鄭華

摘要：原位固化法（CIPP）可用于修復(fù)高密度聚乙烯（HDPE）雙壁波紋排水管，但目前沒有合適的模型來量化評(píng)估修復(fù)后整體結(jié)構(gòu)的承載特性，修復(fù)設(shè)計(jì)無據(jù)可依。為此，首先基于疊合曲梁模型和復(fù)合曲梁模型對(duì)修復(fù)結(jié)構(gòu)整體的受力特性進(jìn)行理論分析，然后結(jié)合室內(nèi)平板荷載試驗(yàn)對(duì)理論模型開展驗(yàn)證分析，最后通過室內(nèi)土箱試驗(yàn)研究，探明了CIPP內(nèi)襯對(duì)既有管道承載能力的提升作用，揭示了復(fù)合結(jié)構(gòu)的破壞模式，以及既有管道的橢圓缺陷對(duì)CIPP修復(fù)效果的影響。研究結(jié)果表明：① 自然固化CIPP內(nèi)襯體系應(yīng)采用疊合曲梁模型，紫外光固化CIPP內(nèi)襯體系應(yīng)采用復(fù)合曲梁模型；② CIPP內(nèi)襯-柔性管道復(fù)合結(jié)構(gòu)在外荷載作用下可能發(fā)生界面剝離，導(dǎo)致承載能力和剛度降低；③ CIPP內(nèi)襯可以提高復(fù)合結(jié)構(gòu)的環(huán)剛度，增強(qiáng)其抵抗外荷載的能力，有效降低土體承受的荷載，減小土體變形程度。研究成果可為HDPE雙壁波紋管的CIPP修復(fù)設(shè)計(jì)提供數(shù)據(jù)支撐。

關(guān) 鍵 詞：管道修復(fù)；原位固化法（CIPP）；雙壁波紋管；承載力；環(huán)剛度

中圖法分類號(hào)：TU992

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.05.026

0 引 言

城市地下管網(wǎng)是城市基礎(chǔ)設(shè)施的重要組成部分，是保障城市正常和高效運(yùn)轉(zhuǎn)的重要設(shè)施。隨著中國(guó)城鎮(zhèn)化進(jìn)程快速推進(jìn)，很多城市排水管網(wǎng)等柔性管道年久失修、接頭開裂，滲水、漏水現(xiàn)象較為普遍，亟待進(jìn)行修復(fù)。以原位固化法（cured-in-place pipe，CIPP）為代表的非開挖管道修復(fù)技術(shù)，具有結(jié)構(gòu)性強(qiáng)、安全性高、適應(yīng)性廣、施工速度快、對(duì)周圍環(huán)境和交通影響小、施工綜合成本較低等優(yōu)勢(shì)，因此廣泛應(yīng)用于柔性埋地管道的修復(fù)^［1-2］。

Marston^［3］最早提出了地下結(jié)構(gòu)和周圍土體互相作用的設(shè)計(jì)理論，但該理論沒有考慮管道變形引起的管側(cè)土體反力，更適用于埋地剛性管道。Spangler^［4］根據(jù)Marston的理論，提出了考慮管側(cè)土壓力的計(jì)算模型，并在土壓力模型的基礎(chǔ)上推導(dǎo)出了著名的lowa公式。Moser等^［5］還總結(jié)了管道失效的原因和影響管道失效的因素，并且提出了以5%作為柔性管道撓度控制極限的設(shè)計(jì)方法。Spangler等^［6］考慮管側(cè)土體在水平壓力作用下的屈服，在埋地柔性管道的設(shè)計(jì)中引入了變形滯后效應(yīng)系數(shù)。Luscher等^［7-8］假設(shè)埋地柔性管道被厚壁土體圓筒約束，將土體模擬為一系列抵抗管道徑向變形的獨(dú)立彈簧，推導(dǎo)出了管-土體系屈曲抗力的理論表達(dá)式。Omara^［9-10］在Vlasov模型的基礎(chǔ)上提出了改進(jìn)的埋地柔性管道靜力分析方法，該方法的優(yōu)點(diǎn)是不需要考慮管道周圍土體抗力彈性模量。肖成志等^［11］借助室內(nèi)模型試驗(yàn)，開展靜載和循環(huán)荷載作用下埋地柔性管道的力學(xué)響應(yīng)與變形特性研究。王嘉勇^［12］通過模型試驗(yàn)研究了柔性管道的靜力特性以及動(dòng)荷載作用下柔性管道的力學(xué)響應(yīng)。Law和Moore等^［13-16］對(duì)使用內(nèi)襯修復(fù)的剛性管道在埋土狀態(tài)下的力學(xué)響應(yīng)進(jìn)行了研究。Wang等^［17］進(jìn)行了內(nèi)襯與外管之間存在環(huán)狀間隙情況下內(nèi)襯的屈曲試驗(yàn)，并與各種考慮環(huán)狀間隙的內(nèi)襯屈曲數(shù)學(xué)模型進(jìn)行了對(duì)比。Li等^［18］對(duì)雙層柔性海底管道內(nèi)層的屈曲性能進(jìn)行了研究。Lu等^［19］根據(jù)足尺試驗(yàn)和模型試驗(yàn)的結(jié)果，提出了基于改進(jìn)Timoshenko薄殼理論的給水管道不銹鋼內(nèi)襯設(shè)計(jì)計(jì)算公式。

