预应力钢筒混凝土管结构变形规律的原型试验研究Ⅱ：外压

窦铁生，程冰清，胡 赫，夏世法，杨进新，张 奇

（1.中国水利水电科学研究院 流域水循环模拟与调控国家重点实验室，北京 100038；2.北京市水利规划设计研究院，北京 100044）

1 研究背景

本文与《预应力钢筒混凝土管结构变形规律的原型试验研究Ⅰ：内压》［1］是姊妹篇，此为外压篇。试验管采用的结构型式见图1所示。PCCP除了承受内水压力外，还承受土荷载、管体自重与水重、活荷载以及临时堆土等外荷载，其中土压力和地基反力均为余弦曲线形的灯泡形分布，最大压力位于管顶点和管底点，土弧基础中心角外边缘处压力为零，管周围荷载和压力分布基本关于中轴对称［2］，PCCP外荷载分布如图2所示。在外荷载作用下，PCCP的变形规律与内荷载的变形规律完全不同，Tremblay［3］对PCCP进行了外载试验研究；文献［4-7］不但进行了相关荷载试验，还对PCCP的力学性能和计算模拟进行了大量的深入研究。但由于PCCP结构的复杂性以及当时的测试技术水平，对PCCP结构各组合材料的测点布置有限，缺乏PCCP结构全面系统的试验数据。窦铁生等［8-10］、赵晓露等［11-12］、李晓克［13］、熊欢［14］和沈捷［15］等也做过类似试验和 PCCP 的破坏和重分布分析，虽然取得了一定进展，但仍缺乏钢筒的试验数据。本文为研究PCCP在外荷载作用下的承载能力，基于光纤光栅（FBG）传感技术和布里渊光时域分析技术（BOTDA），采用《预应力钢筒混凝土管》GB/T 19685-2005［16］中规定的三点法外载试验，在PCCP管钢筒、管芯混凝土内外侧、钢丝、砂浆上植入FBG传感器和分布式光纤，实现对PCCP现场原型管外载加压过程中应变的点式和全分布式测试，全方位测试PCCP结构在外载作用下的变形数据，以获得PCCP管在外载加压过程中的应变响应规律。

图1 PCCP结构型式

图2 PCCP外荷载分布

表1 PCCP材料力学性能参数

原型试验管采用C55混凝土浇筑，管内径2600 mm，管芯混凝土厚度220 mm，钢筒外径2713 mm，厚1.5 mm，钢丝直径6 mm，间距12.4 mm。PCCP材料力学参数详见表1。

2 测试方案

2.1 测点布置本文试验主要研究PCCP各层材料在外载作用下的变形规律，通过在钢筒内外侧管芯混凝土、钢筒、预应力钢丝和砂浆表面布设不同类型传感器，对每一层材料实现加压过程中的实时监测。采取4个纵断面、环向布设的方案，具体测点布置方案如图3、图4和图5所示。

图3 预应力钢丝、钢筒和管芯混凝土光纤传感器布置

图4 保护层砂浆光纤传感器布置

图5 分布式光纤光栅布置

2.2 布设工艺为提高光纤传感器与被测PCCP各层结构的变形协调一致性，管体材料选用最适合的光纤传感器和布设工艺。详见表2。

表2 PCCP各层结构传感器及测点布设工艺

测点的布设贯穿于整个PCCP制造过程中，钢筒布设好传感器后，再浇筑内外侧管芯混凝土和缠绕预应力钢丝，同时在喷射保护层砂浆之前，提前在即将布设的FBG测点位置钢丝上贴纸片，以便后期开槽植入FBG传感器。

3 原型试验

3.1 试验装置外载试验采用三点试验法，如图6所示。试验装置在安装过程中保证PCCP试验管的轴线与底部支撑和顶部加载钢梁平行。加载钢梁上侧为2个200 t油压千斤顶串联而成，加载值以压力表读数显示，钢梁在最大试验荷载作用下不发生大于1/720梁长的变形。将保护层砂浆与加载钢梁结合面磨平，并垫有厚度25 mm的橡胶垫，使PC⁃CP试验管受力平稳。钢梁有足够的刚度以均匀传递荷载，PCCP试验管底部支撑采用两根硬木质条，木质条宽度为100 mm，高度为350 mm，与管体接触处做成半径为12.5 mm的圆弧，两个木质条平行布置，净距有340 mm。加载前调试好仪器测PCCP变形初值。

图6 三点试验法

3.2 光纤测试系统FBG解调设备采用苏州南智传感公司的NZS-FBG-A04，其波长分辨率为1 pm；分布式采用日本Neubrex公司生产的NBX-6050A型PPP-BOTDA光纳仪对分布式感测光缆网络进行测试，其空间分辨率5 cm，应变测量精度±7.5με，完全满足管体变形的测量要求。

