淺埋纖維增強聚合物管廊力學性能研究

吳 強, 趙東平, 楊 星, 馮凌宇

(1. 中國建筑西南設計研究院有限公司, 四川 成都 610041; 2. 西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室, 四川 成都 610031; 3. 西南交通大學土木工程學院, 四川 成都 610031)

0 引言

目前已建或在建的綜合管廊多采用鋼筋混凝土結構。該結構適用于各種埋深與跨度的城市綜合管廊,但是對于地下空間受限的小型和微型綜合管廊,采用鋼筋混凝土作為主體結構則存在體積大、工期長和造價高等不足。近年來,有學者對鋼波紋材料和纖維材料等新型復合材料在綜合管廊或類似管體中的應用進行了研究,例如: 鄭佳艷等[1]研究了鋼波紋應用于管廊時相關的結構設計問題; 黨奇志等[2]與劉淑艷等[3]研究了玻璃鋼夾砂管的性能與應用。與傳統材料管廊相比,纖維增強聚合物管廊在物理力學、防水性能、防腐性能、施工高效性、環保安全性以及使用壽命等方面具有獨特優勢,能滿足現代建筑施工工業化發展的要求,適宜廣泛應用于城市地下綜合管廊建設領域。

纖維增強聚合物管廊結構的主體斷面為圓形,主體由內到外分為內襯層、內纏繞層、夾砂層和外纏繞層[4]。管廊內可根據管線布設需要設置支架或支墩,為了使支架更好地與廊體固定,一般采用間隔設置的方法將環形加勁肋與管廊主體粘結固定,然后將支架固接在環形加勁肋上,管廊主體與支架最終形成整體結構。

本文針對計算等效彈性模量取值不準確的問題,提出根據環剛度計算等效彈性模量的方法,并在工程實踐中對該計算方法進行驗證,結果表明通過環剛度計算綜合彈性模量的方法基本可行。

1 工程案例

德陽市某綜合管廊為纖維增強聚合物管廊(見圖1)。該管廊屬于微型綜合管廊,用于容納小規模電力電纜、通信線纜、給水管道、再生水管道等,管廊附屬設施因需設置有消防、通風、照明等。

(a) 橫斷面 (b) 平面圖1 纖維增強聚合物管廊照片Fig. 1 Photographs of fiber-reinforced polymer utility tunnel

纖維增強聚合物管廊標準段主體結構內徑為2.2 m,每節管長為6～12 m;管體、檢查井和管端堵等均采用纖維增強聚合物基材料,壁厚40 mm。為了電纜鋪設需要,廊內設置纜線支架與環形加勁肋。其中,支架一端與加勁肋固接,另一端根據需要設置豎向拉桿或懸挑;加勁肋采用10號槽鋼,間距約2 m,預加徑向力與管廊之間緊密固定。

管廊埋設于粉質黏土土層中,設計地面荷載為10 kPa。為滿足抗浮要求并減少地面動載對管廊結構的影響,管廊主體結構覆土不小于0.5 m;施工采用放坡開挖,溝槽開挖邊坡坡度為1∶0.5,基坑底寬2.8 m,深3.0 m。采用的砂礫石基礎厚為30 cm,溝槽采用粗粒砂土分層對稱填筑。每層填土厚為30 cm,采用人工與小型壓路機壓實,管周與管頂0.5 m范圍內回填土密實度不小于90%。

2 理論計算

2.1 有限元模型

2.1.1 計算參數

建立有限元模型需要輸入管廊主體材料的彈性模量,但是由于纖維增強聚合物基材是多種材料互層布置的,其綜合彈性模量參數難以測定,需根據環剛度的試驗數據計算求得,環剛度試驗中試驗管廊基材、主材的主要參數分別如表1和表2所示。

表1 管廊基材參數Table 1 Parameters of base material of utility tunnel

表2 管廊主材參數Table 2 Parameters of main material of utility tunnel

管廊管體環剛度[5]

(1)

式中:F為相對于管材3%變形時的力值,kN;L為試樣長度,m;Y為變形量,m;d為內直徑,m。

將管廊內加勁環剛度和截面慣性矩等數值代入式(2)和式(3),可計算出廊體的綜合彈性模量。

Sp=EpIp/r3=8EpIp/d3。

(2)

(3)

