竇鐵生，程冰清，胡 赫，夏世法，楊進新，張 奇

（1.流域水循環(huán)模擬與調(diào)控國家重點實驗室，北京 100038；2.中國水利水電科學(xué)研究院，北京 100038；3.北京市水利規(guī)劃設(shè)計研究院，北京 100044）

1 研究背景

預(yù)應(yīng)力鋼筒混凝土管（Prestressed Concrete Cylinder Pipe，PCCP）是由混凝土管芯、鋼筒、預(yù)應(yīng)力鋼絲以及砂漿保護層構(gòu)成的復(fù)合結(jié)構(gòu)，分為埋置式（PCCPE）和內(nèi)襯式（PCCPL）兩種型式［1-2］。PCCP具有強度高、抗?jié)B性強、耐久性好、工程造價和維護費用低等特點，廣泛應(yīng)用于長距離有壓輸水和市政排水等基礎(chǔ)工程中。自1942年開發(fā)PCCP以來，已有超過3.5萬km的管道在北美地區(qū)運營，目前世界上最大的PCCP管道工程為利比亞“大人工河”，其一、二期工程鋪管長度已達3 600 km。

Ross［3］、Seaman［4］、Kennison［5］、McCall等［6］、Tremblay［7］和 Zarghamee［8］等學(xué)者曾對 PCCP 進行過內(nèi)水壓試驗研究，但由于PCCP結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性以及當(dāng)時的測試技術(shù)水平，對PCCP結(jié)構(gòu)內(nèi)部鋼筒缺乏試驗數(shù)據(jù)，混凝土管芯、預(yù)應(yīng)力鋼絲以及砂漿保護層的測點布置也有限，缺乏對PCCP結(jié)構(gòu)全面系統(tǒng)的試驗數(shù)據(jù)。胡少偉等［9-10］和竇鐵生等［11-14］也做過類似試驗和PCCP的破壞分析，雖然取得了一定進展，但仍缺乏鋼筒的試驗數(shù)據(jù)。本文為研究PCCP在極限內(nèi)水壓力作用下的承載能力和破壞機理，基于光纖光柵（Fiber Bragg Grating，F(xiàn)BG）傳感技術(shù)和布里淵光時域分析技術(shù)（Brillouin Optical-fiber Time-Domain Analysis，BOTDA），采用內(nèi)水壓力試驗，在PCCP鋼筒、管芯混凝土內(nèi)外側(cè)、鋼絲、砂漿上植入FBG傳感器和分布式光纖，實現(xiàn)對PCCP現(xiàn)場原型管內(nèi)壓作用過程中應(yīng)變的點式和全分布式測試，全方位測試PCCP結(jié)構(gòu)在內(nèi)水壓力作用下的變形數(shù)據(jù)，以期獲得PCCP在內(nèi)水加壓過程中的應(yīng)變響應(yīng)規(guī)律。

2 PCCPE原型試驗的結(jié)構(gòu)型式和材料參數(shù)

2.1 試驗管的結(jié)構(gòu)型式按照《Design of Prestressed Concrete Cylinder Pipe》（ANSI/AWWA C304-2014）［1］設(shè)計和《預(yù)應(yīng)力鋼筒混凝土管》（GB/T 19685-2005）［15］制造的試驗管，是由鋼筒和鋼筒內(nèi)、外兩側(cè)混凝土層組成的管芯，并在管芯混凝土外側(cè)纏繞環(huán)向預(yù)應(yīng)力鋼絲，然后制作水泥砂漿保護層而制成的管體，剖面如圖1所示，試驗管結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖1 試驗管剖面

圖2 試驗管結(jié)構(gòu)

2.2 尺寸及材料參數(shù)PCCP試驗管采用C55混凝土澆筑，幾何尺寸及材料力學(xué)參數(shù)見表1和表2。

表1 PCCP幾何尺寸

表2 PCCP材料力學(xué)參數(shù)

