2. 中交一公局第一工程有限公司;
3. 湖北省油气储运工程技术研究中心
2. No.1 Engineering Co., Ltd. of CCCC First Highway Engineering Group Co., Ltd.;
3. Hubei Provincial Engineering Research Center of Oil and Gas Storage and Transportation
0 引言
长输油气埋地管道作为一种安全高效的基础设施,在油气运输管网中起着非常重要的作用。但长输管道埋设在复杂的山地环境中,会遭受落石的冲击载荷作用,严重的可能导致埋地管道破裂、变形和腐蚀[1-2]。目前对埋地管道在落石冲击载荷作用下的研究引起人们的广泛关注,国内外的学者也形成了比较系统的研究成果,一些学者也展开了损伤识别和健康监测的研究[3-4]。
在理论研究方面,国外学者G.E.MULESKI等[5]提出圆柱壳理论,对管道与土体的相互作用进行了研究,结果表明该理论能有效地分析管道破裂和弯曲变形问题。随后A.HINDY等[6]提出了半无限空间理论,研究表明管土的相互作用可以减小管道的应力。1984年,S.K.DATTA等[7]对地震作用下无限空间、半无限平面和半无限空间中管道的动力响应进行了研究,研究结果表明,埋地管道在地震作用下的动力响应可以假设管道与土体一起运动,但忽略了管道与土体的相互作用,且这种假设不一定适用于落石冲击载荷作用下埋地管道的动力响应问题。龙源等[8]等对爆炸冲击载荷作用下管道动应力响应进行了研究,提出了埋地管道振动的动力响应关系式,并利用应力波理论对冲击振动波进行分析,结果表明管道的破坏主要由最大切向应力引起,与管道周围土的介质刚度有关。
在数值模拟方面,ZHANG H.等[9]利用有限元分析软件建立了管-土模型,重点分析了冲击高度、管道壁厚和管道埋深等对埋地管道力学性能的影响,分析结果表明,冲击力随冲击高度增加而增加,随着偏心距、径厚比和埋深的增大而减小。李又绿等[10]利用LS-DYNA软件模拟了埋地管道受落石冲击载荷作用的动力响应过程,推导出管道安全系数方程。赵师平[11]、荆宏远[12]及王岩[13]等也从数值模拟的角度研究了埋地管道在冲击载荷下的动力响应,重点分析了冲击力、管道壁厚和落锤位置对管道动力响应的影响,得到管道应力和应变的变化规律。
关于埋地管道在冲击载荷作用中的动力响应问题,由于土体的离散性较大,所以从理论上求解比较困难,且目前国内外关于埋地长输管道的试验研究也比较缺乏。因此,本文从试验测试和数值模拟两方面分析埋地管道振动加速度的传播规律和应力应变分布情况,以期为复杂工况下埋地管道抗冲击设计规范的制订提供参考。
1 试验概况 1.1 试验设计根据文献[14-16]以及实际工况下埋地管道的尺寸和埋深,确定较合理的相似比为7:1,设计出缩尺比例模型。设定埋地管道在没有初始缺陷的工况下,未考虑管道焊缝对管道动力响应的影响。管道试件采用完整的镀锌钢管,材料为Q235级钢,外径和壁厚分别为114 mm、2.5 mm;埋深设为0.6 m,土体尺寸(长×宽×高)为3 000 mm×3 000 mm×1 500 mm。由钢板、槽钢及角钢焊接而成的土箱如图 1所示。各工况下试验数据如表 1所示。表 1中g为重力加速度。
组别 | 试件 | 冲击高度/m | 场地土 | 管道埋深/m | 加速度峰值 | 应变峰值/(10-6) | |
纵向应变 | 环向应变 | ||||||
ASG-1L0 | 0.5 | 8.01g | 354 | 205 | |||
A | ASG-1L0.75 | 0.5 | 粉质黏土 | 0.6 | 2.56g | 186 | 104 |
ASG-1L1.5 | 0.5 | 0.62g | 85 | 53 | |||
BSG-1L0 | 1.0 | 12.14g | 621 | 424 | |||
B | BSG-1L0.75 | 1.0 | 粉质黏土 | 0.6 | 3.92g | 308 | 205 |
BSG-1L1.5 | 1.0 | 1.41g | 165 | 98 | |||
CSG-1L0 | 1.5 | 15.06g | 724 | 545 | |||
C | CSG-1L0.75 | 1.5 | 粉质黏土 | 0.6 | 5.51g | 425 | 265 |
CSG-1L1.5 | 1.5 | 1.88g | 222 | 155 | |||
DSG-1L0 | 2.0 | 18.16g | 816 | 603 | |||
D | DSG-1L0.75 | 2.0 | 粉质黏土 | 0.6 | 7.62g | 524 | 375 |
DSG-1L1.5 | 2.0 | 3.00g | 314 | 213 | |||
