盧嘉茗，解琳琳，李愛群,，曾德民，楊參天，杜紅凱

(1.北京建筑大學土木與交通工程學院，北京 100044；2.北京建筑大學“工程結(jié)構(gòu)與新材料”北京市高等學校工程研究中心，北京 100044；3.東南大學土木工程學院，南京 210096)

如何保證重要建筑在震后快速恢復功能(即韌性)成為地震工程領(lǐng)域的研究難點和熱點[1－5]。隔震技術(shù)被認為是建設韌性建筑的有效手段，該技術(shù)可有效控制結(jié)構(gòu)層間位移角和樓面絕對加速度，降低上部結(jié)構(gòu)構(gòu)件、非結(jié)構(gòu)構(gòu)件和重要內(nèi)含設備的損傷[6－8]。值得注意的是，隔震層除隔震支座和各類阻尼器外，還具有一類重要關(guān)鍵元件——管道。以醫(yī)療建筑為例，為保障建筑的醫(yī)療功能，需設置自地表向上的醫(yī)療氣體和液體輸送管道，震后管道能否正常工作對于建筑功能和建筑安全均存在重要影響。而隔震建筑的隔震層存在大變形需求，這對管道的變形能力提出了高要求。

震害結(jié)果和已有研究表明[9－11]，傳統(tǒng)剛性連接無法滿足隔震層大變形需求，需采用柔性連接，即柔性管道。該類管道具有較強的變形能力，可適應隔震層的大變形特征，在震后可維持功能。針對柔性管道，Nitta等[12]、Kato等[13]對不同類型的管道連接接頭展開了振動臺試驗研究，驗證U型、W型等柔性管道所采用的大變形伸縮頭等的變形能力；Sorace和 Terenzi[14]通過對隔震結(jié)構(gòu)進行試驗研究和數(shù)值仿真研究，驗證了采用柔性連接接頭可有效保證供水和供氣管道的正常使用。尚慶學和王濤[15]對具有不同密封構(gòu)造和連接方式的5根金屬柔性管道進行了抗震性能試驗研究，初步提出了相應的簡化分析模型和易損性模型。總的來說，目前對于柔性管道抗震性能的研究還相對較少。

2017 年底，行業(yè)標準《建筑隔震柔性管道》[16](下文簡稱為“規(guī)范”)發(fā)布，對典型柔性管道的分類方法、連接方式、關(guān)鍵尺寸和性能試驗方法做出了相關(guān)規(guī)定。柔性管道從安裝形式上分為兩大類：一類豎向安裝；另一類水平安裝。豎向安裝的地震破壞風險相對更大，豎向安裝的柔性管道大多采用金屬柔性管道(下文簡稱“金屬軟管”)，主要適用于給水管、消防管和醫(yī)療氣體管道等。關(guān)于金屬軟管的工程應用和抗震性能研究，目前主要存在以下兩點問題：

1)在工程應用方面。金屬軟管一般未按照規(guī)范要求進行設計，大多未設置對大變形能力至關(guān)重要的彎曲段(如圖1(a)所示)，其抗震性能尤其是大變形能力還有待驗證。

2)在抗震性能研究方面。已有研究[15]試件樣本少，且試件設計和試驗邊界條件等與實際工程還存在一定差別(如試件水平擱置展開試驗)，對于柔性管道的破壞模式、變形能力和承載能力還缺乏較為系統(tǒng)的研究。

針對上述問題，本文以豎向安裝的金屬軟管為研究對象，以公稱內(nèi)徑 DN、管道安裝長度H、管道設計長度L為研究變量，共設計了9組試驗，進行了 27個試件的抗震性能試驗，研究金屬軟管的損傷演化模式、變形能力和承載能力，評價工程中現(xiàn)有金屬軟管方案的安全性，明確各變量取值對其抗震能力的影響規(guī)律。本文的相關(guān)研究成果可為金屬軟管的相關(guān)研究提供重要參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

多層隔震結(jié)構(gòu)最為普遍，該類結(jié)構(gòu)大震隔震層最大位移基本不超過400 mm，因此本文選取規(guī)范中最大允許位移為400 mm的豎向金屬軟管展開試驗研究。匹配不同管道公稱內(nèi)徑，規(guī)范建議了管道的安裝長度和管道設計長度(如圖1所示)，通過控制管道設計長度大于安裝長度形成一彎曲段，保證金屬軟管的大變形能力。

