孫 岳 陽,盧 勇,胡 少 偉,黃 逸 群

(1.蘇州科技大學(xué) 土木工程學(xué)院,江蘇 蘇州 215011; 2.中海建筑有限公司,廣東 深圳 518000; 3.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院,重慶 400045; 4.福建工程學(xué)院 土木工程學(xué)院,福建 福州 350118)

0 引 言

預(yù)應(yīng)力鋼筒混凝土管(Prestressed Concrete Cylinder Pipe,PCCP)是由砂漿保護(hù)層、混凝土管芯、鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲組成的復(fù)合結(jié)構(gòu)。它有兩種結(jié)構(gòu)型式:① 內(nèi)襯式,鋼筒的內(nèi)側(cè)是混凝土管芯,預(yù)應(yīng)力鋼絲直接纏在鋼筒外,砂漿保護(hù)層最后噴射在預(yù)應(yīng)力鋼絲上,如圖1(a)所示;② 埋置式,鋼筒埋置在混凝土管芯內(nèi),將管芯分為內(nèi)管芯和外管芯,預(yù)應(yīng)力鋼絲纏繞在外管芯上,最后噴射砂漿保護(hù)層,如圖1(b)所示。PCCP充分利用了混凝土及砂漿的抗壓、抗腐蝕性能和鋼材的抗拉、密封性能,具有高工壓、深覆土、成本低、壽命長等優(yōu)點,已成為遠(yuǎn)距離、跨流域調(diào)水工程中的優(yōu)選管材[1]。

圖1 PCCP結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structure diagram of PCCP

PCCP通過纏繞1 570 MPa的高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力鋼絲使混凝土管芯受到一個初始的預(yù)壓應(yīng)力,從而抵消部分內(nèi)水壓力。預(yù)應(yīng)力是整管強(qiáng)度的保證,一旦斷絲,整管承載能力將下降,存在爆管風(fēng)險。2001年,Diab Y G[2]對PCCP中鋼絲斷絲的原因進(jìn)行了分析。2005年,Mergelas B J[3]對一個工程中的每根PCCP進(jìn)行了斷絲風(fēng)險的分析和評估。Ge[4-5]對斷絲PCCP的失效因素、失效模式和失效機(jī)理進(jìn)行了研究,提出了一個預(yù)測斷絲管承載性能的分析計算模型。PCCP引進(jìn)國內(nèi)后,2009～2011年,胡少偉[6-7]通過超大口徑斷絲PCCP原型試驗和數(shù)值模擬,探究了不同數(shù)量斷絲對PCCP結(jié)構(gòu)性能的影響規(guī)律。熊歡[8-9]建立了考慮鋼絲和管芯混凝土接觸作用的纏絲和斷絲模型,研究了斷絲管的承載能力,并采用現(xiàn)場試驗進(jìn)行了對比驗證。You[10]建立了一個簡化模型,對斷絲引起的PCCP縱向斷裂的機(jī)理進(jìn)行了探討。胡少偉等[11]建立了實際埋置條件下的PCCP有限元計算模型,探究了不同比例斷絲對PCCP內(nèi)水壓承載能力的影響規(guī)律。

1 模型建立

1.1 幾何尺寸及材料參數(shù)

該工程使用的是埋置式PCCP,具體幾何尺寸如下:管長6 000 mm,內(nèi)徑4 000 mm,鋼筒外徑4 183 mm,管芯厚度380 mm,保護(hù)層厚度41 mm,鋼筒厚度2 mm,鋼絲直徑7 mm,纏絲間距30 mm。

建模時,管芯混凝土和保護(hù)層砂漿均采用實體單元C3D8R模擬[13];鋼筒屬于薄壁結(jié)構(gòu),采用薄殼單元S4R單元模擬[14];預(yù)應(yīng)力鋼絲采用梁單元Beam模擬[13]。各部位建模時采用分離式模型單獨建模,假設(shè)各層之間為完全接觸,不產(chǎn)生相對滑移和脫空?；炷梁捅Ｗo(hù)層砂漿均采用塑性損傷模型(Concrete Damaged Plasticity),預(yù)應(yīng)力鋼絲和鋼筒看作理想彈塑性體,相關(guān)材料參數(shù)如表1所列[11]。

表1 材料參數(shù)Tab.1 Material parameters

1.2 荷載施加

計算模型均考慮管體的自重,采用等效降溫法模擬鋼絲的預(yù)應(yīng)力[13]。內(nèi)壓計算模型在PCCP管芯內(nèi)部施加均布荷載,如圖2(a)所示。外壓計算模型則采用三點式加載方式[15],通過位移施加外壓,如圖2(b)所示。

