冲击荷载对埋地管道影响的试验与数值模拟研究

2022-07-21卢松梅杜国锋

地震工程与工程振动 2022年3期

张虎，邵磊，余成，卢松梅，杜国锋

（1.长江大学城市建设学院，湖北荆州 434023；2.葛洲坝城北快速路投资建设有限公司，湖北荆州 434001）

引言

长输管道承担着资源运输的重要任务，常服役于环境复杂的山区地段，管道运营过程中难免遭受众多不利因素的侵害［1－2］，其中落石冲击是最为典型的自然灾害之一，对埋地管道安全运营造成严重的威胁。因此，对冲击荷载作用下埋地管道的研究引起国内外学者的广泛关注［3－6］。在理论方面，Novak 等［7］结合半无限空间理论和平面动应变方法来分析管土相互作用问题，分析结果表明，与忽略管土作用的结果相比，管土作用能有效降低管道应力。李渊博等［8］基于马斯顿建立的埋地管道土压力计算模型，对管道遭受冲击时的受力情况进行分析，并借助弹性半空间理论来计算落石冲击管道所产生的轴向附加荷载，但其理论计算过程中参数取值过于保守，使计算结果偏大。王峰会等［9］借助Winkler线性理论来建立塌方荷载作用下的管土数学模型，并从管道内压、自重以及土体内聚力等方面对管道的应力分布情况和失效长度进行了研究。在数值模拟方面，刘爱文［10］对管道壳模型进行了优化，将管道小变形部分简化为非线性弹簧，建立了等效弹簧边界壳模型，在保证精度的同时提高了模型计算效率。王磊［11］通过有限元数值仿真建立管道冲击模型来探讨土体泊松比和弹性模量对管道力学响应的影响，结果表明，管道的变形随土体泊松比增加而减小，而应力随之增大；管道的变形与应力均随弹性模量的增加而减小。孙翔等［12］借助ABAQUS 建立管土非线性仿真模型，对落石冲击作用下管道动力响应进行数值模拟分析，并探讨了管道埋深、径厚比及覆土类型对管道力学响应的影响，结果发现，埋深能有效削弱落石冲击对管道的影响；径厚比越大，管道抗冲击能力越强；采用粘性较大的回填土，能有效减小管道变形；但上述结论缺乏实际工况条件下试验的印证，而无法直接应用工程实际中。在试验方面，田江平等［13］开展室内冲击试验并通过分析设置在管道上的压电陶瓷传感器输出的加速度曲线，总结埋地管道在冲击荷载作用下的动力响应规律。董飞飞等［14］以管道埋深，管道壁厚及管径等参数对自制管道缩尺模型进行冲击试验，分析试件所测应变曲线，归纳冲击荷载作用下管道应变分布的规律，但试验仅研究处于振源正下方的管道，试验结论仍有局限性。

前人主要从理论分析和数值模拟2个方面，开展大量针对冲击荷载作用下埋地管道动力响应的研究，但理论分析常基于各种假设且参数取值保守，计算结果与实际工程有一定偏差，而数值模拟常缺乏试验的论证，结论说服力不足。因此文中通过开展埋地管道落锤冲击试验并结合数值模拟研讨冲击荷载作用下管道的动力响应规律，并分析管道距振源水平距离、冲击能量及管道埋深对管道动力响应的影响。期望研究结论能为埋地管道抗冲击设计规范的制订、管道敷设及管道维护提供参考。

1 试验概况

1.1 试验设计

试验基于实验室实际条件，根据《油气输送管道线路工程抗震技术规范》［15］及参考文献［16－18］，同时参考我国长输管道通用管径规格选用规范，并考虑到落石冲击对埋地管道的影响范围一般约20 m，从而确定选用实际工程中油气管道尺寸的1/7 设计试验管道。在实际工程中各站间管道长度较大，但受限于实验场地仅能截取较短长度的管道开展试验，此时仍视管道两端为固定端来处理，将会与实际情况不符。故而根据参考文献［19－20］，本试验设计了一种由螺杆和弹簧组成的装置（弹簧弹性系数为4 700 N/m）设置在管端，如图1所示，来降低管道小变形段对管道应力应变的影响。文中主要探讨管道距振源水平距离、冲击能量及管道埋深对动力响应的影响，故而试验设计了3 个分组共7 根试件，如表1 所示。试件选用相同规格Q235 级钢管，管道外径、壁厚及长度为139 mm × 2.5 mm × 2 800 mm，对钢管做拉伸试验，测得管材参数如表2 所示。土箱设计尺寸为3 000 mm×3 000 mm×1 500 mm，由钢板、槽钢、角钢焊接而成，如图2所示。试验土壤选用细砂，压实细砂后取样并通过不排水三轴试验，测得其材料参数如表3所示。

