預應力鋼筒混凝土頂管頂力試驗研究

宣鋒 葉源新 鐘俊彬

（1.上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司 200092；2.上海城投水務工程項目管理有限公司 201103）

引言

預應力鋼筒混凝土頂管（Jacking of Prestressed Concrete Cylinder Pipe，簡稱 JPCCP）是指 PCCP與頂管施工工藝（Jacking）相結(jié)合的新型管材，是鋼筒、預應力鋼絲、預應力混凝土、普通鋼筋混凝土等組成的復合結(jié)構(gòu)。頂管施工方式在我國各類管道工程中應用廣泛，國內(nèi)也有一些小口徑、短距離的JPCCP應用案例，但相關研究較少，特別是缺乏在頂力作用下各結(jié)構(gòu)層受力特性的研究。JPCCP作為用于頂管施工的管材，頂力工況是區(qū)別于常規(guī)埋管PCCP的重要特征。與普通混凝土頂管不同，該復合結(jié)構(gòu)在頂力作用下，除了縱向混凝土受壓外，在環(huán)向也可能使鋼絲和鋼筒產(chǎn)生較大的應力變化，各結(jié)構(gòu)層也可能發(fā)生脫開、錯位現(xiàn)象。因此有必要進行JPCCP頂力工況下的結(jié)構(gòu)性能研究，考察頂力作用下復合管材內(nèi)各層材料的力學性能以及層間接觸性能。為此，本文對3.6m內(nèi)徑JPCCP管材進行頂力試驗研究，并通過試驗結(jié)果對上述性能指標進行評價。

1 JPCCP原型管頂力試驗和數(shù)值模擬概述

1.1 JPCCP試驗概況

JPCCP頂力試驗采用2根DN3600原型管置于試驗井內(nèi)，模擬管道在頂力作用下，直線和曲線頂進時的結(jié)構(gòu)受力特性，以及在卸去頂力后接口的水密性能。圖1為JPCCP的結(jié)構(gòu)形式，由鋼筒、管芯混凝土、高強預應力鋼絲、環(huán)筋和鋼筋混凝土外保護層5部分組成，主要受力部件尺寸參數(shù)見表1。預應力鋼絲采用7mm直徑光面消除應力鋼絲，混凝土保護層內(nèi)設置構(gòu)造鋼筋，縱筋為HRB335，直徑為10mm；鋼筋骨架環(huán)筋為CRB550，直徑為10mm。該JPCCP管道的有效傳力區(qū)域厚度為280mm。

圖1 JPCCP結(jié)構(gòu)形式示意Fig.1 Stucture type of JPCCP

表1 結(jié)構(gòu)各主要受力部件尺寸參數(shù)Tab.1 Size of themain force components

圖2給出了斷面上千斤頂?shù)牟贾?，本次試驗在斷面上采用?組千斤頂同步頂進，每個油缸的極限頂力為375t。根據(jù)開啟的油缸編號不同，一共進行了10種不同工況下的頂力試驗。其中前3組工況為直線頂進工況，分別為6個千斤頂全部開啟，開啟1號、2號、3號、4號、6號和開啟1號、2號、3號、5號三種情況；有7種工況為曲線頂進工況，分為開啟4號、5號、6號和1號、2號、3號兩種情況，且設置了不同初始偏轉(zhuǎn)角度，詳細數(shù)據(jù)見表2。

圖2 斷面千斤頂布置示意Fig.2 The arrage of jacking

表2 頂力試驗工況Tab.2 Situation of jacking test

本次試驗采集了預應力鋼絲、鋼筒、外層鋼筋混凝土、預應力混凝土的應變，以及各層間的接觸應力。圖3為試驗的測點布置，試驗共選取三個測試斷面，每個測試斷面間隔45°共布置8個測點。圖4為現(xiàn)場安裝完畢后的JPCCP試驗管節(jié)。

