孙岳阳,胡少伟,乔艳敏,陆 俊,胡登兴

(1.南京水利科学研究院 材料结构研究所,南京 210024； 2.河海大学 水利水电学院,南京 210024；3.宁夏青龙管业股份有限公司,银川 750004)

我国在20世纪80年代从国外引进预应力钢筒混凝土管(Prestressed Concrete Cylinder Pipe，PCCP)，经过三十多年的发展，该管型已广泛应用于我国各大市政、电力、水利等工程项目中.但是，近年来PCCP发生破坏的事故也屡见不鲜，主要原因集中反映在以下三点：1)高强钢丝的脆化断裂，PCCP主要使用光圆的1 570 MPa高强钢丝，是钢盘条经反复拉拔而成，钢的柔韧性能大幅下降，而脆性增加，氢脆指标难以合格，使用几年后易出现脆化断裂，严重影响管道的安全运行和使用寿命[1]；2)保护层的空鼓裂缝，PCCP保护层采用辊射的砂浆保护层，厚度较薄，一般25 mm左右，吸水率较难合格，与较细光面高强钢丝的粘结力较差，易产生空鼓裂缝，从而腐蚀介质进入加速钢丝的腐蚀；3)砂浆保护层的承载能力被高估，参考JGJ/T 98—2010《砌筑砂浆配合比设计规程》[2]，水泥砂浆和预拌砌筑砂浆的强度等级最高为M30，而国内外的PCCP相关规范规程中均要求保护层砂浆的抗压强度标准值不低于45 MPa，远大于M30和M15，强度难以满足，设计时计算校核虽然通过，但是往往忽略了实际砂浆强度不足带来的PCCP保护层先天隐蔽性缺陷[3].这些问题严重影响了PCCP的正常运行，必须研发性能更加优越的新产品来满足输调水工程建设要求.

钢筋缠绕钢筒混凝土压力管(Bar-wrapped Cylinder Concrete Pressure Pipe，BCCP)就是针对解决上述PCCP的三个问题而研发的新产品，是由带钢筒的高强混凝土管芯在缠绕预应力钢筋后，再浇注细石混凝土保护层制成的新型复合管材，结构如图1所示.同样，BCCP根据钢筒位置分为内衬式和埋置式[4].内衬式(BCCP-L)，在钢筒内部浇筑混凝土形成管芯，钢筒外缠绕预应力钢筋，再浇筑细石混凝土保护层；埋置式(BCCP-E)，将钢筒埋置于混凝土内跟混凝土一起形成管芯，然后在管芯外缠绕预应力钢筋，再浇筑细石混凝土保护层.与PCCP相比，BCCP有以下两个特点：1)使用较粗的冷轧带肋预应力钢筋，钢筋应力等级低，屈服强度为650 MPa或970 MPa，克服了PCCP中1 570 MPa高强钢丝的应力脆化问题[5]；2)在带肋钢筋上浇筑C50细石混凝土保护层，相比PCCP中使用的砂浆保护层，具有更密实、高强、抗拉、防腐的优越性能.

图1 BCCP结构示意

在上个世纪，Rose[6]、Zarghamee[7-8]和Tremblay[9]等国外学者对PCCP进行试验研究，揭示了PCCP的内水压承载机理.PCCP引进我国后，胡少伟[10-12]、窦铁生[13-15]等学者通过原型试验与数值仿真对PCCP在不同荷载作用下的承载能力和破坏机理进行了研究，取得了很大的进展.但是BCCP在预应力钢筋和保护层上与PCCP有明显的不同，如果直接使用相关规范中的计算公式，则计算结果与实际试验结果偏差较大.为此本文对BCCP原型管进行了内水压承载能力研究，以期揭示BCCP在内水压作用下的承载破坏规律，为BCCP进一步在输调水工程中的推广使用提供依据.

1 试验准备

BCCP试验试件的制作是在宁夏青龙管业股份有限公司生产现场完成，严格按规范制作，具体制作过程如下：承插口接头制作，钢筒制作，管芯混凝土浇筑，预应力钢筋缠绕，混凝土保护层浇筑.试验管选择了三种管径：1 400 mm、1 600 mm和1 800 mm，均为埋置式(BCCP-E)，三种管径的BCCP试验管设计工压都为1.0 MPa.本文选取管径1 800 mm的BCCP为主要研究对象，因为仅有该管在生产过程中预先在钢筒上布置了应变片，且该管所加载的内水压为最高，而管径1 400 mm和1 600 mm的试验管仅加载至管身保护层开裂后即停止加压.

