大型球墨鑄鐵管承插式接口力學(xué)性能研究?

李曉曉 鐘紫藍(lán) 侯本偉 李錦強(qiáng) 杜修力

(北京工業(yè)大學(xué) 城市與工程安全減災(zāi)教育部重點實驗室 100124)

引言

城市地下綜合管廊承載著維護(hù)城市基本功能和運作的關(guān)鍵生命線工程基礎(chǔ)設(shè)施。 在面對地震等自然災(zāi)害時， 管廊結(jié)構(gòu)本體及其內(nèi)部市政管線的結(jié)構(gòu)安全性， 成為當(dāng)今城市基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)中亟待解決的重要問題之一。 歷史震害調(diào)查表明[1-7]， 在強(qiáng)烈地震中， 管線的接口在地震作用下產(chǎn)生的破壞現(xiàn)象尤為顯著。 值得關(guān)注的是， 幾次大地震中均發(fā)現(xiàn)在所依附結(jié)構(gòu)未發(fā)生明顯破壞的情況下， 架設(shè)于地表溝渠內(nèi)或建筑結(jié)構(gòu)底層的大型管線發(fā)生接口過度變形， 直接導(dǎo)致區(qū)域性供水中斷， 甚至引發(fā)火災(zāi)等次生災(zāi)害， 影響到城市的震后救災(zāi)和恢復(fù)工作。 因此， 對于大型管道接口的力學(xué)性能進(jìn)行研究至關(guān)重要。

承插式球墨鑄鐵管道是應(yīng)用最為廣泛的市政給水管道， 此類管材膠圈接口的拉伸、 抗彎力學(xué)性能是管道抗變形和抗震設(shè)計的重要依據(jù)。 針對管道接口的力學(xué)性能研究， 國外學(xué)者M(jìn)eis 等[8]對供水管道中五種不同管材的8 種常用接口進(jìn)行了靜力拉壓和動力拉壓及彎曲試驗， 研究了各種管道接口的變形和“力-位移”關(guān)系。 Wham 等[9]針對DN200 的球墨鑄鐵管承插式接口開展了軸向拉伸和橫向彎曲單調(diào)加載試驗， 并考慮了內(nèi)部注水和水壓的影響， 從管線接口供水功能保障角度給出了失效判定準(zhǔn)則。 劉為民等[10]對國內(nèi)具有代表性的四種管道接口進(jìn)行了軸向拉伸和彎曲試驗， 確定了管道接口的允許變形范圍并提出了各種管道接口的設(shè)計建議值。 周海靜等[11]對球墨鑄鐵管線柔性接口進(jìn)行抗拉靜載試驗， 分析了兩種管徑及在有無注水情況下管線的反應(yīng)； 注水管線比不注水管線抗震性能要好。 韓陽等[12，13]對球墨鑄鐵管道膠圈柔性接口進(jìn)行了單調(diào)軸向拉拔試驗和抗彎曲試驗研究， 給出了管道接口的極限滲漏位移和最大拉力值以及彎曲性能和其承載力之間的關(guān)系， 指出了管道接口軸向拉力-位移呈明顯的非線性關(guān)系， 接口的彎曲能力在很大程度上取決于膠圈的性能和管道接頭的幾何形狀間隙。 鐘紫藍(lán)等[14，15]針對DN200 球墨鑄鐵管承插式接口進(jìn)行軸向拉拔和橫向彎曲試驗， 并利用有限元軟件對試驗結(jié)果進(jìn)行數(shù)值模擬， 建立的數(shù)值模型可以較好地反映在往復(fù)荷載下管道接口的剛度折減和耗能等力學(xué)特征。

