毛昊然，程 琳，楊 杰，馬春輝，袁興國(guó)

(1.西安理工大學(xué) 西北旱區(qū)生態(tài)水利國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710000； 2.華能瀾滄江水電有限公司，昆明 650000)

1 研究背景

為克服水資源空間分布不均問題，保證國(guó)民經(jīng)濟(jì)快速發(fā)展，調(diào)水工程大量涌現(xiàn)，已逐漸成為我國(guó)乃至世界水利工程的建設(shè)與研究重點(diǎn)之一。在調(diào)水工程中，輸水管線的材料可以采用混凝土預(yù)制管、鋼管和預(yù)應(yīng)力鋼筒混凝土管(Prestressed Concrete Cylinder Pipe，PCCP)等類型。其中，PCCP是由鋼板、預(yù)應(yīng)力鋼絲、混凝土和水泥砂漿4種基本材料制成的新型復(fù)合管材。它充分發(fā)揮了鋼材的抗拉、易密封和混凝土的抗壓、耐腐蝕性能，具有高密封性、高強(qiáng)度和高抗?jié)B的特性。

我國(guó)自20世紀(jì)90年代初引進(jìn)PCCP生產(chǎn)線后，產(chǎn)品廣泛運(yùn)用于調(diào)水工程中[1]。已使用PCCP的水利工程主要有山西萬家寨引黃工程、深圳東部引水工程、哈爾濱磨盤山引水工程、南水北調(diào)受水區(qū)供水配套工程等，均取得了良好的應(yīng)用效果。近年來，國(guó)內(nèi)陸續(xù)建成PCCP生產(chǎn)線達(dá)近百條，年設(shè)計(jì)生產(chǎn)能力達(dá)5 000 km以上，每年新鋪設(shè)的PCCP的管道數(shù)量達(dá)數(shù)千km[2]。PCCP雖然安全穩(wěn)定性能好，但在調(diào)水工程中由于傳輸距離較長(zhǎng)、穿越多樣的地質(zhì)結(jié)構(gòu)，PCCP容易受到沿線地基不均勻沉降、滑坡、落石等各類地質(zhì)災(zāi)害的影響。其中，落石作為一種常見的山區(qū)地質(zhì)災(zāi)害，通常是由于陡坎、陡崖、陡坡上的巖石[3]在重力作用下發(fā)生失穩(wěn)瞬間脫離山體而導(dǎo)致，在我國(guó)的西北、西南山區(qū)危巖分布廣泛，落石災(zāi)害常見[4]。落石會(huì)對(duì)作用土體施加短暫但強(qiáng)有力的沖擊荷載，從而導(dǎo)致土體下方的PCCP產(chǎn)生較大變形并開裂，甚至發(fā)生爆管現(xiàn)象，嚴(yán)重威脅工程整體安全。針對(duì)上述問題，通過采用數(shù)值模擬方法分析PCCP在沖擊荷載作用下的應(yīng)力變化規(guī)律，并依據(jù)分析結(jié)果提出針對(duì)性的工程防護(hù)措施極為重要。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者數(shù)值模擬落石沖擊作用的方法主要分為兩類：①基于經(jīng)典彈性材料的Hertz碰撞理論[5-6]和理想塑性材料的Thornton理論[7]的落石沖擊計(jì)算方法，如楊其新等[8]的落石沖擊計(jì)算方法。該類方法結(jié)合試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)，并依據(jù)理論推導(dǎo)，可以較方便地計(jì)算出落石的沖擊時(shí)間和沖擊力，但難以考慮到土體的能量耗散、結(jié)構(gòu)體系的動(dòng)力特性等因素，導(dǎo)致計(jì)算精度存在一定問題；②采用有限元理論模擬不同落石大小、質(zhì)量、沖擊速度等，該方法能考慮到工程具體情況，具有較高的準(zhǔn)確性。在落石沖擊作用下埋地管道的受力研究方面，國(guó)內(nèi)外學(xué)者利用ANSYS/LS-DYNA、ABAQUS等軟件分析了落石因素[9-11]、管道因素[12-13]對(duì)埋地管道動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響。與一般輸水管道不同，PCCP作為由多材料組成共同受力結(jié)構(gòu)，落石沖擊作用下需要分別考慮各部件的受力變形情況，以準(zhǔn)確分析落實(shí)沖擊作用下PCCP的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，但目前該方面的研究較少，難以為實(shí)際工程提供理論支撐。

