大口徑高性能聚氯乙烯管道研發(fā)與工程安全保障技術(shù)

胡少偉，楊金輝

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

水資源的合理開發(fā)和配置是促進(jìn)經(jīng)濟(jì)社會(huì)可持續(xù)發(fā)展、保障和改善民生的重大戰(zhàn)略舉措。為有效緩解我國(guó)水資源分配不均和水資源緊缺問(wèn)題，提高城鎮(zhèn)供水、農(nóng)業(yè)灌溉用水、生態(tài)環(huán)境用水安全保障能力，一大批重大引調(diào)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(huán)境影響弱、可持續(xù)運(yùn)行等優(yōu)勢(shì)，在輸調(diào)水、給排水和農(nóng)業(yè)灌溉領(lǐng)域中得到了大范圍的應(yīng)用。圖1 為近年來(lái)中國(guó)供水、排水管道長(zhǎng)度變化趨勢(shì)。住建部最新統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)顯示：2020 年我國(guó)城市供水管道總長(zhǎng)度為100.69 萬(wàn)公里，排水管道長(zhǎng)度為80.27 萬(wàn)公里[3]。

圖1 中國(guó)供水、排水管道長(zhǎng)度Fig. 1 Length of water supply and drainage pipelines in China

受管材質(zhì)量和自然災(zāi)害影響，我國(guó)輸水管道老化、破裂與滲漏問(wèn)題突出。在20 世紀(jì)90 年代以前建設(shè)的在用供水管網(wǎng)有18.2 萬(wàn)公里，這類管道材質(zhì)脆弱，老化破損、滲漏問(wèn)題十分嚴(yán)重。2020 年全國(guó)687 個(gè)城市公共供水漏損率高達(dá)13.4%，個(gè)別城市高達(dá)40%～50%，每年漏失量達(dá)到100 億方，給社會(huì)造成了巨大的經(jīng)濟(jì)損失[3]。在2021 年中央經(jīng)濟(jì)工作會(huì)議上，習(xí)近平總書記提出在“十四五”期間，必須把管道改造和建設(shè)作為重要的一項(xiàng)基礎(chǔ)設(shè)施工程來(lái)抓。2022 年1 月19 日，住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部辦公廳、國(guó)家發(fā)展改革委辦公廳發(fā)文《關(guān)于加強(qiáng)公共供水管網(wǎng)漏損控制的通知》，要求全國(guó)城市公共供水管網(wǎng)漏損率力爭(zhēng)控制在9%以內(nèi)。

表1 給出了聚氯乙烯(Polyvinyl chloride，簡(jiǎn)稱PVC)管道與其他管道的對(duì)比情況。與其他管道相比，聚氯乙烯管具有自重輕、衛(wèi)生安全、水流阻力小、改善生活環(huán)境、使用壽命長(zhǎng)、安全方便等優(yōu)勢(shì)，用于給水工程比鋼管可節(jié)能62%～75%，用于排水工程比鑄鐵管可節(jié)能55%～68%，在輸調(diào)水和城市給排水工程中得到了大范圍的應(yīng)用[4?6]。如圖2 所示，2021 年我國(guó)塑料管道產(chǎn)量已經(jīng)達(dá)到1677 萬(wàn)噸，是世界最大的塑料管道生產(chǎn)國(guó)。

表1 PVC 管道與其他管道優(yōu)缺點(diǎn)對(duì)比Table 1 Comparison of the advantages and disadvantages of PVC pipe and other pipes

圖2 中國(guó)塑料管道產(chǎn)量Fig. 2 Production of plastic pipes in China

盡管PVC 管道應(yīng)用廣泛，市場(chǎng)對(duì)大口徑PVC管材有很大的需求量，但是大口徑PVC 管材在生產(chǎn)和應(yīng)用方面面臨如下難題[7?10]：

1)大口徑管道制造設(shè)備、工藝與設(shè)計(jì)理論缺失[11]。現(xiàn)有的錐形雙螺桿擠出機(jī)(最大直徑的型號(hào)92/188)單臺(tái)擠出量太小，達(dá)不到擠出要求，采用這類設(shè)備生產(chǎn)的最大口徑為dn630；平行雙螺桿擠出機(jī)(SJP135/31)設(shè)備投資過(guò)高，對(duì)于dn1200 以上的管材難以生產(chǎn)。

2)現(xiàn)有管道沖擊韌性差、低溫易開裂?，F(xiàn)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(tǒng)配方生產(chǎn)過(guò)程中共擠物料在模內(nèi)不能良好復(fù)合，導(dǎo)致擠出物料發(fā)生分層，影響管材的強(qiáng)度[12?13]。聚氯乙烯屬于溫度敏感性材料，我國(guó)北方地區(qū)環(huán)境復(fù)雜，晝夜溫差大，現(xiàn)有管材性能難以滿足北方地區(qū)對(duì)大口徑PVC 管的需求。

3)現(xiàn)有管線承壓能力低、抗災(zāi)能力弱、相關(guān)檢測(cè)監(jiān)測(cè)與修復(fù)手段缺失[14?16]。大口徑PVC 管道在生產(chǎn)制造、工程設(shè)計(jì)、竣工驗(yàn)收方面缺少技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)，生產(chǎn)應(yīng)用受限；缺少管道工程漏損識(shí)別、健康監(jiān)測(cè)預(yù)警技術(shù)，缺乏管道工程安全評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)與搶險(xiǎn)修復(fù)技術(shù)，無(wú)法準(zhǔn)確評(píng)價(jià)整體工程質(zhì)量。

本文圍繞大口徑PVC 管材制造工藝與材料創(chuàng)新、大口徑給水用丙烯酸酯共混聚氯乙烯管材(簡(jiǎn)稱：ABR 管)研發(fā)與結(jié)構(gòu)性能評(píng)價(jià)、復(fù)雜運(yùn)營(yíng)環(huán)境下大口徑管線工程安全評(píng)價(jià)、管線工程“智能監(jiān)測(cè)-病害診斷-搶險(xiǎn)修復(fù)”成套技術(shù)等關(guān)鍵技術(shù)，組織優(yōu)勢(shì)科研團(tuán)隊(duì)，產(chǎn)學(xué)研用結(jié)合，持續(xù)10 余年攻關(guān)取得一系列突破性創(chuàng)新成果。

1 大口徑PVC 管材制造工藝與材料創(chuàng)新

1.1 大口徑管材材料配比優(yōu)化設(shè)計(jì)與驗(yàn)證研究

對(duì)于PVC 給水管材，按照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)的要求，物理機(jī)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(yàn)、液壓試驗(yàn)和二氯甲烷浸漬試驗(yàn)；對(duì)于生產(chǎn)管材的材料也作了規(guī)定所用的PVC 樹脂K 值和氯乙烯單體含量，不得使用鉛鹽穩(wěn)定劑和有異味的助劑，為了防止供水管材在輸水過(guò)程中管道內(nèi)壁產(chǎn)生菌類，還對(duì)不透光性作了規(guī)定[17?20]。根據(jù)以上要求，PVC 給水管材配方包含：PVC 樹脂、穩(wěn)定劑、沖擊改性劑、加工改性劑、內(nèi)外潤(rùn)滑劑、填充劑及色料等。為了綜合評(píng)價(jià)不同原料組分用量對(duì)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(zhì)碳酸鈣、納米碳酸鈣對(duì)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(zhì)碳酸鈣對(duì)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(zhì)碳酸鈣對(duì)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(wěn)定劑和內(nèi)外潤(rùn)滑劑的條件下，MBS用量對(duì)PVC 抗沖擊性能影響規(guī)律如圖3 所示。當(dāng)MBS 加入量為2 份～4 份時(shí)，材料的沖擊強(qiáng)度變化不明顯，但隨著加入量的增加，材料的沖擊強(qiáng)度明顯提高，當(dāng)加入量為12 份時(shí)，沖擊強(qiáng)度提高了約22 倍。

圖3 MBS 用量對(duì)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(wěn)定性好的特點(diǎn)，常用于日光直射的PVC 產(chǎn)品抗沖改性中。CPE 用量對(duì)PVC 力學(xué)性能影響見(jiàn)圖4 所示。與MBS 相比，當(dāng)用量相同時(shí)CPE 改性PVC 的沖擊強(qiáng)度低于MBS。當(dāng)無(wú)機(jī)填料的粒徑較小時(shí)，經(jīng)過(guò)有效的表面處理就可以對(duì)材料有一定的補(bǔ)強(qiáng)作用。優(yōu)選國(guó)內(nèi)粒徑較小、粒徑分布窄的重質(zhì)碳酸鈣微粉作為填充補(bǔ)強(qiáng)劑，其用量對(duì)材料沖擊力學(xué)性能的影響如圖5 所示。隨著重質(zhì)碳酸鈣增加，材料沖擊強(qiáng)度逐漸下降。

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

圖5 重質(zhì)碳酸鈣對(duì)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(guī)律。由圖6 可以看出，隨著MBS 用量的增加，材料的斷裂伸長(zhǎng)率也有明顯提高，用量達(dá)到12 份時(shí)，斷裂伸長(zhǎng)率提高至120%，拉伸強(qiáng)度有一定程度的下降。圖7 為CPE 含量對(duì)PVC 材料拉伸性能的影響。與MBS 相比，當(dāng)用量相同時(shí)CPE改性PVC 的沖擊強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度低于MBS，而斷裂伸長(zhǎng)率則好于MBS。重質(zhì)碳酸鈣用量對(duì)PVC 材料拉伸性能的影響如圖8 所示。當(dāng)重質(zhì)碳酸鈣用量增加時(shí)，斷裂伸長(zhǎng)率出現(xiàn)下降，拉伸強(qiáng)度下降也比較明顯。這是因?yàn)椋弘m然優(yōu)選了國(guó)內(nèi)較好的重質(zhì)碳酸鈣，但是其粒徑仍然較大，一般粒徑小于1 μm 時(shí)具有補(bǔ)強(qiáng)的作用，而選用的重鈣為1250 目產(chǎn)品，粒徑遠(yuǎn)大于1 μm，不能滿足補(bǔ)強(qiáng)的需要。

