埋地鋼質(zhì)輸氣管道動(dòng)態(tài)挖掘響應(yīng)的試驗(yàn)研究及模擬分析

徐濤龍， 姚安林， 曾祥國(guó)， 李又綠， 李 星

(1. 西南石油大學(xué) 石油與天然氣工程學(xué)院，成都 610500； 2. 四川大學(xué) 建筑與環(huán)境學(xué)院，成都 610065)

埋地鋼質(zhì)輸氣管道動(dòng)態(tài)挖掘響應(yīng)的試驗(yàn)研究及模擬分析

徐濤龍1， 姚安林1， 曾祥國(guó)2， 李又綠1， 李 星2

(1. 西南石油大學(xué) 石油與天然氣工程學(xué)院，成都 610500； 2. 四川大學(xué) 建筑與環(huán)境學(xué)院，成都 610065)

研究在已有工作的基礎(chǔ)上，對(duì)鋼質(zhì)輸氣管道在多種挖掘工況下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)展開(kāi)較全面地分析。將不同工況(驅(qū)動(dòng)力油缸、挖掘高度、挖掘角度、挖掘齒數(shù)等)組合設(shè)計(jì)并實(shí)施了21組動(dòng)靜態(tài)試驗(yàn)。建立挖掘機(jī)-管道-土壤的ADAMS多體動(dòng)力學(xué)模型，根據(jù)油缸壓力及位移測(cè)試數(shù)據(jù)，實(shí)現(xiàn)STEP函數(shù)和腳本(Script)仿真控制，還原典型測(cè)試工況并獲得動(dòng)靜態(tài)挖掘載荷，并由此判斷挖掘動(dòng)載系數(shù)。最后，根據(jù)模擬提取的動(dòng)靜態(tài)載荷，運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA得到管道測(cè)點(diǎn)的動(dòng)靜態(tài)應(yīng)變，且與測(cè)試結(jié)果吻合較好。結(jié)合試驗(yàn)及模擬手段對(duì)多種挖掘工況下的斗尖動(dòng)載系數(shù)進(jìn)行了定量識(shí)別，研究成果對(duì)制定復(fù)雜環(huán)境下埋地輸氣管網(wǎng)挖掘破壞防控措施具有一定參考價(jià)值。

挖掘機(jī)具；埋地輸氣管道；動(dòng)態(tài)挖掘響應(yīng)；動(dòng)載荷系數(shù)；數(shù)值模擬

機(jī)械挖掘已成為當(dāng)前油氣管道的主要安全威脅之一。在美國(guó)、加拿大、墨西哥及歐洲等國(guó)，規(guī)定任何個(gè)人或單位在開(kāi)挖動(dòng)土前須撥打(dial before you dig)“熱線尋呼服務(wù)”(one-call service)，標(biāo)記地下管線走向并劃定安全挖掘區(qū)域[1-3]。盡管如此，管道挖掘損傷的事故比例仍居高不下，EGIG對(duì)1970年至2010年全部1249次管道事故統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)外部機(jī)械干擾占了48.4%[4]；PHMSA對(duì)1993年至2012年間所有管道事故和其中的燃?xì)夤艿朗鹿式y(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)機(jī)械挖掘損傷所占的比例分別為18.7%和20.4%[5]；統(tǒng)計(jì)我國(guó)在2009年～2011年兩年間的燃?xì)夤芫W(wǎng)安全運(yùn)營(yíng)突發(fā)事件發(fā)現(xiàn)外部機(jī)械損傷占了67.1%[6]。因此，開(kāi)展基于試驗(yàn)及模擬手段的管道動(dòng)態(tài)挖掘響應(yīng)研究十分必要，同時(shí)也是實(shí)施挖掘風(fēng)險(xiǎn)基準(zhǔn)化(benchmarking process)或定量評(píng)估(quantitative assessment)的關(guān)鍵技術(shù)環(huán)節(jié)。

