賀 雷, 王志鋼, 朱子豪, 趙雅宏, 閆雪峰

(1 中國(guó)電力科學(xué)研究院有限公司，北京 100089；2 國(guó)網(wǎng)吉林省電力有限公司，長(zhǎng)春 130022；3 中國(guó)地質(zhì)大學(xué)(武漢)工程學(xué)院，武漢 430070)

0 引言

隨著我國(guó)國(guó)民經(jīng)濟(jì)的飛速增長(zhǎng)和城市化水平顯著提高,電力、通信、給水排水等市政管線入廊政策得到積極反響,各類地下市政管廊發(fā)展迅猛:目前,我國(guó)高壓電纜隧道(主網(wǎng))的保有量已超過1.5萬(wàn)km,且以年均10%～15%的速度增加;截至2019年底,我國(guó)供水管道和排水管道的保有長(zhǎng)度更是分別達(dá)到了92km和74.4km。非開挖頂管技術(shù)具有施工效率高、環(huán)境污染小、空間利用率大等優(yōu)點(diǎn),近年來已成為地下管廊建設(shè)的主要手段。

頂管屬于地下隱蔽工程,結(jié)構(gòu)一旦發(fā)生損害,修復(fù)難度大、時(shí)間長(zhǎng),嚴(yán)重影響人們的日常生產(chǎn),因此,確保地下管道結(jié)構(gòu)的安全和功能完整至關(guān)重要。頂管管節(jié)的運(yùn)維應(yīng)遵循“預(yù)防為主,防治結(jié)合”的理念,定期對(duì)頂管管節(jié)的缺陷部位進(jìn)行統(tǒng)計(jì)、對(duì)缺陷管節(jié)剩余承載力進(jìn)行預(yù)測(cè)和評(píng)估,對(duì)于缺陷地下通道修復(fù)方法的選擇和災(zāi)害防控具有重要意義[1]。通過調(diào)研可知,鋼筋混凝土頂管管節(jié)以豎向變形和腐蝕減薄缺陷為主,分別占總?cè)毕輸?shù)目的34.25%和29.68%,變形缺陷多發(fā)于管徑較大的管徑結(jié)構(gòu)中,腐蝕缺陷在各個(gè)內(nèi)徑區(qū)間的管段中均有發(fā)生且數(shù)量分布相對(duì)平均[2]。頂管管節(jié)缺陷損傷主要是由于頂管施工過程和長(zhǎng)期運(yùn)營(yíng)過程中土荷載的變化、交通荷載影響以及地下水和微生物的腐蝕作用而導(dǎo)致的。

對(duì)于發(fā)生腐蝕減薄的圓截面混凝土管段,目前對(duì)其進(jìn)行評(píng)估的方法包括規(guī)范法、斷裂力學(xué)半經(jīng)驗(yàn)公式法、D-M法、彈塑性力學(xué)法等,其中規(guī)范法主要包括管道極限彎矩和承載能力的驗(yàn)算,主要應(yīng)用于油氣管道領(lǐng)域,所涉及的腐蝕多為鑄鐵而非混凝土保護(hù)層的腐蝕[3-4];斷裂力學(xué)半經(jīng)驗(yàn)公式法中部分參數(shù)采用的是經(jīng)驗(yàn)參數(shù)(流變應(yīng)力、修正系數(shù)),對(duì)于大直徑的鋼筋混凝土頂管管節(jié)而言其有效性仍有待考證[5];D-M法最初主要應(yīng)用在以鋼管材質(zhì)為主的油氣管道中,在混凝土管道中尚未有得到廣泛應(yīng)用[6-7],但由于混凝土材料的破壞形式為彈塑性斷裂失效,故也可以應(yīng)用D-M模型進(jìn)行剩余強(qiáng)度的計(jì)算[8];彈塑性力學(xué)方法則是通過分別計(jì)算缺陷管段的軸向應(yīng)力、環(huán)向應(yīng)力和最大許用應(yīng)力,取三者中的最小值作為管段的剩余承載力,是較為精確的理論推導(dǎo)結(jié)果,但是與實(shí)際應(yīng)用中的結(jié)果差別較為明顯[9]。

目前,對(duì)于發(fā)生豎向變形的圓截面混凝土管節(jié)的研究相對(duì)較少,張海豐[10]按照產(chǎn)生縱向裂縫、坍塌等破壞模式建立了既有管道的土荷載模型;史國(guó)棚[11]在此基礎(chǔ)上對(duì)砂漿內(nèi)襯修復(fù)后垂直變形的破損混凝土管道進(jìn)行三點(diǎn)法外荷載試驗(yàn),得到修復(fù)前后管道承載能力、裂縫發(fā)展、結(jié)構(gòu)變形規(guī)律;王光明[12]、劉婧[13]制作具有橢圓度的鋼筋混凝土管進(jìn)行荷載試驗(yàn),并與普通圓形混凝土管進(jìn)行對(duì)比分析。然而,通常情況下劣化的頂管管節(jié)內(nèi)裂縫和變形是同時(shí)存在的,因此采用預(yù)制橢圓異形管節(jié)的方法來模擬變形后管節(jié)的承載能力同樣存在局限性。

