2. 中交一公局第一工程有限公司;
3. 中国轻工业武汉设计工程有限责任公司
2. No.1 Engineering Co., Ltd. of FHEC of CCCC;
3. China Light Industry Wuhan Design & Engineering Co., Ltd
0 引言
随着国民经济的快速发展,我国对能源的需求日益增大,石油和天然气作为主要能源,管道是其主要运输方式[1]。由于我国地处欧亚板块与太平洋板块之间,地形地貌复杂多变,是世界上地震多发国家之一。因此,这些长输埋地管道不可避免地会跨越断层带,例如,中亚天然气管道D线工程穿越F8活动断裂带等。大量的震害经验表明,断层错动会直接引起场地永久变形,进而造成管道的大变形以致破坏。此外,管道因为埋在地下还可能受到腐蚀和开裂等破坏。断层作用对埋地管道的影响程度可能是有限的,但在较小的范围内会产生较大的位移,使管道随着周围土体移动,导致管道受拉破坏或屈曲破坏[2]。因此,研究受断层移动影响的埋地管道的应变和变形规律,对管道的经济安全运行、防止损失及保护环境具有重要意义。
近年来,国内外学者对埋地管道进行了大量研究,主要集中在管道的腐蚀、损伤、抗震及跨断层设计等方面[3-5],DU G.F.等[6-9]对管道腐蚀和损伤进行了深入研究。在跨断层的埋地管道研究中,美国学者N.M.NEWMARK等[10]在1975年最早提出了跨断层埋地管道的简易计算公式,该方法忽略了管土之间的横向作用力和管道的弯曲变形,仅适用于管道与断层交角较小的情况。此后R.P.KENNEDY等[11]采用大挠度理论改进了N.M.NEWMARK的方法,将管道视作只有拉伸刚度而没有弯曲刚度的悬索,将断层附近的管段视为弯曲部分,而远离断层处为直线部分,但该方法忽略了管道发生弯曲变形时所引起的轴向变形,过高估计了土体对管道弯曲应变产生的影响,导致结果偏于保守。再后来WANG R.L.等[12-13]对提出的模型继续改进,提出基于柔性索的假设理论。日本学者高田至郎率先开展了土壤沉陷时的聚乙烯管道力学性能试验,讨论了管道应力和位移等[14]分布情况。
对地下管道模型试验的研究主要集中在21世纪初,国内学者冯启民等[15]进行了走滑断层的静力试验以及正、逆断层的动力试验。此后,张志超等[16]利用振动台进行了跨走滑断层埋地管道的模型试验研究,得出管土系统本身的动力效应影响较小,可忽略不计。2008年,国外学者D.HA等[17-20]通过离心机加载使得两个土箱产生错动,从而模拟正断层以及走滑断层,得到了断层作用下管与土相互作用力和变形关系的p-y曲线。2012年,F.R.ROFOOEI等[21-22]通过全尺试验装置进行了走滑断层作用下高密度聚乙烯管道(HDPE)的力学性能试验研究,研究了埋管深度与管径比、管道与断层之间的交叉角等对管道的抗震性能产生的影响。但这些理论及数值求解方法都只针对于单一的走滑或倾滑断层,对于穿越同时存在走滑和倾滑分量的斜滑断层埋地管道研究甚少[23]。为研究在斜滑断层型式错动作用下,跨断层埋地管道破坏的机理,现选取管道直径、壁厚、管道埋深等参数为变量对管道力学性能进行试验。
1 试验概况 1.1 试验设计实际工程中的输油管道,一般埋设于地表下一定深度且铺设范围较为广泛。在试验设计中受试验条件的限制,用于模拟断层的装置不宜过大,因此管道模型尺寸受到限制,管径过小或过大都容易使管道在断层错动下反应失真。本文试验装置如图 1所示,该试验装置由左、右两个可拆卸式箱体组成,长、宽、高分别为1.50、1.00及1.12 m。断层位于两个箱体的对接处,以此将整个模型分为左、右两盘。
本试验模拟的断层倾角为90°,其中左侧箱体放置在高度为0.3 m的承台上,承台通过地栓与地面连接。右侧箱体放置在竖向千斤顶上,并通过设置两道门式钢架来防止箱体侧向倾倒。根据相似比尺[24],本试验选取的埋地管道直径分别为25、32及42 mm,各管道模型试验编号及参数如表 1所示。试验选取的土体为粉质黏土,通过三轴压缩试验及相关试验测得土体的密度ρ=1.88 g/cm3,泊松比μ=0.38,内摩擦角φ=7.8°,内凝聚力c=35.5 kPa。
试件 编号 |
直径/ mm |
壁厚/ mm |
埋深/ m |
屈服强 度/MPa |
抗拉强 度/MPa |
弹性模 量/GPa |
弹簧刚 度系数/ (N·m-1) |
T-1 | 42 | 1 | 0.3 | 282.5 | 365.4 | 201 | 4 730 |
T-2 | 42 | 1 | 0.6 | 282.5 | 365.4 | 201 | 4 730 |
