董飛飛，曾磊，謝向東，杜國鋒

(長江大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院， 湖北荊州434000)

0 引言

長輸油氣管道埋設(shè)在丘陵、山地、滑坡等復(fù)雜地表環(huán)境下時不可避免地會遭受落石沖擊作用。近年來，國內(nèi)外部分學(xué)者展開了對埋地石油管道的研究，主要從理論分析和數(shù)值模擬兩個方面進行，其中在理論分析方面，顧安全[1]進行了室內(nèi)模型試驗，建立了土壓力計算公式，研究了影響管道沉降差的土體因素，但由于土體離散性較大，理論求解比較復(fù)雜。王洪波等[2]從理論基礎(chǔ)角度推導(dǎo)了管道受沖擊荷載的理論應(yīng)變，總結(jié)出管道最大應(yīng)變計算公式，并提出管道環(huán)向應(yīng)力的臨界值計算方法，但其理論推導(dǎo)公式與實際工況下的一些參數(shù)選取有所不同，因此計算結(jié)果偏保守。在數(shù)值模擬方面，劉愛文[3]首先采用殼模型模擬了管道在地震作用下的反應(yīng)，結(jié)果表明，殼模型能很好地分析管道的局部屈曲和大變形問題。國外學(xué)者Chiou等[4]利用壓縮性軟土的本構(gòu)參數(shù)，建立有限元模型并進行數(shù)值模擬，重點分析了管徑與管壁厚之比、初始缺陷、埋設(shè)深度、摩擦參數(shù)、土體性質(zhì)等因素。荊宏遠[5]主要從理論計算和數(shù)值模擬的角度分析了落石沖擊埋地管道的動力響應(yīng)，結(jié)果表明，最大沖擊力與速度存在近似正比的關(guān)系；在埋地管道的上部土體受到?jīng)_擊荷載作用時，管道受到土體傳遞下來的沖擊力，導(dǎo)致管道上下表面存在應(yīng)力集中，并且沿管道縱向、橫向分布的豎向應(yīng)力逐漸向兩端衰減。其后，邢義鋒、趙師平、丁鳳鳳等[6-8]從數(shù)值模擬的角度分析了埋地管道受落石沖擊力的動力響應(yīng)，建立了落錘—土體—管道三者的模型，重點研究了沖擊力、管壁厚、管道與落錘位置的影響因素，但缺乏管道在實際工況條件下的實驗論證。

由此可見，研究埋地管道在沖擊荷載作用下的力學(xué)性能由于管道與土體復(fù)雜的非線性接觸問題，單從理論求解是比較困難，進行全尺寸的埋地管道沖擊試驗也存在很多困難，故本研究從試驗測試和數(shù)值模擬兩方面進行研究，主要分析了管道壁厚、管徑、埋深和沖擊能量等參數(shù)對管道動力響應(yīng)的影響，探討了沖擊荷載作用下埋地管道的應(yīng)變發(fā)展過程和分布規(guī)律，總結(jié)中提出的相關(guān)結(jié)論可為管道工程設(shè)計和施工提供參考。

圖1 土箱示意圖Fig.1 Schematic diagram of soil box

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

本次實驗的目的為對埋地管道進行落錘沖擊荷載試驗，探討了埋地管道在沖擊荷載作用下的應(yīng)變分布規(guī)律，并分析了管道壁厚、管徑、埋深和沖擊能量等參數(shù)對管道受力性能的影響。根據(jù)我國長輸油氣管道常用管徑的選用規(guī)范，在實際工程中管道埋深一般為2.5 m，管徑為700 mm，落石沖擊埋地長輸管道的影響范圍一般取20 m，因此本次實驗根據(jù)參考文獻[9-10]和油氣輸送管道線路工程抗震技術(shù)規(guī)范[11]，以及實際條件下管道尺寸和埋深，確定相較合理的似比為7∶1，設(shè)計出縮尺比例模型如圖1所示，故通過縮尺比例，將實際工況下管道的長輸距離可簡化到2.8 m，采用鍍鋅鋼管，材料為Q235級鋼，并設(shè)計了不同的管道外徑和壁厚有：89 mm×2.5 mm、114 mm×2.5 mm、139 mm×2.5 mm、114 mm×3.0 mm和114 mm×3.5 mm五種；埋深為0.3 m、0.6 m和0.9 m三種，土體尺寸為3 000 mm×3 000 mm×1 500 mm (長×寬×高)，由鋼板、槽鋼及角鋼焊接而成的土箱。具體試驗工況如表1所示，其中試驗按照不同的工況條件設(shè)置了管道試件SG-1、SG-2、SG-3、SG-4、SG-5、SG-6和SG-7七種。