本文通過結(jié)合工程實(shí)際，建立了某PCCP管線“石-土-管”有限元模型，并選取接近工程實(shí)際的落石工況，在此基礎(chǔ)上開展落石沖擊作用下埋地PCCP的應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)分析。

2 “石-土-管”有限元模型

2.1 PCCP模型尺寸

以引漢濟(jì)渭調(diào)水工程上黃池進(jìn)水池至楊武分水口段的雙線DN3400PCCP管線為原型，建立有限元模型。以雙排PCCP管道為中心，選取1個(gè)管節(jié)(6 m)作為分析長(zhǎng)度，對(duì)管線埋設(shè)時(shí)的管溝以及管溝周圍10 m土體進(jìn)行建模計(jì)算。PCCP包含4種材料：混凝土、鋼筒、預(yù)應(yīng)力鋼絲和砂漿，單節(jié)PCCP管長(zhǎng)6 m，管道埋深2.5 m，各部件材料具體尺寸如表1所示。

表1 PCCP尺寸

其中，混凝土、砂漿、地基、回填土采用三維實(shí)體單元C3D8R進(jìn)行模擬，鋼筒采用殼單元S4R進(jìn)行模擬、鋼絲采用三維桿單元T3D2進(jìn)行模擬。在左側(cè)管道回填土上方構(gòu)建一個(gè)剛體球形落石模型，以模擬落石沖擊的作用?！笆?土-管”有限元模型除剛體落石外，共有162 683個(gè)單元、178 517個(gè)結(jié)點(diǎn)，PCCP橫斷面及“石-土-管”有限元模型如圖1所示。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

2.2 邊界約束條件和層間關(guān)系

模型底部施加全約束，四周施加法向約束，頂面不施加約束。PCCP采用分離式建模方法，不考慮各部件材料相對(duì)滑移或脫空現(xiàn)象，鋼筒與混凝土、鋼絲與砂漿為嵌入關(guān)系，砂漿與混凝土采用綁定連接。土石接觸、管土接觸關(guān)系為庫倫摩擦模型，摩擦系數(shù)為0.2。同時(shí)，利用降溫法為鋼絲施加預(yù)應(yīng)力1 177.5 MPa。

2.3 本構(gòu)關(guān)系和模型材料

地基、墊層和回填土均采用線彈性模型，考慮到鋼絲、鋼筒的屈服特性，以及混凝土、砂漿開裂等材料非線性特征，因此在沖擊荷載模擬過程中根據(jù)美國(guó)AWWA C304標(biāo)準(zhǔn)[14]確定管身材料的本構(gòu)關(guān)系。預(yù)應(yīng)力鋼絲的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為

(1)

式中：fs為預(yù)應(yīng)力鋼絲應(yīng)力；εs為預(yù)應(yīng)力鋼絲應(yīng)變；Es為預(yù)應(yīng)力鋼絲彈性模量；fsu為預(yù)應(yīng)力鋼絲抗拉強(qiáng)度，取1 570 MPa。