可以看出，目前國(guó)內(nèi)外有關(guān)于既有管道與CIPP復(fù)合結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的研究主要集中在既有剛性管道與CIPP內(nèi)襯復(fù)合結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能、既有剛性管道約束下CIPP內(nèi)襯管的外壓屈曲性能研究?jī)蓚€(gè)方面，對(duì)于采用CIPP技術(shù)修復(fù)后形成的復(fù)合管道其整體受力特性缺乏研究。有鑒于此，本文基于復(fù)合曲梁模型和疊合曲梁模型，建立復(fù)合結(jié)構(gòu)截面應(yīng)力分布模型以及環(huán)剛度的計(jì)算方法；隨后結(jié)合平板載荷試驗(yàn)，研究了CIPP內(nèi)襯-柔性管道復(fù)合結(jié)構(gòu)的承載能力和受力特征；通過土箱試驗(yàn)，研究了既有柔性管道-CIPP內(nèi)襯復(fù)合結(jié)構(gòu)-土體的相互作用，以期為更深入了解埋地柔性管道-CIPP內(nèi)襯復(fù)合結(jié)構(gòu)的受力特性提供參考。

1 受力特性理論分析

1.1 曲梁截面應(yīng)力計(jì)算

由于埋地管道可簡(jiǎn)化為薄壁結(jié)構(gòu)，且CIPP內(nèi)襯的徑厚比一般較大，實(shí)際工程中在需要計(jì)算截面最大環(huán)向應(yīng)力時(shí)使用直梁的計(jì)算公式。CECS 141-2002《給水排水工程埋地鋼管管道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)程》中的計(jì)算公式為

式中：σ_θ為鋼管管壁截面的最大環(huán)向應(yīng)力，mm；N為截面上的軸力，N；M為最大環(huán)向彎矩設(shè)計(jì)值，N·m；b、t為管壁計(jì)算寬度和厚度，mm。在后續(xù)推導(dǎo)中使用直梁的計(jì)算公式來代替曲梁的計(jì)算公式。

根據(jù)界面情況的不同，張海豐^［20］將砂漿修復(fù)后的混凝土管道簡(jiǎn)化為疊合曲梁和復(fù)合曲梁模型。疊合曲梁模型假設(shè)兩種材料之間是完全粘結(jié)的，二者一同發(fā)生變形，截面應(yīng)變呈直線分布。復(fù)合曲梁模型假設(shè)兩根梁上下疊放在一起，界面不錨固也不粘結(jié)，并假定接觸面是光滑的，界面無抗剪強(qiáng)度和黏結(jié)張拉強(qiáng)度，彎曲變形時(shí)存在兩個(gè)中性軸。這兩種界面關(guān)系同時(shí)可以對(duì)應(yīng)管道CIPP修復(fù)中不同種類的施工方法，即疊合曲梁和復(fù)合曲梁分別對(duì)應(yīng)自然固化和紫外光固化。疊合曲梁模型和復(fù)合曲梁模型應(yīng)力應(yīng)變分布如圖1和圖2所示。

1.1.1 疊合曲梁模型

應(yīng)用等效寬度法對(duì)不同材料復(fù)合梁的彎曲應(yīng)力進(jìn)行分析，梁截面由上梁a和下梁b組成，界面完全粘結(jié)。彈性模量分別為E_a和E_b，層厚分別為h_a和h_b。根據(jù)上下材料的彈性模量比來對(duì)下部分材料寬度等比例增大，增大后的梁模型如圖3所示。