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

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

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

選用經(jīng)過(guò)表面有機(jī)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(yàn)中所選用的納米碳酸鈣為紡錘體，納米碳酸鈣的用量對(duì)PVC 沖擊強(qiáng)度和拉伸力學(xué)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(jí)粒子重新熔合的過(guò)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(huì)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(qiáng)度先升后降，當(dāng)用量為8 份時(shí)，沖擊強(qiáng)度最高。這是因?yàn)椋鹤鳛橐环N無(wú)機(jī)剛性粒子的納米碳酸鈣加入PVC 后，當(dāng)材料受到?jīng)_擊時(shí)，納米碳酸鈣將引發(fā)基體產(chǎn)生銀紋和剪切帶，在此過(guò)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(zhǎng)率提高，當(dāng)用量為8 份時(shí)，斷裂伸長(zhǎng)率達(dá)到最高值，拉伸強(qiáng)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(shù)量后，可以增強(qiáng)增韌PVC，但形成“橋鍵”太多，加工過(guò)程中大分子會(huì)斷鏈分解，不但不能增強(qiáng)、增韌，反而使PVC 力學(xué)性能下降。只有“納米橋鍵”的數(shù)量適當(dāng)，才會(huì)產(chǎn)生增強(qiáng)、增韌效果。

圖9 納米碳酸鈣電鏡掃描照片F(xiàn)ig. 9 Electron microscope scanning photo of nano calcium carbonate

圖10 納米碳酸鈣對(duì)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(duì)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(jī)的研發(fā)

目前國(guó)內(nèi)外普通的擠出機(jī)(螺筒、螺桿式擠出機(jī))單臺(tái)擠出量只能生產(chǎn)直徑小于800 mm 口徑聚氯乙烯管材，直徑超過(guò)DN1200 的聚氯乙烯管材利用現(xiàn)有的擠出機(jī)很難生產(chǎn)，主要原因是：1)現(xiàn)有的錐形雙螺桿擠出機(jī)(最大直徑的型號(hào)92/188)單臺(tái)擠出量太小，達(dá)不到擠出要求，采用這類設(shè)備生產(chǎn)的最大口徑為DN630；2)平行雙螺桿擠出機(jī)(SJP135/31)設(shè)備投資過(guò)高，且不能生產(chǎn)DN1200以上的管材。所以對(duì)于采用擠出工藝生產(chǎn)的實(shí)壁聚氯乙烯管材，國(guó)內(nèi)外最大的口徑為DN1200。直徑超過(guò)DN1200 的聚氯乙烯管材利用現(xiàn)有的擠出機(jī)很難生產(chǎn)，只能用特殊制造的高成本擠出機(jī)生產(chǎn)，生產(chǎn)成本很高[23]。

為此，研發(fā)了雙分流式、星式分流的大口徑聚氯乙烯管材模具技術(shù)工藝，如圖12～圖14 所示。首次設(shè)計(jì)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(shù)。

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(yōu)化材料熱穩(wěn)定性基礎(chǔ)上，通過(guò)流變分析優(yōu)化模具結(jié)構(gòu)，在輸送材料的過(guò)程中，提高錐形雙螺桿擠出機(jī)的運(yùn)轉(zhuǎn)速度，利用螺桿的強(qiáng)力輸送，對(duì)物料進(jìn)行預(yù)壓實(shí)，有利于熱傳遞和操作穩(wěn)定，以螺桿、機(jī)筒的剪切摩擦形式使物料產(chǎn)生熱量，再通過(guò)外部加熱部分對(duì)物料提供熱量，在兩者的混合作用下，實(shí)現(xiàn)物料的凝膠化。最后，利用特殊混合元件，使物料進(jìn)一步凝膠化和均化，解決了擠出物料流速不穩(wěn)定的問(wèn)題，實(shí)現(xiàn)了全球首個(gè)口徑1.8 mPVC 管道的全自動(dòng)化、精益型、高效率生產(chǎn)。

1.3 大口徑管材設(shè)備升級(jí)及管道成型工藝優(yōu)化

PVC 管是以衛(wèi)生級(jí)聚氯乙烯樹脂為主要原料，輔以穩(wěn)定劑、增韌劑、潤(rùn)滑劑、加工助劑、顏料經(jīng)混合后，通過(guò)錐型雙螺桿擠出機(jī)擠出，再經(jīng)真空定性、冷卻、定長(zhǎng)切割，擴(kuò)口后得到制品，其擠出生產(chǎn)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(jī)將PVC 與各種助劑混合均勻。在高速混合時(shí)，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(jī)的溫度設(shè)在100 ℃～120 ℃。為了讓助劑充分地與PVC 微粒接觸，減少填料對(duì)助劑的吸附作用，在加入PVC樹脂后立即啟動(dòng)高速混合機(jī)，再按如下順序投料：穩(wěn)定劑、各種加工助劑、色料、填料。高速混合機(jī)放出的混合料溫度很高，立即進(jìn)行冷卻，若散熱不及時(shí)會(huì)引起物料分解、助劑揮發(fā)及形成團(tuán)塊料。冷混時(shí)一般控制在料溫在40 ℃左右時(shí)出料。

2)擠出工藝

PVC 樹脂加工過(guò)程中，首先表層的皮膜破裂，初級(jí)粒子釋放出來(lái)，在溫度和剪切的共同作用下，初級(jí)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(jié)晶而形成PVC 大分子鏈纏結(jié)或穿過(guò)初級(jí)粒子或連接邊界為一體的三維網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)，這種三維網(wǎng)絡(luò)的形成過(guò)程稱為凝膠化[24]。采用錐形雙螺桿擠出機(jī)擠出PVC 管材，物料塑化均勻，凝膠化程度高。這是因?yàn)椋哄F形雙螺桿擠出機(jī)的擠出過(guò)程消耗的動(dòng)力，一部分用于傳動(dòng)系統(tǒng)和軸承系統(tǒng)，而相當(dāng)大一部分是在輸送材料的過(guò)程中，以剪切和摩擦的形式使物料產(chǎn)生熱量。錐形雙螺桿擠出機(jī)，由于是在較低速度下運(yùn)轉(zhuǎn)，螺桿、機(jī)筒內(nèi)摩擦的熱量不足以實(shí)現(xiàn)物料的凝膠化。研究表明：其熱量來(lái)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(jī)的擠出過(guò)程中，物料在機(jī)體內(nèi)的流變過(guò)程是：首先利用螺桿的強(qiáng)力輸送，對(duì)物料進(jìn)行預(yù)壓實(shí)，有利于熱傳遞和操作穩(wěn)定；再通過(guò)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(jìn)一步凝膠化和均化。為了縮短物料在擠出機(jī)和模具中的停留時(shí)間采用兩臺(tái)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(shí)間和擠出速度，以降低配方成本、提高生產(chǎn)效率。

溫度的設(shè)定按馬鞍型設(shè)置：1)擠出機(jī)前段設(shè)定溫度高，使配混料達(dá)到半塑化狀態(tài)，有利于低揮發(fā)溫度物質(zhì)變?yōu)闅怏w狀態(tài)；抽真空時(shí)，物料吸出少；2)擠出機(jī)后段溫度設(shè)定溫度低，為了材料穩(wěn)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(dá)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(jī)頭口模擠出來(lái)的管狀物要經(jīng)過(guò)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(nèi)徑定型兩種方式。其中外徑定型結(jié)構(gòu)較為簡(jiǎn)單，操作方便，我國(guó)普遍采用。外徑定型的定徑外套長(zhǎng)度一般取其內(nèi)徑的3 倍，定徑套的內(nèi)徑應(yīng)略大于(一般不超過(guò)2 mm)管材內(nèi)徑的標(biāo)準(zhǔn)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(nèi)壁上而達(dá)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(dǎo)致管外徑偏小，小于標(biāo)準(zhǔn)尺寸；反之，若真空度偏大，管徑偏大，甚至出現(xiàn)抽脹現(xiàn)象。若水溫過(guò)低，定型不完全，且會(huì)使管材脆性增大；若水溫過(guò)高，則會(huì)造成冷卻不良，使管材易發(fā)生變形。

4)牽引工藝

牽引裝置的作用是給機(jī)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(guò)調(diào)節(jié)牽引速度調(diào)節(jié)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(fā)與結(jié)構(gòu)性能評(píng)價(jià)研究

2.1 給水用丙烯酸酯共混聚氯乙烯管材研發(fā)

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(guī)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(jī)械性能，導(dǎo)致PVC 管材出現(xiàn)脆性現(xiàn)象[25?33]。針對(duì)聚氯乙烯管材及管件冬季低溫脆性、抗沖擊性能差等問(wèn)題，研發(fā)了給水用丙烯酸酯共混聚氯乙烯管材及管件新產(chǎn)品(Pipes and fittings made of acrylate polymer blended with poly(vinyl chloride) resin for water supply，簡(jiǎn)稱：ABR管)。圖16 和圖17 分別為生產(chǎn)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(wěn)定劑等輔助材料共混，取得亞克力超強(qiáng)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(chǎn)過(guò)程中，優(yōu)化了模具分流和管材成型工藝，提高模具壓力和增強(qiáng)料漿的分流均衡，增加了管材成型過(guò)程中的密實(shí)度，使得ABR 管材具有耐低溫、高抗沖、高強(qiáng)高韌、外荷載高的優(yōu)點(diǎn)。主編了ABR 管材生產(chǎn)標(biāo)準(zhǔn)《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(shè)計(jì)方法，整合大小口徑管道總體使用(設(shè)計(jì))系數(shù)，設(shè)計(jì)了ABR 管在各個(gè)公稱壓力下的規(guī)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(jié)構(gòu)性能評(píng)價(jià)方法與試驗(yàn)研究

1) ABR 管片材單軸拉伸性能試驗(yàn)研究

塑料拉伸性能直接體現(xiàn)塑料管產(chǎn)品的強(qiáng)度和韌性，影響塑料管正常使用過(guò)程中的物理性能，反映塑料管材產(chǎn)品的最終質(zhì)量。通常采用拉伸試驗(yàn)對(duì)聚氯乙烯管材拉伸強(qiáng)度進(jìn)行測(cè)試[34?37]。