表1 試驗工況Tab.1 Experimental conditions

1.2 材料性能

本試驗中土體材料采用實際工程中常見的粉質(zhì)黏土，通過采樣壓實原土，測得土體的材料參數(shù)如表2所示。對管材進行拉伸試驗，測得力學(xué)性能參數(shù)見表3。

表2 土體力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of soil

表3 管材力學(xué)性能Tab.3 Mechanical properties of pipeline

1.3 試驗加載

本次利用落錘沖擊試驗機模擬沖擊荷載，分別如圖2和圖3所示。試驗機由主體結(jié)構(gòu)、導(dǎo)向柱、落錘、提升裝置及控制系統(tǒng)等部分組成。試驗機的基本技術(shù)指標(biāo)有：錘頭質(zhì)量339 kg，最大沖擊高度7.8 m，最大沖擊能量52 kJ。土箱由鋼板圍合形成，安裝在落錘試驗機下部，土體裝入土箱時分層(每層厚度100 mm)夯實，試驗加載前先進行預(yù)加載，檢驗試驗裝置和測量系統(tǒng)后正式加載，試驗中測試管道埋設(shè)在錘頭正下方區(qū)域，以錘頭為中點，兩端對稱分布填埋，如圖2所示。落錘沖擊高度從0.5 m到2.0 m每隔0.5 m進行一次沖擊實驗，每下落一次記錄一次管道應(yīng)變，具體工況見表1。

圖2 落錘沖擊機示意圖
Fig.2 Schematic diagram of drophammer impact machine

圖3 落錘沖擊機平面圖
Fig.3 Plan for drop hammerimpact machine

圖4 管道截面圖Fig.4 Cross section of pipeline

1.4 測點布置

埋地管道受到?jīng)_擊荷載作用產(chǎn)生的應(yīng)變可分為縱向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變，為測量埋地管道的應(yīng)變變化過程，應(yīng)變片采用箔式應(yīng)變片(2 mm×1 mm)，管道應(yīng)變片布置如圖4和圖5所示，沿管道環(huán)向分布的應(yīng)變片為上、下兩個面和中部90°面，沿管道軸向分布的應(yīng)變片以管道中部為中心對稱分布，間距700 mm。本試驗采用DH5908無線動態(tài)應(yīng)變采集儀記錄管道應(yīng)變片輸出的信號，如圖6所示。

(a) 管道應(yīng)變測點平面圖

(b) 管道應(yīng)變測點照片

圖6 應(yīng)變采集設(shè)備Fig.6 Strain collection equipment

2 試驗結(jié)果及分析

通過試驗測定的管道應(yīng)變峰值數(shù)據(jù)如表4。

表4 試驗試件應(yīng)變數(shù)據(jù)Tab.4 Strain data of test specimens

2.1 落錘沖擊能量的影響

根據(jù)表4中的試驗數(shù)據(jù)結(jié)果和圖5(a)中管道應(yīng)變片的不同測點平面圖，繪制了圖7～圖9管道試件SG-1的峰值應(yīng)變圖，其中圖7和圖8為沖擊高度h分別為0.5 m、1.0 m、1.5 m和2.0 m下管道測點2-1和2-3的應(yīng)變情況，可以看出，隨著沖擊高度的增加，管道峰值應(yīng)變也增加，且管道上下表面應(yīng)變呈現(xiàn)反對稱，上表面受壓，下表面受拉。在圖9中，分析了在落錘沖擊高度1 m情況下，管道的縱向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變的規(guī)律，εZ和εH分別為管道不同測點2-1、2-2和2-3處的縱向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變?？梢钥闯?，在豎向沖擊荷載下，管道主要產(chǎn)生縱向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變，且縱向應(yīng)變最明顯，管道在縱向方向應(yīng)變峰值較大。在管道環(huán)向一周截面上，管道上下兩面都受壓，管道截面90°處受拉，管道中部截面呈橢圓形，符合管道截面環(huán)向受力變化規(guī)律。由圖10可以看得出，在沖擊過程中，管道中部應(yīng)變最大，逐漸向兩端減弱，且沿管道兩端方向應(yīng)變具有對稱規(guī)律。