3 測試方案

3.1 測點布置為全面研究PCCP結(jié)構(gòu)在加壓過程中的應(yīng)變響應(yīng)規(guī)律，在PCCP鋼筒內(nèi)外側(cè)管芯混凝土、鋼筒、預(yù)應(yīng)力鋼絲和砂漿的表面分別布設(shè)不同類型傳感器，測試其在加壓全過程中的應(yīng)變響應(yīng)。在結(jié)構(gòu)體上分別布設(shè)7個測試橫斷面，分別位于從管插口至承口縱向0.75、1.75、2.50、3.00、3.50、4.25和5.25 m處，每一個橫斷面每間隔90°的位置布設(shè)4個環(huán)向FBG測點。分布式光纖環(huán)向布設(shè)于每一橫斷面上。保護層砂漿上FBG測點布設(shè)于上述7個測試橫斷面中每相鄰兩個斷面上。預(yù)應(yīng)力鋼絲、鋼筒和管芯混凝土光纖傳感器布置如圖3所示，保護層砂漿光纖傳感器布置如圖4所示。

3.2 布設(shè)工藝為提高光纖傳感器與被測PCCP各層結(jié)構(gòu)的變形協(xié)調(diào)一致，不同管體材料選用最適合的光纖傳感器和布設(shè)工藝，詳見表3。

測點的布設(shè)貫穿于整個PCCP制造各層過程中，鋼筒布設(shè)好傳感器后，再澆筑內(nèi)、外側(cè)管芯混凝土和纏繞預(yù)應(yīng)力鋼絲，同時在噴射保護層砂漿之前，提前在即將布設(shè)的FBG測點位置鋼絲上貼硬紙板，以便后期開槽天窗植入FBG傳感器。

圖3 預(yù)應(yīng)力鋼絲、鋼筒和管芯混凝土光纖傳感器布置

圖4 保護層砂漿光纖傳感器布置

表3 PCCP各層結(jié)構(gòu)所使用的傳感器及測點布設(shè)工藝

4 原型試驗

4.1 試驗裝置將植入光纖光柵的PCCP試驗管吊裝到內(nèi)水承壓試驗裝置上，該裝置為大剛度的套筒式加壓裝置，筒芯與試驗管道間形成100 mm的密封加壓空腔，用壓力泵將水壓入空腔內(nèi)，模擬工程中PCCP的內(nèi)水壓力。試驗前先通水浸泡管體24 h，使混凝土表面濕潤，仔細觀察承口和插口部位是否漏水，然后調(diào)試儀器測PCCP變形初值。

4.2 光纖測試系統(tǒng)管內(nèi)水壓力采用光纖光柵滲壓計精確測量，量程為0～3 MPa。FBG解調(diào)設(shè)備采用蘇州南智傳感公司的NZS-FBG-A04，其波長分辨率為1 pm。分布式感測光纜網(wǎng)絡(luò)采用日本Neubrex公司生產(chǎn)的NBX-6050A型PPP-BOTDA光納儀進行測試，其空間分辨率5 cm，應(yīng)變測量精度為±7.5με，完全滿足管體變形的測量要求。加壓測試時，初始壓力值0 MPa，以0.1 MPa為一梯度升壓，每達到一目標壓力穩(wěn)壓5 min再加壓，直至壓力達到2.25 MPa。整個加壓過程中，F(xiàn)BG解調(diào)儀不間斷的采集應(yīng)變數(shù)據(jù)，每一級穩(wěn)壓5 min后，BOTDA采集一次數(shù)據(jù)。

4.3 試驗內(nèi)壓的確定試驗內(nèi)水壓力采用《預(yù)應(yīng)力鋼筒混凝土管》（GB/T 19685-2005）［15］中抗裂檢驗內(nèi)水壓力，即：