應(yīng)用平行移軸定理，可知梁模型中性軸的慣性矩

當(dāng)E_a=E_b時(shí)，得到梁b的實(shí)際彎曲正應(yīng)力為

式中：E_a和E_b分別為上梁a和下梁b的彈性模量，MPa；h_a和h_b為上梁a和下梁b的層厚，mm；σ_bmax為梁b的最大彎曲正應(yīng)力。

1.1.2 復(fù)合曲梁模型

對(duì)于層間光滑的雙材料疊合梁，假設(shè)界面之間無摩擦力作用，兩個(gè)梁各自獨(dú)立地發(fā)生彎曲變形，梁各截面將繞自身的中性軸發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)。

假設(shè)上下梁產(chǎn)生的撓度相同，則圓形結(jié)構(gòu)的撓曲微分方程可表示為

式中：w為徑向位移；θ為距離管道頂部的轉(zhuǎn)角度數(shù)；r_a、r_b為管道a和管道b的半徑；I_a、I_b為管道a和管道b的慣性矩。

由此可以推導(dǎo)出既有管道與內(nèi)襯所產(chǎn)生的最大應(yīng)力為

1.2 復(fù)合結(jié)構(gòu)環(huán)剛度計(jì)算

1.2.1 疊合曲梁模型

平行板對(duì)管道產(chǎn)生的荷載在管道變形較小時(shí)可以簡(jiǎn)化為作用于柔性管道上的對(duì)徑荷載。以實(shí)際管剛度的測(cè)試條件為例，研究對(duì)徑壓縮力下圓環(huán)的變形量?？紤]到結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，取一半結(jié)構(gòu)進(jìn)行計(jì)算，如圖4所示。

以M_A表示在A處的彎矩，于是任意截面m的彎矩為

在P/2作用下產(chǎn)生的應(yīng)變能U為

已知邊界條件θ_A=0，應(yīng)用卡式定理求得

將式（8）和式（10）代入中心線為圓形的撓曲微分方程，得到徑向位移的通解為

根據(jù)對(duì)稱性，可知當(dāng)θ=0和θ=π/2時(shí)，dw/dθ=0。以此確定積分常數(shù)，則此情況下圓環(huán)的徑向位移為

令θ=0，Δy=2w，可得到對(duì)徑荷載作用下單種材料直壁管的環(huán)剛度計(jì)算公式。

對(duì)于既有管道和CIPP內(nèi)襯粘結(jié)組合成的復(fù)合結(jié)構(gòu)，根據(jù)上下材料的彈性模量比對(duì)下部分材料寬度進(jìn)行等比例增大，將此時(shí)梁的慣性矩代入式（12），可得基于疊合梁模型的復(fù)合結(jié)構(gòu)環(huán)剛度為

1.2.2 復(fù)合曲梁模型

復(fù)合曲梁中的下層梁受力可以簡(jiǎn)化為與上梁類似的集中力：

假設(shè)內(nèi)襯與既有管道在變形過程中沒有因?yàn)閯偠炔町惏l(fā)生界面的掀起，二者在管頂位置產(chǎn)生的撓度是相同的。對(duì)于復(fù)合結(jié)構(gòu)：

將式（14）與式（16）聯(lián)立，可得：

式中：D為管道直徑，mm；Δy為管道在垂直方向的徑向變形量，mm。

式（17）表明復(fù)合結(jié)構(gòu)的環(huán)剛度為既有管道和內(nèi)襯的環(huán)剛度之和。

2 平板荷載試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本文試驗(yàn)主要使用環(huán)剛度試驗(yàn)機(jī)對(duì)柔性管道-CIPP內(nèi)襯復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行加載，試驗(yàn)示意圖如圖5所示。

加載過程中使用位移計(jì)測(cè)量試樣內(nèi)壁直徑的變化量以計(jì)算環(huán)剛度。使用應(yīng)變片采集既有管道和內(nèi)襯在4個(gè)危險(xiǎn)位置的應(yīng)變。將管頂位置記為0°，應(yīng)變片粘貼在與管頂位置形成的圓心角分別為90°，180°，270°位置的直壁PE管其外壁和內(nèi)壁。雙壁波紋管在4個(gè)危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)變片具體粘貼位置為波峰、波谷和內(nèi)壁，內(nèi)襯修復(fù)后的管道粘貼在CIPP內(nèi)襯的內(nèi)壁，具體如圖6所示。

2.2 試驗(yàn)材料及設(shè)備

試驗(yàn)材料主要包括：玻璃纖維布、自然固化樹脂、紫外光固化CIPP內(nèi)襯軟管、DN200雙壁波紋管、DN200 HDPE管、DN400雙壁波紋管。本次研究采用自然固化法與紫外光固化法修復(fù)雙壁波紋管和直壁的HDPE管，經(jīng)自然固化和紫外光固化后的管節(jié)試樣分別如圖7和圖8所示。

