高速公路钢波纹涵管规格（公路大孔径玻璃钢夹砂管涵应用）
高速公路钢波纹涵管规格（公路大孔径玻璃钢夹砂管涵应用）现场试验主要研究不同覆土厚度和荷载等级下玻璃钢夹砂管涵环向应变以及轴向应变的影响规律。依托3 m大孔径玻璃钢夹砂管涵工程，现场荷载试验研究大孔径玻璃钢夹砂管在不同荷载等级和涵顶覆土厚度时，管-土相互作用下的受力和变形特征，并采用有限元数值计算，优化管壁结构厚度。关键词：公路工程;玻璃钢夹砂管涵;大孔径;室外试验;有限元分析;玻璃钢夹砂管是以不饱和聚酯树脂为基体材料，玻璃纤维为增强材料，石英砂颗粒材料为填充材料的一种新型的柔性非金属复合材料管道[1] 因其优异的各项力学性能和较好的耐久性正逐渐在给水排水领域、公路涵洞等工程中广泛应用[2 3]。目前，3 m及以上大孔径的玻璃钢夹砂管所占份额只有3%～5%左右，且全部集中在给水排水工程中，而在公路工程排水涵洞中应用的玻璃钢夹砂管涵直径均在2 m以下。由于大孔径的玻璃钢夹砂管管壁厚度通常较厚，使得管涵自重迅速增加，对管节吊装和安装能力要求逐渐提高
公路大孔径玻璃钢夹砂管涵应用
党奇志 李莉
河北省交通运输厅公路管理局
摘 要：通过现场车辆荷载试验，借助ABAQUS有限元数值计算，研究了公路工程大孔径(3 m)埋地玻璃钢夹砂排水涵洞，在不同填土厚度和荷载等级作用下的受力变形特征。结果表明：覆土厚度对玻璃钢夹砂管的承载力有重要作用，管涵在50 cm、100 cm、150 cm三种覆土厚度时可分别承受77.2 t、98.72 t和143 t车辆荷载，并且随着覆土厚度的增加，各测点相应的变形值逐渐减小。采用有限元数值计算模型，将管壁厚度减薄至60 mm 验算试验工况下管涵变形量略有增加，远小于3%D(90 mm)的变形极限值。公路工程大孔径玻璃钢夹砂管涵的良好应用可为类似工程提供借鉴。
关键词：公路工程;玻璃钢夹砂管涵;大孔径;室外试验;有限元分析;
1 概述玻璃钢夹砂管是以不饱和聚酯树脂为基体材料，玻璃纤维为增强材料，石英砂颗粒材料为填充材料的一种新型的柔性非金属复合材料管道[1] 因其优异的各项力学性能和较好的耐久性正逐渐在给水排水领域、公路涵洞等工程中广泛应用[2 3]。目前，3 m及以上大孔径的玻璃钢夹砂管所占份额只有3%～5%左右，且全部集中在给水排水工程中，而在公路工程排水涵洞中应用的玻璃钢夹砂管涵直径均在2 m以下。由于大孔径的玻璃钢夹砂管管壁厚度通常较厚，使得管涵自重迅速增加，对管节吊装和安装能力要求逐渐提高，影响了大孔径玻璃钢夹砂管涵在公路工程中的推广应用。为推动3 m大孔径玻璃钢夹砂管涵在公路排水涵洞中的应用，开展荷载作用下管涵的受力和变形特性研究具有重要意义。
大量学者对埋地管涵的受力特性和管-土相互作用进行了深入的研究。陈兆南等[4]开展了室内FRPM管涵静力压载试验，得到管壁内外侧轴向、环向应变分布规律，竖向和水平向的荷载～位移曲线及管壁破坏模式；周敏[5]通过现场试验和数值模拟分析，提出HDPE管涵在施工回填时顶部上覆土压力及其变形计算公式，并通过试验实测数据与公式验证，明确公式的准确性；田子瀚[6]通过室内波纹管涵覆土试验和建立有限元分析模型，研究了埋地波纹管的力学性能，分析了管-土相互作用规律；尹航[7]根据室内试验的情况建立出等比例的数值模拟，建立Drucker-Prager本构模型，考虑管-土相互作用，后改变模型参数，实现对不同工况下玻璃钢夹砂管涵力学性能的模拟与分析。虽然相关研究对于指导大孔径玻璃钢夹砂管涵的管壁结构设计和工程应用起到了积极作用，但是由于管涵受力变形较为复杂，管壁厚度的确定通常借鉴以往经验和数值计算分析偏于保守，缺少荷载作用下管涵受力和变形试验结果来优化管壁厚度，以达到降低管涵成本和安装施工难度的目的。
