.13245/j.hust.239013.F004图4A-A断面各测点位移随内水压力的变化曲线各压力等级下模型进水量(Q)曲线如图5所示，可以看出：在钢管进入塑性变形阶段以前，各压力等级下进水量线性关系很好；在进入塑性变形阶段后，进水量随着内水压力的增大开始快速增加，尤其是在内水压力超过6 MPa后，进水量迅速增大，说明此时钢管已产生较大的塑性变形，体积膨胀明显．本次水压试验物理模型实测所得的钢管爆破压力为7.5 MPa，并非管身破坏所引起，而是支承环(C-C断面右侧管腰下方位置)焊缝缺陷开裂引起的管壁撕裂，因此钢管模型实际爆破压力应该高于7.5 MPa．10.13245/j.hust.239013.F005图5各压力等级下模型进水量曲线以钢管A-A断面上下左右测点1，3，5和7为例，计算得到环向应力(σ)如图6所示．可以看出：1.25倍设计压力等级(2.82 MPa)下的钢管内壁最大应力为227.8 MPa，外壁最大应力为196.5 MPa，低于水压试验工况允许应力272 MPa，各特征点应力值与内水压力线性关系良好，一直加压到4.5 MPa均处于弹性变形状态，与位移测试呈现的线性关系完全一致．水压试验压力(2.82 MPa)下的钢管内外壁最大应力均低于Q460钢材水压试验工况下的允许应力272 MPa，可以满足水压试验的要求；水压试验过程一直升压到4.5 MPa，钢管模型均处于线弹性状态，约为设计压力2.26 MPa的2倍；钢管模型爆破压力为7.5 MPa，是设计压力的3.3倍，高于钢管设计时抗拉强度下安全系数大于3的要求，说明钢管模型具有足够的安全裕量．10.13245/j.hust.239013.F006图6钢管A-A断面典型测点外表面环向应力2 水压试验数值仿真计算2.1　计算模型建立水压试验数值仿真计算模型包括钢管、支承环、闷头、支座基础等．钢管、支承环、闷头采用ANSYS中SHELL181板壳单元模拟，支墩混凝土采用ANSYS中SOLID185实体单元模拟，单向滑动支座上、下滑板间设置面-面接触单元，可以沿管轴向发生相对滑动，摩擦系数假定为0.1，垂直管轴线方向采用耦合约束，使得上下滑板在该方向上位移保持一致．有限元模型建立在笛卡尔直角坐标系(X，Y，Z)下，XOZ面为水平面，X轴水平指向左侧(面向下游)为正，Y轴竖直向上为正，Z轴水平指向下游为正．计算时，在支墩的底部边界施加全约束，其他均为自由面．计算中混凝土材料采用线弹性本构，管身Q460MC钢材考虑其弹塑性特征采用多线性等向强化本构模型，支承环Q355NC钢材采用双线性等向强化本构模型，钢材力学参数与实际采用的钢板参数一致．计算中考虑管道结构自重和水重，水压试验过程完全模拟物理模型试验方案进行，即钢管水压试验压力除了逐步加载至1.25倍设计内压2.82 MPa外，还进行了超载爆破试验，每级荷载升压0.5 MPa，直至7.9 MPa时钢管模型发生大变形，导致计算不收敛，相当于钢管模型的爆管压力．2.2　数值模型计算结果分析首先整理了2.82，4.50和7.90 MPa水压等级下A-A，B-B，C-C三个断面的钢环向应力，如图7所10.13245/j.hust.239013.F007图7三个水压等级下典型断面的钢管环向应力示．可以看出：钢管环向应力主要受内水压力影响，跨中A-A断面应力最大，B-B断面其次，C-C断面及其附近区域由于受到支承环的约束，环向应力值较小；随着内水压力的增加，C-C断面环向应力增加幅度一直小于A-A和B-B断面，即使在爆破压力7.9 MPa作用下，C-C断面靠近支承板的位置应力值仍然较低．在不同内水压力作用下，模型结构位移变化曲线如图8所示．可以看出：数值模型径向位移最大值出现在跨中A-A断面腰部以下部位，轴向位移最大值出现在两侧闷头的顶部；位移的变化规律在钢管应力达到屈服强度以前线性度良好，在超过钢材屈服强度之后钢管明显膨胀，接近模型的爆管压力时，跨中A-A断面的径向膨胀程度远大于轴向的膨胀程度，整个钢管模型呈纺锤状．