試驗(yàn)設(shè)備主要包括：應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)、應(yīng)變片、環(huán)剛度試驗(yàn)機(jī)、位移計(jì)、DIC設(shè)備、管道修復(fù)氣囊、空壓機(jī)、紫外光固化裝置等。

使用萬能試驗(yàn)機(jī)對(duì)CIPP內(nèi)襯材料的拉伸性能和彎曲性能進(jìn)行測(cè)試，分別對(duì)兩種內(nèi)襯材料進(jìn)行多組測(cè)試，將測(cè)試結(jié)果取平均值得到試驗(yàn)結(jié)果如表1所列。

2.3 試驗(yàn)流程

（1） 試驗(yàn)預(yù)處理。清除試樣上多余的樹脂，將復(fù)合結(jié)構(gòu)試樣切割成30 cm的長(zhǎng)度。粘貼應(yīng)變片，制作人工散斑，設(shè)置DIC設(shè)備采樣時(shí)間為1s/張。

（2） 試驗(yàn)系統(tǒng)連接。將試樣放置在環(huán)剛度試驗(yàn)機(jī)上，噴涂散斑的管道截面面對(duì)DIC設(shè)備，將試樣放置于試驗(yàn)平板之間，保持接觸。下降加載上平板直至與管道頂部接觸，將所有儀器調(diào)零。

（3） 開始試驗(yàn)。使用環(huán)剛度試驗(yàn)機(jī)以5 mm/min的速率對(duì)管道施加荷載，直至管頂位移達(dá)到相當(dāng)于10%的公稱直徑。若試樣未發(fā)生結(jié)構(gòu)性破壞，加載完成后，拆除試樣內(nèi)部的位移計(jì)，繼續(xù)對(duì)試樣加載進(jìn)行破壞性試驗(yàn)，直至試樣結(jié)構(gòu)彎曲破壞，觀察其破壞形式。整個(gè)加載過程中持續(xù)使用DIC設(shè)備進(jìn)行拍攝。

（4） 結(jié)束試驗(yàn)。該組試驗(yàn)結(jié)束后，取下已完成試樣并安裝下一組試樣，進(jìn)行下一組試驗(yàn)。

2.4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.4.1 復(fù)合結(jié)構(gòu)承載能力

定義復(fù)合結(jié)構(gòu)的粘結(jié)提升系數(shù)：即復(fù)合結(jié)構(gòu)的環(huán)剛度相較于既有管道與CIPP內(nèi)襯環(huán)剛度之和的提升幅度。幾組自然固化試樣的粘結(jié)提升系數(shù)見表2。

從表2中可以發(fā)現(xiàn)：壁厚越大則粘結(jié)提升系數(shù)越小，且直壁PE管兩組試樣的系數(shù)均超過100%，均大于兩組雙壁波紋管。使用第二節(jié)中的環(huán)剛度理論公式計(jì)算試樣的環(huán)剛度，自然固化代入式（13），紫外光固化代入式（17），并與實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表3所列。其中直壁PE管的彈性模量取值為850 MPa，自然固化CIPP內(nèi)襯的彎曲彈性模量取6 630 MPa，紫外光固化CIPP內(nèi)襯的彎曲彈性模量取10 500 MPa。

從表3可以看出，實(shí)測(cè)值與理論計(jì)算值的吻合度較高，誤差較為合理。自然固化內(nèi)襯柔性管道復(fù)合結(jié)構(gòu)可視作疊合曲梁模型，紫外光固化復(fù)合結(jié)構(gòu)可視作復(fù)合曲梁模型。既有管道與CIPP內(nèi)襯之間界面的粘結(jié)作用可以有效提升復(fù)合結(jié)構(gòu)的承載能力。

破壞性試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。觀察到試樣的典型破壞特征為波紋管左右兩側(cè)的波峰發(fā)生拉斷。內(nèi)壁左右兩側(cè)處內(nèi)襯樹脂從纖維布中擠出，呈現(xiàn)出在纖維布網(wǎng)格中“鼓起”，但是并未發(fā)生明顯的斷裂。管頂、管底位置左右兩側(cè)部位觀察到內(nèi)襯與既有管道的分離，其余部位保持貼合。

2.4.2 修復(fù)前后復(fù)合結(jié)構(gòu)應(yīng)變

使用環(huán)剛度試驗(yàn)機(jī)對(duì)未經(jīng)修復(fù)加固的DN200和DN400雙壁波紋管進(jìn)行試驗(yàn)，得到荷載位移曲線和管道不同部位的應(yīng)變情況分別如圖10和圖11所示。

