機(jī)械侵入荷載下格柵用于防護(hù)柔性埋地管道的試驗(yàn)研究

王嘉勇, 肖成志, 2, 何晨曦

(1. 河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院，天津 300401；2. 河北工業(yè)大學(xué) 河北省土木工程技術(shù)研究中心，天津 300401)

當(dāng)前，隨著城市基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的快速發(fā)展，以挖掘機(jī)械侵入為主的第三方施工荷載成為國內(nèi)外油、氣和水等埋地管道破壞的主要因素[1-2]。Brooker[3-5]、姚安林[6]、楊建功[7]和李軍[8]等先后通過模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法分析了挖掘機(jī)斗齒荷載對管道的影響，發(fā)現(xiàn)因挖掘機(jī)鏟尖剛度大，挖掘侵入土體速度較快，而埋地管道常以鋼管或塑料柔性管等為主，一旦挖掘機(jī)侵入觸碰管道極易使其發(fā)生變形或破裂，從而引發(fā)油氣泄漏或爆炸等危險(xiǎn)事故。因此，如何針對埋地管道進(jìn)行防護(hù)引起了大量研究人員的關(guān)注。土工格柵作為巖土工程加筋材料依靠其造價(jià)低、性能好、施工簡單等優(yōu)點(diǎn)在短短幾十年的時(shí)間內(nèi)發(fā)展迅速，在擋土墻和橋臺(tái)臺(tái)背與軟基處理和道路工程加固等方面發(fā)揮著重要的作用[9]。目前，國內(nèi)外在土工格柵用于防護(hù)埋地管道方面的研究已取得了一定的成果。Selvadura[10]試驗(yàn)指出在埋地管道上方鋪設(shè)格柵可有效提高承載能力；Hegde等[11]研究了靜載作用下土工格柵和土工格室對埋地管道防護(hù)減災(zāi)性能，指出格柵加筋能夠大大降低管道變形、管頂土壓力和管道應(yīng)變；肖成志等[12-13]針對格柵加筋防護(hù)HDPE埋地管道開展了靜載試驗(yàn)分析，提出了格柵最佳敷設(shè)參數(shù)。Palmeira[14]試驗(yàn)?zāi)M分析了施工機(jī)械侵入筋材防護(hù)埋地管道的變形與受力特點(diǎn)。但施工機(jī)械侵入時(shí)管道破壞機(jī)制的研究尚不成熟，且管道設(shè)計(jì)中尚無相應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)或規(guī)范明確挖掘機(jī)侵入等第三方施工所產(chǎn)生的影響。因此，針對第三方施工荷載作用對油氣管道力學(xué)性能的影響亟待研究。本文擬通過室內(nèi)模型試驗(yàn)，模擬施工機(jī)械持續(xù)侵入過程，以此分析土工格柵對管道防護(hù)性能的影響，并對比分析筋材長度、筋材埋深、間距和層數(shù)等對防護(hù)效果的影響。

1 土工格柵加筋防護(hù)埋地管道模型試驗(yàn)

為了研究施工機(jī)械侵入時(shí)埋地管道力學(xué)響應(yīng)以及土工格柵對埋地管道的防護(hù)性能，這里開展了室內(nèi)模型試驗(yàn)，如圖1所示。模型箱的長、寬和高分別為120、40和100 cm，并參照美國AASHTO(1998)[15]和埋地管道相關(guān)規(guī)范[16]對具體模型尺寸進(jìn)行選取。試驗(yàn)通過電液伺服作動(dòng)器控制力和位移，將長、高和厚分別為20、25和2 cm的鋼板于埋地管道頂部地表貫入土層以模擬挖掘機(jī)鏟斗的持續(xù)侵入過程。