上述對管道接口的力學(xué)性能研究大多是在單調(diào)荷載下進(jìn)行的， 而對于地震等往復(fù)荷載下的力學(xué)性能研究相對較少； 且試驗大多針對DN200及以下的管徑， 針對DN400 級別的大型管道的力學(xué)性能試驗很少。 對于綜合管廊內(nèi)部架設(shè)的大型管線， 其地震動力響應(yīng)同時受加速度和位移影響[16]， 管線接口在地震荷載作用下的剛度、 強(qiáng)度降低和耗能特性對管線地震響應(yīng)的影響不可忽視。

因此， 本研究對球墨鑄鐵管的承插式接口進(jìn)行了軸向和橫向彎曲擬靜力加載實驗， 采用往復(fù)加載的方式， 以模擬管道接口在地震等往復(fù)荷載作用下的變形特征和破壞機(jī)理。 基于OpenSees[17]對試驗結(jié)果進(jìn)行數(shù)值模擬， 得到管道接口材料的數(shù)值模型， 為之后綜合管廊內(nèi)部大型給水管道抗震性能的進(jìn)一步研究提供參考依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試驗簡介

本試驗主要針對球墨鑄鐵管道的承插式接口開展軸向拉伸和橫向彎曲的試驗研究， 其中加載方式分為單調(diào)加載和往復(fù)加載。 試驗中所采用的管道試件為DN400 型球墨鑄鐵管道， 管道接口由承口、 插口和止水膠圈組成， 如圖1 所示。DN400 管道接口的承插深度均按標(biāo)準(zhǔn)要求10cm安裝。

圖1 承插式管道接口示意(單位： mm)Fig.1 Configuration of pipeline push-on joints(unit: mm)

球墨鑄鐵管道承插式接口軸向拉伸試驗加載及位移計布置如圖2 所示， 將管道注滿水后開始試驗。 根據(jù)拉線位移計和作動器記錄的試驗結(jié)果， 從而得到球墨鑄鐵管承插式接口的最大軸力、 最大軸向位移變形和抗拉剛度等力學(xué)性能指標(biāo)。

圖2 球墨鑄鐵管接口軸向拉伸試驗Fig.2 Axial tensiletests of push-on joint of ductile iron pipe

球墨鑄鐵管道承插式接口的橫向彎曲試驗加載及位移計布置如圖3 所示。 其中， D1 -D4 為頂桿位移計， 用于測量加載過程中支座的變形，消除支座變形對最終測量的管道接口轉(zhuǎn)角影響。由于管道接口抗彎承載力遠(yuǎn)小于管段本身， 試驗過程中可將管段本身視作剛體， 利用幾何關(guān)系，根據(jù)測量結(jié)果分別計算管道接口處的彎矩和轉(zhuǎn)角， 從而得到球墨鑄鐵承插式管道的最大彎矩、最大轉(zhuǎn)角和抗彎剛度等力學(xué)性能指標(biāo)。

圖3 球墨鑄鐵管接口橫向彎曲試驗Fig.3 Lateral bending tests of push-on joint of ductile iron pipe

由于試驗無法直接測得接口轉(zhuǎn)角， 需要將加載位移做進(jìn)一步的換算。 利用如圖4 所示幾何關(guān)系， 通過拉線位移計測量的位移換算成管道接口的轉(zhuǎn)角。 考慮到由于安裝誤差等， 管道加載過程中兩端支座反力可能不完全一致， 采用公式(1)，先對管道接口兩側(cè)管段分別建立力矩平衡方程，求出管道接口彎曲抗力后， 取平均值得出管道接口的彎矩。

式中:M為管道接口處彎矩；M1為取管道左側(cè)管段， 并對管道接口處取力矩平衡所得的管道接口彎曲抗力為取管道右側(cè)管段， 并對管道接口處取力矩平衡所得的管道接口彎曲抗力F為作動器施加的作用力， 通過加載橫梁傳遞到管道試件上；F1和F2為支座處的反力， 由管道受力平衡可知，F(xiàn)＝F1+F2。S1和S2分別為對應(yīng)位置處拉線位移計所測位移；L1、L2分別為位移計1 (位移計4)和位移計2(位移計3)到支座的距離，L3為位移計2(位移計3)到管道接口中心線的距離；θ為接口的轉(zhuǎn)角，θ＝θ1+θ2＝arctan