從圖10～11可以發(fā)現(xiàn)，復(fù)合結(jié)構(gòu)各個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)中，測(cè)量結(jié)果最大值一般出現(xiàn)在管道波峰和外壁的90°與270°測(cè)點(diǎn)，且為拉應(yīng)變。若將單獨(dú)的柔性管道視作內(nèi)襯壁厚為0，則相同荷載作用下危險(xiǎn)點(diǎn)，也即波峰（外壁）90°與270°位置的應(yīng)變和內(nèi)襯壁厚的關(guān)系繪制如圖12所示。

隨著既有管道內(nèi)襯壁厚的增大，在相同荷載下，既有柔性管道管壁危險(xiǎn)點(diǎn)產(chǎn)生的應(yīng)變呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。因此對(duì)于修復(fù)后形成的復(fù)合結(jié)構(gòu)，不僅承載能力大幅提升，而且可以有效降低既有管道上的應(yīng)變，提升既有管道的壽命。

2.4.3 不同初始橢圓度復(fù)合結(jié)構(gòu)應(yīng)變性能

由圖13可知，具有不同初始橢圓度的復(fù)合結(jié)構(gòu)在平板荷載作用下其承載能力和剛度基本是相同的，并未表現(xiàn)出明顯的隨初始橢圓度變化而變化的趨勢(shì)。

試驗(yàn)中應(yīng)變片于修復(fù)完成后粘貼，既有柔性管道實(shí)際發(fā)生的應(yīng)變?cè)跀?shù)值上應(yīng)為復(fù)合結(jié)構(gòu)的應(yīng)變片測(cè)量結(jié)果與單獨(dú)的柔性管道在某個(gè)橢圓度狀態(tài)下產(chǎn)生的應(yīng)變之和。將相同荷載作用下具有不同初始橢圓度的復(fù)合結(jié)構(gòu)其應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖14所示。

在相同荷載作用下，隨著被修復(fù)管道初始橢圓度的增大，既有管道產(chǎn)生的總應(yīng)變也隨之增大。因此，在修復(fù)相同壁厚的內(nèi)襯，所形成的復(fù)合結(jié)構(gòu)在平板荷載作用下其荷載-位移曲線是接近的，但是極限承載能力有一定區(qū)別?？紤]既有管道二次受力的影響，應(yīng)以總的應(yīng)變來計(jì)算其截面的極限承載能力，因此隨著既有管道橢圓度的增大，復(fù)合結(jié)構(gòu)的極限承載能力可能會(huì)隨之下降。

3 靜載作用下復(fù)合結(jié)構(gòu)土箱模型試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)系統(tǒng)主要組成包括外部管道、內(nèi)襯管、試驗(yàn)土箱、液壓伺服加載系統(tǒng)（MTS）、土壓力計(jì)和拉線位移傳感器等。分別將修復(fù)前后的柔性管道埋置在土體中，使用MTS裝置對(duì)土體頂部加載板采用分級(jí)加載的方式進(jìn)行加載，每級(jí)增加10 kN，待位移計(jì)和土壓力計(jì)讀數(shù)穩(wěn)定之后，再施加下一級(jí)荷載。模型試驗(yàn)示意如圖15所示。

3.2 試驗(yàn)材料及設(shè)備

本次試驗(yàn)所用管節(jié)采用了DN400SN8雙壁波紋管，內(nèi)襯為7 mm厚紫外光固化CIPP內(nèi)襯，分別使用單獨(dú)的雙壁波紋管、雙壁波紋管-CIPP內(nèi)襯復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行試驗(yàn)。試驗(yàn)中使用的砂土具有一定含水量，剪切角為33°。

試驗(yàn)設(shè)備主要包括：土箱設(shè)備、液壓油缸、吊車、加載板、土壓力盒、拉線式位移傳感器。

本次試驗(yàn)共埋設(shè)6個(gè)土壓力計(jì)，編號(hào)為A～F。拉線位移傳感器布置在管節(jié)內(nèi)部的水平及豎直方向，用來采集兩個(gè)方向的直徑變化量?？紤]到本次試驗(yàn)可以近似看作平面應(yīng)變問題，因此應(yīng)變片僅沿試樣環(huán)向粘貼，將管頂位置記為0°，共測(cè)量外壁、波谷、內(nèi)壁在管節(jié)右半側(cè)5個(gè)圓周角位置共15個(gè)點(diǎn)的環(huán)向應(yīng)變。測(cè)量設(shè)備的具體布設(shè)方案如圖16所示。