注:试验试件分为A、B、C和D 4组,其中ASG-1L1.5表示A组试件埋设在距振源中心的水平距离为1.5 m。 |
1.2 材料性能
土体材料采用实际工程中常见的粉质黏土,通过采样压实原土,测得土体的材料参数为:内聚力35.5 Pa,膨胀角7.8°,泊松比0.38,摩擦角78°,密度1 880 kg/m3。对SG-1型管材进行拉伸试验,测得管道参数为:直径114 mm,壁厚2.5 mm,屈服强度281 MPa,屈服应变0.001 41,抗拉强度420 MPa,弹性模量210 GPa。
1.3 试验加载利用落锤冲击试验机模拟落石的冲击载荷作用,如图 2所示。试验机由主体结构桁架、缆线、落锤、提升装置及控制系统等部分组成。土箱由钢板合围形成,安装在落锤试验机下部,土体装入土箱时分层(每层厚度100 mm)夯实。试验中管道埋设在锤头正下方区域,以锤头为中点,两端对称分布填埋,且3根管道每间隔0.75 m水平埋设。试验加载前先进行预加载,检验试验装置和测量系统后正式加载。落锤冲击高度从0.5 m到2.0 m每隔0.5 m进行一次冲击试验,每下落一次记录一次管道应变,具体工况见表 1。
1.4 测点布置
埋地管道受到冲击载荷作用产生的应变可分为纵向应变(εZ)和环向应变(εH)。为测量埋地管道的应变变化过程,采用箔式应变片(2 mm×1 mm)。管道应变片布置如图 3和图 4所示。
沿管道环向分布的应变片为上、下两个面和中部90°面,沿管道轴向分布的应变片以管道中部为中心对称分布,间距700 mm。采用DH5908无线动态应变采集仪记录管道应变的变化过程。此外,加速度传感器INV9822A安装在管道截面(B-B)上表面,测定管道在竖向方向的振动响应,并通过仪器INV3018采集管道振动的加速度信号。
2 试验结果及分析 2.1 管道振动加速度根据表 1试验数据,分析了距振源不同位置对管道竖向方向振动加速度的影响,如图 5所示。从图 5可以看出,当冲击高度为0.5 m时,试件ASG-1L0的振动加速度为8.01g,距振源较远的试件ASG-1L1.5的振动加速度为0.62g。这表明在冲击载荷作用下埋地管道的振动响应有明显变化,距离振源越远,管道的振动响应越小。由于土体介质和管道相互摩擦消耗了冲击载荷大部分能量,所以埋地管道竖向方向振动加速度在土体中逐渐衰减传递。同样,当冲击高度为2.0 m时,管道振动加速度最大为18.16g。由此可以得到,随着冲击高度的增加,管道的振动响应也逐渐增大。通过非线性拟合软件得到不同冲击高度下管道在竖向方向振动加速度的传播规律:管道振动加速度在传播过程中振动响应越来越小。由此可得到一个近似的拟合关系式:
(1) |
式中:A为管道振动加速度,A0为管道振动加速度的初始值,r为传播距离,a为相关系数。
从图 5管道加速度的拟合公式可以看到,不同冲击高度下拟合关系式中的相关系数a都很接近,拟合平均值a= -1.386 9,比较符合冲击载荷作用下管道竖向方向振动加速度在连续均匀介质中的传播规律。
2.2 管道纵向应变峰值和环向应变峰值根据表 1管道应变峰值,研究了距振源不同位置和不同冲击高度对管道应变峰值的影响,如图 6和图 7所示。
从图 6可以看出,在冲击载荷作用下埋地管道纵向应变和环向应变均随着距振源位置的增加而逐渐变小,且纵向应变比环向应变峰值更大。这表明在冲击载荷作用下管道主要发生轴向弯曲变形,且效果更明显。从图 7可以发现,随着冲击高度的增加,管道纵向应变和环向应变均逐渐增加,但距振源较远时,管道纵向应变和环向应变逐渐减小。
2.3 时程曲线根据加速度采集仪INV3018测得管道振动的加速度信号,绘制出不同冲击高度下管道加速度的时程曲线,如图 8所示。
根据动态应变采集仪测得管道应变,选取试件BSG-1L0不同截面(A-A、B-B和C-C)的管道应变时程曲线和B组试件相同截面(B-B)的管道应变时程曲线,如图 9所示。
从图 8可以看出,距离振源较远,管道竖向方向振动加速度较小,振源较近处管道振动的持续时间较长。这表明在冲击载荷作用下,由于土体介质的消耗引起管道的振动响应逐渐减弱,且振动响应的持续时间变短,大部分冲击能量被土体吸收。
从图 9可以看出,试件BSG-1L0在不同截面上应变有明显的变化,管道中部截面B-B最大应变为621×10-6,截面A-A和截面C-C最大应变分别为210×10-6和235×10-6。这表明管道变形主要发生在中部区域,且沿管道轴向方向,管道两侧应变出现对称分布规律,同时管道各截面上下表面也出现对称分布规律,呈现上部受压、下部受拉的现象;B组试件BSG-1L0.75和试件BSG-1L1.5距离振源较远,管道应变逐渐减小,且这两组试件中截面(B-B)6处的纵向应变和截面(B-B)5处的环向应变比截面(B-B)1、(B-B)2、(B-B)3和(B-B)4处的纵向应变和环向应变都大,这表明在振源较远处,埋地管道中部截面90°处的应变相对上下表面处的应变呈现较大增长。这可能是冲击载荷引起的振动波在土体介质中沿水平方向传播,对周围连续土体造成挤压,管道在水平方向受力较大,导致管道在截面90°处的应变最大。