圖1 金屬柔性管道工程實例和試件示意圖Fig.1 Schematic diagram of real engineering practice and test specimens of flexible metal pipes

本試驗考慮不同管道公稱內(nèi)徑影響，選擇公稱內(nèi)徑為40 mm、50 mm和65 mm的三種金屬軟管，其安裝長度取為規(guī)范建議值，每種公稱內(nèi)徑管道考慮三種管道設計長度，共設計了9組試驗，試驗分組編號分別為FP1~FP9。其中FP3、FP6、FP9采用規(guī)范[16]建議的管道設計長度，相應試件下文簡稱為“規(guī)范管”。為考慮試件的離散性，每組均制作了 3個試件，共 27個試件。通過試驗研究影響金屬軟管受力變形特征和損傷破壞模式的關(guān)鍵因素，具體而言：

1)FP1、FP4和FP7。目前大多隔震工程在安裝金屬軟管時均未設置彎曲段(如圖1(a)所示)，即管道設計長度取為安裝長度(如圖1(b)所示)?？紤]到該方案為既有工程常用方案，且與規(guī)范要求存在較大差別，在預期的400 mm變形下可能存在破壞風險，因此本文對其展開研究。

2)FP2、FP5和FP8?！恫y金屬軟管通用技術(shù)條件》[17]規(guī)定金屬軟管加工時長度允許誤差為 0~45 mm，因此實際工程中金屬軟管可能因為加工冗余存在最大長度為45 mm的彎曲段(如圖1(c)所示)。通過該組試驗檢驗既有工程中金屬軟管的安全上限。

3)FP3、FP6和FP9。如上文所述，該組試件管道安裝長度和管道設計長度采用規(guī)范值(如圖1(d)所示)，通過該組試驗明確規(guī)范管能否滿足預期變形需求。

考慮到加工精度存在一定誤差，管道實際長度L0與預期的管道設計長度L會存在一定差異，本研究對各試件實際長度進行測量和記錄。表1匯總了各組試件的公稱內(nèi)徑、安裝長度、管道設計長度和管道實際長度。各試件工作壓強均為規(guī)范[16]推薦的1.6 MPa，該壓強均通過注水加壓實現(xiàn)。

表1 金屬軟管試件主要參數(shù)Table 1 Properties of metal flexible pipes

端部連接鋼管在預期變形下應能保持彈性，避免損傷和震后修復或更換。鑒于既有規(guī)范和相關(guān)研究并未給出端部連接鋼管的設計荷載，本研究偏于保守將管道傳遞的剪力設為100 kN，根據(jù)鋼管高度計算端部彎矩，進行圓鋼管和端部焊縫的彈性設計。借鑒實際工程，連接鋼管和金屬軟管間增加聚四氟乙烯墊片以保證整體氣密性。

1.2 加載和量測方案

試驗加載裝置如圖2所示。管道兩端采用法蘭與鋼管進行連接，上端鋼管與鋼板連接固定作為固定端，下端鋼管與基座連接，基座安裝于水平導軌架上進行滑動模擬管道水平變形，水平作動器與基座相連施加水平推力。加載過程中于頂部加壓孔施加1.6 MPa的恒定水壓。

加載制度采用美國FEMA-461建議的位移敏感型非結(jié)構(gòu)構(gòu)件加載方法，該方法全程采用位移控制，至少進行 10級加載，每級加載循環(huán)兩次?？刂飘斍肮r的位移幅值為前一個工況位移幅值的1.4倍[18]。本試驗共設置19級加載，各級加載循環(huán)圈數(shù)和位移幅值均滿足FEMA-461的要求。第1級位移幅值為0.94 mm，第19級位移幅值為400 mm。結(jié)合規(guī)范[16]要求，當位移達400 mm時將進行3圈循環(huán)加載。如果完成上述 19級加載后管道仍未產(chǎn)生破壞，則進行位移幅值為400 mm的30圈循環(huán)往復加載，研究管道試件持續(xù)大變形的能力。上述加載歷程如圖3所示。

