Seismic response analysis and damage assessment of urban water supply networks considering influences of crossing pipelines
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摘要: 以北京市某地区埋地供水管网为实例,通过直线型和交叉型典型管道二维有限元模型,系统分析了管道规格、接口形式、场地条件、地震动强度等级和地震动入射角等关键参数对管道接口轴向和转角变形的影响,得到了不同设防烈度地震动作用下该供水管网的损伤情况。基于国内外管道接口试验数据统计分析结果,确定了基于接口变形量的管道损伤判定准则,并用于不同管道接口类型地震损伤评价,建立了不同场地条件下典型管道接口地震损伤数据库。根据管道属性、场地信息和管道接口地震损伤数据库,基于GIS软件绘制管网地震损伤分布图。结果表明:相同烈度地震作用下,管线交叉处接口峰值变形量约为直管线接口的1.5倍~2.0倍,其中与法兰接口邻接的承插式接口存在峰值变形突变。罕遇烈度地震动作用下的管网地震损伤程度远高于设防烈度,且破坏多集中于Ⅳ类场地和管线交叉处。Abstract: Based on a buried water supply network in Beijing, the two-dimensional finite element models for the network are developed in this study. The influences of the critical parameters, such as the pipe diameter, joint type, site condition, intensity level of ground motion and incident angle of seismic wave, on the axial and bending deformations of pipe joints are systematically investigated, and the seismic damage status of the water supply network under different intensity levels of earthquakes is evaluated. Moreover, the criteria for damage assessment of the pipelines based on joint deformation are developed through the statistical analysis of the test results of the worldwide pipeline joints. These criteria are subsequently used for the seismic damage assessment of different types of pipeline joints. A seismic damage database of typical pipeline joints buried in different engineering sites is established. Finally, according to the pipeline properties, engineering site conditions and seismic damage database of typical pipeline joints, the seismic damage distribution maps of water supply networks are developed using the GIS. It is found that the peak deformations of the joints at the pipeline cross junctions are about 1.5 to 2.0 times those of the joints in a straight pipeline under the same intensity of earthquake ground motions. Besides, sudden changes of the peak seismic deformations occur at the push-on joints adjacent to the flange joints. The pipeline network suffers much more severe seismic damage under the considered maximum earthquake than under the design level of earthquake. The seismic damage mainly concentrates in the site class Ⅳ and the cross junction of the pipelines.
