何春良，閆雪峰，馬保松，趙 偉，趙雅宏，向維剛

原位熱塑成型內(nèi)襯跨越圓形孔洞承壓特性研究

何春良1, 2，閆雪峰3，馬保松1, 2，趙 偉4，趙雅宏3，向維剛3

(1. 中山大學土木工程學院，廣州 510275；2. 南方海洋科學與工程廣東省實驗室(珠海)，珠海 519082；3. 中國地質(zhì)大學(武漢)工程學院，武漢 430074；4. 安越環(huán)境科技股份有限公司，廈門 361001)

隨著使用年限的增加，埋地給水管道老化、腐蝕、破損等問題日益嚴重，一方面降低了管道的供水能力，同時也造成水質(zhì)二次污染. 原位熱塑成型(formed-in-place pipe，F(xiàn)IPP)內(nèi)襯修復技術(shù)以其獨特的優(yōu)勢開始大范圍應(yīng)用于給水管道修復，如與原管道緊密貼合，可修復帶轉(zhuǎn)角、非圓形管道等. 既有管道上的孔洞缺陷是影響修復后管道-內(nèi)襯系統(tǒng)極限承載能力的主要因素之一. 通過室內(nèi)實驗和數(shù)值模擬研究了孔洞直徑對修復后的管道-內(nèi)襯系統(tǒng)的極限承載能力的影響規(guī)律，結(jié)果表明：既有管道的孔洞缺陷是決定FIPP內(nèi)襯設(shè)計的主要因素，內(nèi)襯設(shè)計時應(yīng)著重考慮．采用FIPP內(nèi)襯修復給水管道，原管道孔徑比為1時修復后的極限承壓能力仍大于1.5MPa，表明FIPP內(nèi)襯用于給水管道修復的可靠性；內(nèi)壓作用下，孔洞位置FIPP內(nèi)襯主要是由環(huán)向拉應(yīng)力作用導致其軸向破裂失效，以關(guān)鍵位置的環(huán)向應(yīng)力變化曲線作為加載路徑并采用ASTM F2207 的最大應(yīng)力準則預測FIPP內(nèi)襯的失效壓力是可行的. 采用ASTM F1216和CJJ/T 244的方法進行FIPP內(nèi)襯壁厚設(shè)計偏于安全，更有利于保障修復后結(jié)構(gòu)的長期穩(wěn)定. 管壁的孔洞直徑與修復后結(jié)構(gòu)的失效壓力呈冪函數(shù)關(guān)系，當孔洞直徑≥0.5倍管道直徑時，應(yīng)采用較大的安全系數(shù)進行設(shè)計，研究結(jié)果可為FIPP內(nèi)襯管道的修復設(shè)計和技術(shù)的大規(guī)模應(yīng)用提供數(shù)據(jù)支撐.

給水管道；孔洞；原位熱塑成型內(nèi)襯；非開挖修復；失效壓力；有限元

截至2019年底，我國市政給水管網(wǎng)總長度達92.01×104km．其中，1990年以前、1991—2000年、2001—2010年建設(shè)的給水管道長度分別占管道里程總量的14.56%、13.15%和30.98%[1-2]．早期鋪設(shè)的給水管道水壓偏低(0.2MPa)，多采用灰口鑄鐵管道．到20世紀80年代以后，水壓提高到0.3～0.6MPa，開始大量使用鋼管、預應(yīng)力鋼筋混凝土管、球墨鑄鐵管、化學管道等[3]．但由于管材質(zhì)量、施工水平等因素影響，我國供水管網(wǎng)健康狀況較差、缺陷多發(fā)，導致其平均漏損率超過16.2%，最高達50%以上，遠超發(fā)達國家的3%～7%，每年造成巨大的水資源浪費和經(jīng)濟損失[1]．

腐蝕是金屬管道主要的缺陷類型，表現(xiàn)為生銹、坑蝕、穿孔、結(jié)瘤、開裂和脆化等．邵翌[3]將埋地管道失效分為結(jié)構(gòu)失效、水力失效和水質(zhì)失效3個方面，認為金屬管道抗力衰退的主要原因是土壤腐蝕管壁，引起局部腐蝕坑和應(yīng)力集中．張立秋等[4]通過對南方某市2002—2004年爆管次數(shù)統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，鋼管、灰口鑄鐵管、球墨鑄鐵管分別占爆管次數(shù)的48%、28%、4%，主要由水中余氯作用引起內(nèi)部腐蝕和土壤環(huán)境中電腐蝕影響引起．周方勤[5]根據(jù)管道腐蝕位置不同將其分為內(nèi)壁腐蝕和外表面腐蝕，其中外部腐蝕占腐蝕總量的83%以上．余建星等[6]和樊志遠等[7]分析了管壁內(nèi)腐蝕和外部點蝕對管道屈曲性能的影響．金屬管道腐蝕缺陷按照發(fā)生機理可分為物理腐蝕、化學腐蝕、電化學腐蝕，按照腐蝕形態(tài)又可分為全面腐蝕、局部腐蝕和應(yīng)力腐蝕．據(jù)統(tǒng)計，80%的金屬供水管腐蝕均為局部腐蝕[8]．ASTM G46[9]對局部腐蝕的常見形態(tài)進行了總結(jié)，主要包括橢圓形、垂直形、楔形等不規(guī)則形狀．文獻[10-12]的研究指出了埋地管道失效的幾種形式，主要分為環(huán)向破裂、縱向破裂、接頭破壞和管壁出現(xiàn)孔洞．

