彭 陽 安建川 李 明 余 進 李長俊

1.中國石油西南油氣田公司輸氣管理處 2.中國石油西南油氣田公司 3.西南石油大學(xué)石油與天然氣工程學(xué)院

0 引言

于2018年建成投運的中國石油西南油氣田公司楚攀線勐崗河大型懸索跨越全長545.6 m，是國內(nèi)跨度最大的天然氣管道懸索跨越，其采用了一跨過河的方式架設(shè)天然氣管道（圖1）。該懸索跨越管道工程施工難度較大，一旦在清管過程中發(fā)生事故會影響整條管線運行，且很難在短時間內(nèi)修復(fù)?？缭焦艿涝诔蓸驙顟B(tài)下的索系、塔架共同承受整個跨越結(jié)構(gòu)的重力而處于受力平衡狀態(tài)，此時各構(gòu)件內(nèi)部會形成預(yù)應(yīng)力[1]?？缭浇Y(jié)構(gòu)在平衡狀態(tài)的變形及應(yīng)力即為后續(xù)進行清管動力響應(yīng)分析的初始條件[2]。因此，有必要對勐崗河懸索跨越管道進行成橋狀態(tài)下的非線性靜力分析。

圖1 楚攀線勐崗河大型懸索跨越管道圖

目前，針對管道懸索跨越結(jié)構(gòu)的受力分析主要集中于風(fēng)力、地震、流水等外載荷作用[3-7]，較少涉及到管道內(nèi)部移動載荷[8-10]，開展的有限元靜力學(xué)分析有：林智寰[11]采用非線性有限元分析了懸索管橋主索在空纜狀態(tài)時的線性并進行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化。王恩清[12]通過懸索管橋的有限元模型結(jié)合初始內(nèi)力及拉索垂度等非線性因素，計算了各主要構(gòu)件在恒載作用下的受力與位移變化。段銀龍[13]建立了怒江懸索跨越管道有限元模型，研究了施工階段、成橋狀態(tài)和運營階段的非線性靜力。鄧翊華[14]建立了野三河懸索橋跨越結(jié)構(gòu)有限元模型，得出起拱高度為2 m時能夠在一定程度上抵消承受的壓力。陳譽等[15]采用有限元模型對后河懸索跨越結(jié)構(gòu)進行了靜力分析。張平等[16]采用實驗與有限元仿真相結(jié)合的方法研究了集中載荷對懸索跨越管道的影響，并分析了管道的應(yīng)變分布情況。胡安鑫等[17]針對怒江油氣雙管同橋跨越，采用三維模型離散方法，研究了柔性結(jié)構(gòu)力學(xué)特性。張杰等[18]采用有限元模型計算了管道懸索跨越索系在風(fēng)載荷作用下結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和位移。王金國等[19]建立了懸索跨越管道原型和試驗平臺的仿真模型，并進行了結(jié)構(gòu)靜力有限元分析。梅云新等[20]運用有限元方法分析了懸索跨越管道在自重和風(fēng)載作用下的受力狀況。吳瑕[2]對怒江懸索管道跨越結(jié)構(gòu)進行了非線性靜力分析計算。

綜上所述，目前在懸索跨越管道的靜力學(xué)研究中少有考慮實際成橋狀態(tài)下的起拱高度對受力計算的影響，也沒有研究不同靜載荷對跨越結(jié)構(gòu)各部位的影響。為此，根據(jù)勐崗河懸索跨越天然氣管道結(jié)構(gòu)的基本構(gòu)成和幾何非線性特點，采用有限元方法進行實際成橋狀態(tài)下的非線性靜力計算與分析。

1 工程原型概況

勐崗河大型懸索跨越結(jié)構(gòu)主跨全長360 m，南岸錨跨109.9 m，北岸錨跨75.7 m，主矢跨比為1/10，風(fēng)索矢跨比為1/15，共軛索矢跨比為1/42。索系采用PE護套平行鋼絲束，主纜索型號PESC5-283，風(fēng)纜主索型號PESC5-151，共軛索主索型號PESC5-73。橋面布設(shè)天然氣管線一根，設(shè)計壓力6.3 MPa，采用?610×11.9 mm的X65M直縫埋弧焊鋼管。南側(cè)主纜與風(fēng)索共用錨固墩，南岸橋塔處設(shè)置風(fēng)索側(cè)向支撐，北岸單獨設(shè)置兩個風(fēng)索錨固墩，在橋面下方設(shè)置兩道共軛索。南、北岸各有一座40.73 m的矩形截面結(jié)構(gòu)橋塔，其主肢、橫隔主桿和斜腹桿等聯(lián)系桿件均為無縫鋼管，腹桿結(jié)構(gòu)形式為“K”形。橋面上按5 m間距設(shè)置吊索和風(fēng)纜拉索，成橋狀態(tài)下1/2跨處起拱高度為1.86 m。