圖3 測點布置Fig.3 The arrage of test point

圖4 傳感器布置Fig.4 The arrage of sensor

1.2 數(shù)值模擬

圖5給出了模型與網(wǎng)格劃分，為真實反映試驗情況，采用了雙節(jié)JPCCP管節(jié)并考慮了頂進構(gòu)件頂鐵、襯墊等的影響，對混凝土、導軌鋼構(gòu)件、木襯墊、剛性頂鐵均采用了實體單元進行模擬，對環(huán)筋和預應力鋼絲采用truss（桁架）單元進行模擬，對鋼筒采用shell（殼）單元進行模擬。材料力學參數(shù)與試驗一致，預應力采用降溫法施加。曲線頂進的模型偏轉(zhuǎn)角為初始生成，即建模時已考慮偏轉(zhuǎn)角，與實驗的加載條件一致。分析時考慮鋼構(gòu)件為理想彈塑性材料，為模擬混凝土在壓彎狀態(tài)下的性能采用減縮積分單元（C3D8R）?；炷敛捎盟苄該p傷本構(gòu)模型，結(jié)合規(guī)范［1］與室內(nèi)劈裂抗拉試驗，得到混凝土各參數(shù)取值如表3所示。預應力鋼絲采用降溫法施加預應力，考慮鋼絲初始預應力損失，將鋼絲預拉力取為1017MPa，模擬降溫－512℃。依據(jù)鋼絲設計強度標準值1110MPa，鋼絲應力增量達到失效值為93MPa。

圖5 結(jié)構(gòu)數(shù)值模型以及網(wǎng)格示意Fig.5 FEA model

表3 混凝土相關參數(shù)Tab.3 Concrete parameters

2 原型管頂進試驗和數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 直線頂進結(jié)果

試驗中，工況1為頂力在斷面上均勻分布，是最理想的頂進狀態(tài)，圖6給出了管材在前管管道的管芯內(nèi)層混凝土、外層混凝土、管芯外層混凝土以及鋼筒的縱向應變測試結(jié)果。圖中應變符號的規(guī)則如下，Q表示軸向，H表示環(huán)向；045表示在45°測點處；C1、C2、C3分別表示內(nèi)層、中間層、外層混凝土；S1表示鋼筒；S2表示鋼絲；后文表述與此一致，不再贅述?？梢钥闯觯鞑牧显诳v向的應變增量總體而言比較一致，各層材料在各個測試點的應變值比較接近，最大值位于120με左右，有個別測試點的最大值達到200με，且全部表現(xiàn)為在頂力的作用下受壓。但由于局壓的作用，在90°和270°的測試點上，各層材料的應變值均為最大。

試驗測得的預應力鋼絲的環(huán)向應變增量如圖7所示，可以看出，試驗管節(jié)的前管鋼絲環(huán)向應變增量變化趨勢為向受壓發(fā)展，最大為250με，表明預應力鋼絲在頂進時預應力變小。對于管材結(jié)構(gòu)而言，頂進過程中前管的鋼絲應力變小是安全的。與前管相反，試驗測得后管鋼絲的環(huán)向應變呈受拉增大的趨勢，最大的應變增量為160με，對應的應力增量為32.8MPa，總應力值沒有超過1000MPa，同樣處于安全的狀態(tài)。

圖8為ABAQUS在頂力為375kN時的模擬結(jié)果，從JPCCP管側(cè)面的應變分布可以看出，當頂力值較小時，截面上的應變分布相對均勻，當頂力數(shù)值較大時，在千斤頂作用點區(qū)域有一定的應力集中，主要集中在管節(jié)的前1／4，隨著頂力的向后傳遞，應變分布逐漸均勻。截面1的斷面上的混凝土受力均勻，左右對稱，應變響應最大的區(qū)域位于90°和270°的區(qū)域，與試驗結(jié)果基本一致，頂力傳遞到后管已經(jīng)接近均勻分布。

