HDPE雙壁波紋管-CIPP內襯復合結構受力特性研究

鄭華

摘要：原位固化法（CIPP）可用于修復高密度聚乙烯（HDPE）雙壁波紋排水管，但目前沒有合適的模型來量化評估修復后整體結構的承載特性，修復設計無據(jù)可依。為此，首先基于疊合曲梁模型和復合曲梁模型對修復結構整體的受力特性進行理論分析，然后結合室內平板荷載試驗對理論模型開展驗證分析，最后通過室內土箱試驗研究，探明了CIPP內襯對既有管道承載能力的提升作用，揭示了復合結構的破壞模式，以及既有管道的橢圓缺陷對CIPP修復效果的影響。研究結果表明：① 自然固化CIPP內襯體系應采用疊合曲梁模型，紫外光固化CIPP內襯體系應采用復合曲梁模型；② CIPP內襯-柔性管道復合結構在外荷載作用下可能發(fā)生界面剝離，導致承載能力和剛度降低；③ CIPP內襯可以提高復合結構的環(huán)剛度，增強其抵抗外荷載的能力，有效降低土體承受的荷載，減小土體變形程度。研究成果可為HDPE雙壁波紋管的CIPP修復設計提供數(shù)據(jù)支撐。

關 鍵 詞：管道修復；原位固化法（CIPP）；雙壁波紋管；承載力；環(huán)剛度

中圖法分類號：TU992

文獻標志碼：A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.05.026

0 引 言

城市地下管網是城市基礎設施的重要組成部分，是保障城市正常和高效運轉的重要設施。隨著中國城鎮(zhèn)化進程快速推進，很多城市排水管網等柔性管道年久失修、接頭開裂，滲水、漏水現(xiàn)象較為普遍，亟待進行修復。以原位固化法（cured-in-place pipe，CIPP）為代表的非開挖管道修復技術，具有結構性強、安全性高、適應性廣、施工速度快、對周圍環(huán)境和交通影響小、施工綜合成本較低等優(yōu)勢，因此廣泛應用于柔性埋地管道的修復^［1-2］。

Marston^［3］最早提出了地下結構和周圍土體互相作用的設計理論，但該理論沒有考慮管道變形引起的管側土體反力，更適用于埋地剛性管道。Spangler^［4］根據(jù)Marston的理論，提出了考慮管側土壓力的計算模型，并在土壓力模型的基礎上推導出了著名的lowa公式。Moser等^［5］還總結了管道失效的原因和影響管道失效的因素，并且提出了以5%作為柔性管道撓度控制極限的設計方法。Spangler等^［6］考慮管側土體在水平壓力作用下的屈服，在埋地柔性管道的設計中引入了變形滯后效應系數(shù)。Luscher等^［7-8］假設埋地柔性管道被厚壁土體圓筒約束，將土體模擬為一系列抵抗管道徑向變形的獨立彈簧，推導出了管-土體系屈曲抗力的理論表達式。Omara^［9-10］在Vlasov模型的基礎上提出了改進的埋地柔性管道靜力分析方法，該方法的優(yōu)點是不需要考慮管道周圍土體抗力彈性模量。肖成志等^［11］借助室內模型試驗，開展靜載和循環(huán)荷載作用下埋地柔性管道的力學響應與變形特性研究。王嘉勇^［12］通過模型試驗研究了柔性管道的靜力特性以及動荷載作用下柔性管道的力學響應。Law和Moore等^［13-16］對使用內襯修復的剛性管道在埋土狀態(tài)下的力學響應進行了研究。Wang等^［17］進行了內襯與外管之間存在環(huán)狀間隙情況下內襯的屈曲試驗，并與各種考慮環(huán)狀間隙的內襯屈曲數(shù)學模型進行了對比。Li等^［18］對雙層柔性海底管道內層的屈曲性能進行了研究。Lu等^［19］根據(jù)足尺試驗和模型試驗的結果，提出了基于改進Timoshenko薄殼理論的給水管道不銹鋼內襯設計計算公式。