在裂縫缺陷管節(jié)的剩余強(qiáng)度方面,Kim[14]、Folias[15]和Erdogan[16]研究了縱向穿透裂縫管道所能承受的極限壓力,Kanninen[17]和Kastner[18]給出了貫穿環(huán)向裂縫對(duì)管道極限壓力的影響,然而他們研究的是薄壁油氣鋼管的極限內(nèi)壓力值,與鋼筋混凝土管無(wú)論從材料性能還是荷載形式上均有所區(qū)別。

總的來看,對(duì)鋼筋混凝土管剩余承載能力的研究多半集中在試驗(yàn)方面,對(duì)理論的研究多為半經(jīng)驗(yàn)或經(jīng)驗(yàn)公式推導(dǎo),且大多都針對(duì)油氣鋼管、素混凝土管等均質(zhì)管道,對(duì)鋼筋混凝土管節(jié)剩余承載力的理論推導(dǎo)和研究幾乎沒有。

由于在鋼筋混凝土材料中,鋼筋和混凝土二者的材料性質(zhì)差異巨大,往往對(duì)于鋼筋而言還處于彈性變形階段,而混凝土材料已經(jīng)被擠碎或者拉裂而失去強(qiáng)度,所以管節(jié)整體的變形實(shí)質(zhì)上是鋼筋籠和混凝土管的非協(xié)調(diào)變形過程,要從彈塑性力學(xué)的角度對(duì)其進(jìn)行理論推導(dǎo)較為困難,要揭示管道的變形與剩余承載能力之間的關(guān)系,采用模型試驗(yàn)和公式擬合的方法具有較大的優(yōu)勢(shì)。

基于此,本文通過室內(nèi)模型加載試驗(yàn),分析電纜通道在腐蝕減薄和預(yù)壓變形等典型結(jié)構(gòu)性病害作用下的變形和承載能力變化規(guī)律,評(píng)價(jià)不同缺陷程度對(duì)鋼筋混凝土頂管管節(jié)剩余承載能力的影響,構(gòu)建不同類型缺陷作用下頂管管節(jié)的變形-荷載模型,為頂管管節(jié)典型病害的快速判定和高效治理提供一定的指導(dǎo)作用。

1 試驗(yàn)材料及流程

本次試驗(yàn)共5組模型試驗(yàn),其中一組為無(wú)損管節(jié)對(duì)照組,兩組模擬腐蝕減薄管節(jié),兩組模擬預(yù)壓變形管節(jié)。在腐蝕減薄管節(jié)中,分別將兩根管節(jié)的內(nèi)保護(hù)層鑿除一半和完全鑿除;在豎向變形的兩根管節(jié)中,分別采用一次性加載和循環(huán)加載的方法使管節(jié)預(yù)先產(chǎn)生2%直徑的豎向變形。具體試驗(yàn)組設(shè)計(jì)如表1所示。

表1 試驗(yàn)組設(shè)計(jì)

模型試驗(yàn)選用C50鋼筋混凝土頂管管節(jié),對(duì)管節(jié)承插口處的鋼環(huán)做氧割處理,采用鋼筋檢測(cè)儀測(cè)定了管節(jié)內(nèi)外層環(huán)向鋼筋及縱筋的數(shù)量及分布,用回彈儀測(cè)定了混凝土的強(qiáng)度等級(jí)。試驗(yàn)管節(jié)照片如圖1所示,管節(jié)部分幾何參數(shù)如表2所示。

表2 試驗(yàn)管節(jié)部分參數(shù)

主要采用的試驗(yàn)設(shè)備和采集系統(tǒng)如圖2所示:1)室內(nèi)管道加載系統(tǒng):機(jī)載系統(tǒng)主框架采用四立柱、寬底梁、雙上橫梁結(jié)構(gòu),加載機(jī)頭采用電液伺服微機(jī)控制,系統(tǒng)承載力達(dá)1 000kN;2)應(yīng)變片:采用82mm×11mm電阻式應(yīng)變片在管節(jié)內(nèi)外兩側(cè)的管頂、管底、起拱線處及45°位置每處布置環(huán)向及縱向應(yīng)變片2片,共28片/節(jié)(外側(cè)管頂和管底不布置);3)LVDT位移計(jì):采用兩只LVDT20-100mm差動(dòng)變壓器式位移傳感器對(duì)管頂及管側(cè)位移進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè);4)裂縫觀測(cè)系統(tǒng):采用HC-U81混凝土超聲波檢測(cè)儀對(duì)分級(jí)加載過程不同階段的管頂、管底及側(cè)面裂紋的寬度及深度進(jìn)行觀測(cè)測(cè)量;5)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng):采用NI-cDAQ 9188/9189數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。應(yīng)變采集模塊采用NI 9237模擬輸入模塊;溫度、壓力數(shù)據(jù)采集模塊采用NI 9203模擬輸入模塊。

圖2 主要試驗(yàn)儀器

本次試驗(yàn)參考《混凝土和鋼筋混凝土排水管試驗(yàn)方法》(GB/T 16752—2017)進(jìn)行三點(diǎn)法外荷載試驗(yàn)(TEBT)。在模型試驗(yàn)中,無(wú)損管節(jié)和腐蝕減薄管節(jié)模型試驗(yàn)步驟大致相同,試驗(yàn)流程見圖3。

圖3 模型試驗(yàn)流程示意圖

(1)管節(jié)預(yù)處理

對(duì)C1、C2組管節(jié)內(nèi)壁進(jìn)行開鑿處理,使其保護(hù)層厚度分別減薄50%和100%。用電鎬對(duì)管節(jié)內(nèi)壁進(jìn)行鑿除及打磨操作。

