既有管道與內(nèi)襯疊合界面受力性能及計算方法

趙雅宏，馬保松，張海豐，何春良，史國棚

(1.中國地質(zhì)大學(xué) 工程學(xué)院，武漢 430074; 2.中山大學(xué) 土木工程學(xué)院，廣東 珠海 519082)

自從波特蘭水泥發(fā)明以來，水泥基材料廣泛應(yīng)用于各類結(jié)構(gòu)工程領(lǐng)域.在隧道和管道修復(fù)方面，發(fā)展了許多新型材料修復(fù)方法[1].多數(shù)學(xué)者認(rèn)為應(yīng)用砂漿修復(fù)結(jié)構(gòu)只能改變結(jié)構(gòu)的抗?jié)B防腐性能，并認(rèn)為其對結(jié)構(gòu)加固的貢獻(xiàn)較小.但隨著國內(nèi)外高強(qiáng)高性能砂漿的研發(fā)及應(yīng)用[2]，水泥砂漿噴涂也作為一種非開挖修復(fù)方法應(yīng)用到實際工程中.

國內(nèi)外較多學(xué)者研究了水泥砂漿修復(fù)地埋結(jié)構(gòu)的相關(guān)課題，研究表明，疊合結(jié)構(gòu)的理論承載力是相同情況下復(fù)合結(jié)構(gòu)承載力的2倍.Mcalpine[3]認(rèn)為水泥砂漿內(nèi)襯與既有管道的自然黏結(jié)面就能滿足協(xié)調(diào)變形條件，Zhao等[4]則提出了與之完全相反的觀點，而Shi等[5]通過試驗研究發(fā)現(xiàn)自然黏結(jié)面在大荷載作用下將發(fā)生分離，失去協(xié)調(diào)變形的能力.劉德軍等[6]統(tǒng)計了109條隧道的破壞模式，其中張拉破壞和剪切破壞占比達(dá)30.27%，進(jìn)一步說明應(yīng)用水泥砂漿內(nèi)襯法結(jié)構(gòu)性修復(fù)鋼筋混凝土管時，內(nèi)襯與既有管道能否協(xié)調(diào)變形(也即能否形成疊合結(jié)構(gòu))及判斷標(biāo)準(zhǔn)的確定，是工程設(shè)計施工中必須考慮的關(guān)鍵問題.另一方面，在內(nèi)襯的設(shè)計研究中，Kang等[7]給出了由最大環(huán)向拉應(yīng)力決定內(nèi)襯壁厚設(shè)計公式.但其設(shè)計公式直接由直梁的模型推導(dǎo)，存在一定的誤差；Dym等[8]認(rèn)為內(nèi)襯的基本設(shè)計控制因素為內(nèi)襯層的環(huán)向拉應(yīng)力及開裂裂縫寬度.其將環(huán)狀內(nèi)襯用兩端固支拱模型代替，忽略了內(nèi)襯與管-土界面的相互作用.

總體而言，迄今國內(nèi)外對鋼筋混凝土疊合結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能進(jìn)行了較多的研究，但仍存在以下問題：已有的疊合結(jié)構(gòu)抗彎性能研究幾乎都是針對疊合直梁、疊合板，鮮有對疊合曲梁的分析研究；相關(guān)的研究表明，疊合面抗剪強(qiáng)度取決于疊合面的粗糙程度、配筋率、混凝土強(qiáng)度等級以及剪跨比等因素，但對內(nèi)襯疊合結(jié)構(gòu)協(xié)調(diào)變形評判機(jī)制的研究較少.本文將“管道-內(nèi)襯”體系簡化為疊合曲梁模型，通過分析界面的黏結(jié)張拉應(yīng)力與剪切應(yīng)力，建立了界面協(xié)調(diào)變形判據(jù)，參考一些學(xué)者的試驗?zāi)Ｐ秃驮囼灲Y(jié)果，驗證了判據(jù)的合理性.在此基礎(chǔ)上，對相關(guān)參數(shù)進(jìn)行了分析研究，得到了簡化公式.最終建立了基于界面黏結(jié)張拉強(qiáng)度及抗剪強(qiáng)度的砂漿/混凝土內(nèi)襯管道修復(fù)壁厚設(shè)計模型.