可以看出，目前國內外有關于既有管道與CIPP復合結構力學性能的研究主要集中在既有剛性管道與CIPP內襯復合結構的力學性能、既有剛性管道約束下CIPP內襯管的外壓屈曲性能研究兩個方面，對于采用CIPP技術修復后形成的復合管道其整體受力特性缺乏研究。有鑒于此，本文基于復合曲梁模型和疊合曲梁模型，建立復合結構截面應力分布模型以及環(huán)剛度的計算方法；隨后結合平板載荷試驗，研究了CIPP內襯-柔性管道復合結構的承載能力和受力特征；通過土箱試驗，研究了既有柔性管道-CIPP內襯復合結構-土體的相互作用，以期為更深入了解埋地柔性管道-CIPP內襯復合結構的受力特性提供參考。

1 受力特性理論分析

1.1 曲梁截面應力計算

由于埋地管道可簡化為薄壁結構，且CIPP內襯的徑厚比一般較大，實際工程中在需要計算截面最大環(huán)向應力時使用直梁的計算公式。CECS 141-2002《給水排水工程埋地鋼管管道結構設計規(guī)程》中的計算公式為

式中：σ_θ為鋼管管壁截面的最大環(huán)向應力，mm；N為截面上的軸力，N；M為最大環(huán)向彎矩設計值，N·m；b、t為管壁計算寬度和厚度，mm。在后續(xù)推導中使用直梁的計算公式來代替曲梁的計算公式。

根據(jù)界面情況的不同，張海豐^［20］將砂漿修復后的混凝土管道簡化為疊合曲梁和復合曲梁模型。疊合曲梁模型假設兩種材料之間是完全粘結的，二者一同發(fā)生變形，截面應變呈直線分布。復合曲梁模型假設兩根梁上下疊放在一起，界面不錨固也不粘結，并假定接觸面是光滑的，界面無抗剪強度和黏結張拉強度，彎曲變形時存在兩個中性軸。這兩種界面關系同時可以對應管道CIPP修復中不同種類的施工方法，即疊合曲梁和復合曲梁分別對應自然固化和紫外光固化。疊合曲梁模型和復合曲梁模型應力應變分布如圖1和圖2所示。

1.1.1 疊合曲梁模型

應用等效寬度法對不同材料復合梁的彎曲應力進行分析，梁截面由上梁a和下梁b組成，界面完全粘結。彈性模量分別為E_a和E_b，層厚分別為h_a和h_b。根據(jù)上下材料的彈性模量比來對下部分材料寬度等比例增大，增大后的梁模型如圖3所示。

應用平行移軸定理，可知梁模型中性軸的慣性矩

當E_a=E_b時，得到梁b的實際彎曲正應力為

式中：E_a和E_b分別為上梁a和下梁b的彈性模量，MPa；h_a和h_b為上梁a和下梁b的層厚，mm；σ_bmax為梁b的最大彎曲正應力。

1.1.2 復合曲梁模型

對于層間光滑的雙材料疊合梁，假設界面之間無摩擦力作用，兩個梁各自獨立地發(fā)生彎曲變形，梁各截面將繞自身的中性軸發(fā)生轉動。

假設上下梁產生的撓度相同，則圓形結構的撓曲微分方程可表示為

式中：w為徑向位移；θ為距離管道頂部的轉角度數(shù)；r_a、r_b為管道a和管道b的半徑；I_a、I_b為管道a和管道b的慣性矩。

由此可以推導出既有管道與內襯所產生的最大應力為

1.2 復合結構環(huán)剛度計算

1.2.1 疊合曲梁模型

平行板對管道產生的荷載在管道變形較小時可以簡化為作用于柔性管道上的對徑荷載。以實際管剛度的測試條件為例，研究對徑壓縮力下圓環(huán)的變形量。考慮到結構的對稱性，取一半結構進行計算，如圖4所示。

