刘自亮，熊思江，郑津洋,4，张银广，花争立，顾超华

(1.浙江大学 化工机械研究所，杭州 310027；2.高压过程装备与安全教育部工程研究中心，杭州 310027；3.国家电投集团 氢能科技发展有限公司，北京 102209；4.流体动力与机电系统国家重点实验室，杭州 310027)

0 引言

氢能具有来源多样、洁净环保的突出优点，是21世纪新能源结构中的重要组成部分。许多国家均把发展氢能作为重要的能源战略[1]。氢的输送是氢能利用的重要环节，按照氢在输运时状态的不同，可分为气态输氢、液态输氢和固态输氢，其中，高压气态输氢是现阶段较为成熟的氢能输运方式[2]。根据氢的输送距离、用氢要求以及用户分布情况，高压氢气可通过输氢管道和长管拖车进行输送，对于输送量大且距离较远的场合，利用管道输送是较为高效的方式[3-4]。截至2017年，世界范围内输氢管道建设量约为6 000 km[5]，其中我国输氢管道总里程约400 km，据《中国氢能产业基础设施发展蓝皮书(2016)》[6]预计，到2030年，我国氢气长输管道将达到3 000 km。

输氢管道铺设范围广，输送距离长，建设过程中不可避免地穿越断层、滑坡等地质灾害区域，在地震等外力作用下易引发管体大变形直至失效。鉴于目前输氢管道建设较少，世界范围内已有学者针对断层运动下的埋地输气管道安全性开展了研究。Liu等[7]模拟研究了X80管线钢在反断层运动下的屈曲失效特征，对比研究了局部屈曲和梁氏屈曲两种失效的发生机理，并讨论了断层位移量、管道壁厚、埋地深度和土壤条件对管道屈曲失效的影响；Vazouras等[8]模拟研究了X65,X80两种材料输气管道在走滑断层下的力学性能，分析了管道局部屈曲失效的产生过程，并依据计算结果得到了不同管径比下引起管道局部屈曲失效的断层位移门槛值。与输气管道相比，输氢管道需考虑高压氢环境引起的环境氢脆问题，已有学者针对不同强度的管线钢与高压氢环境的相容性开展了不同类型的试验研究[9-11]。ASME B31.12《Hydrogen Piping and Pipelines》[12]规定输氢管道须在X52～X80范围内选材；基于高强度优势，X80管线钢在工程实践中得到了较多的应用[13-14]。考虑到输氢管道的需求量在未来几十年会出现大幅的增长[15]，有必要开展断层运动下埋地输氢管道的失效分析。

本文基于非线性有限元分析软件ABAQUS，利用X80管线钢在高压氢环境下的慢应变速率拉伸试验数据，综合考虑管土材料非线性、管道变形几何非线性和管土接触非线性等特征，对埋地输氢管道在走滑断层下的失效过程进行模拟分析，给出管道的许用压缩应变值，并讨论断层位移量、输氢压力和断层角对管道失效模式的影响。

1 模型的建立

基于有限元分析软件ABAQUS，利用材料在高压氢环境下的力学试验数据以及常见土质类型的力学性能参数，首先建立管土的材料模型，然后综合考虑管土材料非线性、几何非线性以及管土接触非线性等特点，建立管土相互作用的三维有限元模型。

1.1 管土材料模型

管道材料选用API 5L X80管线钢，采用理想弹塑性模型，考虑高压氢环境对材料力学性能的影响，利用材料在高压氢环境下的慢应变速率拉伸试验获得材料的本构参数，X80在10～15 MPa高压氢环境下的真应力-应变曲线见图1[9]。

图1 X80管线钢在高压氢环境下的应力-应变曲线

依据GB/T 34542.2—2018《氢气储存输送系统 第2部分：金属材料与氢相容性试验方法》[16]和GB/T 228.1—2010《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》[17]，取Rt0.5=586 MPa作为屈服强度，取设计压力12 MPa，工作压力10 MPa，管道直径1 016 mm，依据ASME B31.12[12]，输氢管道设计公式为：

