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和整体相关性阈值（White et al.，2003）。如果阈值设定过 在此基础上，假设水平、竖向应力的关系为：
大，则会导致PIV分析无法进行；如果采用过小的阈值，则会引
起较大的测试误差。
式中：v为土体泊松比。
二、管道周边土压力计算方法 若采用表面黏贴式FBG传感器测得埋地管道所受的环向应
对于埋地管道这类柔性环状结构物，假设其在自重应力和 变，则可以反推管道周边的土压力分布。根据弹性力学中的逆
附加应力作用下始终处在弹性变形状态，并发生如图3所示的椭 解法，管周的土压力为：
圆形变形（Klar et al.，2008；Mohamad et al.，2012）。管
道变形后中性轴截距分别记作a、b。根据几何关系可得到图3中
A和B两点的曲率变化量：
由于管道和周边土体之间的相互作用是一类复杂的非线性
接触问题，掌握管周土压力的分布对于实时评估管道安全具有
重要的意义。现有的Marston极限平衡法、弹性理论法和数值模
拟法等均很难精确获得管周土压力，而光纤监测技术为这一难
式中：r m 为管体内外半径的平均值；Δ为管顶发生的竖向 题提供了一种解决途径。
变形量。
三、管—土相互作用模型试验
图 3 Iowa 公式的计算模型
1.试验材料
为了检验上述土压力计算方法的效果，本文开展了多组
管—土相互作用的室内模型试验，并探究了不同管道埋深条件
下管周土体的变形特征。模型试验用土取自南京大学仙林大学
城建筑工地现场。
根据土的工程分类标准（GB/T 50145—2007），该土为级
配不良的细砂，其基本物理性质如表1所示。为了填筑的均匀
性，采用落砂法在模型箱底部先铺上50mm厚的砂土作为垫层，
填砂时控制一定的落高，并分层进行整平压实，以保证填土密
实度一致。在试验开始前，将土样静置2小时，以使内部水分、
应力分布均匀。模型试验中采用的埋地管道为PVC材料，其外径
D为100mm，壁厚t w 为2.5mm，弹性模量E为1.25GPa，管壁环向抗
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管道外壁在 A 和 B 两点的环向应变为： 弯刚度EI l 为8kN/m 。
ε A =t w dk A /2 或 ε B =t w dk B /2 （4）
表 1 试验砂土的物理性质
式中：t w 为管道壁厚。
由式（3）、（4）可知，A和B两点处的环向应变和管顶位
移之间满足如下关系：
图 4 试验设置示意图
在假设管道截面发生小变形的条件下，A和B处的位移绝 2.试验设置
对值相等，即Δx =Δy。根据Iowa公式可得管顶的竖向变形量 模型试验符合二维平面应变条件，其设置如图4所示。试验
为： 中采用的模型箱由亚克力材料和铝合金材料制成，其外部尺寸
为500mm×250mm×500mm。模型全部填筑完成后，在中央放置刚
性铝板作为加载板，其厚度和宽度分别为20mm、100mm。在PVC
式中：D f 为管道变形滞后效应系数；K s 为基床系数；W c 为作 管道外壁的A、B、C、D四点处用环氧树脂黏贴4个串联的FBG传
用在单位管长上的荷载；r为管道外径；EI l 为单位管长的管壁 感器，用于监测管壁的环向应变，其初始波长分别为1528、
环向抗弯刚度；E'为土壤反力模量。 1532、1537、1542nm；在管顶正上方5cm处对称放置5个串联的
因此，管道应变和管顶荷载有如下关系： FBG传感器，用于监测H水平面上土体的线应变，其初始波长分
别为1528、1532、1537、1542、1550nm。以上传感器在试验前
均已经过标定，其平均应变灵敏度系数为820με/nm，应变监测
精度为0.8με。光纤传感器的铺设工艺是模型试验结果是否可靠
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