3.3 試驗(yàn)流程

（1） 土箱處理。在土箱內(nèi)部粘貼一層2 mm厚的透明亞克力板來減小土箱內(nèi)壁與砂土之間的摩擦力。

（2） 砂土填筑及試樣安裝。使用分層壓實(shí)法進(jìn)行砂土的填筑，為保證管周砂土密實(shí)度，先填筑基底砂土至管道設(shè)計(jì)軸線，夯實(shí)后開挖一條深度與管道外徑相等的溝槽，置入試樣，再繼續(xù)進(jìn)行填筑。每填筑20 cm進(jìn)行一次夯實(shí)，使用環(huán)刀法測(cè)量砂土密度，確保每層砂土填筑密度大于1.65 g/cm³。

（3） 加載。檢查土箱頂部加載板、加載油缸及荷載傳感器，無誤后使其與土箱填土頂面接觸。檢查儀器并清零后開始加載?？刂朴透自? min內(nèi)將一級(jí)荷載施加完畢并保持，待土壓力計(jì)及管道變形讀數(shù)穩(wěn)定之后記錄數(shù)據(jù)，進(jìn)行下一級(jí)加載。加載到試樣發(fā)生相當(dāng)于5%公稱直徑的變形時(shí)（豎直直徑變化量20 mm），停止試驗(yàn)。

（4） 后處理。一組試驗(yàn)完成之后，將砂土從土箱中挖出，取出土壓力計(jì)及試樣管節(jié)，更換土箱壁上的亞克力板，準(zhǔn)備進(jìn)行下一組試驗(yàn)。

3.4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.4.1 變形

在荷載作用下，兩組試驗(yàn)中試樣產(chǎn)生的豎直和水平變形如圖17所示。

由圖17可知，在荷載作用下管道修復(fù)前后表現(xiàn)出相同的規(guī)律，即管道的豎向被壓縮，水平向則向外擴(kuò)張，且水平方向變形量小于豎直方向變形量。試驗(yàn)開始時(shí)管道的變形較小，是由于土體夯實(shí)不均勻，變形以壓縮土體為主。隨著荷載的增大，曲線整體近于直線，管道變形不斷增大，且曲線斜率呈逐漸增大的趨勢(shì)。修復(fù)后的雙壁波紋管其環(huán)剛度較修復(fù)前有較大提升，當(dāng)荷載相同時(shí)，修復(fù)后的試樣變形量小于修復(fù)前，修復(fù)后的豎直變形量和水平變形量分別約為修復(fù)前的46.4%和66.7%。

3.4.2 應(yīng)變

修復(fù)前試樣各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變數(shù)據(jù)與施加荷載的關(guān)系如圖18所示。

在試驗(yàn)過程中各測(cè)點(diǎn)基本保持在彈性階段，除外壁180°測(cè)點(diǎn)，其余測(cè)點(diǎn)應(yīng)變均隨荷載的增大而呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)，雙壁波紋管外壁的應(yīng)變數(shù)據(jù)在數(shù)值上與波谷和內(nèi)壁測(cè)得的數(shù)據(jù)符號(hào)相反。在外壁0°測(cè)點(diǎn)測(cè)得的環(huán)向應(yīng)變?yōu)閴簯?yīng)變，外壁180°測(cè)點(diǎn)隨荷載增大則表現(xiàn)出先受壓后受拉的趨勢(shì)。外壁45°，90°，135°三個(gè)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變均為拉應(yīng)變。波谷和內(nèi)壁各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變表現(xiàn)出與外壁對(duì)應(yīng)位置類似的規(guī)律，但拉壓方向相反。從應(yīng)變具體數(shù)值上來看，內(nèi)壁和波谷45°測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變均大于90°測(cè)點(diǎn)和135°測(cè)點(diǎn)應(yīng)變。

修復(fù)后的試樣在試驗(yàn)中各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變?nèi)鐖D19所示。

外壁E-1位置0°和180°測(cè)點(diǎn)受壓，180°測(cè)點(diǎn)應(yīng)變片數(shù)據(jù)同樣先增大后減小，且當(dāng)荷載大于150 kN后該測(cè)點(diǎn)應(yīng)變片沒有讀數(shù)，推測(cè)是由于應(yīng)變片與基底砂土直接接觸摩擦發(fā)生了損壞。外壁45°測(cè)點(diǎn)受壓，但是應(yīng)變數(shù)值較小。外壁90°和135°測(cè)點(diǎn)受拉，且90°測(cè)點(diǎn)讀數(shù)較大。波谷和CIPP內(nèi)襯內(nèi)壁表現(xiàn)出來的應(yīng)變趨勢(shì)一致，即0°和180°測(cè)點(diǎn)受拉，其余3個(gè)測(cè)點(diǎn)受壓。