式中P——设计压力，MPa；

S——屈服强度，MPa；

t——最小壁厚，mm；

D——公称直径，mm；

F——设计系数，F=0.6；

E——轴向接头系数，E=1.0；

以396t/h高压、高温大容量pyroflow型自然循环CFB 蒸汽锅炉为例进行讨论。其燃烧方式为2种，一种是纯燃煤；另一种是掺烧30%生物质的直接共燃。所掺烧生物质依次为：松木屑、稻秆 、棉秆、玉米秆。其固体燃料的工业分析和元素分析如表1所示。

T——温度折减系数，T=1；

Hf——材料性能系数，对于X80管线钢，Hf=0.694。

代入以上参数计算得出，管道最小壁厚t=24.98 mm。参考ASME B36.10M《Welded and Seamless Wrought Steel Pipe》[18]，取管道壁厚t=25.40 mm。

土体采用理想弹塑性Mohr-Coulomb模型，该模型主要适用于单调载荷下的颗粒状材料[19]，模型参数包括控制弹性行为的弹性模量E、泊松比υ和控制塑性行为的粘聚力c、摩擦角Φ、剪胀角ψ。本文采用埋地管线铺设过程中最为常见的硬粘土类型，其土体参数如表1所示。

表1 土体参数

1.2 管土有限元模型

依据管道跨断层的理论分析[20]、模拟[8,21]和试验[22]研究，认为当管土长度为60倍的管径D时，可忽略管道长度对断层运动下管道变形的影响。本文取管土长度L=60D，土体宽度W=10D，土体高度T=5D，断层线左侧土层为固定端，右侧土层为移动端，断层线与管土上表面垂直，断层角φ=90°，依据管道设计经验，取管道埋地深度H=2D。考虑管道大变形以及管土边界接触非线性等特点，对管道与周围土体采用接触对方法模拟其相互作用，其中管土摩擦系数取0.3。

图2 埋地输氢管道管土有限元模型

管道采用四节点减缩壳单元(SR4)，土层采用八节点减缩实体单元(C3D8R)，在断层运动中心区域(L1=20D)进行网格细化，管道环向设80个网格，轴向尺寸设为40 mm。设置加载顺序为：(1)对整体模型施加重力载荷；(2)对管道施加压力载荷；(3)对土层施加位移载荷。经试算发现，该有限元模型可完整模拟出埋地管道屈曲失效过程。埋地输氢管道管土整体有限元模型如图2所示。

2 结果分析与讨论

断层运动下管道轴向应变如图3所示。

图3 走滑断层作用下管道轴向应变

2.1 断层位移量

管道在屈曲位置附近的轴向压缩应变如图4所示。随着断层位移的增大，管道轴向压缩应变逐渐增大，且应变集中更为明显。当断层位移d=2.2 m时，管道最大轴向压缩应变约为0.05；当d=2.3 m时，最大轴向压缩应变发生陡增，达到0.12左右，增幅超过100%，认为此时管道发生了屈曲失效，其中Lc=-5.0 m，dc=2.2 m。屈曲失效的另一种判别方式如图5所示。屈曲失效前，管道轴向压缩应变呈波纹状分布，分布区域较广，随着断层位移的增大，波纹状应变分布逐渐消失，管道大应变区域集中在某一特定位置，呈现出明显的应变集中，可认为此时管道发生屈曲失效。

图4 不同断层位移下管道的轴向压缩应变

图5 管道轴向应变水平

管道在拉裂位置附近的轴向拉伸应变如图6所示。随着断层位移的增大，管道轴向拉伸应变不断增大，管道在距离断层线5.6 m处发生应变集中，即Lt=5.6 m。图7示出不同断层位移下管道的最大轴向拉伸应变，其随断层位移的增大近似呈线性增加的趋势，当d=1.9 m时，管道最大拉伸应变为0.021，超过了2%的许用拉伸应变极限值，故dt=1.9 m。

