淺埋高壓輸氣管道爆炸地面振動的原型試驗與數值模擬研究*

馬華原，龍 源，謝全民，宋 歌，周 游，殷 勤

（1. 陸軍工程大學野戰工程學院，江蘇 南京 210007；2. 陸軍工程大學軍械士官學校，湖北 武漢 430075；3. 解放軍31434 部隊，遼寧 沈陽 110045；4. 西北核技術研究所，陜西 西安 710024）

隨著西氣東輸一線、二線、三線工程的相繼落成，我國天然氣管道里程逐年攀升，目前已建成天然氣管道超10 萬公里[1-3]。為提高管道的輸送能力，管道設計運行壓力呈上升趨勢。雖然管壁材料性能在不斷進步，但仍不可避免由于環境腐蝕、材料失效、自然災害等因素導致的高壓管道泄漏甚至爆炸[4-6]，對周邊人員和設施造成損傷，嚴重威脅著國民經濟穩定發展和人民生命財產安全。

天然氣管道爆炸時產生的危害效應主要有熱輻射、沖擊波和地震波。其中關于熱輻射和沖擊波的研究已經十分深入[7-10]，但對于天然氣管道爆炸產生的地面振動效應還缺乏相關的研究。王德國[11]利用Autodyna 軟件建立管道爆炸物理模型，計算不同并行間距下管道受并行管線爆炸沖擊超壓變形量，評定了管道受沖擊變形的風險。諶貴宇等[12]針對炸藥庫發生意外爆炸后地震波的傳播及埋地油氣管道動力響應振動過程進行了三維動態數值模擬,獲得了管道的振動速度響應特性。杜洋等[13]提出一種計及計算穩定性的流固耦合算法，對在內部氣體爆炸作用下的管道動態斷裂及爆炸流場發展進行耦合計算，以便更加合理地預測管道內氣體爆炸的后果。目前的研究工作中，尚未見有關于全尺寸高壓天然氣管道爆炸產生的地面振動效應的報道，因此本文中針對此問題開展現場實爆試驗并結合數值模擬進行研究，掌握高壓輸氣管道爆炸地面振動的量級范圍以及衰減規律、爆炸瞬間氣-管-土的相互作用過程，揭示高壓氣體管道爆炸地面振動的主要成因。以期研究結果可將為今后的管道爆炸事故分析以及預防提供參考。

1 高壓輸氣管道爆炸試驗

1.1 試驗概況

試驗依托國家重點實驗室哈密管道斷裂控制試驗場開展，選取OD1422mm-12MPa-X80 型鋼管，該型鋼管已大量運用于中俄東線工程中[14-15]，具有較高的研究價值。管道的主要性能參數分別為：管體材料為X80，彈性模量為206 GPa，泊松比為0.3，屈服強度為578 MPa，管體直徑為1 422 mm，壁厚為22.4 mm，埋深為1.2 m，內壓為12 MPa。

試驗管道總長度為430 m，中間為130 m 長的試驗段，兩端為150 m 長的儲氣段，如圖1 所示。試驗前管道放置于管溝內，先不做填埋。按步驟裝配各型傳感器，連接調試完畢后使用泵車向管內注入天然氣約80 000 m3，使其管內壓力達到12 MPa 的標準運行狀態。采取人工引入初始裂紋的方案使管道發生爆炸[16]，在管道中點延軸線方向設置長度為80 cm 的線型聚能切割器以開辟初始裂紋，如圖2 所示。同時，為了模擬管道泄露時最嚴重的狀況，設置了燃燒彈發射裝置以引爆泄露天然氣。

圖1 測點布設方案Fig. 1 Layout scheme of measuring points

圖2 切割器裝配示意圖Fig. 2 Sketch of cutter assembly

主要采集管道爆炸中心附近土中質點的振動速度和加速度數據，對應選取TC-4850 振動速度測試儀和Blast-UM 振動加速度測試儀[17]。以起爆點為原點，在與管道分別呈90° 和45° 夾角方向設置振動測線。每條測線上布設10 個測點，測點間距如圖3 所示（兩條測線測點間距相同）。每個測點處安裝磁電式振動速度傳感器和壓電式振動加速度傳感器各一臺。為獲得地震波到達不同測點的時間信息，對90°測線上的振動加速度測試儀進行了同步觸發設計[18]，觸發線置于線型聚能切割器與管壁之間，起爆瞬間射流刀首先切斷觸發線，90° 測線振動加速度測試儀開始記錄數據。其他測試儀均采用自動外觸發，其中，振動速度測試儀觸發閾值為0.1 cm/s，振動加速度測試儀觸發閾值為0.1g。測振儀的其他技術參數見表1 所示。