對(duì)P1、P2管節(jié)采用1 000kN電液伺服靜力加載系統(tǒng)對(duì)其施加初始變形,具體的處理方式為:1)P1組管節(jié)預(yù)先壓至產(chǎn)生2%內(nèi)徑的豎向變形,隨后在持壓狀態(tài)下進(jìn)行傳感器的布設(shè)和測(cè)量,以此狀態(tài)為初始狀態(tài),對(duì)管節(jié)的剩余承載能力進(jìn)行測(cè)量;2)P2組則是首先將管節(jié)預(yù)壓至產(chǎn)生1%直徑的豎向變形、卸壓、再加壓至產(chǎn)生2%直徑的豎向變形,然后卸壓、再加壓至產(chǎn)生3%直徑的豎向變形。以此類推直至結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞。

(2)傳感器布設(shè)

試驗(yàn)管節(jié)內(nèi)部傳感器布置及編號(hào)如圖4所示,沿管節(jié)軸向劃分三個(gè)斷面S0、S-1和S+1,分別布置不同的傳感器。將管節(jié)中間截面處設(shè)置為截面S0,在該處采用LVDT壓電式位移計(jì)對(duì)管節(jié)水平和豎直方向的變形進(jìn)行觀測(cè)。

圖4 模型試驗(yàn)管節(jié)內(nèi)部布置示意圖/mm

應(yīng)變片同樣布置于S0斷面,在管節(jié)內(nèi)外兩側(cè)管頂、管底、45°斜向方向及起拱線處均布置環(huán)向及縱向電阻應(yīng)變片,其中管頂和管底外側(cè)未布置應(yīng)變片,在無(wú)損管節(jié)中布置規(guī)格為82mm×11mm的應(yīng)變片,在模擬腐蝕減薄的管節(jié)中,由于內(nèi)壁凹凸不平,且受到鋼筋籠位置限制,采用5mm×2mm應(yīng)變片進(jìn)行測(cè)量,應(yīng)變片的編號(hào)如圖4所示,其中I表示內(nèi)側(cè)環(huán)向應(yīng)變片,O表示外側(cè)環(huán)向應(yīng)變片。

在截面S0前后兩側(cè)各400mm位置分別設(shè)置截面S-1和S+1,在S-1和S+1截面均采用裂縫觀測(cè)儀對(duì)管節(jié)兩側(cè)的裂紋擴(kuò)展參數(shù)進(jìn)行實(shí)時(shí)觀測(cè)。

2 試驗(yàn)過程及結(jié)果

2.1 試驗(yàn)過程

在M組試驗(yàn)過程中,采用控制位移的方法對(duì)管節(jié)分級(jí)加壓,加載速率為1mm/min。當(dāng)施加荷載達(dá)到236kN時(shí),管頂及管底內(nèi)部、管側(cè)外部出現(xiàn)縱向裂紋,并伴隨著保護(hù)層灰漿的起皮和脫落。在逐級(jí)施加荷載時(shí)分別對(duì)上下左右四處進(jìn)行裂縫觀測(cè),觀測(cè)結(jié)果如圖5所示。

圖5 M組管節(jié)開裂情況

同樣采用控制位移的方法對(duì)保護(hù)層減薄50%(C1組)和減薄100%(C2組)的管節(jié)進(jìn)行加載,加載速率1mm/min,在103kN時(shí)管節(jié)出現(xiàn)開裂,隨后每當(dāng)有新裂紋出現(xiàn)便對(duì)其進(jìn)行觀測(cè)和記錄。C1、C2組管節(jié)的加載及開裂情況分別見圖6、7。

圖6 C1組管節(jié)加載及開裂情況

圖7 C2組管節(jié)開裂情況

在預(yù)壓變形試驗(yàn)(P1、P2組)中,首先對(duì)兩根試驗(yàn)管節(jié)進(jìn)行預(yù)壓使其變形量達(dá)到設(shè)計(jì)值,持壓并以此狀態(tài)作為試驗(yàn)管節(jié)的初始狀態(tài),隨后采用1 000kN電液伺服靜力加載系統(tǒng)對(duì)其進(jìn)行分級(jí)加載,P1、P2組管節(jié)的加載和開裂過程分別見圖8、9。

圖8 P1組管節(jié)加載及開裂情況

圖9 P2組管節(jié)加載及開裂情況

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 無(wú)損管節(jié)

(1)裂縫觀測(cè)與分析

無(wú)損管節(jié)開裂規(guī)律見圖10。由圖10可以看出,隨著荷載的逐級(jí)增加,管頂、管底及兩側(cè)的裂縫均有所擴(kuò)大,且管頂及管底破壞后均有較大的貫穿裂縫形成,而管側(cè)外部的裂紋寬度擴(kuò)展速度則相對(duì)較慢,這表明管節(jié)沿豎直方向的變形量要大于水平方向的變形量。

圖10 無(wú)損管節(jié)裂縫擴(kuò)展規(guī)律

(2)荷載和位移分析

管節(jié)的破壞荷載達(dá)到了389.17kN?！痘炷梁弯摻罨炷僚潘堋?GB/T 11836—2023)[4]中給出了不同直徑鋼筋混凝土排水管道的開裂荷載和破壞荷載,其規(guī)定內(nèi)徑1200mm的Ⅱ級(jí)鋼筋混凝土管道破壞荷載不低于120kN/m,Ⅲ級(jí)鋼筋混凝土管道破壞荷載不低于161kN/m,即對(duì)于內(nèi)徑2m的管道破壞荷載不能低于322kN。由此可見試驗(yàn)管節(jié)的承載能力和性能能夠較好符合要求。