按照ASTM D638-14 標(biāo)準(zhǔn)從ABR 管材上對(duì)材料進(jìn)行取樣，試驗(yàn)樣品如圖18 所示。試驗(yàn)采用位移控制加載，加載速率為5 mm/min，符合《塑料拉伸強(qiáng)度測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)》(ASTM D638-14)的規(guī)定。安裝試件對(duì)中后固定試件兩端，調(diào)整試驗(yàn)機(jī)加載端位移以釋放試件上的初始應(yīng)力，本次試驗(yàn)中在23±2 ℃恒溫環(huán)境中進(jìn)行狀態(tài)調(diào)節(jié)3 h，再進(jìn)行加載。拉伸后的試驗(yàn)樣品如圖19 所示。加載裝置如圖20 所示。

圖18 ABR 管拉伸試驗(yàn)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(yīng)力應(yīng)變曲線。由圖21可以看出，6 個(gè)試樣中，拉伸強(qiáng)度最大的為試樣1，拉伸強(qiáng)度為53.2 MPa，對(duì)應(yīng)的斷裂伸長(zhǎng)率為110%；拉伸強(qiáng)度最小的為試樣6，拉伸強(qiáng)度為46 MPa，對(duì)應(yīng)的斷裂伸長(zhǎng)率為130%；拉伸強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果平均值為49.46 MPa，斷裂伸長(zhǎng)率試驗(yàn)結(jié)果平均值為100.1%。

圖21 ABR 管材應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig. 21 Stress-strain curves of ABR pipe

2) ABR 管熱膨脹性能試驗(yàn)研究

熱膨脹系數(shù)是塑料管材的主要物理性質(zhì)之一，是衡量塑料熱穩(wěn)定性能的重要指標(biāo)。ABR 管材作為一種熱塑性管材，熱脹冷縮現(xiàn)象較為明顯，尤其是在高溫差的地區(qū)。雖然ABR 管采用承插式連接，但在大溫差條件下管中仍會(huì)產(chǎn)生較大的縱向溫度應(yīng)力，因此為避免出現(xiàn)過(guò)大的熱變形，需對(duì)ABR 管材的熱膨脹性能進(jìn)行測(cè)試。為了評(píng)價(jià)ABR管熱膨脹性能，開展了ABR 片材熱膨脹試驗(yàn)和整管熱膨脹試驗(yàn)研究。

如圖22 所示，ABR 片材熱膨脹試驗(yàn)是從ABR管上切割成的片材，放在烘箱里進(jìn)行加熱，在片材表面粘貼應(yīng)變片測(cè)量加熱過(guò)程中的熱變形。如圖23 所示：整管熱膨脹試驗(yàn)是將ABR 管置于室外U 型軌道輪上，消除支撐端對(duì)管道熱脹冷縮的阻礙，實(shí)現(xiàn)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(huán)境溫度場(chǎng)實(shí)現(xiàn)管道熱脹冷縮，在管中腰部沿縱向布置振弦式表面應(yīng)變計(jì)和表面溫度計(jì)對(duì)膨脹和收縮過(guò)程中的縱向應(yīng)變和表面溫度進(jìn)行監(jiān)測(cè)。

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

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

在各子溫度區(qū)間內(nèi)ABR 片材的縱向熱膨脹系數(shù)結(jié)果如表2 所示。隨著溫度的升高，管道的縱向熱膨脹系數(shù)減小。在管道三個(gè)位置處對(duì)管道表面溫度和應(yīng)變進(jìn)行監(jiān)測(cè)，分別是向陽(yáng)面外表面、向陽(yáng)面內(nèi)表面和背陽(yáng)面內(nèi)表面，管道表面溫度監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖24～圖26 所示。從圖24 中可以看出，管道表面溫度隨時(shí)間變化較大，在一天內(nèi)向陽(yáng)面外表面溫差能達(dá)到23.3 ℃，即使在背陽(yáng)面內(nèi)表面溫差也能達(dá)到10 ℃。管道表面應(yīng)變監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖27所示，將得到的應(yīng)變和溫度數(shù)據(jù)在各個(gè)確定的子溫度區(qū)間內(nèi)進(jìn)行線性擬合，各子溫度區(qū)間擬合曲線的斜率即為管道的縱向熱膨脹系數(shù)。管道的縱向熱膨脹系數(shù)定義為με/℃，即單位溫度管道的縱向應(yīng)變變化量。從擬合曲線中可以看出，各子溫度區(qū)間內(nèi)的擬合效果均很好，擬合曲線R2接近于1。

圖24 向陽(yáng)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(yáng)面內(nèi)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(yáng)面內(nèi)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(yīng)變Fig. 27 Pipe Strain at different temperatures

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

3) ABR 管內(nèi)壓承載性能試驗(yàn)研究

PVC 管在實(shí)際運(yùn)行中，大多數(shù)情況下都要承受一定程度的內(nèi)水壓。當(dāng)打開的閥門突然關(guān)閉，由于水錘效應(yīng)，管道內(nèi)部壓力會(huì)突然增大，在這種偶然性的高內(nèi)水壓情況下可能會(huì)導(dǎo)致管道失效[38?41]。為研究ABR 管道在內(nèi)水壓作用下的極限內(nèi)壓承載能力和承載破壞特征，需要開展ABR管內(nèi)水壓爆破試驗(yàn)。

ABR 管爆管試驗(yàn)裝置如圖28 和圖29 所示。在管道兩端安裝堵頭和螺桿進(jìn)行封堵。堵頭內(nèi)含橡膠密封圈來(lái)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(nèi)注水，將水箱溫度調(diào)節(jié)至23 ℃并進(jìn)行保溫。注水結(jié)束后，迅速啟動(dòng)加壓系統(tǒng)，由往復(fù)式電動(dòng)試壓泵施加內(nèi)水壓，對(duì)試樣開始加壓直至破壞。

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

圖29 ABR 管爆管試驗(yàn)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(yīng)力作用下，管壁萌生裂紋后，向附近區(qū)域擴(kuò)展，主裂口沿管的軸向延伸，破口附近沒(méi)有碎片，接近外壁附近存在明顯的剪切唇區(qū)，表明斷裂前產(chǎn)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(nèi)水壓加載過(guò)程中，管壁狀態(tài)經(jīng)歷了彈性、彈塑性和完全塑性三個(gè)階段，直至管壁失去承載能力，發(fā)生破裂。圖31 給出了內(nèi)水壓作用下管外壁的應(yīng)變曲線。從曲線可以看出，在ABR 管剛開始加壓，在內(nèi)水壓達(dá)到1.5 MPa 之前，由于內(nèi)水壓很小，ABR 管的內(nèi)外壁均處于彈性工作階段，應(yīng)變和徑向膨脹位移隨內(nèi)壓呈線性增加，管壁應(yīng)力小于材料屈服強(qiáng)度。隨著內(nèi)壓繼續(xù)升高，應(yīng)變和徑向膨脹位移也隨之平穩(wěn)加大，管壁開始進(jìn)入塑性階段，內(nèi)壁應(yīng)力已超過(guò)了材料屈服強(qiáng)度，外壁應(yīng)力仍未達(dá)到材料屈服強(qiáng)度，此時(shí)管內(nèi)壁己經(jīng)發(fā)生塑性變形，外壁仍處于彈性變形階段。隨著內(nèi)壓繼續(xù)升高，彈塑性交界面由內(nèi)壁向外壁擴(kuò)展，內(nèi)外壁應(yīng)力差值也逐漸減小。當(dāng)內(nèi)壓達(dá)到3.65 MPa 時(shí)，ABR 管壁已經(jīng)發(fā)生完全屈服，外壁進(jìn)入塑性狀態(tài)，代表管道進(jìn)入破裂階段。在這一階段，曲線斜率變?yōu)榱悖瑑?nèi)壓出現(xiàn)波動(dòng)，不再增加，而位移和應(yīng)變急劇增大，隨后管道發(fā)生破裂。應(yīng)變和徑向膨脹位移隨內(nèi)水壓力變化曲線上均存在一個(gè)明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)。在這點(diǎn)之前，曲線大體上呈直線，在這一直線段范圍內(nèi)，管材變形卸壓后，其殘余變形極??；而在拐點(diǎn)之后，管材的變形急劇增加，直至管道發(fā)生爆破失效。

圖31 內(nèi)水壓作用下ABR 管外壁的應(yīng)變曲線Fig. 31 Strain of the outer wall of ABR pipe under internal water pressure

ABR 管的極限內(nèi)壓承載能力達(dá)到了設(shè)計(jì)壓力的3.6 倍。在20 ℃，管壁環(huán)應(yīng)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(shè)計(jì)工況下的安全穩(wěn)定運(yùn)行。

4) ABR 管壓扁試驗(yàn)研究

管道在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中不但承受內(nèi)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(guò)大的外荷載會(huì)使得管道發(fā)生變形甚至破壞。因此，管道的徑向抗壓力學(xué)性能是管道結(jié)構(gòu)工程設(shè)計(jì)的關(guān)鍵參數(shù)也是評(píng)價(jià)管道綜合性能的重要指標(biāo)之一[42?43]。

根據(jù)《熱塑性塑料管材環(huán)剛度的測(cè)定》(GB 9647?2015)，對(duì)ABR 管樣進(jìn)行單向連續(xù)加載壓扁試驗(yàn)。ABR 管壓扁試驗(yàn)裝置如圖32 所示。將試樣置于萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)的兩塊平板中心處，沿管軸線方向受力一致，上平板向下運(yùn)動(dòng)對(duì)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(guò)傳感器自動(dòng)傳輸?shù)綔y(cè)量系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集和處理，得到荷載-位移曲線，同時(shí)利用相機(jī)記錄了試件在不同位移時(shí)的變形模式。

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

圖33 為ABR 管壓扁過(guò)程的荷載-位移曲線。將ABR 管壓扁過(guò)程分為三個(gè)階段，即壓扁初、中、后期，并對(duì)各個(gè)階段的截面變形進(jìn)行分析。