3 有限元分析 3.1 有限元类型和网格划分为了进一步研究埋地管道在冲击载荷作用下的动力响应,建立一个三维的有限元模型,主要分为四个部分:土体、管道、落锤和刚性垫板。根据文献[17-18],管道选取4节点的壳单元(S4R),土体选取8节点实体单元(C3D8R),且落锤和刚性垫块选取4节点刚性单元(R3D4)。在模型网格划分时,为了确保模型的精确性,选取一种精细的网格来划分,如图 10所示。
3.2 材料模型
土体材料模型为Mohr-Coulomb模型[19-20],考虑了土体的塑性变形。管道采用三折线模型,考虑了管道的大变形,如图 11所示。
管道的应力应变状态可分为3个阶段:弹性阶段、弹塑性阶段和塑性阶段。图 11中:ε1、ε2、σ1和σ2分别为管道的弹性屈服应变、塑性屈服应变、弹性屈服应力和塑性屈服应力;E1和E2分别为管道在弹性变形阶段和应力强化阶段的弹性模量。
3.3 管道与土体的接触考虑管道与土体之间的非线性接触关系和黏滑效应[21-24],设置了一种双向接触。这种接触定义了管道和土体为主控面和从属面,且主、从面之间的相互作用由法向作用和切向作用构成。切向作用考虑了管土间的相对滑移,法向行为将管道与土体表面分开的距离称作间隙,只有在压紧状态时才能传递法向压力,在ABAQUS中将这种法向行为称作硬接触。本文法向作用采用硬接触,切向作用采用库伦摩擦模型来传递管土表面的剪应力,管土间的摩擦因数取0.6。
3.4 土体边界条件和载荷施加在有限元模型建立中,管-土模型确定如下边界条件:不添加任何边界条件,为自由表面;落锤与土体的接触为自动面接触,土体四周和下部约束为固定约束,其边界为固定边界。在施加载荷过程中,将落锤模拟成自由落体状态,给落锤施加一个冲击速度,可简化为随不同冲击高度自由落体的速度。定义分析步时一般包含分析过程的选择、载荷的选择和输出结果的选择。结合管-土模型自身特点,建立两个分析步;第一个分析步为初始分析步,用户可以在此步中施加初始边界条件;第二个分析步为落锤施加速度,可以在相对较短的时间内完成,且考虑几何非线性的影响。由于摩尔库伦的土体模型采用了非关联流动法则,所以在用有限元求解时还必须采用非对称求解器。
3.5 结果对比分析 3.5.1 管道振动加速度对比分析通过有限元软件模拟出管道振动响应过程,得到管道加速度试验结果(EXP)和有限元结果(FEA)对比分析图和管道振动加速度云图,分别如图 12和图 13所示。从图 12可以看出,管道振动加速度有限元结果和试验结果很接近,距离振源较远时,管道振动加速度较小,且随着冲击高度增加,管道竖向方向振动加速度越来越大。图 13选取了试件SG-IL0在不同冲击高度下加速度有限元结果。从图 13可以看出,管道振动响应随着冲击高度的增加而逐渐增大。
3.5.2 管道应变对比分析
通过与图 14管道纵向应变和环向应变有限元云图进行对比,可以看到在有限元模拟中管道中部截面产生较大应变,沿管道两端方向逐渐减弱。根据管道纵向应变峰值和环向应变峰值有限元结果和试验结果对比分析(见图 15),有限元结果略大于试验结果。其原因是试验中土体离散型较大,而有限元模拟是一种理想情况。因此,可以得到如下结论:在复杂工况下,可利用有限元数值模拟管道动力响应,从而为埋地管道抗冲击设计提供参考;随着距振源距离的增加,管道纵向应变和环向应变逐渐减小。
4 结论
通过对埋地管道进行落锤冲击试验,并模拟在冲击载荷作用下管道的动力响应过程,获得了埋地管道振动加速度的传播规律和管道应力应变分布情况,得到如下结论。
(1) 随着距振源距离增加,管道竖向方向振动加速度逐渐减小,通过试验研究和有限元数值模拟,得出在冲击载荷作用下管道竖向方向的振动加速度沿水平方向传播的近似关系式。
(2) 在冲击载荷作用下,随着冲击高度的增加,管道纵向应变和环向应变逐渐增加,但随着距振源距离增加,管道纵向应变和环向应变逐渐减小,且管道中部应变峰值最大,管道上、下表面应变呈反对称,沿管道两端方向,管道应变峰值逐渐减小。
(3) 通过有限元模拟冲击载荷作用下埋地管道的动力响应,可知有限元结果和试验结果很接近,这表明埋地长输管道的冲击载荷试验为有限元模拟管道动力响应提供的基础参数合理,可为复杂工况下埋地管道抗冲击设计规范的制订提供参考。
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