式(2)—(3)中:r為內半徑,m;Ip為截面慣性矩,m4;Ep為管體彈性模量,MPa;b為壁厚單位寬度,m;h為壁厚,m。

由環剛度試驗測出管材的實際環剛度值為10.42 kN/m2,經過計算得出管材的綜合環向彈性模量為2.04×104MPa。

試驗現場溝槽采用砂土回填,按照90%壓實度控制,土體考慮彈塑性,最終確定的數值模型計算參數見表3。

表3 數值模型計算參數Table 3 Calculation parameters of numerical model

2.1.2 數值模型

考慮到管廊縱向上的相似性,為節約計算成本,在數值模型中僅模擬1節管廊及其對應范圍的土體。管節內直徑2.2 m、壁厚40 mm,管廊內側設置有10號環形槽鋼加勁肋,加勁肋沿管廊軸向為2.4 m和2.3 m間隔排列。對應的加載點A和C位于環形加勁肋的正上方,加載點B和D位于環形加勁肋之間的上方,管廊溝槽底寬為2.88 m,溝槽開挖坡率為1∶0.5,模型平面與橫斷面布置情況如圖2所示。

(a) 平面 (b) 剖面圖2 管廊模型(單位: cm)Fig. 2 Utility tunnel model (unit: cm)

采用有限元軟件ABAQUS建立纖維增強聚合物管廊計算模型(見圖3),模型主要由管廊、加勁環、回填土和原狀土組成[6],采用C3D8R單元模擬土體及管廊,模型構造與實物試驗構造一致。模型寬10 m,高6 m,軸向長度取6 m,管頂回填0.5 m厚砂土;模型底部施加法向位移及轉角約束,前后及左右端面施加法向位移約束頂面自由。管廊內部設置加勁肋,在加勁肋的頂部和中間分別設置4個加載點進行分級逐步加荷。

圖3 有限元計算模型Fig. 3 Finite element calculation model

2.2 靜力荷載模擬

2.2.1 靜力荷載施加

有限元模型靜力荷載施加參照淺層平板載荷試驗[7]的相關要求進行。加荷分級共設12級,從第1級10 kPa開始,每一級增加10 kPa,最大加載至120 kPa,加載板尺寸為1 m×1 m。

2.2.2 靜力荷載計算結果

2.2.2.1 點A加載計算結果

點A加載變形云圖見圖4。施加靜力荷載后,加載點A處管廊體的最大豎向位移為5.15 mm,在逆時針90°位置處最大水平位移為1.10 mm。

(a) 水平位移

(b) 豎向位移圖4 點A加載變形云圖(單位: mm)Fig. 4 Contour of load deformation at point A (unit: mm)

加載點A在各級加載作用下的位移變化如圖5所示?？梢钥闯?當荷載小于100 kPa,加載點A的豎向位移呈線性變化;當荷載大于100 kPa,管廊進入塑性變形,管廊頂部的豎向位移增幅加大。在120 kPa靜載作用下,加載點A向下位移最大為5.15 mm,變形量小于控制值(內徑×2%=44 mm,下同),水平位移也小于控制值;左側水平方向位移向外變形量為1.10 mm,右側向外變形量為0.76 mm。

圖5 點A荷載位移變化圖Fig. 5 Variation of load displacement at point A

2.2.2.2 點B加載計算結果

點B加載變形云圖見圖6。加載點B處管廊體的最大豎向位移為5.39 mm,在逆時針90°位置處最大水平位移為1.33 mm。

(a) 水平位移

(b) 豎向位移圖6 點B加載變形云圖(單位: mm)Fig. 6 Contour of load deformation at point B (unit: mm)

加載點B在各級加載作用下的位移變化如圖7所示?？梢钥闯?當荷載小于90 kPa,管廊位移呈線性變化;當荷載大于90 kPa,管廊體進入塑性變形,管廊頂部位移增幅加大;當荷載達到120 kPa時,加載點B向下位移為5.39 mm,變形量小于控制值;而在120 kPa作用下,左側水平方向位移變形量為向外1.33 mm,變形量小于控制值。

圖7 點B荷載位移變化圖Fig. 7 Variation of load displacement at point B

2.2.2.3 點C加載計算結果

點C加載變形云圖見圖8。加載點C處管廊體的最大豎向位移為向下5.96 mm,在逆時針90°位置處最大水平位移為向外0.36 mm。

(a) 水平位移

(b) 豎向位移圖8 點C加載變形云圖(單位: mm)Fig. 8 Contour of load deformation at point C (unit: mm)

