大口徑高性能聚氯乙烯管道研發與工程安全保障技術

胡少偉，楊金輝

(1. 重慶大學土木工程學院，重慶 400045；2. 武漢大學水利水電學院，武漢 430070)

水資源的合理開發和配置是促進經濟社會可持續發展、保障和改善民生的重大戰略舉措。為有效緩解我國水資源分配不均和水資源緊缺問題，提高城鎮供水、農業灌溉用水、生態環境用水安全保障能力，一大批重大引調水工程和城市供水、排水工程開始興建[1?2]。管道具有輸水效率高、水體損失少，占地面積少、受外部環境影響弱、可持續運行等優勢，在輸調水、給排水和農業灌溉領域中得到了大范圍的應用。圖1 為近年來中國供水、排水管道長度變化趨勢。住建部最新統計數據顯示：2020 年我國城市供水管道總長度為100.69 萬公里，排水管道長度為80.27 萬公里[3]。

圖1 中國供水、排水管道長度Fig. 1 Length of water supply and drainage pipelines in China

受管材質量和自然災害影響，我國輸水管道老化、破裂與滲漏問題突出。在20 世紀90 年代以前建設的在用供水管網有18.2 萬公里，這類管道材質脆弱，老化破損、滲漏問題十分嚴重。2020 年全國687 個城市公共供水漏損率高達13.4%，個別城市高達40%～50%，每年漏失量達到100 億方，給社會造成了巨大的經濟損失[3]。在2021 年中央經濟工作會議上，習近平總書記提出在“十四五”期間，必須把管道改造和建設作為重要的一項基礎設施工程來抓。2022 年1 月19 日，住房和城鄉建設部辦公廳、國家發展改革委辦公廳發文《關于加強公共供水管網漏損控制的通知》，要求全國城市公共供水管網漏損率力爭控制在9%以內。

表1 給出了聚氯乙烯(Polyvinyl chloride，簡稱PVC)管道與其他管道的對比情況。與其他管道相比，聚氯乙烯管具有自重輕、衛生安全、水流阻力小、改善生活環境、使用壽命長、安全方便等優勢，用于給水工程比鋼管可節能62%～75%，用于排水工程比鑄鐵管可節能55%～68%，在輸調水和城市給排水工程中得到了大范圍的應用[4?6]。如圖2 所示，2021 年我國塑料管道產量已經達到1677 萬噸，是世界最大的塑料管道生產國。

表1 PVC 管道與其他管道優缺點對比Table 1 Comparison of the advantages and disadvantages of PVC pipe and other pipes

圖2 中國塑料管道產量Fig. 2 Production of plastic pipes in China

盡管PVC 管道應用廣泛，市場對大口徑PVC管材有很大的需求量，但是大口徑PVC 管材在生產和應用方面面臨如下難題[7?10]：

1)大口徑管道制造設備、工藝與設計理論缺失[11]。現有的錐形雙螺桿擠出機(最大直徑的型號92/188)單臺擠出量太小，達不到擠出要求，采用這類設備生產的最大口徑為dn630；平行雙螺桿擠出機(SJP135/31)設備投資過高，對于dn1200 以上的管材難以生產。

2)現有管道沖擊韌性差、低溫易開裂。現有配方的PVC 管道易開裂、韌性不足、抗沖擊能力差易滲漏、抗老化能力低。傳統配方生產過程中共擠物料在模內不能良好復合，導致擠出物料發生分層，影響管材的強度[12?13]。聚氯乙烯屬于溫度敏感性材料，我國北方地區環境復雜，晝夜溫差大，現有管材性能難以滿足北方地區對大口徑PVC 管的需求。

3)現有管線承壓能力低、抗災能力弱、相關檢測監測與修復手段缺失[14?16]。大口徑PVC 管道在生產制造、工程設計、竣工驗收方面缺少技術標準，生產應用受限；缺少管道工程漏損識別、健康監測預警技術，缺乏管道工程安全評價標準與搶險修復技術，無法準確評價整體工程質量。

本文圍繞大口徑PVC 管材制造工藝與材料創新、大口徑給水用丙烯酸酯共混聚氯乙烯管材(簡稱：ABR 管)研發與結構性能評價、復雜運營環境下大口徑管線工程安全評價、管線工程“智能監測-病害診斷-搶險修復”成套技術等關鍵技術，組織優勢科研團隊，產學研用結合，持續10 余年攻關取得一系列突破性創新成果。

1 大口徑PVC 管材制造工藝與材料創新

1.1 大口徑管材材料配比優化設計與驗證研究

對于PVC 給水管材，按照國家標準的要求，物理機械性能主要包括密度、維卡軟化溫度、縱向回縮率、落錘沖擊試驗、液壓試驗和二氯甲烷浸漬試驗；對于生產管材的材料也作了規定所用的PVC 樹脂K 值和氯乙烯單體含量，不得使用鉛鹽穩定劑和有異味的助劑，為了防止供水管材在輸水過程中管道內壁產生菌類，還對不透光性作了規定[17?20]。根據以上要求，PVC 給水管材配方包含：PVC 樹脂、穩定劑、沖擊改性劑、加工改性劑、內外潤滑劑、填充劑及色料等。為了綜合評價不同原料組分用量對材料性能的影響，開展了抗沖擊改性劑甲基丙烯酸甲酯、丁二烯、苯乙烯三元共聚物(MBS)和氯化聚乙烯(CPE)、重質碳酸鈣、納米碳酸鈣對管材拉伸性能和沖擊性能的影響研究。圖3、圖4 和圖5 分別給出了MBS、CPE 和重質碳酸鈣對PVC 材料沖擊性能的影響。圖6、圖7 和圖8 分別給出了MBS、CPE 和重質碳酸鈣對PVC 材料拉伸性能的影響。

MBS 是甲基丙烯酸甲酯、丁二烯、苯乙烯的共聚物，由于組份中含有甲基丙烯酸甲酯，該材料與PVC 的相容性較好，同丁二烯、苯乙烯可以賦予共混材料良好的抗沖擊性能和光澤度[21?22]。在選用合適的穩定劑和內外潤滑劑的條件下，MBS用量對PVC 抗沖擊性能影響規律如圖3 所示。當MBS 加入量為2 份～4 份時，材料的沖擊強度變化不明顯，但隨著加入量的增加，材料的沖擊強度明顯提高，當加入量為12 份時，沖擊強度提高了約22 倍。

圖3 MBS 用量對PVC 沖擊性能影響Fig. 3 Effect of MBS dosage on impact properties of PVC

與MBS 相比CPE 具有光穩定性好的特點，常用于日光直射的PVC 產品抗沖改性中。CPE 用量對PVC 力學性能影響見圖4 所示。與MBS 相比，當用量相同時CPE 改性PVC 的沖擊強度低于MBS。當無機填料的粒徑較小時，經過有效的表面處理就可以對材料有一定的補強作用。優選國內粒徑較小、粒徑分布窄的重質碳酸鈣微粉作為填充補強劑，其用量對材料沖擊力學性能的影響如圖5 所示。隨著重質碳酸鈣增加，材料沖擊強度逐漸下降。

圖4 CPE 用量對PVC 沖擊性能影響Fig. 4 Effect of CPE dosage on impact properties of PVC

圖5 重質碳酸鈣對PVC 沖擊性能影響Fig. 5 Effect of heavy calcium carbonate on impact properties of PVC

圖6給出了PVC 材料拉伸性能隨MBS 含量的變化規律。由圖6 可以看出，隨著MBS 用量的增加，材料的斷裂伸長率也有明顯提高，用量達到12 份時，斷裂伸長率提高至120%，拉伸強度有一定程度的下降。圖7 為CPE 含量對PVC 材料拉伸性能的影響。與MBS 相比，當用量相同時CPE改性PVC 的沖擊強度和拉伸強度低于MBS，而斷裂伸長率則好于MBS。重質碳酸鈣用量對PVC 材料拉伸性能的影響如圖8 所示。當重質碳酸鈣用量增加時，斷裂伸長率出現下降，拉伸強度下降也比較明顯。這是因為：雖然優選了國內較好的重質碳酸鈣，但是其粒徑仍然較大，一般粒徑小于1 μm 時具有補強的作用，而選用的重鈣為1250 目產品，粒徑遠大于1 μm，不能滿足補強的需要。

圖6 MBS 用量對PVC 拉伸性能影響Fig. 6 Effect of MBS dosage on tensile properties of PVC

圖7 CPE 用量對PVC 拉伸性能影響Fig. 7 Effect of CPE dosage on tensile properties of PVC

圖8 重質碳酸鈣對PVC 拉伸性能影響Fig. 8 Effect of heavy calcium carbonate dosage on tensile properties of PVC

