预应力钢筒混凝土顶管顶力试验研究

宣锋 叶源新 钟俊彬

（1.上海市政工程设计研究总院（集团）有限公司 200092；2.上海城投水务工程项目管理有限公司 201103）

引言

预应力钢筒混凝土顶管（Jacking of Prestressed Concrete Cylinder Pipe，简称 JPCCP）是指 PCCP与顶管施工工艺（Jacking）相结合的新型管材，是钢筒、预应力钢丝、预应力混凝土、普通钢筋混凝土等组成的复合结构。顶管施工方式在我国各类管道工程中应用广泛，国内也有一些小口径、短距离的JPCCP应用案例，但相关研究较少，特别是缺乏在顶力作用下各结构层受力特性的研究。JPCCP作为用于顶管施工的管材，顶力工况是区别于常规埋管PCCP的重要特征。与普通混凝土顶管不同，该复合结构在顶力作用下，除了纵向混凝土受压外，在环向也可能使钢丝和钢筒产生较大的应力变化，各结构层也可能发生脱开、错位现象。因此有必要进行JPCCP顶力工况下的结构性能研究，考察顶力作用下复合管材内各层材料的力学性能以及层间接触性能。为此，本文对3.6m内径JPCCP管材进行顶力试验研究，并通过试验结果对上述性能指标进行评价。

1 JPCCP原型管顶力试验和数值模拟概述

1.1 JPCCP试验概况

JPCCP顶力试验采用2根DN3600原型管置于试验井内，模拟管道在顶力作用下，直线和曲线顶进时的结构受力特性，以及在卸去顶力后接口的水密性能。图1为JPCCP的结构形式，由钢筒、管芯混凝土、高强预应力钢丝、环筋和钢筋混凝土外保护层5部分组成，主要受力部件尺寸参数见表1。预应力钢丝采用7mm直径光面消除应力钢丝，混凝土保护层内设置构造钢筋，纵筋为HRB335，直径为10mm；钢筋骨架环筋为CRB550，直径为10mm。该JPCCP管道的有效传力区域厚度为280mm。

图1 JPCCP结构形式示意Fig.1 Stucture type of JPCCP

表1 结构各主要受力部件尺寸参数Tab.1 Size of themain force components

图2给出了断面上千斤顶的布置，本次试验在断面上采用了6组千斤顶同步顶进，每个油缸的极限顶力为375t。根据开启的油缸编号不同，一共进行了10种不同工况下的顶力试验。其中前3组工况为直线顶进工况，分别为6个千斤顶全部开启，开启1号、2号、3号、4号、6号和开启1号、2号、3号、5号三种情况；有7种工况为曲线顶进工况，分为开启4号、5号、6号和1号、2号、3号两种情况，且设置了不同初始偏转角度，详细数据见表2。

图2 断面千斤顶布置示意Fig.2 The arrage of jacking

表2 顶力试验工况Tab.2 Situation of jacking test

本次试验采集了预应力钢丝、钢筒、外层钢筋混凝土、预应力混凝土的应变，以及各层间的接触应力。图3为试验的测点布置，试验共选取三个测试断面，每个测试断面间隔45°共布置8个测点。图4为现场安装完毕后的JPCCP试验管节。

图3 测点布置Fig.3 The arrage of test point

图4 传感器布置Fig.4 The arrage of sensor

1.2 数值模拟

图5给出了模型与网格划分，为真实反映试验情况，采用了双节JPCCP管节并考虑了顶进构件顶铁、衬垫等的影响，对混凝土、导轨钢构件、木衬垫、刚性顶铁均采用了实体单元进行模拟，对环筋和预应力钢丝采用truss（桁架）单元进行模拟，对钢筒采用shell（壳）单元进行模拟。材料力学参数与试验一致，预应力采用降温法施加。曲线顶进的模型偏转角为初始生成，即建模时已考虑偏转角，与实验的加载条件一致。分析时考虑钢构件为理想弹塑性材料，为模拟混凝土在压弯状态下的性能采用减缩积分单元（C3D8R）。混凝土采用塑性损伤本构模型，结合规范［1］与室内劈裂抗拉试验，得到混凝土各参数取值如表3所示。预应力钢丝采用降温法施加预应力，考虑钢丝初始预应力损失，将钢丝预拉力取为1017MPa，模拟降温－512℃。依据钢丝设计强度标准值1110MPa，钢丝应力增量达到失效值为93MPa。