3.3 试验压力的确定试验外压采用《预应力钢筒混凝土管》GB/T19685-2005［16］中抗裂外压检验荷载Pc：

式中：Pc为抗裂外压检验荷载，kN/m；D0为管子公称内径，mm；ωc为管壁内侧截面受拉边缘弹性抵抗矩折算系数；tc为管芯厚度，包括钢筒厚度，mm；Ac为每米PCCP长度内管芯混凝土面积，mm2；An为每米PCCP长度管壁截面管芯混凝土、钢筒、钢丝及砂浆保护层折算面积，mm2；σpe为环向钢丝最终有效预加应力，MPa；ftk为管芯混凝土抗拉强度标准值，MPa；α为控制砂浆开裂系数，对PC⁃CPE取1.06。

外压试验压力为线荷载，加压设备是液压装置，用压力表显示加压数值，压力表量程为60 MPa。以2 MPa为一级往上加压，直至压力达到34 MPa（对应开裂压力326 kN/m）。整个加压过程中，FBG解调仪不间断地采集应变数据，每一级稳压5 min后，BOTDA采集一次数据。

4 测试结果与分析

4.1 试验现象外压试验以2 MPa为一个单位从管顶用千斤顶加压，即2、4、6、…、34 MPa，每级稳压5 min，直至达到开裂压力34 MPa（压力表读数）。加压过程中未观察到管芯混凝土和砂浆的开裂现象。

4.2 PCCP结构应变规律管体3.5 m 270°管腰和2.5 m 0°管底处钢筒、管芯混凝土（内侧、外侧）、预应力钢丝随着逐级加压应变曲线如图7所示。从图7可看出，管道变形与外荷载正比相关，管芯混凝土应变范围在200με以内，钢丝和钢筒在400με以内，说明管体的各层材料在加压过程中处于弹性阶段。应变曲线呈阶梯状是因为每加一级荷载稳压5 min所致。PCCP是多层复合结构，整个外压加压过程中，管芯混凝土外侧与钢丝的变形协调一致，管芯混凝土内侧与钢筒的变形基本协调一致。由于外压试验管的测点位置不同，应变的变化规律也不同。管腰处管芯混凝土外侧和预应力钢丝受拉，应变为正；管腰处管芯混凝土内侧和钢筒受压，应变为负。钢筒嵌在管芯混凝土内，所以应变略大于管芯混凝土内侧对应的应变；管顶和管底处受力则与之相反，但变形协调规律一致。

图7 管体逐级加压过程中各层结构FBG的应变时程曲线

4.2.1 钢筒应变规律 钢筒屈服强度为225 MPa，弹性模量2.1×105MPa，可计算出钢筒屈服之前的最大弹性应变为1071με。图8为钢筒加压过程中各断面FBG应变时程曲线。

从图8可以看出，在外载试验加载过程中，随着压力的逐渐增加，钢筒应变不断增大。由于管的放置位置和钢筒在管体中的位置，钢筒在两侧管腰处受压，管底和管顶受拉，所以图中出现0°（管底）和180°（管顶）剖面应变为正值，为拉应力；90°和270°剖面应变为正，为拉应变。钢筒在整个加压过程中应变范围在300με以内，远远小于钢筒的屈服之前的最大弹性应变（1071με），说明钢筒处于弹性阶段。

图8 钢筒加压过程中各断面FBG应变时程曲线

图9为钢筒加压过程中典型位置分布式光纤应变分布。图9（a）为布设于钢筒环向3 m位置处分布式光纤应变测试结果。从图中可以看出，钢筒在管底和管顶处受拉，应变为正，且由于试验管水平放置，由于重力作用，管底处钢筒应变略大于管顶处应变；钢筒在管腰处受压，应变为负，由于钢筒较薄，不适合承受压应力，所以压应力数值较小，应变范围在150με以内，与点式光纤测得数据吻合。图9（b）为钢筒0°至180°“U”型位置分布式光纤应变变化。从图中可以看出，图线呈轴对称形状，除由于钢筒表面没有处理干净造成0°纵向有一个异常点外，0°（管底）和180°（管顶）沿管轴线方向的应变波动不大，且数值较小；而0°至180°沿承口的环向应变增幅明显，最大应变为230με，与点式测得的数据吻合，沿承口从0°至180°的分布式光纤应变两端为正，中间大部分为负，说明钢筒承口处的受拉区集中在管底和管顶附近，其他部位为受压区。

图9 钢筒加压过程中分布式光纤应变

4.2.2 管芯混凝土应变规律 管芯混凝土为C55，其抗压强度标准值fcu，k=55 MPa，根据规范《De⁃sign of Prestressed Concrete Cylinder Pipe》ANSI/AWWA C304-2014［17］和《预应力钢筒混凝土管技术规范》SL702-2015［2］，其弹性模量Ec和抗拉强度 f ′t分别按式（4）、式（5）计算。那么混凝土屈服强度εt由式（6）计算出为138.42με，此应变内混凝土处于无裂缝状态。