表1 试验分组Table 1 Test conditions

表2 管材参数Table 2 Pipe parameters

表3 细砂参数Table 3 Soil parameters

图1 管端装置示意图Fig.1 Schematic diagram of pipe end device

图2 土箱示意图Fig.2 Schematic diagram of soil box

1.2 试验加载

试验采用落锤试验机模拟冲击荷载，如图3所示。试验机由落锤、轨道、卷扬机及控制系统等部分组成，试验机各技术指标如表4所示。土箱安装在试验机正下方，细砂在土箱中分层填铺并夯实；根据不同工况将管道埋设在土体的不同位置，其中管道中部与锤头对齐，两侧对称分布埋设，如图3（b）所示；当管道在水平方向移动位置时，管道的右上1/4弧靠近振源一侧。在正式试验开始前，需要进行多次预试验确定加载装置和采集装置运行正常。试验过程中通过改变落锤冲程模拟不同冲击能量，落锤每下落一次记录一组试验数据。

表4 试验机技术指标Table 4 Technical specifications of impact testing machine

图3 试验装置示意图Fig.3 Schematic diagram of test device（Unit：m）

1.3 测点布置和试验量测

试验采用电阻式应变片测量管道纵向应变εz和环向应变εh，管道选取5个横截面作为研究面，截面编号A～E，如图4（a）所示。根据参考文献［21－24］，在冲击荷载作用下，管道受影响最大的位置主要出现在管道的顶部、中部、底部及管道右上1/4圆弧这些位置之中。因此试验选择在管道顶部、底部及管道截面90°处贴两个应变片分别测量管道纵向应变和环向应变，管道右上1/4 圆弧上每隔15°贴一个应变片测量环向应变，各测点编号以截面C为例，编号C－1～C－8，如图4（b）所示。

图4 管道测点布置图Fig.4 Placement of pipeline survey points（Unit：mm）

在落锤上方布置一个INV9822A 型号的加速度传感器，通过INV3018采集仪采集传感器信号，并使用软件Dasp监测冲击过程中落锤的运行情况。应变片通过导线连接DH5908动态应变采集仪，通过软件DHDAS记录并分析每一组数据，试验采集装置如图5所示。

图5 采集装置Fig.5 Experimental monitoring equipment

2 试验结果分析

2.1 管道距振源水平距离的影响

文中以试件G－1，G－2 及G－3 管道的测点C－1、测点C－7 和测点C－8 的试验数据为例绘制管道距振源不同水平距离下应变曲线，如图6（a）～（c）所示。由图可知，相同冲击高度下，随着管道距振源水平距离的增加，冲击荷载和土压力对管道的影响减弱，管道应变减小，管道动力响应持续时间减小。这是由于随着管道距振源水平距离的增加，土体的内摩擦及塑性变形吸收了大部分能量，管周土体塑性变形减小，管土相互作用减弱；此外，振动波在土体水平方向传播时，冲击能量也随着波阵面的面积增加而衰减。图7（a）～（c）是以试件G－1，G－2及G－3管道截面C为例绘制的不同水平距离下测点环向应变，分析图7可知，管道距振源水平距离为0.0 m 时，即管道处于振源正下方，冲击荷载作用在管道正上方时，管道顶部和底部的管土接触面出现应力集中，管道受土压力影响最大的位置出现在顶部或者底部，所有测点中管道顶部测点C－1应变最大，所以测点C－1是管道受影响最大的位置；管道距振源水平距离为0.3 m 时，所有测点中测点C－2应变最大，管道距振源水平距离为0.6 m时，所有测点中测点C－3应变最大，测点C－1不再是应变最大的测点，这说明当管道距振源水平距离变化时，管道受土压力影响最大的位置发生偏移。

图6 距振源不同水平距离管道的应变曲线Fig.6 The strain curves of pipes with different horizontal distances

图7 不同水平距离下截面C各测点环向应变Fig.7 The circumferential strain of measuring point C at mid-span section under different horizontal distances

2.2 落锤冲击能量的影响

试验主要研究了2.0，2.5、3.0 m 这3 种不同冲击高度，文中以G－1，G－4 及G－5 管道的测点C－1、测点C－7 及测点C－8 的试验数据为例绘制不同冲击高度应变时程曲线，如图8（a）～（c）所示。由图可知，管道应变随着冲击高度的递增而增加，但应变并不是随着冲击高度线性增加，以测点C－1的数据为例，冲击高度2.5 m比冲击高度2.0 m纵向应变增加了20.4%，环向应变增加了21%，而冲击高度3.0 m只比冲击高度2.5 m纵向应变增加了14.2%，环向应变增加了11.4%。这一方面由于土体产生了塑性变形，管土作用逐渐到达极致，另一方面由于冲击能量越大，落锤陷入土体越深，土体与落锤摩擦吸收了较多能量。在图9（a）～（c）中，研究不同冲击高度A～E截面的纵向应变分布，由图可知，冲击能量作用下管道截面C应变较大，应变整体沿轴向向两端衰减。而且改变冲击高度，距离冲击中心点较近的截面C 应变增大较为明显，两端截面应变变化较小，这表明冲击荷载作用的中心区域下方土体应力集中，产生了较大的附加应力作用在管道上。