圖4 管道接口彎曲變形Fig.4 Diagram of pipe joint bending deformation

1.2 加載方案

試驗的加載通過位移加載控制， 單調(diào)和往復(fù)加載速率均為0.1mm/s， 軸向拉伸試驗往復(fù)加載的作動器， 位移輸入時程曲線如圖5a 所示， 橫向彎曲往復(fù)加載的位移時程曲線如圖5b所示。 加載峰值依次從小到大， 每組位移往復(fù)加載兩次。

圖5 管道接口往復(fù)加載位移時程曲線Fig.5 Cyclic loading protocol of pipe joint

加載過程中， 觀測管道接口密封狀態(tài)。 當(dāng)接口發(fā)生初步水滴滲出， 則認(rèn)為接口發(fā)生“初始漏水”， 但不嚴(yán)重影響管內(nèi)水體傳送， 管道接口此刻功能狀態(tài)為初始損傷； 當(dāng)接口有水成股流出，則界定為接口出現(xiàn)“嚴(yán)重漏水”， 直接影響管道本身輸水能力， 管道接口功能狀態(tài)為嚴(yán)重?fù)p傷， 并停止試驗加載。

1.3 試驗工況

試驗工況見表1。 試驗分為軸向和橫向加載，加載方式分別為單調(diào)加載和往復(fù)加載。 每一組試驗完成后， 更換新的止水膠圈。

表1 管道承插式接口試驗工況Tab.1 Test protocol of push-on joints

2 試驗結(jié)果分析

2.1 軸向拉伸試驗

軸向拉伸試驗單調(diào)加載試驗結(jié)果如圖6 所示， 初始加載階段， 隨著管道接口變形的增大軸力呈線性增大， 初始抗拉剛度為3.2kN/mm。 管道接口的抗拉剛度主要來源于如圖1 所示的管道插口與管道承口內(nèi)止水膠圈之間的摩擦力以及管道接口拼裝過程中膠圈承壓后本身的抗剪剛度。當(dāng)接口軸向張開量達(dá)到13.5mm 時， 軸力達(dá)到最大21.7kN； 之后由于止水膠圈在試驗過程中發(fā)生松弛， 摩擦力下降， 導(dǎo)致軸力變小。 單調(diào)加載下， 管道接口發(fā)生初始漏水和嚴(yán)重漏水對應(yīng)的接口張開量分別為45mm 和52mm。

圖6 單調(diào)加載下管道接口軸力-位移曲線Fig.6 Axial force-displacement curve of push-on joints under monotonic loading

往復(fù)加載下軸向拉伸試驗結(jié)果顯示， 管道接口開始發(fā)生漏水時， 接口的軸向變形為40mm；發(fā)生嚴(yán)重漏水時， 位移達(dá)到47mm。 圖7 對比了單調(diào)加載與往復(fù)加載下軸力-位移關(guān)系。 從試驗結(jié)果可以看出， 單調(diào)加載曲線基本外包往復(fù)加載曲線； 單調(diào)加載下接口漏水時最大接口張開量為52mm， 比往復(fù)加載下大了11%。 而單調(diào)加載產(chǎn)生的軸力峰值和往復(fù)加載軸力峰值區(qū)別較大， 其原因可能在于試驗之前試件已經(jīng)放置了一段時間， 先進(jìn)行的單調(diào)加載試驗， 管道接口處的止水膠圈安裝時用的潤滑劑已經(jīng)干燥固化， 從而引起膠圈與插口外表面摩擦力增大導(dǎo)致； 而往復(fù)試驗時， 在接口安裝完畢后未靜置至潤滑劑干燥固化， 就直接進(jìn)行了加載試驗。 同時， 管道接口安裝誤差、 膠圈在往復(fù)加載過程中發(fā)生局部損傷等也可能導(dǎo)致單調(diào)與往復(fù)加載試驗峰值出現(xiàn)差異。