1 疊合曲梁應(yīng)力模型

劉鴻文[9]給出了矩形截面單曲梁彎曲的徑向張拉應(yīng)力和剪切應(yīng)力解析式.Ugural等[10]提出了多種材料的應(yīng)力計算方法——變形截面法；Yang等[11]給出了復(fù)合梁彎曲的應(yīng)力計算模型，并應(yīng)用變截面法得到了兩種不同材料直梁各截面的彎曲應(yīng)力計算式.本文對上述學(xué)者的研究模型進(jìn)行分析改善及進(jìn)一步推導(dǎo)，建立了疊合曲梁的彎曲應(yīng)力計算解析式.

本文所指的疊合梁(結(jié)構(gòu))為一次受力疊合結(jié)構(gòu)；復(fù)合梁(結(jié)構(gòu))為界面之間無黏結(jié)、無剪切作用的獨立受力梁.

1.1 截面正應(yīng)力

在曲梁平面彎曲的情況下，應(yīng)用平面假設(shè)建立梁縱向纖維的應(yīng)變關(guān)系，其界面相關(guān)參數(shù)如圖 1(a)所示.

圖1 疊合曲梁應(yīng)力分析

忽略縱向纖維間應(yīng)力對應(yīng)變的影響，根據(jù)胡克定律可以得到曲梁橫截面上的正應(yīng)力分布規(guī)律，考慮到由于曲梁模量不同造成上下部分的內(nèi)力差異，得到上下梁的正應(yīng)力計算公式，即

(1)

式中：N為軸力，M為彎矩，y為與疊合曲梁截面中性軸的距離，r為疊合曲梁半徑，Aa、Ab分別為界面上、下側(cè)截面面積，Jza、Jzb分別為上下曲梁慣性矩，ha、hb分別為上下曲梁厚度，y′為疊合梁截面等效中性軸.

當(dāng)上下材料相同，即Ea=Eb時，式(1)轉(zhuǎn)化為彎曲單梁的正應(yīng)力計算公式；當(dāng)r→∞時，進(jìn)一步轉(zhuǎn)化為直梁的彎曲正應(yīng)力計算公式.

1.2 界面徑向應(yīng)力

材料力學(xué)理論假設(shè)直梁在純彎曲時，各縱向纖維之間不存在應(yīng)力.圖1(b)中給出了疊合曲梁下側(cè)微段的受力模型，根據(jù)材料b中距曲梁截面等效中性軸為y的微元體在y方向的靜力平衡方程，即可得到疊合曲梁界面下側(cè)的徑向應(yīng)力，即

(2)

令y=y′-hb,即為疊合材料界面處的徑向應(yīng)力.當(dāng)上下材料相同時，式(2)退化為彎曲單梁的界面徑向應(yīng)力計算公式.

1.3 界面剪切應(yīng)力

(3)

疊合直梁的剪切應(yīng)力可通過變截面法建立微元體沿軸向受力的平衡方程獲得，即

(4)

令y=y′-hb,所得值即為下端界面的剪切應(yīng)力τ′,疊合梁剪切應(yīng)力界面處存在突變，這是由于假定剪切應(yīng)力沿界面的寬度方向均勻分布引起的.根據(jù)力的平衡原理，界面的實際剪切應(yīng)力應(yīng)為式(3)、(4)乘相應(yīng)的模量比.

2 疊合曲梁受力模型判斷標(biāo)準(zhǔn)

2.1 界面黏結(jié)張拉強(qiáng)度

針對不同混凝土/砂漿材料組合，設(shè)置C25、C35混凝土材料為基底層，M25水泥砂漿及MS-10 000高性能砂漿作為修復(fù)層，進(jìn)行了立方體試樣的劈拉強(qiáng)度試驗，結(jié)果如表 1所示.

表1 不同材料組合立方體劈拉強(qiáng)度

趙志方等[12]對新老混凝土黏結(jié)抗拉性能的試驗研究表明，混凝土軸拉強(qiáng)度與劈拉強(qiáng)度之間存在變異系數(shù)m，對于整體混凝土，m取0.81～0.85，對于人工鑿毛的界面m取0.87～0.93.

經(jīng)過對比后，按照本文進(jìn)行的試驗，取試驗的最小值，即取水泥砂漿C35混凝土組別的試驗值為準(zhǔn).考慮變異系數(shù)后，取黏結(jié)抗拉強(qiáng)度為0.73 MPa，根據(jù)CECS 143—2002[13]承載力極限狀態(tài)設(shè)計給出的各分項系數(shù)取值范圍進(jìn)行試算，可得K的范圍在1.68～2.50，本文取安全系數(shù)2.

