大口徑鋼筒混凝土管環(huán)向結(jié)構(gòu)性能試驗研究*

夏鑫磊 宣鋒 許大鵬 李威

(上海市政工程設(shè)計研究總院(集團）有限公司 200092）

引言

目前， 在綜合管廊、 給排水管道等市政領(lǐng)域常用的大口徑非開挖管道為鋼筋混凝土頂管， 一般采用“F”型接口形式。 在地下水位較高地區(qū)，常規(guī)鋼筋混凝土頂管由于埋深較深， 在使用過程中接口面臨著滲漏水的問題， 管身混凝土由于防水層難以實施， 澆注質(zhì)量參差不齊等原因也面臨著防水問題。 地下綜合管廊是保障城市運行的生命線工程， 設(shè)計使用年限100 年， 對非開挖管道本體具有較高的防水要求和耐久性要求， 因此在管廊工程中需要應(yīng)用一種防水性能突出、 耐久性高的非開挖管道。

鋼筒混凝土頂管(JRCCP）是一種在鋼筒鋼筋混凝土管(RCCP）和預(yù)應(yīng)力鋼筒混凝土管(PCCP）基礎(chǔ)上發(fā)展起來的新型非開挖管材， 其結(jié)構(gòu)形式特點在于， 在鋼筋混凝土管中嵌入薄鋼筒， 接口采用鋼制承插口配合雙道“O”型橡膠圈， 具有管體抗?jié)B性能好， 接口耐高壓的優(yōu)點。 隨著國內(nèi)市政領(lǐng)域非開挖頂管技術(shù)的廣泛使用， 對管道接口密封性能和管體耐久性能要求的日益提高， 該種新型管材也逐步得到了應(yīng)用[1，2]， 國內(nèi)制定了相關(guān)制造標(biāo)準(zhǔn)[3]， 但無適用的設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)。 美國水工業(yè)協(xié)會(AWWA）制定了生產(chǎn)和設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)[4，5]， 標(biāo)準(zhǔn)中針對管材的受彎性能采用經(jīng)典歐拉梁理論，認為截面保持整體性， 滿足平截面假定， 忽略了大口徑管道的鋼筒與混凝土界面容易發(fā)生粘結(jié)滑移的問題。 為了進一步了解和掌握JRCCP 的環(huán)向結(jié)構(gòu)力學(xué)性能， 以及相應(yīng)的結(jié)構(gòu)設(shè)計方法， 本文結(jié)合南京江北新區(qū)綜合管廊二期工程， 對DN3600 管材進行了試驗和力學(xué)測試。

1 DN3600 管材試驗方案

1.1 管道結(jié)構(gòu)形式

JRCCP 的結(jié)構(gòu)形式由環(huán)向內(nèi)層受力鋼筋籠、鋼筒、 環(huán)向外層受力鋼筋籠、 縱向構(gòu)造鋼筋以及鋼筒內(nèi)外層混凝土組成， 為多層復(fù)合結(jié)構(gòu)。AWWA和國內(nèi)規(guī)范中， RCCP 所采用的結(jié)構(gòu)形式是將環(huán)向內(nèi)層受力鋼筋籠置于鋼筒內(nèi)側(cè)。 在大口徑條件下， 由于鋼筒與混凝土之間的粘結(jié)力有限[6]， 復(fù)合管材截面上的鋼筒、 內(nèi)外層鋼筋的受力情況是否符合平截面假定， 是本次試驗較為關(guān)注的問題。 為此， 將內(nèi)層受力鋼筋置于鋼筒內(nèi)側(cè)和鋼筒外側(cè)， 分別制作了試件Ⅰ(RCCP）和試件Ⅱ(JRCCP）。 圖1 和表1 為本次兩組試件的結(jié)構(gòu)形式和配筋構(gòu)造， 兩組試件內(nèi)徑為3600mm， 壁厚為360mm， 管節(jié)長度為3000mm， 縱向構(gòu)造鋼筋均為48 根直徑 10mm， 沿環(huán)向每隔 7.5°設(shè)置； 對于兩組試件， 均采用C50 混凝土和CRB550 鋼筋。