鋼絲預(yù)應(yīng)力fsg為鋼絲抗拉強(qiáng)度fsu的0.75倍，鋼絲應(yīng)力超過0.85倍fsu后達(dá)到屈服強(qiáng)度fsy，鋼絲屈服，對(duì)應(yīng)屈服應(yīng)變?yōu)棣舠y，預(yù)應(yīng)力鋼絲的本構(gòu)關(guān)系曲線如圖2(a)所示。鋼筒的本構(gòu)關(guān)系采用理想彈塑性模型，本構(gòu)關(guān)系曲線如圖2(b)所示?；炷梁蜕皾{本構(gòu)關(guān)系模型采用混凝土損傷塑性(Concrete Damage Plasticity，CDP)模型。由于混凝土和砂漿抗壓強(qiáng)度遠(yuǎn)高于抗拉強(qiáng)度，模型受壓采用線彈性模型，僅考慮受拉時(shí)混凝土和砂漿的開裂。混凝土的抗拉強(qiáng)度為ft，對(duì)應(yīng)的峰值拉應(yīng)變?yōu)棣舤，混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖2(c)所示。砂漿的抗拉強(qiáng)度為ftm，對(duì)應(yīng)的峰值拉應(yīng)變?yōu)棣舤m，砂漿的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系如圖2(d)所示?；炷梁蜕皾{的拉應(yīng)變分別達(dá)到11εt和8εtm后可見裂縫出現(xiàn)，失去承載能力。

圖2 管身材料本構(gòu)關(guān)系曲線Fig.2 Constitutive relation curves of pipe materials

在PCCP基本荷載和沖擊荷載的有限元模擬計(jì)算中，PCCP各部件材料的密度、彈性模量、強(qiáng)度和泊松比如表2所示。

表2 材料基本參數(shù)

2.4 落石沖擊模擬方法

進(jìn)行沖擊荷載計(jì)算時(shí)，分析步順序?yàn)楣荏w自重施加、鋼絲預(yù)應(yīng)力模擬、各層回填土回填、0.6 MPa工作水壓施加、落石沖擊模擬，分析步順序見表3。施工回填采用分層回填方式，共5次回填，施工模擬過程如圖3所示。模擬落石沖擊作用時(shí)，將落石假定為球體，基于其下落高度確定落石最終運(yùn)動(dòng)速度，對(duì)土體施加沖擊荷載。落石沖擊時(shí)，在短暫的時(shí)間內(nèi)達(dá)到最大沖擊深度，隨后發(fā)生反彈，再次落下撞擊土體。在實(shí)際工況下，由于土體地表不平整等原因，造成落石沖擊位置與第一次不同，且反彈后落石的速度遠(yuǎn)小于沖擊速度，因此再次落下時(shí)產(chǎn)生的影響很小。根據(jù)上述分析，為進(jìn)一步節(jié)約計(jì)算時(shí)間，僅對(duì)第一次落石沖擊進(jìn)行模擬，不再考慮后續(xù)的落石彈跳運(yùn)動(dòng)過程。

圖3 施工模擬過程Fig.3 Simulation of construction process

3 PCCP受沖擊影響分析

3.1 靜力荷載工況計(jì)算結(jié)果分析

進(jìn)行PCCP施工過程模擬中，應(yīng)重點(diǎn)分析PCCP各部件的管底、管頂、管腰的應(yīng)力變化情況，其計(jì)算結(jié)果是后續(xù)開展后續(xù)沖擊荷載計(jì)算的重要基礎(chǔ)。施工模擬過程中混凝土管芯、鋼筒、預(yù)應(yīng)力鋼絲和砂漿不同特征位置的環(huán)向應(yīng)力變化情況如圖4所示。

表3 荷載施加順序

圖4 PCCP各部件特征位置的環(huán)向應(yīng)力隨荷載變化曲線Fig.4 Curves of circumferential stress at characteristic positions of PCCP components versus load