選用經過表面有機修飾的納米碳酸鈣用于PVC 混配料的改性。納米碳酸鈣電鏡掃描如圖9所示，可以看出試驗中所選用的納米碳酸鈣為紡錘體，納米碳酸鈣的用量對PVC 沖擊強度和拉伸力學性能的影響如圖10 和圖11 所示。PVC 的塑化是PVC 粒子殼層破碎后初級粒子重新熔合的過程。納米碳酸鈣加入后，由于納米碳酸鈣與PVC之間的相互作用，必然會影響到材料的塑化效果。隨著納米碳酸鈣用量的增加，材料的沖擊強度先升后降，當用量為8 份時，沖擊強度最高。這是因為：作為一種無機剛性粒子的納米碳酸鈣加入PVC 后，當材料受到沖擊時，納米碳酸鈣將引發基體產生銀紋和剪切帶，在此過程中材料吸收大量的能量，因此材料的韌性提高。圖11表明隨著納米碳酸鈣用量的增加，材料的斷裂伸長率提高，當用量為8 份時，斷裂伸長率達到最高值，拉伸強度隨著有所下降但不明顯。這是由于：PVC 的氯與納米碳酸鈣形成納米“橋鍵”，“橋鍵”形成一定數量后，可以增強增韌PVC，但形成“橋鍵”太多，加工過程中大分子會斷鏈分解，不但不能增強、增韌，反而使PVC 力學性能下降。只有“納米橋鍵”的數量適當，才會產生增強、增韌效果。

圖9 納米碳酸鈣電鏡掃描照片Fig. 9 Electron microscope scanning photo of nano calcium carbonate

圖10 納米碳酸鈣對PVC 沖擊性能影響Fig. 10 Effect of nano calcium carbonate dosage on impact properties of PVC

圖11 納米碳酸鈣對PVC 拉伸性能影響Fig. 11 Effect of nano calcium carbonate dosage on tensile properties of PVC

1.2 大口徑管材輔機的研發

目前國內外普通的擠出機(螺筒、螺桿式擠出機)單臺擠出量只能生產直徑小于800 mm 口徑聚氯乙烯管材，直徑超過DN1200 的聚氯乙烯管材利用現有的擠出機很難生產，主要原因是：1)現有的錐形雙螺桿擠出機(最大直徑的型號92/188)單臺擠出量太小，達不到擠出要求，采用這類設備生產的最大口徑為DN630；2)平行雙螺桿擠出機(SJP135/31)設備投資過高，且不能生產DN1200以上的管材。所以對于采用擠出工藝生產的實壁聚氯乙烯管材，國內外最大的口徑為DN1200。直徑超過DN1200 的聚氯乙烯管材利用現有的擠出機很難生產，只能用特殊制造的高成本擠出機生產，生產成本很高[23]。

為此，研發了雙分流式、星式分流的大口徑聚氯乙烯管材模具技術工藝，如圖12～圖14 所示。首次設計并制造了雙分流、星式分流的大口徑管材雙螺桿共擠工藝與模具，掌握了大口徑管材的成套制造技術。

圖12 大口徑管材雙螺桿共擠模具Fig. 12 Twin-screw co-extrusion equipment for large diameter pipe

圖13 大口徑管材冷卻定型裝置Fig. 13 Cooling and sizing device for large diameter pipe

圖14 大口徑管材切割牽引裝置Fig. 14 Cutting and pulling devices for large diameter pipe

在優化材料熱穩定性基礎上，通過流變分析優化模具結構，在輸送材料的過程中，提高錐形雙螺桿擠出機的運轉速度，利用螺桿的強力輸送，對物料進行預壓實，有利于熱傳遞和操作穩定，以螺桿、機筒的剪切摩擦形式使物料產生熱量，再通過外部加熱部分對物料提供熱量，在兩者的混合作用下，實現物料的凝膠化。最后，利用特殊混合元件，使物料進一步凝膠化和均化，解決了擠出物料流速不穩定的問題，實現了全球首個口徑1.8 mPVC 管道的全自動化、精益型、高效率生產。

1.3 大口徑管材設備升級及管道成型工藝優化

PVC 管是以衛生級聚氯乙烯樹脂為主要原料，輔以穩定劑、增韌劑、潤滑劑、加工助劑、顏料經混合后，通過錐型雙螺桿擠出機擠出，再經真空定性、冷卻、定長切割，擴口后得到制品，其擠出生產工藝如圖15 所示。

圖15 大口徑PVC 給水管材工藝流程Fig. 15 Production process of large diameter PVC pipes

1)混合工藝

為得到性能均一的PVC 管材，在擠出前需采用高速攪拌機將PVC 與各種助劑混合均勻。在高速混合時，助劑滲入PVC 樹脂的孔隙，使助劑在樹脂中均勻分散，考慮到溫度在100 ℃以上有利于物料中水蒸氣蒸出，所以一般熱混機的溫度設在100 ℃～120 ℃。為了讓助劑充分地與PVC 微粒接觸，減少填料對助劑的吸附作用，在加入PVC樹脂后立即啟動高速混合機，再按如下順序投料：穩定劑、各種加工助劑、色料、填料。高速混合機放出的混合料溫度很高，立即進行冷卻，若散熱不及時會引起物料分解、助劑揮發及形成團塊料。冷混時一般控制在料溫在40 ℃左右時出料。

2)擠出工藝

PVC 樹脂加工過程中，首先表層的皮膜破裂，初級粒子釋放出來，在溫度和剪切的共同作用下，初級粒子破碎，裸露出一次粒子，晶體熔化邊界消失或模糊，或再結晶而形成PVC 大分子鏈纏結或穿過初級粒子或連接邊界為一體的三維網絡結構，這種三維網絡的形成過程稱為凝膠化[24]。采用錐形雙螺桿擠出機擠出PVC 管材，物料塑化均勻，凝膠化程度高。這是因為：錐形雙螺桿擠出機的擠出過程消耗的動力，一部分用于傳動系統和軸承系統，而相當大一部分是在輸送材料的過程中，以剪切和摩擦的形式使物料產生熱量。錐形雙螺桿擠出機，由于是在較低速度下運轉，螺桿、機筒內摩擦的熱量不足以實現物料的凝膠化。研究表明：其熱量來源主要是由外加熱部分提供。因此，合理的溫度控制尤其重要。在錐形雙螺桿擠出機的擠出過程中，物料在機體內的流變過程是：首先利用螺桿的強力輸送，對物料進行預壓實，有利于熱傳遞和操作穩定；再通過剪切和混合作用，完成凝膠化；最后利用特殊的混合元件，使物料進一步凝膠化和均化。為了縮短物料在擠出機和模具中的停留時間采用兩臺錐形雙螺桿共擠出的方法，這樣可以大大縮短物料的停留時間和擠出速度，以降低配方成本、提高生產效率。

溫度的設定按馬鞍型設置：1)擠出機前段設定溫度高，使配混料達到半塑化狀態，有利于低揮發溫度物質變為氣體狀態；抽真空時，物料吸出少；2)擠出機后段溫度設定溫度低，為了材料穩定性能的需要；3)模體部分溫度再逐漸升高，是為了讓管材達到比較合適的凝膠化度，保證管材的綜合性能。

3)定型工藝

從機頭口模擠出來的管狀物要經過冷卻，使它變硬而定型。定型一般采用定徑套，有外徑定型和內徑定型兩種方式。其中外徑定型結構較為簡單，操作方便，我國普遍采用。外徑定型的定徑外套長度一般取其內徑的3 倍，定徑套的內徑應略大于(一般不超過2 mm)管材內徑的標準尺寸。管材的冷卻方法有水浸式冷卻和噴淋式冷卻，較常用的是噴淋式冷卻。真空冷卻成型是借助于真空泵將真空槽抽成真空，使管坯外壁吸附在定型套的內壁上而達到冷卻定型。真空定型的工藝條件一般為：真空度20.0 kPa～53.0 kPa，水溫15 ℃～25 ℃，真空槽中的水成霧狀為最佳。若真空度偏小，導致管外徑偏小，小于標準尺寸；反之，若真空度偏大，管徑偏大，甚至出現抽脹現象。若水溫過低，定型不完全，且會使管材脆性增大；若水溫過高，則會造成冷卻不良，使管材易發生變形。

4)牽引工藝

牽引裝置的作用是給機頭擠出的管材提供一定的牽引力和牽引速度，均勻地引出管材，并通過調節牽引速度調節管材的壁厚。牽引速度取決于擠出速度，一般牽引速度比擠出速度快1%～3%。

2 大口徑ABR 管道研發與結構性能評價研究

2.1 給水用丙烯酸酯共混聚氯乙烯管材研發

在以前的配方體系中，大部分的重鈣被加入以增加硬度和降低成本。然而，由于顆粒形狀不規則以及粗顆粒尺寸和聚氯乙烯樹脂體之間的溶解度差異，重鈣的添加部分非常低，并且增加的部分將影響管道的顏色和外觀。一些廠家為了降低成本，將碳酸鈣添加到20 份～50 份，大大降低了PVC 管的物理機械性能，導致PVC 管材出現脆性現象[25?33]。針對聚氯乙烯管材及管件冬季低溫脆性、抗沖擊性能差等問題，研發了給水用丙烯酸酯共混聚氯乙烯管材及管件新產品(Pipes and fittings made of acrylate polymer blended with poly(vinyl chloride) resin for water supply，簡稱：ABR管)。圖16 和圖17 分別為生產出的給水用丙烯酸酯共混聚氯乙烯管材和管件。基于丙烯酸脂和聚氯乙烯樹脂及熱穩定劑等輔助材料共混，取得亞克力超強分子的鏈接聚合生成ABR 材料，具有耐低溫沖擊的特性。ABR 管材在生產過程中，優化了模具分流和管材成型工藝，提高模具壓力和增強料漿的分流均衡，增加了管材成型過程中的密實度，使得ABR 管材具有耐低溫、高抗沖、高強高韌、外荷載高的優點。主編了ABR 管材生產標準《給水用丙烯酸酯共混聚氯乙烯管材及管件》(Q/1521DXW014?2021)。采用基于可靠度的設計方法，整合大小口徑管道總體使用(設計)系數，設計了ABR 管在各個公稱壓力下的規格尺寸。