圖33 ABR 管壓扁試驗(yàn)結(jié)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(cè)的圓弧半徑不斷減小，曲率不斷加大，單位弧長(zhǎng)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(xiàn)緩慢增長(zhǎng)趨勢(shì)。在壓扁過(guò)程的很長(zhǎng)一段時(shí)間內(nèi)(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(jīng)達(dá)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(jié)束。

ABR 管壓扁過(guò)程中的截面形狀變化過(guò)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(shí)，管材橫截面上下兩端由弧形變?yōu)橹本€形，同時(shí)橫截面兩側(cè)的圓弧半徑減小，圓弧曲率增大。管樣頂端和底端區(qū)域材料向橫截面兩側(cè)流動(dòng)，管樣與壓盤由線接觸變?yōu)槊娼佑|，形成管樣直壁部分，但該直壁部分長(zhǎng)度很小。

圖34 ABR 管壓扁過(guò)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(nèi)外層受力不均，管樣理想輪廓和實(shí)際輪廓開始出現(xiàn)差異，截面發(fā)生畸變。中間直壁部分材料外層周向受壓、內(nèi)層周向受拉，拉、壓合力作用導(dǎo)致出現(xiàn)“一次塌陷”；兩側(cè)圓弧部分材料外層周向受壓、內(nèi)層周向受拉，也由于拉、壓合力作用出現(xiàn)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(qū)域，過(guò)渡到中間塌陷區(qū)和兩側(cè)扁化區(qū)之間的弧形部分。此時(shí)，弧形部分的材料同時(shí)具有向兩個(gè)方向運(yùn)動(dòng)的趨勢(shì)：向中間塌陷區(qū)積聚；或向兩側(cè)扁化段延展。由于ABR 管材料良好的塑性流動(dòng)能力，流動(dòng)距離和摩擦對(duì)材料流動(dòng)的影響相對(duì)較小，介于塌陷區(qū)和扁化區(qū)之間的弧形部分材料同時(shí)向中間塌陷區(qū)積聚和向兩側(cè)扁化區(qū)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(qū)域移至兩側(cè)扁化段，中間部分塌陷程度仍較小，上下內(nèi)表面溝槽仍未接觸，在中間塌陷區(qū)未出現(xiàn)折痕。

3 復(fù)雜運(yùn)營(yíng)環(huán)境下大口徑管線工程安全評(píng)價(jià)研究

3.1 沖擊荷載作用下埋地管道安全評(píng)價(jià)研究

管道埋設(shè)在丘陵、山地、滑坡等復(fù)雜地表環(huán)境下時(shí)不可避免地會(huì)遭受落石沖擊作用，給管道的正常運(yùn)行帶來(lái)嚴(yán)重的安全隱患。特別是在地質(zhì)災(zāi)害發(fā)育地區(qū)，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(duì)埋地管道的危害主要是由于崩塌落石對(duì)管道產(chǎn)生沖擊荷載，管道因落石對(duì)其上方土體產(chǎn)生的瞬間沖擊力和落石重力而產(chǎn)生相應(yīng)應(yīng)力，當(dāng)應(yīng)力超過(guò)管道許用安全極限應(yīng)力時(shí)，管道發(fā)生變形失穩(wěn)破壞[46?47]。近年來(lái)，落石沖擊下埋地PVC 管道破壞機(jī)理以及防護(hù)愈加受到關(guān)注?；谏鲜鲈?，進(jìn)行了不同高度條件下的重錘沖擊PVC 管道試驗(yàn)，得到了不同狀態(tài)下管道垂直位移量及管道不同位置應(yīng)變量的動(dòng)態(tài)變化規(guī)律。

試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)包括3.2 m 高的支架、鋼材制作的導(dǎo)軌、V 型夾具、試驗(yàn)構(gòu)件、落錘以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。試驗(yàn)參考GB/T 14152?2016 和ASTM D7136，選用多個(gè)質(zhì)量的D90 型落錘和120°夾角鋼制V 型夾具。試驗(yàn)裝置詳見(jiàn)圖35。在落錘與管道接觸位置安裝了加速度傳感器測(cè)量沖擊過(guò)程中落錘的加速度，數(shù)據(jù)采集頻率為20 kHz。對(duì)加速度曲線進(jìn)行二次積分，得到管道在沖擊荷載作用過(guò)程中的豎向位移。

圖35 ABR 管道沖擊試驗(yàn)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(yàn)時(shí)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(shí)體單元，利用速度場(chǎng)定義初始沖擊速度。管道材料本構(gòu)使用各向同性線性強(qiáng)化本構(gòu)，基座采用鋼材的雙折線本構(gòu)模型。選用10 mm，沖擊接觸區(qū)域網(wǎng)格細(xì)分尺寸選用2 mm，共計(jì)646 136 個(gè)單元。錘頭與管道之間采用動(dòng)態(tài)面-面接觸，法向硬接觸，切向使用罰函數(shù)定義摩擦系數(shù)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(shí)程曲線。當(dāng)試件的速度從零加速到接近錘頭的速度時(shí)，沖擊力逐漸增大，在沖擊力達(dá)到峰值時(shí)，試樣和落錘的劇烈振動(dòng)，導(dǎo)致試件和落錘之間的接觸面積迅速變化，表現(xiàn)為沖擊力時(shí)程曲線的波動(dòng)。振動(dòng)結(jié)束后，試件與落錘同時(shí)下移并保持緊密接觸。圖38 為沖擊力-位移時(shí)程曲線，對(duì)比發(fā)現(xiàn)，沖擊能量較小時(shí)，管道彈性變形占比較大。在第一次沖擊過(guò)程中，隨著管道彈性變形的恢復(fù)，落錘出現(xiàn)回彈現(xiàn)象，從而導(dǎo)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(dǎo)致落錘在第一次沖擊過(guò)程中不會(huì)出現(xiàn)回彈現(xiàn)象，管道與落錘脫離發(fā)生在落錘下降過(guò)程中，管道與落錘的脫離導(dǎo)致沖擊力卸載。

圖37 沖擊力-時(shí)程曲線Fig. 37 The time-history curve of impact force

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

由圖37 可知，沖擊力-時(shí)程曲線可分為3 個(gè)階段，依次為彈性階段、彈塑性階段和塑性發(fā)展階段。彈性階段中管道沖擊反力隨著沖擊時(shí)間呈線性增加；彈塑性階段，管道通過(guò)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(qū)域沖擊力依舊增加，并逐漸達(dá)到峰值；塑性發(fā)展階段中，管道材料部分進(jìn)入屈服后的強(qiáng)化段，接觸區(qū)域沖擊力隨著管道變形的增加而減小。落錘質(zhì)量相同時(shí)，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(shí)，管道沖擊力峰值隨著落錘質(zhì)量的增加而增大。

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

圖39 沖擊作用下ABR 管道應(yīng)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(yīng)力集中區(qū)域擴(kuò)大，管道屈服區(qū)域增加，試件沖擊接觸區(qū)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(yùn)動(dòng)一段距離，落錘第一次沖擊過(guò)程至此結(jié)束。在隨后的過(guò)程中，試件彈性應(yīng)變逐漸恢復(fù)，試件接觸區(qū)域變形先增加后減小，再次與落錘接觸，后續(xù)過(guò)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(shí)，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(xiàn)局部凹陷并迅速向周圍擴(kuò)展。沖擊至1.35 ms 時(shí)，管頂上表面整體隨沖擊過(guò)程的進(jìn)行，向下運(yùn)動(dòng)。在之后的過(guò)程中，試件與落錘同步下降。在2.15 ms 時(shí)，隨著接觸區(qū)域的應(yīng)力不斷傳遞，管道應(yīng)力發(fā)展達(dá)到極限，試件沖擊反力達(dá)到峰值。在之后的過(guò)程中，雖然落錘及管道沖擊區(qū)域依舊向下運(yùn)動(dòng)，但是隨著能量的耗散和應(yīng)力的傳遞，管頂上表面的應(yīng)力逐漸減小，表現(xiàn)為沖擊力-時(shí)程曲線的卸載。直至落錘與管道發(fā)生脫離，管道應(yīng)力呈條帶型分布，在管頂和腰部出現(xiàn)較大的應(yīng)力區(qū)域。

通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，試件在沖擊瞬間受到很大的沖擊能量，應(yīng)變?cè)诃h(huán)向出現(xiàn)明顯的傳遞現(xiàn)象，距離沖擊接觸點(diǎn)較遠(yuǎn)位置應(yīng)變峰值出現(xiàn)時(shí)刻延后于較近位置。有限元結(jié)果表明：所有試件在受到?jīng)_擊荷載作用時(shí)的破壞形態(tài)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(qū)域內(nèi)、外面均出現(xiàn)塑性區(qū)域。隨著落錘質(zhì)量和高度的增加，管頂外表面塑性區(qū)域增加。高度為0.25 m、0.5 m 的試件管頂接觸區(qū)域內(nèi)表面未出現(xiàn)塑性應(yīng)變；高度為1.0 m 的試件中，M1-H3 試件管頂接觸區(qū)域內(nèi)表面未出現(xiàn)塑性應(yīng)變，其余試件管頂接觸區(qū)域內(nèi)表面出現(xiàn)塑性應(yīng)變；高度為1.5 m、2.0 m的試件管頂接觸區(qū)域內(nèi)表面均出現(xiàn)塑性應(yīng)變。落錘沖擊在管道上，使接觸部分及周邊的局部區(qū)域產(chǎn)生了較大的損傷。在沖擊能量水平較小時(shí)，沖擊能量沿管道軸向、縱向和環(huán)向傳遞，并逐漸傳遞至基礎(chǔ)，由管道自身的振動(dòng)耗散，管道產(chǎn)生塑性區(qū)域較小，且未能使沖擊接觸區(qū)域管道內(nèi)側(cè)產(chǎn)生損傷。隨著沖擊能量水平的提高，接觸區(qū)域的損傷沿縱向、環(huán)向發(fā)展較快，同時(shí)向管道內(nèi)部發(fā)展，塑性區(qū)域逐漸發(fā)展至管道內(nèi)表面。