以M_A表示在A處的彎矩，于是任意截面m的彎矩為

在P/2作用下產生的應變能U為

已知邊界條件θ_A=0，應用卡式定理求得

將式（8）和式（10）代入中心線為圓形的撓曲微分方程，得到徑向位移的通解為

根據(jù)對稱性，可知當θ=0和θ=π/2時，dw/dθ=0。以此確定積分常數(shù)，則此情況下圓環(huán)的徑向位移為

令θ=0，Δy=2w，可得到對徑荷載作用下單種材料直壁管的環(huán)剛度計算公式。

對于既有管道和CIPP內襯粘結組合成的復合結構，根據(jù)上下材料的彈性模量比對下部分材料寬度進行等比例增大，將此時梁的慣性矩代入式（12），可得基于疊合梁模型的復合結構環(huán)剛度為

1.2.2 復合曲梁模型

復合曲梁中的下層梁受力可以簡化為與上梁類似的集中力：

假設內襯與既有管道在變形過程中沒有因為剛度差異發(fā)生界面的掀起，二者在管頂位置產生的撓度是相同的。對于復合結構：

將式（14）與式（16）聯(lián)立，可得：

式中：D為管道直徑，mm；Δy為管道在垂直方向的徑向變形量，mm。

式（17）表明復合結構的環(huán)剛度為既有管道和內襯的環(huán)剛度之和。

2 平板荷載試驗

2.1 試驗設計

本文試驗主要使用環(huán)剛度試驗機對柔性管道-CIPP內襯復合結構進行加載，試驗示意圖如圖5所示。

加載過程中使用位移計測量試樣內壁直徑的變化量以計算環(huán)剛度。使用應變片采集既有管道和內襯在4個危險位置的應變。將管頂位置記為0°，應變片粘貼在與管頂位置形成的圓心角分別為90°，180°，270°位置的直壁PE管其外壁和內壁。雙壁波紋管在4個危險點的應變片具體粘貼位置為波峰、波谷和內壁，內襯修復后的管道粘貼在CIPP內襯的內壁，具體如圖6所示。

2.2 試驗材料及設備

試驗材料主要包括：玻璃纖維布、自然固化樹脂、紫外光固化CIPP內襯軟管、DN200雙壁波紋管、DN200 HDPE管、DN400雙壁波紋管。本次研究采用自然固化法與紫外光固化法修復雙壁波紋管和直壁的HDPE管，經自然固化和紫外光固化后的管節(jié)試樣分別如圖7和圖8所示。

試驗設備主要包括：應變測試系統(tǒng)、應變片、環(huán)剛度試驗機、位移計、DIC設備、管道修復氣囊、空壓機、紫外光固化裝置等。

使用萬能試驗機對CIPP內襯材料的拉伸性能和彎曲性能進行測試，分別對兩種內襯材料進行多組測試，將測試結果取平均值得到試驗結果如表1所列。

2.3 試驗流程

（1） 試驗預處理。清除試樣上多余的樹脂，將復合結構試樣切割成30 cm的長度。粘貼應變片，制作人工散斑，設置DIC設備采樣時間為1s/張。

（2） 試驗系統(tǒng)連接。將試樣放置在環(huán)剛度試驗機上，噴涂散斑的管道截面面對DIC設備，將試樣放置于試驗平板之間，保持接觸。下降加載上平板直至與管道頂部接觸，將所有儀器調零。

（3） 開始試驗。使用環(huán)剛度試驗機以5 mm/min的速率對管道施加荷載，直至管頂位移達到相當于10%的公稱直徑。若試樣未發(fā)生結構性破壞，加載完成后，拆除試樣內部的位移計，繼續(xù)對試樣加載進行破壞性試驗，直至試樣結構彎曲破壞，觀察其破壞形式。整個加載過程中持續(xù)使用DIC設備進行拍攝。

（4） 結束試驗。該組試驗結束后，取下已完成試樣并安裝下一組試樣，進行下一組試驗。

2.4 試驗結果及分析

2.4.1 復合結構承載能力

定義復合結構的粘結提升系數(shù)：即復合結構的環(huán)剛度相較于既有管道與CIPP內襯環(huán)剛度之和的提升幅度。幾組自然固化試樣的粘結提升系數(shù)見表2。