供水管道的初始缺陷量化特征是決定非開挖修復內(nèi)襯管道設(shè)計的主要因素之一．Allouche等[13]對6種影響供水管道內(nèi)襯的主管道缺陷進行了總結(jié)，對腐蝕孔洞缺陷的管道形式進行了實驗研究，結(jié)果表明孔洞的存在大幅降低了CIPP內(nèi)襯的內(nèi)壓承載力．Brown等[14]利用ABAQUS有限元軟件對壓力管道內(nèi)襯的破裂失效情況進行研究，分析了孔洞缺陷處CIPP內(nèi)襯的應(yīng)力與內(nèi)壓的關(guān)系，使用ASTM F2207[15]的破壞準則較準確地預測了CIPP內(nèi)襯的失效壓力．而后的研究中考慮了CIPP內(nèi)襯的各向異性以及內(nèi)襯與主管道摩擦系數(shù)的影響．通過數(shù)值模擬得到不同孔徑尺寸下內(nèi)襯的失效壓力[16]．但在模擬中將主管道假設(shè)為剛體，與實際埋地管道有一定差異．Shou等[17]研究了不同內(nèi)壓和表面加載條件下埋地管道圓形腐蝕孔洞部位的力學響應(yīng)規(guī)律，并采用數(shù)值模擬分析了CIPP內(nèi)襯對存在腐蝕孔洞的主管道的修復效果，結(jié)果表明CIPP內(nèi)襯可以明顯降低孔洞位置主管道的應(yīng)力集中和變形，減少爆管事故的發(fā)生．Guan 等[18]通過實驗和數(shù)值模擬建立了孔洞的尺寸和幾何形狀與內(nèi)襯管失效壓力之間的關(guān)系，結(jié)果表明ASTM F2207 的失效壓力解析解與數(shù)值模擬得到的壓力比較接近．

壓力管道內(nèi)襯主要設(shè)計用來承受內(nèi)壓，主管道上的裂縫和孔洞等缺陷是內(nèi)襯壁厚設(shè)計需重點考慮的因素．ASTM F2207 中有對原位固化法內(nèi)襯修復燃氣管道失效準則的判斷方法，CJJ/T 244—2016[19]、ASTM F1216[20]標準中基于圓形孔洞缺陷尺寸，提出了壓力管道內(nèi)襯的設(shè)計方法．國內(nèi)外學者對CIPP、HDPE、高性能水泥砂漿、不銹鋼等內(nèi)襯材料的修復效果進行了廣泛研究，但對于FIPP這種新型內(nèi)襯的設(shè)計理論和修復后結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，缺少實驗研究和理論分析．

本文主要通過內(nèi)壓加載實驗，確定FIPP內(nèi)襯跨越腐蝕孔洞或管道支管位置的力學響應(yīng)機理．建立主管道-FIPP內(nèi)襯系統(tǒng)的三維有限元模型，研究孔洞直徑與FIPP內(nèi)襯失效壓力的關(guān)系，為FIPP修復技術(shù)在給水管道中的發(fā)展應(yīng)用和設(shè)計提供參考．

1 FIPP內(nèi)襯管道內(nèi)壓承載性能實驗研究

1.1 實驗簡介

本實驗用到的設(shè)備主要有壓力泵、應(yīng)變數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、壓力傳感器、高速工業(yè)相機等，實驗材料主要為鋼管和FIPP內(nèi)襯管．在鋼管上采用切割開孔的方式模擬埋地管道腐蝕穿孔、支管位置的圓形孔洞缺陷．FIPP內(nèi)襯材料由漳州安越新材料科技有限公司提供．

主管道內(nèi)壁清洗干凈后，將FIPP內(nèi)襯管道通過熱塑成型的方法進行安裝．內(nèi)襯成型后，對FIPP內(nèi)襯管道端頭進行處理．管道兩端FIPP內(nèi)襯端口預留約10cm長度，加熱變軟后采用專用操作工具做“翻邊處理”[21]．端口翻邊處理后的內(nèi)襯與鋼管法蘭緊密貼合，然后用橡膠圈和法蘭盤密封固定．實驗的加壓設(shè)備使用自來水作為加壓介質(zhì)，最大可提供10MPa壓力．內(nèi)壓加載采用連續(xù)均勻加載的方式持續(xù)供水，保證壓力可以線性穩(wěn)定上升，一直加載到內(nèi)襯破壞．實驗采用NI應(yīng)變監(jiān)測系統(tǒng)采集孔洞處FIPP內(nèi)襯在壓力變化過程中的應(yīng)變數(shù)據(jù)，在管道端部安裝高頻壓力傳感器(量程0～5MPa)持續(xù)監(jiān)測實驗過程中內(nèi)部壓力的大?。趦?nèi)襯表面布置標記塊，選擇粒子圖像測速技術(shù)(PIV)得到內(nèi)襯的變形情況．主管道-FIPP內(nèi)襯結(jié)構(gòu)耐內(nèi)壓實驗裝置如圖1所示．