圖40 沖擊接觸區(qū)域外表面塑性應(yīng)變Fig. 40 Plastic strain in the outer surface of impact contact area

圖41 沖擊接觸區(qū)域內(nèi)表面塑性應(yīng)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?jīng)_擊后的有限元模擬沖擊力-時(shí)程曲線結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果?？梢钥闯?，試件有限元模擬得到的沖擊力-時(shí)程曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。在有限元計(jì)算沖擊過(guò)程末尾，沖擊力-時(shí)程曲線與試驗(yàn)略有偏差。管道試件在沖擊試驗(yàn)過(guò)程中經(jīng)歷了極其劇烈和快速的振動(dòng)，在理想邊界條件下的有限元模型無(wú)法還原試驗(yàn)過(guò)程中邊界條件的變化。這也同時(shí)造成了有限元模擬結(jié)果中沖擊時(shí)長(zhǎng)與試驗(yàn)存在一定誤差。

圖42 有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)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(shí)間等指標(biāo)的對(duì)比。隨著落錘質(zhì)量的增加，有限元計(jì)算結(jié)果中沖擊反力峰值隨之增加，沖擊力峰值、沖擊時(shí)間與試驗(yàn)結(jié)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(dòng)力響應(yīng)。

表3 有限元計(jì)算結(jié)果Table 3 Summary of simulation results

3.2 土體塌陷作用下埋地管道安全評(píng)價(jià)試驗(yàn)研究

由于長(zhǎng)距離輸水管道周圍環(huán)境復(fù)雜，地理?xiàng)l件多樣，不可避免地會(huì)遇到各種各樣的地質(zhì)災(zāi)害區(qū)，將會(huì)給管道的長(zhǎng)期安全運(yùn)行構(gòu)成嚴(yán)重威脅。在地質(zhì)災(zāi)害作用下，管道下方的土層下陷或流失會(huì)造成管道懸空，從而可能引發(fā)管道失效，直接影響了管道安全運(yùn)營(yíng)[48?51]。為了評(píng)價(jià)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(yàn)研究。

場(chǎng)地沉陷作用下PVC 管的變形是通過(guò)建立管線－土箱試驗(yàn)來(lái)實(shí)現(xiàn)，如圖43 所示。試驗(yàn)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(yīng)變傳感器監(jiān)測(cè)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(xiàn)場(chǎng)，回填土不均勻系數(shù)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(huán)向均勻布置4 個(gè)串聯(lián)的FBG 應(yīng)變傳感器，在管道正下方土體中埋設(shè)了一串FBG 應(yīng)變傳感器(平面A-A)，串聯(lián)了6 個(gè)柵長(zhǎng)為100 mm，直徑為10 mm的光柵。在試驗(yàn)過(guò)程中，利用氣囊排氣來(lái)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(gè)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(shè)管道，靜置2 h 后開始試驗(yàn)。土體塌陷前后管截面變形如圖44 所示。

圖43 管道塌陷試驗(yàn)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(guò)程中管底應(yīng)變的變化?？梢钥闯?，土體的變形可以分為三個(gè)階段：應(yīng)力重分布階段、土體塌陷階段和土體穩(wěn)定階段。

圖45 土體塌陷過(guò)程中管底應(yīng)變Fig. 45 Strain at the bottom of the pipe during soil collapse

當(dāng)剛開始塌陷時(shí)，即t=0 min～2 min 時(shí)，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(shí)間內(nèi)急劇排出，氣囊對(duì)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(méi)有在第一時(shí)間填補(bǔ)氣囊凹陷造成的空洞。因此，在最初的2 min 內(nèi)，土體發(fā)生了應(yīng)力重分布，但土體變形很小，相應(yīng)的FBG 數(shù)值也非常小，該現(xiàn)象可以用土拱效應(yīng)解釋，由于土體變形尚未傳遞到土箱邊緣，導(dǎo)致土箱邊緣的1#和6#傳感器讀數(shù)也很小。

當(dāng)t=2 min～27 min 時(shí)，隨著塌陷范圍的急劇擴(kuò)展，管道下方的土體發(fā)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(shí)候，在土體上表面觀察到長(zhǎng)度為30 cm、深度為10 cm 的楔形塌陷區(qū)，其體積約氣囊體積的1/5。這是由于土體運(yùn)動(dòng)后相較于初始狀態(tài)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(fā)現(xiàn)，管道下方的6 個(gè)FBG 傳感器測(cè)值在這一階段均有明顯的變化。1#和6#是對(duì)稱分布在靠近模型箱側(cè)壁的兩個(gè)傳感器，這兩個(gè)傳感器的應(yīng)變示數(shù)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(tài)。土體在土箱邊緣的拉伸變形表明：土體塌陷的時(shí)間持續(xù)了25 min，隨后土體進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài)。隨著氣囊的不斷排氣，土體進(jìn)一步垮塌，布設(shè)在氣囊正上方的傳感器2#、3#、4#和5#均顯示了先負(fù)后正的發(fā)展趨勢(shì)。這是由于管道的存在，管側(cè)的土體向氣囊方向滑移造成了光纖局部受壓。但這種短時(shí)的局部受壓現(xiàn)象很快隨著土體的進(jìn)一步運(yùn)動(dòng)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(cè)到了很大的拉應(yīng)變。3#、4#傳感器的監(jiān)測(cè)數(shù)值很快就從負(fù)轉(zhuǎn)為正，而2#、5#傳感器的轉(zhuǎn)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(shí)間的推移，土體趨于穩(wěn)定。

當(dāng)時(shí)間在t=27 min～35 min 的階段可稱為塌陷后的穩(wěn)定階段。在此階段內(nèi)FBG 傳感器的監(jiān)測(cè)值趨于穩(wěn)定，且FBG 拉應(yīng)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(shù)據(jù)應(yīng)一致，但是由于塌陷情況下周邊土體應(yīng)變場(chǎng)的復(fù)雜性，土體應(yīng)變的分布有一定偏差。

圖46 是塌陷過(guò)程中埋地管道外壁的應(yīng)變監(jiān)測(cè)結(jié)果。試驗(yàn)結(jié)果表明，管體受力有如下的規(guī)律：

圖46 土體塌陷過(guò)程中管壁應(yīng)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(cè)壁上的FBG 應(yīng)變值開始接近于零，但在2 min～4 min 內(nèi)急劇增大，并進(jìn)入快速變形階段，此時(shí)土體的塌陷剛剛緩和。隨后，所有傳感器的應(yīng)變絕對(duì)值總體上呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)，而在完全塌陷后的穩(wěn)定階段，管體應(yīng)變絕對(duì)值略有減小。這說(shuō)明土體塌陷引起的應(yīng)力擴(kuò)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(yàn)過(guò)程中，管道外壁頂、底側(cè)處于受拉狀態(tài)，而在左、右兩側(cè)處于受壓狀態(tài)。這說(shuō)明在土體塌陷作用下，管道上方土體的部分重量被轉(zhuǎn)移到管側(cè)土體，使得管道環(huán)向發(fā)生較大的應(yīng)力調(diào)整。從圖45 中可以看到，管底的應(yīng)變明顯大于管頂，其最大值超過(guò)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(xiàn)明顯增大的拉應(yīng)變。

試驗(yàn)結(jié)果顯示，不管是土中埋設(shè)的FBG 還是管道上粘貼的FBG，光纖傳感器均可以實(shí)時(shí)地捕捉到由于地下塌陷而造成的突發(fā)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(huán)向變形可以用于計(jì)算管道任意一點(diǎn)的彎矩，進(jìn)而可以通過(guò)FBG 傳感器實(shí)時(shí)獲取管壁任意一點(diǎn)的彎矩。從FBG 應(yīng)變值可以看出，在土體發(fā)生塌陷時(shí)，管道整體呈現(xiàn)“橢圓形”變化趨勢(shì)，這是由土體在管壁上實(shí)現(xiàn)應(yīng)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(tài)下，可以認(rèn)為Δx=Δy=Δ，通過(guò)曲率計(jì)算，可以得出管道上任意一點(diǎn)的彎矩表達(dá)式為：

按照式(1)和式(2)計(jì)算得到不同管徑的管道沿周向的彎矩圖隨應(yīng)變數(shù)據(jù)的變化如圖47 所示。

圖47 不同管徑的PVC 管環(huán)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(píng)價(jià)模擬研究

滑坡是一種常見(jiàn)的地質(zhì)災(zāi)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?；伦饔孟鹿艿朗欠襁M(jìn)入極限狀態(tài)，以及極限狀態(tài)下管道能否繼續(xù)運(yùn)營(yíng)需要依據(jù)相應(yīng)的安全評(píng)價(jià)準(zhǔn)則進(jìn)行評(píng)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(shù)值計(jì)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(shí)，假定滑坡體與滑坡床土體性質(zhì)相同，土體采用Mohr-Coulomb 本構(gòu)，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(gòu)，彈性模量為3000 MPa，屈服強(qiáng)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(wǎng)格劃分Fig. 49 Pipe-slope meshing

圖50 為不同管道埋深的邊坡塑性區(qū)分布云圖，當(dāng)管道埋置深度較淺時(shí)，距離邊坡滑動(dòng)面仍有一定安全距離，邊坡-管道系統(tǒng)穩(wěn)定性不變，安全系數(shù)為1.10，不存在滑坡的風(fēng)險(xiǎn)；當(dāng)管道埋置深度增加，向滑動(dòng)面接近，安全系數(shù)減小，出現(xiàn)滑坡的風(fēng)險(xiǎn)，直至穿過(guò)滑動(dòng)面，安全系數(shù)開始增大。由于管道的存在，使均質(zhì)的土體中產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，隨著管道埋深的增加，管道出現(xiàn)在邊坡的滑動(dòng)面附近時(shí)，塑性區(qū)向管道發(fā)展，并產(chǎn)生多個(gè)潛在的滑動(dòng)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(qū)分布云圖。由圖51 可以看出，當(dāng)管道直徑較小時(shí)，不會(huì)對(duì)邊坡的應(yīng)力傳遞產(chǎn)生明顯的影響，管道-邊坡系統(tǒng)的塑性區(qū)向管道發(fā)展的同時(shí)，沿管道向土體內(nèi)部產(chǎn)生新的塑性區(qū)。系統(tǒng)存在管道基礎(chǔ)失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn)。圖52 給出了不同邊坡傾角的邊坡塑性區(qū)分布?？梢钥闯?，隨著邊坡傾角的增大，邊坡塑性區(qū)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(duì)于邊坡安全系數(shù)的影響規(guī)律。