式中：Pt為PCCP的抗裂檢驗內(nèi)水壓力，MPa；Ap為每米PCCP長度內(nèi)環(huán)向預(yù)應(yīng)力鋼絲面積，mm2；An為每米PCCP長度管壁截面管芯混凝土、鋼筒、鋼絲及砂漿保護層折算面積，mm2；σpe為環(huán)向鋼絲最終有效預(yù)加應(yīng)力，N/mm2；ftk為管芯混凝土抗拉強度標準值，MPa；b為PCCP軸向計算長度，1 000 mm；r0為PCCP內(nèi)半徑，mm；α為控制砂漿開裂系數(shù)，對埋置式PCCP取1.06。

5 測試結(jié)果與分析

5.1 試驗現(xiàn)象加壓過程中PCCP受力均勻，管體結(jié)構(gòu)在1.7 MPa之前未觀測到任何裂縫。由于PCCP采用立式澆注成型工藝，導(dǎo)致管芯混凝土強度沿管長度有微小差異，插口位置一定范圍內(nèi)的混凝土強度略低，當(dāng)加壓到1.8 MPa時，首先沿管插口端面混凝土出現(xiàn)沿徑向分布的裂縫數(shù)條，裂縫寬0.15～0.25 mm之間，沿插口環(huán)向約等間距分布，這一現(xiàn)象是PCCP的共性特點。加壓至2.0 MPa時，砂漿上出現(xiàn)寬約0.05 mm的裂縫。在1.9～2.25 MPa的加壓過程中時，插口外側(cè)混凝土表面裂縫加密加寬，沿管道插口端面環(huán)向每隔30 cm左右就分布一條裂縫，并且向管體縱向和混凝土厚度方向發(fā)展。

5.2 PCCP結(jié)構(gòu)應(yīng)變規(guī)律圖5為管體2.5 m處橫斷面的鋼筒、管芯混凝土、預(yù)應(yīng)力鋼絲和砂漿隨著逐級加壓和卸荷的應(yīng)變曲線。從圖5可以看出，管體變形與內(nèi)水壓力正比相關(guān)，每加一級荷載穩(wěn)壓5 min，應(yīng)變曲線呈階梯狀上升；0～1.6 MPa加壓過程中，管體各層結(jié)構(gòu)都有良好的變形協(xié)調(diào)，并作為一個整體共同承擔(dān)內(nèi)壓。繼續(xù)加壓至1.7 MPa時，鋼筒內(nèi)側(cè)管芯混凝土應(yīng)變達到峰值361με后，應(yīng)變瞬間向下突變，至此變形不再隨后期加壓變化。加壓至1.8 MPa時，鋼筒外側(cè)管芯混凝土應(yīng)變突變上升至851με，產(chǎn)生微裂縫。1.8～1.86 MPa加壓過程中，預(yù)應(yīng)力鋼絲、鋼筒和砂漿應(yīng)變突變增加至約760με，繼續(xù)加壓管體各層結(jié)構(gòu)應(yīng)變繼續(xù)增加。通過分析加壓過程的試驗數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，鋼筒內(nèi)側(cè)管芯混凝土較鋼筒外側(cè)管芯混凝土開裂早，一旦發(fā)生貫穿性開裂將使內(nèi)水壓直接作用在鋼筒內(nèi)表面上，加速鋼筒、鋼筒外側(cè)管芯混凝土、預(yù)應(yīng)力鋼絲和保護層砂漿外擴變形；內(nèi)壓超過1.8 MPa時，鋼筒外側(cè)管芯混凝土開裂，管道環(huán)向變形明顯增大，鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲進入屈服狀態(tài)，PCCP內(nèi)壓基本由鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲承擔(dān)，而管芯混凝土起到徑向傳遞荷載的作用。

圖5 管體在逐級加壓和卸壓過程各層結(jié)構(gòu)FBG的應(yīng)變時程曲線

在1.8～2.25 MPa加載過程中，由于PCCP鋼筒內(nèi)側(cè)和外側(cè)管芯混凝土均已開裂，每一級加載時，防滲鋼筒產(chǎn)生徑向變形，壓力泵瞬間難以供應(yīng)足夠的水量維持內(nèi)水壓力，導(dǎo)致內(nèi)水壓力下降，PCCP各層結(jié)構(gòu)的應(yīng)變值減小，直至注水量滿足內(nèi)水壓力升高時，才進入下一級的升壓過程，各級加載應(yīng)變繼續(xù)增加。