對(duì)位移計(jì)和加載油缸采集到的數(shù)據(jù)進(jìn)行處理后得到M組管節(jié)水平和豎直方向的荷載-位移(F-Δ)曲線(圖11),在加載過程中,管節(jié)的豎向位移最大達(dá)到了62.3mm,而水平位移最大為9.12mm;可以看出,在前期加載過程中,管節(jié)的豎向變形隨荷載的變化基本呈線性相關(guān)的趨勢(shì)。

圖11 無(wú)損管節(jié)的F-Δ曲線

(3)應(yīng)變分析

管節(jié)在均勻線荷載作用下可以認(rèn)為其變形情況滿足平截面假設(shè),試驗(yàn)也證實(shí)了縱向應(yīng)變片的讀數(shù)很小,可以忽略不計(jì),因此本文僅就管節(jié)的環(huán)向應(yīng)變來進(jìn)行分析說明。繪制管節(jié)荷載-應(yīng)變(F-ε)曲線如圖12所示,可以看到,對(duì)于內(nèi)側(cè)環(huán)向應(yīng)變片,除了5I為受拉應(yīng)變以外,其他應(yīng)變片均為受壓,在荷載達(dá)到311.04kN時(shí),內(nèi)側(cè)所有測(cè)點(diǎn)應(yīng)變值明顯增大。而對(duì)于外側(cè)環(huán)向應(yīng)變片,可以看到兩側(cè)測(cè)點(diǎn)(2O、5O)的變化趨勢(shì)大致相同,且在277.87kN和311.04kN均出現(xiàn)突變。

圖12 無(wú)損管節(jié)內(nèi)外側(cè)的F-ε曲線

2.2.2 腐蝕減薄管節(jié)

(1)裂縫觀測(cè)和分析

C1、C2組管節(jié)的開裂和裂縫擴(kuò)展情況如圖13所示。在C1組管節(jié)中,加載到206kN時(shí),管頂、管底、兩側(cè)四處均有微小裂縫產(chǎn)生;隨著荷載分級(jí)施加,上述四處裂縫均有著不同程度的擴(kuò)展。管節(jié)頂部和底部的裂縫在萌發(fā)和發(fā)展階段的寬度擴(kuò)展不及兩側(cè),但在荷載超過370kN后,管頂和管底出現(xiàn)貫通裂縫并迅速擴(kuò)大,最終達(dá)到破壞荷載時(shí),管頂和管底裂縫寬度較之于管側(cè)裂縫擴(kuò)大了18.64%～40%。在C2組管節(jié)中,管頂和管底出現(xiàn)開裂較早,在加載到103kN時(shí)便出現(xiàn)裂縫,但都在規(guī)范所界定的開裂寬度(0.2mm)之下;加載到133kN左右時(shí),管節(jié)兩側(cè)開始出現(xiàn)裂縫;加載直到管節(jié)破壞時(shí)(加載到約180kN),管頂和管底裂縫較之于管側(cè)裂縫,其裂縫寬度要大19.32%～110.13%。

圖13 腐蝕管節(jié)裂縫擴(kuò)展規(guī)律

(2)荷載和位移分析

C1、C2組管節(jié)的荷載-位移曲線如圖14所示。從圖中可以看出,C1組管節(jié)剩余承載力為374.55kN,而C2組管節(jié)的剩余承載力僅為186.10kN。C2組管節(jié)的最大豎直位移為68.52mm,而C1組管節(jié)的最大豎直位移僅有27.27mm。從水平方向的荷載-位移曲線來看,C1組管節(jié)的水平方向直徑呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì),最大水平位移達(dá)到3.50mm,此處C1組水平方向直徑先減小后增大是傳感器滑動(dòng)所致,由于管道試樣的特殊性,水平方向位移計(jì)在試驗(yàn)前設(shè)置在管側(cè)正中位置,加載后由于管道豎向變形較大,水平位移計(jì)在發(fā)生水平伸縮的同時(shí)也可能發(fā)生豎向滑動(dòng),受到管側(cè)壓迫從而產(chǎn)生了水平方向位移減小的情況,因此該水平位移曲線僅作參考;C2組管節(jié)的水平位移最大達(dá)到了42.86mm。

圖14 C1、C2組管節(jié)的F-Δ曲線

C2組管節(jié)的極限荷載為186.41 kN,僅為無(wú)損管節(jié)的47.90%,推測(cè)是由以下三個(gè)方面的因素導(dǎo)致或共同作用所致:1)管節(jié)內(nèi)層鋼筋籠脫落,無(wú)法與結(jié)構(gòu)協(xié)同受力共同承受荷載;2)側(cè)向強(qiáng)度薄弱導(dǎo)致變形激增,截面變形加劇;3)壁厚減薄導(dǎo)致整體強(qiáng)度折減。