國(guó)外學(xué)者及多家科研機(jī)構(gòu)對(duì)管道外力機(jī)械損傷已開(kāi)展了一些研究。EPRG針對(duì)平面凹痕損傷、平面溝槽損傷、凹痕溝槽組合損傷以及穿刺損傷，建立管道和容器外部機(jī)械損傷的試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫(kù)，并提出了一些計(jì)算強(qiáng)外力下管道性能參數(shù)臨界值的數(shù)學(xué)模型和半經(jīng)驗(yàn)表達(dá)式供評(píng)估人員參考[7-12]。美國(guó)的Battelle實(shí)驗(yàn)室分析了含內(nèi)壓管道的凹痕損傷行為，通過(guò)準(zhǔn)靜態(tài)處理方法模擬管道穿刺現(xiàn)象并分析其受力，結(jié)果說(shuō)明增加壁厚對(duì)防止穿刺的效果更好，該實(shí)驗(yàn)室同樣對(duì)凹痕溝槽組合損傷進(jìn)行了帶壓和不帶壓試驗(yàn)，并將損傷評(píng)價(jià)的公式化作為研究目標(biāo)[13-15]。英國(guó)燃?xì)夤?BG)總結(jié)了EPRG等多家單位的研究成果，得到了管道在除穿刺損傷外的其它機(jī)械載荷作用下的損傷模型，并制訂了鋼管損傷的探測(cè)及修復(fù)標(biāo)準(zhǔn)[16-20]。澳大利亞石油天然氣工程中心(COGE)從1997年開(kāi)始啟動(dòng)“管道外損傷防護(hù)工程”項(xiàng)目，對(duì)多類挖掘機(jī)械做了實(shí)驗(yàn)研究和有限元模擬，開(kāi)展挖掘載荷下管道響應(yīng)的參數(shù)化研究，并針對(duì)油氣管道外部損傷防護(hù)制定澳洲標(biāo)準(zhǔn)AS2885—1997[21-25]。此外，還有很多其它科研機(jī)構(gòu)或團(tuán)體開(kāi)展了管道外部擾動(dòng)的相關(guān)研究，如美國(guó)的燃?xì)庋芯繀f(xié)會(huì)(GRI)深入探討了管道第三方破壞的防控管理模式；美國(guó)燃?xì)鈪f(xié)會(huì)(AGA)的管道研究委員會(huì)(PRC)對(duì)壓痕及溝槽損傷下的失效應(yīng)力進(jìn)行預(yù)測(cè)；Victoria油氣公司開(kāi)展的挖掘機(jī)械對(duì)埋地管道的撞擊試驗(yàn)[26]等等。國(guó)外成果雖較成熟，但多以靜態(tài)試驗(yàn)和準(zhǔn)靜態(tài)模擬為主，未考慮動(dòng)態(tài)，且多借助于液壓試驗(yàn)臺(tái)等室內(nèi)設(shè)備，結(jié)果難免失真。國(guó)內(nèi)學(xué)者也開(kāi)展了相關(guān)的管道機(jī)械損傷研究，主要是在分析和借鑒國(guó)外研究成果基礎(chǔ)上，對(duì)管道局部受強(qiáng)外力沖擊下的變形及破壞進(jìn)行了試驗(yàn)研究和模擬[27-30]。研究成果總體上系統(tǒng)性不強(qiáng)，且大多都停留在理論探索階段，針對(duì)工程實(shí)際的定量化研究課題較少。

本文基于已有成果[31-32]，選擇常見(jiàn)的液壓反鏟挖掘機(jī)作為機(jī)械外載，設(shè)計(jì)實(shí)施了21組不同工況(驅(qū)動(dòng)力油缸、挖掘高度、挖掘角度、挖掘齒數(shù)等)的動(dòng)靜態(tài)挖掘試驗(yàn)，測(cè)試內(nèi)容包括各主要部件(埋地管道，動(dòng)臂，斗桿及鏟斗)挖掘載荷下的變形及振動(dòng)，各油缸位移及壓力等。相關(guān)研究表明[33]，鏟斗撞擊管道時(shí)，斗尖動(dòng)載荷會(huì)因油缸液壓沖擊力和機(jī)體慣性力的共同作用下產(chǎn)生突增，其值會(huì)遠(yuǎn)高于額定靜載，利用ADAMS多體動(dòng)力學(xué)軟件還原動(dòng)靜態(tài)挖掘試驗(yàn)，并提取撞擊時(shí)刻的斗尖動(dòng)靜態(tài)載荷，獲得挖掘動(dòng)載系數(shù)，并結(jié)合管道鋼Johnson-Cook動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型，對(duì)ADAMS分析結(jié)果進(jìn)行有限元驗(yàn)證。相比于文獻(xiàn)[32]中的工作，本研究的試驗(yàn)工況更全面，測(cè)試手段更完善，模擬結(jié)果更合理，可為探討管道機(jī)械挖掘損傷防控措施提供更有力的數(shù)據(jù)支撐。