图8 不同冲击高度管道应变曲线Fig.8 The strain curve of pipelines with different impact height

图9 不同冲击高度A～E截面的纵向应变Fig.9 Vertical strain of A～E section with different impact height

2.3 埋深的影响

根据试件G－1，G－6 及G－7 管道的测点C－1、测点C－7 和测点C－8 的试验数据为例绘制不同埋深下管道应变曲线，如图10（a）～（c）所示。对比图10（a）～（c）可知，埋深增加，土体内摩擦消耗了大部分能量，管道应变减小明显。此外，在土压力的作用下，管道纵向上表面受压，纵向下表面受拉；而管道环向截面的上下表面都受压，管道截面有从正圆向不规则椭圆形发展的趋势。另外管道的纵向应变相比环向应变较大，这表明在土压力的作用下管道轴向弯曲变形比管道环向压缩变形更明显。

图10 不同埋深下管道应变Fig.10 Strain of pipelines under different depths

3 有限元分析

3.1 管土本构

冲击荷载作用下，土本构选用mohr-Coulomb 模型［25］，能确保大变形计算中土体的稳定性，土体采用表3 的参数。根据参考文献［26－27］确定管道本构选用三折线模型如图11所示，管材参数如表2所示。管道的本构模型分为3个阶段，σ1、ε1分别表示弹性和弹塑性两阶段分界处所对应的应力和应变，σ2、ε2分别为管道弹塑性和塑性两阶段分界处所对应的应力和应变；E1、E2分别对应弹性阶段与弹塑性阶段管材的弹模。

图11 管道三折线本构示意图Fig.11 Stress-strain relationship of steel triple-line

3.2 模型建立

缩尺试验受限于实际条件难以大规模地重复进行，为了深入研究冲击荷载作用下埋地管道的动力响应，文中选用有限元软件ABAQUS 构建一个三维管土非线性接触模型。模型主要由落锤、垫板、管道及土体组成。落锤和垫板的刚度较大且非重要研究对象，故将落锤和刚性垫板设置为刚性材料。管土接触属非线性问题，故选用接触力的罚函数算法，管土之间为双向接触，定义管道表面为主面，管土交界面为从面［28］。管土接触面法向作用采用硬接触，切向作用采用库伦摩擦模型［29］其摩擦因数设为0.5。模型建立完成后，根据试验管道测点布置情况，在ABAQUS 的可视化模块创建对应点和对应路径，输出目标点和目标截面的应变曲线。

3.3 边界条件及网格划分

土体底部为固定约束，上表面为自由面，另外四面也为固定约束。荷载施加方式是将不同冲击高度转化为速度，在预定义场中对落锤设置速度。试验中图1所示装置，在有限元中转化为n个并联弹簧如图12所示，通过相互作用模块中的连接器来定义这些弹簧［30］，并输入相应弹簧弹性系数。根据文献［31－33］管道和土体分别采用4 节点壳单元（SR4）和8 节点实体单元（C3D8R），落锤和刚性垫板采用4 节点实体单元（R3D4），各部件网格划分如图13（a）～（b）所示。

图12 管端弹簧边界示意图Fig.12 Diagram of pipe end spring boundary

图13 网格划分Fig.13 Mesh generation

3.4 模型验证

文中以管道测点C－8 有限元模拟结果为例，绘制管道距振源不同水平距离、不同冲击高度及不同埋深的有限元模拟结果和试验结果对比如图14（a）～（c）所示。由图可知，有限元模拟结果略大于试验结果，相差约5%～10%，2 种结果基本吻合，有限元模拟结果较为合理，同时有限元输出的应变曲线与试验监测所得应变曲线走势近似，从而验证模型的可靠性。为了进一步研究冲击荷载作用下埋地管道的动力响应问题，文中使用有限元模型研究了更多工况下管道的受力性能。图15（a）是管道截面C 距振源不同水平距离下应变沿环周分布的曲线，分析图可知，管道距振源水平距离增大，土压力对管道的影响减弱，同时管道受影响最大的位置改变，这与试验结论一致；管道应变沿环周近似余弦分布。图15（b）绘制了管道距振源水平距离与管道应变关系图，由图可知，当冲击高度相同时，增加管道距振源水平距离，管道应变减小明显；当水平距离为0.8 m时，已经接近冲击荷载最大影响范围，管土相互作用明显减小。图15（c）为冲击高度与管道应变关系曲线，从图中可以看出，在较小冲击高度时，应变与冲击高度近似成正比；而当冲击高度达到3.0 m时，应变不再随着冲击高度改变有明显的变化，这是由于管道上方土体塑性变形，管土相互作用到达极致。图15（d）绘制了管道应变和埋深的关系，分析图可知，随着埋深增大，管道峰值应变减小，但超过一定埋深，管道峰值应变减小的幅度变小。