從表2中可以發(fā)現(xiàn)：壁厚越大則粘結提升系數(shù)越小，且直壁PE管兩組試樣的系數(shù)均超過100%，均大于兩組雙壁波紋管。使用第二節(jié)中的環(huán)剛度理論公式計算試樣的環(huán)剛度，自然固化代入式（13），紫外光固化代入式（17），并與實測值進行對比，結果如表3所列。其中直壁PE管的彈性模量取值為850 MPa，自然固化CIPP內襯的彎曲彈性模量取6 630 MPa，紫外光固化CIPP內襯的彎曲彈性模量取10 500 MPa。

從表3可以看出，實測值與理論計算值的吻合度較高，誤差較為合理。自然固化內襯柔性管道復合結構可視作疊合曲梁模型，紫外光固化復合結構可視作復合曲梁模型。既有管道與CIPP內襯之間界面的粘結作用可以有效提升復合結構的承載能力。

破壞性試驗結果如圖9所示。觀察到試樣的典型破壞特征為波紋管左右兩側的波峰發(fā)生拉斷。內壁左右兩側處內襯樹脂從纖維布中擠出，呈現(xiàn)出在纖維布網格中“鼓起”，但是并未發(fā)生明顯的斷裂。管頂、管底位置左右兩側部位觀察到內襯與既有管道的分離，其余部位保持貼合。

2.4.2 修復前后復合結構應變

使用環(huán)剛度試驗機對未經修復加固的DN200和DN400雙壁波紋管進行試驗，得到荷載位移曲線和管道不同部位的應變情況分別如圖10和圖11所示。

從圖10～11可以發(fā)現(xiàn)，復合結構各個應變測點中，測量結果最大值一般出現(xiàn)在管道波峰和外壁的90°與270°測點，且為拉應變。若將單獨的柔性管道視作內襯壁厚為0，則相同荷載作用下危險點，也即波峰（外壁）90°與270°位置的應變和內襯壁厚的關系繪制如圖12所示。

隨著既有管道內襯壁厚的增大，在相同荷載下，既有柔性管道管壁危險點產生的應變呈現(xiàn)減小的趨勢。因此對于修復后形成的復合結構，不僅承載能力大幅提升，而且可以有效降低既有管道上的應變，提升既有管道的壽命。

2.4.3 不同初始橢圓度復合結構應變性能

由圖13可知，具有不同初始橢圓度的復合結構在平板荷載作用下其承載能力和剛度基本是相同的，并未表現(xiàn)出明顯的隨初始橢圓度變化而變化的趨勢。

試驗中應變片于修復完成后粘貼，既有柔性管道實際發(fā)生的應變在數(shù)值上應為復合結構的應變片測量結果與單獨的柔性管道在某個橢圓度狀態(tài)下產生的應變之和。將相同荷載作用下具有不同初始橢圓度的復合結構其應變數(shù)據(jù)進行對比，結果如圖14所示。

在相同荷載作用下，隨著被修復管道初始橢圓度的增大，既有管道產生的總應變也隨之增大。因此，在修復相同壁厚的內襯，所形成的復合結構在平板荷載作用下其荷載-位移曲線是接近的，但是極限承載能力有一定區(qū)別。考慮既有管道二次受力的影響，應以總的應變來計算其截面的極限承載能力，因此隨著既有管道橢圓度的增大，復合結構的極限承載能力可能會隨之下降。

3 靜載作用下復合結構土箱模型試驗

3.1 試驗設計

試驗系統(tǒng)主要組成包括外部管道、內襯管、試驗土箱、液壓伺服加載系統(tǒng)（MTS）、土壓力計和拉線位移傳感器等。分別將修復前后的柔性管道埋置在土體中，使用MTS裝置對土體頂部加載板采用分級加載的方式進行加載，每級增加10 kN，待位移計和土壓力計讀數(shù)穩(wěn)定之后，再施加下一級荷載。模型試驗示意如圖15所示。