1 斗尖動(dòng)載系數(shù)

由文獻(xiàn)[33]可知，液壓挖掘機(jī)在作業(yè)中遇到剛性障礙物而突然停止時(shí)，斗尖產(chǎn)生的瞬息力將遠(yuǎn)大于額定靜態(tài)挖掘力。挖掘力陡增量的主要來(lái)自兩部分：一是裝置驟停時(shí)工作油缸內(nèi)液壓沖擊引起的瞬息力增量，定義其動(dòng)載系數(shù)為Kd1；另一部分是當(dāng)裝置以一定的速度或角速度下落而驟停時(shí)，將瞬間產(chǎn)生一個(gè)很大的負(fù)加速度，并在斗齒和障礙物間產(chǎn)生一對(duì)較大的作用力與反作用力，因而在斗尖會(huì)同時(shí)產(chǎn)生因慣性力所引起的瞬息力增量，定義其動(dòng)載系數(shù)為Kd2。姚安林等采用能量法詳細(xì)論述了動(dòng)載荷的產(chǎn)生機(jī)理，避免了動(dòng)靜法復(fù)雜的理論推導(dǎo)過(guò)程，其中動(dòng)載系數(shù)Kd和動(dòng)載荷Fd可分別表示為：

(1)

(2)

式中:P和ΔP分別為油缸的工作壓強(qiáng)和沖擊壓強(qiáng)，F(xiàn)s為靜態(tài)額定挖掘載荷，Us為工作裝置的靜態(tài)變形能，考慮到挖掘過(guò)程的機(jī)械損耗，沖擊前裝置的動(dòng)能T將部分轉(zhuǎn)化，Tt表示能完全轉(zhuǎn)化的動(dòng)能。

2 試驗(yàn)研究

2.1 試驗(yàn)方案及操作

試驗(yàn)管道選用某鋼管廠生產(chǎn)的L360型輸氣管道，X60鋼級(jí)，管道規(guī)格為φ416 mm×7 mm，管長(zhǎng)6 m。采用某挖掘機(jī)廠生產(chǎn)的XZ90-8型液壓反鏟挖掘機(jī)，測(cè)試儀器包括DEWE501系列動(dòng)態(tài)應(yīng)變、壓力及位移傳感器、DH301電容式三向加速度傳感器、BE120-3CA系列直角應(yīng)變片等。文獻(xiàn)[32]中表1～表3分別列出了管材母體拉伸性能、挖掘機(jī)主要技術(shù)參數(shù)和試驗(yàn)主要儀器性能參數(shù)等數(shù)據(jù)，這里不再贅述。試驗(yàn)的測(cè)試內(nèi)容主要包括：挖掘過(guò)程各運(yùn)動(dòng)油缸的位移及壓力時(shí)程；挖掘時(shí)刻挖掘機(jī)具及管道測(cè)點(diǎn)動(dòng)靜態(tài)應(yīng)變量；以及斗齒撞擊時(shí)挖掘機(jī)具及管道測(cè)點(diǎn)的最大加速度。

圖1為挖機(jī)和管道的貼片示意圖。圖(b)顯示管道埋深約為0.3 m，挖掘區(qū)及管道貼片區(qū)未覆土以方便測(cè)試，管道兩端放置配重作為穩(wěn)管措施，應(yīng)變片沿管道軸向及環(huán)向布置，且隨著遠(yuǎn)離挖掘區(qū)貼片間距逐漸增大。同時(shí)，在挖機(jī)動(dòng)臂(圖1(c))、斗桿(圖1(d))及鏟斗(圖1(e))也進(jìn)行了應(yīng)變測(cè)試。試驗(yàn)還測(cè)試了斗齒撞擊時(shí)刻的徑向加速度。

圖1 挖機(jī)及管道的貼片示意圖。其中A～Q為應(yīng)變測(cè)點(diǎn)；G1～G8為加速度測(cè)點(diǎn)；挖掘區(qū)域分為五齒區(qū)及單齒區(qū)(挖點(diǎn)1～3)，且基本集中于管道中間位置。Fig.1 Schematic diagram of gauging site on excavator and pipeline, where points A～Q are the strain gauge sites; Points G1～G8 are the acceleration gauge sites; The five-teeth and single-teeth testing are conducted in the digging area (dig points 1 to 3 are for single-teeth digging) which is located at the middle of pipeline.

