球墨鑄鐵管道接口彎曲性能試驗

鐘紫藍,張亞波,李錦強,韓俊艷,繆惠全

(城市與工程安全減災教育部重點實驗室(北京工業大學),北京 100124)

城市地下管道系統是城市的重要基礎設施,是保障城市功能整體正常運行的地下生命線。由于埋地管網系統具有形式復雜、分布廣泛等特點,因此地下管線變形破壞的致災因子較多,包括地震作用引起的斷層、滑坡和場地液化[1-3],隧道盾構施工等引起的地面沉降[4-6]以及基坑開挖造成周圍的地層擾動[7-9]等,進而引起鄰近區域管線的附加受力和變形。

以往實際的自然災害表明,管道承插式接口軸向拉壓破壞是地震激勵作用下管道的常見破壞形式,但O’rourke等[2]指出當具有柔性承插式接口的球墨鑄鐵管道在地震作用下引起整體彎曲變形時,在接口轉角達到4°～15°時,管段應力便開始大幅度增長,同時孫紹平等[1]也指出由于地震波入射角不同,軸向位移有較大變化,軸向應力遠大于彎曲應力,但隨著管徑增大,彎曲應力逐漸增加,因此對于彎曲作用下的管道接口力學性能研究具有重要意義。Wham等[10]對DN150球墨鑄鐵管道接口進行了覆土條件下軸向拉拔試驗研究和無覆土條件下純彎曲試驗研究,分析了管-土相互作用及管道接口彎曲力學性能,并且結合有限元數值分析,得出接口滲漏與加載路徑無關的結論。Singhal等[11]對帶有橡膠墊圈的球墨鑄鐵管分別開展了軸向拉伸、彎曲和扭轉性能試驗,建立了管道抗震性能和其承載力之間的相互關系,得出柔性鑄鐵管接口的結構性能及軸向和彎曲剛度矩陣。Meis等[12]對供水管道中5種不同管材的8種常用接口進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-位移關系。Garcia等[13]、Rakitin等[14]對兩種管徑的混凝土管道承插式接口在覆土條件下進行模擬車輪活荷載加載試驗,比較了不同管徑、埋深、荷載位置對接頭性能的影響,根據管道接口剪切位移與轉角結果,得出接口響應受荷載的大小以及相對接口的位置影響,同時覆土深度對接口扭轉和剪切的影響較小。劉為民等[15]對國內具有代表性的4種管道接口進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計建議值。這些成果后被中國《室外給水排水和燃氣熱力工程抗震設計規范》[16]采用。任雪振等[17]對3種管徑的球墨鑄鐵管道進行了系列軸向拉拔和橫向彎曲的試驗研究,分析了管內水壓、管徑等因素對柔性接口的力學性能影響。此外,學者對球墨鑄鐵管道接口進行5種偏心距拉伸試驗,得到偏心距越大,彎矩抗力峰值越大,以及對應的轉角也越大。鐘紫藍等[18-19]針對墊襯法修復前后DN200和DN400型球墨鑄鐵管道進行軸向拉伸和橫向彎曲試驗研究,分析了修復后管道接口的軸向抗拔與橫向抗彎曲的力學性能與破壞模式,并建立了管道接口失效判定準則,試驗表明該方法能顯著提高接口的抗拉、抗彎承載力。Argyrou等[20-21]通過大型斷層試驗研究了CIPP加固的管道柔性接口在地面發生瞬間變形下的脫粘、軸向伸長和彎曲性能,并與數值模擬結果吻合良好,提供了真實度較高的數值模型。目前對于承插式管道接口的彎曲性能試驗研究,一是大多在單調加載下進行的,未能考慮如地震作用等往復荷載下管道接口力學性能變化規律,二是未考慮實際埋地管道的真實形態,由于施工誤差及地層變形等因素,管道接口處存在初始的偏轉角及張開量等影響,缺少分析在拉彎耦合作用下管道接口的力學性能和變形極限。

本研究針對DN150和DN200型球墨鑄鐵管道柔性承插式接口進行系列擬靜力彎曲試驗,研究了不同加載形式以及軸向位移對管道接口彎曲力學性能與變形特征的影響,初步揭示了不同接口安裝深度比下管道承插式接口的破壞模式,并給出了基于不同拉彎組合形式下的管道接口彎曲破壞極限狀態量化判定指標。