圖50 不同管道埋深的邊坡塑性區(qū)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(qū)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(qū)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(shù)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(shù)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(shù)Fig. 55 Slope safety factor for different slope inclinations

如圖56 所示，以5 m 埋深下管道的應(yīng)力發(fā)展為例，在自重作用下，不考慮管道內(nèi)壓荷載工況，管道主要承受土體荷載產(chǎn)生的外壓作用，管道內(nèi)部產(chǎn)生最大為0.954 MPa 的壓應(yīng)力。當(dāng)因?yàn)橥馏w強(qiáng)度折減而發(fā)生滑坡時(shí)，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(yīng)力為4.547 MPa，腰部的外表面以受拉為主，最大拉應(yīng)力為2.940 MPa，拉壓轉(zhuǎn)換位置分別在60°、135°、224°和309°；管道頂部和底部的內(nèi)表面以受拉為主，最大拉應(yīng)力為3.835 MPa，腰部的內(nèi)表面以受壓為主，最大壓應(yīng)力為4.722 MPa，拉亞轉(zhuǎn)換位置分別在35°、145°、215°、319°。

圖56 5 m 埋深下管道應(yīng)力Fig. 56 Pipe stress at 5 m burial depth

圖57 和圖58 分別給出了邊坡滑動(dòng)時(shí)管道內(nèi)外表面Mises 應(yīng)力。在埋置深度為2 m 時(shí)，管道內(nèi)外表面均為受壓，內(nèi)表面最大壓應(yīng)力為0.402 MPa，外表面最大壓應(yīng)力為0.384 MPa，邊坡滑動(dòng)面位于管道位置下方，且滑坡對(duì)管道的受力沒(méi)有明顯影響。隨著埋置深度的增加，管道接近滑動(dòng)面，滑坡時(shí)產(chǎn)生的豎向土壓力方向逐漸沿順時(shí)針偏轉(zhuǎn)，造成管道的受力不均。在管道埋置深度超過(guò)滑動(dòng)面位置后，管道受力再次向均勻發(fā)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(chǎn)生的荷載。

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

圖58 不同埋深管道內(nèi)表面應(yīng)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(dāng)邊坡傾角為30°和35°時(shí)，管道內(nèi)外表面的應(yīng)力分布形狀為“8”字型，外表面的環(huán)向應(yīng)力在管頂和管底出現(xiàn)壓應(yīng)力峰值，分別為7.864 MPa、6.675 MPa，在腰部出現(xiàn)拉應(yīng)力峰值，分別為6.176 MPa、4.967 MPa；內(nèi)表面的環(huán)向應(yīng)力在腰部出現(xiàn)壓應(yīng)力峰值，分別為8.795 MPa、7.276 MPa，在頂部和底部出現(xiàn)拉應(yīng)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(huán)向應(yīng)力逐漸分布均勻，內(nèi)外應(yīng)力峰值逐漸減小，在邊坡傾角為55°時(shí)，管道的環(huán)向應(yīng)力達(dá)到最小值，此時(shí)外表面壓應(yīng)力峰值為1.788 MPa，拉應(yīng)力峰值為0.702 MPa，內(nèi)表面壓應(yīng)力峰值為1.924 MPa，拉應(yīng)力峰值為0.936 MPa。隨著邊坡傾角繼續(xù)增加，管道的環(huán)向應(yīng)力開始逐漸增大。

圖59 不同邊坡傾角管道外表面應(yīng)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(nèi)表面應(yīng)力Fig. 60 Stresses on the outer surface of pipes with different slope inclinations

3.4 地質(zhì)斷層作用下埋地管道安全評(píng)價(jià)模擬研究

地震引起的地質(zhì)斷層對(duì)埋地PVC 管道的破壞將會(huì)對(duì)社會(huì)經(jīng)濟(jì)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(chǎng)地類型等參數(shù)下埋地管道的力學(xué)行為，并分析了它們對(duì)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(shù)值計(jì)算模型，模型寬度11.00 m、高度11.00 m、長(zhǎng)度18.00 m。斷層土體采用Mohr-Coulomb 本構(gòu)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(gòu)，彈性模量為3000.00 MPa，屈服強(qiáng)度為42.00 MPa，泊松比為0.30。

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

圖62 土體網(wǎng)格劃分Fig. 62 Soil meshing

圖63 管道網(wǎng)格劃分Fig. 63 Pipe meshing

如圖64～圖65 所示，通過(guò)計(jì)算斷層豎向錯(cuò)動(dòng)的管道-斷層有限元模型，得到管道在不同斷層錯(cuò)動(dòng)量下的應(yīng)力及變形。通過(guò)有限元計(jì)算結(jié)果可以得出，在斷層錯(cuò)動(dòng)量較小的工況下，管道應(yīng)力較小，且集中在錯(cuò)動(dòng)面附近；隨著斷層錯(cuò)動(dòng)量的增加，管道應(yīng)力區(qū)域逐漸由錯(cuò)動(dòng)面向管道兩端擴(kuò)展，在斷層錯(cuò)動(dòng)量為281.10 mm 時(shí)，管道變形的拐點(diǎn)截面應(yīng)力發(fā)展基本與中間截面一致，隨著斷層錯(cuò)動(dòng)量的增加，管道應(yīng)力沿管道軸向發(fā)展速度減慢，管道應(yīng)力增長(zhǎng)速度增加。

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

圖65 管道變形拐點(diǎn)截面應(yīng)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(diǎn)截面在斷層錯(cuò)動(dòng)量為120.60 mm、 281.10 mm、 462.60 mm、690.00 mm、1006.00 mm 工況下的應(yīng)力如圖66 所示。在斷層錯(cuò)動(dòng)量為120.60 mm 時(shí)，管道中間截面應(yīng)力分布呈橢圓形，管道腰部應(yīng)力較大，頂、底部應(yīng)力較??；管道變形拐點(diǎn)截面頂、底部應(yīng)力較大，腰部應(yīng)力較小。隨著錯(cuò)動(dòng)量的增加，管道中間截面的頂部應(yīng)力增長(zhǎng)較小，底部應(yīng)力略有增加，腰部應(yīng)力增長(zhǎng)迅速；管道變形拐點(diǎn)截面腰部應(yīng)力增長(zhǎng)緩慢，頂、底部應(yīng)力迅速增長(zhǎng)并達(dá)到屈服應(yīng)力42.00 MPa。

圖66 不同斷層錯(cuò)動(dòng)量的管道應(yīng)力云圖Fig. 66 Pipe stresses with different fault dislocation momentum

4 管線工程“智能監(jiān)測(cè)-病害診斷-搶險(xiǎn)修復(fù)”成套技術(shù)

4.1 基于光纖傳感技術(shù)的管道健康監(jiān)測(cè)試驗(yàn)研究

管道工程具有目標(biāo)距離長(zhǎng)、掩埋深度高、事故影響大等特點(diǎn)，其病害具有隱蔽和緩慢特性。與傳統(tǒng)方法(電阻應(yīng)變片、夾式引伸計(jì))或數(shù)字圖像相關(guān)和聲發(fā)射等其他監(jiān)測(cè)設(shè)備相比，光纖傳感器具有具有監(jiān)測(cè)距離長(zhǎng)、靈敏度高、適應(yīng)性強(qiáng)、耐腐蝕、抗電磁干擾且長(zhǎng)期穩(wěn)定的優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于復(fù)雜惡劣的條件下管線工程災(zāi)病監(jiān)測(cè)中[57?60]。近年來(lái)，學(xué)者使用的光纖管道監(jiān)測(cè)技術(shù)有：準(zhǔn)分布式傳感的光纖布拉格光柵(FBG)技術(shù)、基于分布式光纖傳感技術(shù)的瑞利散射光時(shí)域反射(OTDR)技術(shù)、布里淵光時(shí)域反射(BOTDR)技術(shù)、布里淵光時(shí)域分析(BOTDA)技術(shù)和脈沖預(yù)抽運(yùn)布里淵光時(shí)域分析(DPP-BOTDA)技術(shù)。為此，利用準(zhǔn)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(jiān)測(cè)試驗(yàn)研究。

1) PVC 管道變形光纖光柵監(jiān)測(cè)試驗(yàn)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(jiān)測(cè)試驗(yàn)。在橫向壓扁試驗(yàn)中，在管道內(nèi)壁沿環(huán)向均勻布置FBG 串，管道的內(nèi)壁共設(shè)置4×6 個(gè)測(cè)點(diǎn)，管道內(nèi)部管頂豎向布置一個(gè)位移計(jì)。在縱向壓扁試驗(yàn)中，設(shè)置FBG串6×6 個(gè)測(cè)點(diǎn)，其中2 串在管道內(nèi)壁頂部，2 串在管道內(nèi)壁底部，2 串在管道內(nèi)壁腰部。試驗(yàn)采用20 mm/min 的加載速度進(jìn)行加載，F(xiàn)BG 的采集頻率設(shè)置為1 s 采集一次。

圖67 管道橫向壓扁試驗(yàn)與監(jiān)測(cè)布置Fig. 67 Pipe transverse flattening test and monitoring layout

圖68 管道縱向壓扁試驗(yàn)與監(jiān)測(cè)布置Fig. 68 Pipe longitudinal flattening test and monitoring layout

橫向壓扁試驗(yàn)中1#～6#FBG 傳感器的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)如圖69 所示。由于FBG 光柵串的最大可監(jiān)測(cè)微應(yīng)變?yōu)?500，扣除安裝應(yīng)變后，得到監(jiān)測(cè)PVC 管壓扁過(guò)程中的最初變形。可以看出：壓扁實(shí)驗(yàn)中，PVC 管在縱向和橫向上的初始變形基本對(duì)稱；縱向壓扁試驗(yàn)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(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)如圖70 和圖71 所示。由圖70 和圖71 可知，1#～6#和7#～12#數(shù)據(jù)趨勢(shì)基本一致，但3#傳感器數(shù)據(jù)因壓扁區(qū)域附近管道發(fā)生屈曲，因此，3#的數(shù)據(jù)與跨中位置的數(shù)據(jù)相反。