圖1 耐內(nèi)壓實驗裝置示意

主管道選擇壁厚10mm的DN300無縫鋼管，圓形孔洞直徑為300mm，鋼管與內(nèi)襯管道的規(guī)格參數(shù)如表1所示．

表1 主管道和FIPP內(nèi)襯材料參數(shù)

1.2 實驗結(jié)果與分析

實驗過程中壓力曲線和內(nèi)襯的變形情況如圖2所示．開始加壓280s后，內(nèi)部壓力約1.1MPa，內(nèi)襯開始出現(xiàn)彎曲變形(圖2曲線點)．隨著壓力的增加，內(nèi)襯變形區(qū)域沿中心點附近逐漸向孔洞邊緣擴大，中心點豎向位移也隨之增加．內(nèi)壓繼續(xù)增大至1.51MPa時，內(nèi)襯中心點的豎向位移達到38mm，在內(nèi)襯中心點附近出現(xiàn)長度約9mm的軸向破裂(如圖3(b)所示)．

在內(nèi)壓作用下，孔洞處FIPP內(nèi)襯產(chǎn)生較大的韌性變形．內(nèi)襯表面自點開始出現(xiàn)白色區(qū)域，F(xiàn)IPP內(nèi)襯在段近似處于彈性變形階段，點對應(yīng)的壓力可近似作為內(nèi)襯的屈服壓力．隨著壓力上升，孔洞位置的FIPP內(nèi)襯先后出現(xiàn)局部塑性變形(點)、整體塑性變形(點)．進入塑性階段，承壓能力急劇降低，曲線表現(xiàn)為趨于平緩()，直至達到內(nèi)襯材料強度極限發(fā)生破裂(點)．在段，內(nèi)襯中心點變形量迅速增大，點所代表的壓力為FIPP內(nèi)襯管道所能承受的極限內(nèi)壓．

圖2 系統(tǒng)內(nèi)壓變化曲線

實驗的應(yīng)變-壓力曲線如圖4所示(H代表管道的環(huán)向，Z代表管道的軸向)．可以看出，監(jiān)測點的環(huán)向應(yīng)變均為正值，即內(nèi)襯外表面環(huán)向受拉．FIPP內(nèi)襯是各向同性、均勻分布的彈塑性材料，在內(nèi)壓作用下表現(xiàn)為各向受拉狀態(tài)，破裂前會出現(xiàn)明顯的球形膨脹．在內(nèi)襯未出現(xiàn)塑性變形前，軸向應(yīng)變遠小于環(huán)向應(yīng)變，且中心點的環(huán)向應(yīng)變H9遠大于其他監(jiān)測點的應(yīng)變．壓力小于1.4MPa時，各監(jiān)測點的環(huán)向或軸向應(yīng)變差異較小，呈線性變化．孔洞位置內(nèi)襯達到整體屈服后，應(yīng)變曲線在不同壓力下出現(xiàn)上升拐點，然后迅速增大．由于實驗過程中壓力增量比較小，隨著變形的逐漸增大，孔洞處內(nèi)襯首先在最高應(yīng)力區(qū)域出現(xiàn)屈服，即中心點9附近，內(nèi)襯外表面顏色發(fā)生改變并產(chǎn)生輕微變形．隨著壓力的上升，累積塑性應(yīng)變超出材料的斷裂應(yīng)變，發(fā)生破裂．此處的斷裂應(yīng)變小于單軸拉伸測試得到的最大應(yīng)變，這是由于單軸實驗僅考慮一個方向的拉力作用，而孔洞位置的FIPP內(nèi)襯承受了雙軸的拉伸和彎曲作用，環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力的共同作用可能會使內(nèi)襯材料在達到極限抗拉強度之前即發(fā)生破裂[16]．

圖3 實驗前后FIPP內(nèi)襯對比

圖4 孔洞位置FIPP內(nèi)襯的應(yīng)變-壓力曲線

本實驗中由于FIPP內(nèi)襯凸起變形過大，應(yīng)變片粘貼牢固，導致部分應(yīng)變片過早出現(xiàn)破壞失效，且應(yīng)變片監(jiān)測范圍有限，使應(yīng)變監(jiān)測數(shù)據(jù)不完整．理論上應(yīng)變數(shù)值會繼續(xù)增加至接近材料的最大真實應(yīng)變，尤其是中心點環(huán)向應(yīng)變H9．應(yīng)變與壓力的關(guān)系在數(shù)值模擬部分詳細說明．

2 三維有限元數(shù)值模擬分析

2.1 三維有限元模型

孔洞處FIPP內(nèi)襯在內(nèi)壓作用下出現(xiàn)彎曲變形的過程中，結(jié)構(gòu)應(yīng)力往往早已達到或超過塑性極限，這一過程既包含幾何非線性效應(yīng)，又包含物理非線性效應(yīng)，研究內(nèi)襯的應(yīng)力分布規(guī)律比較復雜，采用有限元方法可以很好地解決這一問題．FIPP內(nèi)襯材料的本構(gòu)關(guān)系通過拉伸實驗獲得，名義和真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖5所示．