對于工況2和工況3而言，均為頂力有一定偏心的頂進工況，工況3相對更不利于管材的頂進。根據(jù)《頂管工程》［2］中對斷面核的定義，工況3的頂力分布折算的著力作用點的位置基本位于斷面核邊沿的位置，表明該工況的應變分布規(guī)律接近設計最大允許頂力［3］工況下的應變分布規(guī)律。從管芯外層混凝土應變變化可以很明顯地看出，位于著力點一側(cè)的應變明顯大于位于著力點另一側(cè)的混凝土壓應變，應變最大的區(qū)域位于截面90°處的外層混凝土，達到353με。圖9為工況3的模擬結(jié)果，可以看出千斤頂作用區(qū)域同樣出現(xiàn)了應力集中，且由于著力點偏心距較大，應力集中的區(qū)域在側(cè)面影響的區(qū)域也更大，約為管道的1／3。工況3下鋼絲的變化規(guī)律與工況1和工況2基本一致，原型試驗測得前管鋼絲環(huán)向應變增量為受壓發(fā)展趨勢，后管為受拉變化趨勢。

圖6 工況1試驗結(jié)果Fig.6 Test results of situation 1

圖7 鋼絲環(huán)向應變增量Fig.7 The circumferential strain increment of the wire

圖8 工況1應變云圖Fig.8 The stress cloud of situation 1

圖9 工況3應變云圖Fig.9 The stress cloud of situation 3

2.2 曲線頂進試驗結(jié)果

由于曲線頂進工況較多，以工況4為例，其主要的試驗結(jié)果如表4所示?？梢钥闯觯捎谄?，頂管的混凝土出現(xiàn)拉應變，但值并不大，前后兩管鋼筒與管芯外層混凝土接觸力為拉應力，有錯開趨勢，但是由于預壓應力作用使得鋼筒與混凝土之間仍處于受壓狀態(tài)即處于安全狀態(tài)。鋼絲與外保護層混凝土之間的接觸力為拉應力，有錯開趨勢，但在設計頂力作用下，結(jié)構(gòu)的各項指標都處于安全狀態(tài)。

在曲線頂進的模擬中，注意到在混凝土主體出現(xiàn)受拉集中和受壓集中的區(qū)域。圖10給出了工況5和工況8的軸向應力云圖，工況8比工況5的最大拉、壓應力都要更大，是偏角更大引起的，即偏角越大越危險。工況5和工況8的管節(jié)混凝土最大軸向壓應力分別為25.7MPa和29.5MPa，均超過了 C50混凝土抗壓設計值23.1MPa，超過抗壓設計值的區(qū)域（灰色或黑色）均集中在受壓的端部，但都未達到標準值39.6 MPa，沒有出現(xiàn)壓壞的現(xiàn)象。工況5和工況8的管節(jié)混凝土的最大軸向拉應力都是2.35MPa，超過了抗拉標準值1.89MPa。環(huán)向最大拉應力分別為3.21MPa和3.39MPa，也就是環(huán)向拉應力超過了設計值3.22MPa，但可看出僅僅出現(xiàn)在局部范圍，結(jié)構(gòu)仍處于安全狀態(tài)。為了判斷應力的最大拉壓值是否是由于過大的側(cè)頂油缸的頂力造成的，對工況8不加千斤頂?shù)那闆r進行模擬加載，偏轉(zhuǎn)角由初始的0.398°變?yōu)樽罱K的0.309°。結(jié)果表明：軸向拉壓應力值及最值的集中范圍幾乎沒有變化，環(huán)向的最大拉應力值更小，因此為了保持偏轉(zhuǎn)角而施加的側(cè)向頂力會讓管節(jié)更危險。