圖69 橫向壓扁試驗(yàn)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)Fig. 69 Pipe transverse flattening test monitoring data

圖70 縱向壓扁試驗(yàn)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)(1#～6#)Fig. 70 Longitudinal flattening test monitoring data (1#～6#)

圖71 縱向壓扁試驗(yàn)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)(7#～12#)Fig. 71 Longitudinal flattening test monitoring data (7#～12#)

2) PVC 管道懸空變形光纖光柵監(jiān)測(cè)試驗(yàn)研究

如圖72 所示，本試驗(yàn)采用PVC-UH 管進(jìn)行懸空試驗(yàn)，試驗(yàn)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(jiǎn)支。管道跨中上表面豎向布置一個(gè)位移計(jì)，用于測(cè)量管道跨中位移，下表面布置一串光柵串，共10 個(gè)測(cè)點(diǎn)，各測(cè)點(diǎn)均勻布置，間距均為1 m，如圖72 所示。管道架設(shè)后，迅速測(cè)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(guò)1 h 測(cè)量一次管體全軸向撓度，24 h 后變?yōu)槊扛? 個(gè)自然日測(cè)量一次。FBG 解調(diào)儀采用每分鐘測(cè)量1 次的方式，在接下來(lái)的1 周內(nèi)進(jìn)行不間斷采集。

圖72 管道懸空試驗(yàn)與監(jiān)測(cè)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(tài)下發(fā)生自由彎曲，其跨中撓度隨懸空時(shí)間的增加而急劇增加，且在前24 h 內(nèi)增加明顯。后7 d 內(nèi)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(gè)管體在剛處于懸空狀態(tài)時(shí)(初始狀態(tài))，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(nèi)的撓度呈兩邊線性、跨中平緩的趨勢(shì)。其中，0 m～4 m 的管段僅發(fā)生轉(zhuǎn)角位移，而4 m～6 m 的管段發(fā)生彎曲位移，這是因?yàn)楣芏味瞬康募s束是鉸支，而兩段管道的接口具備一定強(qiáng)度。管道接口因跨中彎矩的作用而發(fā)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(guān)，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(yīng)力在跨中越集中。為了保證懸空管道的穩(wěn)定性，必須提高管道接口的彎曲剛度，可以通過(guò)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(lái)實(shí)現(xiàn)。

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(cè)與漏損智能識(shí)別定位研究

目前輸水管網(wǎng)系統(tǒng)由于管道破裂、接口錯(cuò)動(dòng)等造成的漏損比例達(dá)15%～20%，遠(yuǎn)遠(yuǎn)達(dá)不到《城市供水管網(wǎng)漏損控制及評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)》(CJJ 92?2016)中的規(guī)定，管網(wǎng)漏損嚴(yán)重造成資源浪費(fèi)又容易引起路面塌陷等次生災(zāi)害。已有的管網(wǎng)漏損識(shí)別技術(shù)可分為3 類：1)檢測(cè)識(shí)別類方法。檢測(cè)識(shí)別類方法采用直接觀察或技術(shù)類手段，通過(guò)對(duì)管線周邊環(huán)境或管道壁面直接檢測(cè)發(fā)現(xiàn)漏損情況，這類檢測(cè)方法包括：噪聲法、聽音法、壓力法、管道內(nèi)窺法、探地雷達(dá)法、地表溫度測(cè)量法及氣體示蹤法等；2)監(jiān)測(cè)分析類方法。監(jiān)測(cè)分析類方法以SCADA日常監(jiān)控為基礎(chǔ)，針對(duì)濾波、頻率、聲速等監(jiān)控指標(biāo)，進(jìn)行時(shí)域、頻域或時(shí)頻域水力模型分析，發(fā)現(xiàn)管網(wǎng)漏損情況；3)數(shù)據(jù)分析類方法。數(shù)據(jù)分析類方法不依賴水力模型，僅通過(guò)流量和壓力等常規(guī)測(cè)量數(shù)據(jù)的分析發(fā)現(xiàn)流量異常。數(shù)據(jù)分析方法由于不依賴復(fù)雜環(huán)境和裝備，相對(duì)門檻較低。近年的研究領(lǐng)域幾乎涉及線性回歸模型、時(shí)序分析模型、灰度模型、系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型、神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)、深度學(xué)習(xí)等適合時(shí)序數(shù)據(jù)預(yù)測(cè)各個(gè)類別[61]。

檢測(cè)識(shí)別類方法只能用于日常巡檢或事后診斷類手段，不能及時(shí)發(fā)現(xiàn)，且大規(guī)模檢查需大量人工，時(shí)效性和經(jīng)濟(jì)性均不理想；監(jiān)測(cè)分析類方法具有良好的實(shí)時(shí)性和準(zhǔn)確度，但依賴大量智能感知設(shè)備，施工難度和投資巨大，很難覆蓋到老、舊管線；數(shù)據(jù)分析類手段不需監(jiān)控感知設(shè)備的支持，且具有一定的時(shí)效性，但此類方法不涉及到管網(wǎng)的水力分析，不能對(duì)管網(wǎng)漏損的區(qū)域位置進(jìn)行有效識(shí)別，且監(jiān)測(cè)效果嚴(yán)重依賴于管網(wǎng)中壓力或流量歷史監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)質(zhì)量，準(zhǔn)確度不易保障。

到目前為止，發(fā)現(xiàn)管道病害，改善管網(wǎng)漏損比例偏高的現(xiàn)狀迫在眉睫，但還未有行之有效的方法精確診斷管網(wǎng)病害與漏損點(diǎn)。為此，團(tuán)隊(duì)研發(fā)了新型管道內(nèi)檢測(cè)設(shè)備—“諦聽”機(jī)器人。結(jié)合“諦聽”機(jī)器人與YOLO(You Only Look Once)人工智能算法模型，基于工程現(xiàn)場(chǎng)內(nèi)缺陷管道檢測(cè)圖像，合理劃分缺陷類別，對(duì)缺陷管道檢測(cè)圖像進(jìn)行識(shí)別，利用labelimg 軟件對(duì)圖像進(jìn)行標(biāo)注和預(yù)處理形成數(shù)據(jù)集，利用YOLOX 人工智能算法模型對(duì)其進(jìn)行訓(xùn)練與算法優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)了大口徑管道自動(dòng)化檢測(cè)-管道缺陷定位識(shí)別與智能診斷一體化。該方法極大的節(jié)省了管道檢測(cè)作業(yè)量，解決了大口徑PVC 管道工程缺乏高效精確的管道缺陷識(shí)別定位方法的難題，該項(xiàng)技術(shù)同樣適用于其他材質(zhì)管道工程的檢測(cè)。

與傳統(tǒng)技術(shù)和產(chǎn)品相比，“諦聽”機(jī)器人采用內(nèi)檢測(cè)的方式，可在管道正常輸運(yùn)的情況下進(jìn)入的管道內(nèi)部，精準(zhǔn)檢測(cè)管道內(nèi)部包括微小泄漏在內(nèi)的各類管道異常，從根本上解決了過(guò)往漏水點(diǎn)檢測(cè)遺漏多、異常定位誤差大、無(wú)法檢測(cè)氣囊、管內(nèi)腐蝕及淤積等問(wèn)題，是目前技術(shù)最先進(jìn)、檢測(cè)最精準(zhǔn)、適用性最廣泛的供水管道檢測(cè)技術(shù)和產(chǎn)品。

諦聽管道檢測(cè)機(jī)器人搭載了高靈敏度水聽器、高清攝像單元、高精度信標(biāo)(定位)單元及9 軸(重力加速度、陀螺儀、磁力計(jì))傳感器，可有效檢測(cè)微小泄漏、管道破損、管道瘤、氣包氣囊、管內(nèi)雜質(zhì)(砂石、雜物)淤積等多種異常情況，并可實(shí)時(shí)地通過(guò)尾部連接的光電復(fù)合纜將檢測(cè)情況傳回地面控制單元。諦聽供水管道檢測(cè)機(jī)器人可達(dá)到6 km 的超長(zhǎng)檢測(cè)距離，采用米標(biāo)加信標(biāo)雙重定位手段，地面定位精度達(dá)到1 m 以內(nèi)，實(shí)現(xiàn)了不同口徑、不同材質(zhì)管道在各種工作環(huán)境(可滿足1 MPa水壓條件)下的內(nèi)缺陷檢測(cè)，可實(shí)現(xiàn)異常位置的精準(zhǔn)定位。

在實(shí)際工程中，除了準(zhǔn)確識(shí)別管道病害外，還需確定病害所處位置，即定位檢測(cè)。為此，提出了基于YOLO 算法的“諦聽”機(jī)器人病害圖像定位方法。圖74 給出了YOLOX 的網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)圖。傳統(tǒng)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)算法在進(jìn)行圖像定位識(shí)別時(shí)，需要設(shè)計(jì)多個(gè)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)來(lái)執(zhí)行這個(gè)任務(wù)，運(yùn)行緩慢，很難優(yōu)化，因?yàn)槊總€(gè)單獨(dú)的組件都必須單獨(dú)訓(xùn)練。而YOLOX 作為最新提出的YOLO算法的變種，綜合了YOLO 系列網(wǎng)絡(luò)優(yōu)點(diǎn)，擺脫先驗(yàn)框約束，只用一個(gè)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)就實(shí)現(xiàn)數(shù)據(jù)訓(xùn)練和管道病害智能識(shí)別[62?64]。

圖74 YOLOX 的網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)圖Fig. 74 YOLOX network structure diagram