由于實驗中FIPP內(nèi)襯的破裂形狀并非完全對稱，為更準確獲得FIPP內(nèi)襯的實際受力狀態(tài)，采用實驗中主管道和FIPP內(nèi)襯的實際尺寸，建立主管道-內(nèi)襯管道的三維有限元模型，如圖6所示．

圖5 FIPP內(nèi)襯的名義和真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖6 主管道-FIPP內(nèi)襯結(jié)構(gòu)的三維有限元模型

2.2 數(shù)值模擬基本假設(shè)

為簡化模型，提高計算效率，在ABAQUS數(shù)值模擬中做出了以下假設(shè)：

(1) 將FIPP內(nèi)襯材料假定為完全各向同性、厚度均勻的材料；

(2) 由于實驗中主管道彈性模量遠大于FIPP內(nèi)襯的彈性模量，相對于FIPP內(nèi)襯其變形可忽略不計，因此不考慮鋼管發(fā)生的微小變形；

(3) 管道中水體自重對實驗結(jié)果影響很小，數(shù)值模擬中不考慮管內(nèi)水自重影響．

2.3 邊界條件和接觸屬性

數(shù)值模擬中主管道和內(nèi)襯的單元類型及邊界條件定義為：FIPP內(nèi)襯和主管道的單元類型都選擇C3D8R．為保障模擬精度，在厚度方向上FIPP內(nèi)襯的單元數(shù)量≥4個，孔洞處內(nèi)襯單元尺寸＜1倍壁厚.

實驗中FIPP內(nèi)襯兩端均完全密封固定，三維有限元模型的邊界條件為：管道和內(nèi)襯兩端施加約束，限制各個方向的位移和轉(zhuǎn)動．

鋼管與FIPP內(nèi)襯的接觸面設(shè)置摩擦接觸，以模擬各自間相互作用．切向采用“罰”接觸，法向采用“硬”接觸．管道內(nèi)表面設(shè)置為主面，內(nèi)襯外表面設(shè)置為從面．由于FIPP內(nèi)襯在加熱加壓膨脹后，會與原管道超緊密貼合，為更準確定義兩者的關(guān)系，采用直剪儀進行室內(nèi)摩擦實驗，實驗得到內(nèi)襯與鋼管之間的靜摩擦系數(shù)為0.30～0.45，模型中取0.40．

內(nèi)壓均布加載在FIPP內(nèi)襯內(nèi)壁，通過設(shè)置平滑分析步幅值曲線，逼近實際實驗過程中的逐步加載狀態(tài)，并可改善FIPP內(nèi)襯塑性大變形收斂性問題．通過設(shè)置單元刪除的方式，判斷FIPP內(nèi)襯管的斷裂失效，并通過單元的應(yīng)力路徑對失效壓力進行詳細分析．由于鋼管相對于FIPP內(nèi)襯剛度較大，數(shù)值模擬中可暫不考慮加壓過程中鋼管的塑性變形．

2.4 結(jié)果分析

數(shù)值模擬中內(nèi)襯的最終破壞模式與實驗結(jié)果相同，也是沿軸向開裂．數(shù)值模擬得到內(nèi)襯的失效壓力為1.69MPa，大于內(nèi)壓實驗的1.51MPa．試驗中內(nèi)襯采用熱塑成型的方式進行安裝，由于孔洞位置失去了外部管壁的約束作用，在加熱加壓膨脹的過程中，孔洞位置的內(nèi)襯存在約11mm的凸起變形，壁厚較其他位置有所減小．因此，實驗中孔洞位置的FIPP內(nèi)襯更容易出現(xiàn)彎曲變形，實驗得到的失效壓力小于數(shù)值模擬值．數(shù)值模擬和實驗中內(nèi)襯中心點的豎向位移曲線和最終的變形狀態(tài)如圖7所示，模擬得到內(nèi)襯中心點的豎向位移為34.94mm，相對于實驗減小了8.05%．數(shù)值模擬中FIPP內(nèi)襯的破壞狀態(tài)和中心點豎向位移的變化路徑可以初步表明有限元模型的準確性．