1.反力架；2.電液伺服作動(dòng)器；3.鋼板侵入體；4.模型箱 (a) 試驗(yàn)加載平臺(tái)系統(tǒng)裝置圖

(b) 試驗(yàn)現(xiàn)場模型圖圖1 埋地管道模型試驗(yàn)平臺(tái)與裝置圖(cm)Fig.1 Model test platform and device of buried pipe

1.1 回填土

管周填土采用干凈河砂，其最大和最小干重度分別19.90和15.63 kN/m3，基于砂土篩分試驗(yàn)得到其顆粒級配曲線如圖2所示，不均勻系數(shù)Cu為2.65，曲率系數(shù)Cc為0.99，土樣細(xì)粒(粒徑小于0.075 mm)含量小于5%，屬于級配不良砂土。試驗(yàn)回填砂土相對密實(shí)度為70%，按5 cm分層填壓，鋪設(shè)筋材時(shí)筋材層及其上下鄰層用紅色彩砂標(biāo)示，以便于觀察土層沉降，如圖1(b)所示。

圖2 回填河砂顆粒級配曲線Fig.2 Grain size distribution of river sand for filling

1.2 管道和筋材

選用外徑110 mm、壁厚5.3 mm的高密度聚乙烯(HDPE)管道和聚丙烯EG3030雙向格柵，管道密度為0.965 g/cm3；格柵極限抗拉強(qiáng)度為30 kN/m，應(yīng)變?yōu)?%和5%時(shí)所對應(yīng)的拉力分別為10.5和21.0 kN/m。

1.3 試驗(yàn)與測試方案

試驗(yàn)在管頂?shù)乇聿捎贸掷m(xù)靜壓鋼板侵入體來模擬挖掘機(jī)械侵入，圖3給出了試驗(yàn)的不同工況。

(a) 模式1(b) 模式2(c) 模式3(d) 模式4

圖3 試驗(yàn)與加筋防護(hù)模式

Fig.3 Test and reinforcement protection modes

工況1：無筋材防護(hù)；

工況2：單層筋材阻擋機(jī)械侵入；

工況3：多層筋材阻擋機(jī)械侵入；

工況4：筋材分別用于阻擋機(jī)械侵入和防護(hù)管道。

通過改變筋材的長度L、埋深u、間距s以及層數(shù)n等參數(shù)，綜合分析模擬機(jī)械侵入荷載作用下筋材對埋地管道的防護(hù)效果。試驗(yàn)重點(diǎn)監(jiān)測各因素影響下的侵入荷載、管道變形和管道外表面環(huán)向應(yīng)變。模型試驗(yàn)采用自制百分表固定于管道內(nèi)部，監(jiān)測管道徑向變形U(水平:Uh和垂直:Uv) (如圖4(a)所示)；同時(shí)，沿管周布置8個(gè)環(huán)向應(yīng)變監(jiān)測點(diǎn)(如圖4(b)所示)。

試驗(yàn)中按照侵入體貫入砂土的深度Hb進(jìn)行加載，每次貫入1 cm且每級載荷持續(xù)5 min，直至侵入深度達(dá)到15 cm(約1.4D)時(shí)結(jié)束試驗(yàn)，詳細(xì)試驗(yàn)方案見表1。

(a) 管道徑向變形監(jiān)測(b) 管道應(yīng)變監(jiān)測點(diǎn)

圖4 管道變形與應(yīng)變測點(diǎn)布置圖Fig.4 Layout of deformation and strains monitoring of pipes表1 施工機(jī)械侵入荷載下埋地管道力學(xué)機(jī)理及防護(hù)研究方案Tab.1 Mechanical mechanism and protection research scheme of buried pipes under intrusive load of construction machinery

2.1 筋材長度對加筋防護(hù)效果的影響

這里采用單層筋材防護(hù)模式，選取管道埋深H/D=2、筋材埋深u/D=1.0，對比筋材長度L/D分別為2、3和4時(shí)的加筋效果，結(jié)果如圖5所示。

