米紅甫，彭 沖，張小梅，汪 陽，王莉莉，楊 雪，蔣新生

（1. 重慶科技學院安全工程學院, 重慶 401331；2. 重慶市安全生產(chǎn)科學研究院, 重慶 401331；3. 陸軍勤務學院, 重慶 401331）

綜合管廊便于水、電、氣等管線維修保養(yǎng)，有利于地下空間資源的合理利用[1]?！毒C合管廊燃氣管道敷設與安裝》[2]中提出了一種“雙管天然氣艙室”建設方案，即在綜合管廊燃氣艙內(nèi)安裝兩條天然氣管道，如廣東茂名濱海新區(qū)某綜合管廊項目[3]、重慶云陽縣某綜合管廊項目[4]等。該方案可增加天然氣供應量、節(jié)約地下空間資源和施工成本，但卻增加了安全風險，若一條管道泄漏引發(fā)爆炸，則可能導致同艙管道失效破壞，進而引起更嚴重的后果。綜合管廊位于城市主干道地下，周邊的建筑和人員密集，一旦發(fā)生爆炸，將導致人員傷亡、建筑物損壞等[5-6]。例如：2006 年四川仁壽輸氣站管道發(fā)生爆炸，造成10 人喪生、3 人重傷，周邊100 m 內(nèi)建筑物損壞[7]。

近年來，學者們對天然氣管道并行敷設的安全問題開展了相關研究。Guo 等[8-9]研究了爆炸荷載下埋地并行燃氣管道的超壓和變形規(guī)律，并探究了合理的安全間距和管道壁厚。Ma 等[10-11]結合試驗與數(shù)值模擬，研究了爆炸作用下管道開裂和振動規(guī)律。而對于綜合管廊燃氣爆炸問題，學者們主要以單管為主。例如：Li 等[12]分析了防火分區(qū)長度、障礙物、通風條件、點火位置等因素對燃氣艙內(nèi)天然氣爆炸超壓的影響規(guī)律；Zhang 等[13]研究了燃氣艙內(nèi)甲烷-氫氣-空氣預混氣體爆炸超壓規(guī)律，分析了預混氣體體積、預混氣體位置、通風孔等因素對爆炸超壓的影響；劉希亮等[5-6]以項目實例為背景，分析了燃氣艙內(nèi)的爆炸超壓以及墻體的位移等變化規(guī)律，并提出了不同的抗爆結構，為工程應用提供了指導。綜上，油氣并行管道爆炸研究主要以長輸管道為主，而綜合管廊同艙并行燃氣管道的安全問題鮮有涉及[14]。另外，綜合管廊作為一種典型的狹長受限空間，與開敞空間以及埋地長輸管道均存在很大的差異性[5]，現(xiàn)有的研究成果還不能很好地指導“雙管天然氣艙室”設計。

為此，本研究采用非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA，從實際案例出發(fā)，按照《綜合管廊燃氣管道敷設與安裝》[2]的要求，建立雙管天然氣艙室三維模型；基于應變的失效判定標準，分析天然氣爆炸作用下同艙管道橢圓度的變化情況；結合前人的研究成果[8-9]和有關規(guī)范文件[2,15]，分析甲烷-空氣預混氣體長度、管道間距、管道壁厚和管道屈服強度4 種因素對同艙管道失效的影響規(guī)律和影響程度，以期為綜合管廊的雙管天然氣艙室設計提供參考。

1 數(shù)值模擬

1.1 建立模型

1.1.1 有限元模型及網(wǎng)格劃分

根據(jù)某燃氣艙[4]的實際幾何尺寸，如圖1 所示，建立有限元模型。其中：圓形虛線部分為泄漏管道，圓形實線部分為同艙管道。防火分區(qū)長200 m。由于結構具有對稱性，為此建立對稱模型，模型長100 m；天然氣管道直徑300 mm，管道內(nèi)壓0.4 MPa。將甲烷-空氣預混氣體視為濃度均勻的長方體[5-6,13]，位于燃氣艙正中心，點火源設在預混氣體正中心[12]。甲烷-空氣預混氣體尺寸、管道間距a、管道壁厚h和管道屈服強度（σs）4 個參數(shù)的設置如表1 所示。燃氣管道附近網(wǎng)格局部加密，網(wǎng)格尺寸為50 mm，其余部分的網(wǎng)格尺寸為100 mm[6]，有限元模型的網(wǎng)格劃分結果如圖2 所示。