圖2 試驗加載裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of test setup

圖3 加載歷程Fig.3 Loading protocol

試驗的測點主要包括三類：1)荷載測點：水平作動器荷載；2)位移測點：水平作動器位移；3)應變測點：為確認連接鋼管是否處于彈性狀態(tài)，在鋼管高度方向布置如圖4所示的6個應變片。

圖4 鋼管應變片設置Fig.4 Arrangement of strain gauges on steel pipe

2 試驗現(xiàn)象與變形能力分析

本研究以公稱內(nèi)徑分組，以管道設計長度為變量，首先分析管道設計長度對公稱內(nèi)徑為40 mm試件變形能力的影響規(guī)律，然后對管道設計長度對其余公稱內(nèi)徑試件變形能力的影響規(guī)律展開分析，同時對比公稱內(nèi)徑對變形能力的影響規(guī)律。試驗中所有試件端部圓鋼管測得的應變峰值為0.000 686，遠小于屈服應變，表明鋼管處于彈性狀態(tài)，滿足預期設計目標，下文不再予以贅述。

2.1 FP1~FP3

FP1、FP2和FP3組的3個試件損傷演化模式基本一致，本文在此以FP1-1、FP2-1和FP3-1為例闡述其主要試驗現(xiàn)象和破壞特征，其試驗所得曲線和關(guān)鍵狀態(tài)如圖5所示。

發(fā)生破壞的金屬軟管(FP1和FP2組)損傷演化包含兩個關(guān)鍵狀態(tài)：1)狀態(tài)I：金屬軟管外金屬套網(wǎng)(下文簡稱為“外套網(wǎng)”)完全繃直，軟管受力從基本為0開始隨位移增大顯著上升。2)狀態(tài) II：金屬軟管端部外套網(wǎng)單側(cè)完全拔出破壞，管道壓強和承載力驟降為0，試件呈現(xiàn)出較明顯的脆性破壞特征。

當進入狀態(tài)II后，試件發(fā)生外套網(wǎng)完全拔出破壞，軟管整體喪失承受恒定壓強的能力，導致內(nèi)波紋管持續(xù)變形，但由于波紋管變形能力較強，構(gòu)件未發(fā)生破壞漏水。規(guī)范組金屬軟管(FP3組)則表現(xiàn)良好，在預期的400 mm位移下循環(huán)30圈仍未見明顯損傷。具體而言，軟管未繃直且端部未出現(xiàn)外套網(wǎng)拔出現(xiàn)象，外荷載顯著小于FP1組和FP2組。

圖5 FP1~FP3滯回曲線和關(guān)鍵狀態(tài)Fig.5 Hysteretic curves and key states of FP1-FP3

FP1~FP3組各試件關(guān)鍵狀態(tài)下的位移如表2所示，從表2中可以看出外套網(wǎng)繃直(狀態(tài)I)和單側(cè)完全拔出(狀態(tài) II)的位移整體隨管道實際長度的增大而增大，900 mm和945 mm的金屬軟管的狀態(tài)I的平均位移分別為196.08 mm和323.85 mm，狀態(tài)II的平均位移分別為280.97 mm和392.90 mm。這表明：

1)既有隔震工程中常采用的公稱內(nèi)徑為40 mm的金屬軟管方案，即使考慮加工冗余也難以滿足400 mm變形下的性能需求，全部產(chǎn)生了外套網(wǎng)拔出，管道無法繼續(xù)承受工作壓強。

2)規(guī)范建議的管道設計長度使得構(gòu)件在預期變形下能夠正常工作，在400 mm的變形下甚至未出現(xiàn)繃直。

表2 FP1~FP3關(guān)鍵試驗現(xiàn)象及其位移Table 2 Key experimental phenomena and displacements of FP1-FP3