1.1 几何尺寸及材料参数

管芯和保护层均采用C50混凝土浇筑，其弹性模量和抗拉强度取值根据式(1)进行计算[17-18]，钢筒和钢筋的弹性模量则采用常规取值[19]，各管径几何尺寸及材料力学参数见表1、2.

(1)

1.2 测点布置

试验过程中内水压是均匀施加于管道内壁的，且管道截面沿管长方向一致.所以在内水压作用下，BCCP受力可以简化为平面应变问题来分析[20]，即各层结构只在截面的径向和环向方向发生变形.为了获得更多有效的数据，在BCCP制作过程中预先在钢筒外壁布置电阻应变片.在靠近承、插口端10 cm处各布置两个环向应变片，分别为C-1、C-2、C-3和C-4，然后在靠近管端1.5 m和3.0 m处设置3个断面，每个断面上布置一个环向应变片，分别为C-5、C-6和C-7，具体的测点布置编号如图2所示.

表1 BCCP几何尺寸

表2 BCCP材料力学参数

图2 钢筒应变片布置

为了准确掌握预应力钢筋在承载过程中的应变情况，试验管保护层浇筑完成后，在靠近管端1.5 m和管中3.0 m处设置3个断面，找专业人员凿开需要测试位置的混凝土保护层，每个断面上布置一个环向应变片，由插口往承口方向编号分别为S-1、S-2和S-3，具体的测点布置编号如图3所示.

图3 钢筋应变片布置

另外，在承插口两端，以及靠近管端1.5 m和管中3.0 m处共设置5个断面，在每个断面对称位置选取两个测点布置保护层环向应变片，以测得BCCP承受内水压过程中细石混凝土保护层的受力变化规律，应变片编号分别为P-1、P-2、……、P-10，如图4所示.

图4 混凝土保护层应变片布置

1.3 试验装置及加载制度

试验是在宁夏青龙管业BCCP生产现场完成，内水压采用立式的套筒装置施加，如图5所示，在套筒与BCCP内表面之间有一个加压空腔，用加压泵将水注入加压空腔内，管两端的径向约束方式与实际埋置管一致，试验管上端为插口，采用双橡胶圈与试验装置处的承口顶座连接，试验管下端为承口，也与带有两橡胶圈的插口底座连接，为了保证密封性，防止漏水，装置四周采用固定杆连接顶座和底座.

图5 立式内水压试验装置

试验采用油压系统加压，分级加载，以0.1 MPa为一级，每级荷载稳压5 min[18]，采用DH3816静态应变测试采集系统采集各应变片的数据，并安排专业人员仔细观察保护层混凝土裂缝的出现与发展.

2 试验结果与分析

2.1 试验现象

在加载初期，内水压较小，BCCP整管受力均匀，保护层未出现可见裂缝.当内水压加载至1.6 MPa时，距离承口端1 700 mm处保护层出现第一条微小裂缝，裂缝长度为160 mm，说明保护层开始开裂，内水压1.6 MPa即为BCCP的初裂荷载.

随着内水压的继续增加，1.7 MPa时出现第2、3条裂缝，第一条裂缝继续扩展，裂缝宽度增加.当内水压达到2.0 MPa时，管身出现多处裂缝，限于加压设备能力以及出于安全考虑，最终加压至2.5 MPa，BCCP的承载能力明显高于2.5 MPa，图6给出了一半管身保护层裂缝分布扩展示意图，旁边的数字代表裂缝出现或扩展时刻的加载内水压值.由于试验管承口朝下，插口朝上，往加载装置上安装时第一次没有成功，又将管拔起进行第二次安装，所以在试验前底部承口处出现了7、8处微小的裂缝，这些裂缝也在图6中进行了标记，即图中承口处内水压值为0时的裂缝.

