王麗娟，張家銘，張海瀟，張 銳

河北工業(yè)大學(xué)土木與交通學(xué)院，天津 300401

埋地供水管道是城市的生命線，一旦在地震中遭到破壞，將會對城市的生產(chǎn)生活產(chǎn)生巨大的影響，并給城市的災(zāi)后重建帶來不便，造成難以估量的人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失．現(xiàn)階段中國埋地供水管道的抗震設(shè)計(jì)存在不足，抗震規(guī)范中管道受力模型主要參考擬靜力分析法和反應(yīng)位移法[1-4]，這些方法只能近似模擬地震作用下管土之間的相互作用力，而忽略了輸流管道，特別是壓力流管道與管內(nèi)流體之間的流固耦合動(dòng)力作用．管道在地震波作用下會發(fā)生振動(dòng)，管道的振動(dòng)會影響到管內(nèi)流體的運(yùn)動(dòng)，流體流場的變化反過來又會影響到管道的動(dòng)力學(xué)特性，使得管道與管內(nèi)流體之間產(chǎn)生流固耦合效應(yīng)[5]．考慮流固耦合時(shí)，管道的受力更接近于工程實(shí)際狀況，計(jì)算結(jié)果也更精確[6]．因此，將流固耦合的理論應(yīng)用于埋地供水管道抗震分析中具有一定的理論基礎(chǔ)和現(xiàn)實(shí)意義．

國內(nèi)外學(xué)者針對輸流管道流固耦合受力計(jì)算進(jìn)行了研究．FARHAT等[7]概述了流固相互作用問題的三場公式，其中流體由Euler方程或N-S方程建模，結(jié)構(gòu)由有限元模型表示，流體網(wǎng)格是不穩(wěn)定的．張挺等[8]應(yīng)用有限積分法分別配合隱式歐拉法和拉普拉斯數(shù)值反演法，研究瞬時(shí)關(guān)閥時(shí)輸流直管軸向耦合振動(dòng)響應(yīng)特性．陳堅(jiān)紅等[9]采用 C++ 語言編制了充流管道單向流固耦合數(shù)值模擬程序，模擬了管內(nèi)流體壓力分布以及將流體壓力數(shù)據(jù)導(dǎo)入管道結(jié)構(gòu)中進(jìn)行管道應(yīng)力計(jì)算的過程．周知進(jìn)等[10]利用有限元的方法對不同曲率管道的流固耦合特性進(jìn)行分析，并研究了流固耦合作用對不同曲率管道位置等效應(yīng)力的影響．梁軍等[11]通過ADINA軟件建立了流固耦合有限元模型，研究了流固耦合作用下管道的抗震性能及管內(nèi)介質(zhì)和流速等參數(shù)對管道破壞的影響．從以上研究可見，流固耦合動(dòng)力學(xué)分析的理論研究已基本形成體系，然而并沒有學(xué)者對埋地供水管道在地震作用下的流固耦合動(dòng)力學(xué)問題進(jìn)行深入的研究．鑒于此，本研究將流固耦合動(dòng)力學(xué)運(yùn)用到埋地供水管道的地震響應(yīng)分析中，以球墨鑄鐵供水管道為研究對象，利用ANSYS Workbench有限元軟件建立埋地供水管道的流固耦合模型，施加土壓力荷載和地震動(dòng)力作用，分析在管-水流固耦合作用下管道總變形和等效應(yīng)力，并改變埋深、管徑、壁厚、流體流速及管道工作壓力等參數(shù)，探究管道等效應(yīng)力的變化情況，以期為埋地壓力流管道的抗震設(shè)計(jì)、施工方法及力學(xué)模型分析提供參考．

1 埋地供水管道流固耦合理論基礎(chǔ)