(a) P Vs Hb/D

(b) Pr/Pu Vs Hb/D圖5 不同筋材長度下侵入荷載隨侵入深度的變化Fig.5 Variation of the intrusive load with intrusive depth under different length of reinforcements

圖5(a)給出了加筋前、后侵入荷載P隨侵入深度Hb的變化曲線；為便于對比，圖5(b)對應(yīng)給出了加筋后與加筋前侵入荷載之比Pr/Pu與Hb/D的關(guān)系曲線。由圖可知，隨著侵入深度Hb/D的增加，侵入荷載P逐漸增大；Pr/Pu整體上呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢，且在Hb=u附近達(dá)到極值；當(dāng)侵入深度Hb/D相同時(shí)，筋材越長，Pr/Pu越大。取Hb=15 cm(約1.4D)時(shí)分析，L/D由2增加至3時(shí)，Pr/Pu(或Pr)增加了3.74%，L/D由3增加至4時(shí)，Pr/Pu(或Pr)增加了9.01%，表明隨著筋材長度L/D的增加，達(dá)到相同深度侵入荷載不斷增加，加筋防護(hù)效果越好。

究其原因：試驗(yàn)中侵入體貫入時(shí)主要受到土體摩擦阻力f和筋材阻礙力Fr的作用，即P=f+Fr。隨著侵入深度Hb增加，f和Fr的總作用持續(xù)增大，使得侵入荷載P單調(diào)遞增。其中，當(dāng)侵入深度較小，如Hb<0.8D時(shí)，由于淺層土體自重小，強(qiáng)度低，且此時(shí)侵入體距離加筋區(qū)較遠(yuǎn)，因此f和Fr均較小，使得侵入時(shí)荷載P很小，加筋效果不明顯，Pr/Pu接近1；當(dāng)0.8D≤Hb≤u=D時(shí)，侵入體逐漸接近并達(dá)到筋材所在位置，筋材作用也越來越顯著，而筋材對侵入體的抵抗作用主要由筋材在土體間的抗拉拔阻力提供，現(xiàn)有研究表明[16]，砂土中格柵法向應(yīng)力越小，拉拔阻力達(dá)到峰值時(shí)的所對應(yīng)的拉拔位移越小，由于本文試驗(yàn)中格柵只受到覆土較小的壓力作用，因此筋材一旦與土體產(chǎn)生相對滑動(dòng)其拉拔力已基本達(dá)到最大值，從而使得筋材的作用在Hb=u附近發(fā)揮至極致，Pr/Pu出現(xiàn)峰值；當(dāng)Hb>u時(shí)，由圖6可知，筋材未發(fā)生斷裂破壞，其與土體發(fā)生相對滑動(dòng)然后隨著侵入體一起向下運(yùn)動(dòng)，但在此過程中由于加筋作用趨于穩(wěn)定，Pr增長速率降低，導(dǎo)致Pr/Pu值減小。另外，隨著筋材長度L/D的增加，筋材與土體的相互作用面增大，其二者間摩擦和嵌咬作用增強(qiáng)，故加筋效果越來越好。

圖6 加載后的格柵變形Fig.6 Deformation of geogrid after loading

2.2 筋材埋深對加筋防護(hù)效果的影響

針對單層筋材加筋，選取管道埋深H/D=2、筋材長度L/D=4，對比筋材埋深u/D分別為0.5、1.0和1.5時(shí)的加筋效果。圖7給出了不同筋材埋深下P-Hb/D和Pr/Pu-Hb/D關(guān)系曲線。由圖可知，不同筋材埋深u/D對應(yīng)的侵入荷載P均持續(xù)增長，但P-Hb/D曲線的拐點(diǎn)位置和變化幅度有所不同；此外，當(dāng)Hb均為15 cm(約1.4D)時(shí)，u/D由0.5增加至1.0，Pr增加了11.8%，而u/D由1.0增加至1.5，Pr減小了23.5%。

