埋地輸油管道對爆破振動的動力響應(yīng)?

高文樂 李坤鵬 段耀奎 馮 娜 張春玉

①山東科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院(山東青島，266590)

②濟(jì)南魯威科安振動檢測有限公司(山東濟(jì)南，250000)

引言

目前，管道運(yùn)輸在石油運(yùn)輸與調(diào)配中起到重要作用，覆蓋全國的油氣管網(wǎng)格局已經(jīng)形成[1]。 在管道運(yùn)輸過程中，難免會遇到爆破作業(yè)。 爆破施工產(chǎn)生的爆破振動會對鄰近埋地輸油管道產(chǎn)生影響，甚至導(dǎo)致管道破裂，造成資源浪費(fèi)，同時存在很大的安全隱患。 國內(nèi)外制定的管道上方地表振速控制標(biāo)準(zhǔn)差別較大[2]，爆破振動對管道的影響無法得到準(zhǔn)確計算。 因此，可以運(yùn)用數(shù)值模擬分析爆破振動對埋地管道的影響。 王樹江[3]運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA 有限元軟件建立了包含炸藥、巖土體、埋地管道的管土耦合模型，通過爆破動力載荷數(shù)值模擬，分析管土耦合模型受爆破動載荷的動力響應(yīng)。郝郁清[4]運(yùn)用有限元軟件建立管土三維數(shù)值模型，分析不同裝藥量及爆心距工況下埋地燃?xì)夤艿馈⒌乇硗馏w對爆破振動的動力響應(yīng)。 黃雄[5]運(yùn)用LS-DYNA 軟件建立三維有限元模型，證明管道迎爆面中心單元應(yīng)變峰值和振速峰值均隨著藥量的增加而增加，隨著爆心距的增加而減小。 舒懿東[6]建立三維動力有限元計算模型，分析爆破振動下埋地天然氣管道的管徑、壁厚和埋深等參數(shù)對管道及地表振動特征和管道Von-Mises 應(yīng)力的影響規(guī)律。 張玉琦等[7]分析了爆破地震載荷作用下埋地管道的動力響應(yīng)特征，研究了管道振動速度及動態(tài)應(yīng)變分布特征。

上述文獻(xiàn)均研究了爆破振動對鄰近埋地管道的影響，但是僅停留在對埋地管道單個方向的分析。由此，結(jié)合鄰近埋地輸油管道的某港區(qū)疏港大道土石方爆破工程進(jìn)行研究，對埋地管道的迎爆面、背爆面、管頂和管底4 個面進(jìn)行分析，總結(jié)不同方向結(jié)構(gòu)面應(yīng)力分布規(guī)律。

1 有限元模型

1.1 計算模型建立

碎土石層厚度為2.0 m，兩管道平均埋深為2.8 m，相距0.7 m，管徑1 020.0 mm，壁厚12.7 mm。 爆源與管道水平距離46.0 m，豎直距離3.5 m，外側(cè)管道中心距離模型另一端外邊界4.0 m。

采用ANSYS/LS-DYNA 有限元軟件建立模型，進(jìn)行數(shù)值模擬。 由于管道內(nèi)的液體流動壓力遠(yuǎn)小于管道所承受的強(qiáng)度，建模時不考慮管道內(nèi)部液體和動壓力的影響。 根據(jù)對稱關(guān)系，建立1/2 模型進(jìn)行簡化計算，參數(shù)單位采用cm-g-μs。 令重力方向為Y軸負(fù)方向，垂直于管道長度方向為X軸正方向，平行于管道方向為Z軸方向。

具體位置及模型尺寸見圖1 所示。

圖1 模型尺寸示意圖(單位:m)Fig.1 Model size diagram(unit:m)

在模型頂部炸藥周圍建立空氣域，使得炸藥爆炸后的能量在流體單元中流動，不存在單元的畸變問題。 基于管道實際埋地敷設(shè)施工中會在底部鋪設(shè)墊層的情況，在模型最底部巖層和管道之間設(shè)置20 cm 厚的土層來模擬實際情況。 模型截面如圖2 所示。

圖2 管道模型截面圖(單位:mm)Fig.2 Section of pipe model(unit:mm)