根據(jù)不同驅(qū)動(dòng)力油缸、挖掘高度、挖掘角度及挖掘接觸齒數(shù)，設(shè)計(jì)實(shí)施了表1所列的21組測(cè)試工況。其中當(dāng)挖掘高度為0 m時(shí)則視為靜態(tài)挖掘工況，即控制斗尖緩慢下落接觸管道后再進(jìn)行油缸驅(qū)動(dòng)加載，而對(duì)具有一定挖掘高度的工況，則以最大額定載荷沖擊管道來(lái)完成動(dòng)態(tài)挖掘測(cè)試。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

2.2.1 靜態(tài)測(cè)試結(jié)果分析

從表1看出靜態(tài)測(cè)試由四組五齒挖掘(工況T1、T2、T7、T8)和兩組單齒挖掘(工況T10、T14)組成。經(jīng)整理得表2中各管道及挖機(jī)測(cè)點(diǎn)的靜態(tài)等效應(yīng)變，數(shù)值從幾十με到幾百με不等。不難看出，無(wú)論是五齒挖掘還是單齒挖掘，斗尖附近(測(cè)點(diǎn)B)及靠近挖掘區(qū)的管道(測(cè)點(diǎn)I、M)應(yīng)變相對(duì)較大。

試驗(yàn)過(guò)程中，準(zhǔn)確記錄油缸的壓力及位移數(shù)據(jù)對(duì)模擬分析至關(guān)重要。以圖2所示的動(dòng)臂油缸驅(qū)動(dòng)挖掘(工況T1)為例，挖掘開(kāi)始后，動(dòng)臂、斗桿及鏟斗的油缸位移量分別維持在約738.4 mm、667.3 mm和46 mm，作為驅(qū)動(dòng)源的動(dòng)臂油缸壓力達(dá)到了16.63 MPa，而斗桿和鏟斗油壓變化則相對(duì)較??；隨著挖掘載荷趨于穩(wěn)定，動(dòng)臂油缸油壓將從16.63 MPa降至2.27 MPa，而斗桿及鏟斗油缸油壓分別提升至6.79 MPa和3.69 MPa，且斗桿油壓增速大于鏟斗油缸，動(dòng)臂油缸這一壓力變化可能與挖機(jī)油壓系統(tǒng)在沖擊下啟動(dòng)的自我保護(hù)功能有關(guān)。

表1 挖掘試驗(yàn)工況

表2 靜態(tài)等效應(yīng)變

圖2 油缸壓力及位移(工況T1)Fig.2 Pressures and displacements of oil cylinders (case T1)

圖3為工況T1下管道軸向及環(huán)向靜態(tài)等效應(yīng)變。可以看出，測(cè)點(diǎn)應(yīng)變隨載荷的緩慢增加而增大，并最終趨于恒定，這里取25 s后平穩(wěn)應(yīng)變段的均值作為該測(cè)點(diǎn)的靜態(tài)等效應(yīng)變。分析全部6個(gè)靜態(tài)測(cè)試工況下管道的軸向應(yīng)變規(guī)律發(fā)現(xiàn)(圖4)：?jiǎn)锡X挖掘產(chǎn)生的管道應(yīng)變會(huì)遠(yuǎn)大于五齒接觸；對(duì)于五齒挖掘工況，管頂0°挖掘產(chǎn)生的應(yīng)變要大于45°側(cè)挖，動(dòng)臂油缸驅(qū)動(dòng)挖掘時(shí)管道應(yīng)變最大，而鏟斗油缸驅(qū)動(dòng)挖掘時(shí)管道應(yīng)變最小。

圖3 管道靜態(tài)等效應(yīng)變(工況T1)Fig.3 Static equivalent strain on pipeline (case T1)

圖4 不同工況下的軸向靜態(tài)等效應(yīng)變比較Fig.4 Static equivalent strains along pipeline axis for different testing cases