圖1 燃氣艙截面圖（單位：mm）Fig. 1 Section view of the gas compartment (Unit: mm)

圖2 有限元模型Fig. 2 Finite element model

表1 工況設置[2,15]Table 1 Working condition setting[2,15]

表1 （續(xù)）Table 1 (Continued)

1.1.2 材料選取[16]

為研究最嚴重的爆炸事故后果，假設預混氣體中甲烷的體積分數(shù)為9.5%[5]。甲烷-空氣預混氣體選用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 爆炸燃燒材料模型，并定義狀態(tài)方程*EOS_JWL。參數(shù)設置見表2。

表2 甲烷-空氣預混氣體的材料參數(shù)Table 2 Material parameters of the methane-air premixed gas

為研究天然氣管道的應變和失效，材料模型選用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 彈塑性鋼材模型，參數(shù)設置見表3，其中C和P為應變率參數(shù)。

表3 天然氣管道材料參數(shù)Table 3 Material parameters of natural gas pipeline

空氣選用*M A T_N U L L 空材料模型和*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL 線性多項式狀態(tài)方程，其密度為1.293 kg/m3，初始內(nèi)能為0.25 MJ/m3，相對體積為1。

墻體和支架選用*MAT_RIGID 剛性體材料模型，不考慮其破壞。

1.1.3 監(jiān)測點設置

如圖3 所示，在同艙管道上選擇5 個截面進行監(jiān)測。截面1 位于燃氣艙正中心，截面2 與截面1 的水平間距為1 m，截面3 與截面2 的水平間距也為1 m，依此類推。共設置20 個監(jiān)測點，記錄同艙管道在天然氣爆炸作用下的動力響應。第1組監(jiān)測點A1、B1、C1、D1分別對應同艙管道截面1的上、左、下、右4 個頂點，其余監(jiān)測點按相同規(guī)則選取。

圖3 監(jiān)測點Fig. 3 Monitoring points

1.1.4 管道失效判定標準

采用橢圓化失效判定標準對同艙管道的變形和失效情況進行描述，計算公式[8]為

1.2 模型驗證

為驗證模型的可行性，對文獻[17]中閉口情況下甲烷在管道中的爆炸實驗進行模擬。如圖4 所示，實驗采用80 mm×80 mm×4 000 mm 的方形管道，點火源和壓力傳感器按圖4 布置。該組工況中，管道完全密閉。通過數(shù)值模擬，獲取爆炸作用下4 個壓力傳感器處的最大超壓值。

圖4 實驗模型（單位：mm）Fig. 4 Experimental model (Unit: mm)

數(shù)值模擬結果與實驗結果的對比如圖5 所示?？梢姡瑪?shù)值模擬結果與實驗結果基本一致，4 個壓力傳感器處最大超壓的誤差分別為?0.018、0.003、0.006、0.026 MPa。造成壓力傳感器4 的誤差相對較大的原因是實驗管道存在摩擦和散熱，致使實驗中爆炸沖擊波能量耗散較數(shù)值模擬更快。對比結果驗證了數(shù)值模擬的有效性。

圖5 計算結果與實驗結果的對比Fig. 5 Comparison of calculated and experimental results

2 結果分析

2.1 同艙管道的動力響應

以工況a-Ⅰ為例，分析天然氣爆炸作用下同艙管道的動力響應。

圖6 為甲烷-空氣預混氣體爆炸作用下不同時刻同艙管道的等效應力云圖?？梢?，爆炸沖擊波首先作用于距離爆炸中心最近的截面1 右側，隨后應力波在管道結構內(nèi)沿管道軸向和環(huán)向傳播，如圖6(a)所示。爆炸沖擊波受到燃氣艙結構的限制，產(chǎn)生反射，出現(xiàn)振蕩[18]，引起管道等效應力不斷變化。隨著沖擊波能量耗散，同艙管道的等效應力逐漸減小，如圖6(b)～圖6(d)所示。

