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    逆斷層作用下埋地管道局部屈曲行為研究

    2019-06-12 01:10:00陳小華彭昀飛
    關(guān)鍵詞:起皺內(nèi)壓管段

    張 杰,陳小華,魯 鑫,彭昀飛

    1.西南石油大學(xué)機電工程學(xué)院,四川 成都 610500;2.石油天然氣裝備教育部重點實驗室,四川 成都 610500;3.中國石油天然氣股份有限公司西南管道分公司,四川 成都 610094

    引 言

    石油、天然氣既是重要能源又是戰(zhàn)略資源,油氣安全直接關(guān)系著國民經(jīng)濟的發(fā)展和國家安全。作為油氣資源最經(jīng)濟、快捷、可靠的輸送方式,管道系統(tǒng)被稱為生命線工程。管道的結(jié)構(gòu)可靠性與安全問題逐漸受到廣泛關(guān)注[1]。截至2017年底,全球石油與天然氣管道的總里程已超過233.0×104km,其中,原油管道56.2×104km,成品油管道35.1×104km;天然氣管道142.5×104km[2-3]。長輸油氣管道主要采用埋地敷設(shè),因而地層對管道的影響較大,同時管道沿線的各種地質(zhì)災(zāi)害極易影響其結(jié)構(gòu)安全,特別是管道發(fā)生屈曲、斷裂等失效行為,導(dǎo)致的油氣泄露事故,不但造成環(huán)境污染,而且容易引發(fā)爆炸、火災(zāi)等安全事故,威脅人民生命與財產(chǎn)安全[4]。地層運動造成的地面永久變形是導(dǎo)致管道發(fā)生失效的主要原因之一,如1994年美國北嶺地震導(dǎo)致大量油氣管道破裂,引發(fā)了數(shù)百起火災(zāi);1999年土耳其因伊茲米特7.8級地震,造成管道破裂,導(dǎo)致大量原油泄漏并引發(fā)火災(zāi);1996年云南麗江發(fā)生7.0級地震,導(dǎo)致多處供水管道破裂、爆管;2002年阿拉斯加發(fā)生7.9級地震,造成輸油管道支持系統(tǒng)出現(xiàn)10多處破壞[1]。因而,對跨斷層油氣管道的力學(xué)研究對管道敷設(shè)、檢測評估、維修防護等具有重要意義和實踐指導(dǎo)價值。

    目前,斷層作用下埋地管道的理論研究主要是基于彈性地基梁模型。Newmark和Hall于1975年首次提出應(yīng)用靜態(tài)土壓力和靜態(tài)摩擦力的小位移模型分析斷層錯動對地下管道影響的理論方法[5]。隨后,Kennedy等考慮管土的相互作用,改進了Newmark-Hall方法,通過大位移理論對管道彎曲應(yīng)變進行了計算[6]。Wang和Yeh考慮了管土作用與管道抗彎剛度,將其假定為彈性地基梁和大變形梁,應(yīng)用管道鋼三折線本構(gòu)模型,分析了管道應(yīng)變應(yīng)力[7]。Chiou將變形管道簡化為彈性體和半無限梁模型,建立理論模型[8]。Karamitros等基于彈性梁模型和彈性地基梁計算了斷層兩側(cè)管道的變形[9]。隨著計算機仿真技術(shù)的發(fā)展,有限元方法在管道力學(xué)研究中得到廣泛應(yīng)用。如侯忠良等基于彈性地基梁,采用有限元法和虛功原理建立了管道平衡方程并進行了求解[10];張進國等采用斷層作用下管道有限元方程,求解了管道應(yīng)力和位移[11];郭恩棟、Tohidi等采用梁單元和彈簧單元,研究了斷層運動對管道力學(xué)的影響[12-13];劉愛文等采用邊界有限元法計算了土耳其地層對供水管道的影響[14];Vazouras等基于接觸模型研究管土相互作用,同時采用殼單元仿真研究了斷層區(qū)管道力學(xué)響應(yīng)[15-17];王濱建立了管道等效邊界管殼單元有限元模型,研究了管道應(yīng)力應(yīng)變[1]。

    國內(nèi)外許多學(xué)者對不同斷層作用下的管道理論模型進行了研究,但是理論模型和數(shù)值模型的研究大多集中在彈性階段,而對埋地管道在斷層作用下的塑性問題及發(fā)生局部屈曲失效模型的研究相對較少,且忽略了內(nèi)壓對管道局部屈曲的影響。為此,建立了跨斷層區(qū)埋地管道的管土耦合數(shù)值計算模型,重點研究了埋地鋼管發(fā)生局部屈曲以后的失效形貌,對管道出現(xiàn)壓潰和起皺現(xiàn)象的原因進行了深入分析。