2.2 界面抗剪強(qiáng)度

GB50010—2015《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》給出不配箍筋疊合板疊合面的抗剪強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值取0.6 MPa；JTG TJ22—2008《公路橋梁加固設(shè)計規(guī)范》中規(guī)定配置箍筋的疊合面，混凝土純剪切強(qiáng)度設(shè)計值取抗壓強(qiáng)度設(shè)計值的0.12倍；對于不配置鋼筋的疊合面，混凝土純剪切強(qiáng)度設(shè)計值取0.45 MPa.

本文按照上述的最小抗剪強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值0.6 MPa作為標(biāo)準(zhǔn)，當(dāng)取管道的裂縫荷載計算時，計算結(jié)果應(yīng)乘以1.5的安全系數(shù).

2.3 疊合曲梁協(xié)調(diào)變形條件

修復(fù)后管道結(jié)構(gòu)能否協(xié)調(diào)變形，即結(jié)構(gòu)受力模型的判斷標(biāo)準(zhǔn)分別是界面的抗剪強(qiáng)度與界面剪切應(yīng)力、界面黏結(jié)張拉強(qiáng)度和徑向張拉應(yīng)力的大小關(guān)系，當(dāng)抗力大于荷載時形成疊合結(jié)構(gòu)，否則形成復(fù)合結(jié)構(gòu).其判據(jù)為

K·S

(5)

式中：K為綜合安全系數(shù)，由各向分項系數(shù)決定；S為荷載；R為抗力.

3 試驗驗證及參數(shù)研究

為驗證模型的合理性，引用Shi等[5]應(yīng)用砂漿修復(fù)既有管道的試驗數(shù)據(jù).并根據(jù)GB/T 11836—2009《鋼筋混凝土排水管》鋼筋混凝土管的標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計條件，按照Ⅱ級管標(biāo)準(zhǔn)，對材料模量、埋管直徑、內(nèi)襯厚度等參數(shù)進(jìn)行了分析.

3.1 1 000 mm管道修復(fù)模型驗證

Shi等[5]的試驗研究中，既有管道為DN1 000 mm加筋混凝土管材，混凝土抗拉強(qiáng)度為4.41 MPa，彈性模量Ea為31 950 MPa，考慮到管材的腐蝕缺陷，原壁厚由100 mm減至82 mm；修復(fù)用砂漿的抗拉強(qiáng)度為2.93 MPa，彈性模量Eb=8 900 MPa，修復(fù)后內(nèi)襯壁厚為50 mm.試驗中測得的3次破壞荷載分別為105.1，117.2及131.9 kN/m，平均值為118.1 kN/m.

可將試驗中的管道(受力模式見圖2)簡化成圓環(huán)模型來分析集中荷載作用下的內(nèi)力，內(nèi)力值表達(dá)式如式(6)～(8).

(6)

(7)

(8)

式中：M為彎矩,V為剪力,N為軸力,α為自管頂開始旋轉(zhuǎn)到計算截面的角度,P為集中荷載.

假設(shè)破壞荷載大約為裂縫荷載的1.5倍，裂縫荷載Pc取78.7 kN/m.為揭示理論模型中界面開裂

的過程，取荷載值P分別為0.25Pc、0.5Pc、Pc和Pb(破壞荷載值)進(jìn)行分析，并將式(6)～(8)代入式(2)、(4)中獲得界面應(yīng)力，計算結(jié)果如表2所示.

計算表明，在集中荷載加載至0.25Pc～0.5Pc時，管頂處的疊合作用已經(jīng)逐步失效；荷載增加到裂縫荷載Pc時，疊合界面未失效的區(qū)域分布于起拱線67.5°～110°、247.5°～290°；繼續(xù)加載至破壞荷載Pb時，未失效區(qū)域進(jìn)一步收窄，如圖3所示.可見，用上述材料噴涂50 mm，內(nèi)襯與既有管道無法形成疊合結(jié)構(gòu)，在加載至裂縫荷載之前內(nèi)襯與既有管道之間的界面已經(jīng)由于剪切作用失效.管道加載試驗的結(jié)果也表明，在“管道-內(nèi)襯”結(jié)構(gòu)產(chǎn)生裂縫之前，管道局部內(nèi)襯界面已經(jīng)裂開，由疊合結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)化為復(fù)合結(jié)構(gòu)，如圖4所示.