5.2.1 砂漿應(yīng)變變化規(guī)律 保護層砂漿未受預(yù)壓應(yīng)力，因此加壓一開始砂漿就受拉應(yīng)力。文獻［1］規(guī)定：控制極限應(yīng)變無裂縫應(yīng)變ε′tm為140.3με，砂漿出現(xiàn)宏觀裂縫為8ε′tm，即為1 122.4με。圖6（a）為砂漿上6個典型橫斷面應(yīng)變與內(nèi)水壓力的關(guān)系。從圖6（a）可以看出，在內(nèi)壓0.9 MPa之前，砂漿各橫斷面應(yīng)變都在140με以內(nèi)，因此內(nèi)壓0～0.9 MPa內(nèi)水壓力砂漿處于彈性變形階段；內(nèi)壓0.9～1.8 MPa加壓過程中，砂漿應(yīng)變隨內(nèi)水壓力依然線性緩慢增加，直至砂漿軟化出現(xiàn)微觀裂縫；當(dāng)內(nèi)壓超過1.8 MPa時，砂漿應(yīng)變突增，裂縫密集；當(dāng)內(nèi)壓達到2.0 MPa時，管體砂漿各斷面應(yīng)變達到1 170με以上，管體砂漿上可見多處宏觀裂紋。圖6（b）為距插口3.3 m砂漿橫斷面分布式光纖隨著內(nèi)水壓力增加的應(yīng)變，從圖6（b）中可以直觀看出，砂漿在各級內(nèi)壓下應(yīng)變環(huán)向分布，砂漿同一橫斷面受力均勻。

圖6 砂漿保護層在加壓過程中應(yīng)變測試結(jié)果

5.2.2 管芯混凝土應(yīng)變變化規(guī)律 管芯混凝土和砂漿在拉伸狀態(tài)下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系是初始為線彈性狀態(tài)，隨著荷載的增加，將出現(xiàn)由骨料邊界非彈性和黏彈性引起的非線性特征，直到達到最大應(yīng)力。根據(jù)Gopalaratnam等［16］的試驗結(jié)果，相應(yīng)于最大應(yīng)力的應(yīng)變比由最大應(yīng)力除以在壓縮試驗中測得的混凝土彈性模量計算出的應(yīng)變大，約大40%～60%。當(dāng)拉應(yīng)變達到最大應(yīng)力對應(yīng)的應(yīng)變時，將會出現(xiàn)微裂紋。隨著拉應(yīng)變的增加，微裂紋的尺寸和數(shù)量逐漸增加，開裂混凝土承受拉伸荷載的能力慢慢降低，應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為逐漸卸載狀態(tài)，當(dāng)微裂縫區(qū)域的拉伸強度降為0時，出現(xiàn)裂縫。

原型試驗管混凝土為C55，其抗壓強度標準值fcu,k為55MPa，根據(jù)規(guī)范［1-2］，其彈性模量Ec、抗拉強度f′t、混凝土最大應(yīng)力對應(yīng)的應(yīng)變εt可分別由下式計算：

式中：Ec為管芯混凝土彈性模量設(shè)計值，MPa；f′t為管芯混凝土抗拉強度設(shè)計值，MPa；fcu,k為管芯混凝土抗壓強度標準值，MPa；εt為管芯極限拉應(yīng)變。

由式（4）計算出的εt為138.42με。

根據(jù)文獻［1］的規(guī)定，管芯混凝土出現(xiàn)微裂縫的應(yīng)變?yōu)?.5εt，經(jīng)計算為207.62με；出現(xiàn)宏觀裂縫的應(yīng)變?yōu)?1εt，經(jīng)計算為1 522.59με。