圖16 給水用ABR 管材Fig. 16 ABR pipes for water supply

圖17 給水用丙烯酸酯共混聚氯乙烯管件Fig. 17 ABR pipe fittings for water supply

2.2 新型ABR 管道結構性能評價方法與試驗研究

1) ABR 管片材單軸拉伸性能試驗研究

塑料拉伸性能直接體現塑料管產品的強度和韌性，影響塑料管正常使用過程中的物理性能，反映塑料管材產品的最終質量。通常采用拉伸試驗對聚氯乙烯管材拉伸強度進行測試[34?37]。

按照ASTM D638-14 標準從ABR 管材上對材料進行取樣，試驗樣品如圖18 所示。試驗采用位移控制加載，加載速率為5 mm/min，符合《塑料拉伸強度測試標準》(ASTM D638-14)的規定。安裝試件對中后固定試件兩端，調整試驗機加載端位移以釋放試件上的初始應力，本次試驗中在23±2 ℃恒溫環境中進行狀態調節3 h，再進行加載。拉伸后的試驗樣品如圖19 所示。加載裝置如圖20 所示。

圖18 ABR 管拉伸試驗試樣Fig. 18 ABR pipe tensile test specimen

圖19 拉伸后ABR 管材試樣Fig. 19 ABR pipe specimen after tensile test

圖20 拉伸加載裝置Fig. 20 Tensile loading device

圖21 為ABR 管材的應力應變曲線。由圖21可以看出，6 個試樣中，拉伸強度最大的為試樣1，拉伸強度為53.2 MPa，對應的斷裂伸長率為110%；拉伸強度最小的為試樣6，拉伸強度為46 MPa，對應的斷裂伸長率為130%；拉伸強度試驗結果平均值為49.46 MPa，斷裂伸長率試驗結果平均值為100.1%。

圖21 ABR 管材應力-應變曲線Fig. 21 Stress-strain curves of ABR pipe

2) ABR 管熱膨脹性能試驗研究

熱膨脹系數是塑料管材的主要物理性質之一，是衡量塑料熱穩定性能的重要指標。ABR 管材作為一種熱塑性管材，熱脹冷縮現象較為明顯，尤其是在高溫差的地區。雖然ABR 管采用承插式連接，但在大溫差條件下管中仍會產生較大的縱向溫度應力，因此為避免出現過大的熱變形，需對ABR 管材的熱膨脹性能進行測試。為了評價ABR管熱膨脹性能，開展了ABR 片材熱膨脹試驗和整管熱膨脹試驗研究。

如圖22 所示，ABR 片材熱膨脹試驗是從ABR管上切割成的片材，放在烘箱里進行加熱，在片材表面粘貼應變片測量加熱過程中的熱變形。如圖23 所示：整管熱膨脹試驗是將ABR 管置于室外U 型軌道輪上，消除支撐端對管道熱脹冷縮的阻礙，實現管道自由膨脹收縮，確保軌道輪與地面連接可靠，依靠自然環境溫度場實現管道熱脹冷縮，在管中腰部沿縱向布置振弦式表面應變計和表面溫度計對膨脹和收縮過程中的縱向應變和表面溫度進行監測。

圖22 ABR 片材熱膨脹試驗Fig. 22 Thermal expansion performance test of ABR material

圖23 ABR 管道熱膨脹試驗Fig. 23 Thermal expansion performance test of ABR pipe

在各子溫度區間內ABR 片材的縱向熱膨脹系數結果如表2 所示。隨著溫度的升高，管道的縱向熱膨脹系數減小。在管道三個位置處對管道表面溫度和應變進行監測，分別是向陽面外表面、向陽面內表面和背陽面內表面，管道表面溫度監測結果如圖24～圖26 所示。從圖24 中可以看出，管道表面溫度隨時間變化較大，在一天內向陽面外表面溫差能達到23.3 ℃，即使在背陽面內表面溫差也能達到10 ℃。管道表面應變監測結果如圖27所示，將得到的應變和溫度數據在各個確定的子溫度區間內進行線性擬合，各子溫度區間擬合曲線的斜率即為管道的縱向熱膨脹系數。管道的縱向熱膨脹系數定義為με/℃，即單位溫度管道的縱向應變變化量。從擬合曲線中可以看出，各子溫度區間內的擬合效果均很好，擬合曲線R2接近于1。

圖24 向陽面外表面管道溫度Fig. 24 The temperature of the outer surface of the pipe on the sunny side

圖25 向陽面內表面管道溫度Fig. 25 The temperature of the inner surface of the pipe on the sunny side

圖26 背陽面內表面管道溫度Fig. 26 The temperature of the inner surface of the pipe on the back side

圖27 不同溫度下的管道表面應變Fig. 27 Pipe Strain at different temperatures

表2 ABR 管片材熱膨脹系數Table 2 Thermal expansion coefficient of ABR pipe

3) ABR 管內壓承載性能試驗研究

PVC 管在實際運行中，大多數情況下都要承受一定程度的內水壓。當打開的閥門突然關閉，由于水錘效應，管道內部壓力會突然增大，在這種偶然性的高內水壓情況下可能會導致管道失效[38?41]。為研究ABR 管道在內水壓作用下的極限內壓承載能力和承載破壞特征，需要開展ABR管內水壓爆破試驗。

ABR 管爆管試驗裝置如圖28 和圖29 所示。在管道兩端安裝堵頭和螺桿進行封堵。堵頭內含橡膠密封圈來密封管道承插口，保證ABR 管不漏水。將ABR 管放置在恒溫水箱后往管內注水，將水箱溫度調節至23 ℃并進行保溫。注水結束后，迅速啟動加壓系統，由往復式電動試壓泵施加內水壓，對試樣開始加壓直至破壞。

圖28 ABR 管爆管試驗Fig. 28 ABR pipe burst test

圖29 ABR 管爆管試驗裝置示意圖Fig. 29 Schematic diagram of ABR pipe burst test device

ABR 管爆破失效如圖30 所示，ABR 管在應力作用下，管壁萌生裂紋后，向附近區域擴展，主裂口沿管的軸向延伸，破口附近沒有碎片，接近外壁附近存在明顯的剪切唇區，表明斷裂前產生了明顯的塑性變形，斷口具備韌性破壞特征。

圖30 ABR 管爆破失效試樣Fig. 30 ABR pipe failure sample after burst test

在內水壓加載過程中，管壁狀態經歷了彈性、彈塑性和完全塑性三個階段，直至管壁失去承載能力，發生破裂。圖31 給出了內水壓作用下管外壁的應變曲線。從曲線可以看出，在ABR 管剛開始加壓，在內水壓達到1.5 MPa 之前，由于內水壓很小，ABR 管的內外壁均處于彈性工作階段，應變和徑向膨脹位移隨內壓呈線性增加，管壁應力小于材料屈服強度。隨著內壓繼續升高，應變和徑向膨脹位移也隨之平穩加大，管壁開始進入塑性階段，內壁應力已超過了材料屈服強度，外壁應力仍未達到材料屈服強度，此時管內壁己經發生塑性變形，外壁仍處于彈性變形階段。隨著內壓繼續升高，彈塑性交界面由內壁向外壁擴展，內外壁應力差值也逐漸減小。當內壓達到3.65 MPa 時，ABR 管壁已經發生完全屈服，外壁進入塑性狀態，代表管道進入破裂階段。在這一階段，曲線斜率變為零，內壓出現波動，不再增加，而位移和應變急劇增大，隨后管道發生破裂。應變和徑向膨脹位移隨內水壓力變化曲線上均存在一個明顯的轉折點。在這點之前，曲線大體上呈直線，在這一直線段范圍內，管材變形卸壓后，其殘余變形極小；而在拐點之后，管材的變形急劇增加，直至管道發生爆破失效。

圖31 內水壓作用下ABR 管外壁的應變曲線Fig. 31 Strain of the outer wall of ABR pipe under internal water pressure

ABR 管的極限內壓承載能力達到了設計壓力的3.6 倍。在20 ℃，管壁環應力38 MPa 條件下可承受1 h，在12.5 MPa 條件下可承受1000 h，確保了大口徑ABR 管在不同設計工況下的安全穩定運行。

4) ABR 管壓扁試驗研究

管道在實際運行過程中不但承受內水荷載，還有土荷載、車輛荷載、管體自重與流體自重等外荷載。過大的外荷載會使得管道發生變形甚至破壞。因此，管道的徑向抗壓力學性能是管道結構工程設計的關鍵參數也是評價管道綜合性能的重要指標之一[42?43]。