(a) P Vs Hb/D

(b) Pr/Pu Vs Hb/D圖7 不同筋材埋深下侵入荷載隨侵入深度的變化

Fig.7 Variation of the intrusive load with intrusive depth under different depths of reinforcements

究其原因，當(dāng)u/D=0.5時(shí)，由于筋材埋深小，筋材對侵入體阻礙作用力Fr在侵入深度Hb較小時(shí)便有了明顯的體現(xiàn)，所以P-Hb/D曲線較早出現(xiàn)拐點(diǎn)，但筋材上覆土層厚度過薄導(dǎo)致筋材與土體間的相互作用(摩擦和嵌咬作用)較弱，因此加載后期P和Pr/Pu值相對較??；當(dāng)u/D=1.0時(shí)，筋材埋深增大，且筋土間相互作用增強(qiáng)，使得筋材對侵入體的阻擋作用顯著提高；當(dāng)u/D=1.5時(shí)，由筋材埋深過大，侵入體始終未到達(dá)筋材所在位置，筋材沒有對其產(chǎn)生直接的阻擋，加筋作用未能充分發(fā)揮，從而造成其加筋效果與u/D=1.0時(shí)比略顯遜色。

2.3 筋材間距對加筋防護(hù)效果的影響

在多層筋材防護(hù)模式基礎(chǔ)上，選取管道埋深H=2D、筋材長度L=4D和筋材層數(shù)n=2，首層筋材埋深u/D=0.5，對比筋材間距s/D分別為0.5和1.0時(shí)的加筋防護(hù)效果。

圖8給出了不同筋材間距下的P-Hb/D和Pr/Pu-Hb/D關(guān)系曲線。由圖可知，增加筋材層數(shù)可明顯提高侵入荷載，且侵入深度Hb/D相等時(shí)，筋材間距s/D=0.5時(shí)的Pr和Pr/Pu值均比s/D=1.0時(shí)大。其中，當(dāng)s/D=0.5時(shí)，Pr/Pu整體上為先增大后減小的變化趨勢，其最大值(Pr/Pu)max位于2層筋材的中間位置附近(即Hb=u+s/2處附近)；當(dāng)s/D=1.0時(shí)，Pr/Pu隨Hb/D的增加波動(dòng)較大，其最大值(Pr/Pu)max出現(xiàn)在靠近底層筋材處。

(a) P Vs Hb/D

(b) Pr/Pu Vs Hb/D圖8 不同筋材間距下侵入荷載隨侵入深度的變化

Fig.8 Variation of the intrusive load with intrusive depth under different spacing of reinforcements

其原因在于：當(dāng)s/D=0.5時(shí)，筋材間距較小，筋材對土體的側(cè)向約束作用較強(qiáng)，且侵入過程中侵入體與上層筋材接觸作用不久后又受到下層筋材的約束，上下層筋材協(xié)同作用良好，使侵入荷載得到很好地?cái)U(kuò)散，因此加筋效果顯著；而當(dāng)s/D=1.0時(shí)，侵入體最終侵入深度未抵達(dá)下一層筋材，因此下層筋材作用未能有效發(fā)揮，使得其整體加筋效果要比s/D=0.5時(shí)稍差。結(jié)合圖7對比分析可知，同等條件下，筋材層數(shù)越多，P和Pr/Pu值越大，表明增加筋材層數(shù)可使加筋效果更顯著。

2.4 管道徑向變形

在管道埋深H/D=2和筋材長度L/D=4的前提下，根據(jù)圖3中所示的不同加筋模式選取以下4種工況：

(1)n=0；

(2)n=1，u/D=0.5；

(3)n=2，u/D=0.5，s/D=0.5；

(4)n=2，u/D=0.5，s/D=1.0。

對比分析鋼板侵入體貫入時(shí)侵入荷載P與管道徑向變形比U/D(即管道徑向變形U與管道外徑D之比)的關(guān)系，如圖9所示。

圖9 不同加筋模式下的管道徑向變形比Fig.9 Radial deformation ratio of pipes under different reinforcement modes