3.2 試驗材料及設備

本次試驗所用管節(jié)采用了DN400SN8雙壁波紋管，內襯為7 mm厚紫外光固化CIPP內襯，分別使用單獨的雙壁波紋管、雙壁波紋管-CIPP內襯復合結構進行試驗。試驗中使用的砂土具有一定含水量，剪切角為33°。

試驗設備主要包括：土箱設備、液壓油缸、吊車、加載板、土壓力盒、拉線式位移傳感器。

本次試驗共埋設6個土壓力計，編號為A～F。拉線位移傳感器布置在管節(jié)內部的水平及豎直方向，用來采集兩個方向的直徑變化量。考慮到本次試驗可以近似看作平面應變問題，因此應變片僅沿試樣環(huán)向粘貼，將管頂位置記為0°，共測量外壁、波谷、內壁在管節(jié)右半側5個圓周角位置共15個點的環(huán)向應變。測量設備的具體布設方案如圖16所示。

3.3 試驗流程

（1） 土箱處理。在土箱內部粘貼一層2 mm厚的透明亞克力板來減小土箱內壁與砂土之間的摩擦力。

（2） 砂土填筑及試樣安裝。使用分層壓實法進行砂土的填筑，為保證管周砂土密實度，先填筑基底砂土至管道設計軸線，夯實后開挖一條深度與管道外徑相等的溝槽，置入試樣，再繼續(xù)進行填筑。每填筑20 cm進行一次夯實，使用環(huán)刀法測量砂土密度，確保每層砂土填筑密度大于1.65 g/cm³。

（3） 加載。檢查土箱頂部加載板、加載油缸及荷載傳感器，無誤后使其與土箱填土頂面接觸。檢查儀器并清零后開始加載。控制油缸在1 min內將一級荷載施加完畢并保持，待土壓力計及管道變形讀數(shù)穩(wěn)定之后記錄數(shù)據(jù)，進行下一級加載。加載到試樣發(fā)生相當于5%公稱直徑的變形時（豎直直徑變化量20 mm），停止試驗。

（4） 后處理。一組試驗完成之后，將砂土從土箱中挖出，取出土壓力計及試樣管節(jié)，更換土箱壁上的亞克力板，準備進行下一組試驗。

3.4 試驗結果及分析

3.4.1 變形

在荷載作用下，兩組試驗中試樣產生的豎直和水平變形如圖17所示。

由圖17可知，在荷載作用下管道修復前后表現(xiàn)出相同的規(guī)律，即管道的豎向被壓縮，水平向則向外擴張，且水平方向變形量小于豎直方向變形量。試驗開始時管道的變形較小，是由于土體夯實不均勻，變形以壓縮土體為主。隨著荷載的增大，曲線整體近于直線，管道變形不斷增大，且曲線斜率呈逐漸增大的趨勢。修復后的雙壁波紋管其環(huán)剛度較修復前有較大提升，當荷載相同時，修復后的試樣變形量小于修復前，修復后的豎直變形量和水平變形量分別約為修復前的46.4%和66.7%。

3.4.2 應變

修復前試樣各測點應變數(shù)據(jù)與施加荷載的關系如圖18所示。

在試驗過程中各測點基本保持在彈性階段，除外壁180°測點，其余測點應變均隨荷載的增大而呈現(xiàn)增大的趨勢，雙壁波紋管外壁的應變數(shù)據(jù)在數(shù)值上與波谷和內壁測得的數(shù)據(jù)符號相反。在外壁0°測點測得的環(huán)向應變?yōu)閴簯?，外?80°測點隨荷載增大則表現(xiàn)出先受壓后受拉的趨勢。外壁45°，90°，135°三個測點的應變均為拉應變。波谷和內壁各測點的應變表現(xiàn)出與外壁對應位置類似的規(guī)律，但拉壓方向相反。從應變具體數(shù)值上來看，內壁和波谷45°測點的應變均大于90°測點和135°測點應變。