1.1 流固耦合控制方程

當(dāng)考慮管水之間的流固耦合作用時(shí)，流體區(qū)域和固體區(qū)域應(yīng)各自滿足其基本控制方程．對于流體區(qū)域，假設(shè)管內(nèi)水為可輕微壓縮的均勻流，考慮其黏度，不考慮熱交換過程，則其應(yīng)滿足流體質(zhì)量守恒平衡方程和動(dòng)量守恒平衡方程[12]．

質(zhì)量守恒所對應(yīng)的平衡方程為連續(xù)性方程，

(1)

其中，ux、uy和uz分別為流體在x、y和z三個(gè)方向上的速度分量；t為時(shí)間；ρ為密度．

動(dòng)量守恒是在牛頓第二定律的基礎(chǔ)上推導(dǎo)的，動(dòng)量方程在x軸方向上的表達(dá)式[13]為

(2)

其中，V為流速矢量；P為流體壓力；fx為單位質(zhì)量力在x軸方向上的分量；σxx為流體在x軸方向上的正應(yīng)力；τyx和τzx分別為沿y和z方向的切應(yīng)力．

根據(jù)式(2)，同理可得到動(dòng)量方程在y和z方向的表達(dá)式，此處不再詳述．

對于固體區(qū)域，若管內(nèi)水引發(fā)管道振動(dòng)或位移，其控制方程[13]為

(3)

其中，Ms為固體質(zhì)量矩陣；Cs為固體阻尼矩陣；Ks為固體剛度矩陣；r為固體位移；τs為固體所受應(yīng)力．

將流體與固體進(jìn)行耦合計(jì)算，首先要滿足流體區(qū)域和固體區(qū)域在耦合邊界上的運(yùn)動(dòng)學(xué)平衡方程和動(dòng)力學(xué)平衡方程[14]．對于埋地供水管道，耦合面即為管道的內(nèi)壁面，其運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)條件為

(4)

其中，df為流體的邊界位移；ds為固體的邊界位移；τf為流體應(yīng)力；τs為固體應(yīng)力．

對于無滑移壁面，流體流速v=ds； 當(dāng)耦合界面發(fā)生相對滑移時(shí)，則有

nv=nds

(5)

其中，n為液體流動(dòng)方向．

1.2 流固耦合有限元求解方法

利用有限元方法求解流固耦合問題，需要分別列出兩者的有限元運(yùn)動(dòng)方程并聯(lián)立．在引入有限元近似形函數(shù)和考慮耦合界面阻尼能量損耗的情況下，基于流體的連續(xù)性方程和動(dòng)量方程，得到流體的運(yùn)動(dòng)方程[15]為

(6)

其中，Pe為流體壓力；Ue為結(jié)構(gòu)位移；Mef為流體的質(zhì)量矩陣；Kef為流體的剛度矩陣；Cef為流體的阻尼矩陣；ρRe為耦合質(zhì)量矩陣．

當(dāng)固體結(jié)構(gòu)受到流體施加的動(dòng)水壓力后，振動(dòng)方程為

(7)

其中，F(xiàn)e為外部荷載矩陣；Re·Pe為流體壓力荷載矩陣．

通過聯(lián)立式(6)與式(7)，得到流固耦合的有限元方程為

(8)

式(8)表明，在流固耦合面上，各個(gè)節(jié)點(diǎn)具有同樣的位移和壓力自由度，當(dāng)流體區(qū)域和固體區(qū)域耦合面上的接觸節(jié)點(diǎn)的解確定后，通過求解式(8)可確定耦合面上的解向量，從而解決流固耦合動(dòng)力學(xué)問題．

2 管道流固耦合的有限元分析

2.1 建立管-水流固耦合模型

運(yùn)用1.1節(jié)中的流固耦合理論基礎(chǔ)建立管-水流固耦合模型．該模型由流體相和固體相兩部分組成，兩相交界的耦合面包含管道內(nèi)壁面和流體外壁面．建立模型時(shí)應(yīng)首先應(yīng)根據(jù)管道的幾何尺寸建立管道固體區(qū)域模型，之后填充管道，填充生成流體區(qū)域，從而將流固耦合面劃分為兩個(gè)面．本研究根據(jù)文獻(xiàn)[16]，選擇研究對象為DN500(管道公徑直徑為500 mm)的直管道，長度為6 000 mm，管道外徑為532 mm，壁厚取10 mm．