2.2.2 動(dòng)態(tài)測(cè)試結(jié)果分析

動(dòng)態(tài)測(cè)試是本研究的重點(diǎn)，因?yàn)楣艿劳诰蚴鹿手袔缀蹙鶠閯?dòng)態(tài)損傷。表1中共實(shí)施了15次動(dòng)態(tài)挖掘測(cè)試，分為五齒挖掘和單齒挖掘，需要指出的是，由于平地挖掘機(jī)作業(yè)的局限性，有些操作姿態(tài)在本次試驗(yàn)中無(wú)法實(shí)現(xiàn)，如五齒工況中鏟斗驅(qū)動(dòng)下的0°和45°動(dòng)態(tài)挖掘，以及單齒工況中的鏟斗和斗桿動(dòng)態(tài)挖掘。

以工況T6為例，提取油缸的壓力及位移如圖5所示?？梢钥闯?，在不到2 s的時(shí)間內(nèi)，動(dòng)臂油缸位移量迅速減小，斗尖接觸管道的同時(shí)，動(dòng)臂油缸壓力也快速提升至約23 MPa，斗桿油缸壓力也隨著斗齒撞擊而緩慢上升，而鏟斗油缸壓力基本維持不變。

圖5 油缸壓力及位移(工況T6)Fig.5 Pressures and displacements ofoil cylinders (case T6)

圖6和圖7分別反映了五齒工況T3和單齒工況T18下管道的軸向及環(huán)向應(yīng)變。無(wú)論是多齒還是單齒，軸向還是徑向，動(dòng)態(tài)應(yīng)變均呈現(xiàn)為逐級(jí)衰減的多峰曲線，且越靠近挖掘區(qū)的測(cè)點(diǎn)，該現(xiàn)象越明顯。比較兩種工況發(fā)現(xiàn)，五齒挖掘時(shí)首個(gè)波峰區(qū)持續(xù)了約0.02 s，而單齒挖掘首個(gè)波峰區(qū)持續(xù)時(shí)間約為0.1 s，約為五齒工況的5倍，但進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)，單齒工況測(cè)點(diǎn)Ⅰ距斗齒的距離是五齒工況的5倍，達(dá)到50 cm，由此可以看出挖掘距離的倍數(shù)增大與測(cè)點(diǎn)擾動(dòng)頻率的倍數(shù)減小密切相關(guān)。

圖8綜合分析了各動(dòng)態(tài)工況下管道軸向應(yīng)變。比較四組五齒動(dòng)臂挖掘(工況T3、T4、T5、T6)和四組單齒動(dòng)臂挖掘工況(工況T18、T19、T20、T21)發(fā)現(xiàn)，除工況T6在挖掘高度2 m時(shí)產(chǎn)生應(yīng)變明顯增大外，其余各組測(cè)點(diǎn)應(yīng)變隨挖掘高度的變化不敏感，這也印證了上文所提及的當(dāng)挖掘機(jī)遭受強(qiáng)外載沖擊或鏟斗高速下落時(shí)，油壓系統(tǒng)的自保系統(tǒng)會(huì)自動(dòng)打開(kāi)，避免挖掘機(jī)機(jī)體受損。對(duì)比五齒和單齒挖掘工況，發(fā)現(xiàn)單齒挖掘在斗尖處(距離=0 m)產(chǎn)生的應(yīng)變遠(yuǎn)大于五齒挖掘，現(xiàn)場(chǎng)觀察發(fā)現(xiàn)，單齒挖掘更容易在管道表面留下明顯的鑿痕等塑性損傷。試驗(yàn)還測(cè)試了管道及挖機(jī)關(guān)鍵位置的徑向加速度，如圖9所示，發(fā)現(xiàn)在不同工況下，管道-挖掘機(jī)這一多體動(dòng)力系統(tǒng)的質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)加速度在10 g～20 g之間。

圖6 五齒挖掘時(shí)管道動(dòng)態(tài)等效應(yīng)變(工況T3)Fig.6Dynamicequivalentstrainforfive-teethdiggingcase(caseT3)圖7 單齒挖掘時(shí)管道動(dòng)態(tài)等效應(yīng)變(工況T18)Fig.7Dynamicequivalentstrainforsingle-teethdiggingcase(caseT18)

圖8 不同工況下的軸向動(dòng)態(tài)等效應(yīng)變比較Fig.8 Comparison of maximum dynamic equivalent strain along pipeline axis of different digging cases

圖9 測(cè)點(diǎn)G3的徑向加速度(工況T3)Fig.9 Radial acceleration of point G3 (case T3)