圖7分別為鋼筒內(nèi)、外側(cè)管芯混凝土環(huán)向7個斷面的FBG傳感器測試結(jié)果。從圖7可以看出，內(nèi)壓在0～1.8 MPa之間變化時，管芯混凝土應(yīng)變與壓力呈良好的線性關(guān)系，管體各處環(huán)向應(yīng)變隨著內(nèi)壓的增大而增大。其中，內(nèi)壓在0～1.2 MPa之間變化時，管芯混凝土應(yīng)變始終在200με以內(nèi)，管芯混凝土處于彈性變形階段，無裂縫。內(nèi)壓在1.2～1.8 MPa之間變化時，管芯混凝土應(yīng)變?yōu)?21με～729με，此過程混凝土出現(xiàn)微觀裂縫；鋼筒內(nèi)側(cè)管芯混凝土在內(nèi)壓超過1.8 MPa時已經(jīng)開裂，應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為卸載曲線。在1.8～2.25 MPa加壓過程中，混凝土應(yīng)變基本不再變化，這時微裂縫區(qū)域的拉伸強度降為0，出現(xiàn)宏觀裂縫，管內(nèi)水通過裂縫滲入到鋼筒內(nèi)側(cè)管芯混凝土和鋼筒之間的界面處，內(nèi)壓直接作用在鋼筒內(nèi)表面。鋼筒外側(cè)混凝土在壓力超過1.8 MPa后應(yīng)變垂直上升，多個橫斷面應(yīng)變超過1 522.59με，此時外側(cè)管芯混凝土出現(xiàn)宏觀裂縫，繼續(xù)加壓裂縫不斷加寬延長，管道初裂內(nèi)水壓力為1.8 MPa。

原型試驗中發(fā)現(xiàn)，靠近管道承插口端0.75、1.75和5.25 m橫斷面的鋼筒內(nèi)、外側(cè)管芯混凝土變形異常。0.75 m橫斷面的鋼筒內(nèi)側(cè)管芯混凝土在1.3 MPa后應(yīng)變基本不隨內(nèi)壓變化，這表明混凝土開始產(chǎn)生裂縫。在內(nèi)壓達到1.6 MPa時，1.75和5.25 m處橫斷面發(fā)生開裂。管中間部位混凝土基本都在1.8 MPa以后開始產(chǎn)生裂縫。在0.75和1.75 m橫斷面的鋼筒外側(cè)管芯混凝土分別在1.6和1.7 MPa時相繼發(fā)生開裂，承口端5.25 m橫斷面在1.7 MPa內(nèi)壓作用下應(yīng)變突變。原型試驗管在內(nèi)壓不斷增加過程中，首先是靠近插口或承口端的鋼筒內(nèi)側(cè)管芯混凝土發(fā)生開裂，隨后靠近承插口端鋼筒外側(cè)混凝土開裂，最后裂縫縱向不斷加密變寬，并向管中間部位延伸。全過程測試結(jié)果與試驗所觀察的管體變形現(xiàn)象完全吻合。

圖7 管芯混凝土應(yīng)變與內(nèi)水壓力的變化關(guān)系

5.2.3 鋼筒應(yīng)變變化規(guī)律 鋼筒屈服強度為225 MPa，彈性模量為2.1×105N/mm2，可計算出鋼筒屈服應(yīng)變?yōu)? 071με。

圖8（a）為鋼筒各斷面上FBG傳感器的應(yīng)變在逐級加壓過程中的變化曲線。從圖8（a）可以看出，各斷面應(yīng)變的變化和分布規(guī)律基本一致。在內(nèi)壓1.86 MPa之前，鋼筒上的應(yīng)變隨壓力的增加而線性增加，并且應(yīng)變值都在471με內(nèi)，說明鋼筒在0～1.86 MPa內(nèi)壓作用下處于彈性變形階段。鋼筒靠近插口端0.75 m環(huán)向斷面在內(nèi)壓超過工作壓力0.6 MPa時，其應(yīng)變較鋼筒其它環(huán)形斷面增加得較快，這是由于插口的法蘭盤約束鋼筒造成局部區(qū)域鋼筒應(yīng)力集中所致。繼續(xù)加壓至1.86～2.25 MPa，鋼筒應(yīng)變速率增加。當(dāng)加壓至2.0 MPa時，鋼筒上各斷面應(yīng)變在1 043με～1 187με之間變化，鋼筒開始屈服，繼續(xù)加壓鋼筒發(fā)生塑性變形，加壓至2.25 MPa時，鋼筒最大應(yīng)變在插口端達到1 954με。