加載點C在各級加載作用下的位移變化如圖9所示?？梢钥闯?當荷載小于90 kPa,管廊位移呈線性變化;荷載大于90 kPa,管廊體進入塑性變形,管廊頂部位移增幅加大;當荷載達到120 kPa時,豎向位移為5.96 mm,但變形量小于控制值,而右側最大水平位移為向外0.54 mm,變形量也小于控制值。

圖9 點C荷載位移變化圖Fig. 9 Variation of load displacement at point C

2.2.2.4 點D加載計算結果

點D加載變形云圖見圖10。加載點D處管廊體的最大豎向位移為3.64 mm,在逆時針90°位置處最大水平位移為1.05 mm。

(a) 水平位移

(b) 豎向位移圖10 點D加載變形云圖(單位: mm)Fig. 10 Contour of load deformation at point D (unit: mm)

加載點D在各級加載作用下的位移變化如圖11所示。當荷載小于70 kPa,管廊位移呈線性變化;當荷載大于70 kPa,管廓體進入塑性變形,管廊頂部位移增幅加大;當荷載達到120 kPa時,頂部豎向位移為向下3.63 mm,而左側最大水平位移為向外1.05 mm,豎向與水平變形量都小于控制值。

圖11 點D荷載位移變化圖Fig. 11 Variation of load displacement at point D

2.3 動力荷載模擬

2.3.1 動力荷載施加

有限元模型模擬車輛經加載點B垂直管廊軸線水平直線運動,設運動速度為1 m/s,分析車輛動力荷載作用下管廊環向應變變化規律。車輪平面布置參考QY40V531型吊車輪組,控制性動力荷載的輪壓在中、后輪,兩軸軸間距為135 cm,軸載為150 kN,左右輪中心間距為1.95 m,輪胎接地長度與寬度分別為60 cm和25 cm,加載的動力荷載標準為輪壓0.5 MPa,同時考慮相應的沖擊系數。

2.3.2 動力荷載計算結果分析

參照QY40V531型吊車輪組模擬施加動力荷載,在加載時間為100 ms時,點B動力荷載作用下管廊的變形云圖見圖12。

(a) 水平位移

(b) 豎向位移圖12 點B動力荷載變形云圖(單位: mm)Fig. 12 Dynamic load deformation contour at point B (unit: mm)

以加載點B為典型位置,分析動力荷載作用下管廊體的位移,如圖13所示。由圖可知,加載時間為100 ms時,加載點B處頂部最大豎向位移為13.46 mm,左側最大水平位移為1.54 mm,變形量小于控制值。

圖13 點B動力荷載位移圖Fig. 13 Dynamic load displacement at point B

3 現場試驗

從工程實際案例出發進行動、靜荷載無損試驗。試驗管廊結構按最不利工況的最小覆土0.5 m厚度考慮。在等厚覆土條件下,施作不同靜力荷載等級作用和車輛動荷載作用,獲取靜、動荷載作用下的纖維增強聚合物管廊環向應變的響應規律。

3.1 試驗總體方案

試驗管廊總體布置為“L”形,試驗段為東西走向,一端設有端堵,另一端設有鋼筋混凝土端墻與人行用的出入口U槽,如圖14所示?？傮w由2節直管管廊、1座直角檢查井和1個端部封堵組成。管節內直徑、材料和壁厚等與工程案例一致,2節管長分別為6 m和3.3 m,管節采用承插方式與檢查井或端堵拼接。

圖14 試驗管廊布置圖(單位: cm)Fig. 14 Layout of experimental utility tunnel (unit: cm)

試驗場地內主要是粉質黏土,無地下水。荷載加載方法與數值模擬一致,管廊土建與安裝則參照市政管線的施工標準進行,確保放坡開挖尺寸安全,管廊安裝合規,管廊溝槽回填均勻與密實?，F場管廊施工如圖15所示。

(a) 設計剖面圖 (b)施工立面圖圖15 管廊施工(單位: cm)Fig. 15 Schematic and photograph of utility tunnel construction (unit: cm)

管廊內設置有5道環形加勁肋,加勁肋采用10號槽鋼彎曲而成,與廊內管壁固定,并與支架錨接形成整體。

3.2 管內變形布置方案

3.2.1 監測斷面布置

對應加載點A、B、C、D試驗方案,分別布置了4個不同條件的監測斷面,加載點A和C斷面設有環形加勁肋,而加載點B和D斷面則位于環形加勁肋之間。其中,加載點A斷面緊鄰端堵,加載點D斷面緊鄰管體與檢查井的承插口。