1 試驗概況

1.1 試驗裝置及安裝

本試驗主要針對目前城市供水系統中常用的球墨鑄鐵管道承插式接口開展彎曲試驗研究,其中加載方式分為單調加載和往復加載。研究對象為北京新興鑄鐵管有限公司生產的球墨鑄鐵管道,公稱直徑為150 mm和200 mm,密度為7 300 kg/m3,其中管道承插式接口由管道承口、管道插口與橡膠密封圈三部分組成,橡膠圈的材質為三元乙丙橡膠,分別由邵氏硬度不同的硬膠和軟膠組成,其中,硬膠部分嵌入管道承口預制凹槽中起固定作用,而軟膠具有顯著高壓縮密封性,在管道插口安裝到位后發揮止水作用。圖1(a)、(b)分別為管道接口及橡膠圈尺寸。

圖1 承插式接口構造示意(mm)

圖2為球墨鑄鐵管道承插式接口的受彎試驗布置。試驗裝置主要由作動器、支座和加載橫梁組成,試驗前先按標準施工要求對管道承插口進行安裝,所有管道試件承插式接口的最初安裝深度以承口深度為準。管道試件與試驗裝置進行安裝時,先使用吊車將管道試件吊空于作動器與支座之間,通過抱箍將管道試件與支座和加載橫梁連接,完成四點彎曲加載。管道承口與插口邊距150 mm處各環向均布4個應變片,支座兩側對稱布置拉線位移計,安裝完成后,通過注水口控制管道內水壓強度,加壓至目標水壓開始進行受彎試驗。

圖2 球墨鑄鐵管道接口受彎試驗

圖3 管道接口彎曲試驗示意

1.2 試驗方案

本研究將針對DN150和DN200型球墨鑄鐵承插式供水管道進行受彎試驗,由于本文考慮不同安裝深度的對管道接口極限彎曲狀態的影響,而不同管徑的接口構造存在差異,如DN150和DN200的承口深度分別為94 mm和100 mm,為便于統一化比較并總結規律,現將不同工況下接口的安裝深度與承口的構造深度比,定義為安裝深度比λ。本試驗采用位移控制進行加載,加載方式分為兩種:1) 單調加載,加載速率為0.1 mm/s,即管道接口單向受彎直至發生嚴重漏水破壞;2) 往復加載,加載速率為0.5 mm/s,加載峰值見圖4,每個等級加載兩次,直至管道接口發生漏水破壞。

圖4 彎曲試驗往復加載示意

試驗過程中通過手壓泵控制管道內水壓,每組試驗加載結束,均更換全新橡膠密封圈再進行下一組試驗。具體試驗工況見表1。

表1 承插式管道接口彎曲試驗工況

2 試驗結果分析

根據《水及燃氣用球墨鑄鐵管、管件和附件》[22]中規定的管道接口處的允許偏轉角及允許滲流量大小將破壞狀態分為“正常使用極限狀態”與“承載力極限狀態”,“正常使用極限狀態”是指管道接口轉角達到設計允許偏轉角度,“承載力極限狀態”是指管道接口漏水程度已達規范允許滲水量或管道出現明顯損壞現象并無法繼續加載,其中規范滲流量Q按照可控流量1 L≈20 000滴換算為每秒的滲流量,并結合試驗錄像記錄該破壞狀態下管道接口轉角,本試驗均在管道接口達到承載力極限狀態后停止加載。

表2 球墨鑄鐵管道接口極限狀態規范限值

2.1 不同安裝深度對接口承載力極限狀態影響

圖5為管道接口處的彎曲試驗結果處理示意,規定管道接口向下彎曲時的彎矩為正彎矩,向上則為負。通過結構力學計算將作動器的位移與軸力換算為管道接口處的轉角θ與彎矩M,具體可通過式(1)～(4)進行換算:

(1)

(2)

(3)

θ=θ1+θ2

(4)

式中:F為作動器施加的力,F/2為兩側支座的反力,D1、D2、D3和D4分別為支座兩側L1和L2對稱位置處拉線位移計測量值,θ1、θ2分別為兩根管段的試驗轉角,θ為管道接口的轉角。