修復后的試樣在試驗中各測點的應變如圖19所示。

外壁E-1位置0°和180°測點受壓，180°測點應變片數(shù)據(jù)同樣先增大后減小，且當荷載大于150 kN后該測點應變片沒有讀數(shù)，推測是由于應變片與基底砂土直接接觸摩擦發(fā)生了損壞。外壁45°測點受壓，但是應變數(shù)值較小。外壁90°和135°測點受拉，且90°測點讀數(shù)較大。波谷和CIPP內襯內壁表現(xiàn)出來的應變趨勢一致，即0°和180°測點受拉，其余3個測點受壓。

3.4.3 土壓力

管頂及管底水平布置的土壓力計測量的豎直土壓力數(shù)據(jù)如圖20所示。

通過管頂3個測點的土壓力數(shù)據(jù)可發(fā)現(xiàn)，在水平方向上越靠近管頂正上方，土壓力越小，這可能是由于土體在壓實變形過程中產生土拱效應，在管道上方的土體中形成卸荷拱，將本應作用在管頂?shù)暮奢d部分分散到管周土體中。因此，同一水平線上的土壓力數(shù)據(jù)表現(xiàn)出“中間小兩邊大”的特征。復合結構也表現(xiàn)出與單獨試管類似的趨勢。

管側布置的土壓力計測量的管側水平土壓力數(shù)據(jù)如圖21所示。荷載施加后，管道在水平方向產生“擴大”變形，進而擠壓管側土體，造成D測點的土壓力測量值增加，且越靠近管道，水平土壓力越大，即D測點的土壓力測量結果高于E測點。

修復前后兩個試樣在相同荷載作用下產生的水平土壓力相差較大，按照Spangler^［4］的土壓力理論，管側水平土壓力主要是由管道變形引起周圍土體的抗力，修復后的試樣在荷載作用下產生的變形較小，因此所產生的水平土壓力小于修復前試樣。

4 結 論

本文通過理論分析、室內平板荷載試驗、土箱模型試驗等手段，對柔性埋地管道-CIPP內襯復合結構在荷載作用下的力學響應和受力特性進行了研究。主要研究成果及結論如下：

（1） 建立了基于疊合曲梁模型和復合曲梁模型的復合結構截面應力應變計算方法及環(huán)剛度計算方法。

（2） 柔性管道與自然固化CIPP內襯形成的復合結構可以視作疊合曲梁模型，與紫外光固化CIPP內襯形成的復合結構可以視作復合曲梁模型。隨著復合結構變形量的增大，既有管道與內襯之間的粘結作用可能會失效，發(fā)生粘結界面的剝離與斷裂，造成承載能力與剛度的降低。

（3） 使用CIPP內襯修復具有一定橢圓度的柔性管道，二者會形成橢圓形的復合結構。同樣的荷載作用下內襯壁厚越大，既有管道危險點的應變越小。隨著被修復管道初始橢圓度的增大，在相同荷載作用下，結構危險點的應變也隨之增大。

（4） 土箱模型試驗表明，復合結構的環(huán)剛度提升會提高埋地柔性管道在上覆荷載作用下的結構剛度，修復后產生的變形較小。管側水平土壓力與管道水平變形量密切相關，在相同的管頂荷載作用下，修復后的試樣其管側水平土壓力明顯小于修復前。加載板正下方的土壓力不是均勻分布的，受到土拱效應的影響，試樣管頂正上方的豎直土壓力小于兩側的。

參考文獻：

［1］馬保松.非開控工程學［M］.北京：人民交通出版社，2008.

［2］MANNAN M S.Fuzzy logic for piping risk assessment（pfLOPA）［J］.Journal of Loss Prevention in the Process Industries，2009，22（6）：921-927.

［3］MARSTON A.The theory of loads on pipe in ditches and tests of cement and clay drain tile and sewer pipe［J］.Bulletin，1913，31：107268.

［4］SPANGLER M G.Soil Engineering［M］.New York：LWW，1952.

［5］MOSER A P，F(xiàn)OLKMAN S.Buried pipe design［M］.New York：McGraw-Hill Education，2008.

［6］SPANGLER M G，HANDY R L.Soil engineering［M］.New York：Harper & Row，1982.