2.2 FP4~FP6

對于管道設計長度為安裝長度的柔性管道，F(xiàn)P4和FP1出現(xiàn)了相同的損傷演化模式，以FP4-1為例，其滯回曲線和關(guān)鍵狀態(tài)如圖6(a)所示。當位移達到 284.39 mm時外套網(wǎng)繃直，當位移達到-390.00 mm時單側(cè)套網(wǎng)拔出破壞，導致承載力和工作壓強降為0。FP4組試件達到狀態(tài)I和狀態(tài)II的位移如表3所示，其平均位移分別為259.57 mm和383.65 mm，顯著大于FP1組試件的196.08 mm和280.97 mm。對比兩組試件可以發(fā)現(xiàn)，公稱內(nèi)徑為40 mm和50 mm的金屬軟管規(guī)范分別建議了900mm和1100 mm的安裝長度，在相同的水平位移下FP4組試件相對伸長量小于FP1組試件，因此其關(guān)鍵狀態(tài)位移大于FP1。但總的說來，采用安裝長度作為管道設計長度仍然無法滿足400 mm的變形需求。對于管道設計長度取為安裝長度與45 mm之和的試件，F(xiàn)P5和FP2的損傷演化存在一定差別，F(xiàn)P5組典型滯回曲線和關(guān)鍵狀態(tài)如圖6(b)所示。FP2組均經(jīng)歷了狀態(tài)I和狀態(tài)II，而FP5組僅出現(xiàn)了狀態(tài)I，在400 mm位移下持續(xù)循環(huán)30圈，外套網(wǎng)單側(cè)拔出長度最大達4 mm，未見明顯破壞，工作壓強仍能維持在1.6 MPa，整體功能完好。

圖6 FP4~FP6滯回曲線和關(guān)鍵狀態(tài)Fig.6 Hysteretic curves and key states of FP4-FP6

表3 FP4~FP6關(guān)鍵試驗現(xiàn)象及其位移Table 3 Key experimental phenomena and displacements of FP4-FP6

規(guī)范組金屬軟管(FP6組)也表現(xiàn)良好，典型試件滯回曲線和關(guān)鍵損傷狀態(tài)如圖6(c)所示，在預期的400 mm位移下循環(huán)30圈仍未見明顯損傷，軟管未繃直且端部未出現(xiàn)外套網(wǎng)拔出現(xiàn)象。

1)既有隔震工程中常采用的公稱內(nèi)徑為50 mm的金屬軟管方案，在管道實際長度僅為安裝長度時外套網(wǎng)拔出破壞，無法滿足預期的 400 mm變形需求，這與公稱內(nèi)徑為40 mm的金屬軟管一致。

2)當加工冗余較高時，試件未產(chǎn)生破壞，僅外套網(wǎng)端部拔出4 mm，這與公稱內(nèi)徑為40 mm的試件存在一定差別，這主要是因為其采用了更長的安裝長度。該管道震后可維持功能，滿足應急救災需求。該組試件進行 30圈疲勞加載后均未出現(xiàn)漏水現(xiàn)象，管道內(nèi)部壓強未發(fā)生明顯變化，整體不影響建筑的應急救災能力。本文建議用于給水、消防等用水系統(tǒng)的金屬軟管在應急救災后不需進行更換。值得注意的是，醫(yī)療氣體系統(tǒng)對氣密性、壓強具有高要求。作者團隊對醫(yī)院管理人員和管道供應商進行了咨詢，兩者均提出端部微小拔出可能會影響供氣管道的使用，因此本文建議在應急救災后對用于醫(yī)療氣體系統(tǒng)的金屬軟管進行更換，消除安全隱患。

3)與公稱內(nèi)徑為40 mm的試件相同的是，規(guī)范管在400 mm的變形下也均未出現(xiàn)繃直。

2.3 FP7~FP9

對于管道設計長度為安裝長度的柔性管道，F(xiàn)P7和FP1與FP4的損傷演化模式存在一定差別，雖然 FP7整體也經(jīng)歷了兩個關(guān)鍵損傷狀態(tài)，但在規(guī)范要求的三圈循環(huán)內(nèi)僅 FP7-1(如圖7(a)所示)發(fā)生了外套網(wǎng)徹底拔出破壞。FP7-2和FP7-3則分別在23圈和30圈循環(huán)時發(fā)生了拔出破壞。FP7組試件達到狀態(tài)I和狀態(tài)II的位移如表4所示，其平均位移分別為291.58 mm和399.67 mm，略大于不同直徑但同安裝長度的FP4組試件(分別為259.57 mm和 383.65 mm)。對于破壞位移，F(xiàn)P1組(公稱內(nèi)徑40 mm，安裝長度為 900 mm)、FP4組(公稱內(nèi)徑50 mm，安裝長度為1100 mm)和FP7組(公稱內(nèi)徑65 mm，安裝長度為 1100 mm)的平均值分別為280.97 mm、383.65 mm和399.67 mm，總的來說，安裝長度是影響破壞位移的主要因素，公稱內(nèi)徑的影響相對較小。