YOLO 算法經(jīng)過(guò)前人不斷的優(yōu)化，已經(jīng)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(wǎng)絡(luò)優(yōu)點(diǎn)，使用YOLO v4 的特征提取網(wǎng)絡(luò)CSPDarknet 架構(gòu)，引入YOLO v5 的Focus 通道增廣技術(shù)，運(yùn)用Mosaic 數(shù)據(jù)增強(qiáng)，創(chuàng)新的加入解耦預(yù)測(cè)頭和SimOTA 動(dòng)態(tài)正樣本匹配方法。對(duì)于業(yè)界使用最廣泛的檢測(cè)器之一YOLO 算法，在COCO 測(cè)試集上將其提升到47.3% AP，優(yōu)于當(dāng)前最佳實(shí)踐3.0% AP。

基于YOLO 的“諦聽”機(jī)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(guò)新型諦聽機(jī)器人設(shè)備對(duì)管道內(nèi)部缺陷進(jìn)行拍攝，管道內(nèi)部缺陷圖像如圖77 所示，進(jìn)而得到所需訓(xùn)練集、測(cè)試集和驗(yàn)證集數(shù)據(jù)；

圖75 諦聽管道檢測(cè)機(jī)器人Fig. 75 Listening pipeline inspection robot

圖76 管道機(jī)器人現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)Fig. 76 Pipeline robot field operation

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

2)采用Mosaic 數(shù)據(jù)增強(qiáng)方法對(duì)獲得的數(shù)據(jù)集進(jìn)行預(yù)處理；

3)優(yōu)化YOLO 算法，對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行聚類分析，確定最優(yōu)錨點(diǎn)；

4)對(duì)搭建的YOLO 算法模型進(jìn)行評(píng)估，包括檢測(cè)速度、測(cè)試精度等，為后續(xù)優(yōu)化工作提供指導(dǎo)。

圖78 給出了優(yōu)化YOLO 算法對(duì)管道內(nèi)部缺陷智能識(shí)別結(jié)果。

圖78 缺陷智能識(shí)別Fig. 78 Defect intelligent identification

4.3 大口徑管線工程搶險(xiǎn)修復(fù)與性能提升

管線工程在運(yùn)營(yíng)過(guò)程中出現(xiàn)滲漏、破裂將直接影響到管線的輸水安全和使用壽命。通過(guò)采取措施提升管線的防滲漏性能，不僅可以確保管線運(yùn)行的穩(wěn)定性，而且對(duì)于降低后續(xù)檢修成本，加快城市經(jīng)濟(jì)發(fā)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(shù)、不銹鋼快速鎖修復(fù)技術(shù)、樹脂固化局部修復(fù)工藝、紫外光固化內(nèi)襯的整體不開挖修復(fù)技術(shù)，實(shí)現(xiàn)大口徑PVC管道的快速修復(fù)和性能提升。

1) Spetec 注漿堵漏加固技術(shù)

針對(duì)管道變形、破裂等缺陷問(wèn)題，提出了一種在役大口徑PVC 管道注漿堵漏加固技術(shù)，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(wěn)固的聚氨酯材料，其遇水迅速反應(yīng)，隨著時(shí)間逐漸穩(wěn)固，耐化學(xué)腐蝕，無(wú)毒、無(wú)溶劑，可適用于富水環(huán)境，主要應(yīng)用于土體穩(wěn)固、堵水、防水以及地下管道注漿[67]。該修復(fù)技術(shù)主要適用于DN150-DN1800 的排水管道的破裂、脫節(jié)、滲漏、輕微變形和輕微錯(cuò)口等缺陷。整個(gè)修復(fù)施工流程綠色環(huán)保，可減少80%的CO2排放量，與傳統(tǒng)修復(fù)技術(shù)相比，可節(jié)約20%經(jīng)濟(jì)成本，實(shí)現(xiàn)了管道周圍土體塌陷及管道局部變形缺陷的綠色經(jīng)濟(jì)、高效安全修復(fù)。

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(fù)技術(shù)

針對(duì)管道接口處有滲漏等點(diǎn)狀缺陷修復(fù)時(shí)施工工藝復(fù)雜、成本高、修復(fù)過(guò)程不環(huán)保的問(wèn)題，提出了一種在役大口徑PVC 管道局部樹脂固化修復(fù)技術(shù)，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(fù)示意圖。該技術(shù)是一種基于玻璃纖維的管道局部缺陷修復(fù)技術(shù)，施工效率高，從樹脂混合到玻璃纖維局部?jī)?nèi)襯修復(fù)在1 h～2 h 內(nèi)完成，完成后可通過(guò)管道機(jī)器人實(shí)時(shí)監(jiān)控，可控性強(qiáng)，安全性高[68]。與其他方法相比，該技術(shù)綠色環(huán)保，不堵塞交通，使管道修復(fù)施工的形象大為改觀。固化后樹脂強(qiáng)度大，外表美觀，具有50 年使用壽命，實(shí)現(xiàn)了管道局部細(xì)小缺陷快速可控修復(fù)。

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

3)不銹鋼快速鎖修復(fù)技術(shù)

針對(duì)管道破裂問(wèn)題，提出了一種在役大口徑PVC 管道不銹鋼快速鎖修復(fù)技術(shù)，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(shù)利用專用不銹鋼片拼接成環(huán)，將橡膠圈擠壓到原管道缺陷部位后固定形成內(nèi)襯，適用于管道任意部分密封段，承壓能力好，施工時(shí)間短，安裝定位修復(fù)完成通常在1 h 內(nèi)可完成。當(dāng)缺陷長(zhǎng)度較長(zhǎng)時(shí)，還可進(jìn)行連續(xù)修復(fù)，達(dá)到了封堵額外支線接口的目的，避免了管道內(nèi)生長(zhǎng)植物根系再次侵入，實(shí)現(xiàn)了管道缺陷連續(xù)、快速、高效修復(fù)。

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

4)紫外光固化內(nèi)襯修復(fù)技術(shù)

針對(duì)管道整體修復(fù)時(shí)容易對(duì)周圍環(huán)境造成影響、效率低、質(zhì)量不易保障的問(wèn)題，提出了一種在役大口徑PVC 管道紫外光固化內(nèi)襯修復(fù)技術(shù)，有效提升了管道結(jié)構(gòu)整體性能和施工安全性。如圖82 所示，該技術(shù)利用外層涂有聚合物涂層的玻纖軟管與聚酯樹脂或環(huán)氧樹脂浸漬，然后，將紫外線固化玻纖軟管拖拉進(jìn)入管道。一旦內(nèi)襯全部安裝到主管道里，用紫外線加熱，使樹脂發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，開始固化，時(shí)間約4 h～8 h 左右。內(nèi)襯固化后，就會(huì)在原來(lái)的管道里形成一個(gè)新的連續(xù)性的具有全結(jié)構(gòu)性強(qiáng)度的管道。適用于多種口徑(包括大口徑)和多種材質(zhì)管道，具有修復(fù)時(shí)不產(chǎn)生廢水，不污染環(huán)境、綠色環(huán)保、固化速度快(最快可達(dá)1 m/min)等優(yōu)點(diǎn)，增加了管道的整體性，整個(gè)施工過(guò)程可視化，便于質(zhì)量控制，安全性高，修復(fù)用內(nèi)襯管使用年限大于50 年，實(shí)現(xiàn)了管道內(nèi)無(wú)污染高速固化和安全可控非開挖整體性修復(fù)。

圖82 紫外光固化內(nèi)襯修復(fù)Fig. 82 UV curing lining repair

5 結(jié)論

本文圍繞大口徑PVC 管材制造工藝與材料創(chuàng)新、大口徑給水用丙烯酸酯共混聚氯乙烯管材研發(fā)與結(jié)構(gòu)性能評(píng)價(jià)、復(fù)雜運(yùn)營(yíng)環(huán)境下大口徑管線工程安全評(píng)價(jià)、管線工程“智能監(jiān)測(cè)-病害診斷-搶險(xiǎn)修復(fù)”成套技術(shù)等關(guān)鍵技術(shù)，組織優(yōu)勢(shì)科研團(tuán)隊(duì)，產(chǎn)學(xué)研用結(jié)合，持續(xù)10 余年攻關(guān)，取得突破性創(chuàng)新成果有：

(1)研發(fā)了適用于大口徑高性能的PVC 管混配料，優(yōu)選了適合于大口徑PVC 管道的生產(chǎn)模具與工藝，首創(chuàng)了國(guó)內(nèi)唯一直徑1800 mm，長(zhǎng)周期運(yùn)轉(zhuǎn)的大口徑PVC 管全自動(dòng)化生產(chǎn)線，突破了大口徑PVC 管道制造的技術(shù)瓶頸。

(2)研發(fā)了高強(qiáng)、高韌、高抗沖管材新產(chǎn)品：ABR 管；有效解決了PVC 管低溫脆性破裂問(wèn)題。

(3)開展了大口徑ABR 管結(jié)構(gòu)原型試驗(yàn)，系統(tǒng)地揭示了大口徑ABR 管失效機(jī)理，首創(chuàng)了多災(zāi)害條件下大口徑PVC 管道工程安全評(píng)價(jià)理論與方法，填補(bǔ)了目前PVC 管道工程安全風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估手段的不足，實(shí)現(xiàn)了大口徑PVC 管道工程運(yùn)行安全的有效掌控。

(4)研發(fā)了Spetec 注漿堵漏加固技術(shù)、不銹鋼快速鎖修復(fù)技術(shù)、樹脂固化局部修復(fù)工藝、紫外光固化內(nèi)襯的整體不開挖修復(fù)技術(shù)，實(shí)現(xiàn)了大口徑PVC 管道的快速修復(fù)和性能提升。

上述成果主要服務(wù)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(jié)構(gòu)安全保障體系提供了技術(shù)支撐，進(jìn)一步規(guī)范了PVC 管道工程安全管理。該成果已經(jīng)應(yīng)用于成都天府國(guó)際機(jī)場(chǎng)項(xiàng)目、新疆和田遠(yuǎn)距離輸水項(xiàng)目等多個(gè)重大管道工程設(shè)計(jì)和運(yùn)營(yíng)中，產(chǎn)生了巨大經(jīng)濟(jì)、社會(huì)效益，具有廣泛的應(yīng)用前景。