2 勐崗河懸索跨越管道有限元模型建立

2.1 結(jié)構(gòu)單元有限元模型

因跨越結(jié)構(gòu)組成復(fù)雜而對部分結(jié)構(gòu)進行了合理簡化：①靜力分析對象為管道、索系的位移與應(yīng)力，因而將橋墩、錨固系統(tǒng)作為索系的穩(wěn)定約束；②對跨越結(jié)構(gòu)的鉚接口、螺栓和螺母等構(gòu)件進行簡化，換之以相同的約束條件；③使用具有相同橫截面積的圓形鋼絲繩代替由多股鋼絲繩扭結(jié)而成的索系。采用ANSYS Workbench軟件所建有限元模型主要單元類型如表1所示?？缭焦艿罏榻ǔ晌赐懂a(chǎn)的狀態(tài)，故不考慮內(nèi)壓影響。

此外，考慮到模型尺度而用適當(dāng)?shù)慕佑|類型來描述連接件（表2）。其中，滾動支座與管道的接觸類型是通過將管道三個方向約束中的軸向約束進行釋放來實現(xiàn)仿真模擬。

表1 跨越結(jié)構(gòu)有限元模型主要單元類型表

表2 跨越結(jié)構(gòu)各結(jié)構(gòu)單元之間的接觸類型表

2.2 載荷加載和校核標(biāo)準(zhǔn)

2.2.1 加載條件

根據(jù)GB/T 50459—2017[21]規(guī)定，懸索跨越管道需要考慮的載荷類型如表3所示。由于清管載荷不屬于永久載荷，且其發(fā)生概率高于偶然載荷，因此確定出非線性靜力計算中施加的載荷為：①跨越結(jié)構(gòu)自身重力載荷；②試壓充水狀態(tài)時的重力載荷；③在跨越管道不同位置處施加的不同靜載荷。

表3 懸索跨越管道需要考慮的載荷類型表

2.2.2 校核標(biāo)準(zhǔn)

根據(jù)GB/T 50459—2017[21]要求，懸索跨越管道位移校核以跨中撓度最大值作為對比參數(shù)；管道和索系采用規(guī)定的應(yīng)力校核方法進行計算；對于由分肢厚度小于16 mm的Q235角鋼構(gòu)成的橋面桁架結(jié)構(gòu)，應(yīng)力校核標(biāo)準(zhǔn)參照GB 50017—2017[22]中表4.4.1規(guī)定取強度設(shè)計值為215 MPa。

2.3 仿真模型建立

基于ANSYS Workbench與ProE的雙向接口建立了1∶1的仿真模型，同時，為了兼顧跨越結(jié)構(gòu)計算精度和所耗時間進行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證，最終選取的網(wǎng)格總數(shù)為1 970 000。所建仿真模型如圖2所示，其中左邊為南岸，右邊為北岸。

圖2 勐崗河懸索跨越結(jié)構(gòu)仿真模型圖

3 非線性靜力有限元計算結(jié)果與分析

3.1 無外載荷作用時跨越結(jié)構(gòu)的應(yīng)力與位移

為得到與實際成橋狀態(tài)相近的起拱高度，通過有限元模型迭代找形得到跨中起拱高度為1.84 m，與實際偏差僅0.02 m。在該狀態(tài)下跨越結(jié)構(gòu)處于靜力平衡狀態(tài)，管道不存在內(nèi)壓，且不考慮溫度應(yīng)力的影響。此時，受自重作用跨越管道和索系的最大應(yīng)力校核及與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)對比結(jié)果如表4所示。索系應(yīng)力現(xiàn)場檢測結(jié)果為軸向應(yīng)力；主風(fēng)纜應(yīng)力測試時為無風(fēng)狀態(tài)。橋面最大應(yīng)力計算值為60.3 MPa，而根據(jù)GB 50009—2012[23]荷載分項系數(shù)取1.35，從而得到荷載效應(yīng)控制的組合應(yīng)力值為81.4 MPa（小于215MPa），故校核結(jié)果為合格。

表4 跨越管道、索系應(yīng)力校核及與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)對比表

從表4可以得出：①無壓狀態(tài)下管道初始應(yīng)力最大計算值為172.4 MPa，出現(xiàn)在南岸彎頭處，這是由于通過吊索使管道中部離開水平位置1.84 m時，會造成管道兩端彎頭處應(yīng)力增大；②計算結(jié)果與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)偏差較小，表明仿真模型能夠反映實際跨越結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)和用于后續(xù)靜載荷加載；③成橋狀態(tài)下管道和索系應(yīng)力校核均為合格，且與許用應(yīng)力間的余量還比較大。

3.2 外載荷作用下跨越結(jié)構(gòu)的位移與應(yīng)力

3.2.1 試壓工況下跨越結(jié)構(gòu)的位移與應(yīng)力

試壓工況下跨越結(jié)構(gòu)所受載荷為自重加上管內(nèi)水的重量。此時，管道的起拱高度為1.839 m，位移變化僅為0.001 m，最大應(yīng)力校核結(jié)果如表5所示，管道的應(yīng)力分布如圖3所示。