T-3 | 42 | 2 | 0.3 | 290.7 | 386.1 | 202 | 4 730 |
T-4 | 32 | 1 | 0.3 | 279.5 | 364.9 | 201 | 4 730 |
T-5 | 25 | 1 | 0.3 | 278.0 | 365.2 | 201 | 4 730 |
1.2 管道端部边界条件
为了准确模拟跨斜滑断层管道的受力行为,应建立断层错动下完整长度的管道模型。断层两侧锚点被认为是管道上受断层影响的最远点,管道锚固点间距一般约为200倍管径[15],管道末端连接方式将对试验结果产生较大影响。本次试验中,管道长度为3 m,其长度远小于200倍管径,因此管道将受到两端约束条件的影响。通过在管道端部设置螺杆以及弹簧,使得管道在错动时可以沿管轴伸缩,这种半刚性约束使得管端既不完全固定,也不能自由伸缩,能较好模拟真实条件。管道端部设计见图 2和图 3,弹簧刚度系数见表 1。
1.3 试验加载及测量
试验采用水平及竖向千斤顶作为加载装置,其中水平千斤顶置于左侧箱体后侧面,两个竖向千斤顶置于右侧箱体底部对称位置处。试验采用位移控制方式逐级加载。试验采用铂式应变片及DH3816型静态应变采集仪测量和采集管道的应变,应变片布置方式见图 4。在图 4a中,为测量沿管轴方向各个部位的应变,每根管道对称布设20个应变测量点。由于靠近断层的管段变形较大,所以测量点间距自管道与断层相交处开始向远端由密变疏。应变片对称贴于管道圆周斜45°处,如图 4b所示。
试验前,先调节右侧箱体底部千斤顶高度,使左、右两侧箱体处于同一高度,再将土样均匀铺设于箱体中,每铺设10 cm后再进行夯实,当土体铺设至预定高度后再放置布好应变片的管道,随后继续铺设土体使之达到箱体高度。试验时,水平和竖向千斤顶同时均匀错动,采用百分表控制位移,水平及竖向千斤顶每错动10 mm停止加载并进行管道应变采集及数据保存,限于千斤顶最大顶升量,当水平及竖向加载都达到140 mm时停止加载。
2 试验结果及分析 2.1 试验现象试验前土体表面状态如图 5所示。图 6为左、右两侧箱体都同时错动140 mm后的土体表面变形图。由图 6可以观察到断层附近土体表面隆起,几条宽度较大的土体裂缝出现在断层处,且裂缝近似平行于断层,远离断层处的土体无明显变形。在断层的错动下,管道随着断层的错动发生变形,且管道的变形与断层位移相一致,管道由于受到周围土体的约束而发生翘曲现象。对于管径较大以及壁厚较大的管道,其翘曲变形较小,不会出现屈曲现象。而对于管径较小、壁厚较薄的管道,其整体变形沿断层面近似呈反对称状,管道会出现屈曲现象。断层错动后管道变形如图 7所示。
2.2 管道埋深的影响
图 8绘制了管道在断层错移下的应变分布情况。其中δ表示错移量,管轴左上角应变表示沿管道横断面左上侧10个应变片测得的应变值,管轴右下角应变表示沿管道横断面右下侧10个应变片测得的应变值。由图 8a~8d可知,以断层面为对称轴,管道左上侧及右下侧沿管轴应变呈近似对称,且受压区应变峰值与受拉区峰值近似相等。对于埋深为0.3 m的管道T-1,当断层错移量较小时,应力峰值较为靠近断层处,当错移量逐渐增大时,峰值将远离断层。而对于埋深为0.6 m的管道T-2,其峰值应变位置无变化。同时,可以观察到,T-2管道的峰值应变大于相同错移量下T-1管道的峰值应变。当错移量达到40 mm时, 管道T-2峰值压应变为-1 620×10-6,此时管道受压区屈服。当错移量达到50 mm时, 管道T-2峰值拉应变为2 408×10-6,此时管道受拉区屈服。当错移量达到60 mm时, 管道T-1峰值压应变为-1 519×10-6,此时管道受压区屈服。当错移量达到70 mm时, 管道T-1峰值拉应变为1 954×10-6,此时管道受拉区屈服。当错移量达到最大值140 mm时,管道T-2峰值压应变为-5 652×10-6,拉应变为8 020×10-6,而T-1管道峰值压应变为-4 735×10-6,拉应变为4 295×10-6。当断层错移量较大时,埋置较深的管道两端的应变略微小于埋置较浅的两端管道应变。分析可知,相同规格的管道在同一断层错距下,管道埋深越大,管道的锚固长度也越小,此时管道将承受更大的应变,这也将加剧管道的破坏。这一点与在实际工程中建议将管道浅埋观点一致。由此可知,埋深对于管道应变分布有较大影响。
2.3 壁厚的影响