图6 一半管身保护层裂缝扩展示意

Fig.6 Schematic diagram of crack propagation in protective cover of half-length pipe

2.2 内水压-应变分析

2.2.1 混凝土保护层应变变化规律

图7给出了内水压作用下混凝土保护层应变变化曲线，由于保护层比较粗糙，涂抹环氧树脂不均匀，以及试验是在空旷的室外进行的，外界因素影响显著，选取3个变化规律较好的测点P-1、P-2和P-5进行分析.由曲线可以看出，在内水压1.5 MPa之前，应变基本稳步增大，3个测点的应变结果基本一致.当内水压达到1.6 MPa，测点P-1和P-5达到其最大拉应变，后续的采集中P-1测点采集状态显示“溢出”，原因是裂缝刚好出现在应变片所粘贴的位置，应变片发生破坏.内水压继续增加，测点P-5的应变出现下降，因为测点附近发生开裂，应力得到释放，后期随着内水压的增加，裂缝持续扩展，应变下降.测点P-2处保护层相对测点P-1和P-5开裂较晚，内水压2.1 MPa时达到最大拉应变，随后附近发生开裂，应变随内水压的增加而下降.根据表2，保护层抗拉强度设计值所对应的应变为136 με，本次试验中测点P-2对应的最大抗拉应变为147 με，两者吻合良好，而测点P-1和P-5所采集的最大抗拉应变仅为106 με和119 με，原因是采用分级加载和静态应变采集系统，有别于动态采集系统，两测点加载过程中的最大拉应变可能在施加某一级内水压的过程中产生，静态采集系统难以测得.

图7 内水压-混凝土保护层应变关系曲线

Fig.7 Internal water pressure-strain curve of concrete protective cover

根据弹性力学中圆环或圆筒内部受均布压力理论[20]，内表面的受拉应力应为最大，BCCP混凝土管芯内表面应该最先受拉开裂.而在承受内水压过程中，混凝土保护层先于混凝土管芯发生开裂破坏.因为在制造时，混凝土管芯成型后缠绕预应力钢筋使其受到一个初始的预压应力，而缠筋后才浇筑最外面的混凝土保护层，使得保护层不受任何力的作用.所以当BCCP开始承受内水压时，保护层直接承受拉力，而混凝土管芯初始的受压应力会抵消一部分内水压，所以加载过程中管芯混凝土和埋置在管芯中的钢筒先受压后受拉.

2.2.2 钢筒应变变化规律

钢筒加工完成后即在表面粘贴应变片，但由于钢筒是埋置在混凝土管芯里，浇注管芯时需要振捣，振捣使得部分钢筒上的应变片失效，且缠筋时钢筒和混凝土管芯一起旋转，未进行缠筋过程中钢筒应变的测量，最终施加内水压时才开始测量钢筒的应变，且加压过程中仅有C-4测点采集到了有效的应变数据，其内水压-应变关系曲线如图8所示.由曲线可以看出，钢筒应变随内水压变化呈现明显的两阶段变化趋势，内水压2.1 MPa所测得的应变为两阶段的拐点，且两阶段应变随内水压的增大均基本呈线性增长.当内水压大于2.1 MPa时，内水压每升高0.1 MPa，应变增加的幅度要比内水压小于2.1 MPa时要大.由于混凝土保护层比较薄，保护层开裂在钢筒应变变化曲线上反应不明显，说明BCCP承受内水压主要依靠混凝土管芯以及预应力钢筋，拐点2.1 MPa对应于混凝土管芯开裂的前一级内水压，即内水压2.2 MPa时，管芯发生开裂.

图8 内水压-钢筒应变关系曲线

试验过程中，测得的钢筒应变并不是钢筒的真实应变，因为钢筒作为管芯的一部分，初始即受到缠绕预应力钢筋所产生的预压应力.真实的应变是初始受压应变和试验测得应变结果的叠加.缠筋后各部分预压应力可参考文献[17-18]进行计算，如式(2)所示.

(2)

式中：fic为管芯混凝土初始预应力，压缩为负，拉伸为正，下同，fiy为钢筒初始预应力，fis为预应力钢筋初始应力，As为预应力钢筋总面积，Ac为管芯混凝土面积，不包括钢筒面积，Ay为钢筒面积，fse为预应力钢筋有效张拉应力，ns为预应力钢筋与管芯混凝土的弹性模量比，ny为钢筒与管芯混凝土弹性模量比.