由圖可知，隨著Hb/D的增大，侵入荷載P和管道變形比U/D顯著增加，其中管道水平方向徑向擴(kuò)張，垂直方向徑向收縮，由于左右兩側(cè)受到土體約束，管道水平徑向變形比Uh/D始終小于垂直徑向變形比Uv/D；當(dāng)侵入荷載相同時(shí)(如P=15和30 kN/m)，筋材層數(shù)越多，管道變形比越小，表明增加筋材層數(shù)可以有效提高土體強(qiáng)度，在管道上方形成保護(hù)層，但隨著侵入荷載的持續(xù)增加，荷載作用效果越來越大，管道變形逐漸達(dá)到規(guī)范限值5%D[15-16]。

2.5 管周環(huán)向應(yīng)變

基于H/D=2、L/D=4、u/D=0.5和s/D=0.5，對比筋材層數(shù)分別為n=0、1和2時(shí)管道應(yīng)變的變化和分布規(guī)律。圖10給出了試驗(yàn)過程中侵入深度Hb/D分

(a) Hb/D=0.6

(b) Hb/D=0.8

(c) Hb/D=1.0

(d) Hb/D=1.2圖10 加載過程中不同加筋層數(shù)下的管周環(huán)向應(yīng)變Fig.10 Circumferential strains of pipes under different layers of reinforcement during loading

別為0.6、0.8、1.0和1.2時(shí)不同加筋層數(shù)下的管周環(huán)向應(yīng)變?chǔ)纽?。由圖可知，隨著鋼板侵入深度Hb的增加，管周各點(diǎn)的應(yīng)變越來越顯著；且在相同的侵入深度Hb下，管周應(yīng)變隨著加筋層數(shù)n的增加而增大。其主要原因是：筋材層數(shù)越多，加筋層間土體的強(qiáng)度越高，同時(shí)其傳遞荷載的性能越好，達(dá)到相同侵入深度所需施加荷載明顯增加。因此，加筋層對管道產(chǎn)生的荷載作用效果也就越顯著。

另外，觀察管道環(huán)向應(yīng)變?chǔ)纽鹊姆植夹问娇梢园l(fā)現(xiàn)，由于侵入體貫入時(shí)將土體向兩側(cè)擠壓，造成管道兩肩附近(30°～90°、270°～330°)受到的壓力顯著，因此該范圍內(nèi)應(yīng)變值小于0，為受壓，而在管頂(0°)和管底附近(135°～225°)的應(yīng)變值大于0，為受拉。

3 結(jié) 論

(1) 機(jī)械侵入荷載作用下，采用土工格柵加筋防護(hù)埋地管道效果顯著，其中在侵入體與格柵接觸初期，即Hb=u時(shí)，加筋效果最為突出，隨后筋材在土體間發(fā)生滑動(dòng)，加筋效果減弱。

(2) 同等條件下，Hb=15 cm(約1.4D)時(shí)，L/D由3增至4，P增加了9.01%；u/D由0.5增至1.0，P增加了11.8%，表明增加筋材長度或埋深后侵入荷載明顯增加，加筋效果更為顯著；筋材間距較小時(shí)，上下層筋材協(xié)同抵抗侵入荷載的作用良好，加筋效果明顯。埋地管道的徑向變形隨侵入荷載的增加而增大，且垂直方向徑向變形始終大于水平方向；同級荷載作用下，增多加筋層數(shù)，管道徑向變形顯著減少。

(3) 侵入體從埋地管道正上方貫入時(shí)其兩側(cè)擠土效應(yīng)顯著，管道應(yīng)變隨侵入深度的增加而增大，其分布規(guī)律為管道兩肩附近(30°～90°、270°～330°)受壓，管頂(0°)和管底附近(135°～225°)受拉。