表4 工況4各位置應變Tab.4 The key results of sitution 4

圖10 混凝土軸向應力Fig.10 The axial stress of concrete

3 JPCCP頂進安全性能評價

3.1 管芯混凝土、鋼筒與混凝土粘結(jié)力及混凝土環(huán)向安全性評價

管道在施加頂進力前，在鋼絲初始預應力的作用下，管芯混凝土軸向均處于受拉狀態(tài)，其中插口處混凝土最大拉應力達到了2.11MPa，超過了混凝土抗拉設計值1.89MPa。最大頂進力作用時管芯內(nèi)層混凝土拉應力數(shù)值仍舊過大?，F(xiàn)場也在靠近插口的位置檢測到細微的混凝土初裂縫，隨著頂進試驗的開展裂縫并未發(fā)展。從試驗測得的混凝土環(huán)向應力情況可知管芯混凝土由于鋼絲的作用在頂進的過程中環(huán)向一直處于受壓狀態(tài)，因此產(chǎn)生環(huán)向受拉損傷的可能性較小。表5為鋼筒與管芯混凝土的最大剪切應力，內(nèi)外層混凝土與鋼筒均存在數(shù)值較大的剪切應力，且頂進力作用下縱向剪切應力要大于環(huán)向剪切應力，最大值為0.86MPa，但頂進試驗中并未出現(xiàn)管芯混凝土的剪切滑移現(xiàn)象，表明混凝土與鋼筒之間的粘結(jié)處于安全的狀態(tài)。

表5 鋼筒與管芯混凝土最大剪切應力Tab.5 Themaximum shear stress of steel drum with internal concrete

3.2 預應力鋼絲安全性能評價

試驗測試的結(jié)果表明，不論頂力均勻布置還是存在一定偏心的情況下，前管的預應力鋼絲在頂力的作用下預應力值減小，后管的預應力值增大，最大增量為41MPa，總體而言，前管和后管均處于相對安全的狀態(tài)。

但在數(shù)值模擬中發(fā)現(xiàn)前管的鋼絲處于應力增長的趨勢，為此本文在工況1和工況3的基礎上繼續(xù)模擬加載，分別為單個千斤頂10800kN和8000kN（工況1應力均勻分布，理想狀態(tài)下最大頂力為允許頂力的2倍），以此進行頂力作用下鋼絲安全性能的評估。在工況1下，在初始預壓應力下，在JPCCP管材的插口端預應力值最大，約為1026MPa，截面 1區(qū)域相對較小約為1015MPa。在頂力作用下，前管截面1區(qū)域的應力增長明顯為28MPa，還不足以使鋼絲應力達到設計值，其余位置的預應力值基本保持不變，從鋼筒的應力變化云圖也可看出相應的規(guī)律，說明頂力作用下會使鋼絲的應力增長，但主要集中在前管千斤頂作用的部分。工況3與工況1類似，圖11為工況3預應力鋼絲和鋼筒的應力變化，頂力作用下，前管靠近千斤頂?shù)慕孛骖A應力鋼絲增長明顯，頂力增量為25MPa，可以看出工況3的最大頂力與工況1相比減小了1倍，但預應力鋼絲的增量僅減小了3MPa，說明偏心頂進下對預應力鋼絲更不利。通過數(shù)值模擬表明鋼絲的應力增量并不大，部分還存在一定的預應力損失。

圖11 工況3應力云圖Fig.11 The stress cloud of situation 3

4 JPCCP最大允許頂力設計探討

根據(jù)國內(nèi)外長期的施工經(jīng)驗，普通混凝土承插管頂管的設計最大允許頂力一般采用接頭傳力面上無間隙，一端的邊緣應力為0，另一端的邊緣應力達到最大時的頂力，此時的頂力約定俗成為“設計允許頂力”。試驗和數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，PCCP管材在頂進時結(jié)構(gòu)環(huán)向處于較為安全的狀態(tài)，本節(jié)探討JPCCP的縱向設計允許頂力設計。

通過2.1節(jié)總結(jié)了3個直線頂進工況，得到了不同頂力分布下管端混凝土實測應力。根據(jù)試驗條件，通過斷面核理論，按文獻［2］的方法進行計算可得到實測應力下的計算頂力，其是指將實測的應力最大值作為斷面的應力按線性分布時的最大應力反算得到的頂力值，即：

式中：fc為混凝土受壓強度設計值；Ap為管道的最小有效傳力面積；λ為著力點位置相關的數(shù)值，當著力點位于中心時，取值為1，位于斷面核邊沿時取值為0.5。表6為3個工況下的實測應力值、反算得到頂力值和實際施加的頂力值。

