穿越克孜爾逆沖斷層的輸氣管道抗震分析1

曹毅淵 劉愛文 王芬芬 王 龍 李金臣

1）大慶油田工程有限公司，黑龍江大慶 163000

2）中國地震局地球物理研究所，北京 100081

引言

鋼質管道由于強度高、對各種地形和地質條件適應性強，被廣泛應用于長距離的天然氣輸送管道工程中。這些輸氣管道經常穿越地震活躍地區，需要關注其地震安全問題。震害調查結果表明，地震對管道造成的影響從輕到重依次為地震動、砂土液化和活動斷層，即地震斷層的位錯作用造成輸氣管道的破壞最嚴重（侯忠良，1990）。按照位錯方式的不同，活動斷層可分為正斷層、逆斷層和走滑斷層（左旋或右旋）。鋼質管道屬于1種薄壁殼體結構，具有一定的抗拉伸能力，但是受到壓縮荷載作用時容易發生屈曲破壞。通過正斷層時，管道變形以拉伸應變為主；通過走滑斷層時，可以選擇合適的交角，使管道變形也以拉伸應變為主。但當管道通過逆沖斷層時，其變形反應則是以壓縮應變為主。因此，在幾種位錯方式中，逆沖斷層的位錯作用對鋼質輸氣管道造成的威脅最大。例如，在1999年的中國臺灣集集地震中，穿越車籠埔逆沖斷層的燃氣管道大部分都遭到嚴重破壞。圖1為臺中縣霧峰鄉吉峰東路埋設的1條城鎮低壓天然氣PE管道，該管道直徑110mm、壁厚8.3mm，垂直穿過車籠埔逆沖斷層。在斷層上盤斜向上的逆沖作用下，該天然氣管道發生嚴重的屈曲變形，導致供氣中斷。

圖1 天然氣管道在集集地震逆沖斷層 作用下發生的屈曲破壞 Fig.1 Buckling failure of gas pipeline under thrust fault movement in the Jiji earthquake

中國四川省的龍門山斷裂（2008年汶川地震的發震斷層）也是1條以逆沖方式為主的活動斷層。龍門山斷裂在汶川地震中的豎向同震位錯量達6.2m（徐錫偉等，2008）。2002年建成的蘭成渝管道，作為中國西南部地區重要的成品油管道，從蘭州經成都到達重慶，全長1247km，蘭州至江油段管徑為508mm，江油至成都段管徑為457mm，成都至重慶段管徑323.9mm，該段穿越汶川地震災區。1998年開工建設蘭成渝管道時，基于地震安全性評價結果，選擇避讓而不是直接穿越龍門山斷裂，因此在汶川地震發生時，管道避開了逆沖斷層的位錯作用，只是遭受了強地震動作用。蘭成渝管道沿線最高地震烈度達到了Ⅷ度，管體保持基本完好，震后繼續為災區輸送成品油，在抗震救災工作中發揮了重要作用（史航等，2009）。

新疆地區作為中國的能源基地，近年來在該地區建設的輸油氣管道工程眾多。該地區也是中國地震活動強烈的地區，區內斷層恰恰以逆沖斷層為主，許多輸油氣管道工程線路無法避讓，不得不通過這些逆沖斷層，需要進行抗震分析。管道在斷層位錯作用下的抗震分析已經從最初的理論解析方法發展為以數值分析方法為主。斷層位錯作用下管道變形反應的理論計算方法最早是在1971年美國圣費爾南多6.6級地震斷層位錯造成多條跨斷層的埋地管道破裂之后提出的，該方法忽略管道的彎曲剛度以及周圍土體的橫向壓力，將斷層的位錯作用完全由管道的軸向變形來吸收（Newmark等，1975）。此后學者們采用索理論和梁理論對該方法進行了不斷完善（Kennedy等，1977；Wang等，1985；劉愛文等，2002）。值得注意的是，這些理論計算方法均針對走滑斷層，即在斷層位錯量較小且管道受拉的情況下，可采用理論解析方法對通過活動斷層的管道進行抗震計算。對于管道穿越逆沖斷層這一更加復雜的工況，上述理論計算方法不再適用，需要采用有限元模型的數值分析方法（Takada等，1998；郭恩棟等，1999；馮啟民等，2001）。

目前，中國輸油氣管道工程的抗震設計已經從應力設計發展到應變設計（劉學杰等，2005）。本文以穿越克孜爾逆沖斷層的大北南疆利民輸氣管道為例，探討輸氣鋼質管道在逆沖斷層位錯作用下的地震安全問題。