3 基于ADAMS確定斗尖動(dòng)載荷

管道的機(jī)械挖掘系統(tǒng)主要包括挖掘機(jī)、管道和土壤三部分。建模的關(guān)鍵是挖掘機(jī)的模型建立、運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)的約束條件、以及關(guān)鍵部件的接觸設(shè)置等。根據(jù)XZ90-8挖掘機(jī)的實(shí)際尺寸，建立并裝配了挖機(jī)PRO/E模型，生成parasolid(*.x_t)格式的模型文件導(dǎo)入ADAMS中。模擬對(duì)虛擬樣機(jī)進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，僅保留動(dòng)臂、斗桿、鏟斗、連桿機(jī)構(gòu)、回轉(zhuǎn)平臺(tái)、下車等14個(gè)關(guān)鍵部件，建立管土幾何模型，并設(shè)置相應(yīng)的材料屬性，組合模型如圖10所示；利用Setting/Gravity菜單添加各結(jié)構(gòu)的重力加速度為9.8 m/s2，隨后系統(tǒng)將自動(dòng)生成部件質(zhì)量、質(zhì)心位置、慣性矩和慣性積等信息，并通過(guò)添加運(yùn)動(dòng)副約束來(lái)實(shí)現(xiàn)構(gòu)件之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)；對(duì)各運(yùn)動(dòng)副進(jìn)行摩擦力設(shè)置，并在接觸部件間(如鏟斗和管道間)定義接觸算法以提取其接觸力。

挖掘動(dòng)載荷提取的關(guān)鍵步驟是能否準(zhǔn)確還原挖掘姿勢(shì)以及如何合理設(shè)計(jì)驅(qū)動(dòng)方式。根據(jù)各油缸壓力及位移測(cè)試數(shù)據(jù)， ADAMS可利用STEP函數(shù)確定挖機(jī)初始姿態(tài)和挖掘時(shí)刻姿態(tài)；對(duì)于中間運(yùn)動(dòng)過(guò)程，提取圖5中位移突變曲線(虛線框內(nèi))做線性擬合如圖11所示，得到鏟斗近似勻速下落的速度約為157.3 mm/s，由此設(shè)置動(dòng)臂油缸的Velocity值；另外，根據(jù)驅(qū)動(dòng)油缸壓力數(shù)據(jù)可確定挖掘時(shí)刻的油缸推力。整個(gè)模擬過(guò)程主要通過(guò)ADAMS求解器進(jìn)行腳本(Script)仿真控制實(shí)現(xiàn)。表3列出了典型動(dòng)靜態(tài)挖掘工況的驅(qū)動(dòng)參數(shù)。

圖10 ADAMS管道挖掘模型Fig.10 ADAMS model

圖11 鏟斗下落時(shí)油缸位移變化(工況T6)Fig.11 Displacement for bucket cylinder (case T6)

圖12展示了三種挖掘姿勢(shì)共6種動(dòng)靜態(tài)工況的挖掘力模擬結(jié)果。對(duì)于靜態(tài)工況(T1、T7和T10)取峰值后平緩段作為靜態(tài)挖掘力；動(dòng)態(tài)工況(T6、T9和T18)則取曲線最大值作為動(dòng)態(tài)挖掘力。圖中附圖顯示出鏟斗接觸姿勢(shì)的模擬結(jié)果和試驗(yàn)較好。最終，可以得到不同挖掘工況下的斗尖動(dòng)載荷系數(shù)，詳見(jiàn)表4。從結(jié)果看出，五齒挖掘動(dòng)載荷系數(shù)范圍為1.2～2.27，相比之下，單齒挖掘產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)挖掘力和動(dòng)載荷系數(shù)都要大，分別達(dá)到了35.32 kN和3.72。說(shuō)明單齒挖掘?qū)艿赖膿p傷更為嚴(yán)重，而常見(jiàn)的挖掘破壞事故也大都由單齒挖掘引發(fā)。本結(jié)果與文獻(xiàn)[34-35]中對(duì)礦用挖掘機(jī)的動(dòng)載系數(shù)測(cè)試值比較接近。

表3 典型挖掘工況的驅(qū)動(dòng)參數(shù)設(shè)置

注：工況t1～t4為調(diào)整挖機(jī)位置后的模擬工況，試驗(yàn)中未實(shí)現(xiàn)。

圖12 ADAMS動(dòng)靜態(tài)挖掘力的提取Fig.12 Static and dynamic digging force calculated by ADAMS