根據(jù)所研究問題特性，采用多物質(zhì)流固耦合算法，即將炸藥、空氣等物質(zhì)與固體結(jié)構(gòu)的相互作用進(jìn)行耦合計算[8]。

建模時，對流體材料(炸藥及空氣域)采用ALE算法，對固體材料(其他結(jié)構(gòu))采用Lagrange算法。在管道與土體接觸處、炸藥與被爆巖石接觸處對網(wǎng)格進(jìn)行加密，以保證計算的精度。 網(wǎng)格劃分情況如圖3 所示。

圖3 模型網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Schematic diagram of model grid division

1.2 材料本構(gòu)模型及參數(shù)

1.2.1 巖石本構(gòu)模型及相關(guān)參數(shù)

被爆巖石為弱風(fēng)化白云質(zhì)灰?guī)r，采用*Mat_Plastic_Kinematic 彈塑性材料模型[9]，主要參數(shù)如表1 所示。

表1 巖體的相關(guān)力學(xué)參數(shù)Tab.1 Relevant mechanical parameters of rock mass

底部石灰?guī)r采用HJC 模型(*Mat_Johnson_Holmquist_Concrete)[10-11]，本構(gòu)參數(shù)見表2。

1.2.2 土體本構(gòu)模型及相關(guān)參數(shù)

土層采用*Mat_Drucker_Prager 材料模型，主要的物理力學(xué)參數(shù)見表3。

表2 石灰?guī)r的HJC 模型參數(shù)Tab.2 Parameters of HJC model for limestone

表3 土體的相關(guān)力學(xué)參數(shù)Tab.3 Relevant mechanical parameters of the soil

1.2.3 炸藥本構(gòu)模型及相關(guān)參數(shù)

炸藥采用2＃巖石乳化炸藥、*Mat_High_Explosive_Burn 模型[9]，材料的主要參數(shù)見表4。 采用JWL 狀態(tài)方程模擬炸藥爆轟產(chǎn)物的壓力與體積的關(guān)系。

表4 炸藥材料參數(shù)Tab.4 Material parameters of explosives

1.2.4 管道本構(gòu)模型及相關(guān)參數(shù)

管道為X70 鋼管，采用*Mat_Plastic_Kinematic彈塑性材料模型，服從Von-Mises 屈服準(zhǔn)則，管道主要的參數(shù)[12]見表5。

1.2.5 空氣本構(gòu)模型及相關(guān)參數(shù)

空氣采用*Mat_Null 材料模型和線性多項式狀態(tài)方程*Eos_Linear_Polynomial 描述[13]，在狀態(tài)方程計算過程中不考慮偏應(yīng)力。 力學(xué)參數(shù)見表6。

表5 管道的相關(guān)力學(xué)參數(shù)Tab.5 Relevant mechanical parameters of pipeline

表6 空氣的相關(guān)力學(xué)參數(shù)Tab.6 Relevant mechanical parameters of air

2 數(shù)值模擬準(zhǔn)確性驗證

根據(jù)工程實例建立數(shù)值計算模型，取管道正上方與爆源水平距離46 m 的測點(diǎn)1＃和61 m 的測點(diǎn)2＃，其實測的地表峰值振速見表7。 選取模型中與測點(diǎn)1＃相近位置處管道上方的地表的振速，其結(jié)果如圖4 所示。

將現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)與本次數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行比較分析可以發(fā)現(xiàn)，爆破振動現(xiàn)場測點(diǎn)1＃的X方向、Y方向、Z方向峰值振速分別為0.82、0.74、0.64 cm/s，模擬計算結(jié)果的X方向、Y方向、Z方向峰值振速分別為0.78、0.63、0.59 cm/s，最大絕對誤差為0.10 cm/s，相對誤差為13. 5%，遠(yuǎn)低于30. 0%[14]。 因此，本次數(shù)值模擬是準(zhǔn)確的，計算模型可以較好地模擬出現(xiàn)場的實際情況。