作為剛性承插式管道， JRCCP 的密封措施是通過鋼筒、 焊接于鋼筒上的接口鋼板以及止水膠條形成封閉環(huán)阻止地下水的浸入， 靠近管道內(nèi)側(cè)的插口上的接口鋼板上設(shè)置兩個凹槽用于放置彈性密封膠條。

圖1 試件結(jié)構(gòu)形式Fig.1 Form of parameters

表1 試件參數(shù)Tab.1 Parameters of specimens

1.2 試件制作

2018 年8 月8 日， 在制管廠進行了試件Ⅰ和試件Ⅱ的制作， 并埋設(shè)了各構(gòu)件的應(yīng)變測試設(shè)備， 本次試驗利用分布式傳感光纖技術(shù)進行鋼筋、 鋼筒與混凝土的應(yīng)變監(jiān)測， 圖2 為本次試驗在鋼筋和鋼筒上布置光纖的現(xiàn)場圖片和布置位置示意， 混凝土在對應(yīng)截面高度的位置開小凹槽敷設(shè)光纖。

圖2 傳感光纖布置Fig.2 Fiber optic sensor

2 試驗方案及過程

2.1 試驗方案

圖3 顯示了本次試驗的加載方案， 測試采用三點加載方案， 在反力架的支撐下， 荷載由固定于頂部的液壓千斤頂提供， 并通過分配梁使荷載轉(zhuǎn)化為線性荷載， 在分配梁和試件之間加入一層寬度300mm， 厚度15mm 的橡膠墊，使荷載更均勻地傳遞并減少試件受到的局壓；采用兩根對稱放置的100mm ×100mm 的木墊塊作為底部支承， 木墊塊與試件接觸點的間距為300mm； 在管道的底部0°截面(A）和頂部180°截面(B）之間以及管側(cè) 90°、 270°截面(C）之間布置拉線式位移傳感器測試管道的變形值。 在三點加載條件下， A、 B 截面和C 截面的彎矩值和軸力值[7]分別為:

式中:MA(B）表示頂部線荷載在A、 B 截面產(chǎn)生的彎矩；NA(B）表示頂部線荷載在A、 B 截面產(chǎn)生的軸力；MC表示頂部線荷載在C 截面產(chǎn)生的彎矩；NC表示頂部線荷載在C 截面產(chǎn)生的軸力；q表示作用于頂部的線荷載；r0為管道的計算半徑。 彎矩計算中， 使管道環(huán)向內(nèi)側(cè)受拉為正， 外側(cè)受拉為負。

圖3 三點法加載方案Fig.3 Three-point loading scheme

表2 給出了各加載級在對應(yīng)截面的內(nèi)力值。

2.2 試驗過程

表3 和表4 總結(jié)了兩組試件在各加載級下的試驗情況， 圖4 為兩組試件的裂縫分布情況。圖5 為兩組試件鋼筒與混凝土在外層混凝土開裂后的粘結(jié)情況。

表2 截面計算內(nèi)力Tab.2 Section calculation internal force

表3 試件Ⅰ試驗現(xiàn)象Tab.3 Phenomenon of test piece I

表4 試件Ⅱ試驗現(xiàn)象Tab.4 Phenomenon of test piece II

圖4 裂縫分布Fig.4 Distribution of crack

圖5 鋼筒與混凝土界面Fig.5 Interface of steel cylinder and concrete

2.3 現(xiàn)象分析

從試驗可知， 試件Ⅰ在加載過程中， 裂縫和環(huán)向變形發(fā)展迅速， 在 A、 B 截面有主裂縫產(chǎn)生， 鋼筒和混凝土界面發(fā)生分離， 表現(xiàn)出一定的脆性， C 截面裂縫分布相對均勻， 但隨荷載增大裂縫寬度發(fā)展較快。 試件Ⅱ在加載過程中， 裂縫均勻分布， 變形較小， 各截面表現(xiàn)為適筋截面的受彎特性， 未發(fā)生明顯的界面分離現(xiàn)象。