圖6 等效應力云圖Fig. 6 Von Mises stress nephograms

圖7 顯示了天然氣爆炸作用下同艙管道截面1 的變形情況。受爆炸沖擊波的影響，管道先整體水平向左移動；30 ms 時開始向右恢復，同時向下移動；60 ms 時管道位于初始位置的正下方。結合圖2 可知，同艙天然氣管道位于點火源左側，爆炸沖擊波由點火源向周圍擴散，首先接觸管道右側。10 ms 時，監(jiān)測點D1已向左偏離初始位置；爆炸沖擊波沿x軸（水平）負方向壓縮管道，帶動監(jiān)測點A1和C1分別向上和向下偏離初始位置；管道整體向左移動，帶動監(jiān)測點B1偏離初始位置。20 ms 時，管道繼續(xù)向左偏移，y方向（豎直）外徑明顯大于x方向外徑。30 ms 時，管道的橢圓化程度明顯減小，帶動監(jiān)測點D1開始向右恢復，監(jiān)測點A1和C1分別向下和向上恢復。

圖7 管道截面1 的變形情況Fig. 7 Pipeline deformation of section 1

截面1 上管道的橢圓度為5.72%，超過臨界無量綱橢圓度3%，同艙管道應變失效。隨著與爆炸中心距離的增大，管道受爆炸沖擊波的影響減弱，管道的橢圓度逐漸減小，截面1～截面5 的管道橢圓度分別為5.72%、2.18%、1.57%、1.52%和1.36%。為此，本研究以截面1 的橢圓度作為同艙管道失效的判定依據(jù)。

2.2 各因素對同艙管道失效的影響規(guī)律

2.2.1 預混氣體長度

根據(jù)工況a-Ⅰ～工況a-Ⅵ的數(shù)值模擬結果，擬合出甲烷-空氣預混氣體長度（l）對同艙管道橢圓度的影響關系式，如圖8 所示，其可決系數(shù)R2為0.999 9，擬合優(yōu)度高。隨著甲烷-空氣預混氣體長度增加，同艙管道橢圓度增大。預混氣體長度由2.0 m 增加到3.0 m 時，同艙管道橢圓度由3.59%增大到5.72%，均超過臨界無量綱橢圓度3%，管道應變失效。

圖8 預混氣體長度對管道橢圓度的影響Fig. 8 Effect of premixed gas length on pipeline’s ovality

2.2.2 管道間距

根據(jù)工況b-Ⅰ～工況b-Ⅵ的數(shù)值模擬結果，擬合出管道間距（a）對同艙管道橢圓度的影響關系式，如圖9 所示，其可決系數(shù)R2為0.983 0。隨著管道間距的增加，同艙管道橢圓度先減小后增大，該燃氣艙內(nèi)最優(yōu)管道安全間距為0.74 m。管道間距由0.50 m 增加到0.74 m 時，同艙管道的橢圓度逐漸減小。其中：當管道間距由0.50 m 增加到0.62 m 時，同艙管道橢圓度由5.72%降低到2.84%；當管道間距由0.62 m增加到0.74 m 時，同艙管道橢圓度繼續(xù)由2.84%減小至1.34%，小于臨界無量綱橢圓度3%，該區(qū)間內(nèi)同艙管道處于安全狀態(tài)。當管道間距由0.74 m 增加到1.00 m 時，同艙管道橢圓度逐漸增大。綜合考慮管廊燃氣艙空間受限因素，分析可知，隨著管道間距的增加，雖然同艙管道逐漸遠離泄漏管道，但同艙管道與燃氣艙頂板的距離逐漸減小，爆炸沖擊波反復疊加作用于同艙管道，使得同艙管道橢圓度逐漸增大。當管道間距由0.74 m 增加到0.85 m 時，管道橢圓度由1.34%增大到2.80%，小于臨界無量綱橢圓度3%，該區(qū)間內(nèi)同艙管道處于安全狀態(tài)；當管道間距由0.85 m 增加到1.00 m 時，管道橢圓度繼續(xù)由2.80%增大到5.71%。

圖9 管道間距對管道橢圓度的影響Fig. 9 Effect of pipeline spacing on pipeline’s ovality

2.2.3 管道壁厚和管道屈服強度

根據(jù)工況c-Ⅰ～工況c-Ⅵ、工況d-Ⅰ～工況d-Ⅴ的數(shù)值模擬結果，分別擬合出管道壁厚（h）和管道屈服強度（σs）對同艙管道橢圓度的影響關系式，如圖10 所示，其可決系數(shù)R2分別為1.000 0 和0.981 3。