圖3 測點布設方案Fig. 3 Layout scheme of measuring points

表1 振動測試儀性能參數Table 1 Technical parameters of the vibration recorders

1.2 試驗過程及現象分析

起爆瞬間，現場可觀察到氣體夾雜大量塵土噴出，氣團接觸到率先發射升空的燃燒彈后迅速爆燃。起爆后約3 s，氣團完全爆燃，形成巨大蘑菇云。觀測站距離爆心約2 km，可感受到明顯熱輻射。爆炸結束后第一時間派出無人機前往爆心進行勘察，可觀察到現場形成長約20 m、寬約3 m 的爆坑。裂紋兩端有殘余氣體持續燃燒約5 min 后熄滅。爆炸瞬間航拍影像如圖4 所示。

圖4 爆炸過程Fig. 4 Explosion process

待確認現場氧氣濃度恢復并且無甲烷殘留后，試驗人員進入現場進行勘察。近距離觀測爆后管道，可看到管壁在巨大壓力下將土體向兩側撐開，裂紋長度約26.9 m。同時，管道在反作用力下，中心起爆部分下沉近5 cm。

1.3 振動數據分析

天然氣管道爆炸過程中，出現了兩次能量急速釋放，第1 次為管壁開裂、氣體噴出的物理爆炸過程，第2 次為泄露天然氣發生爆燃的化學爆炸過程。這兩個過程都可能產生地面振動[19]。

圖5 地震波到達時刻Fig. 5 Time of arrival of seismic waves

圖6 蘑菇云的形成時刻Fig. 6 Time for mushroom cloud formation

圖5 為90° 測線同步觸發記錄的加速度數據。結合圖6 的爆燃時間綜合來看，氣體完全爆燃發生在起爆后3～6 s。而地震波在起爆后0.1 s 時便已到達測點1#處，到達距離爆心155 m 的測點10#處僅用了0.55 s，而此時泄露氣體尚未發生爆燃。因此可以判斷，天然氣管道爆炸的地面振動效應并不是泄露氣體爆燃引起的，而就時間分布情況來看，地面振動主要發生在第1 階段物理爆炸過程中[20-21]。

2 高壓輸氣管道爆炸地面振動效應數值模擬

2.1 模型建立

由于天然氣管道爆炸計算模型尺寸巨大、算法復雜，而本課題組硬件算力受限，因此，本文中建立管道爆炸試驗1/4 模型。采用solid 164 單元，流固耦合算法。管內高壓氣體以及管外一定范圍內采用歐拉網格，管壁以及土體采用拉格朗日網格，如圖7 所示。

圖7 整體模型Fig. 7 Integral model

氣體模型選用9 號材料*MAT_NULL，理想氣體狀態方程。管內氣體壓力為12 MPa，管外為常溫常壓，兩種氣體具體參數設置如表2 所示。為節省計算時間，在管道軸線方向上采用漸變網格劃分，如圖8 所示。

管道模型選用15 號材料*MAT_JOHNSON_COOK，具體參數見表3。為節省計算時間并優化計算結果，在管壁環向以及軸向上均采用漸變網格劃分，以保證在管道大變形位置網格盡量密集。由于采用漸變網格，所以無法精確控制預制裂縫長度，1/4 模型上預制裂紋長度為42.15 cm，因此裂紋總長84.30 cm，與實際切割器長度基本相符，如圖9 所示。

土體模型選用3 號材料*MAT_PLASTIC_KINEMATIC，具體參數見表4。為減少計算量，管道軸線方向上建立深度為3 m、寬度為1.2 m 的土體，在垂直于管道方向，只在起爆點位置建立長為20 m 的土體。通過定義無反射邊界條件來模擬半無限土體域。管道和土體之間采用AUTOMATIC_NODES_TO_SURFACE接觸。為節省計算時間，在管道軸線和垂線方向上均采用漸變網格劃分。

表2 氣體模型主要參數Table 2 Main parameters of gas model

表3 金屬模型主要參數Table 3 Main parameters of metal model

表4 土體模型主要參數Table 4 Main parameters of soil model

圖8 氣體模型Fig. 8 Gas model

圖9 管道模型Fig. 9 Pipeline model

2.2 計算結果及分析

圖10 為爆炸瞬間管道開裂情況的計算結果，由圖10 可見，管壁在初始裂縫和管內高壓氣體的作用下發生巨大變形，向四周擴張。從管身的von Mises 云圖可以看出，由于管壁在高壓氣體的作用下向兩側張開，在初始裂紋處產生了巨大的應力集中，從而導致了破壞狀態的傳遞，發生裂紋擴展。裂紋經歷了加速起裂和減速止裂過程，最終在50 ms 左右停止在距離起爆中心截面約5 m 的位置。

圖10 管道開裂模擬結果Fig. 10 Simulation results of pipe cracking

圖11 為管內氣體壓力云圖。圖12 為管內氣體壓力狀態曲線。由圖11～12 可見，減壓波（稀疏波）從初始裂紋處進入，向氣體內部傳播。在管道初始起裂氣壓較高時，延管道軸線方向管內氣壓梯度較大，隨著氣體泄漏壓強下降，管內氣壓梯度逐漸縮小。氣壓下降至3 MPa 左右時，3 條曲線開始重疊。管壁裂紋在50 ms 時停止擴展，此時裂紋尖端位置（2 029 單元）的壓力為4 MPa。由此可見，4 MPa 的壓力不足以維持管壁裂紋的穩定擴展，管壁自然止裂。