圖8（b）為布設(shè)于鋼筒環(huán)向3 m位置處的分布式光纖測試結(jié)果。從圖8（b）可以看出，鋼筒在0～2.25 MPa加壓過程不斷徑向膨脹，并在各級內(nèi)壓下應(yīng)變相對均勻。同時可以直觀地看出鋼筒變形呈現(xiàn)三級增長：（1）0～1.8 MPa為第一級，此過程中鋼筒平均應(yīng)變在400με之內(nèi)，鋼筒處于彈性階段；（2）1.8～1.9 MPa為第二級，此階段管芯混凝土發(fā)生開裂，鋼筒應(yīng)力發(fā)生突變，鋼筒急劇平均膨脹了480με，平均應(yīng)變約1 100με；（3）1.9～ 2.25 MPa為第三級，鋼筒與鋼筒外側(cè)管芯混凝土剝離，鋼筒應(yīng)力再次發(fā)生突變，最終2.25 MPa平均應(yīng)變約1 820με，而該處FBG應(yīng)變約1 811με，表明分布式光纖和FBG傳感器測量的結(jié)果一致，均反映出該階段鋼筒塑性變形狀態(tài)。

圖8 鋼筒加壓和卸壓過程中的應(yīng)變測試結(jié)果

圖9 鋼筒應(yīng)變與內(nèi)水壓力的變化關(guān)系

鋼筒應(yīng)變與內(nèi)力壓力變化關(guān)系如圖9所示。從圖9可以看出，靠近試驗管插口端部位的應(yīng)變在1.7 MPa時即發(fā)生突增。其他部位的應(yīng)變在內(nèi)壓超過1.8 MPa時，在375με～1 980με之間變化，大部分應(yīng)變已達到鋼筒的屈服應(yīng)變值1 071με。

5.2.4 預(yù)應(yīng)力鋼絲應(yīng)變變化規(guī)律 在PCCP試驗管的制造過程中，纏絲預(yù)應(yīng)力鋼絲時已經(jīng)施加0.7fsu的纏絲應(yīng)力并產(chǎn)生相應(yīng)的應(yīng)變，fsu為鋼絲的標準強度，大小為1 570 MPa。試驗過程中鋼絲初值為0，鋼絲的測試數(shù)據(jù)加上纏絲時的應(yīng)變才是實際大小。

鋼絲的纏絲應(yīng)力為0.7fsu，為1 099 MPa，屈服應(yīng)力為0.75fsu，為1 177.5 MPa，試驗之前鋼絲已經(jīng)產(chǎn)生的應(yīng)變?yōu)? 693με；試驗管鋼絲達到屈服時的應(yīng)變（理論值）為407με。

圖10為管體上7個橫斷面預(yù)應(yīng)力鋼絲在加壓和卸壓過程中應(yīng)變時程曲線，加壓過程分級加壓，每次加壓0.1 MPa，穩(wěn)壓5 min，最后加至2.25 MPa。由圖10可見，內(nèi)壓在0～1.8 MPa之間，預(yù)應(yīng)力鋼絲應(yīng)變變化為線性，鋼絲處于彈性階段；內(nèi)壓在1.8～1.9 MPa之間，管芯混凝土發(fā)生開裂，應(yīng)變變化速率突變，應(yīng)變在360με～1 780με之間，大部分超過407με，鋼絲達到屈服點，鋼絲進入屈服狀態(tài)；內(nèi)壓在1.9～2.25 MPa之間，鋼筒與鋼筒外側(cè)管芯混凝土剝離，鋼筒急劇向外擴，導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力鋼絲再次發(fā)生突變，3.5 m位置的應(yīng)變達到1 980με，與鋼筒的變形一致。