可以看出， 試件Ⅰ的承載能力和結(jié)構(gòu)整體剛度遠低于試件Ⅱ。 根據(jù)兩組試件的配筋， 按照AWWA 的計算方法， 兩組試件的抗裂荷載(鋼筋應(yīng)變達到4 ～5 倍的混凝土峰值拉應(yīng)變時出現(xiàn)可見裂縫[8]）為280kN/m， 極限外壓荷載不低于550kN/m。 試件Ⅰ遠達不到設(shè)計要求， 表明此結(jié)構(gòu)形式與計算模式有較大出入， 試件Ⅱ相比設(shè)計要求偏小， 需進行計算模式的驗證。

3 試驗結(jié)果及分析

從試驗現(xiàn)象分析可知， 試件Ⅰ和試件Ⅱ在受力性能上有很大區(qū)別， 為了進一步摸清管道的受力規(guī)律和分層脫開情況， 通過埋設(shè)的分布式光纖測得的應(yīng)變數(shù)據(jù)進行分析。

3.1 荷載-應(yīng)變關(guān)系

圖6 和圖7 分別給出了兩組試件主要受力鋼筋、 鋼筒的環(huán)向應(yīng)變隨荷載級變化關(guān)系曲線。

對于試件Ⅰ， 從曲線中可以看出: (1）內(nèi)外籠鋼筋應(yīng)變沿環(huán)向分布均勻， 外環(huán)筋基本無壓應(yīng)變； (2）鋼筒應(yīng)變沿環(huán)向每隔一段距離出現(xiàn)突變的位置表明鋼筒與混凝土發(fā)生界面分離， 且在自重作用下， 已有界面分離產(chǎn)生； (3）外環(huán)筋在荷載由250kN 增長至300kN 時， C 截面處的應(yīng)變增量達到1000με， 遠大于其余荷載級的變化， 此時結(jié)構(gòu)發(fā)生了內(nèi)力重分布， 外荷載主要由兩側(cè)截面承擔(dān)； (4）鋼筒與內(nèi)環(huán)筋整體應(yīng)變值相比外環(huán)筋較低， 對結(jié)構(gòu)承載的貢獻較小。

對于試件Ⅱ， 從曲線中可以看出: (1）外、中環(huán)筋和鋼筒應(yīng)變沿環(huán)向均勻分布， 無明顯突變點； (2）在外荷載1060kN/3m 內(nèi)， 各層環(huán)向應(yīng)變隨荷載級的增大均勻變化， 結(jié)構(gòu)整體處于彈性狀態(tài)， 還有繼續(xù)承載能力； (3）各加載級下， 外、中環(huán)筋和鋼筒的應(yīng)變值基本接近。

圖6 試件Ⅰ荷載-應(yīng)變關(guān)系(單位： με)Fig.6 P- ε relationship of test piece Ⅰ (unit: με）

圖7 試件Ⅱ荷載-應(yīng)變關(guān)系(單位： με)Fig.7 P- ε relationship of test piece Ⅱ (unit: με）

3.2 平截面假定

圖8 ～圖11 為兩組試件在A、 C 截面各層應(yīng)變沿截面高度的分布， 各結(jié)構(gòu)層的位置可見圖1中的尺寸標(biāo)注，X軸為截面的中軸線， 管內(nèi)側(cè)Y坐標(biāo)取值為負， 外側(cè)Y坐標(biāo)取值為正。 其中混凝土在受拉開裂后， 光纖還能繼續(xù)拉伸采集應(yīng)變，此時圖中的應(yīng)變?nèi)?yīng)截面兩側(cè)各50mm 范圍內(nèi)光纖應(yīng)變的平均值。

