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    加載條件下原水管道受力特征模型試驗(yàn)研究*

    2019-05-09 01:24:12吳奇峰
    關(guān)鍵詞:管端原水模型試驗(yàn)

    吳奇峰,汪 磊,周 駿,施 亮

    (1. 上海工程技術(shù)大學(xué) 城市軌道交通學(xué)院,上海 201620;2. 上海城投原水有限公司,上海 200127)

    0 引言

    目前,我國城鎮(zhèn)化發(fā)展迅速,地下空間利用率越來越高,地下管網(wǎng)也越來越復(fù)雜。而在施工過程中往往會(huì)發(fā)生施工車輛超載或附近堆土過高等現(xiàn)象,從而引發(fā)埋地管線的附加變形和受力,威脅管線的安全運(yùn)營。因此,研究堆載對(duì)埋地管線受力變形的影響就顯得尤為重要。關(guān)于地面堆載對(duì)埋地管道影響的研究,目前大多數(shù)學(xué)者采用理論分析和數(shù)值模擬的方法。張土喬等[1]對(duì)垂直荷載作用下管道縱向受力作了探討和分析;李鏡培等[2]基于Winkler彈性地基短梁理論,采用曲線擬合方法分析推導(dǎo)出了附加應(yīng)力作用下管線的變形、剪力和彎矩的計(jì)算方法;孫中菊[3]利用有限差分法建立了地面超載作用下埋地管道的變形和內(nèi)力計(jì)算理論,分析了地面超載對(duì)埋地管道內(nèi)力和變形的影響;龔曉南等[4]應(yīng)用Boussinesq解,考慮地面超載引起下臥層的沉降及地基土體的側(cè)向移動(dòng)對(duì)管道的影響,建立了地面超載對(duì)埋地管道影響的分析計(jì)算模型,并采用有限差分法進(jìn)行了求解;韓傳軍等[5]采用管-土耦合的三維數(shù)值模型,研究了地表載荷對(duì)硬巖區(qū)埋地管道力學(xué)性能的影響;戴宏偉等[6]采用有限差分法分析了荷載作用位置、隧道埋深、隧道直徑和不同土質(zhì)等對(duì)地鐵隧道沉降和內(nèi)力的影響;王永強(qiáng)等[7]通過理論計(jì)算和實(shí)驗(yàn)檢測的方法綜合分析了埋地管道的相關(guān)力學(xué)參數(shù),并與管道自身的強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行比較,對(duì)重型車輛荷載下天然氣管道安全進(jìn)行了研究;張陳蓉等[8]從工程堆載的地層響應(yīng)角度出發(fā),將堆載作用在管線上的表觀荷載分為直接應(yīng)力形式和位移形式;基于響應(yīng)機(jī)制的不同,給出了相應(yīng)的修正Winkler地基模量表達(dá)式;楊俊濤[9]采用ABAQUS有限元軟件分析了垂直荷載作用下埋地管道的縱向力學(xué)性質(zhì);李長俊等[10]利用ANSYS有限元軟件,建立了地面堆載作用下的三維管土相互作用模型;通過求解模型,探討了地面堆載的大小、作用位置以及作用尺寸對(duì)埋地管道位移、應(yīng)力和橢圓度的影響。

    《上海市原水引水管渠保護(hù)辦法》規(guī)定:鋼管及其他新型材質(zhì)管道的保護(hù)范圍為管道及其外緣兩側(cè)各5 m內(nèi)的區(qū)域;其中,以頂管法施工且采取雙管敷設(shè)的,其保護(hù)范圍為管道及其外緣兩側(cè)各3 m內(nèi)的區(qū)域;引水管渠控制范圍為保護(hù)范圍兩側(cè)各40 m內(nèi)的區(qū)域。正是由于該條款的不明確性,給施工單位管理帶來了極大困擾。

    針對(duì)上述問題,本文擬采用室內(nèi)物理模型試驗(yàn)的方法,對(duì)加載條件下原水管道的受力特征進(jìn)行研究,并進(jìn)行相似比設(shè)計(jì)、模型管道材料的選取、重塑土的配制和模擬加載工況等一系列工作,以期為地下管線的保護(hù)提供一定依據(jù)。

    1 模型試驗(yàn)研究

    1.1 工程背景

    本文以上海市長江引水三期管道施工工程為背景。該工程場地土層以淺層黏性土為主,設(shè)計(jì)要求的管頂覆土不小于0.4 m;原水管道采用Q235鋼材,彈性模量為209 GPa,外徑為2.4 m。將土層物理參數(shù)列于表1。根據(jù)長江引水三期工程以及黃浦江引水二期工程(隴西支線)勘察報(bào)告,按照?qǐng)龅貥?biāo)高,管道的管頂埋深一般在1.0~2.5 m。