图5 结构数值模型以及网格示意Fig.5 FEA model

表3 混凝土相关参数Tab.3 Concrete parameters

2 原型管顶进试验和数值模拟结果分析

2.1 直线顶进结果

试验中，工况1为顶力在断面上均匀分布，是最理想的顶进状态，图6给出了管材在前管管道的管芯内层混凝土、外层混凝土、管芯外层混凝土以及钢筒的纵向应变测试结果。图中应变符号的规则如下，Q表示轴向，H表示环向；045表示在45°测点处；C1、C2、C3分别表示内层、中间层、外层混凝土；S1表示钢筒；S2表示钢丝；后文表述与此一致，不再赘述。可以看出，各材料在纵向的应变增量总体而言比较一致，各层材料在各个测试点的应变值比较接近，最大值位于120με左右，有个别测试点的最大值达到200με，且全部表现为在顶力的作用下受压。但由于局压的作用，在90°和270°的测试点上，各层材料的应变值均为最大。

试验测得的预应力钢丝的环向应变增量如图7所示，可以看出，试验管节的前管钢丝环向应变增量变化趋势为向受压发展，最大为250με，表明预应力钢丝在顶进时预应力变小。对于管材结构而言，顶进过程中前管的钢丝应力变小是安全的。与前管相反，试验测得后管钢丝的环向应变呈受拉增大的趋势，最大的应变增量为160με，对应的应力增量为32.8MPa，总应力值没有超过1000MPa，同样处于安全的状态。

图8为ABAQUS在顶力为375kN时的模拟结果，从JPCCP管侧面的应变分布可以看出，当顶力值较小时，截面上的应变分布相对均匀，当顶力数值较大时，在千斤顶作用点区域有一定的应力集中，主要集中在管节的前1／4，随着顶力的向后传递，应变分布逐渐均匀。截面1的断面上的混凝土受力均匀，左右对称，应变响应最大的区域位于90°和270°的区域，与试验结果基本一致，顶力传递到后管已经接近均匀分布。

对于工况2和工况3而言，均为顶力有一定偏心的顶进工况，工况3相对更不利于管材的顶进。根据《顶管工程》［2］中对断面核的定义，工况3的顶力分布折算的着力作用点的位置基本位于断面核边沿的位置，表明该工况的应变分布规律接近设计最大允许顶力［3］工况下的应变分布规律。从管芯外层混凝土应变变化可以很明显地看出，位于着力点一侧的应变明显大于位于着力点另一侧的混凝土压应变，应变最大的区域位于截面90°处的外层混凝土，达到353με。图9为工况3的模拟结果，可以看出千斤顶作用区域同样出现了应力集中，且由于着力点偏心距较大，应力集中的区域在侧面影响的区域也更大，约为管道的1／3。工况3下钢丝的变化规律与工况1和工况2基本一致，原型试验测得前管钢丝环向应变增量为受压发展趋势，后管为受拉变化趋势。

图6 工况1试验结果Fig.6 Test results of situation 1

图7 钢丝环向应变增量Fig.7 The circumferential strain increment of the wire

图8 工况1应变云图Fig.8 The stress cloud of situation 1

图9 工况3应变云图Fig.9 The stress cloud of situation 3

2.2 曲线顶进试验结果

由于曲线顶进工况较多，以工况4为例，其主要的试验结果如表4所示。可以看出，由于偏角，顶管的混凝土出现拉应变，但值并不大，前后两管钢筒与管芯外层混凝土接触力为拉应力，有错开趋势，但是由于预压应力作用使得钢筒与混凝土之间仍处于受压状态即处于安全状态。钢丝与外保护层混凝土之间的接触力为拉应力，有错开趋势，但在设计顶力作用下，结构的各项指标都处于安全状态。