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0. 引言
历史震害经验表明,地震作用下城市供水管道破坏往往会造成巨大的经济损失,给人们的日常生产生活带来严重影响。
1995年阪神地震[1]对供水管道造成了严重破坏,整个地震灾区受损的输水管道多达4000条,其中球墨铸铁管以接口滑脱为主,铸铁管和PVC管接口滑脱和管体损伤均有记录。2008年汶川8.0级地震[2],震区中有448个乡镇的地下管线被严重破坏,其中131个乡镇共8070多公里的供水管道完全损毁。2016年日本熊本7.0级地震[3],DN100—DN300管线破坏率达36%。通常情况下,供水管道的主要地震破坏形式[4]有管体破坏、接口破坏和管件及连接处破坏3种,其中管道接口破坏是最为常见的破坏形式。
影响地下管线震害的主导因素是地震烈度、场地条件、管材管径和管道接口形式[4]。O'Rourke等[5-6]汇总整理了以往地震灾害中埋地管网的损伤状况并将地理信息系统(GIS)技术用于1994年北岭地震供水系统破坏情景的模拟。Shirozu等[7]调查了阪神地震中的供水管网受损情况,将破坏管线、支线网络、地表地质资料、液化程度和地震烈度等方面集成在GIS数据库中,分析了供水管线各种破坏模式的原因。冯启明等[8-9]结合计算模型结果和震害数据、专家经验,并考虑地震动强度、管道埋深和内压、温度等影响因素,建立了供水系统震害预测系统。Nourzadeh等[10]对德黑兰地区天然气管网进行地震危险性分析,采用有限元模型详细分析了不同土体中各类管径、管材和弯头形式管道的地震响应规律,建立了管道损伤评估准则,并利用GIS平台生成管网损伤空间分布图,最后针对损伤严重管线提出抗震改造措施。Makhoul等[11]对黎巴嫩比布鲁斯地区进行地震危险性分析,根据管道地震损伤经验公式,通过Ergo灾害风险评估软件对该地区不同土体中各类污水管道进行了震害预测,据此给出了城市污水管网抗震韧性的提升建议。目前已有诸多学者针对地下管网震害预测及地震灾害情景可视化构建展开丰富研究和探讨,但依旧存在部分不足之处,首先在管线抗震能力评估方面,已有研究多集中于直管线接口轴向变形失效模式,而对于复杂交叉管线接口的轴向变形及转动失效模式研究较少;其次在管网整体的震害评估方面,管线震害经验公式对案例管网难以体现较为理想的适用性,缺少对案例场地的地震动背景、场地条件进行针对性的有限元模拟,无法更为真实可靠地确定管网中管线地震损伤的高危管线。
本文以北京市某地区埋地供水管网实例为对象,建立了不同管径、接口形式和土体条件的交叉管线有限元模型,根据案例场地条件信息拟合人工地震动,研究在不同地震强度等级下的供水管道接口地震响应规律。并使用ArcGIS软件进行管道模型数据提取和属性处理,获得基于物理模型的城市供水管网抗震性能评价方法,实现了对城市供水管网抗震能力的空间分析与评价,为管线加固改造、管网系统功能评估提供依据。
1. 基于物理模型的城市供水管网系统地震响应分析方法
本文根据实例管网的场地条件和管线属性参数,构建代表性管线地震响应分析模型,进而评估供水管网中所有管道的抗震性能,图 1给出了基于物理模型的城市供水管网地震响应分析方法流程。
(1)首先将案例供水管网数据、场地钻孔资料整理到GIS数据库中。
(2)将案例管网所在区域划分为50 m×50 m的网格,根据场地勘察资料报告计算网格等效剪切波速及划分工程场地类型。
(3)将管网分布图和网格场地分类图选择不同场地中代表性管线结构类型,建立有限元分析模型。
(4)计算分析不同地震强度等级及地震动入射夹角下的管道接口响应规律,并统计每种地震动强度下的最不利工况组合。
(5)结合国内外管道接口试验及相应规范限值要求,建立基于接口变形量的管道损伤划分等级表,并对各工况下的管道接口地震响应结果进行分类统计,赋予所有网格中管线元件损伤属性,最终可获得基于物理模型的城市供水管网系统地震损伤分布图。
2. 场地信息
本研究选取北京市某地区埋地供水管网所在场地条件,按照《室外给水排水和燃气热力工程抗震设计规范》(GB 50032—2003)[12]规定,该区域抗震设防烈度为8度区,场地类别为Ⅲ类和Ⅳ类。本文选用研究区域中两种不同的典型土体条件分别代表该区域中Ⅲ类、Ⅳ类场地中所有的地层类型,表 1给出两类场地的土层物理参数信息。