由于預(yù)應(yīng)力鋼絲為桿單元，因此其環(huán)向拉應(yīng)力即為Mises應(yīng)力，由圖4可以看出：①在預(yù)應(yīng)力施加后，預(yù)應(yīng)力鋼絲特征位置的環(huán)向拉應(yīng)力驟增至1 140 MPa左右，混凝土管芯、鋼筒和砂漿的特征位置由部分受拉變?yōu)槿渴軌?，且環(huán)向壓應(yīng)力大幅度提高，PCCP的抗裂性能顯著提高。②進(jìn)行第1層至第2層土體回填時(shí)，由于土體并未沒過PCCP管身，因此各部件特征位置的應(yīng)力狀態(tài)幾乎沒有發(fā)生變化；進(jìn)行第3層至第5層土體回填時(shí)，混凝土管芯、鋼筒和砂漿特征位置的環(huán)向應(yīng)力呈不同趨勢(shì)變化，其中位于PCCP管底內(nèi)側(cè)、管頂內(nèi)側(cè)和管腰外側(cè)的混凝土管芯、鋼筒和砂漿特征位置的環(huán)向壓應(yīng)力減小，位于PCCP管底外側(cè)、管頂外側(cè)、管腰內(nèi)側(cè)的混凝土管芯、鋼筒和砂漿特征位置的環(huán)向壓應(yīng)力增大，表明管道呈現(xiàn)被壓扁的變形趨勢(shì)。③施加0.6 MPa的內(nèi)水壓力后，除預(yù)應(yīng)力鋼絲的環(huán)向拉應(yīng)力增大外，各部件特征位置的環(huán)向壓應(yīng)力均減小，且減小幅值幾乎相等。

考慮到混凝土管芯、砂漿屬于抗壓不抗拉材料，混凝土管芯管底內(nèi)側(cè)、管頂內(nèi)側(cè)、管腰外側(cè)和砂漿管腰處的環(huán)向壓應(yīng)力較小，在受到?jīng)_擊荷載作用時(shí)可能會(huì)環(huán)向受拉并開裂，因此需重點(diǎn)分析沖擊荷載作用時(shí)特征位置的第一主應(yīng)力發(fā)展情況；鋼筒、預(yù)應(yīng)力鋼絲的抗拉壓強(qiáng)度相同，應(yīng)當(dāng)重點(diǎn)分析沖擊荷載作用時(shí)特征位置的Mises應(yīng)力發(fā)展情況。

3.2 沖擊荷載作用下的PCCP動(dòng)力時(shí)程分析

沖擊荷載會(huì)使PCCP發(fā)生應(yīng)力驟變，根據(jù)前文基礎(chǔ)荷載的計(jì)算結(jié)果，關(guān)注各部件管頂、管底、管腰跨中的應(yīng)力變化情況，研究沖擊荷載對(duì)PCCP的破壞機(jī)理。不同位置、不同角度的落石沖擊對(duì)PCCP的作用大小不同，而PCCP正上方回填土的垂直落石沖擊對(duì)其影響最大。

因此在沖擊荷載分析中，假設(shè)崩塌落石位置位于左側(cè)PCCP正上方，垂直沖擊管頂回填土，落石半徑為1.6 m，懸空高度為10 m(不計(jì)空氣阻力，則沖擊速度為14.0 m/s)。PCCP左側(cè)管道(受沖擊荷載影響較大管道)特征位置應(yīng)力隨時(shí)間變化情況如圖5所示。

圖5 沖擊荷載作用下PCCP各部件特征位置應(yīng)力變化曲線Fig.5 Stress change curves of characteristic positions of PCCP components under impact load

由圖5可以看出：①在沖擊荷載的作用下，PCCP各部件的應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生劇烈變化，混凝土管芯、鋼筒、砂漿和預(yù)應(yīng)力鋼絲特征位置的應(yīng)力先后達(dá)到極值。②沖擊荷載作用下，混凝土管芯管頂內(nèi)側(cè)、管底內(nèi)測(cè)、管腰外側(cè)和砂漿管腰第一主應(yīng)力顯著增大，且第一主應(yīng)力峰值超過抗拉強(qiáng)度，材料發(fā)生開裂；鋼筒管頂、管底、管腰和預(yù)應(yīng)力鋼絲的管腰Mises應(yīng)力顯著增大，其中鋼筒的管頂Mises應(yīng)力峰值達(dá)到235 MPa，材料屈服，預(yù)應(yīng)力鋼絲管腰Mises應(yīng)力顯著提升，但其峰值仍小于鋼絲抗拉強(qiáng)度。③混凝土管芯、砂漿第一主應(yīng)力顯著增大位置，其環(huán)向拉應(yīng)力峰值與第一主應(yīng)力峰值時(shí)間重合、大小幾乎相等，說明沖擊荷載作用下混凝土管芯和砂漿開裂主要是PCCP橫斷面垂向橢圓形應(yīng)變導(dǎo)致的，主要產(chǎn)生平行于管軸線的縱向裂縫；鋼筒管頂和管底Mises應(yīng)力變化趨勢(shì)與環(huán)向拉應(yīng)力相似，這說明沖擊荷載作用下鋼筒的塑性破壞趨勢(shì)與混凝土管芯、砂漿相似，主要產(chǎn)生環(huán)向受拉塑性應(yīng)變。