工況挖掘力/kN動(dòng)載荷系數(shù)靜態(tài),動(dòng)臂,五齒,0°(T1)13.402.27動(dòng)態(tài),動(dòng)臂,五齒,0°(T6)30.43靜態(tài),斗桿,五齒,0°(T2)12.201.80動(dòng)態(tài),斗桿,五齒,0°(t1)22.00靜態(tài),斗桿,五齒,45°(T7)19.801.48動(dòng)態(tài),斗桿,五齒,45°(T9)29.40靜態(tài),鏟斗,五齒,45°(T8)15.001.20動(dòng)態(tài),鏟斗,五齒,45°(t2)18.00靜態(tài),動(dòng)臂,單齒,0°(T10)9.503.72動(dòng)態(tài),動(dòng)臂,單齒,0°(T18)35.32

4 有限元驗(yàn)證

為驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，研究利用ANSYS/LS-DYNA[36]商用軟件開(kāi)展靜態(tài)隱式和動(dòng)態(tài)顯示有限元模擬。選用Johnson-Cook (JC)[37]率相關(guān)本構(gòu)模型來(lái)定義X60管道鋼的材料參數(shù)。JC模型的流動(dòng)應(yīng)力σy表達(dá)式為：

(3)

(4)

根據(jù)準(zhǔn)靜態(tài)實(shí)驗(yàn)測(cè)得的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，可擬合得到參數(shù)A、B和n分別為420 MPa、231.9 MPa和0.486，再結(jié)合(4)式和分離式霍普金森壓桿(SHPB)動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，基于最小二乘法擬合得到參數(shù)C為0.091 59。圖13為JC模型所得的應(yīng)力應(yīng)變曲線與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較?？梢钥闯觯姆N應(yīng)變率(1 000 s-1、2 000 s-1、3 000 s-1和3 400 s-1)下由JC模型得到的應(yīng)力應(yīng)變曲線(用虛線表示)同實(shí)驗(yàn)得到的真實(shí)曲線(用實(shí)線表示)吻合較好。

圖13 不同應(yīng)變率下Johnson-Cook本構(gòu)模型與實(shí)驗(yàn)比較Fig.13 Comparison of testing and calculating Johnson-Cook constitutive model under different strain rates

有限元模擬采用半模型，其中管道尺寸為φ416 mm×7 mm×3 000 mm，覆土高度為0.3 m，管土有模型間為共節(jié)點(diǎn)方式，并分別劃分了6 840個(gè)和119 592個(gè)單元，在隱式靜態(tài)及顯示動(dòng)態(tài)分析中分別選擇Solid45和Solid164單元類型。土體高度約2.0 m，寬度為4.0 m，土體底面為固定約束，兩側(cè)為無(wú)反射邊界，該邊界條件能有效減小邊界反射波對(duì)結(jié)果的影響，邊界處可視為無(wú)限域，管土對(duì)稱面均采用對(duì)稱約束。

表5和表6分別給出了靜態(tài)分析和動(dòng)態(tài)分析時(shí)所需的材料模型。對(duì)于靜態(tài)模擬，土壤采用線彈性模型，管道使用兩種斜率(彈性和塑性)來(lái)表示材料應(yīng)力應(yīng)變行為的經(jīng)典雙線性各向同性硬化模型，材料強(qiáng)度與應(yīng)變率無(wú)關(guān)，通過(guò)給定屈服強(qiáng)度和切線模量來(lái)描述材料的塑性行為。對(duì)于動(dòng)態(tài)顯式模擬，土壤采用塑性動(dòng)力學(xué)(PLASTIC_KINEMATIC)模型，管道則使用與應(yīng)變率相關(guān)的JC型，L360型(X60)管線鋼的JC本構(gòu)模型的相關(guān)參數(shù)已通過(guò)SHPB動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)獲得，此外，對(duì)管線鋼，還采用EOS_GRUNEISEN狀態(tài)方程來(lái)描述材料的高速?zèng)_擊時(shí)的流動(dòng)效應(yīng)。