圖7 FP7~FP9滯回曲線和關(guān)鍵狀態(tài)Fig.7 Hysteretic curves and key states of FP7-FP9

表4 FP7~FP9關(guān)鍵試驗現(xiàn)象及其位移Table 4 Key experimental phenomena and displacements of FP7-FP9

對于管道設計長度取為安裝長度與 45 mm之和的試件，F(xiàn)P8和FP5的損傷演化基本一致，F(xiàn)P8組典型滯回曲線和關(guān)鍵狀態(tài)如圖7(b)所示。FP2組經(jīng)歷了狀態(tài)I和II，F(xiàn)P5和FP8組均僅出現(xiàn)了狀態(tài)I，F(xiàn)P8組在400 mm位移下持續(xù)循環(huán)30圈，外套網(wǎng)單側(cè)拔出長度最大達4 mm，未見明顯破壞，工作壓強仍能維持在1.6 MPa，整體功能完好。

規(guī)范組金屬軟管(FP9組)也表現(xiàn)良好，典型試件滯回曲線和關(guān)鍵損傷狀態(tài)如圖7(c)所示，在預期的400 mm位移下循環(huán)30圈仍未見明顯損傷，軟管未繃直且端部未出現(xiàn)外套網(wǎng)拔出現(xiàn)象。

總的來說：1)既有隔震工程中常采用的公稱內(nèi)徑為65 mm的金屬軟管方案，當管道實際長度僅為安裝長度時，在規(guī)范要求的3圈循環(huán)內(nèi)有一定概率無法滿足預期的400 mm變形需求，在30圈循環(huán)內(nèi)均無法滿足400 mm變形需求，發(fā)生外套網(wǎng)拔出破壞；2)當加工冗余較高時，試件未產(chǎn)生破壞，僅端部拔出4 mm，這與公稱內(nèi)徑為40 mm的試件存在一定差別，與公稱內(nèi)徑為50 mm的試件一致；3)規(guī)范管在400 mm的變形下也均未出現(xiàn)繃直。

3 承載能力分析

各試件的水平荷載-加載點水平位移滯回曲線在破壞前具有類似的特征：1)達到狀態(tài)I位移前水平荷載維持在一個較小值；2)達到狀態(tài)I位移后，水平荷載開始上升；3)對于發(fā)生破壞的試件，在達到狀態(tài)II位移后，水平荷載驟降為0。需要說明，因采集系統(tǒng)問題，水平荷載出現(xiàn)突降/升至較低值/較高值的現(xiàn)象，但從整體曲線來看，各組試驗典型曲線均滿足上述特征。

由于端部設置了一定長度的卡箍(長30 mm)，可假定外套網(wǎng)的拔出破壞主要取決于管道端部外套網(wǎng)的抗拔能力，即主要取決于端部外套網(wǎng)的豎向荷載分量控制(如圖8所示的FV)。在焊接作業(yè)用料、溫度、技術(shù)等條件相同的情況下，相同公稱內(nèi)徑的金屬軟管抗拔能力應基本相當?；谏鲜黾俣ǎ疚慕⒘私饘佘浌芸囍焙蟮氖芰τ嬎隳Ｐ?如圖8所示)，對管道端部進行受力分析。其中：H為管道安裝長度；ΔII為管道外套網(wǎng)拔出(即關(guān)鍵狀態(tài) II)時的水平位移值；l為管道達到狀態(tài)II時拉升后的實際長度；θ為軟管和水平方向的夾角；FV為管道端部承受的豎向荷載分量；FH為管道端部承受的水平荷載分量；FP為管道端部承受的拉力。