2.2 劃分管道網(wǎng)格

管道的網(wǎng)格劃分采用六面體8節(jié)點(diǎn)單元．管道網(wǎng)格劃分的精細(xì)程度會對模型后處理計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生影響，網(wǎng)格劃分越精細(xì)，網(wǎng)格單元越密集，計(jì)算結(jié)果越精確，所需計(jì)算時(shí)間也會更長．本研究采用高光滑度和細(xì)化跨度中心角的網(wǎng)格，最小網(wǎng)格長835.66 mm，共劃分45 796個(gè)節(jié)點(diǎn)，6 776個(gè)單元．

2.3 流體的動(dòng)網(wǎng)格模型

當(dāng)管道在地震波的作用下發(fā)生振動(dòng)時(shí)，流體網(wǎng)格會在管道的帶動(dòng)下會產(chǎn)生收縮和膨脹．此外，當(dāng)固體耦合面的數(shù)據(jù)傳遞到流體耦合面時(shí)，流體網(wǎng)格需要作出相應(yīng)的調(diào)整，因此產(chǎn)生了流體的網(wǎng)格移動(dòng)問題．在推導(dǎo)數(shù)學(xué)模型時(shí)，可以通過將Euler坐標(biāo)下的N-S方程映射到任意拉格朗日-歐拉(arbitrary Lagrange-Euler， ALE)坐標(biāo)系統(tǒng)中來解決動(dòng)網(wǎng)格問題，即在流體區(qū)域中采用Euler單元，對固體區(qū)域內(nèi)用Lagrange單元，并在統(tǒng)一的ALE坐標(biāo)系下進(jìn)行求解，使得流體模型中的流固界面總是跟隨固體的變形而改變[17]．

在流固耦合分析中，流體的網(wǎng)格劃分方式將直接影響計(jì)算結(jié)果的收斂性和精確性．如果依舊采用六面體8節(jié)點(diǎn)單元的劃分方式則會增加網(wǎng)格的畸變率，在計(jì)算過程中很有可能產(chǎn)生負(fù)體積，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果不收斂，因此，本研究采用四面體單元對流體網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分．在ANSYS Workbench中，通過采用彈性光順法和局部網(wǎng)格重構(gòu)法來對動(dòng)網(wǎng)格問題進(jìn)行求解，設(shè)置彈簧屈服強(qiáng)度系數(shù)為0.5，拉普拉斯節(jié)點(diǎn)松弛系數(shù)為0.5，網(wǎng)格重構(gòu)中單元和面的最大偏度分別為0.4和0.6，網(wǎng)格尺寸重分布間隔為10，共劃分3 808個(gè)節(jié)點(diǎn)16 902個(gè)單元．

2.4 設(shè)置材料參數(shù)

模型建立且網(wǎng)格劃分完畢后，需要對模型的流體區(qū)域和固體區(qū)域分別賦予對應(yīng)的材料屬性．其中，流體材料為液態(tài)水，密度為998.2 kg/m3；固體材料為球墨鑄鐵，其參數(shù)如表1[16]．

表1 球墨鑄鐵管材料參數(shù)[16]Table 1 Material parameters of ductile cast iron pipeline

在ANSYS Workbench中需要在Engineering Data模塊下設(shè)置與定義球墨鑄鐵材料，并輸入材料參數(shù)，以便于在建立模型后將材料屬性賦予給管道固體區(qū)域．

