建筑隔震金屬柔性管道抗震性能試驗研究

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“工程結構與新材料”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)成為地震工程領域的研究難點和熱點[1－5]。隔震技術被認為是建設韌性建筑的有效手段，該技術可有效控制結構層間位移角和樓面絕對加速度，降低上部結構構件、非結構構件和重要內含設備的損傷[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]通過對隔震結構進行試驗研究和數(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、關鍵尺寸和性能試驗方法做出了相關規(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。本文的相關研究成果可為金屬軟管的相關研究提供重要參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

多層隔震結構最為普遍，該類結構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徑影響，選擇公稱內徑為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構構件加載方法，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徑試件變形能力的影響規(guī)律展開分析，同時對比公稱內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，導致內波紋管持續(xù)變形，但由于波紋管變形能力較強，構件未發(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滯回曲線和關鍵狀態(tài)Fig.5 Hysteretic curves and key states of FP1-FP3

FP1~FP3組各試件關鍵狀態(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滯回曲線和關鍵狀態(tài)Fig.6 Hysteretic curves and key states of FP4-FP6

表3 FP4~FP6關鍵試驗現(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)歷了兩個關鍵損傷狀態(tài)，但在規(guī)范要求的三圈循環(huán)內僅 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(公稱內徑40 mm，安裝長度為 900 mm)、FP4組(公稱內徑50 mm，安裝長度為1100 mm)和FP7組(公稱內徑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，公稱內徑的影響相對較小。

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

表4 FP7~FP9關鍵試驗現(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，這與公稱內徑為40 mm的試件存在一定差別，與公稱內徑為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、技術等條件相同的情況下，相同公稱內徑的金屬軟管抗拔能力應基本相當。基于上述假定，本文建立了金屬軟管繃直后的受力計算模型(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系：

當管道達到關鍵狀態(tài)II時：

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

基于上述關系，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，公稱內徑50 mm管道的豎向抗拔承載力為公稱內徑 40 mm管道的豎向抗拔承載力1.29倍，與公稱內徑之比(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。

上述結果表明：1)豎向抗拔承載力是管道破壞的主要原因，公稱內徑是影響該承載力的主要因素，兩者近似呈線性關系。2)對于相同公稱內徑的金屬管道，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，不同公稱內徑的金屬軟管表現(xiàn)不同。小公稱內徑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，公稱內徑與豎向抗拔能力近似成正比關系，對于安裝長度和公稱內徑相同的試件，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。