依托3 m大孔径玻璃钢夹砂管涵工程，现场荷载试验研究大孔径玻璃钢夹砂管在不同荷载等级和涵顶覆土厚度时，管-土相互作用下的受力和变形特征，并采用有限元数值计算，优化管壁结构厚度。
2 试验设计现场试验主要研究不同覆土厚度和荷载等级下玻璃钢夹砂管涵环向应变以及轴向应变的影响规律。
2.1试验概况现场试验选取省道(S254)承围线双峰寺至韩麻营段改建工程第六合同段的玻璃钢夹砂管涵为试验对象，玻璃钢夹砂管内径为3 m 管壁厚度为76 mm 单根管长为12.0 m 涵长36.0 m 接头处采用承接式连接，双O形橡胶圈密封，涵顶上方覆土厚度7.2 m。管壁结构层次如图1和表1所示。
图1 管涵结构示意
表1 管壁结构组成及厚度
|
管涵结构层 |
直径3 m管涵 |
厚度/mm |
|
内衬层 |
1层 |
1.5 |
|
1层环向缠绕 2层交叉缠绕 |
2层 |
2 |
|
树脂夹砂层 |
4层 |
17.1 |
|
1层环向缠绕 1层交叉缠绕 |
3层 |
1.2 |
试验仪器主要采用静态应变采集仪，SZ120-100AA型应变片。设置2个检测断面，每个断面设置4个测试点，每个测试点按“T”型在轴向和环向布设，具体布置如图2所示。
图2 试验应变片布置
2.3试验回填压实管涵两侧填土和压实对称施工，管内设有多道钢支撑装置，每层填土厚度30 cm 采用大型压路机压实，临近管道20 cm范围内采用冲击式夯机补充压实3～5遍，并严格控制管周土的压实度不低于95% 管涵施工及现场荷载试验如图3所示。
2.4试验方案现场试验采集不同覆土厚度和车辆荷载等级下管涵环向和轴向的应变结果，研究管涵应变变化规律。现场试验主要采用3种双车加载位置工况，加载车辆选取三轴自卸工程运输车，其中前轴为单轴单轮组，后轴为双轴双轮组，前、中轴轴间距为400 cm 中、后轴轴间距为135 cm 轮胎接地宽度为25 cm 试验前对装载后的工程车轴重称重，具体各工况情况、位置以及试验车轴重参数如表2和表3所示。
图3 现场荷载试验
表2 玻璃钢夹砂管涵模型试验工况
|
工况 |
加载类型 |
覆土厚度/m |
荷载重量/t |
|
工况1 |
双车 |
0.5 |
42.56、34.64 |
|
工况2 |
双车 |
1.0 |
54.64、44.084 |
|
工况3 |
双车 |
1.5 |
76.44、66.56 |
表3 不同工况示意 导出到EXCEL
|
分组 |
荷载作用位置示意 |
|
工况1 | |
|
工况2 | |
|
工况3 |
试验按照各种工况采集荷载作用下管涵环向和轴向的应力和应变值，试验结果如表4和表5所示，其中“ ”为拉应变， “-”为压应变。径向位移值如表6和表7所示。
表4 双车环向应变结果
με
|
|
50 cm /42.56 t、34.64 t |
100 cm /54.64 t、44.084 t |
150 cm/76.44 t、66.56 t | ||||||
|
工况1 |
工况2 |
工况3 |
工况1 |
工况2 |
工况3 |
工况1 |
工况2 |
工况3 | |
|
1 |
-344 |
-315 |
-276 |
-278 |
-255 |
-217 |
-253 |
-230 |
-200 |
|
2 |
217 |
213 |
187 |
165 |
144 |
121 |
125 |
120 |
97 |
|
3 |
-106 |