    1 跨斷層管道解析模型

    1.1 Newmark-Hall方法

    圖1所示為Newmark-Hall方法計算模型(其中,Δ-斷層錯動的總位移,m;β-管道與斷層之間夾角,(°),fs—直管道摩擦力,N;L-管道長度,m)。

    圖1 Newmark-Hall方法計算模型Fig.1 Calculation model of Newmark-Hall method

    管道采用三折線應(yīng)力應(yīng)變模型,其中,A點為斷層與管道交點,C點為管道內(nèi)應(yīng)變?yōu)?的點。該方法忽略了圍土橫向作用力和管道彎曲變形,僅考慮軸向的管土摩擦力[5]。應(yīng)用迭代法可對管道最大應(yīng)變進行求解,并與管材的許用應(yīng)變進行對比,進而對管道的破壞情況進行判斷。

    1.2 Kennedy方法

    美國油氣管道抗震設(shè)計規(guī)范(ASCE,1984)采用Kennedy方法來對管道應(yīng)力進行計算,圖2所示為計算模型(其中,fp—圓弧段管道所受的摩擦力,N;pp—圓弧段管道處的壓力,N;Ls—直管道長度,m;Lc1—圓弧段管道的水平投影長度,m)。圖2中,B為變形管道與初始管道相交的交點,其靠近斷層面,AB管段為圓弧,BC管段為直線。該模型假定最大應(yīng)變位置出現(xiàn)在與斷層相交點。

    圖2 Kennedy方法計算模型Fig.2 Calculation model of Kennedy Method

    1.3 Wang-wang及張素靈方法

    1983年,Leon Ru-Liang Wang和Yaw-huei Yeh考慮管道剛度與彎曲應(yīng)變,遠離斷層面位置采用彈性地基梁模型,斷層附近假定為圓弧管段,進而提出了一種更為精細的求解方法,其計算模型如圖3所示(其中,q直管道處的壓力,N)。該方法認為管道的最大應(yīng)力不一定在斷層處,可能在其附近的某個點上。

    圖3 Wang-wang及張素靈分析模型Fig.3 Calculation model of Wang-wang and Zhang Method

    基于Wang-Wang模型,2000年,張素靈采用Ramberg-Osgood管材鋼模型,提出了一種可將Newmark-Hall和Kennedy模型作為特例的新方法[14]。假定變形管道為反對稱結(jié)構(gòu),斷層面兩側(cè)土質(zhì)相同,可只對一側(cè)建模分析。整個管段可分AB段和BC段。A點為斷層面與管道交點;B點為兩段分界點,但該點隨夾角和位錯量的變化而變化;C點為錨固點,且該處內(nèi)應(yīng)力為0。

    雖然理論解析模型可對管道的應(yīng)變、位移等進行預(yù)測,但其存在局限性。

    (1)管道是一種薄壁殼結(jié)構(gòu),疊加原理不適用于管道大變形的求解,跨斷層油氣管道易發(fā)生局部屈曲失效,梁模型和索模型很難描述其屈曲形貌特征,且管道變形后產(chǎn)生的殘余應(yīng)力與應(yīng)力集中也很難通過理論研究求解。

    (2)理論解析模型只適用于管道受拉工況,而實際工程中埋地管道受力非常復(fù)雜,很難通過解析模型進行求解。

    (3)許多管道模型研究未考慮介質(zhì)內(nèi)壓作用[16],忽略了內(nèi)壓對跨斷層埋地管道屈曲模式的影響,而數(shù)值仿真計算為研究油氣管道局部屈曲提供一種較好的方法,可模擬管道屈曲特征。

    目前,中國使用的《油氣輸送管道線路工程抗震技術(shù)規(guī)范》(GB 504702008),要求對于重要區(qū)段及位于強震區(qū)的管道應(yīng)使用有限元方法進行抗震校核,其他情況下使用Newmark-Hall計算結(jié)果的2倍修正值進行校核。

    2 斷層區(qū)管道數(shù)值模型

    2.1 數(shù)值計算模型

    建立跨斷層埋地管道三維計算模型如圖4所示。

    圖4 計算模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of the numerical model