根據《熱塑性塑料管材環剛度的測定》(GB 9647?2015)，對ABR 管樣進行單向連續加載壓扁試驗。ABR 管壓扁試驗裝置如圖32 所示。將試樣置于萬能試驗機的兩塊平板中心處，沿管軸線方向受力一致，上平板向下運動對試樣施加荷載，壓縮速率為20 mm/min，徑向壓縮位移量為管徑的90%。壓縮載荷和壓縮位移通過傳感器自動傳輸到測量系統進行數據采集和處理，得到荷載-位移曲線，同時利用相機記錄了試件在不同位移時的變形模式。

圖32 ABR 管壓扁試驗裝置Fig. 32 The flattening test device for ABR pipe

圖33 為ABR 管壓扁過程的荷載-位移曲線。將ABR 管壓扁過程分為三個階段，即壓扁初、中、后期，并對各個階段的截面變形進行分析。

圖33 ABR 管壓扁試驗結果(DN315)Fig. 33 The flattening test result of ABR pipe (DN315)

在壓扁初期，壓盤與管材接觸面積逐漸變大，壓力迅速增加。隨著壓扁變形的增大，在壓扁中期，管材兩側的圓弧半徑不斷減小，曲率不斷加大，單位弧長上壓縮變形抗力的垂直方向分力減小，但是由于加工硬化作用，荷載-位移曲線整體呈現緩慢增長趨勢。在壓扁過程的很長一段時間內(壓扁初期、中期)，壓縮荷載緩慢增加。從壓扁后期開始，加工硬化已經達到一定程度，壓縮變形抗力比壓扁初、中期大，且由于中間塌陷程度的增加，使得壓縮變形抗力在豎直方向上的分力逐漸增大，因此壓縮荷載迅速增加，直至壓扁結束。

ABR 管壓扁過程中的截面形狀變化過程如圖34 所示。在壓扁初期：由于壓盤的作用力，與壓盤直接接觸。ABR 管受壓縮荷載時，管材橫截面上下兩端由弧形變為直線形，同時橫截面兩側的圓弧半徑減小，圓弧曲率增大。管樣頂端和底端區域材料向橫截面兩側流動，管樣與壓盤由線接觸變為面接觸，形成管樣直壁部分，但該直壁部分長度很小。

圖34 ABR 管壓扁過程截面變形(DN315)Fig. 34 Section deformation of ABR pipe during flattening (DN315)

壓扁中期：由于管材內外層受力不均，管樣理想輪廓和實際輪廓開始出現差異，截面發生畸變。中間直壁部分材料外層周向受壓、內層周向受拉，拉、壓合力作用導致出現“一次塌陷”；兩側圓弧部分材料外層周向受壓、內層周向受拉，也由于拉、壓合力作用出現扁化。拉、壓合力隨壓縮位移的增大而不斷增大，“一次塌陷”和扁化程度逐漸加大。壓盤與管樣接觸部分逐漸偏離管樣中間區域，過渡到中間塌陷區和兩側扁化區之間的弧形部分。此時，弧形部分的材料同時具有向兩個方向運動的趨勢：向中間塌陷區積聚；或向兩側扁化段延展。由于ABR 管材料良好的塑性流動能力，流動距離和摩擦對材料流動的影響相對較小，介于塌陷區和扁化區之間的弧形部分材料同時向中間塌陷區積聚和向兩側扁化區延展。

壓扁后期：塌陷與扁化程度緩慢增加，壓盤與管材接觸區域移至兩側扁化段，中間部分塌陷程度仍較小，上下內表面溝槽仍未接觸，在中間塌陷區未出現折痕。

3 復雜運營環境下大口徑管線工程安全評價研究

3.1 沖擊荷載作用下埋地管道安全評價研究

管道埋設在丘陵、山地、滑坡等復雜地表環境下時不可避免地會遭受落石沖擊作用，給管道的正常運行帶來嚴重的安全隱患。特別是在地質災害發育地區，落石沖擊等第三方破壞已逐漸成為埋地管道失效破壞的主要因素[44?45]。崩塌落石對埋地管道的危害主要是由于崩塌落石對管道產生沖擊荷載，管道因落石對其上方土體產生的瞬間沖擊力和落石重力而產生相應應力，當應力超過管道許用安全極限應力時，管道發生變形失穩破壞[46?47]。近年來，落石沖擊下埋地PVC 管道破壞機理以及防護愈加受到關注。基于上述原因，進行了不同高度條件下的重錘沖擊PVC 管道試驗，得到了不同狀態下管道垂直位移量及管道不同位置應變量的動態變化規律。

試驗測試系統包括3.2 m 高的支架、鋼材制作的導軌、V 型夾具、試驗構件、落錘以及數據采集系統。試驗參考GB/T 14152?2016 和ASTM D7136，選用多個質量的D90 型落錘和120°夾角鋼制V 型夾具。試驗裝置詳見圖35。在落錘與管道接觸位置安裝了加速度傳感器測量沖擊過程中落錘的加速度，數據采集頻率為20 kHz。對加速度曲線進行二次積分，得到管道在沖擊荷載作用過程中的豎向位移。

圖35 ABR 管道沖擊試驗裝置Fig. 35 Impact test device for ABR pipe

如圖36 所示：利用ABAQUS 有限元分析軟件，建立了落錘沖擊管道有限元模型。試驗時落錘和支架被視作剛體，故將模型中落錘和約束剛條采用剛體單元，管道和基座采用C3D8 實體單元，利用速度場定義初始沖擊速度。管道材料本構使用各向同性線性強化本構，基座采用鋼材的雙折線本構模型。選用10 mm，沖擊接觸區域網格細分尺寸選用2 mm，共計646 136 個單元。錘頭與管道之間采用動態面-面接觸，法向硬接觸，切向使用罰函數定義摩擦系數為0.3，其它接觸采用通用接觸定義法向硬接觸和切向的摩擦接觸。

圖36 ABR 管道落錘沖擊有限元模型Fig. 36 Finite element model of ABR pipe

圖37 為不同試件的沖擊力-時程曲線。當試件的速度從零加速到接近錘頭的速度時，沖擊力逐漸增大，在沖擊力達到峰值時，試樣和落錘的劇烈振動，導致試件和落錘之間的接觸面積迅速變化，表現為沖擊力時程曲線的波動。振動結束后，試件與落錘同時下移并保持緊密接觸。圖38 為沖擊力-位移時程曲線，對比發現，沖擊能量較小時，管道彈性變形占比較大。在第一次沖擊過程中，隨著管道彈性變形的恢復，落錘出現回彈現象，從而導致了沖擊力的卸載。隨著沖擊能量的增加，管道的變形速度由于慣性作用減小量小于落錘的沖擊速度減小量，導致落錘在第一次沖擊過程中不會出現回彈現象，管道與落錘脫離發生在落錘下降過程中，管道與落錘的脫離導致沖擊力卸載。

圖37 沖擊力-時程曲線Fig. 37 The time-history curve of impact force

圖38 沖擊力-位移時程曲線Fig. 38 The curve of impact force-displacement

由圖37 可知，沖擊力-時程曲線可分為3 個階段，依次為彈性階段、彈塑性階段和塑性發展階段。彈性階段中管道沖擊反力隨著沖擊時間呈線性增加；彈塑性階段，管道通過自身耗能降低落錘沖擊能量，沖擊力切線模量明顯下降，但是接觸區域沖擊力依舊增加，并逐漸達到峰值；塑性發展階段中，管道材料部分進入屈服后的強化段，接觸區域沖擊力隨著管道變形的增加而減小。落錘質量相同時，管道沖擊力峰值隨著沖擊高度的增加而增大；落錘高度相同時，管道沖擊力峰值隨著落錘質量的增加而增大。

圖39 為沖擊作用下ABR 管道應力變化云圖。以試件M1-H1 為例，當沖擊能量較小時，落錘與試件初始接觸的瞬間，沖擊力迅速增大，應力沿軸向傳遞速度較快，應力區域呈橢圓形，管頂上表面出現局部凹陷。在1.80 ms 之后的過程中，試件與落錘同步下降，落錘的動能減少，試件的動能增加，應力沿管道環向傳遞速度增加。2.5 ms開始，隨著接觸區域的應力不斷傳遞，管頂上表面的應力區域逐漸沿縱向擴展，落錘于管道接觸區域應力減小。直至落錘回彈，與管道發生脫離，管頂上表面的應力呈條帶型分布。

圖39 沖擊作用下ABR 管道應力變化Fig. 39 Stress change of ABR pipe under impact

隨著沖擊能量的增加，管頂上表面應力集中區域擴大，管道屈服區域增加，試件沖擊接觸區域的變形速度大于落錘的下落速度，試件與落錘脫離后，落錘仍將保持下落速度運動一段距離，落錘第一次沖擊過程至此結束。在隨后的過程中，試件彈性應變逐漸恢復，試件接觸區域變形先增加后減小，再次與落錘接觸，后續過程中，管道與落錘同步變形至落錘回彈脫離試件。