3.4.3 土壓力

管頂及管底水平布置的土壓力計(jì)測(cè)量的豎直土壓力數(shù)據(jù)如圖20所示。

通過管頂3個(gè)測(cè)點(diǎn)的土壓力數(shù)據(jù)可發(fā)現(xiàn)，在水平方向上越靠近管頂正上方，土壓力越小，這可能是由于土體在壓實(shí)變形過程中產(chǎn)生土拱效應(yīng)，在管道上方的土體中形成卸荷拱，將本應(yīng)作用在管頂?shù)暮奢d部分分散到管周土體中。因此，同一水平線上的土壓力數(shù)據(jù)表現(xiàn)出“中間小兩邊大”的特征。復(fù)合結(jié)構(gòu)也表現(xiàn)出與單獨(dú)試管類似的趨勢(shì)。

管側(cè)布置的土壓力計(jì)測(cè)量的管側(cè)水平土壓力數(shù)據(jù)如圖21所示。荷載施加后，管道在水平方向產(chǎn)生“擴(kuò)大”變形，進(jìn)而擠壓管側(cè)土體，造成D測(cè)點(diǎn)的土壓力測(cè)量值增加，且越靠近管道，水平土壓力越大，即D測(cè)點(diǎn)的土壓力測(cè)量結(jié)果高于E測(cè)點(diǎn)。

修復(fù)前后兩個(gè)試樣在相同荷載作用下產(chǎn)生的水平土壓力相差較大，按照Spangler^［4］的土壓力理論，管側(cè)水平土壓力主要是由管道變形引起周圍土體的抗力，修復(fù)后的試樣在荷載作用下產(chǎn)生的變形較小，因此所產(chǎn)生的水平土壓力小于修復(fù)前試樣。

4 結(jié) 論

本文通過理論分析、室內(nèi)平板荷載試驗(yàn)、土箱模型試驗(yàn)等手段，對(duì)柔性埋地管道-CIPP內(nèi)襯復(fù)合結(jié)構(gòu)在荷載作用下的力學(xué)響應(yīng)和受力特性進(jìn)行了研究。主要研究成果及結(jié)論如下：

（1） 建立了基于疊合曲梁模型和復(fù)合曲梁模型的復(fù)合結(jié)構(gòu)截面應(yīng)力應(yīng)變計(jì)算方法及環(huán)剛度計(jì)算方法。

（2） 柔性管道與自然固化CIPP內(nèi)襯形成的復(fù)合結(jié)構(gòu)可以視作疊合曲梁模型，與紫外光固化CIPP內(nèi)襯形成的復(fù)合結(jié)構(gòu)可以視作復(fù)合曲梁模型。隨著復(fù)合結(jié)構(gòu)變形量的增大，既有管道與內(nèi)襯之間的粘結(jié)作用可能會(huì)失效，發(fā)生粘結(jié)界面的剝離與斷裂，造成承載能力與剛度的降低。

（3） 使用CIPP內(nèi)襯修復(fù)具有一定橢圓度的柔性管道，二者會(huì)形成橢圓形的復(fù)合結(jié)構(gòu)。同樣的荷載作用下內(nèi)襯壁厚越大，既有管道危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)變?cè)叫?。隨著被修復(fù)管道初始橢圓度的增大，在相同荷載作用下，結(jié)構(gòu)危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)變也隨之增大。

（4） 土箱模型試驗(yàn)表明，復(fù)合結(jié)構(gòu)的環(huán)剛度提升會(huì)提高埋地柔性管道在上覆荷載作用下的結(jié)構(gòu)剛度，修復(fù)后產(chǎn)生的變形較小。管側(cè)水平土壓力與管道水平變形量密切相關(guān)，在相同的管頂荷載作用下，修復(fù)后的試樣其管側(cè)水平土壓力明顯小于修復(fù)前。加載板正下方的土壓力不是均勻分布的，受到土拱效應(yīng)的影響，試樣管頂正上方的豎直土壓力小于兩側(cè)的。

參考文獻(xiàn)：

［1］馬保松.非開控工程學(xué)［M］.北京：人民交通出版社，2008.

［2］MANNAN M S.Fuzzy logic for piping risk assessment（pfLOPA）［J］.Journal of Loss Prevention in the Process Industries，2009，22（6）：921-927.

［3］MARSTON A.The theory of loads on pipe in ditches and tests of cement and clay drain tile and sewer pipe［J］.Bulletin，1913，31：107268.