［7］LUSCHER U，H?EG K.The beneficial action of the surrounding soil on the load-carrying capacity of buried tubes［C］∥Proceedings of the Symposium on Soil-Structure Interaction，1964.

［8］LUSCHER U.Buckling of soil-surrounded tubes［J］.Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division，1966，92（6）：211-228.

［9］OMARA A M.Analysis of cured-in-place pipes（CIPP） installed in circular and oval deteriorated host pipes［D］.Louisiana：Louisiana Tech University，1997.

［10］OMARA A M，AKL F A.Model for analysis of buried pipes installed using trenchless construction methods［J］.Journal of Infrastructure Systems，1998，4（1）：5-18.

［11］肖成志，王子寒，劉寬.埋地柔性管道荷載響應及其加筋防護性能［J］.長安大學學報：自然科學版，2020，40（3）：63-74.

［12］王嘉勇.靜動載作用下柔性埋地管道力學特征與變形性能的研究［D］.天津：河北工業(yè)大學，2017.

［13］LAW T C M.Behaviour of tight fitting flexible pipe liner under earth loads［D］.Ontario：University of Western Ontario，2005.

［14］LAW T C M，MOORE I D.Laboratory investigation on the static response of repaired sewers［J］.American Society of Civil Engineers，2002（9）：1-13.

［15］LAW T C M，MOORE I D.Guidance on design of flexible liners to repair structurally compromised gravity flow sewers［C］∥Proceedings of the 21st No-Dig International Conference and Exhibition，Las Vegas，2003.

［16］LAW T C M，MOORE I D.Numerical modeling oftight fitting flexible liner in damaged sewer under earth loads［J］.Tunnelling and Underground Space Technology，2007，22（5/6）：655-665.

［17］WANG J H，KOIZUMI A.Experimental investigation of buckling collapse of encased liners subjected to external water pressure［J］.Engineering Structures，2017，151：44-56.

［18］LI X，JIANG X，HOPMAN H.Predicting the wet collapse pressure for flexible risers with initialovalization and gap：an analytical solution［J］.Marine Structures，2020，71：102732.

［19］LU C，ARIARATNAM S T，YAN X，et al.Buckling behavior of thin-walled stainless-steel lining wrapped in water-supply pipe under negative pressure［J］.Applied Sciences，2021，11（15）：6781-6793.

［20］張海豐.水泥砂漿內襯法修復混凝土重力管道理論與實驗研究［D］.北京：中國地質大學，2019.

（編輯：胡旭東）

Bearing characteristics of HDPE double-wall corrugated pipe-CIPP lining composite structure

ZHENG Hua

（Fuzhou Water Engineering Co.，Ltd.，F(xiàn)uzhou 350025，China）

Abstract：The cured in place pipe （CIPP）method can be used to rehabilitate high-density polyethylene （HDPE）double-wall corrugated drainpipe，but there is no suitable model to quantitatively evaluate the bearing characteristics of the rehabilitated integral structure，so the rehabilitation design is not based on any evidence.As a result，the theoretical analysis on the overall bearing characteristics of the rehabilitated structure was carried out based on the stacked curved beam model and composite curved beam model.The theoretical model was verified and analyzed by indoor flat plate loading test.Through the indoor physical model soil box test，the effect of CIPP lining on the bearing capacity of the existing pipeline was proved，the failure mode of the composite structure was revealed，and the influence of the existing pipeline elliptical defect on CIPP rehabilitation effect was revealed.The main research results are as follows：① the natural curing CIPP lining system should adopt a stacked curved beam model，and UV curing CIPP lining system should adopt a composite curved beam model.② The interface debonding of CIPP lining-flexible pipe composite structure can occur under external load，resulting in the decrease of bearing capacity and stiffness.③ CIPP lining can improve the ring stiffness of the composite structure，enhance its ability to resist external loads，effectively reduce the load borne by the soil，and reduce the degree of soil deformation.The research results can provide data support for CIPP rehabilitation design of HDPE double-wall corrugated pipe.

Key words：pipe rehabilitation；cured in place pipe（CIPP）；double-wall corrugated pipe；bearing capacity；ring stiffness