在沖擊能量較高時，以試件M4-H5 為例，落錘在與試件初始接觸瞬間，沖擊力迅速增大，管頂上表面出現局部凹陷并迅速向周圍擴展。沖擊至1.35 ms 時，管頂上表面整體隨沖擊過程的進行，向下運動。在之后的過程中，試件與落錘同步下降。在2.15 ms 時，隨著接觸區域的應力不斷傳遞，管道應力發展達到極限，試件沖擊反力達到峰值。在之后的過程中，雖然落錘及管道沖擊區域依舊向下運動，但是隨著能量的耗散和應力的傳遞，管頂上表面的應力逐漸減小，表現為沖擊力-時程曲線的卸載。直至落錘與管道發生脫離，管道應力呈條帶型分布，在管頂和腰部出現較大的應力區域。

通過對比發現，試件在沖擊瞬間受到很大的沖擊能量，應變在環向出現明顯的傳遞現象，距離沖擊接觸點較遠位置應變峰值出現時刻延后于較近位置。有限元結果表明：所有試件在受到沖擊荷載作用時的破壞形態相似，都是局部凹陷處彎曲。

如圖40 和圖41 所示，在管頂接觸區域內、外面均出現塑性區域。隨著落錘質量和高度的增加，管頂外表面塑性區域增加。高度為0.25 m、0.5 m 的試件管頂接觸區域內表面未出現塑性應變；高度為1.0 m 的試件中，M1-H3 試件管頂接觸區域內表面未出現塑性應變，其余試件管頂接觸區域內表面出現塑性應變；高度為1.5 m、2.0 m的試件管頂接觸區域內表面均出現塑性應變。落錘沖擊在管道上，使接觸部分及周邊的局部區域產生了較大的損傷。在沖擊能量水平較小時，沖擊能量沿管道軸向、縱向和環向傳遞，并逐漸傳遞至基礎，由管道自身的振動耗散，管道產生塑性區域較小，且未能使沖擊接觸區域管道內側產生損傷。隨著沖擊能量水平的提高，接觸區域的損傷沿縱向、環向發展較快，同時向管道內部發展，塑性區域逐漸發展至管道內表面。

圖40 沖擊接觸區域外表面塑性應變Fig. 40 Plastic strain in the outer surface of impact contact area

圖41 沖擊接觸區域內表面塑性應變Fig. 41 Plastic strain in the inner surface of impact contact area

圖42 為不同工況下ABR 管道試件受到沖擊后的有限元模擬沖擊力-時程曲線結果與試驗結果。可以看出，試件有限元模擬得到的沖擊力-時程曲線與試驗結果吻合較好。在有限元計算沖擊過程末尾，沖擊力-時程曲線與試驗略有偏差。管道試件在沖擊試驗過程中經歷了極其劇烈和快速的振動，在理想邊界條件下的有限元模型無法還原試驗過程中邊界條件的變化。這也同時造成了有限元模擬結果中沖擊時長與試驗存在一定誤差。

圖42 有限元結果與試驗結果對比Fig. 42 Comparison between the test and the FEM results

表3 中給出了管道沖擊力峰值、沖擊時間等指標的對比。隨著落錘質量的增加，有限元計算結果中沖擊反力峰值隨之增加，沖擊力峰值、沖擊時間與試驗結果的偏差分別為2.2%、6.9%。有限元模型可以有效地分析管道落錘沖擊作用下的動力響應。

表3 有限元計算結果Table 3 Summary of simulation results

3.2 土體塌陷作用下埋地管道安全評價試驗研究

由于長距離輸水管道周圍環境復雜，地理條件多樣，不可避免地會遇到各種各樣的地質災害區，將會給管道的長期安全運行構成嚴重威脅。在地質災害作用下，管道下方的土層下陷或流失會造成管道懸空，從而可能引發管道失效，直接影響了管道安全運營[48?51]。為了評價PVC 管道在土體塌陷作用下的安全性能，開展了土體塌陷作用下PVC 埋地管道變形試驗研究。

場地沉陷作用下PVC 管的變形是通過建立管線－土箱試驗來實現，如圖43 所示。試驗采用的土箱由鋼板制成，其外部尺寸為1000 mm×1000 mm×1000 mm。埋地管道為ABR 管，外徑為110 mm，壁厚為2.5 mm。采用FBG 應變傳感器監測管道的受力變形以及管周土體的沉降變形。回填砂土取自某管道工程施工現場，回填土不均勻系數為1.55，含水率為4.3%，最大孔隙比為0.799，最小孔隙比為0.554，回填密度為1.53 g/cm3。在管道外壁沿環向均勻布置4 個串聯的FBG 應變傳感器，在管道正下方土體中埋設了一串FBG 應變傳感器(平面A-A)，串聯了6 個柵長為100 mm，直徑為10 mm的光柵。在試驗過程中，利用氣囊排氣來模擬管道下部土體塌陷，排氣的速度為40 mL/min。在填筑前，緊貼模型箱底板放置一個氣囊，氣囊充氣體積為3000 mL，充氣后高度約200 mm，然后分層填筑砂土、埋設管道，靜置2 h 后開始試驗。土體塌陷前后管截面變形如圖44 所示。

圖43 管道塌陷試驗裝置Fig. 43 Test device for pipeline collapse

圖44 土體塌陷前后管截面變形Fig. 44 Pipe section before and after soil collapse

圖45 為土體塌陷過程中管底應變的變化。可以看出，土體的變形可以分為三個階段：應力重分布階段、土體塌陷階段和土體穩定階段。

圖45 土體塌陷過程中管底應變Fig. 45 Strain at the bottom of the pipe during soil collapse

當剛開始塌陷時，即t=0 min～2 min 時，氣囊受到上部覆土和管道重力的壓力，氣囊中的空氣在短時間內急劇排出，氣囊對其上部的土體的支撐力也急劇減小，但由于砂土顆粒之間存在一定的黏聚力，大部分砂土并沒有在第一時間填補氣囊凹陷造成的空洞。因此，在最初的2 min 內，土體發生了應力重分布，但土體變形很小，相應的FBG 數值也非常小，該現象可以用土拱效應解釋，由于土體變形尚未傳遞到土箱邊緣，導致土箱邊緣的1#和6#傳感器讀數也很小。

當t=2 min～27 min 時，隨著塌陷范圍的急劇擴展，管道下方的土體發生了明顯的陷落，上部的土不斷填充塌陷的位置。因此，在10 min 的時候，在土體上表面觀察到長度為30 cm、深度為10 cm 的楔形塌陷區，其體積約氣囊體積的1/5。這是由于土體運動后相較于初始狀態更加松散，也由于管道的變形影響了一部分的塌陷體積。可以發現，管道下方的6 個FBG 傳感器測值在這一階段均有明顯的變化。1#和6#是對稱分布在靠近模型箱側壁的兩個傳感器，這兩個傳感器的應變示數非常接近，一直顯示為正，表明該處土體在此階段一直處于受拉狀態。土體在土箱邊緣的拉伸變形表明：土體塌陷的時間持續了25 min，隨后土體進入穩定狀態。隨著氣囊的不斷排氣，土體進一步垮塌，布設在氣囊正上方的傳感器2#、3#、4#和5#均顯示了先負后正的發展趨勢。這是由于管道的存在，管側的土體向氣囊方向滑移造成了光纖局部受壓。但這種短時的局部受壓現象很快隨著土體的進一步運動而消失，并趨向于較為明顯的豎向位移，這使得2#、3#、4#和5#FBG傳感器測到了很大的拉應變。3#、4#傳感器的監測數值很快就從負轉為正，而2#、5#傳感器的轉變晚10 min。這是由于，土體的沉降在管道正下方最劇烈，且隨著時間的推移，土體趨于穩定。

當時間在t=27 min～35 min 的階段可稱為塌陷后的穩定階段。在此階段內FBG 傳感器的監測值趨于穩定，且FBG 拉應變值的大小為3#、4#>2#、5#>1#、6#。理論上3#與4#、2#與5#、1#與6#的數據應一致，但是由于塌陷情況下周邊土體應變場的復雜性，土體應變的分布有一定偏差。

圖46 是塌陷過程中埋地管道外壁的應變監測結果。試驗結果表明，管體受力有如下的規律：

圖46 土體塌陷過程中管壁應變Fig. 46 Strain at the pipe wall during soil collapse

1)隨著氣囊排氣體積的增大，管道側壁上的FBG 應變值開始接近于零，但在2 min～4 min 內急劇增大，并進入快速變形階段，此時土體的塌陷剛剛緩和。隨后，所有傳感器的應變絕對值總體上呈現逐漸增大的趨勢，而在完全塌陷后的穩定階段，管體應變絕對值略有減小。這說明土體塌陷引起的應力擴散造成管道和周邊土體的受力變形特征具有一致性。

2)在試驗過程中，管道外壁頂、底側處于受拉狀態，而在左、右兩側處于受壓狀態。這說明在土體塌陷作用下，管道上方土體的部分重量被轉移到管側土體，使得管道環向發生較大的應力調整。從圖45 中可以看到，管底的應變明顯大于管頂，其最大值超過150 με。這主要是由于管道下方土體的塌陷形成脫空，使得管底土壓力大幅下降，這種作用使得管底出現明顯增大的拉應變。