圖7 不同加載下管道接口軸力-位移曲線Fig.7 Axial force-displacement curve of push-on joints under different loading

表2 列出了球墨鑄鐵管承插式接口在單調(diào)和往復(fù)加載的軸向拉伸試驗下， 發(fā)生漏水時的接口變形、 軸力。 當(dāng)管道接口發(fā)生初始損傷時， 接口軸向變形為插入深度的40% ～45%， 發(fā)生嚴(yán)重?fù)p傷時， 接口軸向變形約為插入深度的一半。 這與O’Rourke[19]的報告中分段管道破壞準(zhǔn)則的結(jié)論基本一致， 發(fā)生泄漏時， 接頭位移大約為接頭深度的一半。

表2 管道承插式接口軸向試驗結(jié)果Tab.2 Axial test results of push-on joints

從表中可知， 管道接口開始漏水時產(chǎn)生的軸力分別為7.5kN 和10.8kN； 嚴(yán)重漏水時的軸力分別為4.6kN 和7.5kN。 通過對比圖6、 圖7 和表2 的數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)， 兩種加載方式下管道接口漏水時的加載位移差別不大。

DN400 承插式管道接口的軸向有效抗拉剛度(KA)可由式(2)計算:

式中:Fi為管道接口的峰值位移對應(yīng)的接口軸向拉力； Δi為每一加載周期下， 管道接口的峰值位移。 圖8 展示了往復(fù)荷載下管道接口軸向有效抗拉剛度隨管道接口位移的變化趨勢， 可以看出管道接口的軸向抗力剛度隨接口變形增加而呈指數(shù)下降。

圖8 管道接口軸向有效抗拉剛度Fig.8 Axial effective tensile stiffness of pipe joint

2.2 橫向彎曲試驗

橫向單調(diào)加載試驗結(jié)果如圖9 所示。 初始加載時， 隨著管道接口轉(zhuǎn)角的增大， 彎矩呈線性增大， 接口彎曲抗力由承壓止水膠圈本身的剪切變形以及膠圈和插口外壁之間的摩擦提供， 約3.32kN·m。 隨著接口彎曲轉(zhuǎn)角θ的增大， 管道承口、 插口與止水膠圈之間產(chǎn)生磨損， 轉(zhuǎn)角-彎矩曲線斜率減小， 管道接口的抗彎承載力隨之降低。 單調(diào)加載下， 管道接口發(fā)生初始漏水和嚴(yán)重漏水時的接口轉(zhuǎn)角分別為8°和10.45°。

往復(fù)加載下橫向彎曲試驗結(jié)果顯示， 管道接口開始發(fā)生漏水時， 接口的轉(zhuǎn)角為9.5°， 發(fā)生嚴(yán)重漏水時， 轉(zhuǎn)角達(dá)到11.4°。 圖10 比較了單調(diào)加載與往復(fù)加載下彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系。 從試驗結(jié)果可以看出， 單調(diào)加載與往復(fù)加載時力-位移曲線的初始斜率不一致， 主要原因與2.1 節(jié)中介紹的試驗加載之前的接口安裝潤滑劑的固化程度、 安裝誤差及加載方式有關(guān)。 在加載后期， 往復(fù)加載工況的承載力下降， 是因為止水膠圈在承口和插口往復(fù)作用下發(fā)生一定的累積損傷， 而單調(diào)加載沒有產(chǎn)生下降段是因為在加載到10.5°時， 管道接口發(fā)生嚴(yán)重漏水， 為了保護(hù)試驗室儀器和設(shè)備，人為停止試驗。

圖9 單調(diào)加載下管道接口彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.9 Bending moment-flexural rotation curve of push-on joints under monotonic loading