圖2 荷載施加Fig.2 Load application

1.3 斷絲模擬

常見的預(yù)應(yīng)力鋼絲通常根據(jù)纏絲間距采用一圈一圈鋼絲單獨建模,而實際PCCP中,預(yù)應(yīng)力鋼絲是一根鋼絲等距地纏繞在帶有鋼筒的混凝土管芯上。為了更符合實際,本文根據(jù)PCCP尺寸參數(shù)建立螺旋線方程,再將其導(dǎo)入有限元軟件中生成預(yù)應(yīng)力鋼絲纏絲模型,如圖3(a)所示。

圖3 斷絲模擬Fig.3 Simulation of broken wire

在給鋼絲降溫施加預(yù)應(yīng)力后,使用有限元軟件中的“型號改變”功能使計劃斷絲區(qū)域的預(yù)應(yīng)力鋼絲單元失效,施加預(yù)應(yīng)力后的斷絲效果如圖3(b)所示。

2 內(nèi)壓計算結(jié)果與分析

2.1 各部位起始失效位置

為得到不同內(nèi)壓下PCCP各部位的受力變化情況,擬加載內(nèi)壓至2 MPa,觀察加載過程中完好PCCP和不同比例斷絲PCCP砂漿保護(hù)層、混凝土管芯、鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲等各部位的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)。

完好管的砂漿保護(hù)層、混凝土管芯、鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲開始進(jìn)入塑性時的最大塑性主應(yīng)變?nèi)鐖D4所示。

本研究通過試驗確定了玉米秸稈淀粉-聚乙烯醇薄膜的最佳配方，并測試了抗拉強(qiáng)度和變形率，研究了選材的添加量對薄膜的影響。該配方適用于制作食品包裝薄膜，有助于使玉米秸稈得到充分利用，減少對食品的污染，并且安全環(huán)保，可以降低制作成本，減少廢棄物，保護(hù)環(huán)境。

圖4 內(nèi)壓下完好管各部位進(jìn)入塑性時的最大塑性主應(yīng)變Fig.4 Maximum plastic principal strain of intact PCCP entering plasticity under inner pressure

對于斷絲管,以中部10%斷絲PCCP為例,砂漿保護(hù)層、混凝土管芯、鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲開始進(jìn)入塑性時的最大塑性主應(yīng)變?nèi)鐖D5所示。

圖5 內(nèi)壓下10%斷絲管各部位進(jìn)入塑性時的最大塑性主應(yīng)變Fig.5 Maximum plastic principal strain of PCCP with 10% broken wires entering plasticity under inner pressure

由圖4和圖5可知,在內(nèi)壓作用下,完好管的砂漿保護(hù)層、混凝土管芯、鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲都在管身中部最先進(jìn)入塑性;斷絲管的砂漿保護(hù)層、混凝土管芯和鋼筒則在斷絲區(qū)域最先進(jìn)入塑性,預(yù)應(yīng)力鋼絲則在斷絲區(qū)域兩側(cè)最先進(jìn)入塑性。

2.2 破壞過程分析

在內(nèi)壓作用下,PCCP受力過程可以分為4個階段[16]:預(yù)應(yīng)力鋼絲環(huán)向作用階段、混凝土管芯彈性階段、混凝土管芯進(jìn)入塑性階段、鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲屈服階段。以10%斷絲PCCP計算結(jié)果為例,分析內(nèi)壓作用下PCCP各部位的受力破壞情況。

第1階段為預(yù)應(yīng)力鋼絲環(huán)向作用階段。此時內(nèi)壓對混凝土管芯產(chǎn)生的拉應(yīng)力不足以抵消預(yù)應(yīng)力鋼絲使管芯產(chǎn)生的預(yù)壓應(yīng)力,PCCP各部位都處于彈性階段。以混凝土外管芯為例,此階段的最大主應(yīng)力分布如圖6(a)所示,管芯全部受壓。第2階段為混凝土管芯彈性階段。預(yù)應(yīng)力鋼絲使管芯產(chǎn)生的預(yù)壓應(yīng)力已經(jīng)逐漸不能抵消內(nèi)壓對混凝土管芯產(chǎn)生的拉應(yīng)力,斷絲區(qū)域的管芯混凝土由初始的受壓轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾?但仍處于彈性階段,此階段混凝土外管芯的最大主應(yīng)力分布如圖6(b)所示,斷絲區(qū)域的拉應(yīng)力較其他區(qū)域大。第3階段為混凝土管芯進(jìn)入塑性階段。圖6(c)為該階段中部10%斷絲混凝土外管芯的最大主應(yīng)力云圖,斷絲區(qū)域的管芯混凝土最先進(jìn)入塑性。第4階段為鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲屈服階段,即管道破壞階段。此階段兩者的最大主應(yīng)力分別如圖6(d)和圖6(e)所示。斷絲區(qū)域處的鋼筒最先進(jìn)入屈服,預(yù)應(yīng)力鋼絲則在斷絲區(qū)域兩側(cè)最先屈服。