試驗結果顯示，不管是土中埋設的FBG 還是管道上粘貼的FBG，光纖傳感器均可以實時地捕捉到由于地下塌陷而造成的突發性地面土體沉降，也可分析土體沉降范圍和沉降烈度。

FBG 傳感器提供的管壁環向變形可以用于計算管道任意一點的彎矩，進而可以通過FBG 傳感器實時獲取管壁任意一點的彎矩。從FBG 應變值可以看出，在土體發生塌陷時，管道整體呈現“橢圓形”變化趨勢，這是由土體在管壁上實現應力重分布而引起的。管截面在土體塌陷前后的變形如圖44 所示。

王德洋等[52]提出在理想狀態下，可以認為Δx=Δy=Δ，通過曲率計算，可以得出管道上任意一點的彎矩表達式為：

按照式(1)和式(2)計算得到不同管徑的管道沿周向的彎矩圖隨應變數據的變化如圖47 所示。

圖47 不同管徑的PVC 管環向彎矩Fig. 47 Hoop bending moment of PVC pipes with different pipe diameters

3.3 滑坡作用埋地管道安全評價模擬研究

滑坡是一種常見的地質災害，滑坡變形帶中的埋地管道一旦開裂破壞，管道中的水將直接滲入坡體中，使坡體變形加速而破壞。滑坡作用下管道是否進入極限狀態，以及極限狀態下管道能否繼續運營需要依據相應的安全評價準則進行評定[53?54]。為此，利用有限元軟件開展了滑坡作用埋地PVC 管道的變形與破壞模擬。

如圖48～圖49 所示，利用ABAQUS 有限元分析軟件，建立了滑坡作用下埋地管道的二維數值計算模型，模型寬度30 m、高度15 m，邊坡高度10 m，初始傾角45°。初始分析時，假定滑坡體與滑坡床土體性質相同，土體采用Mohr-Coulomb 本構，彈性模量為100 MPa，泊松比為0.35，土體密度2000 kg/m3，黏聚力為15.00 kPa，摩擦角為20°；管道初始位置位于坡頂正下方，初始埋深(管頂距土體表面的凈距)為5.0 m，采用雙折線屈服本構，彈性模量為3000 MPa，屈服強度為42 MPa，泊松比為0.3，公稱外徑為500 mm，壁厚19.10 mm。

圖48 管道-邊坡有限元建模Fig. 48 Pipe-slope finite element model

圖49 管道-邊坡網格劃分Fig. 49 Pipe-slope meshing

圖50 為不同管道埋深的邊坡塑性區分布云圖，當管道埋置深度較淺時，距離邊坡滑動面仍有一定安全距離，邊坡-管道系統穩定性不變，安全系數為1.10，不存在滑坡的風險；當管道埋置深度增加，向滑動面接近，安全系數減小，出現滑坡的風險，直至穿過滑動面，安全系數開始增大。由于管道的存在，使均質的土體中產生應力集中現象，隨著管道埋深的增加，管道出現在邊坡的滑動面附近時，塑性區向管道發展，并產生多個潛在的滑動面。圖51 為管道埋深5 m 條件下，不同管道直徑的邊坡塑性區分布云圖。由圖51 可以看出，當管道直徑較小時，不會對邊坡的應力傳遞產生明顯的影響，管道-邊坡系統的塑性區向管道發展的同時，沿管道向土體內部產生新的塑性區。系統存在管道基礎失穩的風險。圖52 給出了不同邊坡傾角的邊坡塑性區分布。可以看出，隨著邊坡傾角的增大，邊坡塑性區逐漸變小。圖53、圖54、圖55 分別給出了管道埋深、管道直徑和邊坡傾角對于邊坡安全系數的影響規律。

圖50 不同管道埋深的邊坡塑性區分布Fig. 50 Distribution of slope plastic zone at different pipeline burial depths

圖51 不同管道直徑的邊坡塑性區分布Fig. 51 Distribution of slope plastic zone at different pipe diameter

圖52 不同邊坡傾角的邊坡塑性區分布Fig. 52 Distribution of slope plastic zone at different slope inclination

圖53 不同管道埋深邊坡安全系數Fig. 53 Safety factor of slopes with different buried depths of pipelines

圖54 不同管道直徑邊坡安全系數Fig. 54 Safety factor of slope with different pipe diameters

圖55 不同邊坡傾角的邊坡安全系數Fig. 55 Slope safety factor for different slope inclinations

如圖56 所示，以5 m 埋深下管道的應力發展為例，在自重作用下，不考慮管道內壓荷載工況，管道主要承受土體荷載產生的外壓作用，管道內部產生最大為0.954 MPa 的壓應力。當因為土體強度折減而發生滑坡時，管道變形使管道頂部和底部的外表面以受壓為主，最大壓應力為4.547 MPa，腰部的外表面以受拉為主，最大拉應力為2.940 MPa，拉壓轉換位置分別在60°、135°、224°和309°；管道頂部和底部的內表面以受拉為主，最大拉應力為3.835 MPa，腰部的內表面以受壓為主，最大壓應力為4.722 MPa，拉亞轉換位置分別在35°、145°、215°、319°。

圖56 5 m 埋深下管道應力Fig. 56 Pipe stress at 5 m burial depth

圖57 和圖58 分別給出了邊坡滑動時管道內外表面Mises 應力。在埋置深度為2 m 時，管道內外表面均為受壓，內表面最大壓應力為0.402 MPa，外表面最大壓應力為0.384 MPa，邊坡滑動面位于管道位置下方，且滑坡對管道的受力沒有明顯影響。隨著埋置深度的增加，管道接近滑動面，滑坡時產生的豎向土壓力方向逐漸沿順時針偏轉，造成管道的受力不均。在管道埋置深度超過滑動面位置后，管道受力再次向均勻發展，并且受滑坡影響減小，主要承受的荷載為上部土體自重產生的荷載。

圖57 不同埋深管道外表面應力Fig. 57 Stress on the outer surface of pipe with different buried depths

圖58 不同埋深管道內表面應力Fig. 58 Stress on the inner surface of pipe with different buried depths

由圖59 和圖60 可以看出，隨著邊坡傾角的增大，管道受力逐漸趨于均勻。當邊坡傾角為30°和35°時，管道內外表面的應力分布形狀為“8”字型，外表面的環向應力在管頂和管底出現壓應力峰值，分別為7.864 MPa、6.675 MPa，在腰部出現拉應力峰值，分別為6.176 MPa、4.967 MPa；內表面的環向應力在腰部出現壓應力峰值，分別為8.795 MPa、7.276 MPa，在頂部和底部出現拉應力的峰值，分別為7.169 MPa、5.991 MPa。隨著傾角的增加，外表面的環向應力逐漸分布均勻，內外應力峰值逐漸減小，在邊坡傾角為55°時，管道的環向應力達到最小值，此時外表面壓應力峰值為1.788 MPa，拉應力峰值為0.702 MPa，內表面壓應力峰值為1.924 MPa，拉應力峰值為0.936 MPa。隨著邊坡傾角繼續增加，管道的環向應力開始逐漸增大。

圖59 不同邊坡傾角管道外表面應力Fig. 59 Stresses on the outer surface of pipes with different slope inclinations

圖60 不同邊坡傾角管道內表面應力Fig. 60 Stresses on the outer surface of pipes with different slope inclinations

3.4 地質斷層作用下埋地管道安全評價模擬研究

地震引起的地質斷層對埋地PVC 管道的破壞將會對社會經濟造成巨大損失[55?56]。為此，采用有限元軟件ABAQUS 研究不同斷層位移、管徑、壁厚、斷層及場地類型等參數下埋地管道的力學行為，并分析了它們對管道受力與變形的影響。

如圖61～圖63 所示，建立斷層與埋地管道的三維數值計算模型，模型寬度11.00 m、高度11.00 m、長度18.00 m。斷層土體采用Mohr-Coulomb 本構模型，彈性模量為100 MPa，泊松比為0.35，土體密度2000 kg/m3，黏聚力為15.00 kPa，摩擦角為20°；采用公稱外徑為1 m、壁厚為40 mm 的管道，管道初始位置位于斷層塊體中間，初始埋深(管頂距土體表面的凈距)為5.0 m，采用雙折線屈服本構，彈性模量為3000.00 MPa，屈服強度為42.00 MPa，泊松比為0.30。

圖61 管道-地質斷層有限元建模Fig. 61 Finite element model of pipeline - geological fault

圖62 土體網格劃分Fig. 62 Soil meshing

圖63 管道網格劃分Fig. 63 Pipe meshing

如圖64～圖65 所示，通過計算斷層豎向錯動的管道-斷層有限元模型，得到管道在不同斷層錯動量下的應力及變形。通過有限元計算結果可以得出，在斷層錯動量較小的工況下，管道應力較小，且集中在錯動面附近；隨著斷層錯動量的增加，管道應力區域逐漸由錯動面向管道兩端擴展，在斷層錯動量為281.10 mm 時，管道變形的拐點截面應力發展基本與中間截面一致，隨著斷層錯動量的增加，管道應力沿管道軸向發展速度減慢，管道應力增長速度增加。