圖11為加壓過程中鋼絲應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線。由圖11可見，受承插口端約束影響，各橫斷面上鋼絲應(yīng)變存在差異性，靠近試驗管插口端部位的應(yīng)變在1.7 MPa時發(fā)生突增，其他部位差異性不明顯。在內(nèi)壓達到2.25 MPa時，各斷面對應(yīng)的應(yīng)變均已超過407με。這是因為插口和管腰部位混凝土先后開裂，內(nèi)壓完全由鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲承受所致。

預(yù)應(yīng)力鋼絲是PCCP最重要的受力結(jié)構(gòu)，它決定著PCCP的極限強度。當(dāng)鋼絲屈服時，即使減小內(nèi)水壓力，保護層裂縫也不會閉合，使預(yù)應(yīng)力鋼絲暴露在埋設(shè)土壤環(huán)境中，PCCP長期運行時，周圍環(huán)境因素造成鋼絲腐蝕影響PCCP管的耐久性。

圖10 預(yù)應(yīng)力鋼絲在加壓和卸壓過程的應(yīng)變時程曲線

圖11 預(yù)應(yīng)力鋼絲應(yīng)變與內(nèi)水壓力的關(guān)系

6 結(jié)論

通過深入分析試驗數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，試驗管內(nèi)水壓力在0～1.8 MPa時，管體受力均勻，各層結(jié)構(gòu)處于彈性階段，變形較協(xié)調(diào)一致，共同抵御內(nèi)水壓力； 內(nèi)水壓力大于1.8 MPa時，砂漿和管芯混凝土發(fā)生開裂，鋼筒內(nèi)側(cè)管芯混凝土開裂后通過鋼筒傳遞徑向應(yīng)力，內(nèi)水壓力由預(yù)應(yīng)力鋼絲承擔(dān)。鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲在加壓過程中的變形規(guī)律基本一致，屈服內(nèi)水壓力均為1.8 MPa。各層結(jié)構(gòu)具體變形過程如下：（1）保護層砂漿未受預(yù)壓應(yīng)力，加壓初始就受拉應(yīng)力，較管芯混凝土早出現(xiàn)微裂縫。當(dāng)內(nèi)水壓力超過1.8 MPa時，保護層應(yīng)變突增，砂漿和混凝土開裂。當(dāng)內(nèi)水壓力達到2.0 MPa時，砂漿各斷面應(yīng)變達到1 170με以上，砂漿上可見多處宏觀裂縫。（2）鋼筒內(nèi)側(cè)和外側(cè)管芯混凝土在內(nèi)水壓力達到1.8 MPa時開裂，內(nèi)側(cè)管芯混凝土的應(yīng)變不再發(fā)生變化，外側(cè)管芯混凝土超過1.8 MPa后應(yīng)變陡升，多個斷面應(yīng)變超過1 522.59με，管芯混凝土出現(xiàn)宏觀裂縫。（3）鋼筒在0～2.25 MPa加壓過程中不斷徑向膨脹，并在各級荷載下應(yīng)變相對均勻，變形呈現(xiàn)三級增長：①0～1.8 MPa為第一級，此過程中鋼筒平均應(yīng)變在400με之內(nèi)，鋼筒處于彈性階段；②1.8～2.0 MPa為第二級，此階段管芯混凝土發(fā)生開裂，鋼筒應(yīng)力會發(fā)生突變，平均膨脹了480με，平均應(yīng)變約1 100με，鋼筒進入屈服狀態(tài)。③2.0～2.25 MPa為第三級，鋼筒與鋼筒外側(cè)管芯混凝土剝離，再一次發(fā)生突變，鋼筒發(fā)生塑性變形。（4）預(yù)應(yīng)力鋼絲在加壓過程的變形規(guī)律與鋼筒基本一致，分為彈性階段、達到屈服點以及塑性變形三個變形階段。內(nèi)水壓力在0～1.8 MPa之間，預(yù)應(yīng)力鋼絲處于彈性階段；內(nèi)水壓力在1.8～1.9 MPa之間，應(yīng)變超過407με，鋼絲進入屈服狀態(tài)；內(nèi)水壓力在1.9～2.25 MPa之間，預(yù)應(yīng)力鋼絲再一次發(fā)生突變，應(yīng)變達到1 980με。