图6 管道不同位置的轴向拉伸应变

图7 管道最大轴向拉伸应变

2.2 输氢压力

不同输氢压力下管道的轴向压缩应变如图8所示。当输氢压力P=0时，dc和Lc分别为2.0 m和-4.8 m，且在屈曲位置产生了轴向拉应变；当输氢压力P=5 MPa时，dc和Lc分别为2.2 m和-4.4 m。通过对比不同输氢压力下管道屈曲临界位移发现，输氢压力的存在使得dc有所增大，从某种程度上提高了管道的抗屈曲性能。另外，三种输氢压力下的Lc均处在距离断层线-4～-5 m范围内。不同输氢压力下管道发生屈曲失效的形式有所不同，如图9所示。当处于非工作状态时(P=0)，管道发生内凹型屈曲失效；正常工作状态时，管道发生外凸型屈曲失效。

(a)P=0

(b)P=5 MPa

图9 不同输氢压力下管道的屈曲失效

不同输氢压力管道的最大轴向应变如图10所示。总体而言，内压的改变并未造成管道整体应变水平的明显改变，虽然内压的增大使得管道薄膜应力增大，但对于断层运动下的埋地管道而言，断层运动产生的位移载荷是造成管道应变失效的主要原因，与土体位移造成的应变量相比，薄膜应力产生的应变很小，可以忽略。

(a)压缩应变

(b)拉伸应变

2.3 断层角

断层角是指断层线与土体移动方向的夹角，不同断层角的管土有限元模型如图11所示。

通过对不同断层角的管道屈曲位置处的轴向压缩应变进行分析，得到各个断层角的管道屈曲失效时的临界断层位移dc、失效位置Lc和轴向压缩应变值εc，如表2所示。当断层角位于60°～ 90°范围内时，断层运动方向与管道轴向近似呈垂直分布，此时管道失效时的dc较小，意味着断层运动下更容易发生屈曲失效；断层角偏离60°～90°范围的程度越大，管道抗屈曲失效能力越强，当断层角为135°时，管道未发生屈曲失效(d<4 m)；随着断层角的增大，管道屈曲位置距断层线的距离逐渐减小，断层运动对管道变形的影响区域逐渐减小。从提高管道抗屈曲能力和减小管道变形区域的角度出发，管道铺设时应尽量使轴线方向与断层运动方向呈大角度(>120°)布置。

图11 不同断层角的管土有限元模型

表2 不同断层角下管道屈曲失效临界位移、失效位置和失效应变

不同断层角的管道最大轴向应变如图12所示。如前文所述，当管道发生屈曲失效时，屈曲位置处的轴向压缩应变会发生陡增，在图12(a)中反映为曲线斜率突变的转折点。依据不同断层角下管道在走滑断层下屈曲失效的有限元模拟结果，可取0.04作为X80管线钢屈曲失效的许用压缩应变值。不同断层角的管道的最大轴向拉伸应变随断层位移的增大均近似呈现出线性增大的趋势，当断层角为90°时，管道具有最大的轴向拉伸应变水平。

(a)压缩应变

(b)拉伸应变

不同断层角的管道的失效模式如图13所示。

图13 不同断层角的管道的失效模式

从图13可以看出，当断层角为75°时，屈曲失效的临界断层位移dc与拉裂失效的临界断层位移dt相等，管道在发生屈曲失效的同时，在与屈曲位置关于断层线近似对称的拉裂位置发生拉裂失效；当断层角小于75°时，管道在周围土体的压缩作用下产生较大的轴向压缩应变，率先发生屈曲失效；当断层角大于75°时，管道整体受到拉伸作用，率先发生拉裂失效。

3 结论

(1)随着断层位移量的增大，埋地输氢管道在特定位置处分别产生压应变和拉应变集中，进而引发管道屈曲和拉裂失效，两个失效位置关于断层线近似呈对称分布，距离为10 m左右；管道轴向应变随着断层位移量的增大而增大，其中轴向拉伸应变近似呈线性增大的趋势。

(2)输氢压力对埋地管道的整体应变水平影响较小，管道应变主要由管土相对位移引起，内压引起的薄膜应变可忽略；输氢压力的存在改变了管道屈曲失效的形式，当不存在输氢压力时，管道发生内凹型屈曲失效，当正常工作时，管道发生外凸型屈曲失效。

(3)当断层角在60°～90°范围内时，管道具有最大的轴向应变，故铺设时应避免管道轴线与断层线垂直布置；断层角对管道失效模式具有显著的影响，当断层角小于75°时，管道易发生屈曲失效，当断层角大于75°时，管道易发生拉裂失效。