2.5 模型的邊界條件

圖1為埋地供水管道的受力示意圖．其中，M為管道覆土厚度；D*為管頂至管道開挖溝槽底面的距離．本研究模型中，設(shè)置管道的兩個(gè)端面為固定約束，數(shù)值模擬計(jì)算范圍等同于管道的計(jì)算長度．

圖1 埋地供水管道受力示意圖Fig.1 Stress diagram of buried water supply pipeline

取管道埋深為2 m，并考慮管道與管內(nèi)水自重的影響．在靜載作用下，管道左右兩側(cè)的土壓力相互平衡，地基反力的大小與豎向土壓力荷載、管道與管內(nèi)流體自重及地基承載力的大小有關(guān)．

為簡化計(jì)算，本研究將作用在管道上的土壓力荷載等效為均布荷載，并忽略側(cè)向土壓力和地基反力，即只考慮豎向土壓力荷載對管道的影響．豎向土壓力荷載作用在管道外表面的上半部分，計(jì)算式[18]為

Fsv,k=CdγsHsBc

(9)

其中，F(xiàn)sv,k為等效豎向土壓力荷載；Cd為土壓力系數(shù)；γs為回填土重力密度；Hs為管頂至地面的覆土高度；Bc為管道的外徑．

對于管內(nèi)流體部分，設(shè)置管內(nèi)流體為標(biāo)準(zhǔn)k-ε的湍流模型，忽略流體在運(yùn)動(dòng)過程中與管壁產(chǎn)生的熱量交換，并分別定義流速入口端面和流速出口端面，與管道端面平齊，且為自由平面，不設(shè)置約束．在出入口端面上，流體速度為絕對速度，大小為1.2 m/s，方向?yàn)榇怪庇谶吔纾⑷⊥牧鲝?qiáng)度為5%，湍流黏度比為10．

當(dāng)供水管道處于工作狀態(tài)時(shí)，管內(nèi)為壓力流，取工作壓力為0.6 MPa．對于流固耦合面，設(shè)置流體在流經(jīng)管道壁面時(shí)不與管道壁面產(chǎn)生滑移，并取耦合面的粗糙度常數(shù)為0.5．

2.6 施加地震動(dòng)力作用

本研究選取國內(nèi)外結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)常用的美國Northridge地震中觀測到的地震波數(shù)據(jù)，并取前10 s計(jì)算時(shí)間，作為埋地供水管道模型的地震動(dòng)力荷載[19]，加速度時(shí)程曲線如圖2．

圖2 地震波的加速度-時(shí)間曲線Fig.2 Acceleration-time curve of seismic wave

該地震的震級為里氏6.7級，地震波峰值加速度的平均值在0.3g以上，前10 s的最大地震加速度約為0.8g， 按照中國抗震設(shè)計(jì)規(guī)范的標(biāo)準(zhǔn)，對該地震波作用下的構(gòu)筑物進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)時(shí)，需要按照抗震設(shè)防烈度為8度來考慮[20]．

在ANSYS Workbench中，需要利用Transient Structural模塊將地震動(dòng)力作用施加在管道上．設(shè)置總作用時(shí)間為10 s，以0.02 s為1個(gè)時(shí)間步長，輸入每個(gè)時(shí)間點(diǎn)所對應(yīng)的地震波加速度，共輸入500組數(shù)據(jù)，對應(yīng)加速度時(shí)程曲線上的每個(gè)點(diǎn)，便可以模擬供水管道在地震波作用下的振動(dòng)情況．地震波的傳播方向設(shè)置為沿著管軸方向和垂直于管軸方向，同時(shí)進(jìn)行傳播．