圖8 試件Ⅰ在C 截面處應(yīng)變分布Fig.8 Strain distribution of test piece I at section C

圖9 試件Ⅰ在A 截面處應(yīng)變分布Fig.9 Strain distribution of test piece I at section A

圖10 試件Ⅱ在C 截面處應(yīng)變分布Fig.10 Strain distribution of test piece II at section C

圖11 試件Ⅱ在A 截面處應(yīng)變分布Fig.11 Strain distribution of test piece II at section A

對于試件Ⅰ， 從圖8 中可看出， C 截面應(yīng)變沿截面高度分布較為連續(xù)， 整體表現(xiàn)為內(nèi)側(cè)受壓， 外側(cè)受拉， 應(yīng)變分布在鋼筒處出現(xiàn)一定的轉(zhuǎn)折。 截面中和軸在荷載50kN 時位于截面中心附近， 隨著荷載增大， 中和軸迅速向下移動至鋼筒附近且不再繼續(xù)變化， 表明鋼筒在一定程度上分隔了截面， 不能保持良好的完整性， 但也并未完全使截面分離形成疊合截面。

從圖9 中可看出， A 截面整體表現(xiàn)為內(nèi)側(cè)受拉， 外側(cè)受壓， 應(yīng)變沿高度分布在外環(huán)筋處出現(xiàn)了明顯的轉(zhuǎn)折點， 且變化幅度較大。 截面中和軸位于外環(huán)筋的外側(cè)， 隨著荷載的增大逐漸上移。外環(huán)筋與鋼筒的應(yīng)變值基本接近， 兩者范圍內(nèi)的混凝土應(yīng)變基本沒有變化， 對結(jié)構(gòu)承載沒有貢獻， 也表明了鋼筒分隔了內(nèi)外截面， 外環(huán)筋成為了外側(cè)截面的受拉鋼筋。 但由于鋼筒與混凝土還保持有一定的粘結(jié)， 鋼筒和內(nèi)層的環(huán)筋也提供了一定的抗拉承載力， 即外環(huán)筋和鋼筒之間的截面， 在抗彎承載時可看做無效截面。

從兩組曲線來看， 由于鋼筒的存在， 試件Ⅰ在A 截面未保持整體性， 不滿足平截面假定。 C截面整體性相對較好， 但鋼筒并未發(fā)揮承載作用， 對截面產(chǎn)生了一定的分隔， 不滿足平截面假定。

對于試件Ⅱ， 從圖10 中可以看出， C 截面整體表現(xiàn)為內(nèi)側(cè)受壓， 外側(cè)受拉， 應(yīng)變分布在鋼筒處出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折。 鋼筒外側(cè)截面(包含鋼筒）應(yīng)變分布連續(xù)， 有良好的整體性， 中和軸初始位置在截面中心線偏上， 隨著荷載增大逐漸下移。 鋼筒內(nèi)側(cè)截面在荷載小于450kN 時與外側(cè)的應(yīng)變分布連續(xù)性較好， 隨著荷載增大， 內(nèi)側(cè)截面的應(yīng)變基本保持不變， 不再繼續(xù)增長， 表明此時鋼筒分隔了內(nèi)側(cè)截面， 外荷載主要由鋼筒外側(cè)截面承擔(dān)。

從圖11 可以看出， A 截面應(yīng)變沿截面高度變化較大， 但在各加載級的整體趨勢基本一致。以鋼筒為界， 鋼筒外側(cè)截面的應(yīng)變的連續(xù)性較好， 表現(xiàn)為內(nèi)側(cè)受拉， 外側(cè)受壓， 具有良好的整體性。 中環(huán)筋至鋼筒的范圍， 應(yīng)變逐漸減小， 且隨著荷載的增大， 減小的幅度增大。 鋼筒內(nèi)側(cè)截面的應(yīng)變出現(xiàn)較大的突變， 內(nèi)側(cè)部分的應(yīng)變較小，且不具有規(guī)律性， 表明鋼筒分隔了內(nèi)側(cè)截面， 此時內(nèi)側(cè)截面受力相對復(fù)雜， 但對結(jié)構(gòu)整體的承載力貢獻很小， 外荷載主要由鋼筒外側(cè)截面承擔(dān)。