圖7 不同沖擊高度管道2-1和2-3測點縱向應(yīng)變
Fig.7 Longitudinal strain of 2-1 and 2-3 measuringpoints of different impact heights

圖8 管道2-1和2-3測點縱向應(yīng)變與不同沖擊高度的關(guān)系
Fig.8 Relationship between longitudinal strainof pipeline 2-1 and 2-3 measuring points anddifferent impact heights

圖9 管道2-1、2-2和2-3測點縱向、環(huán)向應(yīng)變
Fig.9 Longitudinal and circumferential strain of2-1, 2-2 and 2-3 measuring points

圖10 沿管道軸向觀測界面各測點縱向應(yīng)變
Fig.10 Longitudinal strain of measuring pointsalong the pipeline axial observation positions

2.2 管徑大小和管壁厚度的影響

根據(jù)試驗構(gòu)件SG-1、SG-2、SG-3、SG-4和SG-5的試驗數(shù)據(jù)結(jié)果繪制了三種不同管徑和不同壁厚的管道應(yīng)變圖，分別如圖11和圖12所示。從圖11可以看出，在沖擊荷載作用下，管道管徑越大產(chǎn)生的峰值應(yīng)變越大，主要由于管道管徑增大，管道徑向剛度變小，且管道在受到土體傳遞下的豎向荷載作用下時沿管道徑向彎曲，因此管徑越大，管道峰值應(yīng)變越大。從圖12可以看出，從管道的上下表面應(yīng)變規(guī)律可以看出，管道壁厚越大，管道應(yīng)變越小，主要由于管道壁厚增加，管道整體剛度變大，隨之管道的應(yīng)變有所減小。

圖11 不同管徑管道應(yīng)變
Fig.11 Strain of pipes with different diameters

圖12 不同壁厚管道應(yīng)變
Fig.12 Strain of pipes with different wall thickness

2.3 管道埋設(shè)深度的影響

設(shè)置了管道埋設(shè)在0.3 m、0.6 m和0.9 m三種不同深度，圖13-14為不同埋深下管道應(yīng)變情況，從圖13和圖14中可以看到，管道在沖擊荷載作用下，土體起到了緩沖的作用，管道埋設(shè)越深，其應(yīng)變越小，土體分散了落錘的沖擊能量。圖15為沿管軸方向管道1/4處應(yīng)變情況，對比圖10也可以看出，在埋深相同的基礎(chǔ)上，沖擊能量沿管道水平傳播方向上也逐漸減弱。根據(jù)表4中數(shù)據(jù)結(jié)果可知，在沖擊荷載作用下管道中部測點2-1處應(yīng)變最大為1 155×10-6，對比表3中管道材料力學(xué)性能可知，管道應(yīng)力應(yīng)變處于彈性范圍內(nèi)，未發(fā)生屈服。

圖13 不同埋深管道應(yīng)變
Fig.13 Strain of pipes with differentburied depths

圖14 管道應(yīng)變與埋深關(guān)系
Fig.14 Relationship between peak strainand depth of pipeline

3 有限元分析

3.1 土體—管道模型建立

通過大型數(shù)值模擬軟件ABAQUS完成了土箱—管道的縮尺組合模型，并分析埋地管道在沖擊力下的動力響應(yīng)。有限元計算模型分為四個部件，分別為土體、管道、落錘和剛性墊塊。在ABAUQS模型中，土體材料采用的是Mohr-Coulomb[12]模型，沒有考慮土體的剪脹角，土體種類如表1所示。管道材料根據(jù)《油氣輸送管道線路工程抗震設(shè)計規(guī)范(GB 50470—2008)》所應(yīng)用的管道鋼三折線模型，考慮了對于管道大應(yīng)變的問題，管道設(shè)計工程常用三折線模型，具體參數(shù)如表3所示。由于沖擊過程中，錘頭變形較小，且錘頭的應(yīng)變變化不是本文研究重點，故將錘頭設(shè)置為剛性材料。根據(jù)參考文獻[13-14]管道選取4節(jié)點的殼單元，土體選取8節(jié)點的均勻?qū)嶓w單元，土體、管道各部件網(wǎng)格劃分如圖16所示，考慮了管道與土體接觸的非線性問題，故接觸界面算法采用了接觸力的罰函數(shù)算法，且管道與土體之間的接觸類型為雙向自動接觸類型，分別定義了管道與土體的主從接觸面，這種接觸面通過有限元中殼—實體耦合[15]約束來完成，相互耦合約束作用分為法向作用和切向作用，其中切向作用考慮了管土之間的相對滑移，采用庫倫摩擦模型來傳遞管—土表面的剪應(yīng)力，庫倫摩擦系數(shù)設(shè)定為0.8[14]。在管道與土體的邊界條件的設(shè)定中參考相關(guān)文獻[16-18]，土體地表面不施加任何約束，為自由面，且落錘與土體的接觸為自動面接觸；土體四周和下部約束為固定約束，其邊界為固定邊界。在施加荷載過程中，將落錘模擬成自由落體的狀態(tài)，給落錘施加一個沖擊速度，大小可簡化為隨不同沖擊高度自由落體的速度，由于土體材料為Mohr-Coulomb模型，考慮了土體的塑性變形，故兩者的沖擊碰撞為非彈性碰撞。由于落錘沖擊速度為低速沖擊，且產(chǎn)生的沖擊力在土體內(nèi)有所衰減，導(dǎo)致管道產(chǎn)生的應(yīng)變較小，為低速動態(tài)變形，故不用考慮材料的應(yīng)變率效應(yīng)。