-97 |
-87 |
-76 |
-64 |
-47 |
-54 |
-53 |
-36 |
|
4 |
210 |
207 |
180 |
156 |
138 |
116 |
117 |
113 |
92 |
|
5 |
-248 |
-297 |
-327 |
-179 |
-236 |
-261 |
-137 |
-264 |
-298 |
|
6 |
150 |
197 |
210 |
101 |
120 |
134 |
78 |
145 |
158 |
|
7 |
-82 |
-88 |
-99 |
-64 |
-52 |
-66 |
-49 |
-65 |
-86 |
|
8 |
144 |
193 |
203 |
95 |
114 |
129 |
71 |
135 |
153 |
表5 双车轴向应变结果
με
|
|
50 cm /42.56 t、34.64 t |
100 cm /54.64 t、44.084 t |
150 cm/76.44 t、66.56 t | ||||||
|
工况1 |
工况2 |
工况3 |
工况1 |
工况2 |
工况3 |
工况1 |
工况2 |
工况3 | |
|
1 |
-167 |
-142 |
-113 |
-144 |
-112 |
-96 |
-120 |
-99 |
-76 |
|
2 |
76 |
65 |
55 |
63 |
52 |
43 |
42 |
30 |
37 |
|
3 |
-56 |
-43 |
-34 |
-42 |
-35 |
-26 |
-26 |
-16 |
-21 |
|
4 |
72 |
60 |
50 |
58 |
47 |
38 |
38 |
24 |
32 |
|
5 |
-100 |
-134 |
-156 |
-85 |
-103 |
-134 |
-64 |
-89 |
-110 |
|
6 |
60 |
68 |
79 |
48 |
55 |
66 |
30 |
43 |
55 |
|
7 |
-38 |
-46 |
-60 |
-30 |
-37 |
-48 |
-18 |
-26 |
-36 |
|
8 |
56 |
63 |
74 |
43 |
50 |
60 |
24 |
36 |
50 |
表6 各荷载等级下管涵竖向径向位移
mm
|
|
50 cm /42.56 t、34.64 t |
100 cm /54.64 t、44.084 t |
150 cm/76.44 t、66.56 t | ||||||
|
工况1 |
工况2 |
工况3 |
工况1 |
工况2 |
工况3 |
工况1 |
工况2 |
工况3 | |
|
径向1 |
-7.3 |
-7.1 |
-7.0 |
-7.2 |
-7.0 |
-6.8 |
-7.0 |
-6.9 |
-6.8 |
|
水平1 |
-6.9 |
-6.8 |
-6.6 |
-6.7 |
-6.5 |
-6.5 |
-6.6 |
-6.6 |
-6.5 |
|
径向2 |
-7.2 |
-7.0 |
-7.1 |
-7.0 |
-7.1 |
-7.2 |
-6.6 |
-6.5 |
-6.7 |
|
水平2 |
-6.8 |
-6.6 |
-6.5 |
-6.5 |
-6.3 |
-6.4 |
-6.2 |
-6.3 |
-6.4 |
表7 各荷载等级下管涵水平径向位移
mm
|
|
50 cm /42.56 t、34.64 t |
100 cm /54.64 t、44.084 t |