10.13245/j.hust.239013.F008图8各水压力作用下模型结构位移变化曲线2.3　水压试验数值模型塑性区发展为了更好地展示数值模型在水压试验过程中的塑性区发展过程，绘制了4级水压作用下的等效塑性应变云图，如图9所示．在4.5 MPa水压作用下，闷头和管身连接处开始出现了点状的塑性区，塑性应变值较小．随着水压增加到6.0 MPa，塑性区沿着闷头和管身连接处环向发展，变为条状塑性区，接着向连接处管身部分和闷头顶部延伸．在7.0 MPa水压作用下，两支承环之间钢管开始出现塑性变形，最大塑性应变达到1.03%．至爆破压力7.9 MPa时，两支承环之间钢管出现较大塑性区，其中跨中A-A断面受到内压和水重的影响，塑性等效应变最大值为7.1%，预测爆破点位置在跨中断面管腰偏下部位．10.13245/j.hust.239013.F009图9不同水压等级下等效塑性应变云图2.4　数值计算与试验结果对比分析水压试验数值模型和物理模型典型断面部分测点应变(ε)和位移随内水压力的变化曲线见图10和11．数值计算和物理模型测试值变化趋势和大小较10.13245/j.hust.239013.F010图10A-A断面测点应变随内水压力的变化曲线10.13245/j.hust.239013.F011图11A-A断面测点位移随内水压力的变化曲线为符合，物理模型测试值稍大于数值计算值．在所有测点中，管道跨中断面管顶、管腰、管底三个测点的应变和位移值相对较大．随着内水压力的增大，各个测点的应变和位移首先均呈现线性增加的趋势，在内水压力达到6.5 MPa后，测点的数值计算应变和位移随内压增大突然陡增，出现较明显的塑性变形，与物理模型试验相比线性拐点有所推迟，推测与钢材本构模型假定有关．不同水压等级下，有限元模型和物理模型的环向应力数据符合较好，其中4.5 MPa水压等级下A-A和C-C断面环向应力物理模型测试值和数值计算值的应力差值均在20 MPa以内．3 爆破压力解析计算值在有限变形理论框架内，基于不同的强度理论或计算方法[8-9]，对水压试验模型的塑性失效进行解析计算．模型钢管直径d0=4 200 mm，管节壁厚t0=28 mm，按公式K=ψ+2t0/d0计算，应力集中系数K=1.013 3，抗拉强度取材料拉伸试验的结果为585 MPa．用平均中径公式和第三强度理论计算所得的爆破压力为7.74 MPa，用直接估算法得到的爆破压力为7.80 MPa，按第四强度理论计算得到的爆破压力为8.82 MPa，数值模型计算得到的爆破压力为7.9 MPa，介于上述爆破压力之间，略高于物理模型试验的爆破压力7.5 MPa，计算和试验值较为一致．4 结论a．采用Q460MC钢材制作的1∶1压力钢管模型水压试验表明：在内水压力达到4.5 MPa(2倍设计内压)之前，钢管应力和变形随内压的变化曲线呈现明显的线性关系；在内水压力超过4.5 MPa之后，钢管进入塑性变形阶段，直至内水压力达到7.5 MPa时由支承环焊缝缺陷引起管壁撕裂破坏．试验过程中，钢管受力变形均匀，直至试验结束也未发生钢管本体爆裂，可见Q460MC钢材具有良好的塑性变形能力．b．本次Q460MC钢材钢管水压试验物理模型实测爆破压力为7.5 MPa，并非管身破坏所引起，实际爆破压力应该高于7.5 MPa．即便如此，无论是水压试验数值计算爆破压力7.9 MPa，还是物理模型试验终止压力7.5 MPa，均是设计内压2.275 MPa的3.3倍以上，可见Q460MC钢材强度上完全满足水利工程钢管设计的要求．c．Q460MC钢材不仅具有很强的塑性变形能力和韧性及较高的强度指标，而且焊接时无须焊前预热，可以极大改善作业条件，降低焊接难度，提高施工速度和质量，在水利水电行业具有广阔的应用前景．