兩組曲線表明， 試件Ⅱ在A 截面處應(yīng)變分布不連續(xù)， 不滿足平截面假定。 在C 截面處應(yīng)變分布不連續(xù)， 但在鋼筒外側(cè)截面(含鋼筒）應(yīng)變分布連續(xù)， 具有良好整體性， 故外側(cè)截面滿足平截面假定， 整體截面不滿足。

3.3 試件失效模式

圖12 表示兩組試件在破壞時形成的塑性鉸示意， 試件Ⅰ在A、 B 截面形成塑性鉸， 試件Ⅱ在A、 B、 C 截面均形成塑性鉸。 對于兩組試件，在三點法荷載的試驗工況下， 試件Ⅰ的破壞過程包含三個階段: (1）荷載水平較低時， 由于A、 B截面的抵抗彎矩的能力較弱， 且混凝土和鋼筒界面之間存在粘結(jié)滑移， 使截面不能整體受力， 試件發(fā)生脆性開裂， 形成塑性鉸， 進而發(fā)生內(nèi)力重分布； (2）隨著荷載增大， A、 B 截面不能繼續(xù)承載， C 截面分擔(dān)的彎矩值增大； (3）C 截面達到彎曲強度極限時， 結(jié)構(gòu)失去繼續(xù)承載能力。 試件Ⅱ的加載過程可分為三個階段: (1）在荷載水平較低時， 鋼筒和混凝土之間未發(fā)生粘結(jié)滑移， 截面整體受力， 處于彈性狀態(tài)； (2）隨著荷載增大，由于鋼筒和混凝土之間的粘結(jié)力有限， 鋼筒與混凝土之間發(fā)生粘結(jié)滑移， 但由于中環(huán)筋對混凝土的約束， 鋼筒與混凝土并未完全脫離， 鋼筒能繼續(xù)提供承載力； (3）隨著荷載進一步增大， 試件在A、 B 和C 截面先后達到截面強度， 形成塑性鉸失去承載能力。

圖12 塑性鉸分布Fig.12 Distribution of plastic hinge

3.4 推薦的結(jié)構(gòu)形式

根據(jù)試驗結(jié)果和數(shù)據(jù)分析可知， 當(dāng)鋼筒混凝土管在截面處于受拉狀態(tài)時， 混凝土開裂后與鋼筒變形不協(xié)調(diào)， 當(dāng)變形過大時， 鋼筒與混凝土之間會發(fā)生粘結(jié)滑移， 使截面失去整體性。 對于試件Ⅰ， 在荷載的作用下， 外層混凝土的開裂僅由鋼筒約束， 但由于粘結(jié)力有限， 裂縫迅速產(chǎn)生并發(fā)展， 從而導(dǎo)致截面失效， 鋼筒提供的抗拉貢獻有限， 管道整體承載能力有限。 對于試件Ⅱ， 在荷載的作用下， 外層混凝土的開裂除了受鋼筒約束外， 還受到中環(huán)筋的約束， 限制了裂縫的發(fā)展， 能更大程度地發(fā)揮鋼筒的抗拉貢獻。 故通過本次試驗， 在鋼筒混凝土管的應(yīng)用中， 建議選取試件Ⅱ的結(jié)構(gòu)形式， 在進行環(huán)向設(shè)計時應(yīng)注意各受力層在各階段的貢獻， 不能完全按照現(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)進行。

4 環(huán)向設(shè)計方法

4.1 環(huán)向設(shè)計理念

在AWWA 標(biāo)準(zhǔn)中的計算方法未能考慮鋼筒與混凝土界面發(fā)生粘結(jié)滑移的情況， 顯然不適用于本次試驗的試件。 由于原有RCCP 結(jié)構(gòu)形式的缺陷， 本次不再進行環(huán)向設(shè)計方法的討論， 僅對加入中環(huán)筋的JRCCP 的環(huán)向設(shè)計方法進行探討。