1 克孜爾斷層參數的確定

大北南疆利民輸氣管道工程位于新疆阿克蘇地區拜城縣和溫宿縣境內，管道起點為拜城縣大北輸氣站，終點為溫宿縣南疆利民管道阿克蘇末站。管道穿越的克孜爾斷層位于塔里木盆地西北邊緣，區域構造活動主要表現為天山地塊逆沖于塔里木地塊之上（田勤儉等，2006）。克孜爾斷層西起新疆拜城縣賽里木南，沿卻勒塔格山北麓延伸，向東經渭干河、鹽水溝和庫車河，延伸到波斯坦附近。克孜爾斷層的東端與東卻勒塔格斷層交會處，曾于1949年2月24日發生過輪臺714級地震，造成3930間房屋倒塌，死12人、傷20人，山石崩落使道路阻塞，賽里木、新和、沙雅一帶河灘地裂縫長數米至數十米，寬20cm左右。

克孜爾斷層總體走向NEE，斷層以逆沖活動為主，兼左旋走滑斷層，斷層面總體南傾，斷層傾角范圍為10°—80°。克孜爾斷層長度110km。考慮到斷層面傾角、錯動性質、未來可能發生的錯動量等參數在斷層各處存在差異，需要通過野外調查和探槽工作，確定輸氣管道穿越處斷層的具體參數。在利用衛星影像進行斷層識別的基礎上，對管道線路附近進行了詳細的野外現場地質調查。根據斷層出露的情況，沿著斷層出露的跡線選擇合適位置進行了探槽開挖，進一步確定與管道相交處的斷層傾角、斷層的設防位錯量（圖2（a））。如圖2（b）所示，上新世N2（距今258.8×104—530×104）黃褐色砂礫巖因為克孜爾斷層的逆沖作用，覆蓋到了晚更新世Q3（距今10×104—12.6×104a）砂礫石層之上。上新世地層為黃褐色砂礫巖，晚更新世礫石層呈灰色、灰黃色互層狀，具水平層理，夾砂層透鏡體。沿著斷層面，斷層傾角變化較大，局部甚至近直立，顯示出推覆構造體的基本特征。根據探槽開挖結果和已有的關于克孜爾斷裂帶的研究結果，確定了管道穿越處的斷層位錯方式表現為純逆沖斷層。根據管道工程場地地震安全性評價工作的結果1常想德，胡偉華，2016.大北南疆利民3號閥室輸氣管道工程場地地震安全性評價報告.新疆防御自然災害研究所．，克孜爾斷層在管道穿越處的傾角為60°，其未來100年內沿斷層傾向的最大突發位錯量為0.8m，并作為該輸氣管道的設防位錯量。

圖2 探槽揭示的克孜爾逆沖斷層位錯方式 Fig.2 Fault movement model of Kezil thrust fault dislocation method revealed by trench

2 管土相互作用模型

在斷層位移作用下，油氣管道與周圍場地土之間存在相互作用。管土之間的相互作用一般采用土彈簧模型進行模擬，包括管軸方向、水平橫向和垂直方向土彈簧，垂直方向土彈簧又分為垂直向上和垂直向下土彈簧，如圖3所示。這3個土彈簧的參數由管道的管徑大小、埋設深度、場地土的種類、平均密度、粘聚力和內摩擦角等確定（中華人民共和國住房和城鄉建設部，2009）。

圖3 管土相互作用的土彈簧模型 Fig.3 Soil spring model characterizing pipe-soil interaction

管道與克孜爾斷層交匯處采用寬管溝敷設，管道埋設深度為管頂1.2m。以中密度砂礫為主進行管溝回填，容重ρ=21kN/m3，內摩擦角φ=25°，粘聚力c=11.0kPa。參考現行抗震規范的規定（中華人民共和國住房和城鄉建設部，2009），管土相互作用的3個方向土彈簧參數按照中密砂計算，結果如表1所示。

表1 3個方向土彈簧參數 Table1 Three-direction soil spring parameters

3 管道的容許應變

管道的容許應變包括容許拉伸應變和容許壓縮應變。如果依照早期的石油天然氣行業標準，管道的容許拉伸應變等于X65鋼材的塑性屈服應變4%（國家發展和改革委員會，2004）。考慮到管道在現場焊接可能出現表面型缺欠，鋼管及組焊管段的極限拉伸應變應根據可靠的斷裂力學分析和物理試驗確定，并應考慮裂紋、缺欠、焊縫和熱影響區以及溫度、應變速率、初始應變、應變時效等常規因素對力學性能的影響。本文主要考慮鋼管的焊接表面性缺欠，根據規范推薦的相關計算公式，得到大北南疆管道的容許拉伸應變為1.29%。