式中：Ec为管芯混凝土弹性模量设计值，MPa；f′t为管芯混凝土抗拉强度设计值，MPa； fcu，k为管芯混凝土抗压强度标准值，MPa；εt为管芯极限拉应变。

根据ANSI/AWWA C304［17］规定，控制极限应变混凝土出现微裂缝的应变为1.5εt，经计算为207.62με。出现宏观裂缝为11εt，为1522.59με。

图10为管芯混凝土外侧各断面FBG加压过程的应变时程曲线。从图10可以看出，在整个外载试验加载过程中，管芯混凝土外侧不同位置光纤的应变响应不同，管芯混凝土外侧光纤应变随外载呈线性增长。由于试验管的水平放置，管芯混凝土外侧在管底和管顶处受压，两侧管腰处受拉，所以图中出现管芯混凝土外侧0°和180°剖面压应变为负值，90°和270°剖面拉应变为正。加压至34 MPa，管芯混凝土外侧最大压应变为424με，远小于混凝土的抗压强度，受压区混凝土未发生破坏；最大拉应变为215με，超过1.5εt，管芯混凝土外侧开始出现微裂缝。

图10 管芯混凝土外侧各断面FBG加压过程的应变时程曲线

图11 管芯混凝土内侧光纤加压过程中的应变变化曲线

图11为管芯混凝土内侧光纤加压过程中的应变变化曲线。从图11（a）可以看出，在整个外载试验加载过程中，管芯混凝土内侧不同位置光纤的应变不同，管芯混凝土内侧应变随外载呈线性增长。由于管芯混凝土具有一定的壁厚且中间嵌入钢筒，管芯混凝土内侧与外侧的受力不一致，管芯混凝土内侧在管顶和管底处受拉，两侧管腰处受压，0°和180°剖面拉应变为正值；90°和270°剖面压应变为负。加压至34 MPa，管芯混凝土内侧最大压应变为154με，受压区混凝土未发生破坏；最大拉应变为195με，接近1.5εt，管芯混凝土内侧即将出现微裂缝。从图11（b）可以看出，管芯应变规律与钢筒一致，且由于内侧管芯混凝土较钢筒有厚度，管芯混凝土内侧的受拉区应变范围与受压区应变范围绝对值接近，受力较钢筒均匀。

4.2.3 预应力钢丝应变规律 在试验管的制造过程中，预应力钢丝缠丝时已经施加0.7fsu的缠丝应力，产生对应的应变，fsu为钢丝的标准强度，大小等于1570 MPa。试验过程中钢丝应变测试初值为0，钢丝的测试数据加上缠丝时的初应变才是实际应变大小。

钢丝的缠丝应力为0.7fsu，等于1099 MPa，屈服应力为0.75fsu，等于1177.5 MPa，试验之前钢丝已经产生应变为：

试验管钢丝达到屈服时的应变（理论值）为：

式中：Es为预应力钢丝弹性模量设计值，MPa；fsg为缠丝应力，MPa；fsy为预应力钢丝抗拉屈服强度设计值，MPa。

图12 预应力钢丝各断面FBG加压过程中的应变时程曲线

图12为预应力钢丝各断面FBG在加压过程中的应变时程曲线，从图12可以看出，在整个三点法试验加载过程中，不同断面上钢丝应变不同，预应力钢丝应变随外载呈线性增长。预应力钢丝以螺旋状缠在管芯混凝土外侧，所以钢丝与管芯混凝土外侧变形协调一致。由于管水平放置，随着加载管体截面由原来的圆形变为椭圆形，在管顶与管底处钢丝释放部分预应力，图中表现为“压”应变，而管腰处钢丝随着管体变形继续张拉，为拉应变，预应力钢丝在管体受“压”区的应变绝对值略大于钢丝受拉区的应变绝对值，受拉区钢丝应变范围在250με以内，与管芯外侧混凝土吻合，钢丝仍处于弹性阶段。

4.2.4 砂浆应变规律 图13为砂浆保护层各断面FBG加压过程中的应变时程曲线。由图13可见，在整个外载试验加载过程中，砂浆应变随外载增大而增大。由于管体受外变形导致管体截面由原来的圆形变为椭圆形，而砂浆处于管体的最外侧且砂浆厚度较薄，所以砂浆基本表现为承受拉应力。从图13还可看出，不同位置的砂浆应变不同，3.25 m、3.9 m砂浆应变略大于砂浆其他位置的应变，应变基本随时间变化呈线性增长，砂浆整体应变范围在100με以内，说明砂浆处于弹性阶段。