2.7 流固耦合模型求解

管道和管內(nèi)流體之間的耦合是一種雙向流固耦合，計(jì)算原理可參考式(8). 采用牛頓-拉夫森迭代法，在每個(gè)時(shí)間步上將固體區(qū)域的計(jì)算結(jié)果加載至流體，引起流體流場變化后重新計(jì)算流體，將新的結(jié)果重新作用在固體區(qū)域上，以此反復(fù)迭代，得到最終的收斂結(jié)果．在ANSYS Workbench中，需要將設(shè)置好的流體區(qū)域和固體區(qū)域通過System Coupling模塊進(jìn)行迭代計(jì)算，并設(shè)置計(jì)算時(shí)間步長、流體與固體的迭代順序以及總計(jì)算時(shí)長，從而實(shí)現(xiàn)模型的求解．迭代求解法計(jì)算量大、耗時(shí)較長，對計(jì)算機(jī)的性能要求較高，在模擬過程中需要考慮迭代收斂性和計(jì)算效率問題．

3 流固耦合模擬結(jié)果分析

當(dāng)?shù)卣鸩虞d至4.2 s時(shí)，管道的總變形達(dá)最大值，云圖如圖3．由圖3可見，最大值出現(xiàn)的位置在管道中部，這是因?yàn)楣艿纼啥斯探樱艿乐胁康奈灰萍s束小，在地震波作用下振幅較大，所以相較于管道其他位置，管道中部的總變形最大．

圖3 t=4.2 s時(shí)管道的總變形云圖Fig.3 (Color online) Total deformation nephogram of pipeline at 4.2 s

圖4為埋地供水管道模型在地震作用下管段中部的總變形隨時(shí)間的變化曲線．從總體上看，管道中部下端的變形比上端的變形高3.8%，在地震剛開始的一段時(shí)間內(nèi)，由于地震波的加速度數(shù)值較小，變化幅度不大，所以管道產(chǎn)生的振動(dòng)也不明顯，管道產(chǎn)生的變形主要來自于管和水的自重以及管頂?shù)呢Q向土壓力荷載．隨著地震的持續(xù)進(jìn)行，地震加速度逐漸達(dá)到峰值，管道的變形受地震作用的影響較為顯著，且變化趨勢與地震波的加速度時(shí)程曲線變化基本一致．

圖4 管道中部總變形時(shí)程曲線Fig.4 (Color online) Time history curve of total deformation in the middle of the pipeline

同樣當(dāng)?shù)卣鸩虞d至4.2 s時(shí)，管道的等效應(yīng)力也達(dá)到最大值，云圖如圖5．最大等效應(yīng)力的位置在管道的出口，這是由于模型假定管道兩個(gè)端面不發(fā)生變形和移動(dòng)，當(dāng)管道中部產(chǎn)生變形后，距離中部越遠(yuǎn)的管段所產(chǎn)生的應(yīng)力就會越大，并且地震波作用方向?yàn)楣艿莱隹?，因此管道出口的等效?yīng)力要比管道入口更大．

圖5 t=4.2 s時(shí)管道的等效應(yīng)力云圖Fig.5 (Color online) Equivalent stress nephogram of pipeline at 4.2 s

在模型的計(jì)算過程中，由于管道一直處在振動(dòng)狀態(tài)，管-水耦合界面也相應(yīng)發(fā)生擴(kuò)張和收縮．流體的動(dòng)網(wǎng)格算法根據(jù)流體邊界的變化不斷地更新網(wǎng)格，通過拉伸或重新生成網(wǎng)格來適應(yīng)流體區(qū)域的變化，確保管-水耦合界面處于高度耦合狀態(tài)，并且能夠有效地在兩相之間傳遞計(jì)算數(shù)據(jù)．

4 影響管道等效應(yīng)力變化的因素

4.1 管內(nèi)流體流速的影響

圖6 不同流速下管道的等效應(yīng)力Fig.6 (Color online) Equivalent stress of pipeline under different flow velocities