從表6中可以看出，采用實測應力推算頂力時的結(jié)果要大于實際施加的頂力值，表明實際斷面最大應力要大于按完全理想狀態(tài)分布時的應力，這與頂管規(guī)范［3］是呼應的。規(guī)范規(guī)定在設計時，需對設計最大允許頂力工況下的斷面分布最大應力值進行折減，折減系數(shù)如下：

式中：φ1為混凝土受壓強度折減系數(shù)，可取值0.9；φ2為偏心受壓強度提高系數(shù)，可取值1.05；φ3為混凝土材料脆性系數(shù)，可取0.85，該系數(shù)取值參考美國規(guī)范得到，與其保持一致；φ5為混凝土強度標準調(diào)整系數(shù)，可取0.79，取該值是考慮到中國的混凝土強度為美國的0.79，調(diào)整后安全度標準與美國接近；γQd為頂力分項系數(shù)，可取1.3。

表6 實際頂力值與實測應力計算頂力值Tab.6 Measured value and theoretical value of stress

表6中實際頂力值／實測應力計算頂力值為本次試驗得到的折減系數(shù)，其值為0.77～0.84，與規(guī)范取值基本一致。并且文獻［4］指出，在實際工程施工中，頂力的不均勻分布一般發(fā)生在糾偏的過程中。承插管的糾偏是由前段作為糾偏段，后段作為穩(wěn)定段跟隨前段洞穴前進，在斷面上基本不會有局壓效應的產(chǎn)生，因此采用鋼筋混凝土的最大允許頂力計算公式進行JPCCP頂管的頂力設計是可靠的，且有一定的安全余量。

5 結(jié)論

1.本次試驗測得的JPCCP管材在各點的試驗數(shù)據(jù)基本準確，基于ABAQUS的數(shù)值模擬結(jié)果吻合較好，試驗工況下，管材具有較好的結(jié)構(gòu)性能，滿足各項力學指標；

2.直線頂進試驗測得預應力鋼絲應力在前后管的變化方向不一致，但試驗實測預應力鋼絲應力增量處于安全的范圍內(nèi)，且安全度較高，數(shù)值模擬得到的預應力鋼絲應力在前管靠近千斤頂截面有明顯的增長，最大增長值分別為28MPa和25MPa，同樣處于安全的范圍，表明頂進過程中，預應力鋼絲的性能不是頂力的控制因素；

3.曲線頂進時，試驗和數(shù)值模擬均表明頂力的偏心效應很明顯，外層混凝土在局部有脫開趨勢，但結(jié)果表明，在設計工況下，結(jié)構(gòu)各指標處于安全狀態(tài)；

4.試驗結(jié)果表明，在頂力的作用下，JPCCP管道在環(huán)向包括各層混凝土以及混凝土與鋼筒的粘結(jié)力的性能指標均處于安全的范圍內(nèi)，環(huán)向性能良好；

5.直線頂進時，JPCCP頂管與鋼筋混凝土管的結(jié)構(gòu)響應相近且安全度很接近，采用鋼筋混凝土頂管的計算方法計算JPCCP管的允許頂力的結(jié)果是適用的。

致謝

本研究得到了上海城投水務工程項目管理有限公司、同濟大學、上?；A工程集團有限公司、上海萬朗管業(yè)有限公司及無錫華毅管道有限公司在試驗研究中給予的大力支持與幫助。

［1］GB 50010－2010（2015版）混凝土結(jié)構(gòu)設計規(guī)范［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2015 GB 50010－2010（2015）Code for design of concrete structures［S］.Beijing：China Architecture＆Building Press，2010

［2］馬·謝爾勒.頂管工程［M］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，1983

［3］CECS 246：2008給水排水工程頂管技術規(guī)程［S］.北京：中國計劃出版社，2008 CECS 246：2008 Technical specification for pipe jacking ofwater supply and sewerage engineering［S］.Beijing：China Planning Press，2011

［4］葛春輝.頂管工程設計與施工［M］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2012