圖6為左右兩側(cè)PCCP各部件應(yīng)力(混凝土管芯、砂漿為第一主應(yīng)力，鋼筒、預(yù)應(yīng)力鋼絲為Mises應(yīng)力)峰值時(shí)刻應(yīng)力云圖，觀察該圖可知：①當(dāng)各部件沖擊荷載影響達(dá)到最大時(shí)，左側(cè)PCCP混凝土管芯的第一主應(yīng)力峰值分布在管頂內(nèi)側(cè)跨中，管底內(nèi)側(cè)跨中、管腰外側(cè)跨中次之，其余位置較??；砂漿的第一主應(yīng)力峰值分布在管腰跨中，其余位置較?。讳撏驳腗ises應(yīng)力峰值分布在管頂跨中，其余位置較??；預(yù)應(yīng)力鋼絲的Mises應(yīng)力峰值分布在管腰跨中，其余位置較小。②相較于左側(cè)PCCP，右側(cè)PCCP各部件沖擊荷載影響最大時(shí)刻應(yīng)力分布略有不同；由于沖擊荷載作用在右側(cè)PCCP的左上方，因此在靜力荷載和動(dòng)力荷載的共同作用下，管道有一個(gè)左上-右下壓扁的趨勢(shì)，其應(yīng)力分布情況與左側(cè)相似，但是逆時(shí)針偏移；應(yīng)力相對(duì)較小，除混凝土管芯管頂偏左內(nèi)側(cè)外，其余位置應(yīng)力峰值均為超過材料強(qiáng)度。③結(jié)合圖5的分析可知，在左側(cè)PCCP管中回填土上方?jīng)_擊荷載的作用下，左側(cè)PCCP混凝土管芯管頂內(nèi)側(cè)、管底內(nèi)側(cè)、管腰外側(cè)、砂漿管腰和鋼筒管頂容易發(fā)生破壞，鋼筒管底、管腰和預(yù)應(yīng)力鋼絲管腰可能發(fā)生破壞，因此在后續(xù)的研究中應(yīng)該重點(diǎn)關(guān)注這些特征位置的應(yīng)力峰值情況；右側(cè)PCCP可能會(huì)發(fā)生破壞，但是其破壞程度遠(yuǎn)小于左側(cè)PCCP，僅有沖擊作用于右側(cè)時(shí)會(huì)發(fā)生嚴(yán)重破壞，此時(shí)破壞情況與沖擊作用于左側(cè)一致，因此后續(xù)主要考慮沖擊作用左側(cè)PCCP管中回填土上方時(shí)左側(cè)PCCP的應(yīng)力響應(yīng)。

圖6 PCCP各部件特征位置應(yīng)力峰值時(shí)刻的應(yīng)力云圖Fig.6 Stress contours of characteristic positions at peak stress of PCCP components

4 PCCP沖擊荷載承受能力分析

4.1 落石大小對(duì)PCCP應(yīng)力峰值的影響

管道沿線可能會(huì)發(fā)生不同大小的落石崩塌災(zāi)害，為研究PCCP對(duì)不同大小落石沖擊的承受能力，需對(duì)不同半徑落石沖擊荷載工況進(jìn)行模擬，對(duì)比不同工況下PCCP各部件易破壞特征位置的應(yīng)力峰值變化情況。球形崩塌落石從左側(cè)PCCP正上方10 m懸空高度(不計(jì)空氣阻力，則沖擊速度為14.0 m/s)，垂直沖擊管頂回填土。當(dāng)落石半徑分別為0.4、0.6、0.8、1.0、1.2、1.4、1.6 m，可得到不同半徑落石沖擊下左側(cè)PCCP各部件特征位置的應(yīng)力峰值，如圖7所示。