圖10 不同加載下管道接口彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.10 Bending moment-flexural rotation curve of push-on joints under different loading

表3 列出了橫向彎曲試驗加載時承插式管道接口發(fā)生漏水時的彎矩和轉(zhuǎn)角。 發(fā)生初始損傷時， 管道接口的彎曲變形在8° ～9.5°之間， 發(fā)生嚴(yán)重?fù)p傷時， 管道接口變形大約在11°左右， 而O’Rourke[19]報告中指出的DN400 型球墨鑄鐵管道失效標(biāo)準(zhǔn)允許的角度偏移量大約為4.5°。 差異的主要原因在于管道插口初始安裝深度不一致。

表3 管道承插式接口橫向試驗結(jié)果Tab.3 Lateral bending test results of push-on joints

從表3 中可知， 在初始漏水時， 單調(diào)加載和往復(fù)加載下產(chǎn)生的彎矩分別為8.6kN·m 和6.4kN·m。通過比較發(fā)現(xiàn)， 往復(fù)加載下最大彎矩對比單調(diào)加載下降了25%， 其原因可能是由于在往復(fù)試驗時， 管道接口的膠圈發(fā)生累積損傷。 發(fā)生漏水時的轉(zhuǎn)角基本一致， 不同的加載方式對漏水時對應(yīng)的管道接口彎曲轉(zhuǎn)角限值影響不大。

DN400 型承插式管道接口的軸向有效抗拉剛度(KB)可由式(3)計算:

式中:Mp為每一加載峰值下管道接口峰值彎矩；θp為每一加載周期峰值彎矩對應(yīng)的峰值轉(zhuǎn)角。 往復(fù)荷載下管道接口的有效抗彎剛度變化如圖11所示， 可以看出管道接口彎曲向的有效抗彎剛度隨著管道接口彎曲角度的增大呈線性減小。

圖11 管道接口有效抗彎剛度Fig.11 Effective bending stiffness of push-on joint

2.3 與其他管道接口試驗對比

目前對于DN400 型球墨鑄鐵管接口的試驗有限， 本文對比了國內(nèi)外專家學(xué)者對于不同管徑承插式球墨鑄鐵管試驗得到的最大拉伸位移及發(fā)生漏水時的轉(zhuǎn)角。

圖12 比較了本文與劉為民[11]、 周靜海[12]、韓陽[14]、 鐘紫藍(lán)[15]、 Meis[9]和Wham[10]等軸向試驗測得的接口軸向變形。 本文和鐘紫藍(lán)[15]、Meis[9]是“嚴(yán)重漏水”時對應(yīng)的接口軸向變形， 其他研究者均為管道拔出時對應(yīng)的接口軸向變形。從圖中可以看出本試驗測得的接口軸向變形位于已有試驗數(shù)據(jù)之間； 劉為民和Meis 測得的試驗數(shù)據(jù)較小， 推測其原因是試驗時插口初始安裝深度較淺； 而其他學(xué)者測得試驗結(jié)果較大， 其原因是插口在完全從承口拔出前已經(jīng)發(fā)生嚴(yán)重漏水， 因此以接口完全拔出時作為管道接口變形承載力極限值不盡合理。 對比DN200 管徑的試驗結(jié)果， 可以發(fā)現(xiàn)隨著管內(nèi)水壓的增加， 接口軸向最大變形呈減小趨勢， 但總體變化不大(注: 圖中未標(biāo)明水壓的試驗結(jié)果表示管內(nèi)無水壓或管內(nèi)水壓不明)。

圖12 接口最大拉伸位移與已有試驗對比Fig.12 Comparison of maximum tensile displacement of push-on joints from this test with published results