表5 隱式求解的材料模型

導(dǎo)入ADAMS獲得的挖掘力曲線作為施加外載，得到管道測(cè)點(diǎn)的等效應(yīng)變并與試驗(yàn)比較，見(jiàn)表7?？闯瞿M結(jié)果總體吻合較好，但也有某些測(cè)點(diǎn)(N、M、O、Q)存在較大偏差，這些測(cè)點(diǎn)均集中在管土邊界處，接觸算法可能是引起該誤差的主要原因。同時(shí)可以看到，動(dòng)態(tài)挖掘工況產(chǎn)生的最大應(yīng)變量都遠(yuǎn)大于靜態(tài)工況，且均發(fā)生塑性應(yīng)變，其中單齒挖掘產(chǎn)生的塑性應(yīng)變量最大，達(dá)到了518 με。

表6 顯示求解的材料模型

表7 驗(yàn)證對(duì)比結(jié)果(單位：με)

5 結(jié) 論

中國(guó)的城市化進(jìn)程讓世界刮目，但發(fā)展這把“雙刃劍”無(wú)疑會(huì)使埋地輸氣管網(wǎng)“內(nèi)外承壓”。不論從當(dāng)前或是長(zhǎng)遠(yuǎn)來(lái)看，有針對(duì)性地開(kāi)展管道機(jī)械強(qiáng)外載下的試驗(yàn)研究都十分必要。

本文基于挖掘動(dòng)載荷特點(diǎn)的分析，開(kāi)展了全尺寸挖掘試驗(yàn)，為鏟斗撞擊管道時(shí)挖掘力陡增現(xiàn)象提供了試驗(yàn)數(shù)據(jù)支撐。測(cè)試結(jié)果表明，靜態(tài)挖掘時(shí)管道測(cè)點(diǎn)應(yīng)變從幾十到幾百με不等，而動(dòng)態(tài)挖掘產(chǎn)生的管道測(cè)點(diǎn)應(yīng)變卻是靜態(tài)工況的2倍～5倍，使管道將產(chǎn)生較強(qiáng)的第三方擾動(dòng)(>10 g)，并發(fā)現(xiàn)單齒接觸比五齒接觸對(duì)管道的威脅更大。同時(shí)，結(jié)合ADAMS模擬和有限元計(jì)算，提取并驗(yàn)證了幾種典型挖掘工況的動(dòng)靜態(tài)挖掘力及動(dòng)載荷系數(shù)，其中0°單齒動(dòng)態(tài)挖掘?qū)a(chǎn)生35.32 kN的挖掘力，是幾種工況中最大的，其動(dòng)載系數(shù)也達(dá)到了3.72，且在鋼管表面產(chǎn)生約518 με的塑性應(yīng)變。計(jì)算發(fā)現(xiàn)，該型號(hào)的液壓式反鏟挖掘機(jī)的動(dòng)載系數(shù)范圍在1.2～3.72之間，與已有的研究結(jié)果較為接近，因此，本研究所采用的動(dòng)載系數(shù)分析思路是值得參考的。

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Tests and simulation for dynamic digging response of buried steel gas pipelines under excavator loading

XU Taolong1, YAO Anlin1, ZENG Xiangguo2, LI Youlü1, LI Xing2

(1.School of Oil & Natural Gas Engineering, Southwest Petroleum University, Chengdu 610500, China;2. College of Architecture and Environment, Sichuan University, Chengdu 610065, China)

Based on the published results recently, the dynamic responses of steel gas pipelines under various digging cases were investigated here. Total 21 static/dynamic test groups with different driving cylinders, different digging heights, different digging angles and digging teeth were designed and conducted. The excavator-pipeline-soil multi-body dynamic model was established by using ADAMS. STEP function control and Script simulation control were realized according to cylinders’ pressure and displacement measured data to reproduce typical test cases and to acquire dynamic/ static digging loads, then the dynamic digging load factor was determined. Finally, using the static/dynamic loading extracted from simulation, the static/dynamic strains of pipeline measured points were obtained with ANSYS/LS-DYNA, they agreed well with the measured test data. Here, the quantitative identification for dynamic digging load factors under multiple cases was conducted by using tests and simulation methods, and the results provided a reference for designing prevention and control measures against digging damages of buried steel gas pipeline network under complicated environment．

excavator; buried gas pipeline; dynamic digging response; dynamic loading factor; numerical simulation

國(guó)家科技支撐計(jì)劃(2011BAK06B01-11);中國(guó)石油西氣東輸管道公司(XGSGL01423);西南石油大學(xué)青年教師發(fā)展基金(201599010109)

2015-09-21 修改稿收到日期：2016-01-04

徐濤龍 男，博士后，1984年生

TE88

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.01.034