(3)應(yīng)變分析

C1組管節(jié)內(nèi)側(cè)和外側(cè)的F-ε曲線如圖15(a)所示,其中外側(cè)的應(yīng)變經(jīng)過低通濾波處理。對(duì)于管節(jié)內(nèi)側(cè),管節(jié)側(cè)面測(cè)得最大拉應(yīng)變,而底部測(cè)得最大壓應(yīng)變;而對(duì)于管節(jié)外側(cè),最大拉應(yīng)變和壓應(yīng)變分別由左上側(cè)和左下側(cè)45°的應(yīng)變片測(cè)得。C2組管節(jié)內(nèi)側(cè)和外側(cè)的F-ε曲線如圖15(b)所示,在管節(jié)內(nèi)側(cè),位于兩側(cè)的3I和7I測(cè)點(diǎn)測(cè)得了較大的壓應(yīng)變,達(dá)到了-366.79με;位于管頂和管底的1I和5I均測(cè)得拉應(yīng)變,但其數(shù)值相對(duì)較小。對(duì)于管節(jié)外側(cè),位于外側(cè)側(cè)面的測(cè)點(diǎn)測(cè)得較小的拉應(yīng)變。

圖15 C1、C2組管節(jié)內(nèi)外兩側(cè)的F-ε曲線

2.2.3 預(yù)壓變形管節(jié)

(1)裂縫觀測(cè)和分析

P1、P2組管節(jié)的開裂和裂縫擴(kuò)展情況如圖16所示。在P1組試驗(yàn)中,和初始裂縫相比,管頂、管底、左側(cè)及右側(cè)裂縫寬度分別增加了0.79、1.33、0.59、1.47mm,分別為初始裂縫的146.29%、75.59%、131.11%、219.40%。頂部及右側(cè)的裂縫發(fā)展較左側(cè)和底部更為明顯。在P2組中,隨著施加荷載逐漸增大,管頂和管底的裂縫寬度要寬于管節(jié)兩側(cè)裂縫。加載直到管節(jié)破壞時(shí),管頂和管底裂縫較之于管側(cè)裂縫,其裂縫寬度要大35.71%～119.61%。管道最后開裂破壞時(shí),其左側(cè)和底部的貫通裂縫寬度小于右側(cè)和頂部的裂縫寬度。

圖16 預(yù)壓變形管節(jié)裂縫擴(kuò)展情況

(2)荷載和位移分析

P1、P2組管節(jié)的荷載-位移曲線如圖17所示。和無(wú)損管道相比,P1的荷載-位移曲線的變化趨勢(shì)仍舊保持不變,然而其剩余承載能力卻大大降低,預(yù)壓產(chǎn)生2%直徑變形的管節(jié),其剩余承載能力為130.55kN,僅為無(wú)損管節(jié)的33.55%。P2組管節(jié)的位移-荷載曲線如圖17(b)所示,由于卸荷環(huán)的存在,曲線橫軸數(shù)據(jù)的分布不是線性均勻的,采用快速傅利葉變換可能導(dǎo)致結(jié)果有較大偏差,因此改用百分位濾波器進(jìn)行降噪處理(50窗口點(diǎn)數(shù))。從圖中可以看到,在位移分別到達(dá)16.79mm(豎向變形率1.40%)、28.08mm(豎向變形率2.34%)、39.93mm(豎向變形率3.33%)和52.02mm(豎向變形率4.34%)時(shí)進(jìn)行卸荷后重新加壓,管節(jié)的剩余承載力最終達(dá)到了373.67kN。

圖17 P1、P2組管節(jié)荷載-位移曲線

P1組管節(jié)剩余承載能力為130.55kN,僅為無(wú)損管節(jié)的33.55%,而C1組管節(jié)剩余承載能力有186.41kN,可見頂管管節(jié)在運(yùn)營(yíng)過程中出現(xiàn)豎向變形和開裂,對(duì)其承載性能的影響比管內(nèi)腐蝕減薄更為惡劣。

P2組管節(jié)試驗(yàn)通過控制位移對(duì)無(wú)損管節(jié)進(jìn)行循環(huán)加載,在管節(jié)豎向位移(變形率)分別達(dá)到了6.81mm(0.57%)、17.91mm(1.49%)、29.96 mm(2.5%)和41.46mm(3.46%)時(shí)進(jìn)行卸載和重新加載,得到豎向變形率為0.57%、1.49%、2.5%和3.46%時(shí)管節(jié)的剩余承載力分別為116.87、41.23、26.85、10.47kN,采用插值法算得變形量為2%時(shí)管節(jié)剩余承載力約為33.97kN,這一數(shù)值僅為P1組管節(jié)剩余承載力(130.55kN)的26.02%,可見循環(huán)加載過程對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度損失具有較大的影響。

(3)應(yīng)變分析

P1、P2組管節(jié)的F-ε曲線如圖18所示,從圖18(a)中可以看出內(nèi)側(cè)應(yīng)變?nèi)匀皇且原h(huán)向?yàn)橹?其中內(nèi)側(cè)管頂1I位置處為最大拉應(yīng)變(2629.78με),兩側(cè)3I及7I均為壓應(yīng)變,且應(yīng)變值較為接近,在-769.37με左右。而在外側(cè),位于管側(cè)的2O產(chǎn)生最大拉應(yīng)變(389.23με)。從圖18(b)中可以看出,管節(jié)內(nèi)側(cè)頂部(1I)和底部(5I)主要為拉應(yīng)變,其最大拉應(yīng)變值達(dá)到1642.55με,而兩側(cè)主要為壓應(yīng)變,壓應(yīng)變最大達(dá)到-1725.75με。