圖8 金屬軟管受力計算模型Fig.8 Force calculation model for metal flexible pipes

在管道繃直后，管道端部受力滿足下列關(guān)系：

當管道達到關(guān)鍵狀態(tài)II時：

式中，F(xiàn)max為管道達到關(guān)鍵狀態(tài)II時作動器提供的水平極限荷載。

基于上述關(guān)系，可計算相應的豎向拔出荷載，表5匯總了各試件Fmax和相應FV值。

從表5可以看出：

1)公稱內(nèi)徑40 mm的金屬軟管：FP1組FV平均值為15.70 kN，F(xiàn)P2組FV平均值為14.81 kN，相差5.67%，兩者較為接近，驗證了管道的破壞更多取決于管道所受拉力的豎向分量這一假定。對于公稱內(nèi)徑40 mm的金屬軟管豎向抗拔承載力，本文建議取為FP1~FP2組6個試件FV的平均值，即15.26 kN。值得注意的是，管道實際長度則主要影響水平極限荷載，隨著管道實際長度的增大，由于破壞位移ΔII增大，θ減小，在相近的豎向抗拔承載力下，水平承載能力即水平極限荷載逐漸增大。

2)公稱內(nèi)徑50 mm的金屬軟管：FP4組FV平均值為19.67 kN。因FP5~FP6組試件未發(fā)生破壞，本文建議取19.67 kN作為公稱內(nèi)徑50 mm的金屬軟管的豎向抗拔承載力。值得注意的是，公稱內(nèi)徑50 mm管道的豎向抗拔承載力為公稱內(nèi)徑 40 mm管道的豎向抗拔承載力1.29倍，與公稱內(nèi)徑之比(即1.25)基本相當，這表明豎向抗拔承載力近似正比于公稱內(nèi)徑。

表5 FP1~FP9水平極限荷載及豎向拔出荷載匯總Table 5 Horizontal ultimate load and vertical pull-out load of FP1-FP9

3)公稱內(nèi)徑65 mm的金屬軟管：FP7組2個試件發(fā)生疲勞破壞，與1)、2)分析的試件的破壞方式不同，本文在此不做相應分析。

上述結(jié)果表明：1)豎向抗拔承載力是管道破壞的主要原因，公稱內(nèi)徑是影響該承載力的主要因素，兩者近似呈線性關(guān)系。2)對于相同公稱內(nèi)徑的金屬管道，隨著管道實際長度的增大，水平允許變形增大，破壞時的水平荷載逐漸增大。

4 結(jié)論

針對豎向安裝的金屬柔性管道地震損傷演化模式、大變形能力和承載能力不明確的問題，本研究以變形需求為400 mm的管道為研究對象，綜合考慮不同公稱內(nèi)徑、管道安裝長度、管道設計長度的影響，對9組試驗27個試件進行了抗震性能試驗研究，得到主要結(jié)論如下：

(1)對于既有工程常用的不設置彎曲段方案，不同公稱內(nèi)徑的金屬軟管均無法滿足400 mm的變形需求，其經(jīng)歷管道繃直和外套網(wǎng)完全拔出破壞兩個階段，管道最終無法保持工作壓強。在震后可能直接影響應急救災，需立即更換。需要說明，既有工程中金屬柔性管道的安裝高度小于規(guī)范建議值，其破壞風險更為顯著。

(2)對于既有工程方案考慮最大加工冗余的情況，不同公稱內(nèi)徑的金屬軟管表現(xiàn)不同。小公稱內(nèi)徑40 mm的金屬軟管，仍不具備400 mm的變形需求，經(jīng)歷兩階段而發(fā)生破壞。大公稱內(nèi)徑50 mm、65 mm的金屬軟管在400 mm位移變形下未發(fā)生破壞，最終外套網(wǎng)端部最大有拔出4 mm，不影響應急救災，但災后需對用于醫(yī)療氣體系統(tǒng)的金屬軟管進行更換，消除安全隱患。后續(xù)研究中應對該類構(gòu)件進行更大變形的破壞型試驗，明確其安全冗余度。

(3)對于規(guī)范建議的方案，不同公稱內(nèi)徑的金屬軟管表現(xiàn)優(yōu)異，在400 mm位移變形下均無損傷，可保障建筑震后應急救災和后續(xù)日常使用。

(4)安裝長度和管道實際長度是影響管道破壞位移的主要因素，隨著兩者的增大，破壞位移顯著增大。

(5)端部外套網(wǎng)連接的豎向抗拔能力決定了管道破壞時的水平荷載，公稱內(nèi)徑與豎向抗拔能力近似成正比關(guān)系，對于安裝長度和公稱內(nèi)徑相同的試件，隨著管道實際長度的增大，破壞位移增大，破壞時的水平極限荷載逐漸增大。