    表1 工程地質(zhì)概況Table 1 Geotechnical properties of soils

    1.2 相似比確定

    以下為本次模型試驗(yàn)涉及的主要物理量:

    1)土體特性:含水率w、土體壓縮模量Es、黏聚力c、內(nèi)摩擦角φ、土體重度γ、干密度ρd。

    2)管道系統(tǒng):管道直徑D、管壁厚度d、管線剛度EI。

    3)因變量:管道豎向變形P。

    根據(jù)π定理算法,采用量綱分析法推導(dǎo)本試驗(yàn)的相似準(zhǔn)則,得出:

    Cw=Cφ=1;CD=CP;CEs*CP4=CEI;Cc*CP4=CEI;Cγ*CP5=CEI;CD=Cd;Cd=CP。

    因?yàn)槟P屯翉默F(xiàn)場采樣獲得,可取相同的重度,所以取Cγ=1,同時(shí)有Cw=Cφ=Cγ=1,CD=CP=Cd=Cc=CEs=1/N,CEI=1/N5=1,其中N為設(shè)計(jì)的相似比,C為相似常數(shù)。

    一般模型試驗(yàn)相似比需要結(jié)合實(shí)際工況而定,同時(shí)盡可能消除管道兩端邊界效應(yīng)的影響。綜合考慮管材和土體等物理參數(shù)因素,確定本試驗(yàn)的幾何相似比為1/30,土體采用的是重塑土,土體重度相似比為1。

    1.3 模型箱設(shè)計(jì)

    根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)的論證[11-14],埋地管道兩側(cè)4倍、下部3倍直徑的范圍為堆載大致擾動(dòng)范圍,因此對(duì)于2.4 m外徑的埋地管道,研究范圍橫向應(yīng)>21.6 m,管道下部土層厚度應(yīng)>7.2 m。通過幾何相似換算得出,本次模型試驗(yàn)研究范圍橫向應(yīng)>0.72 m,管道下部土體厚度應(yīng)>0.24 m。為滿足上述要求,本次模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)了長1.2 m、高1 m、寬1 m 的模型箱(圖1~2)。

    圖1 模型箱Fig.1 Model box

    圖2 模型箱示意Fig.2 Schematic diagram of model box

    1.4 土體及管道材料

    1.4.1 土體材料

    若本次模型試驗(yàn)中按照相似比換算得到的模型土強(qiáng)度太低,則無法滿足試驗(yàn)加載的要求,因此本次模型試驗(yàn)采用的是重塑土。重塑土的黏聚力、內(nèi)摩擦角和壓縮模量均未考慮相似比換算,后續(xù)工作中可通過推導(dǎo)不同相似比條件下的管道應(yīng)力控制方程,實(shí)現(xiàn)不同相似比下的模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)和原型結(jié)果的換算。針對(duì)長江三期原水管線具體所處地層位置,結(jié)合表1和參考文獻(xiàn)[15]的地質(zhì)資料,得到埋管范圍內(nèi)重塑土物理參數(shù):含水率為30%,重度為18 kN/m3,黏聚力為12 kPa,內(nèi)摩擦角為20°,壓縮模量為3.1 MPa。重塑土配制及物理力學(xué)性能測試如圖3所示。

    圖3 重塑土配制及力學(xué)性能測試Fig.3 Preparation and mechanical properties of remolded soil

    1.4.2 管道材料

    為了滿足模型管道與原水管道在幾何和剛度上的相似,通過幾何和管材剛度上相似比的換算,最終采用PVC管材[11]模擬原水管道。PVC管道外徑為75 mm,內(nèi)壁厚2.5 mm,管長2 m。

    1.5 應(yīng)變片的粘貼

    分別在模型管線正中央2-2斷面和距離中央450 mm處左右兩端1-1和3-3斷面處,沿管環(huán)0°,90°和180°方向粘貼應(yīng)變片,每個(gè)測點(diǎn)貼2個(gè)方向的應(yīng)變片,分別是管軸向和環(huán)向,如圖4所示。

    圖4 應(yīng)變片縱斷面布置示意Fig.4 Schematic diagram of longitudinal sectional arrangement of strain gauge

    在測試過程中,為了方便統(tǒng)一記錄和分析數(shù)據(jù),管道環(huán)向標(biāo)記為Y向,軸向標(biāo)記為Z向。管道上各測點(diǎn)的定義簡稱如表2所示。