由表5可知，跨越結(jié)構(gòu)在試壓工況下的位移值與應(yīng)力值較無外載荷時沒有明顯增加。這表明試壓時結(jié)構(gòu)穩(wěn)定、無應(yīng)力超限產(chǎn)生。而造成跨越結(jié)構(gòu)內(nèi)部應(yīng)力增加幅度均較小的原因為試壓時載荷均勻分布于管道上，而該壓力通過吊索、主纜索及兩邊塔架傳遞到了橋墩下。在后續(xù)清管掃水過程中只要緩慢推動液體經(jīng)過跨越管道，整個結(jié)構(gòu)就不會出現(xiàn)位移和應(yīng)力變化過大。

表5 試壓工況下跨越結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件最大應(yīng)力校核結(jié)果表

圖3表明，試壓工況下管道最大應(yīng)力出現(xiàn)在南岸橋面管道開始起拱處。這是由于管道呈拱形，在上方施加均布載荷后，管道會有向兩端擠壓的趨勢，因此，南、北岸應(yīng)力值會高于跨中處，但南岸因存在較高的“Z”形懸空立管，其位移變化趨勢更大，故會出現(xiàn)最大應(yīng)力值。

3.2.2 不同載荷作用下管道最大應(yīng)力與位移

通過在1/2跨、1/4跨和3/4跨處，從小到大（15～480 kN）依次增加外載荷，其分布長度為仿真模型最小管段長度3.78 m，從而得到該位置位移、應(yīng)力變化及極限載荷。管道最大應(yīng)力、起拱高度計算結(jié)果如表6所示（僅列出部分情況）。不同靜載荷作用時，管道應(yīng)力變化云圖（放大5.2倍）如圖4所示；施加320 kN載荷時，管道的位移變化云圖（放大5.2倍）如圖5所示。

圖3 試壓工況下管道的應(yīng)力分布云圖

表6 在管道不同部位施加載荷時最大應(yīng)力與最大起拱高度計算結(jié)果表

圖4 不同靜載荷作用下的管道應(yīng)力變化云圖

圖5 施加320 kN載荷時的管道位移變化云圖

由表6可知：管道最大應(yīng)力及起拱高度隨著載荷的增加而增大；3/4跨處最先接近臨界值，即跨越管道承受超過480 kN的載荷時會產(chǎn)生失效風(fēng)險。因此，在對管道施加大重量的載荷時，建議先校核3/4跨處的安全性。

由圖4、5可知，受起拱高度影響，跨越管道最大應(yīng)力和位移存在特殊性：

1）在1/2跨處施加載荷時，管道中部起拱高度降低，1/4跨、3/4跨處起拱高度增加。這是由于管道兩端受到約束，在中部受到向下作用力時，會向兩端擠壓形成弓形，從而抬高了1/4跨、3/4跨處的高度。同時，管道兩端應(yīng)力均增加，且南岸由于存在較高的Z字形懸空立管，位移變化趨勢更大，彎頭處應(yīng)力出現(xiàn)最大值。

2） 在1/4跨處施加載荷時，最大應(yīng)力出現(xiàn)在北岸。其原因是1/4跨靠近南岸，在管道受力后會向兩端產(chǎn)生擠壓作用，受初始起拱形態(tài)影響，往北岸方向的位移量和擠壓作用會大于南岸方向，因此，北岸管道彎頭處的應(yīng)力會高于南岸。

3）在3/4跨處施加載荷時，最大應(yīng)力出現(xiàn)在南岸彎頭。這與2）中情況類似，只是方向相反。

4 結(jié)論

通過對勐崗河大型懸索跨越管道進行成橋狀態(tài)下非線性靜力有限元分析，得到了以下結(jié)論：

1）所建成橋狀態(tài)下懸索跨越管道仿真模型能夠準(zhǔn)確反映現(xiàn)場實際跨越結(jié)構(gòu)受力情況，并能夠用于后續(xù)受力分析。

2）在充水試壓及緩慢清管掃水時，跨越結(jié)構(gòu)的位移和應(yīng)力變化不大，無應(yīng)力超限產(chǎn)生。此外，受管道起拱形態(tài)影響，最大應(yīng)力出現(xiàn)在南岸管道開始起拱處。

3）隨著外載荷增大，管道的應(yīng)力和位移也不斷增加，3/4跨處的應(yīng)力最先達到臨界值；受起拱高度影響，跨越管道在外載荷作用下各部分的位移變化和極限應(yīng)力出現(xiàn)位置均存在特殊性。

4）建議在非線性靜力有限元分析的基礎(chǔ)上進行清管態(tài)載荷作用時的跨越結(jié)構(gòu)清管動力響應(yīng)研究。