在曲线顶进的模拟中，注意到在混凝土主体出现受拉集中和受压集中的区域。图10给出了工况5和工况8的轴向应力云图，工况8比工况5的最大拉、压应力都要更大，是偏角更大引起的，即偏角越大越危险。工况5和工况8的管节混凝土最大轴向压应力分别为25.7MPa和29.5MPa，均超过了 C50混凝土抗压设计值23.1MPa，超过抗压设计值的区域（灰色或黑色）均集中在受压的端部，但都未达到标准值39.6 MPa，没有出现压坏的现象。工况5和工况8的管节混凝土的最大轴向拉应力都是2.35MPa，超过了抗拉标准值1.89MPa。环向最大拉应力分别为3.21MPa和3.39MPa，也就是环向拉应力超过了设计值3.22MPa，但可看出仅仅出现在局部范围，结构仍处于安全状态。为了判断应力的最大拉压值是否是由于过大的侧顶油缸的顶力造成的，对工况8不加千斤顶的情况进行模拟加载，偏转角由初始的0.398°变为最终的0.309°。结果表明：轴向拉压应力值及最值的集中范围几乎没有变化，环向的最大拉应力值更小，因此为了保持偏转角而施加的侧向顶力会让管节更危险。

表4 工况4各位置应变Tab.4 The key results of sitution 4

图10 混凝土轴向应力Fig.10 The axial stress of concrete

3 JPCCP顶进安全性能评价

3.1 管芯混凝土、钢筒与混凝土粘结力及混凝土环向安全性评价

管道在施加顶进力前，在钢丝初始预应力的作用下，管芯混凝土轴向均处于受拉状态，其中插口处混凝土最大拉应力达到了2.11MPa，超过了混凝土抗拉设计值1.89MPa。最大顶进力作用时管芯内层混凝土拉应力数值仍旧过大。现场也在靠近插口的位置检测到细微的混凝土初裂缝，随着顶进试验的开展裂缝并未发展。从试验测得的混凝土环向应力情况可知管芯混凝土由于钢丝的作用在顶进的过程中环向一直处于受压状态，因此产生环向受拉损伤的可能性较小。表5为钢筒与管芯混凝土的最大剪切应力，内外层混凝土与钢筒均存在数值较大的剪切应力，且顶进力作用下纵向剪切应力要大于环向剪切应力，最大值为0.86MPa，但顶进试验中并未出现管芯混凝土的剪切滑移现象，表明混凝土与钢筒之间的粘结处于安全的状态。

表5 钢筒与管芯混凝土最大剪切应力Tab.5 Themaximum shear stress of steel drum with internal concrete

3.2 预应力钢丝安全性能评价

试验测试的结果表明，不论顶力均匀布置还是存在一定偏心的情况下，前管的预应力钢丝在顶力的作用下预应力值减小，后管的预应力值增大，最大增量为41MPa，总体而言，前管和后管均处于相对安全的状态。

但在数值模拟中发现前管的钢丝处于应力增长的趋势，为此本文在工况1和工况3的基础上继续模拟加载，分别为单个千斤顶10800kN和8000kN（工况1应力均匀分布，理想状态下最大顶力为允许顶力的2倍），以此进行顶力作用下钢丝安全性能的评估。在工况1下，在初始预压应力下，在JPCCP管材的插口端预应力值最大，约为1026MPa，截面 1区域相对较小约为1015MPa。在顶力作用下，前管截面1区域的应力增长明显为28MPa，还不足以使钢丝应力达到设计值，其余位置的预应力值基本保持不变，从钢筒的应力变化云图也可看出相应的规律，说明顶力作用下会使钢丝的应力增长，但主要集中在前管千斤顶作用的部分。工况3与工况1类似，图11为工况3预应力钢丝和钢筒的应力变化，顶力作用下，前管靠近千斤顶的截面预应力钢丝增长明显，顶力增量为25MPa，可以看出工况3的最大顶力与工况1相比减小了1倍，但预应力钢丝的增量仅减小了3MPa，说明偏心顶进下对预应力钢丝更不利。通过数值模拟表明钢丝的应力增量并不大，部分还存在一定的预应力损失。

图11 工况3应力云图Fig.11 The stress cloud of situation 3

4 JPCCP最大允许顶力设计探讨

根据国内外长期的施工经验，普通混凝土承插管顶管的设计最大允许顶力一般采用接头传力面上无间隙，一端的边缘应力为0，另一端的边缘应力达到最大时的顶力，此时的顶力约定俗成为“设计允许顶力”。试验和数值模拟发现，PCCP管材在顶进时结构环向处于较为安全的状态，本节探讨JPCCP的纵向设计允许顶力设计。