圖5 管道接口彎矩與轉角計算簡圖

圖6為不同安裝深度下管道接口彎曲力學性能曲線,接口安裝深度分別從45 mm增加至90 mm,由于管道內壓對接口軸向張開量存在一定影響,因此每組工況具體安裝深度以實際測量為準。根據承插式接口安裝深度的不同,管道接口轉角-彎矩曲線大致分為3個階段:線性增長階段、塑性發展階段和承載力極限破壞。

在圖6(a)中,當管道接口轉角較小時,轉角-彎矩曲線隨著角度的增大保持線性增長,當DN150型管道接口安裝深度比λ在0.48～0.74范圍內,管道接口剛度緩慢增長,此時管道插口與承口臺肩未產生較大擠壓變形。當λ在0.74～0.95間,隨著管道轉角不斷增大,插口與承口臺肩發生嚴重擠壓變形并快速進入塑性發展階段,同時接口彎矩也迅速增大,此時管道插口頂端與底端的局部應力集中演化為橢圓形變,進而無法滿足橡膠圈足夠的壓縮變形,提前發生承載力極限破壞。

圖6 不同安裝深度下管道接口轉角-彎矩曲線

圖6(b)為DN200型管道接口的轉角-彎矩關系曲線,當安裝深度比λ在0.45～0.6時,接口彎曲力學性能曲線規律大致類似DN150,接口抗彎剛度線性緩慢增加,管道插口未發生較大塑性變形。當λ在0.65～0.85范圍內,此時插口受力于承口臺肩,接口開始緩慢進入塑性發展階段,但由于DN200管道接口截面慣性矩較大,λ為0.85時,接口彎矩已達到17 kN·m,但管道插口仍未發生明顯塑性變形,而此時橡膠圈已嚴重壓縮破壞發生漏水,極限轉角也有所降低。考慮到作動器量程有限,未進一步加載更深的安裝深度,但通過對DN150管道接口彎曲力學性能曲線分析,當DN200管道在更嚴重荷載作用下,較深的安裝深度會導致管道承插口的塑性變形,提前發生屈曲、襯層脫落、滲漏等極限狀態破壞。

圖7 不同安裝深度下的接口極限彎曲狀態

圖8為兩種管徑的管道接口在不同安裝深度下的極限轉角對比,根據試驗數據散點進行線性擬合,可將不同安裝深度下的極限轉角分為以下兩個階段:1)首先兩種管道接口存在最小安裝深度42 mm,當安裝深度小于此值時接口無法發揮密封效果,直接出現漏水破壞。當管道接口安裝深度比λ約在0.45～0.65范圍內,此時管道接口極限轉角隨著安裝深度的增加而增大,并在λ≈0.67時達到最大轉角,分別為15.9°和12.8°;2)當λ在0.65～0.95范圍內,接口極限轉角并未隨著安裝深度的增加而增大,相反,此時管道插口由于較大彎矩作用發生塑性變形,橡膠圈已無法發揮密封作用,提前出現漏水破壞。本文從變形角度將規范設計允許偏轉角度定義為管道接口的“正常使用極限狀態”,而試驗結果表明規范給出的設計轉角5°(DN150)和 4°(DN200)均較為保守,合理的安裝深度比可將接口極限轉角增至規范限值的3倍左右。

圖9為DN150型管道承插式接口在單調加載下的縱向應變分布,該工況的安裝深度為88 mm(λ=0.94),接口發生嚴重的屈曲變形。從圖9(a)得出,由于管道承口具有較大的剪切和抗彎剛度,加載完成后并未產生較大的變形,縱向應變均處于彈性變形階段,承口內壁只有少量水泥襯層脫落。而管道插口則出現不同程度的變形,圖9(b)中當轉角在8.5°時,插口頂端受彎開始產生較大拉應變,兩側輕微受壓,底端由于局部折彎產生較大殘余應變,達到5.7×10-4。圖10為DN150管道加載結束后的承插口破壞形態,此時插口水泥內襯由于塑性大變形產生大量襯層脫落,損壞長度已大于管徑的1/4,同時接口橢圓度達到4.2%,超出規范允許限值2%[22],而承口處除部分水泥襯層脫落外,橡膠密封圈也在較大壓力下產生永久塑性變形,并在與插口接觸的密封側發生結構性破壞,嚴重影響其止水密封效果。