圖6 內(nèi)壓下10%斷絲管破壞過程(單位:MPa)Fig.6 Failure process of PCCP with 10% broken wires under inner pressure

2.3 斷絲率影響分析

各級內(nèi)壓下,完好PCCP和中部不同比例斷絲PCCP各部位進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的內(nèi)壓值見表2。

表2 不同比例斷絲PCCP各部位進(jìn)入塑性時的內(nèi)壓Tab.2 Inner pressure of each part of PCCPs with different ratios of broken wires entering plasticity

根據(jù)表2數(shù)據(jù)可以得到各部位進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的內(nèi)壓值隨斷絲比例的變化曲線,如圖7所示。

圖7 各部位進(jìn)入塑性時的內(nèi)壓值隨斷絲比例的變化曲線Fig.7 Curves of inner pressures corresponding to each part entering plasticity with different ratios of broken wires

由圖7可知,當(dāng)斷絲比例超過10%,砂漿保護(hù)層進(jìn)入塑性時的內(nèi)壓值不隨斷絲比例的增加而變化,均在0.6MPa進(jìn)入塑性,說明一旦出現(xiàn)斷絲,相比完好管,斷絲管的砂漿保護(hù)層在內(nèi)壓的作用下將更早地進(jìn)入塑性。當(dāng)斷絲比例小于35%,隨著斷絲比例的增加,混凝土管芯進(jìn)入塑性時的內(nèi)壓值逐漸減小,且基本呈線性變化;在斷絲比例超過35%后,混凝土管芯進(jìn)入塑性時的內(nèi)壓值基本恒定。隨著斷絲比例的增加,預(yù)應(yīng)力鋼絲進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的內(nèi)壓值逐漸減小,在斷絲比例超過30%之后,減小速度明顯變緩。各個斷絲比例下,鋼筒進(jìn)入塑性時的內(nèi)壓值均小于預(yù)應(yīng)力鋼絲進(jìn)入塑性時的內(nèi)壓值,說明隨著內(nèi)壓的增加,鋼筒都先于預(yù)應(yīng)力鋼絲屈服。同樣,隨著斷絲比例的增加,鋼筒進(jìn)入塑性時的內(nèi)壓值也逐漸減小,且在30%斷絲比例后,內(nèi)壓值減小速度明顯變緩,趨于穩(wěn)定。

3 外壓計算結(jié)果與分析

3.1 各部位開始破壞的位置分析

為研究PCCP在外壓作用下的破壞規(guī)律,使用三點法加載方式,觀察加載過程中完好管和斷絲管各部位的受力狀態(tài)。對比完好管和斷絲管各部位的最大塑性主應(yīng)變云圖,可以得到各部位的起始失效位置。

在加載過程中,完好PCCP的砂漿保護(hù)層、外管芯、內(nèi)管芯、鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲進(jìn)入塑性時的最大塑性主應(yīng)變?nèi)鐖D8所示。

圖8 外壓下完好管各部位進(jìn)入塑性時的最大塑性主應(yīng)變Fig.8 Maximum plastic principal strain of intact PCCP each part entering plasticity under outer pressure

對于斷絲管,以中部10%斷絲PCCP為例,砂漿保護(hù)層、外管芯、內(nèi)管芯、鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲進(jìn)入塑性時的最大塑性主應(yīng)變?nèi)鐖D9所示。

圖9 外壓下10%斷絲管各部位進(jìn)入塑性時的最大塑性主應(yīng)變Fig.9 Maximum plastic principal strain of PCCP with 10% broken wires entering plasticity under outer pressure

由圖8和圖9可知,外壓作用下,完好管和斷絲管的砂漿保護(hù)層、外管芯和預(yù)應(yīng)力鋼絲都是從端部管腰處開始進(jìn)入塑性,而鋼筒和內(nèi)管芯則從管頂、管底端部開始進(jìn)入塑性。

3.2 破壞過程分析

同樣,在外壓作用下,PCCP受力過程也可以分為以下4個階段[17]:預(yù)應(yīng)力鋼絲環(huán)向作用階段、混凝土管芯彈性階段、混凝土管芯進(jìn)入塑性階段、鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲屈服階段。以10%斷絲PCCP計算結(jié)果為例,分析外壓作用下PCCP各部位的受力破壞情況。