從圖10(a)可以看出，同艙管道橢圓度與管道壁厚負相關。當管道壁厚由4.8 mm 增加到6.0 mm時，同艙管道橢圓度由5.72%降低至2.98%；當管道壁厚由6.0 mm 增加到10.0 mm 時，同艙管道橢圓度由2.98%降低至0.68%，小于臨界無量綱橢圓度3%，該區(qū)間內(nèi)同艙管道處于安全狀態(tài)。以上結論說明，可以通過增加管道壁厚來防止同艙管道在天然氣爆炸作用下失效。

圖10 管道壁厚和管道屈服強度對管道橢圓度的影響Fig. 10 Effects of pipeline thickness and pipeline yield strength on pipeline’s ovality

從圖10(b)可以看出，同艙管道橢圓度與管道屈服強度負相關。當管道的屈服強度由245 MPa 提高至390 MPa 時，管道橢圓度由5.72%降低到4.57%，均超過臨界無量綱橢圓度3%，同艙管道失效。然而，函數(shù)變化率極小，僅為?0.007 4，說明改變管道屈服強度對同艙管道橢圓度的影響極小。

2.3 各因素對同艙管道失效的影響程度

根據(jù)圖8、圖9 和圖10 中的函數(shù)關系式，采用敏感性分析方法，分析甲烷-空氣預混氣體長度、管道間距、管道壁厚和管道屈服強度4 種因素對天然氣爆炸作用下同艙管道失效的影響程度，計算公式[19-21]為

以管道橢圓度作為天然氣爆炸作用下同艙管道失效影響因素敏感性分析的評價指標，敏感性指數(shù)的絕對值越大，說明該影響因素對天然氣爆炸作用下同艙管道橢圓度的影響越大。

考慮到綜合管廊燃氣艙的實際情況，以甲烷-空氣預混氣體長度3.0 m、管道最小屈服強度245 MPa（鋼級L245）、管道間距0.5 m 和管道壁厚4.8 mm 為基準，若預混氣體長度減小1%～25%，管道屈服強度、管道間距和管道壁厚各增大1%～25%[21]，則同艙管道失效影響因素的敏感性分析結果如圖11所示。

圖11 敏感性分析Fig. 11 Sensitivity analysis

在影響因素變化率相同的情況下，管道屈服強度的敏感性指數(shù)的絕對值最小，為0.321 2～0.421 9，說明管道屈服強度對天然氣爆炸作用下同艙管道橢圓度的影響最小。管道屈服強度變化率由1%增加到25%時，敏感性指數(shù)的絕對值雖然呈現(xiàn)減小趨勢，但減小量僅為0.100 7。

影響因素變化率由1% 增加到25% 時，預混氣體長度和管道壁厚的敏感性指數(shù)絕對值分別由5.835 6、2.591 4 降低至1.188 8、1.912 3，管道間距的敏感性指數(shù)絕對值由0.953 8 增加到2.095 8。影響因素變化率為1%～12%時，預混氣體長度對同艙管道橢圓度的影響程度最大；影響因素變化率在13%～18%和19%～25%兩個區(qū)間時，對同艙管道橢圓度影響程度最大的因素分別為管道壁厚和管道間距。

3 結 論

采用非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA，根據(jù)實際案例，建立了綜合管廊雙管天然氣艙室三維模型，以管道橢圓度作為評價指標，分析了燃氣艙內(nèi)天然氣爆炸作用下預混氣體長度、管道間距、管道壁厚和管道屈服強度4 種因素對同艙管道失效的影響規(guī)律和影響程度，得到以下結論。

(1) 同艙管道橢圓度與預混氣體長度正相關，與管道壁厚和管道屈服強度負相關，與管道間距先負相關后正相關；雙管天然氣艙室安全防護設計中管道間距并非越大越好，合適的管道間距設計可以有效地降低爆炸作用下同艙管道失效的可能性。

(2) 相比于其他3 種因素，管道屈服強度對天然氣爆炸作用下同艙管道失效的影響最小，甲烷-空氣預混氣體長度對天然氣爆炸作用下同艙管道失效的影響最大，因此在雙管天然氣艙室的安全防護設計中，應優(yōu)先設置高靈敏度的氣體泄漏監(jiān)測及聯(lián)動裝置，及時阻斷甲烷-空氣的預混。

受篇幅限制，本研究僅考慮了4 種因素的影響，后續(xù)將對支架、隔板等因素的影響做進一步研究。