图13 砂浆各断面FBG加压过程中的应变时程曲线

5 结论

（1）在三点法试验加载过程中，管体结构各层材料的变形与外荷载正比相关。整个外载加压过程中，管芯混凝土外侧与钢丝的变形协调一致，管芯混凝土内侧与钢筒的变形基本协调一致。管腰处管芯混凝土外侧和钢丝受拉，管腰处管芯混凝土内侧和钢筒受压，管顶和管底则与之相反，但变形协调规律一致。（2）PCCP控制外载承载力的关键在于管芯混凝土，加压至34 MPa时，钢筒外侧管芯混凝土在管底和管顶处受压，两侧管腰处受拉，管芯混凝土外侧最大压应变为424με，受压区混凝土未发生破坏；最大拉应变为215με，超过1.5εt，管芯混凝土外侧开始出现微裂缝。钢筒内侧管芯混凝土管顶和管底处受拉，两侧管腰处受压，管芯混凝土内侧最大压应变为154με，最大拉应变为195με，接近1.5εt。（3）钢筒随着压力的逐渐增加应变不断增大，管腰处受压，管底和管顶受拉，钢筒在整个加压过程中应变范围在300με以内，远远小于钢筒的屈服之前的最大弹性应变（1071με），说明钢筒处于弹性阶段。（4）预应力钢丝在加压过程中应变呈线性增长，预应力钢丝以螺旋状缠在管芯混凝土外侧，所以钢丝与管芯混凝土外侧变形协调一致。预应力钢丝在管体受“压”区释放部分预应力，相应的应变绝对值略大于管体受拉区的应变绝对值，受拉区钢丝应变范围在250με以内，与管芯外侧混凝土吻合，钢丝仍处于弹性阶段。（5）基于BOTDA原理的分布式光纤传感技术及FBG传感技术，不仅能精确地测试PCCP在极限外载作用下的受载响应规律，而且分布式光纤获得了PCCP结构表面环向应变的连续应变分布情况，能够定位并形象直观地反应被测断面的变形规律。

［1］窦铁生，程冰清，胡赫，等.预应力钢筒混凝土管结构变形规律的原型试验研究Ⅰ：内压［J］.水利学报，2017，48（12）：1438-1446.

［2］SL702-2015，预应力钢筒混凝土管理技术规范［S］.北京：中国水利水电出版社，2015.

［3］TREMBLAY A W.Combined Load Testing of Prestressed Concrete Cylinder Pipe［C］//Pipeline Design and Instal⁃la tion.ASCE，2015.

［4］ZARGHAMEE M S，HEGER F J，DANA W R.Experimental evaluation of design methods for prestressed con⁃crete pipe［J］.Journal of Transportation Engineering，1988，114（6）：635-655.

［5］ENGINDENIZ M，ZARGHAMEE M S.Experimental Basis of CFRP Renewal of PCCP［C］//Pipelines 2014 Con⁃ference.ASCE，2014.

［6］ZARGHAMEE M S.Hydrostatic Pressure Testing of Prestressed Concrete Cylinder Pipe with Broken Wires［C］//Pipeline Engineering and Construction International Conference.2003.

［7］ZARGHAMEE M S，EGGERS D W，OJDROVIC R P.Finite-Element Modeling of Failure of PCCP with Broken Wires Subjected to Combined Loads［C］//Pipeline Division Specialty Conference.2002.

［8］窦铁生，胡赫，杨进新，等 .PCCP断丝数量对内压承载力的影响［J］.混凝土与水泥制品，2015（7）：35-37.

［9］窦铁生，燕家琪.预应力钢筒混凝土管（PCCP）的破坏模式及原因分析［J］.混凝土与水泥制品，2014（1）：29-33.

［10］窦铁生，王荣鲁，王东黎，等.预应力钢筒混凝土管弯矩重分布问题的探讨［J］.水利学报，2011，42（1）：113-119.

［11］赵晓露，窦铁生，燕家琪，等.管芯外侧带有纵向裂缝PCCP管体承载能力的试验研究［J］.混凝土与水泥制品，2012（12）：37-40.

［12］赵晓露，窦铁生，燕家琪，等.预应力钢筒混凝土管（PCCP）结构安全性试验研究［C］//中国水利学会水工专业委员会年会论文集.2012.

［13］李晓克.预应力混凝土压力管道受力性能与计算方法的研究［D］.大连：大连理工大学，2003.

［14］熊欢.南水北调超大口径PCCP预应力分析模型与试验研究［D］.北京：清华大学，2010.

［15］沈捷.超大口径PCCP结构安全性能试验与数值分析研究［D］.南京：南京水利科学研究院，2010.

［16］GB/T19685-2005，预应力钢筒混凝土管［S］.北京：中国标准出版社，2005.

［17］ANSI/AWWA C304，Design of Prestressed Concrete Cylinder Pipe［S］.National Standards Institute，American Water Works Association，2014.