表 1 研究区域代表性地层参数信息Table 1. Representational parameters of soil layers in target region场地编号 土层种类 厚度
H/m密度
ρ/(kg·m-3)弹性模量
E/MPa剪切波速
Vs/(m·s-1)场地
类别① 杂填土 3 1700 4 100 Ⅲ类 粉土 4 1850 12 75 中砂、细砂 5 1900 32 200 粉质黏土 6 1900 70 375 ② 碎石填土 4 1800 10 80 Ⅳ类 细砂、粉砂 7 2300 56 180 细砂、中砂 4 2400 80 200 砂质粉土 7 1400 20 360 3. 数值模拟
3.1 管道模型
图 2为典型供水管线数值分析模型,选择5种代表性交叉管线形式作为研究对象,分别为直线型、T型、L型、十字型、45°斜交型,其中不同管径交叉管件单肢长度依据ISO规范[13]规定的制造公称尺寸选取,其接口采用法兰连接形式,支干线中球墨铸铁单节管段长6 m,接口形式均为胶圈柔性承插式连接,根据日本水道协会(JWWA)指南建议[14],管线数值模型中干线和支线长度均取为300 m。
图 2(b)给出了具有相互独立的轴向、剪切向和弯曲弹簧的管道接口简化力学模型,在OpenSees中采用非线性弹簧单元拟合柔性承插式接口的非线性力与位移、弯矩与转角的力学关系。据国内外试验统计[15-24],表 2给出了典型管径的球墨铸铁管道接口模型力学参数,部分大管径接口力学参数按照线性插值法确定。轴向弹簧受压时的刚度设置与管道抗压刚度一致,管道接口剪切向弹簧刚度设置与管段的剪切刚度一致,用于模拟插口与承口发生受压碰撞时的力学响应。
不同管径的法兰盘尺寸、螺栓及密封垫片规格均统一按照国际规范[13]选取,法兰接口刚度取值依据目前广泛使用的Waters法[25],其设计思想主要基于垫片系数m和预紧比压y两个参数,在根据垫片材料及法兰连接密封形式确定m,y的参数值后,进行正常使用状态下需要的最小垫片压紧力计算,在给出垫片应力的前提下进行力平衡的计算,结合案例管网平均供水压力0.28 MPa,换算出密封垫片初始压缩量及法兰接口的刚度值。
3.2 土体模型
本文选用弹性地基梁模型模拟埋地管道在地震响应中的管-土相互作用,如图 2所示,图中采用离散的非线性弹簧模拟管道与土体间的相互作用,根据美国生命线联盟(ALA)规范[26]推荐方法计算。
(1)轴向土弹簧刚度计算
管道周围土体的力学特性决定了管道受到的水平双向土弹簧特性,单位长度上的轴向土体摩擦力为
tu={πDαSu(黏土)πD2¯γH(1+K0)tankϕ(砂土), (1) xu={2.54~5.08 mm(砂土)5.08~10.16 mm(黏土)。 (2) 式中:tu为管道单位长度上的峰值轴向土体阻力,xu为轴向土弹簧屈服位移,D为管道外径,α为黏聚系数,Su为不排水剪切强度,γ为土的有效重度,H为管道埋深,k0为静止土体侧向压力系数,k为管土间摩擦系数,φ为内摩擦角。
(2)横向土弹簧刚度计算
Pu={SuNchD (黏土)¯γHNqhD (砂土), (3) yu={0.07 to 0.1(H+D/2) mm (松砂)0.03 to 0.05(H+D/2) mm (中砂)0.02 to 0.03(H+D/2) mm (密实砂)0.03 to 0.05(H+D/2) mm (硬到软砂)。 (4) 式中:Pu为管道单位长度上的峰值横向土体阻力,yu为横向土弹簧屈服位移,Nch为与土体黏聚力有关的参数,Nqh为土体内摩擦角有关的参数。
根据上文两类场地地表覆盖土物理力学参数进行土弹簧参数取值。以回填杂填土、DN200球墨铸铁管道为例,土弹簧模型参数取值:管道埋深H均为2 m,土体有效重度为17.4 kN/m3,静止土体侧向压力系数K0取0.46,在ALA规范中tankϕ建议取值为0.6~0.7,本文取中间值0.65,Nqh根据ALA规范建议取11,xu,yu分别取规范建议中位值3.81,188mm,根据式(1),(3)计算得tu=10.38 kN/m,Pu=76.56 kN/m。
3.3 接口失效模式及损伤划分
基于已有试验研究及工程实践经验,以承插式接口的张开量与转角、法兰接口的压缩量及转角为损伤指标,评价该区域供水管网在不同地震动强度下的损伤程度。O'Rourke等[27]统计出管道接口漏损张开量Δu与承插口安装深度dp比值的概率密度函数服从正态分布,并根据不同地应变下的管道接口易损性概率分布情况,确定铸铁管道在不同接口张开量下的每公里接口漏损数。本文借鉴O'Rourke等[27]提出的方法,对国内外现有的球墨铸铁管接口力学性能试验数据进行汇总整理,并通过一种确定离散数据概率分布参数的方法(概率纸法)进行数理统计。球墨铸铁管接口力学性能试验数据见表 3,将管道接口漏损张开量Δu与承插口安装深度dp的比值记为随机变量X。对随机变量X1,X2,…,XN的大小进行升序排列并编号,将第m个值绘制在累计概率值m/(N+1)处,依据概率纸法[28]即可判断随机变量X的数理统计规律。