圖7 不同半徑落石沖擊下PCCP各部件特征位置應(yīng)力峰值變化規(guī)律Fig.7 Peak stress of characteristic positions of PCCP components under the impact load of rockfall of different radius

由圖7可知：①隨著落石半徑增加，混凝土管芯各特征位置的第一主應(yīng)力峰值顯著增加，當(dāng)落石半徑超過1.0 m后，管頂內(nèi)側(cè)、管底內(nèi)側(cè)和管腰外側(cè)的第一主應(yīng)力峰值依次超過抗拉強(qiáng)度，混凝土發(fā)生開裂后第一主應(yīng)力峰值增加速度減緩。②當(dāng)落石半徑增加至0.8 m后，砂漿管腰處第一主應(yīng)力峰值迅速增加，落石半徑超過1.0 m后發(fā)生開裂。③落石半徑較小時(shí)，鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲特征位置的Mises應(yīng)力峰值增加并不明顯；當(dāng)落石半徑超過1.0 m后，鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲特征位置的Mises應(yīng)力峰值迅速增加；當(dāng)落石半徑超過1.4 m后，鋼筒管頂?shù)腗ises應(yīng)力峰值達(dá)到抗拉強(qiáng)度。這是因?yàn)镻CCP受到較小落石沖擊時(shí)，主要由混凝土管芯承受沖擊荷載，當(dāng)混凝土管芯發(fā)生開裂后，沖擊荷載轉(zhuǎn)由鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲承擔(dān)。

4.2 落石高度對(duì)PCCP應(yīng)力峰值的影響

管道沿線可能會(huì)發(fā)生不同高度的落石崩塌災(zāi)害，為研究PCCP對(duì)不同高度落石沖擊的承受能力，需對(duì)不同高度落石沖擊荷載工況進(jìn)行模擬，對(duì)比不同工況下PCCP各部件易破壞特征位置的應(yīng)力峰值變化情況。假設(shè)半徑為1.0 m的球形崩塌落石從左側(cè)PCCP正上方墜落，垂直沖擊管頂回填土，落石懸空高度分別為2、4、6、8、10、12、14、16、18、20 m(不計(jì)空氣阻力，則沖擊速度分別為6.3、8.9、10.8、12.5、14.0、15.3、16.6、17.7、18.8、19.8 m/s)，可得到不同高度落石沖擊下左側(cè)PCCP各部件沖擊荷載影響最大時(shí)刻特征位置的應(yīng)力，如圖8所示。

圖8 不同高度落石沖擊下PCCP各部件特征位置應(yīng)力變化規(guī)律Fig.8 Stress of characteristic positions of PCCP components under the impact load of rockfall from different heights

由圖8可知：①混凝土管芯和砂漿的特征位置未發(fā)生開裂前，第一主應(yīng)力峰值隨著落石高度增加而快速增加，當(dāng)?shù)谝恢鲬?yīng)力峰值超過抗壓強(qiáng)度后，其增大速度減緩。②落石沖擊使得鋼筒管腰的環(huán)向壓應(yīng)力增大、鋼筒管頂和管底的環(huán)向壓應(yīng)力減小并變?yōu)榄h(huán)向受拉。隨著落石高度增大，鋼筒管腰的Mises應(yīng)力峰值平穩(wěn)增大，鋼筒管頂、管底的Mises應(yīng)力峰值先緩慢增大，后略微減小，當(dāng)落石半徑超過1.0 m和1.6 m，混凝土管芯管頂和管底內(nèi)側(cè)發(fā)生開裂后，鋼筒管頂、管底的Mises應(yīng)力峰值隨落石高度迅速增大。③隨著落石高度的增加，預(yù)應(yīng)力鋼絲管腰的Mises應(yīng)力峰值先緩慢增大，當(dāng)落石半徑超過1.2 m，砂漿管腰處發(fā)生開裂后，鋼絲管腰的Mises應(yīng)力峰值顯著增大。