主管道-FIPP內(nèi)襯系統(tǒng)為軸對稱結(jié)構(gòu)，數(shù)值模擬對內(nèi)襯表面邊緣的、點以及中心區(qū)域的、4個點的應(yīng)變和應(yīng)力進行分析，4點的應(yīng)變、應(yīng)力與壓力的關(guān)系曲線如圖8所示．由于圓形孔洞直徑已達到300mm，主管道對內(nèi)襯上表面的約束作用可忽略不計．數(shù)值模擬中，首先出現(xiàn)破裂的位置在點右側(cè)的點，但破壞形狀仍是軸向開裂．等效塑性應(yīng)變在1.51MPa時出現(xiàn)大于0的值，材料自此開始出現(xiàn)屈服．、、、4點的應(yīng)變和應(yīng)力在0～1.51MPa范圍內(nèi)近似為線性變化，此時內(nèi)襯中心點的豎向位移小于5mm．壓力大于1.51MPa后，中心點的應(yīng)變、應(yīng)力和豎向位移開始急劇增長．由于內(nèi)襯出現(xiàn)較大的塑性變形，應(yīng)力和壓力的關(guān)系曲線出現(xiàn)上下波動．從圖8(b)可以看出，4點的軸向和環(huán)向應(yīng)力均為正值，且環(huán)向應(yīng)力始終大于軸向應(yīng)力，表明孔洞位置的FIPP內(nèi)襯承受雙軸拉伸作用．和點的環(huán)向應(yīng)變和應(yīng)力遠大于其他位置的應(yīng)變和應(yīng)力．因此，內(nèi)襯表面的最大應(yīng)力區(qū)域位于中心點附近，且環(huán)向應(yīng)力決定了內(nèi)襯最終的失效壓力．根據(jù)圖4和圖8(a)中FIPP內(nèi)襯表面的內(nèi)壓-應(yīng)變變化曲線可以看出，雖然實驗過程中由于應(yīng)變片的量程限制未能完整監(jiān)測應(yīng)變的變化過程，但二者的變化趨勢近似一致，可證明有限元模型的準確性．

圖7 實驗和數(shù)值模擬中FIPP內(nèi)襯中心點豎向位移

圖8 FIPP內(nèi)襯表面應(yīng)變和應(yīng)力與內(nèi)壓的關(guān)系曲線

數(shù)值模擬中將FIPP內(nèi)襯視為各向同性、均勻分布的彈塑性材料，環(huán)向和軸向的極限抗拉強度相同，預測內(nèi)襯的失效壓力時采用ASTM F2207中的最大應(yīng)力準則即可(式(1))．最大應(yīng)力準則即要求環(huán)向和軸向的最大荷載均小于對應(yīng)的極限荷載，超過此值即發(fā)生破壞．

Brown等[14]對CIPP內(nèi)襯的失效壓力進行預測時，將單位寬度的極限荷載轉(zhuǎn)換為內(nèi)襯材料的極限抗拉強度，較準確地預測了內(nèi)襯的失效壓力．據(jù)此將內(nèi)襯表面最大的環(huán)向應(yīng)力加載路徑繪制在圖9中，判斷得到內(nèi)襯的失效壓力為1.66MPa，該值小于數(shù)值模擬直接得到的失效壓力，偏于安全，表明采用最大應(yīng)力準則預測FIPP內(nèi)襯的失效壓力是可行的．由于實驗中FIPP內(nèi)襯安裝存在一定誤差，導致失效壓力比實際狀態(tài)下略有降低，因此實驗得到的內(nèi)襯失效壓力較數(shù)值模擬結(jié)果和規(guī)范預測值偏?。?/p>

圖9 FIPP內(nèi)襯表面最大應(yīng)力加載路徑

實驗和數(shù)值模擬中，圓形孔洞直徑為300mm，應(yīng)當采用ASTM F1216中的式(X1.7)(式(2))[20]設(shè)計內(nèi)襯的壁厚，其計算式為

根據(jù)式(2)計算得到當安全系數(shù)為1、壁厚是4.82mm時，F(xiàn)IPP內(nèi)襯最大設(shè)計壓力為0.55MPa．即標準中視為0.55MPa是該條件下內(nèi)襯可承擔的最大設(shè)計壓力．標準CJJ/T244—2016關(guān)于給水管道的內(nèi)襯壁厚設(shè)計給出了相似的計算方法，按照實驗條件下的主管道進行內(nèi)襯壁厚設(shè)計時得到最小壁厚為4.39mm，實驗中采用內(nèi)襯4.82mm明顯可滿足要求．按照標準中壁厚校核公式(6.2.2-7)(式(3))[19]對此時的壓力進行計算，得到壓力為0.40MPa．

實驗結(jié)果顯示，F(xiàn)IPP內(nèi)襯表面在1.1MPa左右開始出現(xiàn)彎曲變形．數(shù)值模擬中，根據(jù)等效塑性應(yīng)變大于0判斷，內(nèi)襯材料自1.51MPa開始出現(xiàn)屈服，說明將ASTM F1216關(guān)于原位固化法壓力內(nèi)襯的設(shè)計方法和CJJ/T244—2016關(guān)于給水管道內(nèi)襯的壁厚計算方法用于FIPP內(nèi)襯設(shè)計時偏于安全．由于埋地管道的腐蝕孔洞多為不規(guī)則形狀，對內(nèi)襯的承壓能力有一定影響．為了保證修復后結(jié)構(gòu)的長期安全運行，可采用上述標準中的設(shè)計理論對FIPP內(nèi)襯進行保守 設(shè)計．

3 不同孔洞直徑對失效壓力的影響

實驗部分僅對直徑為300mm孔洞條件下的FIPP內(nèi)襯進行了測試，為進一步得到孔洞直徑對FIPP內(nèi)襯的影響，選擇不同直徑孔洞的管道進行建模分析，F(xiàn)IPP內(nèi)襯的壁厚選擇廠商推薦的5mm．孔洞直徑分別為40mm、60mm、70mm、100mm、150mm、200mm、250mm和300mm．根據(jù)ASTM F1216標準判斷得此條件下主管道的臨界孔徑是71.46mm．