如图 7所示,可以观察到壁厚1 mm的管道T-1具有明显弯曲变形,而壁厚2.3 mm的管道T-3无明显变形。图 8a~图 8f给出了不同断层错移量下壁厚对管道拉、压应变的影响。由图 8分析可知,管道拉、压应变都随着断层位移的增加而增加,但达到一定值时可能出现减小的趋势。当错移量为100 mm时,管道T-3开始屈服;当错移量达到140 mm时,管道T-1峰值压应变为-4 735×10-6,峰值拉应变为4 295×10-6,管道T-3峰值压应变和拉应变分别为-1 593×10-6和2 070×10-6。其中压应变减小约66.4%,拉应变减小约51.8%,这说明壁厚较大的管道具有更好的抵抗变形能力。
2.4 管径的影响为研究不同管径对管道在断层作用下反应的影响,通过对比直径分别为25、32及42 mm的管道的应变分布及变化规律(图 8a、图 8b及图 8g~图 8j)可知,管径越小,峰值应变离断层面越近。对于管径为42及32 mm的管道,当壁厚为1 mm时,管道峰值拉应变及压应变都出现在离断层面两侧60 cm处。管径为25 mm的管道,峰值拉应变及压应变都出现在断层面左、右30 cm处。由分析可知,管径越小,管道刚度也越小,因此土体对管道的约束作用也更强,管道更容易在距离断层较近处出现塑性变形。如图 8i和图 8j所示,当错移量较小时,管道的拉应变和压应变增长趋势都较小,当错移量达到100 mm时,管道受压区峰值应变发生突变,这说明对于管径较小管道,当错移量较大时,容易发生塑性应力集中现象,且发生塑性应力集中位置距断层面较近。因此,实际工程中尽量选择管径较大的管道。
3 有限元分析 3.1 模型建立应用非线性软件ABAQUS/Standard(2016)来对管土相互作用系统进行建模。整个有限元模型尺寸与试验尺寸保持一致。有限元分析采用两个分析步,第一步施加地应力平衡;第二步施加断层错移。其中左盘土体底部边界节点保持y方向固定约束,并在其侧向施加水平位移使得左盘可以沿x轴移动。同时,在右盘土体竖直面外侧节点施加侧向约束,在土体底部施加竖向位移荷载,使之可沿竖向y轴移动。为约束管端运动,采取等效线性弹簧单元约束管道两端的轴向位移,以代替离断层较远处管道的变形反应。
3.1.1 单元类型及网格划分由于管道的应变最大值往往出现在断层附近,所以选择将断层面附近的管道和土体进行更加细致的划分,而远离断层面两端处可划分得较粗一些。笔者将管道网格划分得较为精密,对于管道的局部屈曲和大变形等现象能够较好地模拟。有限元模型网格划分如图 9所示,其中管道采用4节点减缩积分壳单元(S4R),管道周围的土体采用8节点减缩积分单元(C3D8R)。
3.1.2 材料模型
考虑到管道的弹塑性特征,本构关系采用三折线模型,其应力-应变关系如图 10所示。图 10中ε1和σ1分别为管道弹性屈服应变和弹性屈服应力,ε2和σ2分别为管道的塑性屈服应变和塑性屈服应力,E1和E2分别为管道在弹性阶段和塑性阶段的材料模量。
管道的性能参数见表 1。土体材料为粉质黏土,本构关系采用Mohr-Coulomb模型[25-26]。
3.1.3 管-土接触算法本文选取面与面接触算法来定义管-土之间的相互作用。该接触算法分为两部分:切向作用通过罚接触算法来定义,该算法考虑了两者之间的摩擦作用,并通过摩擦因数来定义,根据文献[27]建议,摩擦因数取0.3;法向作用通过硬接触来定义,此算法可允许断层错动后管土之间的分离。由于管道的刚度相对于土体较大,所以选择管道外壁作为主控面,土体则作为从属面。
3.2 模型验证图 11为T-1管道的应变分布图。由图 11可知:有限元模拟得到的管道T-1整体变形趋势与试验变形情况基本一致;拉压应变峰值点在距断层60 cm处,管道的最大拉应变及最大压应变方位同断层位移方向一致,即斜45°方向。
图 12为T-1、T-2及T-3模型沿管轴左上角应变的有限元分析结果(FEM)与试验值(Exp)对比图。
从图 12可以看到,试验所得到的应变峰值与数值模拟得到的应变峰值非常接近。综上分析可知,该有限元模型参数选取较为合理,具有较高的准确性,这为今后进行跨斜滑断层分析奠定了基础。
4 结论(1) 在断层错动下,管道轴向变形为反对称状,近断层处土体出现裂缝及隆起等现象,远离断层的管段应变值较小,且随着土体一起运动。
(2) 埋深对于管道应变分布有较大影响,选择较浅的埋深有利于管道抵抗断层位移,管道承受的应变较小。
(3) 增加管道的壁厚可以明显减小管道应变及变形,可有效减轻管道破坏。
(4) 小口径的管道容易产生更大的拉伸应变,且易发生塑形应变集中现象,对于跨断层管道设计而言,宜选择较大口径的管道。
(5) 有限元模拟结果与试验结果非常接近,说明该有限元分析具有较高的准确性。研究结果为今后进行相关跨斜滑断层管道力学性能分析奠定了基础。
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