缠绕预应力钢筋后，不可避免会发生预应力损失，预应力损失计算参考文献[21]中的相关规定，考虑钢筋应力松弛引起的环向预应力损失、混凝土收缩徐变引起的预应力损失和混凝土弹性压缩引起的环向预应力损失.经过计算，本试验管总预应力损失为128 MPa，则预应力钢筋有效张拉应力为340 MPa.根据式(2)进一步计算，相应的管芯混凝土的初始预应力fic为-7.4 MPa，钢筒初始预应力fiy为-57.4 MPa，钢筋初始应力fis为284.0 MPa.依据表2中的相关材料参数，钢筒初始压应变为273 με.试验测得的钢筒在内水压2.5 MPa下的受拉应变为1 004 με，减去初始受压应变后为731 με，远小于钢筒拉伸屈服强度所对应的屈服应变1 119 με，说明内水压2.5 MPa下钢筒并未发生屈服，从应变曲线中钢筒应变随内水压增长依然呈线性关系上也可以得到验证.

2.2.3 钢筋应变变化规律

图9给出了内水压作用下预应力钢筋的应变变化曲线.从曲线中可以看出，3个测点的应变数据基本相当.在内水压达到1.5 MPa之前，随着内水压的增大，应变基本稳步增大；当内水压在1.5 MPa与2.1 MPa之间，钢筋应变随内水压的增加依然呈线性增加，内水压每增加0.1 MPa，应变增加的幅度较内水压在0～1.5 MPa时要大.内水压继续增加到2.1 MPa后，3个测试点的应变随着内水压增大依然呈现稳步增加的趋势，每增加0.1 MPa，应变增加的幅度较0～1.5 MPa和1.5 MPa～2.1 MPa要大.从曲线可以明显看出，应变随内水压增大的发展呈现一个三阶段的变化趋势，1.5 MPa为第一阶段与第二阶段的拐点，2.1 MPa为第二阶段与第三阶段的拐点.结合前面混凝土保护层以及钢筒的内水压应变关系曲线，保护层的开裂内压是1.6 MPa，混凝土管芯的开裂内压为2.2 MPa，分别对应钢筋应变曲线中两个拐点处的下一级内水压.

图9 内水压-钢筋应变关系曲线

同样，试验过程中所测得的钢筋应变数据并不是钢筋真实的应变，因为钢筋有一个初始拉应力.根据前文计算的钢筋初始张拉应力为284.0 MPa，则对应的初始拉应变为1 385 με，试验中内水压2.5 MPa下，测得的钢筋最大拉应变为997 με，叠加后总的拉应变为2 382 με，远小于钢筋屈服强度650 MPa对应的屈服应变3 137 με，钢筋没有发生屈服破坏，整管还可以承受更大的内水压.

GB/T 19685-2017[18]中规定成品管PCCP需在控制开裂标准组合条件下进行抗裂内压检验，检验内压大小按式(3)计算，要求在该检验内压下，管体不得出现爆裂、局部凸起或出现其他渗漏现象，管体预应力区水泥砂浆保护层不应出现任何裂缝或其他剥落现象.

(3)

式中：Pt为抗裂内压检验荷载，As为每米管子长度环向预应力钢丝面积，fse为环向钢筋最终有效预加应力，An为每米管子长度管壁截面管芯混凝土、钢筒、钢筋及砂浆保护层折算面积；α为控制砂浆开裂系数，对PCCP-E为1.06，对PCCP-L为0.65，ftk为管芯混凝土抗拉强度标准值，b为管子轴向计算长度，数值为1 000 mm，r0为管壁截面计算半径.

BCCP与PCCP结构型式类似，选取文献[5]中内径4 000 mm的超大口径PCCP与本文研究的BCCP进行对比分析，该PCCP管芯厚度300 mm，采用直径为6 mm的1 570 MPa高强预应力钢丝，缠丝间距14.30 mm，将其内水压承载结果与本文研究的3种不同管径BCCP的结果进行对比，经计算及汇总，两种管型的抗裂内压检验荷载计算结果、现场试验保护层开裂内水压、管芯开裂内水压和极限内水压试验结果如表3所示.

表3 抗裂内压计算和试验结果

3种管径的BCCP试验管设计工压都为1.0 MPa，而抗内压检验荷载计算结果分别为1.42 MPa、1.47 MPa和1.49 MPa，均比设计工压要大，现场保护层开裂的内水压试验结果也比设计工压大0.5 MPa～0.6 MPa，说明设计工压下BCCP各层结构均处于弹性阶段，具有一定的安全储备.