第1階段為預(yù)應(yīng)力鋼絲環(huán)向作用階段。此時外壓對混凝土管芯產(chǎn)生的拉應(yīng)力不足以抵消預(yù)應(yīng)力鋼絲使管芯產(chǎn)生的預(yù)壓應(yīng)力,PCCP各部位均處于彈性階段,以混凝土外管芯為例,此階段的最大主應(yīng)力分布與圖6(a)施加內(nèi)壓前一致。第2階段為混凝土管芯彈性階段。當(dāng)外壓較小時,管芯仍處在彈性狀態(tài),此時預(yù)應(yīng)力鋼絲和鋼筒的應(yīng)力遠(yuǎn)小于相應(yīng)的屈服強(qiáng)度,此階段外管芯的最大主應(yīng)力分布如圖10(a)所示,在管腰端部和斷絲區(qū)域處的拉應(yīng)力較其他區(qū)域大。第3階段為混凝土管芯進(jìn)入塑性階段,此階段混凝土外管芯的最大主應(yīng)力分布如圖10(b)所示,最先在管腰處進(jìn)入塑性。第4階段為鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲屈服階段。隨著外壓繼續(xù)增大,鋼筒和鋼絲的拉應(yīng)力相繼達(dá)到屈服強(qiáng)度,最大主應(yīng)力分布分別如圖10(c)和圖10(d)所示。鋼筒最先進(jìn)入屈服階段的位置在管頂和管底處,預(yù)應(yīng)力鋼絲則在管腰處最先屈服。

圖10 外壓下10%斷絲管破壞過程(單位:MPa)Fig.10 Failure process of PCCP with 10% broken wires under outer pressure

3.3 斷絲率影響分析

各級外壓下,完好PCCP和中部不同比例斷絲PCCP各部位進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值見表3。根據(jù)表3數(shù)據(jù)可以得到各部位進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值隨斷絲比例的變化曲線,如圖11所示。

表3 不同比例斷絲PCCP各部位進(jìn)入塑性時的外壓Tab.3 Outer pressure of PCCPs with different ratios of broken wires entering plasticity

圖11 各部位進(jìn)入塑性時的外壓值隨斷絲比例的變化曲線Fig.11 Curves of outer pressures corresponding to each part entering plasticity with different ratios of broken wires

由圖11可知,砂漿保護(hù)層進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值隨斷絲率變化較小,完好管與斷絲管基本在 1 280 kN 左右進(jìn)入塑性?；炷凉苄驹诔霈F(xiàn)斷絲后進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值隨斷絲比例變化較小,但是完好管的管芯進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值明顯比斷絲管高。在斷絲比例小于20%時,鋼筒進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值隨斷絲比例基本呈直線下降,在斷絲比例超過20%后,基本在5 000 kN左右進(jìn)入塑性。對于預(yù)應(yīng)力鋼絲,在斷絲比例小于40%時,其進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值隨斷絲比例的增加基本呈線性變化,超過40%后,外壓值基本恒定,且跟鋼筒進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值一致。

4 結(jié) 論

本文通過模擬PCCP承受內(nèi)壓和三點法外壓試驗,揭示了完好管和管身中部不同比例斷絲管各部位的受力破壞規(guī)律,主要結(jié)論如下:

(1) 在內(nèi)壓逐漸施加到2 MPa的過程中,斷絲PCCP的砂漿保護(hù)層、管芯和鋼筒都在斷絲區(qū)域處產(chǎn)生應(yīng)力集中。隨著斷絲比例的增加,混凝土管芯、鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲進(jìn)入塑性時的內(nèi)壓值逐漸減小。對于完好管和斷絲管,鋼筒都先于預(yù)應(yīng)力鋼絲進(jìn)入塑性。一旦出現(xiàn)斷絲,相比完好管,砂漿保護(hù)層將提前進(jìn)入塑性,且內(nèi)壓值不隨斷絲比例的增加而變化,對于本文的模型,都是在內(nèi)壓0.6 MPa時進(jìn)入塑性。

(2) 在外壓加載的過程中,不管是完好管還是斷絲管,砂漿保護(hù)層進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值基本一致。完好管的混凝土管芯進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值明顯比斷絲管高,且斷絲管的管芯進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值隨斷絲比例的變化較小。在斷絲比例小于40%時,隨著斷絲比例的增加,鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值逐漸減小,斷絲比例超過40%后,外壓值基本恒定,且兩者進(jìn)入塑性時所對應(yīng)的外壓值一致。