    表2 管道測點(diǎn)簡稱Table 2 Abbreviation for pipeline measuring points

    1.6 試驗(yàn)加載準(zhǔn)備工作及過程

    將粉碎處理好的重塑土加入適量的水,并進(jìn)行均勻攪拌。由于模型箱體積龐大,需要重復(fù)多次攪拌作業(yè),每次在盒內(nèi)提前攪拌好。將配置好的重塑土進(jìn)行含水率等測試,同時(shí)在盒上套遮光布以減少水分蒸發(fā)。

    將配置好的重塑土分層倒入模型箱內(nèi),每填一層土進(jìn)行壓實(shí),填土至管線底部位置時(shí)終止;然后將管線安放至試驗(yàn)預(yù)定的位置,并繼續(xù)往模型箱內(nèi)填土至試驗(yàn)預(yù)定的地表位置處;最后將管線的應(yīng)變片連接至靜態(tài)應(yīng)變數(shù)據(jù)采集儀上,并將數(shù)據(jù)采集儀連接至電腦。數(shù)據(jù)采集前,采集儀進(jìn)行通道平衡、清零工作。

    本文以原水管外徑2.4 m、淺埋深度2.5 m作為工程背景,通過相似比換算得到模型管外徑為75 mm,模型管頂埋置于土層90 mm處。為模擬不同堆載大小對(duì)模型管受力變形的影響,通過現(xiàn)場調(diào)研得出管道實(shí)際所受土層堆載的范圍,并將管道所處一定范圍內(nèi)的堆土荷載考慮進(jìn)去;通過設(shè)計(jì)合理的相似比大小,換算得出加載板面積。試驗(yàn)設(shè)計(jì)尺寸為0.9 m×0.55 m矩形加載鋼板,并對(duì)模型管道進(jìn)行加載試驗(yàn),通過移動(dòng)鋼板研究不同位置處加載對(duì)管道受力變形的影響。本次試驗(yàn)荷載作用范圍:長(0.9 m)×寬(0.55 m) ,假設(shè)實(shí)際覆土重度γ=20 kN/m3,分別模擬實(shí)際工況下堆土高度為3,6和9 m的堆載,根據(jù)相似比換算,模型試驗(yàn)堆載重度為實(shí)際堆載的1/30。有關(guān)模型試驗(yàn)加載值換算及加載砝碼重量如表3所示。

    表3 試驗(yàn)加載值換算Table 3 Conversiontable of test loading

    加載試驗(yàn)設(shè)計(jì)包括以下幾方面:

    1)加載大?。簩摪宸胖迷谀P拖渫翆由希ㄟ^在鋼板上放置不同重量的砝碼來模擬不同堆載,具體模擬2,4和6 kPa加載對(duì)管道受力變形的影響。由于相比管道所受的外荷載而言,管道的內(nèi)水壓較小,且其經(jīng)過相似比換算后微乎其微,因此本文不考慮管道內(nèi)水壓的影響。

    2)加載位置:通過沿管軸方向移動(dòng)鋼板,研究不同位置處堆載對(duì)埋地管道受力變形的影響。

    以0.9 m×0.55 m鋼板為例,首先將其放置于土層上,通過移動(dòng)鋼板至試驗(yàn)測試位置,然后在鋼板上放不同重量的砝碼模擬不同大小的堆載對(duì)模型管道受力變形的影響。

    2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果分析

    本節(jié)對(duì)試驗(yàn)工況1~6進(jìn)行綜合分析,得出不同加載條件下管道的整體受力變形規(guī)律,并探討加載大小和加載位置對(duì)管線受力變形的影響。模型試驗(yàn)工況如表4所示。

    表4 試驗(yàn)工況Table 4 Experiment cases

    2.1 有限元分析驗(yàn)證

    為了驗(yàn)證本次模型試驗(yàn)的正確性,以中心荷載6 kPa加載工況為例,對(duì)原水管道變形特征進(jìn)行了有限元計(jì)算,其中管頂、管腰和管底的有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)照如表5所示。分析表5可知,模型試驗(yàn)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果相近,說明了本次模型試驗(yàn)的正確性。

    表5 有限元計(jì)算值與實(shí)測值對(duì)比Table 5 Comparison of finite element and measured values

    2.2 中心荷載作用下數(shù)據(jù)分析

    圖5~6分別為中心荷載下1-1及2-2斷面應(yīng)力。由圖5可知,荷載從2 kPa增大到4 kPa時(shí),LDZ應(yīng)力值增大了59%;荷載從4 kPa增大到6 kPa時(shí),其應(yīng)力值增大了76%。

    圖5 中心荷載下1-1斷面應(yīng)力Fig.5 Stresses of 1-1 section under central loading

    圖6 中心荷載下2-2斷面應(yīng)力Fig.6 Stresses of 2-2 section under central loading

    由圖6可知,荷載從2 kPa增大到4 kPa時(shí),MDZ應(yīng)力值增大了178%;荷載從4 kPa增大到6 kPa時(shí),其應(yīng)力值增大了144%。