根據(jù)上述分析獲得的初步結(jié)果，以GB/T 11836—2009給出的鋼筋混凝土管標(biāo)準(zhǔn)條件，分析應(yīng)用高性能砂漿(初始彈性模量Eb=37 500 MPa、抗壓強(qiáng)度80 MPa、抗拉強(qiáng)度8 MPa)對管道進(jìn)行修復(fù)后材料模量、埋管直徑、內(nèi)襯厚度等因素對界面應(yīng)力分布的影響.

表2 不同集中力作用下的界面應(yīng)力

圖3 疊合界面隨荷載變化的失效過程

圖4 修復(fù)后的管道試件在荷載達(dá)到Pc前脫離[5]

3.2 材料彈性模量對界面應(yīng)力的影響

通過對不同材料模量比η所對應(yīng)的界面剪切應(yīng)力隨β變化情況的分析，發(fā)現(xiàn)η<1.5時，界面的剪切應(yīng)力隨管徑的變化較小；η>1.5時，界面的剪切應(yīng)力隨著管徑的增大差異變大.通?；炷梁退嗌皾{這兩種修復(fù)材料與鋼筋混凝土既有管道材料之間η<1.5，一些新型的玻纖樹脂內(nèi)襯及碳纖維塑料內(nèi)襯與原管材的η可高達(dá)10.

圖5(a)、 5(b)分別是β為0.1及0.8時界面應(yīng)力隨η的變化情況.分析表明，界面的徑向應(yīng)力在β=0.1時隨著η的增加而增加，在β=0.8時隨著η的增加而降低.隨著β的增加，界面剪切應(yīng)力成為內(nèi)襯壁厚設(shè)計的控制因素.同時也說明，當(dāng)修復(fù)材料與原管材料的彈性模量比值較大時(如用玻纖樹脂及碳纖維塑料內(nèi)襯修復(fù)既有管道)，如果使修復(fù)后的“管道-內(nèi)襯”體系協(xié)調(diào)變形，必須大幅度增加兩種材料界面的抗剪強(qiáng)度.

另外，單曲梁和疊合曲梁的差異主要是由于材料模量的變化引起的，分析結(jié)果表明，疊合曲梁受力模型計算值在η<1時小于單曲梁計算值，η>1時大于單曲梁的計算值，即按單曲梁模型計算可能導(dǎo)致不安全的設(shè)計；從圖6發(fā)現(xiàn)，剪切應(yīng)力的差值可達(dá)到按單梁模型計算值的460%，徑向應(yīng)力的差值小于24%.隨著模量比的增大以及水泥砂漿內(nèi)襯壁厚的降低，兩者計算的差異越來越大.

圖5 界面應(yīng)力與材料模量比間的關(guān)系

圖6 疊合曲梁模型簡化誤差

3.3 管道直徑對界面剪切應(yīng)力的影響

3.2的研究表明，界面剪切應(yīng)力是內(nèi)襯壁厚設(shè)計的控制因素，而界面徑向應(yīng)力條件往往都能滿足.因此，下文僅研究不同參數(shù)對界面剪切應(yīng)力的影響.圖7為不同直徑管道在修復(fù)后的界面剪切應(yīng)力分布情況，圖中給出了4種β(內(nèi)襯厚度與既有管道壁厚比值)的界面剪切應(yīng)力-管徑曲線.

圖7 幾種β值對應(yīng)的界面剪切應(yīng)力-直徑關(guān)系(η=1.19)

隨著β的增加，界面剪切應(yīng)力并非單調(diào)遞增變化，在β=0.5附近達(dá)到峰值，不同β值對應(yīng)的界面剪切應(yīng)力-管徑曲線的走勢大致相同，且可分為3個區(qū)段，即小于500 mm、500～2 600 mm及大于2 600 mm.因此，在分析疊合曲梁界面剪切應(yīng)力的過程中，小于500 mm管道-內(nèi)襯界面的剪切應(yīng)力可按照管徑-界面剪切應(yīng)力的線性關(guān)系進(jìn)行簡化，而500 ～2 600 mm區(qū)間及大于2 600 mm區(qū)間的管道-內(nèi)襯界面應(yīng)力則可按照不同的“區(qū)間極限剪切應(yīng)力”進(jìn)行近似計算，如圖中β=1.00時Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ剪切應(yīng)力極值線.