圖18 P1、P2組管節(jié)的F-ε曲線

3 鋼筋混凝土管節(jié)剩余承載能力評(píng)價(jià)方法

3.1 基于裂縫擴(kuò)展的剩余承載能力評(píng)價(jià)

各組試驗(yàn)管節(jié)內(nèi)部危險(xiǎn)截面處達(dá)到破壞荷載以及破壞荷載上一級(jí)荷載時(shí),檢測(cè)到的裂縫寬度如圖19所示。當(dāng)管節(jié)進(jìn)入塑性變形階段,裂縫的擴(kuò)展速度陡增,裂縫寬度也會(huì)迅速增加,因此為了安全起見,應(yīng)采用試驗(yàn)中得到的破壞荷載前一級(jí)荷載時(shí)產(chǎn)生的裂縫寬度作為管節(jié)極限裂縫寬度進(jìn)行評(píng)價(jià)。

圖19 試驗(yàn)管節(jié)危險(xiǎn)截面裂縫寬度/mm

考慮實(shí)際工程情況,由于管頂和管底裂縫出現(xiàn)在管道內(nèi)側(cè),在實(shí)際檢測(cè)工作中更容易被識(shí)別和觀測(cè),因此選擇管頂和管底的裂縫作為主要評(píng)價(jià)指標(biāo)。從圖19中可以看出,C1、C2組管節(jié)達(dá)到破壞荷載時(shí)的平均裂縫寬度分別為0.74、1.37mm,低于M組(2.69mm)和P1組(2.11mm)、P2組(2.28mm),而后三者基本處于同一水平,這是由于C1、C2組為保護(hù)層減薄管節(jié),裂縫在保護(hù)層中的開展受到限制,無(wú)法形成太寬的裂縫,因此對(duì)于這類缺陷管節(jié),實(shí)際工程中也要警惕其在裂縫寬度較小時(shí)發(fā)生突然破壞。對(duì)于具有完整保護(hù)層厚度的管節(jié)M、C1、C2組,其在破壞荷載前一級(jí)荷載下產(chǎn)生的平均裂縫寬度分別為1.26、1.67、1.98mm。引入平均裂縫寬度wm與管節(jié)平均半徑R′的比值作為表征開裂程度的指標(biāo)ξ:

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,未產(chǎn)生內(nèi)部保護(hù)層腐蝕減薄的管節(jié)的ξ值達(dá)到0.2%～0.3%時(shí),應(yīng)及時(shí)進(jìn)行修復(fù),以避免管道發(fā)生進(jìn)一步結(jié)構(gòu)性破壞。而對(duì)于內(nèi)保護(hù)層已經(jīng)產(chǎn)生腐蝕減薄的管節(jié),應(yīng)在ξ值達(dá)到0.1%就加以修復(fù),并及時(shí)將結(jié)構(gòu)壁厚采用砂漿噴筑等方法恢復(fù)至原有厚度。

3.2 基于應(yīng)變的剩余承載能力評(píng)價(jià)

通過試驗(yàn)測(cè)得的管節(jié)內(nèi)外側(cè)應(yīng)變值,可以計(jì)算得到對(duì)應(yīng)截面的曲率1/ρ為[19]:

1/ρ=|εo-εi|/h

(2)

進(jìn)而求得計(jì)算截面處的彎矩M為:

M=EI/ρ

(3)

式中:εo為外側(cè)應(yīng)變值;εi為內(nèi)側(cè)應(yīng)變值;h為計(jì)算截面高度;EI為計(jì)算截面的抗彎剛度。

鋼筋混凝土矩形截面的抗彎剛度EI可按照《水工混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(SL191—2008)[20]進(jìn)行取值:

EI=(0.025+0.28αEη)Ecbh3

(4)

式中:αE為鋼筋與混凝土彈性模量之比;η為配筋率;Ec為混凝土彈性模量;b為計(jì)算截面寬度。

采用試驗(yàn)測(cè)量得到的最大應(yīng)變,通過式(2)～(4)可以得到管節(jié)四個(gè)危險(xiǎn)截面(管頂、管底和兩側(cè))的極限彎矩,用能量法可以求得三點(diǎn)荷載試驗(yàn)條件下的管道極限承載能力。

由于試驗(yàn)過程中管頂和管底外側(cè)分別與加載橫梁以及底座相接觸,未進(jìn)行應(yīng)變片的粘貼,因此無(wú)法通過式(2)得到管頂和管底截面的曲率。本節(jié)假設(shè)四個(gè)危險(xiǎn)截面處的極限彎矩均相等[21],采用左右管側(cè)截面的內(nèi)外側(cè)應(yīng)變進(jìn)行分析,計(jì)算結(jié)果見表3?；炷翉椥阅Ａ?Ec)以及鋼筋與混凝土彈性模量之比(αE)采用C50混凝土和HRB400牌號(hào)的鋼筋彈性模量進(jìn)行取值[22],配筋率η和截面幾何參數(shù)根據(jù)表2進(jìn)行計(jì)算和取值,將各組計(jì)算得到的承載力計(jì)算值Feva和試驗(yàn)值Fexp進(jìn)行對(duì)比。