    同樣,圖5和圖6中LUY和MUY應(yīng)力值規(guī)律與LUZ和MUZ應(yīng)力值規(guī)律一致。綜合分析可知,在中心加載作用下,隨著荷載不斷增大,管中央處應(yīng)力值增長速度變慢,而管端處應(yīng)力值增長速度變快。在同等荷載下,同一管道斷面處管道下表面軸向應(yīng)力值大于上表面應(yīng)力值;隨著中心荷載不斷增大,管道整體應(yīng)力值也不斷增大,在相同荷載作用下,管道端部應(yīng)力值大于管中央應(yīng)力值,同等位置處,管道的軸向應(yīng)力值大于環(huán)向應(yīng)力值。

    2.3 偏心荷載作用下數(shù)據(jù)分析

    圖7~9分別為偏心荷載下1-1,2-2,3-3斷面應(yīng)力曲線。 由圖7~9可知,同樣,隨著荷載增大,管道整體應(yīng)力值也不斷增大;相同荷載作用下,管道端部應(yīng)力值大于管中央應(yīng)力值,同等位置處,管道的軸向應(yīng)力值大于環(huán)向應(yīng)力值。

    圖7 偏心荷載下1-1斷面應(yīng)力Fig.7 Stresses of 1-1 section under eccentric loading

    圖8 偏心荷載下2-2斷面應(yīng)力Fig.8 Stresses of 2-2 section under eccentric loading

    圖9 偏心荷載下3-3斷面應(yīng)力Fig.9 Stress of 3-3 Section under eccentric loading

    然而在偏心荷載作用下,靠近荷載的管端應(yīng)力值遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于遠(yuǎn)離荷載的管端值,如在6 kPa加載作用下,RDZ應(yīng)力值達(dá)到595 kPa,而MDZ應(yīng)力值僅有64 kPa。且隨著荷載不斷增大,管端處應(yīng)力增長速度變緩,然而管中央應(yīng)力增長速度較為穩(wěn)定。如荷載從2 kPa增大到4 kPa時(shí),MDZ應(yīng)力值增大了50%;荷載從4 kPa增大到6 kPa時(shí),MDZ應(yīng)力值增大了53%。

    對(duì)比圖7和圖9發(fā)現(xiàn),靠近荷載的LUY,LMY和LDY應(yīng)力值增長速度較為一致,荷載從2 kPa增大到4 kPa時(shí),LUY,LMY和LDY應(yīng)力值大小接近,然而荷載從4 kPa增大到6 kPa時(shí),LMY應(yīng)力值較LUY和LDY小;同時(shí)也發(fā)現(xiàn)LUZ和LDZ應(yīng)力值增長速度較為一致,RUZ和RDZ應(yīng)力值增長速度也較為一致,但其應(yīng)力差值卻隨著荷載的增大而日趨增大。

    3 結(jié)論

    1)施加正中心加載時(shí),在相同荷載作用下,管道同一測點(diǎn)處的軸向應(yīng)力值高于環(huán)向應(yīng)力值,管端應(yīng)力值高于管中央應(yīng)力值,管道底部應(yīng)力值略高于頂部應(yīng)力值;隨著荷載增大,管中央處應(yīng)力值增長速度與管端處并不一致,前者增長速度變慢,而后者增長速度變快。

    2)在偏心荷載作用下,隨著荷載不斷增大,管中央處應(yīng)力增長速度平緩,管端處應(yīng)力增長速度變慢,但是管端部應(yīng)力值遠(yuǎn)大于管中央應(yīng)力值,尤其在偏載6 kPa作用下,管端下表面軸向應(yīng)力達(dá)595 kPa,而管中央處僅有64 kPa。靠近荷載的管端,其端部應(yīng)力值增大明顯;偏離荷載的管端應(yīng)力值并不是最小的,最小值仍在管中央處,可見試驗(yàn)中邊界約束作用對(duì)管端的影響仍然較大。

    3)通過本次模型試驗(yàn)可知,相同荷載作用下管端應(yīng)力值高于管中央應(yīng)力值,可知管端受邊界約束作用明顯,管道為彎曲變形;同時(shí),在同種荷載下,同一測點(diǎn)處管道軸向應(yīng)力值往往高于環(huán)向應(yīng)力值。由此可以推測,當(dāng)管道發(fā)生彎曲破壞時(shí),管道的軸向拉伸作用將會(huì)是主導(dǎo)因素,因此在原水管道保護(hù)中需注意管底拉伸應(yīng)力的影響,尤其注意焊縫處的保護(hù)。

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