圖8 不同安裝深度下管道接口轉角限值

圖10 DN150管道承插口屈曲變形

2.2 往復加載對接口力學性能影響

圖11為往復彎曲作用下兩種管道接口轉角-彎矩曲線,對比了不同安裝深度對管道接口往復彎曲力學性能的影響。在圖11(a)中,當DN150型管道安裝深度為94 mm(λ=1)時,管道接口初始抗彎剛度便遠大于深度為80 mm(λ=0.85)時的剛度,但隨著往復加載周期的增大,抗彎剛度出現明顯的退化,同時相同幅值的兩次加載也出現剛度差異,第二次加載下的接口極限彎矩較小些,而λ=0.85時的工況則未出現較明顯的剛度退化,分析原因有如下兩點:一方面往復周期加載會使接口出現損傷累積,進而導致抗彎剛度有所下降;另一方面由于安裝深度較大,管道插口出現塑性變形,第二次的同幅值加載便表現出略低的抗彎剛度。圖11(b)中將DN200型管道初始安裝深度調整至90 mm(λ=0.9),此時兩種工況下接口彎矩幅值相差較小,但在相同轉角情況下,加載前期正彎矩作用的接口彎矩較負彎矩下大,由于管件及管內水的自重,接口向下彎曲需要更大的加載力,但后期轉角較大時,此時加載力主要成分為承插接口的阻抗力,因此正負彎矩作用下接口的峰值彎矩相差較小。此外,兩種管徑的管道接口在單調加載下的彎曲試驗結果曲線基本上外包往復加載下的試驗結果,進而說明不同的加載形式對管道接口的受彎力學性能影響較小。

圖11 往復彎曲作用下管道接口轉角-彎矩曲線

DN150和DN200型承插式管道接口的豎向有效抗彎剛度Ke可由式(5)計算:

(5)

式中Mp和θp分別為每一次加載周期內管道接口的峰值彎矩和對應的轉角。

圖12對比了兩種管道在不同安裝深度下的有效抗彎剛度,圖中包括了正向和負向彎矩下的有效抗彎剛度,上文分析了管道向下彎曲時的接口抗彎承載力較向上時略大,故圖中在相同轉角時的部分數據散點有較大離散,如圖12(a)中安裝深度為94 mm(λ=1)時,正彎矩作用下的Ke約為負彎矩下的1.5倍。根據試驗數據散點進行線性擬合,有效抗彎剛度基本大致隨著接口轉角增大呈線性增長趨勢,但后期轉角較大時,接口出現塑性變形及剛度退化,因此增長幅度略微降低,并且后期相同加載峰值下的Ke也出現較大差異。

圖12 管道接口有效剛度

3 結 論

本文對DN150和DN200型球墨鑄鐵供水管道接口的彎曲性能進行了研究,在水壓0.2 MPa情況下,考慮不同安裝深度比及加載形式對接口力學性能及變形特征的影響,給出了不同軸向位移和轉角組合模式下管道接口的破壞閾值包絡線,并對接頭破壞形態進行分析,得出以下結論:

1)根據承插式接口不同的初始張開量,管道接口轉角-彎矩曲線大致分為3個階段:線性增長階段、塑性發展階段和承載力極限破壞。當接口安裝深度比λ在0.67左右時,管道可承受最大轉角,DN150和DN200管道可分別承受15.9°和12.8°,為規范允許轉角的3倍左右;當接口安裝較深時,即λ在0.8～1.0范圍內,插口在彎曲時出現塑性屈曲,提前發生漏水破壞。

2)當安裝深度相同時,單調加載和往復加載對承插式管道接口的力學性能影響較小,單調加載曲線略外包往復加載曲線;當安裝深度有差異時,安裝較深時管道接口有效抗彎剛度較高,并隨著轉角增大呈線性增長,但在相同加載峰值中,第二次加載時管道接口剛度退化較為顯著。

3)管道插口發生屈曲破壞時,管頂和管底軸向受拉變形,兩側輕微受壓,其中管底產生較大殘余應變,約為5.7×10-4, 此時接口橢圓度已達4.2%。