數(shù)值模擬結(jié)果顯示，無論孔洞的尺寸是否大于71.46mm，內(nèi)襯的破壞模式均是在孔洞中心區(qū)域沿軸向開裂．ASTM F1216中，當孔徑比/小于71.46mm時，將孔洞位置的內(nèi)襯假設(shè)為邊緣固定的圓形平板，據(jù)此得出內(nèi)襯的壁厚與彎曲強度的關(guān)系．根據(jù)薄板小撓度理論，最大撓度和彎曲位于平板中心，最大應(yīng)力在板的邊緣位置[22]．在數(shù)值模擬中雖然并未考慮孔徑小于71.46mm時邊緣位置內(nèi)襯的擠壓破壞，F(xiàn)IPP內(nèi)襯的破壞主要是由于中心區(qū)域出現(xiàn)較大變形、承受雙軸拉伸和彎曲作用所致，邊緣位置擠壓失效近似與孔洞中心破壞同時出現(xiàn)．

ASTM F2207 最大應(yīng)力失效準則用于預測FIPP內(nèi)襯的失效壓力已被驗證是可行的，根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果繪制孔洞位置FIPP內(nèi)襯表面單元的最大應(yīng)力加載路徑，如圖10所示．根據(jù)圖10推測得到孔洞直徑與失效壓力b的關(guān)系，如圖11所示，可用于預測不同直徑圓形孔洞時FIPP內(nèi)襯的失效壓力．可以看出，/越大，F(xiàn)IPP內(nèi)襯管道的失效壓力越?。?/p>

圖10 不同孔洞直徑時FIPP內(nèi)襯表面最大應(yīng)力加載路徑

修復后的主管道-內(nèi)襯系統(tǒng)應(yīng)當能夠承受內(nèi)部壓力和水錘的共同作用．根據(jù)數(shù)值模擬計算結(jié)果，可得到孔洞處內(nèi)襯的環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力與內(nèi)壓的關(guān)系．我國市政供水管道常用運行壓力為0.3MPa，考慮到水錘效應(yīng)等情況，研究在正常非開挖修復設(shè)計壓力0.45MPa、過載運行壓力0.7MPa和0.9MPa作用時內(nèi)襯表面最大環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力隨著孔徑的變化規(guī)律，如圖12所示．在可能出現(xiàn)的最大運行壓力下，無論是實驗中壁厚為4.82mm的內(nèi)襯(圖8)，或是數(shù)值模擬分析中的5mm厚度內(nèi)襯，孔洞位置FIPP內(nèi)襯的最大應(yīng)力均小于材料的屈服強度，表明FIPP內(nèi)襯用于修復帶孔洞缺陷的給水管道是可行的．

由圖12可知，內(nèi)襯表面的最大環(huán)向應(yīng)力始終大于最大軸向應(yīng)力，且最大環(huán)向應(yīng)力均出現(xiàn)在孔洞尺寸近似為0.5倍管道直徑時．孔洞尺寸大于0.5倍管道直徑后，最大環(huán)向應(yīng)力雖有下降，但根據(jù)圖11中失效壓力與孔洞直徑的關(guān)系，失效壓力隨孔洞直徑增大逐漸降低．因此在實際工程中內(nèi)襯設(shè)計時，當≥0.5倍管道直徑，應(yīng)當考慮較高的安全系數(shù)．

圖11 孔洞直徑與FIPP內(nèi)襯失效壓力關(guān)系曲線

圖12 不同內(nèi)壓時FIPP內(nèi)襯表面最大應(yīng)力與孔洞直徑的關(guān)系曲線

4 結(jié) 論

通過室內(nèi)實驗與數(shù)值模擬的方法對主管道存在孔洞時FIPP內(nèi)襯表面的力學行為進行分析，主要得出以下結(jié)論．

(1) 內(nèi)壓加載實驗表明FIPP內(nèi)襯的破壞形式為韌性破壞，破裂前內(nèi)襯會出現(xiàn)明顯的塑性變形．內(nèi)襯的軸向破裂主要由中心區(qū)域環(huán)向拉應(yīng)力引起，材料的抗拉強度應(yīng)作為壁厚設(shè)計的關(guān)鍵指標．即使管壁上孔洞直徑接近1倍管徑，修復后結(jié)構(gòu)仍可承受1.51MPa的壓力．

(2) 數(shù)值模擬結(jié)果表明，F(xiàn)IPP內(nèi)襯的最大應(yīng)力區(qū)域位于中心點附近，雙軸應(yīng)力作用導致內(nèi)襯在達到極限抗拉強度前即出現(xiàn)破壞．內(nèi)襯未出現(xiàn)屈服前，應(yīng)變、應(yīng)力均隨壓力近似線性變化．達到屈服強度后，中心點的環(huán)向應(yīng)變和應(yīng)力最大，驗證了內(nèi)襯的軸向破裂模式．

(3) 由實驗和數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，根據(jù)ASTM F1216和CJJ/T 244—2016計算的FIPP內(nèi)襯壁厚偏于安全，可以用于FIPP內(nèi)襯這種新型材料的修復設(shè)計．