其他條件不變，改變管道內(nèi)流體的流速分別為0.5、1.5、2.5、3.5和4.5 m/s，探究流速變化對地震作用下埋地管道等效應(yīng)力變化的影響，結(jié)果如圖6．從圖6可以看出，管道的等效應(yīng)力并沒有因?yàn)榱魉俚母淖兌l(fā)生明顯的變化，這是因?yàn)楣艿纼?nèi)流體的密度和體積不隨流速的改變而改變，在忽略流體慣性力的條件下，流體質(zhì)量不變，對管道產(chǎn)生的作用力也不變，所以管道等效應(yīng)力也不變，這與文獻(xiàn)[11]中的結(jié)論相符．因此，可以認(rèn)定在合理的流速范圍內(nèi)，管道內(nèi)流體流速變化并不影響地震作用下管道的等效應(yīng)力大?。?/p>

4.2 管道工作壓力的影響

其他條件不變，分別選取管道工作壓力為0.4、0.6、0.8、1.0和1.2 MPa，對比管道在不同工作壓力下的等效應(yīng)力，結(jié)果如圖7．由圖7可見，隨著工作壓力的增大，管道的等效應(yīng)力也隨之增加．這是因?yàn)楣ぷ鲏毫υ龃髸r(shí)，管道內(nèi)壁會受到動(dòng)水壓力的作用發(fā)生變形，管道環(huán)向應(yīng)力增大，致使管道等效應(yīng)力增大．但是，管道工作壓力從0.4 MPa至1.2 MPa增長了3倍，等效應(yīng)力只增加了31.4%．對于采用柔性連接的DN500球墨鑄鐵管，允許工作壓力約為4.4 MPa，因此在安全工作壓力下，管道工作壓力增大會使管道在地震作用下的等效應(yīng)力增大，但等效應(yīng)力增長比率遠(yuǎn)小于工作壓力增長的幅度．

圖7 不同工作壓力下管道的等效應(yīng)力Fig.7 (Color online) Equivalent stress of pipeline under different working pressure

4.3 管道埋深與管徑的影響

圖8 不同埋深和不同公稱直徑下管道的最大等效應(yīng)力Fig.8 (Color online) Maximum equivalent stress of pipeline with different buried depth and different nominal diameter

圖8給出了在壁厚均為10 mm，埋深分別為2、3、4、5和6 m時(shí)，DN300、DN500、DN800、DN1000和DN1200五種不同規(guī)格管道在地震波加載過程中最大等效應(yīng)力的變化情況．從圖8可見，不論對于何種公稱直徑的管道，最大等效應(yīng)力均隨管道埋深的增加而增大．這是因?yàn)樵诘卣鸢l(fā)生后，地表裂縫呈楔形，土體位移隨埋深增大而減小[21]，在不考慮地面面波和場地大變形的前提下，當(dāng)埋深增大時(shí)，作用在管道上方的豎向土壓力荷載增大，在地震的作用下土壓力的增大會對管道振動(dòng)的約束作用增大，導(dǎo)致管道等效應(yīng)力增大．

此外，隨著管道公稱直徑的增大，管道在地震中所受到的最大等效應(yīng)力先減小后增大，其中，DN800的管道在其他條件相同的情況下等效應(yīng)力最?。@說明了管徑的增大有利于提高管道的抗震性能，但是隨著管徑的增大，管道和管水的重力也增大，自重對等效應(yīng)力的影響逐漸占據(jù)主導(dǎo)地位，在地震過程中振動(dòng)慣性力加大，故當(dāng)管道公稱直徑超過800 mm時(shí)，管道等效應(yīng)力反而增大．

4.4 管道壁厚的影響

按照球墨鑄鐵管的規(guī)格標(biāo)準(zhǔn)，不同公稱直徑的管道所采用的管道壁厚不同．甚至在相同公稱直徑的管道下，管道壁厚也有著不同的取值．表2給出了不同公稱直徑球墨鑄鐵管在工程上常用的壁厚取值[16]．其中，K8、K9和K10為球墨鑄鐵管的壁厚等級．

表2 不同公稱直徑下管道的壁厚[16]Table 2 Wall thickness of pipeline with different nominal diameters[16] mm