表7 爆破振動監(jiān)測數(shù)據(jù)Tab.7 Monitoring data of blasting vibration

3 埋地管道應(yīng)力分析

埋地輸油管道計算時程內(nèi)的應(yīng)力云圖見圖5。

由圖5可知，t＝0 ms時刻炸藥起爆，產(chǎn)生的沖擊波從爆源中心向外傳播，在5 ms后爆破地震波傳到管道表面，隨后應(yīng)力波從中間沿管道軸向傳播。傳播過程中，管道面對爆心的迎爆面上的應(yīng)力狀態(tài)最先開始發(fā)生改變，應(yīng)力值開始增大，且比管道其他位置處的應(yīng)力都大；隨著時間的流逝，管道上的應(yīng)力先增大至最大，隨后減小。

埋地輸油管道不同位置處受爆破載荷的沖擊和周圍土體的作用不同，其動力響應(yīng)也不同。 取左側(cè)埋地輸油管道橫截面方向上A、B、C、D4 個位置來研究埋地輸油管道的爆破振動響應(yīng)規(guī)律。 管道截面取點(diǎn)位置見圖6。 其中，A處位于迎爆面；B、D兩處分別為管頂和管底；C處與A處相對，位于背爆面。

管道橫截面4 個位置處有效應(yīng)力隨時間變化曲線見圖7。

由圖7 可知，爆破載荷作用下，管道近爆面(A處)的有效應(yīng)力為1.46 MPa，管頂(B處)有效應(yīng)力為0.77 MPa，管道背爆面(C處)有效應(yīng)力為1.06 MPa，管底(D處)有效應(yīng)力為0.84 MPa。 其中，A處有效應(yīng)力最大，比C處有效應(yīng)力高37.74%，比B、D處分別高89.61%、73.81%。C處有效應(yīng)力比B、D處高37.66%、26.19%。

圖4 模擬測點(diǎn)的振動速度波形圖Fig.4 Vibration velocity waveform of simulated measuring points

圖5 埋地管道各時刻應(yīng)力云圖Fig.5 Stress nephogram of buried pipeline at each moment

圖6 管道截面取點(diǎn)位置Fig.6 Location of measuring points at the pipeline section

由以上分析可得:在爆破過程中，迎爆面的有效應(yīng)力迅速增大至最大，之后開始衰減至0.1 ～0.4 MPa 范圍內(nèi)。 在爆破振動作用下，迎爆面和背爆面受到的應(yīng)力遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于管頂、管底的受力，且迎爆面的有效應(yīng)力要大于背爆面，說明迎爆面是最容易發(fā)生變形的。 管頂和管底位于管道的中軸面上，受到的應(yīng)力較小，變形也較小。 背爆面有效應(yīng)力比管頂和管底的有效應(yīng)力高，是由于當(dāng)?shù)卣鸩ń?jīng)過左側(cè)管道傳遞至右側(cè)埋地管道時，右側(cè)管道的波阻抗與土體不同，會在右側(cè)管道處發(fā)生反射與折射，還會受到管道直徑和壁厚的影響。

圖7 有效應(yīng)力曲線Fig.7 Effective stress curves

4 結(jié)論

1)通過ANSYS/LS-DYNA 流固耦合的方法模擬爆破過程，結(jié)果表明:基于流固耦合方法模擬得到的爆破振動速度與現(xiàn)場實測結(jié)果基本一致。 因此，在實際工程中可以采用流固耦合方法進(jìn)行數(shù)值模擬，研究爆破振動對埋地輸油管道影響的相關(guān)問題。

2)在爆破振動作用下，迎爆面和背爆面所受應(yīng)力遠(yuǎn)高于管頂、管底所受應(yīng)力，且迎爆面有效應(yīng)力要大于背爆面，表明迎爆面是最容易發(fā)生變形的。 管頂和管底位于管道的中軸面上，受到的應(yīng)力值較小，變形也較小。 當(dāng)爆破地震波經(jīng)過左側(cè)管道傳遞至右側(cè)埋地管道時，右側(cè)管道的波阻抗與土體不同，爆破地震波會在右側(cè)管道處發(fā)生反射與折射，反作用于左側(cè)管道背爆面，使得背爆面應(yīng)力比管頂和管底的應(yīng)力大。