(4) 由不同直徑孔洞的數(shù)值模擬可以看出，如果不考慮孔洞邊緣位置FIPP內(nèi)襯的擠壓破壞，無論圓形孔洞尺寸是否大于臨界孔徑，內(nèi)襯表面的最大應(yīng)力加載路徑均位于中心位置．孔洞的存在顯著降低了修復后結(jié)構(gòu)的耐內(nèi)壓能力．/值越大，內(nèi)襯管道越容易出現(xiàn)破壞．

(5) 在極限運行壓力0.9MPa作用下，F(xiàn)IPP內(nèi)襯表面最大環(huán)向應(yīng)力始終大于軸向應(yīng)力，但內(nèi)襯的最大應(yīng)力均未達到材料的屈服強度，表明FIPP內(nèi)襯用于給水管道修復是安全可靠的．當原管道孔洞直徑≥0.5倍管道直徑時，內(nèi)襯修復設(shè)計應(yīng)采用稍大的安全系數(shù)．

實驗僅對既有管道存在圓形孔洞缺陷這一種情況進行了研究，實際埋地管道的腐蝕孔洞多為不規(guī)則形狀，應(yīng)力集中現(xiàn)象可能會使失效壓力降低．因此，孔洞的分布方向、形狀、尺寸對失效壓力影響需待進一步研究．

［1］ Ma Baosong，Zhou Wei. China’s municipal pipelines：Today and tomorrow[C]// Pipelines 2013. Texas，USA，2013.

［2］ 中華人民共和國國家統(tǒng)計局. 城市概況年度數(shù)據(jù)[DB/OL]. http://data.stats.gov.cn/index.htm，2019-01-01.

National Bureau of Statistics of the People’s Republic of China. Annual Data of City Profile[DB/OL]. http://data. stats.gov.cn/index.htm，2019-01-01(in Chinese).

［3］ 邵 翌. 埋地管道的失效機理及其可靠性研究[D]. 杭州：浙江大學，2008.

Shao Yi. Study on the Failure Mechanism and Reliability Evaluation of Buried Pipelines[D]. Hangzhou：Zhejiang University，2008(in Chinese).

［4］ 張立秋，張朝升，李淑更. 市政給水管道爆管原因與對策研究[J]. 廣州大學學報(自然科學版)，2009，8(2)：72-76.

Zhang Liqiu，Zhang Chaosheng，Li Shugeng. Causes and countermeasures of the burst of municipal pipeline for water supply[J]. Journal of Guangzhou University(Natural Science Edition)，2009，8(2)：72-76(in Chinese).

［5］ 周方勤. 在役輸氣管道腐蝕剩余壽命預測技術(shù)研究[D]. 成都：西南石油大學，2006.

Zhou Fangqin. Study on Prediction Technology for Residual Lifetime of Corroded Gas Pipeline in Service[D]. Chengdu：Southwest Petroleum University，2006(in Chinese).

［6］ 余建星，金成行，余 楊，等. 含內(nèi)部隨機點蝕的2D圓環(huán)管道模型屈曲研究[J]. 天津大學學報(自然科學與工程技術(shù)版)，2019，52(12)：1219-1226.

Yu Jianxing，Jin Chenghang，Yu Yang，et al. Plastic collapse capacity of 2D ring with internal random pitting corrosion defects[J]. Journal of Tianjin University(Science and Technology)，2019，52(12)：1219-1226(in Chinese).

［7］ 樊志遠，余建星，余 楊，等. 深海管道外部點腐蝕缺陷對其屈曲性能的影響[J]. 天津大學學報(自然科學與工程技術(shù)版)，2019，52(7)：770-778.

Fan Zhiyuan，Yu Jianxing，Yu Yang，et al. Effect of external pitting corrosion defects on the buckling performance of deep-sea pipelines[J]. Journal of Tianjin University(Science and Technology)，2019，52(7)：770-778(in Chinese).

［8］ 宋岢岢. 壓力管道設(shè)計及工程實例[M]. 北京：化學工業(yè)出版社，2007.

Song Keke. Pressure Piping Design and Engineering Examples[M]. Beijing：Chemical Industry Press，2007(in Chinese).

［9］ ASTM G46-94 Standard Guide for Examination and Evaluation of Pitting Corrosion[S]. PA，USA：ASTM International，2005.

［10］ Rajani B，Zhan C，Kuraoka S. Pipe soil interaction analysis of jointed water mains[J]. Canadian Geotechnical Journal，1996，33(3)：393-404.

［11］ Makar J M，Desnoyers R，McDonald S E. Failure modes and mechanisms in gray cast iron pipe[C]// Inter-national Conference on Underground Infrastructure Research. Kitchener，Canada，2001：303-312.

［12］ Smith L A，F(xiàn)ields K A，Chen A S C，et al. Options for leak and break detection and repair of drinking water systems[J]. Battelle Press，2000，180：180.

［13］ Allouche E N，Bainbridge K，Moore I D. Laboratory examination of a cured in place pressure pipe liner for potable water distribution system[C]// North American Society for Trenchless Technology(NASTT)No-Dig 2005. USA，2005：1-12.

［14］ Brown M J P，Moore I D，F(xiàn)am A. Performance of a cured-in-place pressure pipe liner passing through a pipe section without structural integrity[J]. Tunnelling and Underground Space Technology，2014，42：87-95.