    以逆斷層為例,斷層面傾角 30°;管道直徑 813 mm,管材為 X80,壁厚 8 mm,屈服強度 596 MPa,管道承受最大內(nèi)壓(其中,σy—屈服極限,MPa;t—管道壁厚,m;D—管道直徑,m)[16]。軟土地層中假定地層土與回填土相同,均采用Mohr-Coulomb彈塑性本構(gòu)模型描述巖土物理特性,參數(shù)為:泊松比0.44,彈性模量33 MPa,摩擦角 11.7°,黏聚力 24.6 kPa,密度 1 400 kg/m3;管道埋深2 m。

    對地層與回填土采用實體單元劃分網(wǎng)格,對管道采用殼單元劃分網(wǎng)格,對管土接觸部位網(wǎng)格進行細化。定義管土接觸關(guān)系,設(shè)置接觸表面之間的摩擦系數(shù)為0.3。

    2.2 數(shù)值模型驗證

    臺灣集集地區(qū)于1999-09-11發(fā)生了7.6級大地震,斷層運動導(dǎo)致了地表局部破裂,許多燃氣PE管發(fā)生破壞。該PE管的彈性模量200 MPa,泊松比為0.44,管材彈塑性屈服應(yīng)變0.06,屈服應(yīng)力12 MPa,塑性屈服應(yīng)變0.2,塑性屈服應(yīng)力19 MPa[18]。

    建立相應(yīng)的數(shù)值計算模型,以集集地震中由垂直逆沖斷層引起的PE管破壞為例進行計算,計算得到管道最大軸向壓縮應(yīng)變?yōu)?.088 6,PE管的實際最大軸向壓縮應(yīng)變?yōu)?.091[18],本文數(shù)值模型結(jié)果與實測結(jié)果的誤差僅為2.6%。因此,所采用的殼單元模型與數(shù)值建模方法較為可靠。

    3 內(nèi)壓對管道局部屈曲影響

    逆斷層作用下,埋地管道最先發(fā)生彈性變形,而后出現(xiàn)塑性變形,隨著斷層位錯量的進一步增加,管道出現(xiàn)局部屈曲。圖5所示為埋地管道發(fā)生局部屈曲前后的管土變形情況。

    圖5 局部屈曲發(fā)生前后的管土變形Fig.5 Deformation of soil and pipe before and after buckling

    由圖5可知,管道出現(xiàn)局部屈曲以前,整個管道發(fā)生彎曲變形后仍為光滑曲線;而當(dāng)局部屈曲發(fā)生后,整個管道變形曲線由S形變?yōu)閆形。管道形變過程中,并非與圍土始終保持接觸,特別是斷層面附近的管段僅有一側(cè)與圍土接觸,而另一側(cè)與圍土之間形成空隙;由于管道變形,圍土與各部分管道之間接觸力沿軸向并非均勻分布,因而埋地管道與圍土之間的摩擦力并非均勻分布,在埋地管道大變形計算中采用理想管土摩擦力亦不再適宜。由于埋地管道上部回填土的厚度相對下部地層較薄,當(dāng)?shù)貙影l(fā)生逆斷錯動時,斷層面兩側(cè)的管道變形并非呈對稱或反對稱分布;在管道作用下,下盤區(qū)地面出現(xiàn)了較為嚴重的隆起現(xiàn)象,而上盤區(qū)地面并未出現(xiàn)隆起;兩個局部屈曲部位距離斷層面的距離也不相同,上盤區(qū)管道局部屈曲部位距離斷層較近,而下盤區(qū)的屈曲部位距離較遠。

    圖6為斷層位錯量為3.5D時,不同介質(zhì)內(nèi)壓作用下管道應(yīng)力分布與局部屈曲模式。

    整個管道出現(xiàn)了兩處局部屈曲部位,這兩處管段為應(yīng)力集中區(qū),而非屈曲部位管段的應(yīng)力隨著內(nèi)壓的增大而增大。由管道局部放大圖可知,無壓管道和低壓管道在逆斷層作用下的局部屈曲模式為壓潰,而隨著內(nèi)壓的增大,管壁屈曲模式由壓潰變?yōu)槠鸢櫍覂?nèi)壓越大,管道的起皺幅度越大。因而,內(nèi)壓是影響管壁局部屈曲模式的最主要因素。通過對比可知,上盤區(qū)管道的局部屈曲幅度較下盤區(qū)更為嚴重,因而上盤區(qū)的管段更早發(fā)生失效。上盤區(qū)局部屈曲管段與斷層面之間的距離隨內(nèi)壓變化較?。欢卤P區(qū)管道處于壓潰模式下,該部位與斷層面之間的距離隨著內(nèi)壓的增大而減小;管壁局部起皺模式下,下盤區(qū)局部屈曲部位管段與斷層面之間距離隨著內(nèi)壓的增大而減小。當(dāng)內(nèi)壓為8.4 MPa時,在上盤區(qū)管段局部屈曲部位的外側(cè),也出現(xiàn)了一處應(yīng)力集中,但其出現(xiàn)在起皺部位的另一側(cè)。