表 3 球墨铸铁管道接口拉伸试验结果统计Table 3. Statistics of tensile test results of DI pipe joints样本
编号直径D/mm 管内水压P/MPa 接口渗漏张开量Δu/mm 安装深度dp/mm 随机变量X
(Δu/dp)参考文献 1 100~250 — 30.5 — — Singhal等[15] 2 200 0.4 41~49.16 100 0.41~0.492 刘为民等[16] 3 150 0.2 70~80 94 0.745 周静海等[17] 4 200 0.2 65 100 0.65 5 200 0.6 48 100 0.48 同济大学[18-19] 6 200 0.2 51.7~66.98 100 0.517~0.67 7 150 0.38 56 85.8 0.653 Wham等[20] 8 200 1.0 60 100 0.6 王颂翔[21] 9 150 0.2 52.6~53.1 100 0.526~0.531 李冠潮[22] 10 200 55.3~56.2 100 0.553~0.562 11 300 51~54 100 0.51~0.54 12 150 0~0.3 54.15~55.77 94 0.576~0.593 李晓晓等[23],钟紫蓝等[24] 13 200 0,0.1 60,58 100 0.6,0.58 14 400 0 50 110 0.455 经计算可得:球墨铸铁管道接口漏损张开量比例均值μ = 0.55,标准差σ = 0.084,为考虑不同试验工况的随机误差,引入3σ准则[28],以保证接口漏损张开量出现在区间[μ±3σ]上的概率为99.74%,本研究将μ-3σ = 0.298作为接口严重破坏限值,对应接口张开量为30 mm。同时,《室外给水排水和煤气热力工程抗震设计规范》(GB 50032—2003)[12]中规定所有管径承插式类铸铁管接口设计允许位移量为10 mm,即为正常使用极限状态限值。
对于承插式柔性接口球墨铸铁管线,管线弯曲变形主要集中在柔性接口处,而管段自身所产生的变形较小,通常地震作用下不会产生塑性变形,因此本文假设球墨管道材料为线弹性,弹性模量Ep =160 GPa。中国球墨铸铁给排水管道工程施工及验收规范技术要求[29]给出了不同管径的T型接口设计允许偏转角度,同时取其75%作为安装过程中允许偏转角,为便于供水管网损伤状态统一化比较,本文分别取该两值作为正常使用极限状态限值与严重破坏限值。
法兰接口发生密封失效的原因在于,当法兰发生偏转时,法兰与垫片间的接触面间隙使得密封面无法完全贴合,最终导致泄露发生。法兰偏转是由外荷载、介质压力及螺栓荷载共同作用下引起的法兰体的弯曲变形、垫片的非均匀压缩及螺栓弯曲这3种变形相互协调共同造成的。为此,本文法兰接口的损伤状态按照《压力容器》[25]与ISO规范限值确定,其中ISO规范[30]给出橡胶垫圈密封压缩量不宜大于初始厚度h0的50%,否则易发生胶圈材料压缩破坏,因此选取该值作为正常使用极限状态限值;《压力容器》中对于整体法兰,限制接口转角不超过0.3°,以保证法兰的紧密性,为此选取该值作为接口严重破坏限值。
通过上述归纳的试验研究及规范允许变形值,分别总结出正常使用极限状态限值与严重破坏限值,进而可将管道接口性能状态划分为3个区间等级,依次为基本完好、中等破坏和严重破坏。
(1)球墨铸铁管道承插式接口
[U]={d≤10mm 且Ro≤0.75Roc(基本完好)10mm<d≤30mm 或0.75Roc<Ro≤Roc(中等破坏)d>30mm 或Ro>Roc(严重破坏)。 (2)法兰接口
[U]={ζ≤50%(基本完好)ζ>50%(中等破坏)Ro > 0.3°(严重破坏)。 式中:d为接口峰值张开量;Ro为接口峰值转角;ζ为密封垫片压缩比(Δh/ho);Roc为接口设计允许转角。
4. 地震动输入
考虑到城市供水管网系统为浅埋类地下结构,通常埋深不超过5 m,本文近似选取地表地震动进行管线地震反应分析。为研究不同地震作用强度的影响,分别根据案例区域Ⅲ类和Ⅳ类场地地表设计反应谱合成6条人工地震动,对应50 a超越概率分别为63%(E1)、10%(E2)和2%(E3),其加速度时程及反应谱见图 3。