圖13 對比了本文與劉為民[11]、 段君峰[13]、沙鑫磊[16]、 Meis[9]和Wham[10]在橫向彎曲試驗中球墨鑄鐵管接口漏水破壞時的轉(zhuǎn)角位移。 從圖中可知， 劉為民[11]的試驗結(jié)果遠(yuǎn)小于其他人，由于當(dāng)時條件所限， 試驗?zāi)苓_(dá)到的轉(zhuǎn)角很小， 且未說明是否有漏水現(xiàn)象。 而本試驗與比段君峰[13]和Meis[9]的試驗結(jié)果相比要大一些， 而比Wham[10]和沙鑫磊[16]的試驗結(jié)果小。 上述轉(zhuǎn)角差異產(chǎn)生的主要原因是球墨鑄鐵管管徑、 不同年代承插口構(gòu)造和安裝深度不同。

圖13 接口轉(zhuǎn)角與已有試驗對比Fig.13 Comparison of flexural rotation of push-on joints from this test with published results

3 數(shù)值模擬

為了之后對球墨鑄鐵供水管線的抗震性能做進(jìn)一步研究， 根據(jù)軸向和橫向彎曲的試驗結(jié)果，利用OpenSees 有限元軟件中的零長單元[18]對管線接口的宏觀力學(xué)性能進(jìn)行數(shù)值模擬。 其中， 以multilinear material[18]、 Steel4[18]和elastic-no tension material[18]三種材料并聯(lián)(如圖14)的形式模擬接口的軸向力學(xué)性能， 采用Pinching4[19]材料來模擬管道接口的橫向力學(xué)性能。

圖14 管道接口模型示意Fig.14 Model of push-on joint

模擬接口軸向拉伸力學(xué)性能時，在OpenSees 有限元軟件中建立兩節(jié)點模型， 采用零長單元模擬管道接口單元， 按照管道接口的軸向初始剛度和剛度折減特性賦予管道接口材料。 根據(jù)試驗結(jié)果軸向往復(fù)荷載下力學(xué)性能的骨架曲線可以近似等效為三折線模型， 而在OpenSees 有限元平臺中multilinear material 的命令用于構(gòu)造單軸多線性材料對象。 由于單純采用簡單的摩擦力模型， 較難反應(yīng)出管道接口剛度和強(qiáng)度折減的特性， 通過與multilinear material(圖15a)并聯(lián)Steel4 材料(圖15b)反應(yīng)了管道接口在往復(fù)拉伸下的滯回耗能特性， 其中u1、f1對應(yīng)的是膠圈和管道外壁發(fā)生相對初始滑移時接口軸向張開量和軸力，u2、f2對應(yīng)的是峰值承載力和對應(yīng)的接口張開量。 而elastic-no tension material(如圖15c)則是為之后計算管道接口受壓時接口與承口發(fā)生碰撞時的響應(yīng)做準(zhǔn)備。

圖15 管道接口材料模型Fig.15 Material model of push-on joint

模擬接口橫向受彎力學(xué)性能時， 建模方法與軸向模擬一致， Pinching4 材料可以模擬管道接口在橫向往復(fù)加載時的變形滯回及彎曲剛度折減特性， 該材料可以通過定義骨架曲線(圖15d 中的①和②)以及卸載、 再加載路徑(圖15d 中的③和④)和損傷規(guī)則(定義損傷參數(shù))來建立。

3.1 管道接口軸向力學(xué)模型

圖16 為管道接口在軸向往復(fù)加載下數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的軸力-位移曲線。 圖中的骨架曲線是由試驗時各個循環(huán)加載周期內(nèi)的最大軸向變形所形成的包絡(luò)線。 由圖16 可以看出數(shù)值模擬的滯回曲線與試驗結(jié)果擬合度較高， 能有效反映球墨鑄鐵管承插式接口的軸向剛度和抗拉承載力隨管道接口變形增加而折減的特性。

圖16 試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果軸力-位移對比Fig.16 Comparison of axial force-displacement curve between test and numerical results