為更直觀地反映管道壁厚對管道等效應(yīng)力的影響，保持其他條件不變，在不同公稱直徑下管道分別取標(biāo)準(zhǔn)壁厚和統(tǒng)一壁厚，標(biāo)準(zhǔn)壁厚取表2中的K8列數(shù)據(jù)，統(tǒng)一壁厚取10 mm，并將計(jì)算結(jié)果作對比．

圖9顯示了不同管徑下管道的等效應(yīng)力. 由圖9可見，在同一公稱直徑的管道中，等效應(yīng)力越小，所對應(yīng)管道壁越厚，且壁厚差距越大，等效應(yīng)力差越大．這是因?yàn)楣鼙谠胶?，管道的剛性越大，管道在地震波影響下的振?dòng)強(qiáng)度越小，管內(nèi)流體對管壁的沖擊力減弱，管道的流固耦合作用力降低，管道等效應(yīng)力減小，所以厚壁埋地供水管道的抗震性能比薄壁埋地供水管道更好. 當(dāng)取統(tǒng)一壁厚時(shí)，可明顯看出DN800的管道等效應(yīng)力最小，印證了4.3節(jié)的結(jié)論．因此，在滿足規(guī)范設(shè)計(jì)要求以及經(jīng)濟(jì)合理的范圍內(nèi)，在管道的抗震設(shè)計(jì)中應(yīng)盡量采用管道公稱直徑在800 mm左右且管壁較厚的管道．

圖9 不同管徑下管道的等效應(yīng)力Fig.9 (Color online) Equivalent stress of pipeline with different diameters

5 結(jié) 論

基于流固耦合理論，建立了地震作用下埋地供水管道管-水流固耦合模型，實(shí)現(xiàn)了管道在地震動(dòng)力作用下的流固耦合計(jì)算及抗震模擬. 改變管內(nèi)水的流速、管道工作壓力、管道埋深、管徑以及壁厚，對比了不同參數(shù)影響下管道最大等效應(yīng)力的變化情況，可知：

1)采用流固耦合模型進(jìn)行管道地震響應(yīng)分析，與傳統(tǒng)分析方法相比省略了很多假設(shè)性條件，具有模型簡易，計(jì)算過程簡便等優(yōu)勢，得到的結(jié)果與現(xiàn)有研究相符，佐證了本研究模型在管道抗震方面的可行性和正確性，是流固耦合仿真研究的一種新運(yùn)用途徑，可為現(xiàn)階段埋地供水管道抗震設(shè)計(jì)規(guī)范的補(bǔ)充，也可以推廣至輸油、輸氣等壓力流管道的抗震計(jì)算中．

2)埋地供水管道在地震波的作用下會發(fā)生受迫振動(dòng)，當(dāng)?shù)卣鸩ǖ募铀俣冗_(dá)到峰值時(shí)，管道的變形和等效應(yīng)力也達(dá)到了峰值，最大變形出現(xiàn)在管道模型的中部，最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在管道的出口端．

3)在地震波作用下，管道內(nèi)流體的流速對管道等效應(yīng)力幾乎沒有影響，管道工作壓力的增大會使得管道等效應(yīng)力增大，但影響不明顯. 所以在一般情況下，可以認(rèn)為管內(nèi)流體流速對管道抗震性能沒有影響，工作壓力變化對管道的抗震性能有較小的影響．

4)管道深埋以及增大管道壁厚，都可以減小管道受震下的等效應(yīng)力．除此之外，管徑變化對管道等效應(yīng)力有較大影響. 在管徑較小時(shí)，管道的等效應(yīng)力很大，隨著管徑的增大，管道的等效應(yīng)力減小.采用DN800管道時(shí)管道等效應(yīng)力最小，管徑繼續(xù)增大，管道等效應(yīng)力隨之增大，因此在管道設(shè)計(jì)上需要考慮最佳的管徑取值．