［4］SPANGLER M G.Soil Engineering［M］.New York：LWW，1952.

［5］MOSER A P，F(xiàn)OLKMAN S.Buried pipe design［M］.New York：McGraw-Hill Education，2008.

［6］SPANGLER M G，HANDY R L.Soil engineering［M］.New York：Harper & Row，1982.

［7］LUSCHER U，H?EG K.The beneficial action of the surrounding soil on the load-carrying capacity of buried tubes［C］∥Proceedings of the Symposium on Soil-Structure Interaction，1964.

［8］LUSCHER U.Buckling of soil-surrounded tubes［J］.Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division，1966，92（6）：211-228.

［9］OMARA A M.Analysis of cured-in-place pipes（CIPP） installed in circular and oval deteriorated host pipes［D］.Louisiana：Louisiana Tech University，1997.

［10］OMARA A M，AKL F A.Model for analysis of buried pipes installed using trenchless construction methods［J］.Journal of Infrastructure Systems，1998，4（1）：5-18.

［11］肖成志，王子寒，劉寬.埋地柔性管道荷載響應(yīng)及其加筋防護(hù)性能［J］.長(zhǎng)安大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2020，40（3）：63-74.

［12］王嘉勇.靜動(dòng)載作用下柔性埋地管道力學(xué)特征與變形性能的研究［D］.天津：河北工業(yè)大學(xué)，2017.

［13］LAW T C M.Behaviour of tight fitting flexible pipe liner under earth loads［D］.Ontario：University of Western Ontario，2005.

［14］LAW T C M，MOORE I D.Laboratory investigation on the static response of repaired sewers［J］.American Society of Civil Engineers，2002（9）：1-13.

［15］LAW T C M，MOORE I D.Guidance on design of flexible liners to repair structurally compromised gravity flow sewers［C］∥Proceedings of the 21st No-Dig International Conference and Exhibition，Las Vegas，2003.

［16］LAW T C M，MOORE I D.Numerical modeling oftight fitting flexible liner in damaged sewer under earth loads［J］.Tunnelling and Underground Space Technology，2007，22（5/6）：655-665.

［17］WANG J H，KOIZUMI A.Experimental investigation of buckling collapse of encased liners subjected to external water pressure［J］.Engineering Structures，2017，151：44-56.

［18］LI X，JIANG X，HOPMAN H.Predicting the wet collapse pressure for flexible risers with initialovalization and gap：an analytical solution［J］.Marine Structures，2020，71：102732.

［19］LU C，ARIARATNAM S T，YAN X，et al.Buckling behavior of thin-walled stainless-steel lining wrapped in water-supply pipe under negative pressure［J］.Applied Sciences，2021，11（15）：6781-6793.

［20］張海豐.水泥砂漿內(nèi)襯法修復(fù)混凝土重力管道理論與實(shí)驗(yàn)研究［D］.北京：中國(guó)地質(zhì)大學(xué)，2019.

（編輯：胡旭東）

Bearing characteristics of HDPE double-wall corrugated pipe-CIPP lining composite structure

ZHENG Hua

（Fuzhou Water Engineering Co.，Ltd.，F(xiàn)uzhou 350025，China）

Abstract：The cured in place pipe （CIPP）method can be used to rehabilitate high-density polyethylene （HDPE）double-wall corrugated drainpipe，but there is no suitable model to quantitatively evaluate the bearing characteristics of the rehabilitated integral structure，so the rehabilitation design is not based on any evidence.As a result，the theoretical analysis on the overall bearing characteristics of the rehabilitated structure was carried out based on the stacked curved beam model and composite curved beam model.The theoretical model was verified and analyzed by indoor flat plate loading test.Through the indoor physical model soil box test，the effect of CIPP lining on the bearing capacity of the existing pipeline was proved，the failure mode of the composite structure was revealed，and the influence of the existing pipeline elliptical defect on CIPP rehabilitation effect was revealed.The main research results are as follows：① the natural curing CIPP lining system should adopt a stacked curved beam model，and UV curing CIPP lining system should adopt a composite curved beam model.② The interface debonding of CIPP lining-flexible pipe composite structure can occur under external load，resulting in the decrease of bearing capacity and stiffness.③ CIPP lining can improve the ring stiffness of the composite structure，enhance its ability to resist external loads，effectively reduce the load borne by the soil，and reduce the degree of soil deformation.The research results can provide data support for CIPP rehabilitation design of HDPE double-wall corrugated pipe.

Key words：pipe rehabilitation；cured in place pipe（CIPP）；double-wall corrugated pipe；bearing capacity；ring stiffness