针对不同交叉形式的管线数值模型建立整体坐标系,如图 4所示,假设地震波f(t)从坐标原点开始传播,并在平面内与供水管网整体坐标x轴呈θ°向外传播。本文采用地震动多点非一致激励分析时只考虑传播过程中的行波效应。根据两类场地(Ⅲ类和Ⅳ类)土层的等效剪切波速,分别依据工程经验视波速vapp取值为300,150 m/s[31],进而求得每个输入点di(xi,yi)处在传播方向上的地震动时程fi(t),将fi(t)沿x轴和y轴分解得到输入点时程fix(t)和fiy(t)。
5. 管线抗震分析结果
该研究区域供水系统管道总长度约为40 kM,主干管线管材为球墨铸铁管,公称管径为DN100~DN1000,管道埋设深度位于地下1.5~2.5 m,根据规范[29]要求,管顶最小覆土深度不得小于土壤冰冻线(北京0.85 m)以下0.15 m,同时为便于数值模型计算,本文暂时不考虑管网高程差的影响,所有管线模型埋深均统一取为2 m。其中交叉管件与各支管线的连接形式为法兰连接,其余直管线段均采用承插式柔性接口连接,具体管道规格参数见表 4。
表 4 研究区域管道规格Table 4. Pipeline types in target region管道
编号规格/mm 1 100×9×6000 2 200×12×6000 3 400×15×6000 4 600×15.8×6000 5 1000×18×6000 注:规格为内径×壁厚×长度。 根据上述建模方法建立不同工况下的交叉管线数值模型,包括直线型、T型、L型、十字型和斜交45°型五种形式,为便于比较不同接口形式的地震响应,统一将水平x向管线定义为干线,另一侧管线为支线;将与交叉管件邻接的承插式接口峰值张开量与直线型管线接口峰值张开量的比值定义为影响系数λ。
5.1 接口交叉形式的影响
在Ⅲ类场地E2地震作用下,地震动入射角为0°时,不同交叉形式的DN200管线接口峰值张开量及转角响应见图 5。当入射角为0°时,干线与地震动入射方向平行,支线与入射方向垂直,因此接口轴向变形基本集中于干线,接口横向弯曲变形多集中于支线。
图 5(a)中,T型、十字型和斜交45°型的接口峰值张开量变化基本一致,交叉管线处法兰连接的抗拉刚度较大,因而其接口张开量相对较小,均未超过0.002 mm,远小于螺栓屈服位移。法兰接口峰值压缩量达至0.6 mm左右,根据损伤指标划分,橡胶垫片安全可压缩量为0.78 mm,因此法兰接口功能状态处于基本完好状态。与法兰接口邻近的承插式接口出现变形突变,峰值张开量达到6.6 mm左右,其影响系数λ=1.5;交叉管件与其邻接的承插式管道影响范围有限,基本在2个接口数左右,当远离交叉管件时,承插式接口张开量降至4.4 mm,小于规范允许变形值10 mm。
图 5(b)为支线上所有接口峰值转角,此时四种交叉形式的管线接口弯曲变形呈现出不同的分布规律。L型管线接口的峰值转角最大,达到0.11°,斜交45°型管线次之,T型和十字型支线峰值转角最小。
5.2 地震动入射角的影响
在Ⅲ类场地E2地震作用下,选取L型和十字型交叉管件,分别进行不同地震动入射角下的管线动力分析;地震动入射方向与交叉管线结构对称轴呈0°,30°,45°,如图 6所示。
图 7为在不同地震动入射角下的L型交叉管线接口峰值变形,根据5.1节所得出的规律,在远离交叉管件的直管线处,接口峰值变形均为稳定值,因此本节分析交叉管件左、右侧部分管线接口处的响应结果。不同地震动入射夹角对数值模型的影响,体现在相邻土节点处地震动的延时距离及地震动双向分解后的幅值差异,因此不同的地震动入射角下管线接口的峰值变形分布规律各有差异。当地震动传播方向与管线结构对称轴平行或垂直时,管线各接口响应也呈对称分布,如45°与-45°夹角下的管线接口响应基本一致;当入射角减小至0°时,荷载方向与管线结构具有更强的非对称性,管道干线各接口张开量与支线接口转角随之增大,在交叉管件接口处更易发生扭转破坏。L型交叉管件邻接的承插式接口未出现突变变形,且不同入射角度对峰值张开量影响系数λ的影响较小,在4种入射角下影响系数λ均为1.02左右。
图 8为十字型交叉管线在不同地震动入射角下的接口峰值变形,不同于上文所述L型管线的接口响应规律,在十字型交叉管线中,法兰接口对承插式柔性接口的影响更为显著。不同入射夹角对支干线各接口的峰值变形影响规律类似L型管线,当入射角从45°逐渐减小至0°,干线接口张开量、支线的横向转角也随之增大,而不同入射角度对峰值张开量影响系数λ的影响较小,在3种入射角下λ均为1.5左右,在该3种工况下,干线接口峰值张开量依次为4.7,5.6,6.6 mm,支线接口峰值转角均小于0.03°,法兰接口与承插式接口变形均未超过正常使用极限状态限值。