    斷層運動使得埋地管道承受較大的彎矩及軸向載荷,從而造成管壁出現(xiàn)局部屈曲。由分析結(jié)果可知,管道出現(xiàn)局部屈曲部位的軸向應(yīng)變最大,而最大軸向應(yīng)變集中在上盤區(qū)局部管壁屈曲部位,且最大壓應(yīng)變大于拉應(yīng)變。圖7所示為管道最大軸向應(yīng)變隨內(nèi)壓變化曲線(u—斷層位錯量,m)。

    由圖7可知,不同地層位錯量下的管道軸向應(yīng)變隨內(nèi)壓變化規(guī)律不同。無論何種壓力管道,地層位錯量大于3D時,管道軸向應(yīng)變迅速增大,說明該工況下管道出現(xiàn)了局部壓潰或起皺。當(dāng)管道內(nèi)壓小于 0.6pmax(pmax—最大內(nèi)壓,MPa)時,管道軸向應(yīng)變隨內(nèi)壓的增大而增大。當(dāng)管道內(nèi)壓大于0.6pmax,地層位錯量小于4D時,管道軸向應(yīng)變隨著內(nèi)壓的升高而增大;而當(dāng)位錯量大于4D時,管道軸向應(yīng)變隨著內(nèi)壓的升高而減小。這是由于地層位錯量較大時,高壓管道的局部屈曲部位的外側(cè)又出現(xiàn)了應(yīng)力集中,從而緩解了屈曲部位的起皺幅度,因而管道初始屈曲部位的最大軸向應(yīng)變有所降低。

    圖6 不同內(nèi)壓管道的應(yīng)力分布及局部屈曲模式Fig.6 Stress distribution and the local buckling mode of the pipe with different pressures

    圖7 管道最大軸向應(yīng)變隨內(nèi)壓變化曲線Fig.7 The maximal axial strain curve with internal pressure

    4 位錯量對管道局部屈曲影響

    地層位錯量越大,其對埋地管道產(chǎn)生的附加載荷就越大,管道的變形也越嚴重。圖8為不同位錯量下的無壓管道應(yīng)力分布及局部屈曲模式(圖中管道上的標注為錯位量)。隨著位錯量的增大,無壓管道的應(yīng)力集中越嚴重,而遠離斷層面的管段不受地層運動的影響,其應(yīng)力為0;位錯量小于管道直徑D時,無壓管道僅發(fā)生彈性變形,應(yīng)力集中區(qū)域也較小。

    圖8 無壓管道應(yīng)力分布及局部屈曲模式Fig.8 Stress distribution and the local buckling mode of the non-pressure pipe

    由圖8可見,隨著位錯量的增大,在斷層面兩側(cè)的管壁逐漸發(fā)生塑性變形,并出現(xiàn)壓潰形貌,且壓潰幅度隨位錯量的增大而越發(fā)嚴重;兩個屈曲部位之間的管段逐漸被拉伸,但該段中間部位的應(yīng)力卻逐漸減?。粌蓚€部位管壁出現(xiàn)的壓潰模式相同,但上盤區(qū)管段壓潰形貌較下盤區(qū)更為嚴重。

    當(dāng)管道內(nèi)壓為0.6pmax時,管道應(yīng)力分布及局部屈曲模式如圖9所示。

    圖9 壓力管道應(yīng)力分布及局部屈曲模式Fig.9 Stress distribution and the local buckling mode of the pressure pipe

    當(dāng)位錯量小于D時,整個管段均未出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象,說明內(nèi)壓作用下管道的初始應(yīng)力較大。隨著位錯量的增大,應(yīng)力集中現(xiàn)象出現(xiàn)在斷層面兩側(cè)的管段,當(dāng)管道發(fā)生彎曲變形時,受壓側(cè)管段的應(yīng)力集中范圍大于受拉側(cè)。隨著斷層位錯量的逐漸增大,兩處應(yīng)力集中部位的管壁出現(xiàn)了起皺現(xiàn)象,且起皺幅度隨著位錯量的增加而逐漸增大,且上盤區(qū)管段的起皺幅度大于下盤區(qū)管段。壓力管道的變形曲線由S形變?yōu)閆形,在兩個局部屈曲部位出現(xiàn)了拐點。