2.3 氣體-管壁-土體相互作用

圖13 為管壁裂紋的計算結果與試驗效果對比圖。由圖13 可以看出，模擬結果和試驗結果具有較高的相似性，管壁裂縫呈現中間寬末端窄的狀態，邊緣經過拉伸斷裂和劇烈管土作用之后呈現波浪狀。由于算力有限，模型的軸向尺寸遠小于試驗管道，管內壓力下降過快導致裂口長度小于試驗結果。

圖11 管內氣體壓力狀態Fig. 11 Pressure states of gas inside the pipeline

選取管壁上端裂紋邊緣3 個節點（1 401、81 780、81 784），如圖14 所示。在后處理軟件中，讀取其速度時程曲線和位移時程曲線，如圖15 所示。由管壁中心截面計算結果來看，管壁中心截面最終張開角度為102°（裂紋尖端切線轉動角度），裂紋尖端位移距離超過1 m，管道下沉約10 cm。由圖15 可以看出，管道由速度矢量和曲線可以得到管壁裂縫邊緣的最大運動速度達到50 m/s，相當于180 km/h 的撞擊。

圖12 管內氣體壓力曲線Fig. 12 Pressure curves of gas in pipe

圖16 為土中壓力云圖，可以看出管道起裂階段，管道的變形對土體產生了強烈的擠壓，尤其在上端開裂部分，土壓力峰值主要分布于此區域。隨著管壁裂口的逐漸擴大，同時氣體大量噴出所產生的反作用力導致管體下沉，高應力區向管壁四周擴展。塑性波向外傳播，逐漸衰減為彈性波形成地面振動效應。因此結合第1.3 節中試驗結果分析，可以初步判定管道爆炸引起的地面振動主要是由管壁開裂快速擠壓土體造成的。

圖13 模擬結果和試驗結果對比Fig. 13 Comparison of simulation and experimental results

圖14 管壁開裂情況模擬結果Fig. 14 Simulation results of pipe wall cracking

圖15 管壁開裂速度Fig. 15 Cracking rate of pipe wall

圖16 土中壓力狀態Fig. 16 Pressure state in soil

從模擬結果可以看出，管道爆炸地面振動主要是由管壁快速擠壓周圍土體產生的。因此，這種振動應該在垂直于管道方向上較強，平行于管道方向上較弱。采用HHT 算法分別對垂直測線上的測點1#的3 個通道信號進行分析[22-23]。得到其能量的時頻分布以及瞬時能量譜,如圖17～19 所示。

圖17 原始波形Fig. 17 Original waveform

圖18 瞬時能量譜Fig. 18 Instantaneous energy spectrum

圖19 時頻能量分布譜Fig. 19 Time-frequency energy distribution spectrum

由能量時頻譜可以看出，在90°測線上，振動在垂直于管道方向（即x軸）以及鉛垂方向（z軸）上較為強烈。通過算法給出質點在各個平面內的運動位移，如圖20 所示。可以看出，質點在xOy平面內振動位移較大，因此管道附近建筑應著重加強其垂直于管道方向的抗震強度。同時從時頻分布狀態可以看出，管道爆炸振動信號的主頻分布在50 Hz 以下的頻帶內，振動初始階段頻率成分復雜，頻帶較寬。隨著時間的推移，高頻部分能量迅速衰減，只保留低頻分量持續較長時間。此類主頻低，時程長的振動激勵極易造成結構共振，因此應著重防范[24]。

圖20 質點振動位移Fig. 20 Particle vibration displacement

3 結 論

通過現場試驗和數值模擬相結合的方式，對淺埋高壓天然氣管道爆炸產生的地面振動效應進行了研究。得到了適用于OD1422 mm-12 MPa-X80 規格天然氣管道的一些結論。

（1）埋地高壓天然氣管道爆炸造成的地面振動效應主要產生于第1 階段，即物理爆炸過程中。隨后發生的天然氣爆燃過程并未產生明顯的地面振動效應。

（2）管道開裂是由于內部高壓氣體推動管壁向兩側擴展在裂紋尖端處形成了應力集中，管壁材料在此處率先失效斷裂使得裂紋發生擴展。管道止裂是由于管內氣體泄壓速度大于裂紋擴展速度，氣體壓力不足以維持使管壁發生破壞的應力狀態。

（3）管壁與土體的擠壓作用主要發生在上側管壁張開部分，同時在管道底部也有一定的擠壓作用。管壁擠壓土體的最大速度約為50 m/s，擠壓產生的塑性狀態向遠處傳播逐漸衰減為彈性應力波，即形成了地面振動效應。

（4）管道爆炸引起的地面振動的質點運動方向主要分布在垂直于管道軸線的平面內，因此管道周邊建筑應著重加強鉛垂方向以及垂直于管道軸線的水平方向的抗震強度。