圖64 管道中間截面應力分布Fig. 64 Stress distribution in the middle section of the pipe

圖65 管道變形拐點截面應力分布Fig. 65 Stress distribution at the inflection point of the pipe

提取管道中間截面和變形拐點截面在斷層錯動量為120.60 mm、 281.10 mm、 462.60 mm、690.00 mm、1006.00 mm 工況下的應力如圖66 所示。在斷層錯動量為120.60 mm 時，管道中間截面應力分布呈橢圓形，管道腰部應力較大，頂、底部應力較小；管道變形拐點截面頂、底部應力較大，腰部應力較小。隨著錯動量的增加，管道中間截面的頂部應力增長較小，底部應力略有增加，腰部應力增長迅速；管道變形拐點截面腰部應力增長緩慢，頂、底部應力迅速增長并達到屈服應力42.00 MPa。

圖66 不同斷層錯動量的管道應力云圖Fig. 66 Pipe stresses with different fault dislocation momentum

4 管線工程“智能監測-病害診斷-搶險修復”成套技術

4.1 基于光纖傳感技術的管道健康監測試驗研究

管道工程具有目標距離長、掩埋深度高、事故影響大等特點，其病害具有隱蔽和緩慢特性。與傳統方法(電阻應變片、夾式引伸計)或數字圖像相關和聲發射等其他監測設備相比，光纖傳感器具有具有監測距離長、靈敏度高、適應性強、耐腐蝕、抗電磁干擾且長期穩定的優點，被廣泛應用于復雜惡劣的條件下管線工程災病監測中[57?60]。近年來，學者使用的光纖管道監測技術有：準分布式傳感的光纖布拉格光柵(FBG)技術、基于分布式光纖傳感技術的瑞利散射光時域反射(OTDR)技術、布里淵光時域反射(BOTDR)技術、布里淵光時域分析(BOTDA)技術和脈沖預抽運布里淵光時域分析(DPP-BOTDA)技術。為此，利用準分布式傳感的光纖布拉格光柵(FBG)開展了不同工況下PVC 管道變形的監測試驗研究。

1) PVC 管道變形光纖光柵監測試驗研究

如圖67 和圖68 所示，分別開展橫向和縱向的PVC 管道壓扁變形光纖光柵監測試驗。在橫向壓扁試驗中，在管道內壁沿環向均勻布置FBG 串，管道的內壁共設置4×6 個測點，管道內部管頂豎向布置一個位移計。在縱向壓扁試驗中，設置FBG串6×6 個測點，其中2 串在管道內壁頂部，2 串在管道內壁底部，2 串在管道內壁腰部。試驗采用20 mm/min 的加載速度進行加載，FBG 的采集頻率設置為1 s 采集一次。

圖67 管道橫向壓扁試驗與監測布置Fig. 67 Pipe transverse flattening test and monitoring layout

圖68 管道縱向壓扁試驗與監測布置Fig. 68 Pipe longitudinal flattening test and monitoring layout

橫向壓扁試驗中1#～6#FBG 傳感器的監測數據如圖69 所示。由于FBG 光柵串的最大可監測微應變為3500，扣除安裝應變后，得到監測PVC 管壓扁過程中的最初變形。可以看出：壓扁實驗中，PVC 管在縱向和橫向上的初始變形基本對稱；縱向壓扁試驗中，管道頂部的光纖傳感器(1#～6#)和管道腰部的光纖傳感器(7#～12#)的監測數據如圖70 和圖71 所示。由圖70 和圖71 可知，1#～6#和7#～12#數據趨勢基本一致，但3#傳感器數據因壓扁區域附近管道發生屈曲，因此，3#的數據與跨中位置的數據相反。

圖69 橫向壓扁試驗監測數據Fig. 69 Pipe transverse flattening test monitoring data

圖70 縱向壓扁試驗監測數據(1#～6#)Fig. 70 Longitudinal flattening test monitoring data (1#～6#)

圖71 縱向壓扁試驗監測數據(7#～12#)Fig. 71 Longitudinal flattening test monitoring data (7#～12#)

2) PVC 管道懸空變形光纖光柵監測試驗研究

如圖72 所示，本試驗采用PVC-UH 管進行懸空試驗，試驗管段由兩段6 m 的管道拼接而成，直徑為200 mm，接口位于管段跨中，管道兩端高度為520 mm，支座類型為簡支。管道跨中上表面豎向布置一個位移計，用于測量管道跨中位移，下表面布置一串光柵串，共10 個測點，各測點均勻布置，間距均為1 m，如圖72 所示。管道架設后，迅速測量管道沿線撓度，并將次作為管道懸空變形的初始值。隨后，每過1 h 測量一次管體全軸向撓度，24 h 后變為每隔1 個自然日測量一次。FBG 解調儀采用每分鐘測量1 次的方式，在接下來的1 周內進行不間斷采集。

圖72 管道懸空試驗與監測布置Fig. 72 Pipeline suspension test and monitoring layout

圖73 給出了懸空管道撓度變化。如圖73 所示，管道在懸空狀態下發生自由彎曲，其跨中撓度隨懸空時間的增加而急劇增加，且在前24 h 內增加明顯。后7 d 內管體跨中撓度總和僅為前24 h的20%，第7 d 后，跨中撓度變化趨于平緩。整個管體在剛處于懸空狀態時(初始狀態)，其跨中撓度僅為10 cm，且沿管軸線方向分布均勻；而管體在2 d～7 d 內的撓度呈兩邊線性、跨中平緩的趨勢。其中，0 m～4 m 的管段僅發生轉角位移，而4 m～6 m 的管段發生彎曲位移，這是因為管段端部的約束是鉸支，而兩段管道的接口具備一定強度。管道接口因跨中彎矩的作用而發生變形，接口底部受拉而頂部受壓，管道跨中撓度與管道接口變形直接相關，接口變形越大則管道跨中撓度越大，但接口變形不影響0 m～4 m 的管段的變形，接口變形越大，應力在跨中越集中。為了保證懸空管道的穩定性，必須提高管道接口的彎曲剛度，可以通過減少接口膠層的變形、接口加裝鋼圈、增加插口深度等方法來實現。

圖73 懸空管道撓度變化圖Fig. 73 Deflection change diagram of suspended pipeline

4.2 管道檢測與漏損智能識別定位研究

目前輸水管網系統由于管道破裂、接口錯動等造成的漏損比例達15%～20%，遠遠達不到《城市供水管網漏損控制及評定標準》(CJJ 92?2016)中的規定，管網漏損嚴重造成資源浪費又容易引起路面塌陷等次生災害。已有的管網漏損識別技術可分為3 類：1)檢測識別類方法。檢測識別類方法采用直接觀察或技術類手段，通過對管線周邊環境或管道壁面直接檢測發現漏損情況，這類檢測方法包括：噪聲法、聽音法、壓力法、管道內窺法、探地雷達法、地表溫度測量法及氣體示蹤法等；2)監測分析類方法。監測分析類方法以SCADA日常監控為基礎，針對濾波、頻率、聲速等監控指標，進行時域、頻域或時頻域水力模型分析，發現管網漏損情況；3)數據分析類方法。數據分析類方法不依賴水力模型，僅通過流量和壓力等常規測量數據的分析發現流量異常。數據分析方法由于不依賴復雜環境和裝備，相對門檻較低。近年的研究領域幾乎涉及線性回歸模型、時序分析模型、灰度模型、系統動力學模型、神經網絡、深度學習等適合時序數據預測各個類別[61]。

檢測識別類方法只能用于日常巡檢或事后診斷類手段，不能及時發現，且大規模檢查需大量人工，時效性和經濟性均不理想；監測分析類方法具有良好的實時性和準確度，但依賴大量智能感知設備，施工難度和投資巨大，很難覆蓋到老、舊管線；數據分析類手段不需監控感知設備的支持，且具有一定的時效性，但此類方法不涉及到管網的水力分析，不能對管網漏損的區域位置進行有效識別，且監測效果嚴重依賴于管網中壓力或流量歷史監測數據質量，準確度不易保障。

到目前為止，發現管道病害，改善管網漏損比例偏高的現狀迫在眉睫，但還未有行之有效的方法精確診斷管網病害與漏損點。為此，團隊研發了新型管道內檢測設備—“諦聽”機器人。結合“諦聽”機器人與YOLO(You Only Look Once)人工智能算法模型，基于工程現場內缺陷管道檢測圖像，合理劃分缺陷類別，對缺陷管道檢測圖像進行識別，利用labelimg 軟件對圖像進行標注和預處理形成數據集，利用YOLOX 人工智能算法模型對其進行訓練與算法優化，實現了大口徑管道自動化檢測-管道缺陷定位識別與智能診斷一體化。該方法極大的節省了管道檢測作業量，解決了大口徑PVC 管道工程缺乏高效精確的管道缺陷識別定位方法的難題，該項技術同樣適用于其他材質管道工程的檢測。

與傳統技術和產品相比，“諦聽”機器人采用內檢測的方式，可在管道正常輸運的情況下進入的管道內部，精準檢測管道內部包括微小泄漏在內的各類管道異常，從根本上解決了過往漏水點檢測遺漏多、異常定位誤差大、無法檢測氣囊、管內腐蝕及淤積等問題，是目前技術最先進、檢測最精準、適用性最廣泛的供水管道檢測技術和產品。