表3 基于應(yīng)變的試驗(yàn)管節(jié)承載力計(jì)算值和試驗(yàn)值對(duì)比

從表3來看,計(jì)算得到的管節(jié)承載力均大于試驗(yàn)結(jié)果,且計(jì)算結(jié)果不穩(wěn)定,M、C1、C2組計(jì)算值和試驗(yàn)值均存在很大誤差。經(jīng)分析,造成誤差的原因主要包括傳感器和計(jì)算模型兩個(gè)方面:1)應(yīng)變片的粘貼位置、角度等的影響。由于應(yīng)變片的幾何尺度相對(duì)試驗(yàn)管節(jié)整體尺度而言是相當(dāng)小的,因此雖然可以大致判斷管節(jié)的四個(gè)危險(xiǎn)截面位置,但是粘貼的應(yīng)變片仍然有未橫跨危險(xiǎn)截面的可能(例如粘貼到粗骨料上),且檢測(cè)結(jié)果較大受限于應(yīng)變片自身的性能。2)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦^于理想。當(dāng)管節(jié)發(fā)生變形之后,裂縫隨之出現(xiàn),此時(shí)管節(jié)的抗彎剛度應(yīng)產(chǎn)生一定折減,且隨著管節(jié)變形量增加,管節(jié)的抗彎剛度越來越低,直到危險(xiǎn)截面處受拉鋼筋達(dá)到流限,可以考慮此時(shí)危險(xiǎn)截面已經(jīng)形成塑性鉸,抗彎剛度降為0。而在本模型中自始至終都是采用管節(jié)初始狀態(tài)下的抗彎剛度進(jìn)行計(jì)算的,因此計(jì)算結(jié)果要大于實(shí)際承載力。

總的來看,采用監(jiān)測(cè)應(yīng)變的方式進(jìn)行三點(diǎn)荷載試驗(yàn)條件下剩余承載力評(píng)價(jià)穩(wěn)定性較差,對(duì)傳感器和操作要求較高。如果使用應(yīng)變片進(jìn)行測(cè)量,應(yīng)在管節(jié)中選取多個(gè)斷面進(jìn)行,更好的方法是采用分布式光纖傳感器進(jìn)行全斷面的應(yīng)變采集。從理論模型上來看,現(xiàn)有計(jì)算模型得到的理論值會(huì)大于試驗(yàn)值,在現(xiàn)有模型的基礎(chǔ)上,應(yīng)進(jìn)一步考慮裂縫擴(kuò)展造成的截面抗彎剛度折減對(duì)管節(jié)剩余承載力的影響,這也可以作為后續(xù)的研究方向。

3.3 基于間接設(shè)計(jì)法的埋地管節(jié)承載能力評(píng)價(jià)

在管節(jié)的實(shí)際埋設(shè)條件下,豎向荷載沿管道截面方向分布,支座反力的分布則取決于管道墊層的種類。在此條件下,管節(jié)的承載能力可以通過墊層系數(shù)與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果聯(lián)系起來[23],根據(jù)出廠管節(jié)測(cè)試得到的結(jié)果就可以對(duì)管節(jié)實(shí)際埋設(shè)的最大承載力進(jìn)行預(yù)測(cè)和設(shè)計(jì),這種設(shè)計(jì)方法即為埋管的間接設(shè)計(jì)方法。墊層系數(shù)是管節(jié)在實(shí)際埋設(shè)條件下的最大彎矩和管節(jié)出廠時(shí)測(cè)試得到的最大彎矩的比值,最早由Spangler提出并命名為荷載系數(shù),然而這個(gè)術(shù)語(yǔ)名稱隨后在鋼筋混凝土管極限強(qiáng)度設(shè)計(jì)方法中被重新定義,為了避免混淆,Spangler提出的這個(gè)比值被更名為墊層系數(shù)。

三點(diǎn)法外荷載試驗(yàn)作為管節(jié)出廠的標(biāo)準(zhǔn)化測(cè)試試驗(yàn),其結(jié)果可以通過墊層系數(shù)與管道實(shí)際埋設(shè)的最大承載力相互轉(zhuǎn)化,以此可以對(duì)實(shí)際埋管是管節(jié)的承載能力做出評(píng)價(jià),墊層系數(shù)Bf可以通過以下公式計(jì)算得出:

式中:Mtest為三點(diǎn)法外荷載試驗(yàn)測(cè)得最大彎矩;Mfield為實(shí)際埋設(shè)管節(jié)承受的最大彎矩;NFS為三點(diǎn)法外荷載試驗(yàn)管節(jié)彈簧線處環(huán)向拉力;D和t分別為管節(jié)內(nèi)徑和壁厚;MFI和NFI分別為實(shí)際埋設(shè)管節(jié)底部彎矩和環(huán)向拉力;c為混凝土管內(nèi)側(cè)保護(hù)層厚度。

管節(jié)實(shí)際埋設(shè)過程如圖20所示,根據(jù)管節(jié)選用不同的回填土情況以及壓實(shí)度,實(shí)際埋設(shè)過程中回填土及其壓實(shí)度可以按照表4分為三類。

圖20 埋管回填區(qū)域示意圖

表4 標(biāo)準(zhǔn)回填土類型與不同回填區(qū)域最小壓實(shí)度要求

按照美國(guó)混凝土管協(xié)會(huì)(ACPA)提出的間接設(shè)計(jì)法的標(biāo)準(zhǔn)安裝方法和墊層系數(shù)[23],對(duì)于表4中給出的幾種回填類型,不同內(nèi)徑的管節(jié)可以按表5中給定的墊層系數(shù)來取值。