3.4 內(nèi)襯厚度對界面剪切應(yīng)力的影響

圖8為同一管徑不同β值既有管道與內(nèi)襯之間界面的剪切應(yīng)力分布，給出了DN500、DN1 000、DN2 000及DN3 000的情形.管徑相同時，界面剪切應(yīng)力隨β變化呈類拋物線分布，并且均在β=0.4處達(dá)到峰值，說明修復(fù)材料的厚度并非越厚越好.

圖8 幾種不同管徑對應(yīng)的τ-β變化關(guān)系

圖中紅色的線段為抗力/安全系數(shù)界限，管徑小于500 mm的管道，內(nèi)襯修復(fù)厚度為0.1～1倍的管道厚度時，整體的界面剪切應(yīng)力均低于0.24 MPa，都在抗力/安全系數(shù)界限之下，說明小管徑的修復(fù)結(jié)構(gòu)形成疊合面后，疊合界面基本不會因為剪切作用失效；另外，管徑大于1 000 mm的界面剪切應(yīng)力相差小于0.06 MPa，并且在β=0.1～0.2內(nèi)DN 1 000～DN3 000的管材界面剪切應(yīng)力較為接近，這是因為Ⅱ、Ⅲ階段的應(yīng)力間距較小(取決于管材的破壞荷載)，圖中所列出的管徑大于DN1 000的管道均已出現(xiàn)了應(yīng)力分布于抗力/安全系數(shù)界限之上的情況，在這種情形下管道界面會發(fā)生剪切破壞，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的受力模式改變.

3.5 界面剪切應(yīng)力的簡化公式

通過分析發(fā)現(xiàn)，既有管道直徑D、內(nèi)襯厚度與既有管道壁厚比值β及材料的彈性模量比η是影響界面剪切應(yīng)力的主要因素.盡管本文通過嚴(yán)格的理論推導(dǎo)，給出了疊合曲梁的界面剪切應(yīng)力計算公式(3)，但是公式的形式過于復(fù)雜，不便于使用.通過對相關(guān)數(shù)值的擬合，本節(jié)給出了界面應(yīng)力的簡化公式.界面剪切應(yīng)力的擬合公式如下：

(9)

式中：κτ=aη2+bη+c，a=-8.23β0.035+8.02，b=8.65 e-0.69β-8.95e-7.85β，c=-3.41e-2.17β+3.96e-14.95β.

研究表明，經(jīng)過擬合后的界面剪切應(yīng)力計算公式與式(3)的計算結(jié)果誤差小于1%.表3給出了不同β、η值對應(yīng)的界面剪切應(yīng)力系數(shù)κτ.

表3 界面剪切應(yīng)力系數(shù)

4 內(nèi)襯厚度設(shè)計方法

修復(fù)舊管道的內(nèi)襯厚度設(shè)計方法與新建管道的壁厚設(shè)計方法不同，因為兩種結(jié)構(gòu)模型的承載力及力的傳遞方式發(fā)生了改變.界面的作用效果直接影響著“管道-內(nèi)襯”體系的實際受力及變形.因此，提出了除管頂拉應(yīng)力、內(nèi)襯開裂裂縫寬度之外的第3種“管道-內(nèi)襯”體系內(nèi)襯厚度的設(shè)計方法.

4.1 管道的破壞模式

混凝土管道和鋼筋混凝土管道的破壞模式主要有3類，即產(chǎn)生縱向裂縫、管頂坍塌和管道腐蝕減薄.

混凝土(鋼筋混凝土)管道在三邊承載試驗下的荷載-位移曲線如圖9所示.對于素混凝土管道，產(chǎn)生裂縫之后再經(jīng)過很小的變形就破壞，剛度隨之降為零；而鋼筋混凝土管道由于鋼筋的加強(qiáng)作用，在混凝土開裂之后既有管道仍有剩余承載力；對于管道上部出現(xiàn)坍塌的情況，無論是混凝土管道還是鋼筋混凝土管道，承載力都降為零；由于既有管道的腐蝕并未產(chǎn)生顯著的變形，可根據(jù)相關(guān)試驗重新確定管道及鋼筋的等效彈性模量和等效壁厚等參數(shù).