［15］ ASTM F2207 Standard Specification for Cured-in-Place Pipe Lining System for Rehabilitation of Metallic Gas Pipe[S]. PA，USA：ASTM International，2006.

［16］ Brown M J P，Moore I D，F(xiàn)am A. Analysis of a cured-in-place pressure pipe liner spanning circular voids[J]. Tunnelling and Underground Space Technology，2020，101：103424.

［17］ Shou K J，Chen B C. Numerical analysis of the mechanical behaviors of pressurized underground pipelines rehabilitated by cured-in-place-pipe method[J]. Tunnelling and Underground Space Technology，2018，71：544-554.

［18］ Guan S，Allouche E N，Baumert M E，et al. Numerical & experimental examination of the long-term per-formance of a CIPP pressure pipe liner[C]//Proceedings of NASTT No-Dig Conference. San Diego，USA，2007：16-19.

［19］ CJJ/T 244—2016 城鎮(zhèn)給水管道非開挖修復更新工程技術(shù)規(guī)程[S]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，2016.

CJJ/T 244—2016 Technical Specification for Trenchless Rehabilitation and Renewal of Urban Water Supply Pipelines[S]. Beijing：China Architecture & Building Press，2016(in Chinese).

［20］ ASTM F1216 Standard Practice for Rehabilitation of Existing Pipelines and Conduits by the Inversion and Curing of a Resin-Impregnated Tube[S]. PA，USA：ASTM International，2007.

［21］ 廖寶勇. 原位熱塑成型修復技術(shù)在給排水管道非開挖修復中的應(yīng)用[J]. 建設(shè)科技，2019(23)：60-63.

Liao Baoyong. Application of in-situ thermoplastic molding repair technology in trenchless repair of water supply and drainage pipeline[J]. Construction Science and Technology，2019(23)：60-63(in Chinese).

［22］ 劉鴻文. 高等材料力學[M]. 北京：高等教育出版社，1985.

Liu Hongwen. Advanced Material Mechanics[M]. Beijing：Higher Education Press，1985(in Chinese).

Bearing Capacity of a Formed-in-Place Pipe Liner Spanning a Circular Void

He Chunliang1, 2，Yan Xuefeng3，Ma Baosong1, 2，Zhao Wei4，Zhao Yahong3，Xiang Weigang3

(1. School of Civil Engineering，Sun Yat-sen University，Guangzhou 510275，China；2. Southern Marine Science and Engineering Guangdong Laboratory(Zhuhai)，Zhuhai 519082，China；3. School of Engineering，China University of Geosciences-Wuhan，Wuhan 430074，China；4.Anyue Environmental Technology Co.，Ltd.，Xiamen 361001，China)

With the increase of usage in years，buried water pipeline aging，corrosion，damage，and other problems are becoming increasingly serious，reducing the water supply capacity of the pipeline and inducing secondary pollution of water quality. The formed-in-place pipe(FIPP)linerhas been widely used in the repair of water supply pipes owing to its unique advantages，such as close fit with original pipes and repairing pipes with corners and non-circular pipes. Void defects on the existing pipe are one of the main factors affecting the ultimate load-bearing capacity of the rehabilitated pipe lining system. The influence of the void diameter on the ultimate bearing capacity of the rehabilitated pipe-lined system was studied through indoor tests and numerical simulation. Results indicated that the void defects of the existing pipeline are the main factors that determine the design of the FIPP liner and should be considered when designing the lining. The ultimate bearing capacity of the repaired water pipeline using the FIPP liner is still greater than 1.5MPa when the host pipe aperture ratio is 1，demonstrating the reliability of the FIPP liner for water pipeline rehabilitation. Under the action of internal pressure，the FIPP liner at the void is mainly caused by the action of the circumferential tensile stress leading to its axial rupture failure，using the circumferential stress change curve at the critical location as the loading path and adopting the ASTM F2207 maximum stress criterion to predict the failure of the FIPP liner. It is feasible to predict the failure pressure of the FIPP liner using the maximum stress criterion of ASTM F2207 as the loading path. The FIPP liner wall’s thickness design using ASTM F1216 and CJJ/T 244 is safer and more conducive to ensuring the long-term stability of the repaired structure. The void diameter of the pipe wall is a power function of the failure pressure of the rehabilitated structure. When the void diameter is≥0.5 times the diameter of the pipe，a larger safety factor should be used for the design. Results of the study provide data support for the rehabilitation design of FIPP-lined pipes and the large-scale application of the technology.

water mains；void；FIPP liner；trenchless rehabilitation；failure pressure；finite element

TU992.2

A

0493-2137(2022)09-0988-09

10.11784/tdxbz202108011

2021-08-05；

2021-09-23.

何春良（1993— ），男，博士研究生，chunliang9465@163.com.

馬保松，mabaos@mail.sysu.edu.cn.

國家自然科學基金資助項目(51979254)；浙江省自然科學基金資助項目(LGG20E080005).

the National Natural Science Foundation of China(No.51979254)，the Natural Science Foundation of Zhejiang Province，China(No.LGG20E080005).

(責任編輯：金順愛)