JRCCP 在進行設(shè)計時， 分為管道內(nèi)側(cè)受壓、外側(cè)受拉和管道內(nèi)側(cè)受拉、 外側(cè)受壓兩類進行。根據(jù)試驗結(jié)果， 兩類情況由于鋼筒對截面的分隔， 鋼筒內(nèi)側(cè)部分的混凝土和內(nèi)環(huán)筋對承載力的貢獻有限， 可忽略其強度貢獻， 設(shè)計時僅考慮自身的抗裂要求即可， 即考慮鋼筒外側(cè)(包含鋼筒）截面為管道的有效截面。 當(dāng)管道截面內(nèi)側(cè)受壓、外側(cè)受拉時， 混凝土和鋼筒之間粘結(jié)性較好， 應(yīng)變協(xié)調(diào)， 有效截面滿足平截面假定， 可看做普通受彎截面進行設(shè)計。 對于管道截面內(nèi)側(cè)受拉、 外側(cè)受壓時， 可從正常使用極限狀態(tài)和承載能力極限狀態(tài)分別考慮鋼筒貢獻。 鋼筒能否發(fā)揮作用的關(guān)鍵在于是否限制了外側(cè)混凝土裂縫的發(fā)展， 當(dāng)混凝土受拉開裂被約束時， 鋼筒與混凝土有較好的粘結(jié)， 鋼筒能發(fā)揮一定的抗拉力。 故在正常使用極限狀態(tài)下， 計算外荷載相對較小， 裂縫寬度較小， 鋼筒的抗拉強度有較大發(fā)揮， 可較大比例地考慮鋼筒的抗拉貢獻。 在承載力極限狀態(tài)下，裂縫寬度相對較大， 鋼筒與混凝土的粘結(jié)滑移較大， 可較小比例考慮鋼筒的抗拉貢獻。

4.2 正常使用極限狀態(tài)計算

根據(jù)上述設(shè)計理念， 圖10 給出了對應(yīng)外側(cè)受壓、 內(nèi)側(cè)受拉的截面在正常使用極限狀態(tài)下的應(yīng)變分布和應(yīng)力關(guān)系示意， 根據(jù)幾何關(guān)系近似可得到(均忽略混凝土抗拉強度）:

式中:σ為應(yīng)力；ε為應(yīng)變；x為混凝土受壓區(qū)計算高度；A為鋼筋或鋼筒面積；γ為鋼筒應(yīng)變量參數(shù)；M為截面受到的彎矩；b為計算寬度；h為距離中和軸的距離； 下角標(biāo)c 表示混凝土，os 表示外環(huán)筋， ms 表示中環(huán)筋， cy 表示鋼筒。

圖13 正常使用極限狀態(tài)下應(yīng)變分布和應(yīng)力關(guān)系Fig.13 Relationship of strain distribution and stress under normal use limit state

表5 總結(jié)了針對試件Ⅱ的試驗工況在A 截面處三種不同的彎矩計算結(jié)果， 分別為外荷載在試驗開裂荷載(600kN）下的彈性理論解、 根據(jù)試驗結(jié)果參照上述應(yīng)力圖形的計算值， 以及按照上述公式在中環(huán)筋為600με 時對應(yīng)不同γ取值下的計算值。 在忽略了內(nèi)層混凝土的作用和混凝土受拉強度后， 試驗結(jié)果反算的彎矩值比彈性解降低約22.4%。 根據(jù)不同γ取值下的彎矩計算結(jié)果， 當(dāng)γ=0.6 ～0.8 時與試驗結(jié)果較為接近， 在設(shè)計時偏于保守估計， 建議正常使用極限狀態(tài)下對鋼筒的強度貢獻折減30% ～40%， 即γ取值為0.6 ～0.7。

表5 正常使用極限狀態(tài)彎矩計算結(jié)果(單位： kN·m/m)Tab.5 Bending moment under normal use limit state (unit: kN·m/m）