圖9 三邊承載試驗中管頂荷載與管徑變形量關(guān)系

4.2 內(nèi)襯厚度設(shè)計方法

通過合理的壁厚設(shè)計，水泥砂漿修復(fù)后的管道-內(nèi)襯結(jié)構(gòu)，在正彎矩區(qū)(管道內(nèi)側(cè)受拉外側(cè)受壓)既有管道承受壓應(yīng)力，水泥砂漿修復(fù)層承受拉應(yīng)力；而負(fù)彎矩區(qū)與之相反，如圖10所示.

圖10 內(nèi)襯與既有管道形成疊合結(jié)構(gòu)受力模式

但在素混凝土管道中，由于產(chǎn)生裂縫后既有管道無法再承擔(dān)拉應(yīng)力，負(fù)彎矩區(qū)的外力應(yīng)由修復(fù)層全部承擔(dān)；而鋼筋混凝土管表面出現(xiàn)裂縫時，鋼筋仍能承擔(dān)拉應(yīng)力，在分析中只需將既有管道的壁厚做相應(yīng)折減即可.同樣地，管頂坍塌的模型也應(yīng)該考慮正彎矩區(qū)域的剩余抗彎承載力和抗壓承載力，忽略負(fù)彎矩區(qū)的剩余抗彎承載力和抗壓承載力.因此，在內(nèi)襯壁厚設(shè)計時，需要同時考慮管頂、管底和起拱線處等危險點.

根據(jù)前述理論的分析推導(dǎo)，對相關(guān)參數(shù)進(jìn)行簡化后可得界面剪切應(yīng)力及徑向應(yīng)力判斷條件式

(10)

其中κσ1、κσ2為徑向張拉擬合系數(shù).

以及基于材料抗拉強(qiáng)度的疊合結(jié)構(gòu)設(shè)計校核式

(11)

圖11給出了疊合曲梁模型的內(nèi)襯修復(fù)層設(shè)計原理，內(nèi)襯壁厚設(shè)計時應(yīng)首先考慮材料界面的剪切應(yīng)力和徑向拉伸應(yīng)力，即式(10).當(dāng)條件滿足時，按照疊合結(jié)構(gòu)進(jìn)行壁厚設(shè)計，并根據(jù)式(11)進(jìn)行材料抗拉強(qiáng)度校核；當(dāng)條件不滿足時，應(yīng)按照復(fù)合結(jié)構(gòu)理論，依據(jù)抗拉強(qiáng)度 (11)進(jìn)行壁厚設(shè)計.

圖11 “管道-內(nèi)襯”體系內(nèi)襯壁厚設(shè)計示意

5 結(jié) 論

1)內(nèi)襯層與既有管道協(xié)調(diào)變形的條件是界面的徑向張拉應(yīng)力與黏結(jié)張拉強(qiáng)度、界面剪切應(yīng)力與抗剪強(qiáng)度的大小關(guān)系.當(dāng)抗力大于荷載時，兩者協(xié)調(diào)變形，形成疊合結(jié)構(gòu)，否則形成復(fù)合結(jié)構(gòu).

2)通常界面的抗剪條件為不同受力模型的主要判斷標(biāo)準(zhǔn).界面的剪切應(yīng)力可簡化為與舊管管徑D、內(nèi)襯厚度與既有管道壁厚比值β及材料的彈性模量比η等參數(shù)相關(guān)的函數(shù).

3)當(dāng)修復(fù)材料與既有管道材料的彈性模量比值較大時(如用玻纖樹脂及碳纖維塑料內(nèi)襯修復(fù)既有管道)，必須大幅度增加兩種材料界面的抗剪強(qiáng)度，以保證“管道-內(nèi)襯”體系協(xié)調(diào)變形.

4)界面疊合作用會隨著外荷載的增加而逐步失效，為了兼顧工程安全性及經(jīng)濟(jì)性，應(yīng)以管道正常使用極限狀態(tài)，根據(jù)界面剪切應(yīng)力公式設(shè)計修復(fù)壁厚.最理想的狀態(tài)是界面脫離均發(fā)生在荷載達(dá)到Pc之后.

5)內(nèi)襯壁厚設(shè)計時應(yīng)進(jìn)行剩余強(qiáng)度評價，并選取管頂、管底和起拱線等危險點進(jìn)行設(shè)計.應(yīng)同時考慮協(xié)調(diào)變形條件及材料的性能，若協(xié)調(diào)變形條件無法滿足，則只能按照復(fù)合結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行壁厚設(shè)計.