(a) 土體網(wǎng)格劃分

(b) 管道網(wǎng)格劃分

圖16 模型網(wǎng)格劃分
Fig.16 Model meshing

3.2 有限元模擬與試驗數(shù)據(jù)對比分析

圖17中(a)和(b)分別為試驗和有限元模擬的管道應(yīng)變對比，可以看出，有限元模擬的管道應(yīng)峰值變值與試驗測得管道峰值應(yīng)變值基本吻合，隨沖擊高度的增加，管道峰值應(yīng)變增加，在沖擊高度1.0 m之前，管道應(yīng)變變化明顯，隨后變化趨勢變緩。圖17 (c) 、17 (d) 和17(e)分別為不同管壁、管徑和埋深下的有限元和試驗結(jié)果對比，可以看出，有限元的計算結(jié)果與試驗測得數(shù)據(jù)結(jié)果比較吻合。在埋深對比中，有限元埋深較淺的管道應(yīng)變略大于試驗值，這與土體離散型有較大關(guān)系，下部土體壓實較上部土體更密實，但總體上有限元的數(shù)值模擬較合理，具有可行性。圖17(f)為管道在不同埋深條件下有限元模擬與實驗結(jié)果的對比關(guān)系，由圖可以看出，在有限元模擬中管道受到的沖擊能量一定的情況下，埋深為0.25 m時管道應(yīng)變已達到屈服應(yīng)變，且根據(jù)圖中管道應(yīng)變與埋深的關(guān)系，可以看出管道埋設(shè)深度為0.5～0.6 m較合理。

(a) 不同沖擊高度試驗結(jié)果與有限元峰值應(yīng)變對比關(guān)系圖

(b) 不同沖擊高度試驗結(jié)果與有限元應(yīng)變時程對比

(c) 不同管徑試驗結(jié)果與有限元應(yīng)變時程對比

(d) 不同壁厚試驗結(jié)果與有限元應(yīng)變時程對比

(e) 不同埋深實驗結(jié)果與有限元應(yīng)變時程對比

(f) 不同埋深實驗結(jié)果與有限元對比關(guān)系圖

圖17 試驗與有限元模擬結(jié)果對比
Fig.17 Comparison of experimental results and FEA

4 結(jié)論

通過對埋地管道進行落錘沖擊試驗和有限元模擬，探討了埋地管道在沖擊荷載作用下的應(yīng)變分布規(guī)律，并分析了不同參數(shù)對管道動力響應(yīng)的影響，得到如下結(jié)論：

①在落錘沖擊荷載作用下，管道中部峰值應(yīng)變最大，管道上下表面應(yīng)變呈反對稱；沿管道兩端方向，峰值應(yīng)變逐漸減小，且管道兩端的應(yīng)變相對中部呈對稱分布。

②當(dāng)沖擊高度增加時，小管徑、厚壁管道峰值應(yīng)變變化較小，故可在實際工況下，選用小管徑，厚壁管道，來削弱落石沖擊的破壞作用。

③管道埋深越大，峰值應(yīng)變越小，土體起到良好的緩沖作用，有效降低沖擊荷載的影響，故在可能存在落石沖擊的區(qū)域，管道不易淺埋。

④有限元分析和試驗結(jié)果分析一致性較好，本文所建立的數(shù)值模型可以用來模擬落石對埋地管道的沖擊作用。