根据图 7,8的分析,不同地震动入射角度对接口响应结果的影响可以概括为以下两方面:①入射方向与主干管线夹角较小时,会产生较高的管线接口位移和转角,如在0°入射下L型交叉管线以干线接口张开量和支线转角变形为主;②入射方向与主干管线夹角较大时,如45°入射下十字型交叉管线以干支线接口转角为控制破坏模式。由于不同入射角影响地震动分解后的幅值大小及延时距离,如0°入射下为原始地震动幅值,同时地震动入射方向上相邻土节点间距较远,体现出更强的时滞性,进而接口响应较其他工况更为剧烈,为此,下文数值计算模型均选用0°入射角作为最不利分析工况。
5.3 地震强度及场地类型的影响
根据提供的地勘资料显示,该研究区域按《室外给水排水和燃气热力工程抗震设计规范》[12],可大致分为Ⅲ类和Ⅳ类两种场地类型。本文分别选用两类场地中表层覆盖土参数信息作为土弹簧建模参数,并根据相应的视波速对地震动进行延时处理,并采用0°入射角进行建模计算。现分别提取E1,E2和E3地震作用下DN200球墨铸铁管线在两类场地中的响应结果,选用常见的L型和十字型管线形式进行对比分析。
图 9为不同地震作用下两种管线形式的支干线接口峰值变形,在Ⅲ类场地中,L型管线在E1至E3地震作用下干线接口峰值张开量分别为2.4,4.4,7.3 mm,在E3作用下,支线接口峰值转角达至0.31°,不过管线整体均处于基本完好状态。而在Ⅳ类场地中,干线接口峰值张开量依次为4.3,9.3,17.3 mm,相较Ⅲ类场地下的结果分别增大了79%,111%,137%,此时在E3地震作用下干线接口已出现中等破坏。
十字型管线接口破坏形式更为多样,在Ⅲ类场地下,E1和E2地震作用下管线基本未出现损伤,而在E3作用下,法兰接口峰值压缩量已达1.1 mm,承插式接口峰值张开量为11 mm,均已超过正常使用极限状态限值。Ⅳ类场地下,两种形式的管道接口在E2地震作用下便已出现中等破坏,在E3作用下,承插式接口峰值张开量更是达到28.7 mm,已接近严重破坏。同时,在不同场地下,管线接口张开量影响系数也存在差异,在Ⅲ类场地中,3种强度地震动下影响系数λ均在1.5左右,而Ⅳ类场地中,从E1,E2和E3作用下,影响系数λ依次为1.49,1.61,1.67。
5.4 管道直径的影响
表 5给出了在Ⅲ类场地,E2地震作用下,5种不同管径的十字型管线在地震动0°水平入射下,支干线所有接口的峰值变形,其中不同管径的交叉管线数值模型差异主要体现在管道物理尺寸、接口刚度取值以及土弹簧刚度。为了更明显比较出不同管径对交叉管线接口地震响应规律的影响,现对结果数据进行标准化处理,将各管径工况下的计算结果与DN100管径下的结果作除,以直观体现出管径对接口变形的影响程度,具体结果见图 10。
表 5 交叉管线接口响应结果Table 5. Seismic responses of cross-type pipeline joints公称直径 承插式接口 法兰接口 峰值张开量dmax/mm 峰值转角Rmax/(°) 峰值压缩量
Pmax/mm峰值转角Rmax/(°) 100 6.33 1.9×10-2 0.872 2.20×10-3 200 6.37 2.0×10-2 0.611 0.90×10-3 400 6.40 2.1×10-2 0.518 0.26×10-3 600 6.46 2.3×10-2 0.494 0.18×10-3 1000 6.54 3.8×10-2 0.287 0.10×10-3 在远离交叉处的直管线,不同直径管线的接口峰值张开量差异较小,均稳定于4.4 mm左右;根据共同变位的假定,对于分段埋地管道,在地震作用下的土体变形由管道柔性接口承担,在直管线段的接口响应规律符合规范认知。同时,在交叉管件邻接管段的接口峰值张开量受管径影响依旧较小,从DN100至DN1000,承插式接口dmax仅增加了0.2 mm,但峰值转角Rmax则增长了一倍,但在变形量上均处于基本完好状态。反观法兰接口的地震响应则有着相反的发展规律,接口峰值压缩量与转角均随着管径的增加而减小;原因在于随着管径增加,法兰接口刚度较同管径下的承插式接口刚度增长更快,进而交叉管件法兰接口与其邻接的承插式接口的刚度差更大,导致土体变形由承插式柔性接口承担较多的变形量,其中DN100管线法兰接口峰值压缩量umax已达到0.87 mm,超出ISO限值0.72 mm,发生中等破坏。
5.5 接口损伤结果
本研究针对6种管径、5种管线交叉形式、两种管道接口类型、两种不同场地类型,3种地震强度等级及多种地震动入射角进行组合建模。表 6为各工况下管线接口的损伤情况,其中直线型与L型管线接口损伤分类基本一致,其承插式接口与法兰接口在大部分工况下均处于基本完好状态,而T型、十字型和斜交型管线由于在交叉管件邻近接口处发生突变变形,因此损伤状态较为多样。其中承插式接口基本随着地震强度等级增加,发生中等破坏的概率也逐渐增大,当管径大于DN600时,在Ⅳ类场地,E3作用下,多通接口处甚至出现严重破坏。而法兰接口损伤基本集中于密封垫片压缩破坏,当管径较小时,接口更易发生中等破坏,当管径大于DN400时,法兰接口受损数量逐渐减小,接口性能大多处于基本完好状态。