通过2.1节总结了3个直线顶进工况，得到了不同顶力分布下管端混凝土实测应力。根据试验条件，通过断面核理论，按文献［2］的方法进行计算可得到实测应力下的计算顶力，其是指将实测的应力最大值作为断面的应力按线性分布时的最大应力反算得到的顶力值，即：

式中：fc为混凝土受压强度设计值；Ap为管道的最小有效传力面积；λ为着力点位置相关的数值，当着力点位于中心时，取值为1，位于断面核边沿时取值为0.5。表6为3个工况下的实测应力值、反算得到顶力值和实际施加的顶力值。

从表6中可以看出，采用实测应力推算顶力时的结果要大于实际施加的顶力值，表明实际断面最大应力要大于按完全理想状态分布时的应力，这与顶管规范［3］是呼应的。规范规定在设计时，需对设计最大允许顶力工况下的断面分布最大应力值进行折减，折减系数如下：

式中：φ1为混凝土受压强度折减系数，可取值0.9；φ2为偏心受压强度提高系数，可取值1.05；φ3为混凝土材料脆性系数，可取0.85，该系数取值参考美国规范得到，与其保持一致；φ5为混凝土强度标准调整系数，可取0.79，取该值是考虑到中国的混凝土强度为美国的0.79，调整后安全度标准与美国接近；γQd为顶力分项系数，可取1.3。

表6 实际顶力值与实测应力计算顶力值Tab.6 Measured value and theoretical value of stress

表6中实际顶力值／实测应力计算顶力值为本次试验得到的折减系数，其值为0.77～0.84，与规范取值基本一致。并且文献［4］指出，在实际工程施工中，顶力的不均匀分布一般发生在纠偏的过程中。承插管的纠偏是由前段作为纠偏段，后段作为稳定段跟随前段洞穴前进，在断面上基本不会有局压效应的产生，因此采用钢筋混凝土的最大允许顶力计算公式进行JPCCP顶管的顶力设计是可靠的，且有一定的安全余量。

5 结论

1.本次试验测得的JPCCP管材在各点的试验数据基本准确，基于ABAQUS的数值模拟结果吻合较好，试验工况下，管材具有较好的结构性能，满足各项力学指标；

2.直线顶进试验测得预应力钢丝应力在前后管的变化方向不一致，但试验实测预应力钢丝应力增量处于安全的范围内，且安全度较高，数值模拟得到的预应力钢丝应力在前管靠近千斤顶截面有明显的增长，最大增长值分别为28MPa和25MPa，同样处于安全的范围，表明顶进过程中，预应力钢丝的性能不是顶力的控制因素；

3.曲线顶进时，试验和数值模拟均表明顶力的偏心效应很明显，外层混凝土在局部有脱开趋势，但结果表明，在设计工况下，结构各指标处于安全状态；

4.试验结果表明，在顶力的作用下，JPCCP管道在环向包括各层混凝土以及混凝土与钢筒的粘结力的性能指标均处于安全的范围内，环向性能良好；

5.直线顶进时，JPCCP顶管与钢筋混凝土管的结构响应相近且安全度很接近，采用钢筋混凝土顶管的计算方法计算JPCCP管的允许顶力的结果是适用的。

致谢

本研究得到了上海城投水务工程项目管理有限公司、同济大学、上海基础工程集团有限公司、上海万朗管业有限公司及无锡华毅管道有限公司在试验研究中给予的大力支持与帮助。

［1］GB 50010－2010（2015版）混凝土结构设计规范［S］.北京：中国建筑工业出版社，2015 GB 50010－2010（2015）Code for design of concrete structures［S］.Beijing：China Architecture＆Building Press，2010

［2］马·谢尔勒.顶管工程［M］.北京：中国建筑工业出版社，1983

［3］CECS 246：2008给水排水工程顶管技术规程［S］.北京：中国计划出版社，2008 CECS 246：2008 Technical specification for pipe jacking ofwater supply and sewerage engineering［S］.Beijing：China Planning Press，2011

［4］葛春辉.顶管工程设计与施工［M］.北京：中国建筑工业出版社，2012