    圖10所示為埋地?zé)o壓和壓力管道最大軸向應(yīng)變隨位錯量的變化曲線。當(dāng)位錯量小于1.23D時,無壓管道和壓力管道均未發(fā)生塑性變形,因而管道的軸向應(yīng)變變化非常?。浑S著位錯量的增大,管道的軸向應(yīng)變增長率逐漸增大,且壓力管道的增長率大于無壓管道。當(dāng)位錯量為1.97D時,壓力管道軸向應(yīng)變發(fā)生突變,而無壓管道軸向應(yīng)變發(fā)生突變的臨界位錯量為2.21D,說明這兩種工況下的管道均出現(xiàn)了局部屈曲。隨著位錯量的進一步增大,管道的軸向應(yīng)變先以較大的速率增大,而后變化率逐漸減小。由于內(nèi)壓的作用,壓力管道的最大軸向應(yīng)變大于無壓管道。

    圖10 埋地管道最大軸向應(yīng)變隨位錯量變化曲線Fig.10 The maximal axial strain curve with fault displacement

    5 徑厚比對管道局部屈曲影響

    徑厚比影響管道的抗變形能力,當(dāng)內(nèi)壓為5.1 MPa,位錯量為3.5D時,不同徑厚比管道的應(yīng)力分布如圖11所示(其中,圖中管道上的標注為徑厚比)。

    圖11 不同徑厚比管道應(yīng)力分布Fig.11 Stress distribution and the pipe with different diameter-thick ratios

    由圖11可見,相同內(nèi)壓作用下,管道徑厚比越大,管壁上的應(yīng)力越大。隨著管道徑厚比的減小,埋地管道的局部屈曲現(xiàn)象逐漸消失,而呈現(xiàn)出兩個范圍較大的應(yīng)力集中區(qū)域。上盤區(qū)管道的應(yīng)力集中區(qū)位置隨管道徑厚比的變化較小,而下盤區(qū)管段的應(yīng)力集中區(qū)隨著徑厚比的減小而逐漸遠離斷層面。因而,斷層作用下的薄壁管道更容易出現(xiàn)局部屈曲,增加壁厚可降低管道的局部變形。

    壓力管道的最大軸向應(yīng)變隨其徑厚比變化曲線如圖12所示。不同地層位錯量作用下,管道最大軸向應(yīng)變隨徑厚比的變化規(guī)律不同。當(dāng)斷層量為D時,管道軸向應(yīng)變隨徑厚比變化非常小;當(dāng)斷層量為2D,徑厚比大于100時,管道的最大軸向應(yīng)變隨著徑厚比的增大而迅速增大;當(dāng)斷層量為3D時,管道軸向應(yīng)變隨著徑厚比的增大而增大,但變化率是先增大后減小;當(dāng)斷層量大于3D時,管道軸向應(yīng)變隨著徑厚比的增大呈先增大后減小趨勢變化,這是由于局部屈曲部位的外側(cè)又出現(xiàn)了一處應(yīng)力集中,緩解了屈曲部位的起皺幅度。因而,斷層量越大,管道壁厚越薄越容易出現(xiàn)局部壓潰或起皺。

    圖12 埋地管道最大軸向應(yīng)變隨徑厚比變化曲線Fig.12 The maximal axial strain curve with diameter-thick ratio

    6 結(jié) 論

    (1)逆斷層作用下,埋地管道變形過程中其外表面并非與圍土完全接觸,斷層面附近管段僅一側(cè)與圍土接觸,而另一側(cè)與圍土之間形成空隙,且斷層面兩側(cè)的管道變形并非呈對稱或反對稱分布,上盤區(qū)的管道屈曲現(xiàn)象較下盤區(qū)更為嚴重;斷層面兩側(cè)的管段出現(xiàn)了兩處應(yīng)力集中,隨著位錯量的增大逐漸演化為局部屈曲,埋地管道變形曲線由S形變?yōu)閆形。

    (2)逆斷層作用下無壓管道和低壓管道的局部屈曲模式為壓潰,而隨著內(nèi)壓的增大,管壁屈曲模式由壓潰變?yōu)槠鸢?,且管道起皺幅度隨著內(nèi)壓的增大而增大;壓潰模式下,兩個屈曲部位之間的距離隨著內(nèi)壓的增大而減?。黄鸢櫮J较?,二者之間的距離隨著內(nèi)壓的增大而增大,但上盤區(qū)管段屈曲部位與斷層面之間距離受內(nèi)壓、徑厚比影響較??;隨著徑厚比的減小,管道屈曲幅度逐漸減小。

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