表 6 管线接口损伤表Table 6. Statistics of damage of pipeline joints接口形式 场地类型 管径 多通形式 地震动等级 损伤分类 承插式接口 Ⅲ类 All 直线/L型 E1/E2/E3 基本完好 T型/十字型/斜交型 E2 基本完好 E3 中等破坏 Ⅳ类 All All E1 基本完好 直线/L型 E2 基本完好 T型/十字型/斜交型 中等破坏 直线/L型 E3 中等破坏 <DN600 T型/十字型/斜交型 中等破坏 ≥DN600 严重破坏 法兰接口 Ⅲ类 All L型 E1/E2/E3 基本完好 DN100 T型/十字型/斜交型 E1 基本完好 E2/E3 中等破坏 DN200 E1/E2 基本完好 E3 中等破坏 ≥DN400 E1/E2/E3 基本完好 Ⅳ类 All L型 E1/E2/E3 基本完好 DN100 T型/十字型/斜交型 E1/E2/E3 中等破坏 DN200 E1 基本完好 E2/E3 中等破坏 ≥DN400 E1/E2/E3 基本完好 根据表 6的分析,可总结不同建模关键参数对管线结果的影响:①管径影响的差异,主要体现为法兰接口刚度与承插式接口刚度增加程度的差异;②直管线模型的结果均较为安全,而实际工程交叉管线模型规律各有差异,如L型管线以接口转角控制破坏模式为主、十字型管线以接口张开量控制破坏模式为主;③不同地震动入射角的影响,体现在模型土节点处地震动分解幅值及时滞性的差异。
6. 管网震害评价
依托GIS软件将场地分类图件和管网分布图叠加,根据供水管线的结构参数、场地参数及管线连接形式,将表 6中不同工况下的数值模拟结果进行损伤类别与管线GIS图层属性连接,得到该区域供水管网在不同强度地震动下的接口损伤分布,如图 11所示。
由于该研究区域被划分为若干50 m×50 m的网格,其中河道周边场地(图中浅红区域)为Ⅳ类场地,其余场地均为Ⅲ类场地(图中灰色区域)。总体而言,在多遇地震作用E1下,供水管线基本处于结构完好状态,可以保持服务功能。在基本设防烈度地震作用E2下,集中于河道周围的Ⅳ类场地中的部分管线出现了中等破坏。在罕遇地震作用E3下,Ⅳ类场地中的供水管网基本处于中等破坏状态,部分大管径管线交叉接口处发生严重破坏;在Ⅲ类场地下也存在较多接口处于中等破坏。因此,E3地震作用下会产生较多的接口破损,需研究后续的改造和应对措施。
图 12给出了不同强度地震作用下供水管网整体受损长度,该图基于上文给出的地震损伤图,统计出每个网格中不同受损状态下的管线长度并进行汇总分析。其中E1地震作用下,DN30—DN100间管线存在少量中等破坏状态,在E2地震作用下,约有38%的DN200—DN400间管线总长出现了中等破坏,其余管径管线也均出现少量破坏。而在E3地震作用中,DN100—DN400间的管线占据了77%的中等破坏管线总数,同时,DN800—DN1200间管线总长中存在29%处于严重破坏状态。
7. 结论
本文采用数值模拟的方法,建立基于案例管网场地、地震动、管线等真实条件的有限元模型,考虑了复杂交叉管线接口拉伸、转动失效模式,结合GIS技术分析了北京市某地区埋地供水管网在不同强度地震作用下的损伤情况,实现了对城市供水管网抗震能力的空间分析与评价,为管线加固改造、管网系统功能评估提供依据,并得出4点结论。
(1)除了L型管线外,在T型、十字型及斜交型管线中的多通连接处,与法兰接口邻近的部分承插式接口存在着变形突变现象,其峰值张开量影响系数λ(交叉管线变形量与直管线变形量之比)约在1.5~2.0,同时影响系数λ随着地震动强度等级的增加而增大。
(2)当地震动入射方向与管线结构存在较强的非对称性时,交叉接口处更易发生扭转破坏,当入射角度为0°时,不规则的管线交叉形式易产生更大的接口响应,此时管线接口峰值转角呈现出L型 > 斜交45°型 > 十字型 > T型 > 直线型的规律。
(3)直管线基本以接口张开量作为控制破坏模式,特别地,0°入射下L型管线分别以干线接口张开量和支线接口转角为控制破坏模式,而十字型管线均以接口张开量作为控制失效模式。
(4)在多遇地震和基本烈度地震作用下,该区域供水管网基本处于功能安全状态,而在罕遇地震作用下,管网破坏多集中于Ⅳ类场地,其中Ⅳ类场地中的供水管网基本处于中等破坏状态,部分大管径的管线交叉接口处发生严重破坏,同时,在Ⅲ类场地下也存在较多接口数处于中等破坏。
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表 1 研究区域代表性地层参数信息