4.3 不同半徑落石沖擊下PCCP塑性應(yīng)變分析

相較落石高度，落石半徑對(duì)沖擊荷載的影響更為顯著，為進(jìn)一步研究沖擊荷載對(duì)PCCP的破壞情況，對(duì)不同半徑落石沖擊后混凝土和砂漿的受拉塑性應(yīng)變以及鋼筒和鋼絲的等效塑性應(yīng)變進(jìn)行分析。不同半徑落石沖擊后PCCP各部件特征位置的塑性應(yīng)變?nèi)鐖D9所示。

圖9 不同半徑落石沖擊下PCCP各部件塑性應(yīng)變變化規(guī)律Fig.9 Plastic strain of characteristic positions of PCCP components under the impact load of rockfall of different radius

由圖9可知：①與前文應(yīng)力計(jì)算分析結(jié)果一致，混凝土、砂漿、鋼筒應(yīng)力超過材料強(qiáng)度后，相應(yīng)位置出現(xiàn)了不同大小的塑性應(yīng)變；鋼絲的Mises應(yīng)力峰值雖未達(dá)到其抗拉強(qiáng)度，但是已經(jīng)超過75%抗拉強(qiáng)度，鋼絲進(jìn)入滯彈性階段，產(chǎn)生部分塑性應(yīng)變。②落石半徑達(dá)到1.0 m后，混凝土管芯開始出現(xiàn)微裂縫，抗拉能力受損；落石半徑達(dá)到1.4 m后，混凝土管芯管頂、管底受拉塑性應(yīng)變超過10εt，砂漿管腰受拉塑性應(yīng)變接近7εtm，出現(xiàn)可見裂縫，材料失去承載能力。③當(dāng)混凝土管芯、砂漿出現(xiàn)嚴(yán)重裂縫基本失去抗拉能力后，鋼筒和鋼絲特征位置塑性應(yīng)變迅速增大，PCCP進(jìn)入全部件破壞階段。

5 結(jié) 論

針對(duì)雙線埋地PCCP受落石沖擊問題，以引漢濟(jì)渭調(diào)水工程上黃池進(jìn)水池至楊武分水口段的雙線DN3400PCCP管線為原型，將落石簡(jiǎn)化為球體，對(duì)落石垂直沖擊單側(cè)PCCP上方回填土工況進(jìn)行了仿真，研究了落石沖擊后PCCP各部件應(yīng)力情況和塑性應(yīng)變情況，得到以下結(jié)論：

(1)沖擊荷載對(duì)PCCP各部件的破壞順序是混凝土管芯、砂漿、鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲，當(dāng)混凝土管芯開裂后，對(duì)應(yīng)位置的鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲的最大Mises應(yīng)力將會(huì)迅速增大，隨后先后屈服破壞。

(2)由于鋼筒和預(yù)應(yīng)力鋼絲僅在混凝土管芯和砂漿嚴(yán)重破壞后才會(huì)出現(xiàn)較大塑性應(yīng)變，因此在PCCP沖擊荷載的監(jiān)測(cè)中，應(yīng)采用在PCCP內(nèi)外表面安裝分布式光纖等方式，重點(diǎn)關(guān)注混凝土管芯和砂漿的應(yīng)變情況。

(3)相比落石高度，落石半徑對(duì)沖擊荷載大小的影響更為顯著，因此在實(shí)際工程中，管線應(yīng)避免經(jīng)過可能出現(xiàn)大體積落石的區(qū)域，或采用落石攔截網(wǎng)等方式，對(duì)經(jīng)過可能出現(xiàn)大體積落石區(qū)域的管線進(jìn)行保護(hù)。