两种管型的抗裂内压检验荷载计算结果都比保护层开裂内水压试验结果要小，说明两种管型的抗内水压能力检验都是合格的，其中管径1 800 mm的BCCP管芯开裂内水压试验值比保护层开裂时的内水压值高0.6 MPa，而管径4 000 mm的PCCP中两者的差值仅为0.2 MPa.分析原因，首先BCCP中细石混凝土保护层的厚度为60 mm，而PCCP中砂浆保护层的厚度仅为27 mm，BCCP中保护层对整管刚度的贡献更大；另外管径1 800 mm的BCCP中每米管子长度环向预应力钢丝面积为3 768 mm2，而管径4 000 mm的PCCP中每米管子长度环向预应力钢丝面积为1 978 mm2，BCCP的配筋率要高，即预应力钢筋对整管刚度的贡献比PCCP要大.综上所述，BCCP中管芯开裂时的内水压与保护层开裂时的内水压的差值要比PCCP的大一些，BCCP的安全储备更为丰富.

2.3 破坏全过程分析

以内径1 800 mm的埋置式BCCP为例，从生产时施加预应力到承受内水压至最终破坏的过程可分为以下5个阶段，如图10所示：1)管芯受预应力钢筋环向作用力阶段，如图10(a)所示.带钢筒的混凝土管芯成型后受到缠绕预应力钢筋所产生的初始预压应力，可以抵消部分内水压，经计算混凝土的初始预压应力为7.4 MPa，钢筒的初始预压应力为57.4 MPa，钢筋的初始拉应力为284.0 MPa，充分发挥了混凝土受压，钢丝受拉的特性，提高了整管的承载能力；2)保护层开裂前整管承受内水压弹性阶段，如图10(b)所示.当内水压小于1.6 MPa的时候，整管都处于弹性状态，管芯依然受压，而预应力钢筋和外混凝土保护层受拉；3)保护层开裂，混凝土管芯承受内水压弹性阶段，如图10(c)所示.当内水压加载到1.6 MPa后，保护层达到了其极限抗拉强度，首先开裂，此时的内水压为BCCP的初裂荷载，混凝土管芯也逐渐从初始的受压转变为受拉，但依然处于弹性状态；4)管芯开裂后钢筒和钢筋受拉弹性阶段，如图10(d)所示.随着内水压的进一步增大，达到2.2 MPa后，管芯混凝土开始开裂并很快径向裂穿，钢筒和钢筋的应力迅速增大；5)管道破坏阶段，如图10(e)所示.钢筒和钢筋相继达到屈服强度235 MPa和650 MPa后，整管将丧失承载力发生破坏.从试验过程以及试验结果来看，本次试验的BCCP经历了上述2)～4)3个阶段，由于试验设备和安全因素考虑，没有加载到管道最终破坏阶段.

图10 BCCP内水压作用下破坏全过程

3 结 论

本文通过3根不同管径的埋置式BCCP内水压原型试验，得到了各自的初裂内压，并且在内径1 800 mm的BCCP制作过程中预先埋置应变片，得到了钢筒、预应力钢筋和混凝土保护层应变随内水压的变化曲线，最后总结出了BCCP承受内水压的破坏规律.

初始状态下，张拉预应力钢筋使混凝土管芯受压，而保护层不受任何作用；当内水压在0～1.5 MPa时，整管处于弹性状态，各部分变形协调一致；内水压达到1.6 MPa后，保护层开始开裂，而混凝土管芯和预应力钢筋依然处于弹性状态；内水压继续增大至2.2 MPa后，混凝土管芯由内向外径向开裂，钢筋和钢筒应力迅速增大，最终加载至2.5 MPa，钢筒和钢筋还没有达到屈服强度.

管径1 400 mm、1 600 mm和1 800 mm的BCCP试验开裂内压分别为1.5 MPa、1.6 MPa和1.6 MPa，根据规范计算的抗裂内压检验荷载分别为1.42 MPa，1.47 MPa和1.49 MPa，设计的工作内压都为1.0 MPa，设计是安全的，具有一定的安全储备，充分发挥了组合结构中混凝土抗压、钢筋抗拉和钢筒抗渗的优越性能.BCCP可作为PCCP的升级替代产品在国内外的输调水工程中推广使用.