150 cm/76.44 t、66.56 t | ||||||
|
工况1 |
工况2 |
工况3 |
工况1 |
工况2 |
工况3 |
工况1 |
工况2 |
工况3 | |
|
径向1 |
7.2 |
7.1 |
7.0 |
7.1 |
7.0 |
6.7 |
6.9 |
6.8 |
6.8 |
|
水平1 |
6.9 |
6.8 |
6.7 |
6.7 |
6.5 |
6.4 |
6.5 |
6.4 |
6.4 |
|
径向2 |
7.2 |
7 |
7.1 |
7.0 |
7.0 |
7.1 |
6.5 |
6.4 |
6.4 |
|
水平2 |
6.9 |
6.5 |
6.4 |
6.4 |
6.2 |
6.3 |
6.1 |
6.2 |
6.3 |
(1)随着荷载和填土厚度的增加，各工况下测点的环向应变值逐渐减小，变化幅度较大，表明在管-土体系相互作用下，较高填土可以削弱管顶荷载对埋地管涵的作用效应[8] 管顶覆土厚度对管涵抵抗交通荷载有利。
(2)荷载作用下，管顶正上方位置的应力、应变值最大，轴向应变与环向应变的拉压变化趋势呈相反状态。其中测点1、测点3、测点5和测点7为负值，为压应变，其余为拉应变，表明管顶荷载作用下，管涵发生椭圆化变形趋势。对于拱形FRPM管涵洞结构而言，最大应变值位于测点1和测点5的位置，其余部位测点应变均小于管顶对应的应变值。
(3)管涵左右应变呈对称分布，各工况整体变化基本一致，其中最大拉应变值出现在管顶位置(分别为测点1和测点5) 因此在施工过程中需注意将该部位作为把控管涵性能的安全指标，密切关注管顶的受力状态，避免因管顶应力应变过大而导致管涵破坏。
(4)轴向应变与环向应变变化趋势基本保持一致，但轴向应变小于环向应变，这是由于环向位置除承受涵顶上方传来的荷载外，还需约束管涵两侧的挤压变形，而轴向只需要抵抗上部传来的外荷载作用。在理想状态下受竖向荷载作用时玻璃钢夹砂管涵发生的形变以环向为主，轴向受力为次要作用[9]。
(5)在覆土厚度为0.5 m时管涵可承受双车荷载77.2 t、覆土厚度为1 m时管涵可承受双车荷载98.72 t、1.5 m时管涵可承受双车荷载143 t 并且变形值均小于10 mm且均未出现明显破坏，表明管壁结构具有足够的刚度，具有非常富裕的安全保障，为降低成本和减少管涵自重，管壁结构具有减薄优化空间。
4 数值计算及结果分析数值模拟技术已经广泛应用于玻璃钢夹砂管力学分析以及管涵优化设计等方面。借助于模型试验和有限元分析相结合的方法，可以节约人力物力耗费问题，并能缩短试验周期，提高试验结果的精度。
4.1模型的建立基于室内试验研究成果，采用大型有限元仿真模拟软件ABAQUS建立管涵的数值计算模型，研究不同填土厚度和荷载作用下的埋地管涵力学特性。研究中关注工况二受力条件下的应力和径向位移两个关键指标，将模型仿真数据与现场试验结果分析比对后验证其正确性，进而基于该模型对管壁结构层次进行优化设计。
针对路-管-土系统整体采用ABAQUS有限元的方法建模。其中，玻璃钢夹砂管中夹砂层设定为各向同性弹性材料，纤维层设定为正交各向异性弹性材料。玻璃钢夹砂管管壁采用经典层合板理论进行分析，对夹砂层采用三维实体单元，而纤维缠绕层采用连续壳单元进行建模，这样可以更准确地捕捉层压复合结构的应力和应变。土体模型选用 Mohr-Coulomb 本构模型，应用三维实体单元进行建模。对管-土的接触面设置为“面对面接触” 根据主控面和从属面的原则，将管涵外侧定义为主控面，土体与管涵接触面定义为从属面[10]。管涵装配后模型如图4所示。
图4 管涵装配后模型