基于BOTDA原理的分布式光纖傳感技術(shù)及FBG傳感技術(shù)，不僅能精確的測試PCCP在抗裂內(nèi)壓作用下的受載響應(yīng)規(guī)律，而且分布式光纖獲得了PCCP結(jié)構(gòu)表面環(huán)向應(yīng)變的連續(xù)應(yīng)變分布情況，能夠定位并直觀地反應(yīng)被測斷面的變形規(guī)律。

［1］ANSI/AWWA C304-2014，Design of Prestressed Concrete Cylinder Pipe［S］.American National Standards Institute，American Water Works Association，2014.

［2］SL702-2015，預(yù)應(yīng)力鋼筒混凝土管道技術(shù)規(guī)范［S］.北京：中國水利水電出版社，2015.

［3］ROSS C W.Tests of prestressed concrete pipe containing a steel cylinder［J］.Journal Proceedings，1945，42（9）：37-48.

［4］SEAMAN F E.Tests of prestressed concrete cylinder pipe［J］.Jounal（Americam Water Works Association），1950，42（11）：1065-1082.

［5］KENNISON H F.Tests on prestressed concrete embedded cylinder pipe［J］.Journal of the Hydraulics Division，1960，86（9）：77-98.

［6］McCALL J T，VALENZIANO F P.Combined load tests on 108 inch prestressed concrete embedded cylinder pipe［C］//Proceedings of Symposia on Prestressed Concrete.Sidney，Australia.1961.

［7］TREMBLAY A W.Combined-load testing of prestressed concrete cylinder pipe［C］//Proceedings International Conference on Pipeline Design and Installation.ASCE，2015.

［8］ZARGHAMEE M S.Hydrostatic pressure testing of prestressed concrete cylinder pipe with broken wires［C］//Pipeline Engineering and Construction lntemational conference.2003.

［9］胡少偉，沈捷，劉曉鑫，等.超大口徑PCCP內(nèi)水壓承載能力試驗［J］.水利水電科技進展，2009，2（5）：9-12.

［10］胡少偉，沈捷，王東黎，等.超大口徑預(yù)存裂縫的預(yù)應(yīng)力鋼筒混凝土管結(jié)構(gòu)分析與試驗研究［J］.水利學(xué)報，2010，41（7）：876-882.

［11］竇鐵生，王榮魯，王東黎，等.預(yù)應(yīng)力鋼筒混凝土管彎矩重分布問題的探討［J］.水利學(xué)報，2011，42（1）：113-119.

［12］竇鐵生，燕家琪.預(yù)應(yīng)力鋼筒混凝土管的破壞模式及原因分析［J］.混凝土與水泥制品，2014（1）：29-33.

［13］趙曉露，竇鐵生，燕家琪.管芯外側(cè)帶有縱向裂縫PCCP體承載力的試驗研究［J］.混凝土與水泥制品，2012（12）：37-40.

［14］竇鐵生，胡赫.PCCP斷絲數(shù)量對內(nèi)壓承載力的影響［J］.混凝土與水泥制品，2015（7）：35-37.

［15］GB/T19685-2005，預(yù)應(yīng)力鋼筒混凝土管［S］.北京：中國標準出版社，2005.

［16］GOPALARATNAM V S，SHAH S P.Post-cracking response of concrete［J］.ACI.Structural Journal，1985，82（3）：310-323.