表5 不同回填土類型下埋設(shè)不同管徑管節(jié)的墊層系數(shù)

綜上所述,三點(diǎn)荷載試驗(yàn)條件下測(cè)得的缺陷管節(jié)剩余承載力可以通過除以墊層系數(shù)的方式得到管節(jié)實(shí)際埋設(shè)條件下的最大承載力,即:

Ffield=Ftest/Bf

(8)

式中:Ftest為三點(diǎn)法外荷載試驗(yàn)測(cè)得的管節(jié)破壞荷載;Ffield為實(shí)際埋設(shè)條件下管節(jié)的破壞荷載。

4 結(jié)論與建議

(1)內(nèi)部腐蝕模型試驗(yàn)表明,當(dāng)混凝土保護(hù)層沒有被完全腐蝕時(shí),腐蝕對(duì)管節(jié)承載能力的影響相對(duì)較小,因?yàn)楸Ｗo(hù)層主要起到防腐和保護(hù)鋼筋的作用,而當(dāng)保護(hù)層被完全破壞,內(nèi)圈鋼筋籠周圍及更深處混凝土遭到腐蝕折減時(shí),由于截面的有效受壓高度減小,管節(jié)能承受的最大彎矩會(huì)快速降低,其承載能力也會(huì)快速降低。

(2)預(yù)壓變形模型試驗(yàn)表明,管道在受到豎向變形及裂縫破壞時(shí),其剩余承載能力往往比受到內(nèi)壁腐蝕時(shí)更低,這是因?yàn)楦g首先只影響保護(hù)層,對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響較為有限,而裂縫擴(kuò)展一般都會(huì)貫穿保護(hù)層甚至貫穿整個(gè)管壁,因此對(duì)結(jié)構(gòu)具有更大的損害。且循環(huán)荷載作用與一次性加載破壞相比對(duì)管節(jié)具有更大的破壞性。

(3)采用裂縫寬度評(píng)價(jià)管節(jié)承載能力的結(jié)果表明,當(dāng)管節(jié)內(nèi)部具有腐蝕減薄缺陷時(shí),由于保護(hù)層自身厚度減小,破壞時(shí)其危險(xiǎn)截面的裂縫寬度較之于完整保護(hù)層更小且更不易監(jiān)測(cè),因此對(duì)于此類缺陷需要警惕管節(jié)在較小開裂情況下發(fā)生破壞的風(fēng)險(xiǎn)。對(duì)于具有完整厚度保護(hù)層的管節(jié),當(dāng)其危險(xiǎn)截面平均裂縫寬度與平均半徑的比值ξ達(dá)到0.2%～0.3%時(shí),應(yīng)及時(shí)進(jìn)行修復(fù),而對(duì)于壁厚減薄的管節(jié),ξ達(dá)到0.1%就應(yīng)采取相應(yīng)修復(fù)措施。

(4)本文中給出了一種采用管節(jié)危險(xiǎn)截面處應(yīng)變進(jìn)行管節(jié)承載能力評(píng)價(jià)的方法,結(jié)果表明,該方法目前穩(wěn)定性較差,對(duì)傳感器和操作要求較高,但仍有一定的應(yīng)用潛力?？梢詮膬蓚€(gè)方面對(duì)該方法進(jìn)行改進(jìn):傳感器方面,采用分布式光纖傳感器進(jìn)行全斷面的應(yīng)變采集,以獲得精度更高、更穩(wěn)定的全斷面應(yīng)變數(shù)據(jù);理論模型方面,應(yīng)進(jìn)一步考慮裂縫擴(kuò)展造成的截面抗彎剛度折減對(duì)管節(jié)剩余承載力的影響,這也可以作為后續(xù)的研究方向。

(5)采用管道間接設(shè)計(jì)的思路將三點(diǎn)法外荷載試驗(yàn)測(cè)試的結(jié)果與實(shí)際管道埋設(shè)條件下的承載力聯(lián)系起來,并給出了幾種常用的回填土類型下墊層參數(shù)的取值,便于實(shí)際工程中直接取用。

在研究過程中發(fā)現(xiàn),對(duì)于鋼筋混凝土管節(jié)預(yù)壓變形的理論研究較為陳舊,且大多數(shù)研究者沒有綜合考慮變形-開裂和變形-腐蝕共同作用下的管節(jié)剩余承載能力,本文基于頂管管節(jié)模型的結(jié)論給出了腐蝕減薄和預(yù)壓變形兩種情況下管節(jié)剩余承載能力模型,在實(shí)際工程應(yīng)用中可以作為參考,但仍需相關(guān)理論公式支撐,得到半理論半經(jīng)驗(yàn)的公式,相對(duì)而言更具有普適意義。其次,由于三點(diǎn)法外荷載試驗(yàn)試驗(yàn)與實(shí)際埋設(shè)的荷載形式有所不同,對(duì)于試驗(yàn)結(jié)果如何與實(shí)際情況相聯(lián)系的問題,本文采用了間接設(shè)計(jì)法的思路,通過墊層系數(shù)對(duì)二者進(jìn)行互相轉(zhuǎn)化,然而由于條件限制無(wú)法進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)以對(duì)其結(jié)果加以印證,留待后續(xù)試驗(yàn)和研究加以補(bǔ)充,同時(shí)為今后的研究提供一定的思路。