圖17 給出了軸向拉伸試驗時管道接口耗能隨著接口軸向累積變形變化的曲線與數(shù)值模擬結(jié)果耗能曲線的對比。 從圖中可以看出試驗結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果的能量耗損相差不大， 趨勢大致相同， 在嚴(yán)重漏水時能量耗損保持一致， 漏水之后停止加載。 從接口材料的能量損耗情況可以得出， OpenSees 有限元軟件建立的承插式管道接口軸向數(shù)值模型可以很好地反映管道接口的能量耗損情況。

圖17 接口軸向拉伸模擬結(jié)果與試驗結(jié)果耗能曲線對比Fig.17 Comparison of absorbed energy time histories between numerical and experimental results in axial direction

3.2 管道接口橫向力學(xué)模型

圖18 對比了管道接口橫向彎曲試驗和數(shù)值模擬彎矩-轉(zhuǎn)角曲線， 骨架曲線獲取方式同軸向加載試驗。 從圖18 可以看出， 數(shù)值模擬的峰值彎矩、 加載剛度和卸載剛度變化趨勢與試驗結(jié)果擬合相對較好， 建立的接口彎曲數(shù)值模型能夠較好地反應(yīng)球墨鑄鐵管承插式接口抗彎剛度和抗彎承載力的變化特性。

圖18 接口橫向彎曲模擬結(jié)果與試驗結(jié)果耗能曲線對比Fig.18 Comparison of bending moment-flexural rotation curve between test and numerical results

圖19 為橫向彎曲試驗時管道接口的能量耗損隨接口累積轉(zhuǎn)角變化的曲線與模擬結(jié)果耗能曲線對比， 從圖中可以看出承插式管道接口的試驗結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果的能量耗損相差不大， 走勢大體一致； 發(fā)生嚴(yán)重漏水時的能量損耗匯于一點， 保持一致。 從耗能情況分析， OpenSees 擬合的管道接口數(shù)值模型， 可以較好地反應(yīng)球墨鑄鐵管承插式管道接口的耗能特性。

圖19 接口橫向彎曲模擬結(jié)果與試驗結(jié)果耗能曲線對比Fig.19 Comparison of absorbed energy time histories between numerical and experimental results in lateral direction

綜上， 利用OpenSees 有限元軟件建立的軸向和橫向彎曲向的管道接口模型， 可以較好地模擬球墨鑄鐵管承插式接口受拉和受彎時接口變形和剛度變化等力學(xué)特性以及耗能情況。

4 結(jié)論

本文通過對DN400 型球墨鑄鐵管道的承插式接口進(jìn)行軸向拉伸和橫向彎曲的靜力加載試驗，采取單調(diào)加載和往復(fù)加載兩種不同的加載方式，并對不同加載方式下的試驗結(jié)果進(jìn)行力學(xué)性能分析， 最后利用OpenSees 有限元軟件建立了承插式管道接口的數(shù)值模型， 分析得出:

1. 單調(diào)加載和往復(fù)加載對球墨鑄鐵承插式管道接口在軸向和橫向受力下， 發(fā)生初始漏水和嚴(yán)重漏水時對應(yīng)的接口變形量影響不大。 軸向受力下分別為: 45mm、 52mm 和40mm、 47mm； 橫向受力下分別為: 8°、 10.5°和9.5°、 11.4°。

2. 試驗表明， 承插式接口等效抗拉剛度隨接口張開量的增加呈指數(shù)型下降， 而接口等效抗彎剛度隨接口彎曲轉(zhuǎn)角的增加而呈近似線性遞減。

3. 基于OpenSees 有限元軟件建立的數(shù)值模型與試驗結(jié)果對比擬合較好， 可以有效地模擬球墨鑄鐵管承插式接口在往復(fù)的軸向和橫向荷載下剛度折減以及接口耗能等力學(xué)特性。 可為之后計算管道的地震響應(yīng)提供接口模型依據(jù)。