Table 1 Representational parameters of soil layers in target region
场地编号 土层种类 厚度
H/m密度
ρ/(kg·m-3)弹性模量
E/MPa剪切波速
Vs/(m·s-1)场地
类别① 杂填土 3 1700 4 100 Ⅲ类 粉土 4 1850 12 75 中砂、细砂 5 1900 32 200 粉质黏土 6 1900 70 375 ② 碎石填土 4 1800 10 80 Ⅳ类 细砂、粉砂 7 2300 56 180 细砂、中砂 4 2400 80 200 砂质粉土 7 1400 20 360 管径 峰值轴力Fu/kN 接触转角θ1/(°) 接触弯矩M1/(kN·m) 极限转角θ2/(°) 极限弯矩M2/(kN·m) 150 9.2 7.0 1.46 13.1 14.83 200 11.6 6.6 2.86 12.5 7.60 300 17.4 5.8 3.57 — — 400 21.0 3.9 6.00 10.5 10.00 表 3 球墨铸铁管道接口拉伸试验结果统计
Table 3 Statistics of tensile test results of DI pipe joints
样本
编号直径D/mm 管内水压P/MPa 接口渗漏张开量Δu/mm 安装深度dp/mm 随机变量X
(Δu/dp)参考文献 1 100~250 — 30.5 — — Singhal等[15] 2 200 0.4 41~49.16 100 0.41~0.492 刘为民等[16] 3 150 0.2 70~80 94 0.745 周静海等[17] 4 200 0.2 65 100 0.65 5 200 0.6 48 100 0.48 同济大学[18-19] 6 200 0.2 51.7~66.98 100 0.517~0.67 7 150 0.38 56 85.8 0.653 Wham等[20] 8 200 1.0 60 100 0.6 王颂翔[21] 9 150 0.2 52.6~53.1 100 0.526~0.531 李冠潮[22] 10 200 55.3~56.2 100 0.553~0.562 11 300 51~54 100 0.51~0.54 12 150 0~0.3 54.15~55.77 94 0.576~0.593 李晓晓等[23],钟紫蓝等[24] 13 200 0,0.1 60,58 100 0.6,0.58 14 400 0 50 110 0.455 表 4 研究区域管道规格
Table 4 Pipeline types in target region
管道
编号规格/mm 1 100×9×6000 2 200×12×6000 3 400×15×6000 4 600×15.8×6000 5 1000×18×6000 注:规格为内径×壁厚×长度。 表 5 交叉管线接口响应结果
Table 5 Seismic responses of cross-type pipeline joints
公称直径 承插式接口 法兰接口 峰值张开量dmax/mm 峰值转角Rmax/(°) 峰值压缩量
Pmax/mm峰值转角Rmax/(°) 100 6.33 1.9×10-2 0.872 2.20×10-3 200 6.37 2.0×10-2 0.611 0.90×10-3 400 6.40 2.1×10-2 0.518 0.26×10-3 600 6.46 2.3×10-2 0.494 0.18×10-3 1000 6.54 3.8×10-2 0.287 0.10×10-3 表 6 管线接口损伤表
Table 6 Statistics of damage of pipeline joints
接口形式 场地类型 管径 多通形式 地震动等级 损伤分类 承插式接口 Ⅲ类 All 直线/L型 E1/E2/E3 基本完好 T型/十字型/斜交型 E2 基本完好 E3 中等破坏 Ⅳ类 All All E1 基本完好 直线/L型 E2 基本完好 T型/十字型/斜交型 中等破坏 直线/L型 E3 中等破坏 <DN600 T型/十字型/斜交型 中等破坏 ≥DN600 严重破坏 法兰接口 Ⅲ类 All L型 E1/E2/E3 基本完好 DN100 T型/十字型/斜交型 E1 基本完好 E2/E3 中等破坏 DN200 E1/E2 基本完好 E3 中等破坏 ≥DN400 E1/E2/E3 基本完好 Ⅳ类 All L型 E1/E2/E3 基本完好 DN100 T型/十字型/斜交型 E1/E2/E3 中等破坏 DN200 E1 基本完好 E2/E3 中等破坏 ≥DN400 E1/E2/E3 基本完好 -
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