4.2数值计算结果分析通过有限元软件ABAQUS建立足尺试验模型，对管涵在工况2条件下受力情况进行模拟，并在结果文件中输出管涵的应力和径向位移相关的云图。
4.2.1管涵应变、位移云图荷载作用下，管壁厚度为76 mm下玻璃钢夹砂管的应力、位移云图如图5所示。
由仿真云图可知，荷载作用下管涵的影响位移为7.3 mm 最大Mises应力值为0.196 MPa 有限元模拟结果和前述章节中试验结果总体一致，能够体现管涵的受力变形状态，具有较好的可靠性。此外，在上述条件下管涵尚未出现管涵裂缝等破坏现象，管涵径向变形也在允许范围内，表明管涵具有足够的强度，可以进一步对管涵进行优化设计。
4.2.2壁厚优化在玻璃钢夹砂管涵的结构层中，缠绕层分别依靠环向缠绕层和交叉缠绕层提高管涵环向和轴向拉伸强度，而夹砂层通过传递剪应力并增加管截面惯性矩以提高管涵刚度。为保证管涵环向和轴向强度以保证管涵的完整性，管壁结构优化时缠绕层层数和厚度予以保持不变，主要优化对管涵刚度起重要作用的单层夹砂层厚度，在确保管涵埋地特性的基础上，适当减薄夹砂层厚度，不但对施工便宜性有利，而且还会节约管涵的生产成本。
图5 玻璃钢夹砂管涵模型结构云图
通过数值计算方法模拟试验情况，在保证管涵各项性能不受影响的情况下，对管壁结构进行优化，保持其他参数不变，适当减薄管涵厚度，使得管壁厚度由76 mm减为60 mm。优化后各结构层厚度如表6所示，壁厚60 mm对应的位移云图和应力云图如图6所示。
表6 优化后各结构层厚度
|
管涵结构层 |
直径3 m管涵 |
厚度/mm |
|
内衬层 |
1层 |
1.5 |
|
1层环向缠绕 2层交叉缠绕 |
2层 |
2 |
|
树脂夹砂层 |
4层 |
13.1 |
|
1层环向缠绕 1层交叉缠绕 |
3层 |
1.2 |
由图6可得出当玻璃钢夹砂管的管壁厚度由76 mm优化为60 mm时，管涵径向位移由7 mm增加到11 mm Mises应力由0.196 MPa增加到0.206 MPa 应力和位移参数整体变化不大且均满足管涵刚度的要求，符合公路工程中规定玻璃钢夹砂管涵的最大变形不应超过3%D(D为管涵直径)的规定。由此可认为管壁厚度由76 mm优化为60 mm是完全可行的。
图6 优化后的管涵模型结构云图
5 结语通过工程现场交通荷载模拟试验，结合ABAQUS数值计算，研究了大孔径3 m玻璃钢夹砂管涵的受力和变形特性，研究结果如下。
(1)覆土厚度对玻璃钢夹砂管的承载力有重要作用。双车在50 cm覆土厚度时，可承受77.2 t; 在100 cm覆土厚度时，可承受98.72 t; 在150 cm覆土厚度时，可承受143 t。并且随着荷载作用的增加各测点应变逐渐增大，然而随着荷载等级的提高以及填土厚度的增加，各工况下测点的环向应变值随之减小，说明在管-土体系相互作用下，管顶覆土厚度对管涵受力性能的影响至关重要。
(2)玻璃钢夹砂管在测点1、测点3、测点5、测点7承受压应力，在测点2、测点4、测点6、测点8承受拉应力，但环向应变总大于轴向应变；荷载作用下，玻璃钢夹砂管涵均满足变形率的要求，管涵未出现明显的变形破坏，安全储备较高。
(3)通过有限元ABAQUS的模拟计算验证现场试验的可靠性，并对管壁厚度进行优化，当管壁壁厚由76 mm减小为60 mm时，管涵位移、应变略有增大，远远小于 3%D的变形允许最大值，工程实际应用中可根据道路等级、覆土厚度等因素，壁厚在60～76 mm之间确定，以降低工程成本。
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