4.3 承載能力極限狀態(tài)驗算

圖14 給出了外側(cè)受壓、 內(nèi)側(cè)受拉的截面在承載力極限狀態(tài)下的應(yīng)變分布和應(yīng)力關(guān)系示意，根據(jù)幾何關(guān)系近似可得到:

式中:f為材料強度；xb為混凝土受壓區(qū)的高度。

圖14 承載力極限狀態(tài)下應(yīng)變分布和應(yīng)力關(guān)系Fig.14 Relationship of strain distribution and stress under carrying capacity limit state

表6 總結(jié)了試件Ⅱ的試驗工況在A 截面處不同γ取值下的彎矩計算值， 當(dāng)γ=1 時， 為鋼筒與混凝土最理想的粘結(jié)狀態(tài)， 此時為截面承載力的上限； 當(dāng)γ=0 時， 為完全不考慮鋼筒發(fā)揮的承載作用， 為承載力下限。 本次試驗加載至1050kN， 對應(yīng)彎矩值為 200.34kN/m， 鋼筋和鋼筒最大應(yīng)變值為1592με 和 1250με， 結(jié)構(gòu)未完全達到承載力極限狀態(tài)， 此時鋼筒應(yīng)變已經(jīng)超過了60%的峰值拉應(yīng)變(1200με）， 表明γ對應(yīng)試驗結(jié)果中取值不小于0.6。 在設(shè)計時偏于保守估計，建議承載力極限狀態(tài)下對鋼筒的承載力貢獻折減40% ～50%， 即γ取值為 0.5 ～0.6。

表6 承載力極限狀態(tài)彎矩計算結(jié)果(單位： kN·m/m)Tab.6 Bending moment under carrying capacity limit state (unit: kN·m/m）

5 結(jié)論

本文進行了DN3600 的RCCP 和JRCCP 兩種管材三點法加載的原型試驗， 考察了管材環(huán)向的結(jié)構(gòu)性能， 并分析了各層環(huán)筋和鋼筒對結(jié)構(gòu)的作用， 針對現(xiàn)有設(shè)計方法不足進行了改進， 主要獲得了以下幾點結(jié)論:

1.通過對試件Ⅰ和試件Ⅱ的管道原型結(jié)構(gòu)試驗和應(yīng)變測試分析， 試件Ⅰ的結(jié)構(gòu)形式存在缺陷， 大口徑鋼筒混凝土管建議采用試件Ⅱ的結(jié)構(gòu)形式。

2.通過試驗和分析， 摸清了鋼筒混凝土頂管環(huán)向各結(jié)構(gòu)層的力學(xué)性能。 試件Ⅰ的主要受力結(jié)構(gòu)層為外環(huán)筋、 內(nèi)環(huán)筋和內(nèi)外側(cè)混凝土， 各截面由于鋼筒的分隔不滿足平截面假定， 與現(xiàn)有的設(shè)計理論有較大出入； 試件Ⅱ的主要受力結(jié)構(gòu)層為外環(huán)筋、 中環(huán)筋、 鋼筒和外側(cè)混凝土， 各截面整體不滿足平截面假定， 但鋼筒外側(cè)截面基本符合平截面假定。

3.通過提煉， 給出了環(huán)向結(jié)構(gòu)設(shè)計方法。采用試件Ⅱ結(jié)構(gòu)形式時， 建議考慮受彎的有效截面為鋼筒外側(cè)截面， 在管內(nèi)側(cè)受壓、 外側(cè)受拉的彎曲截面可采用常規(guī)的受彎構(gòu)件計算模式， 在管內(nèi)側(cè)受拉、 外側(cè)受拉的彎曲截面建議分階段考慮鋼筒的貢獻進行近似計算， 在正常使用極限狀態(tài)， 可考慮鋼筒的設(shè)計強度折減30% ～40%， 承載力極限狀態(tài)下折減40% ～50%。