3.2.2 監測點布置

每個監測斷面設有腳部固定的十字鋼管架,鋼管架上布置有3個位移檢測點(如圖16所示),用于測量加載后的管壁位移。其中,1#檢測點位于管廊內頂部,2#檢測點位于管廊內左側270°處,3#檢測點位于管廊內右側90°處。

圖16 管廊位移檢測點布置(單位: cm)Fig. 16 Layout of utility tunnel displacement test points (unit: cm)

3.3 土壓力盒布置方案

在每個監測斷面正上方設1 m×1 m的鋼板,鋼板中間位置下面設置壓力盒,用于控制加載的大小。靜力試驗現場照片如圖17所示。

(a) 荷載布置 (b) 檢測點位

(c) 位移儀器 (d) 力學儀器圖17 靜力試驗現場照片Fig. 17 Photograph of static test site

3.4 加載與穩定工況

針對管廊環剛度為10 kN/m2管材適用的埋深范圍與地面荷載要求,采用靜、動荷載無損試驗形式,確定試驗檢測最大靜載標準為120 kPa。按加載點A、B、C、D4個斷面順序逐個加載,并實測相應斷面的位移數據。

加載標準與穩定工況的判定參照淺層平板載荷試驗[7]的相關要求進行,操作如下: 1)加荷方式為沉降非穩定法; 2)加荷分級共設12級,從第1級為10 kPa開始,每一級增加10 kPa,最大加載至120 kPa; 3)判定相應穩定的標準為自加荷操作1 h后每隔15 min觀測一次沉降,每級荷載保持2 h,即可施加下一級荷載。

3.5 車輛動載工況

在管廊范圍的地面上鋪設碎石墊層,覆土厚度控制在50 cm左右,后加鋪2 cm厚的鋼板。試驗采用單車輛沿管廊軸向垂直方向水平移動,選取三軸吊車作為試驗車輛,其前軸為單軸單輪組,中、后軸為雙輪組,前、中軸軸間距為530 cm,中、后軸軸間距為135 cm。后輪胎接地長度與寬度分別為60 cm和25 cm,車輛軸載質量分別為100、150、150 kN,移動速度為1 m/s。為得到管廊最大應變數值,現場試驗采集了車輛在移動荷載作用下的管廊環向應變結果。動力加載試驗現場照片見圖18。

(a) 加載照片(后側) (b) 加載照片(前側)

(c) 檢測點位 (d) 檢測結果圖18 動力試驗現場照片Fig. 18 Photographs of dynamic test site

4 試驗結果與分析

為了了解管廊體不同里程與不同荷載作用下相關結構位移情況,通過現場試驗并對相關數據進行收集與梳理,分別得出4個測試位置(加載點A、B、C、D斷面)的位移結果。

4.1 靜力荷載試驗結果

4.1.1 加載點A斷面

加載點A斷面各位移值隨管頂加荷增加的測試結果如圖19所示。

圖19 加載點A斷面靜力試驗位移測試結果Fig. 19 Static experimental deformation at section of load point A

由圖19可知: 總體上,加荷至80 kPa后,管廊頂部位移增幅加大;達到120 kPa時,位移為3.97 mm; 而在90°和270°位置加荷達到120 kPa時,位移分別為0.98 mm和2.61 mm,兩側位移偏差較大,影響因素有管廊兩側碾壓密度不對稱或回填土質彈性模量存在較大差異、管材的材質或厚度存在一定偏差等。

4.1.2 加載點B斷面

加載點B斷面各位移值隨管頂加荷增加的測試結果如圖20所示。

圖20 加載點B斷面靜力試驗位移測試結果Fig. 20 Static experimental deformation at section of load point B

由圖20可知: 總體上,加荷至80 kPa后,管廊頂部位移增幅加大;達到120 kPa時,位移為5.22 mm; 而在90°和270°位置加荷達到120 kPa時,位移分別為2.01 mm和1.01 mm,兩側位移同樣存在較大偏差,影響因素與加載點A斷面相同。

4.1.3 加載點C斷面

加載點C斷面各位移值隨管頂加荷增加的測試結果如圖21所示。

圖21 加載點C斷面靜力試驗位移測試結果Fig. 21 Static experimental deformation at section of load point C