諦聽管道檢測機器人搭載了高靈敏度水聽器、高清攝像單元、高精度信標(定位)單元及9 軸(重力加速度、陀螺儀、磁力計)傳感器，可有效檢測微小泄漏、管道破損、管道瘤、氣包氣囊、管內雜質(砂石、雜物)淤積等多種異常情況，并可實時地通過尾部連接的光電復合纜將檢測情況傳回地面控制單元。諦聽供水管道檢測機器人可達到6 km 的超長檢測距離，采用米標加信標雙重定位手段，地面定位精度達到1 m 以內，實現了不同口徑、不同材質管道在各種工作環境(可滿足1 MPa水壓條件)下的內缺陷檢測，可實現異常位置的精準定位。

在實際工程中，除了準確識別管道病害外，還需確定病害所處位置，即定位檢測。為此，提出了基于YOLO 算法的“諦聽”機器人病害圖像定位方法。圖74 給出了YOLOX 的網絡結構圖。傳統神經網絡算法在進行圖像定位識別時，需要設計多個神經網絡來執行這個任務，運行緩慢，很難優化，因為每個單獨的組件都必須單獨訓練。而YOLOX 作為最新提出的YOLO算法的變種，綜合了YOLO 系列網絡優點，擺脫先驗框約束，只用一個神經網絡就實現數據訓練和管道病害智能識別[62?64]。

圖74 YOLOX 的網絡結構圖Fig. 74 YOLOX network structure diagram

YOLO 算法經過前人不斷的優化，已經更新了幾代，而YOLOX 作為最新提出的YOLO 算法的變種，綜合了YOLO 系列網絡優點，使用YOLO v4 的特征提取網絡CSPDarknet 架構，引入YOLO v5 的Focus 通道增廣技術，運用Mosaic 數據增強，創新的加入解耦預測頭和SimOTA 動態正樣本匹配方法。對于業界使用最廣泛的檢測器之一YOLO 算法，在COCO 測試集上將其提升到47.3% AP，優于當前最佳實踐3.0% AP。

基于YOLO 的“諦聽”機器人病害圖像定位具體操作流程如下：

1)如圖75 和圖76 所示，首先通過新型諦聽機器人設備對管道內部缺陷進行拍攝，管道內部缺陷圖像如圖77 所示，進而得到所需訓練集、測試集和驗證集數據；

圖75 諦聽管道檢測機器人Fig. 75 Listening pipeline inspection robot

圖76 管道機器人現場作業Fig. 76 Pipeline robot field operation

圖77 管道內部缺陷圖像Fig. 77 Image of internal defects in pipes

2)采用Mosaic 數據增強方法對獲得的數據集進行預處理；

3)優化YOLO 算法，對數據進行聚類分析，確定最優錨點；

4)對搭建的YOLO 算法模型進行評估，包括檢測速度、測試精度等，為后續優化工作提供指導。

圖78 給出了優化YOLO 算法對管道內部缺陷智能識別結果。

圖78 缺陷智能識別Fig. 78 Defect intelligent identification

4.3 大口徑管線工程搶險修復與性能提升

管線工程在運營過程中出現滲漏、破裂將直接影響到管線的輸水安全和使用壽命。通過采取措施提升管線的防滲漏性能，不僅可以確保管線運行的穩定性，而且對于降低后續檢修成本，加快城市經濟發展速度有著積極的意義[65?66]。為此，提出了Spetec 注漿堵漏加固技術、不銹鋼快速鎖修復技術、樹脂固化局部修復工藝、紫外光固化內襯的整體不開挖修復技術，實現大口徑PVC管道的快速修復和性能提升。

1) Spetec 注漿堵漏加固技術

針對管道變形、破裂等缺陷問題，提出了一種在役大口徑PVC 管道注漿堵漏加固技術，有效提升了管道周圍土體承載能力及管道變形處整體性能。如圖79 所示，Spetec 注入樹脂是一種用于堵漏和土體穩固的聚氨酯材料，其遇水迅速反應，隨著時間逐漸穩固，耐化學腐蝕，無毒、無溶劑，可適用于富水環境，主要應用于土體穩固、堵水、防水以及地下管道注漿[67]。該修復技術主要適用于DN150-DN1800 的排水管道的破裂、脫節、滲漏、輕微變形和輕微錯口等缺陷。整個修復施工流程綠色環保，可減少80%的CO2排放量，與傳統修復技術相比，可節約20%經濟成本，實現了管道周圍土體塌陷及管道局部變形缺陷的綠色經濟、高效安全修復。

圖79 Spetec 注漿堵漏加固Fig. 79 Spetec grouting plugging and reinforcement

2)局部樹脂固化修復技術

針對管道接口處有滲漏等點狀缺陷修復時施工工藝復雜、成本高、修復過程不環保的問題，提出了一種在役大口徑PVC 管道局部樹脂固化修復技術，有效提升了管道微小缺陷處承載能力和安全性能。圖80 給出了局部樹脂固化修復示意圖。該技術是一種基于玻璃纖維的管道局部缺陷修復技術，施工效率高，從樹脂混合到玻璃纖維局部內襯修復在1 h～2 h 內完成，完成后可通過管道機器人實時監控，可控性強，安全性高[68]。與其他方法相比，該技術綠色環保，不堵塞交通，使管道修復施工的形象大為改觀。固化后樹脂強度大，外表美觀，具有50 年使用壽命，實現了管道局部細小缺陷快速可控修復。

圖80 局部樹脂固化修復Fig. 80 Partial resin curing repair

3)不銹鋼快速鎖修復技術

針對管道破裂問題，提出了一種在役大口徑PVC 管道不銹鋼快速鎖修復技術，有效提升了管道裂縫處的承載能力和安全性能[69]。如圖81 所示，該技術利用專用不銹鋼片拼接成環，將橡膠圈擠壓到原管道缺陷部位后固定形成內襯，適用于管道任意部分密封段，承壓能力好，施工時間短，安裝定位修復完成通常在1 h 內可完成。當缺陷長度較長時，還可進行連續修復，達到了封堵額外支線接口的目的，避免了管道內生長植物根系再次侵入，實現了管道缺陷連續、快速、高效修復。

圖81 不銹鋼快速鎖修復Fig. 81 Stainless steel quick lock repair

4)紫外光固化內襯修復技術

針對管道整體修復時容易對周圍環境造成影響、效率低、質量不易保障的問題，提出了一種在役大口徑PVC 管道紫外光固化內襯修復技術，有效提升了管道結構整體性能和施工安全性。如圖82 所示，該技術利用外層涂有聚合物涂層的玻纖軟管與聚酯樹脂或環氧樹脂浸漬，然后，將紫外線固化玻纖軟管拖拉進入管道。一旦內襯全部安裝到主管道里，用紫外線加熱，使樹脂發生化學反應，開始固化，時間約4 h～8 h 左右。內襯固化后，就會在原來的管道里形成一個新的連續性的具有全結構性強度的管道。適用于多種口徑(包括大口徑)和多種材質管道，具有修復時不產生廢水，不污染環境、綠色環保、固化速度快(最快可達1 m/min)等優點，增加了管道的整體性，整個施工過程可視化，便于質量控制，安全性高，修復用內襯管使用年限大于50 年，實現了管道內無污染高速固化和安全可控非開挖整體性修復。

圖82 紫外光固化內襯修復Fig. 82 UV curing lining repair

5 結論

本文圍繞大口徑PVC 管材制造工藝與材料創新、大口徑給水用丙烯酸酯共混聚氯乙烯管材研發與結構性能評價、復雜運營環境下大口徑管線工程安全評價、管線工程“智能監測-病害診斷-搶險修復”成套技術等關鍵技術，組織優勢科研團隊，產學研用結合，持續10 余年攻關，取得突破性創新成果有：

(1)研發了適用于大口徑高性能的PVC 管混配料，優選了適合于大口徑PVC 管道的生產模具與工藝，首創了國內唯一直徑1800 mm，長周期運轉的大口徑PVC 管全自動化生產線，突破了大口徑PVC 管道制造的技術瓶頸。

(2)研發了高強、高韌、高抗沖管材新產品：ABR 管；有效解決了PVC 管低溫脆性破裂問題。

(3)開展了大口徑ABR 管結構原型試驗，系統地揭示了大口徑ABR 管失效機理，首創了多災害條件下大口徑PVC 管道工程安全評價理論與方法，填補了目前PVC 管道工程安全風險評估手段的不足，實現了大口徑PVC 管道工程運行安全的有效掌控。

(4)研發了Spetec 注漿堵漏加固技術、不銹鋼快速鎖修復技術、樹脂固化局部修復工藝、紫外光固化內襯的整體不開挖修復技術，實現了大口徑PVC 管道的快速修復和性能提升。

上述成果主要服務于大口徑、高性能PVC 管道工程的安全保障，為建立大口徑、高性能PVC管道工程結構安全保障體系提供了技術支撐，進一步規范了PVC 管道工程安全管理。該成果已經應用于成都天府國際機場項目、新疆和田遠距離輸水項目等多個重大管道工程設計和運營中，產生了巨大經濟、社會效益，具有廣泛的應用前景。