當管道遭受壓縮時，由于局部屈服，管壁會出現皺褶。薄殼起皺褶理論上開始于1.2倍的徑厚比。Wilson和Newmark經試驗后指出，實際圓柱體會在理論應變的1/2—1/4時開始起皺，但是起皺并不意味著破壞。在無嚴重應力集中或焊縫缺陷的情況下，管道能夠承受4—6倍的理論應變值而在壓縮褶皺處不發生破裂。但是一旦發生褶皺，進一步的變形都將集中在褶皺處。因此，為了管道的安全，將容許壓縮應變值設定為管道開始發生褶皺的壓縮應變值，即：

其中，δ為管壁的厚度，D為管道的平均直徑。大北南疆管道直徑為508mm，通過斷裂帶兩側采用壁厚12.7mm的鋼管。由上述公式得到大北南疆管道的容許壓縮應變為0.75%。

4 有限元模型及分析結果

通過活動斷層的管道，在斷層錯動作用下管道受壓縮（包括管道通過逆沖斷層和管道與斷層交角大于90°的2種情況），應采用有限元模型進行抗震分析（中華人民共和國住房和城鄉建設部，2009）。有限元模型包括梁有限元模型和殼有限元模型。由于管道為一圓柱形薄殼結構，受壓縮荷載時在其橫截面內容易產生大變形的屈曲現象，用梁有限元模型進行分析比較困難。因此，學者們一般采用殼有限元模型模擬埋地管道在斷層作用下的反應（劉愛文等，2005；金瀏等，2010；趙雷等，2010）。本文采用了包含等效邊界的殼有限元分析模型（劉愛文等，2004）對大北南疆管道在逆沖斷層作用下的反應進行分析。假設逆沖斷層的下盤保持不動、管道穿越角度為10°，在上述設防的逆沖位錯作用下，輸氣管道的軸向應變分布如圖4所示。

圖4 穿越斷層交角為10°時管道的軸向拉伸應變分布 Fig.4 Axial tensile strain distribution with the crossing fault angle of 10°

根據地震安全性評價的結果，斷層的上盤沿著斷層面傾角φ=60°向上滑移Δ=0.8m。如果管道垂直通過克孜爾斷層，即與斷層的交角θ=90°，斷層沿管軸方向的壓縮位移為Δcos（60°）sin（θ）=0.4m，接近0.8倍的管徑，管道產生的壓縮應變將嚴重超過其容許壓縮應變。通過改變管道通過斷層的交角，可以減少管軸方向的壓縮位移，從而可以使得管道的壓縮應變小于管材的容許壓縮應變。本文共分析了13種工況，管道通過斷層的交角0.02°—90°，管道的最大軸向拉伸應變（以正值表示）和最大軸向壓縮應變（以負值表示）的有限元分析結果見表2。如圖5所示，殼有限元模型分析結果表明管道在逆沖斷層作用下以壓縮應變為主，特別是交角較大時。管道內的最大軸向壓縮應變的幅值隨著交角的增大而迅速增大，管道內的最大軸向拉伸應變的幅值隨著交角的增大趨向減少。當大北南疆管道以小于或等于11°的交角通過克孜爾斷層時，斷層引起的最大軸向壓縮應變和拉伸應變均在管道相應的容許應變范圍內。

表2 管道以不同的交角穿越逆沖斷層的分析結果 Table2 Analysis result of pipeline crossing thrust fault with different crossing angles

圖5 管軸方向的應變隨著穿越斷層交角的變化曲線 Fig.5 The curve of axial pipe strain with the crossing fault angle

5 結論

本文采用殼有限元模型，分析了大北南疆利民輸氣管道以不同角度穿越克孜爾逆沖斷層時的地震安全問題。通過野外地震地質調查、鉆孔以及探槽等技術手段，確定管道穿越處的斷層傾角、設防斷層位錯量和場地土參數。殼有限元分析結果表明，管道在逆沖斷層的作用下的變形反應主要以壓縮應變為主。在其它參數都不變的情況下，管道以較小的穿越角度通過逆沖斷層，可以有效地減少斷層在管軸方向引起的壓縮位移量，從而使得管道的壓縮應變反應在管道的容許壓縮應變范圍內。