由圖21可知: 總體上,在加荷至90 kPa后,管廊頂部位移增幅加大;達到120 kPa時,位移為5.81 mm; 而在90°和270°位置加荷達到120 kPa時,位移分別為2.12 mm和1.52 mm,兩側位移偏差較加載點A和B斷面的差異值小,說明管廊兩側回填碾壓密度對稱性較好,回填土彈性模量差異小,同時管材的材質與厚度存在偏差較小等。

4.1.4 加載點D斷面

加載點D斷面各位移值隨管頂加荷增加的測試結果如圖22所示。

圖22 加載點D斷面靜力試驗位移測試結果Fig. 22 Static experimental deformation at section of load point D

由圖22可知: 總體上,在加荷至50 kPa后,管廊頂部位移增幅加大;達到120 kPa時,位移為3.51 mm; 而在90°和270°位置加荷達到120 kPa時,位移分別為0.63 mm和1.56 mm,兩側位移存在一定差異。

4.2 動力荷載試驗結果

攤鋪碎石墊層與鋼板的管廊頂部在施加車輛動荷載的作用下,選取原加載點B處管位變形為代表,其最大豎向位移為10.35 mm,小于理論計算值的12.90 mm; 90°和270°位置的水平位移分別為5.2 mm和1.9 mm,兩者均大于理論計算值的1.48 mm。

4.3 靜力和動力荷載試驗結果分析

1)管廊頂部的豎向位移為3.51～5.81 mm,而理論計算管廊頂部豎向位移為3.63～5.74 mm,理論計算與試驗豎向變形范圍基本吻合,豎向變形量都小于控制值以及規范[8]要求。理論計算及試驗結果均表明: 在荷載作用下,管廊4個不同位置受到環形加勁肋、檢查井、承插口和端堵等作用對位移的變化幅度有一定影響,后續應用應注意管廊的縱向剛性過渡。

2)靜力荷載作用下,經過4個監測斷面廊體頂部最大位移數據分析可知,加載點C斷面位移>加載點B斷面位移>加載點A斷面位移>加載點D斷面位移,各加載點的最大豎向位移排序實際試驗結果與理論計算一致;說明加載點A斷面和加載點D斷面的檢查井和管端堵連接受管廊的約束作用大,而頂部位移相對較小; 加載點B斷面和加載點C斷面受加勁肋約束作用相對較小,而頂部位移相對較大。

3)相對于加載點B斷面,雖然加載點C斷面處設有環形加勁肋,但是該斷面位移仍然最大,分析原因是: 管廊有0.5 m厚的覆土,加載點B斷面加載后可得以分散;同時,管廊的軸向剛度較大,作用點在中間時,荷載可分散至相鄰2根環形加勁肋位置并得到支撐。而作用點在環形加勁肋正上方的加載點C斷面荷載可分散至下方對應的1根環形加勁肋。所以在其他條件同等情況下,加載點C斷面位移>加載點B斷面位移。

4)水平變形方面,理論計算的左右側水平變形基本呈對稱性;而試驗得出的最小水平位移為0.61 mm,最大水平位移為2.61 mm,顯示左右兩側水平位移有一定變化。說明管廊兩側回填土的彈性模量對管廊水平位移影響較大,在施工中應對土體回填質量給予重視。

5)加載點B斷面處靜力荷載作用下管廊兩側水平位移分別為2.01 mm和1.01 mm;動力荷載作用下,管廊兩側水平位移分別為5.2 mm和1.9 mm。說明管廊兩側回填土彈性模量雖然存在差異,但是對靜、動荷載的影響基本一致,動力荷載對回填土彈性模量較弱一側的敏感度更高,在設計階段可適當提高管廊兩側回填土密實度要求,以加大回填土的彈性模量。

5 結論與討論

1)纖維增強聚合物管廊結構采用多層不同材料纏繞而成,其材料綜合力學參數難于確定,通過環剛度得出管材的彈性模量,用于模型計算,該方法基本可行。

2)在淺埋的纖維增強聚合物管廊中設置環形肋,可減少管廊的變形量,但是作用相對有限; 而管廊周圍土體的回填質量、埋深對管廊變形影響較大。在滿足計算及使用需求的情況下可盡量增加其埋置深度。

3)在靜、動荷載作用下,數值模擬與現場試驗得出的纖維增強聚合物管廊特征點變形量及變形規律基本吻合,驗證了設計的可靠性。

4)數值模擬結果與實測值仍存在一定偏差,后期將對其偏差原因作進一步研究。同時,還應特別關注回填材料的回填質量及結構物埋深對變形結果的影響。