爆破地震波作用下法蘭接口燃氣管道動力失效機制*

趙 珂，蔣 楠,2，賈永勝，姚穎康，朱 斌，周傳波

（1.中國地質大學（武漢）工程學院，湖北 武漢 430074；2.江漢大學工程爆破湖北省重點實驗室，湖北 武漢 430024；3.武漢爆破有限公司，湖北 武漢 430024）

地鐵是涵蓋了城市地區各種地下與地上的路權專有、高密度、高運量的城市軌道交通系統。截至2020年5月，中國已開通的城市地鐵已達到47個。在地鐵隧道開挖過程中常遇到堅硬巖石，鉆爆法作為高效開挖的方式被大量應用。然而，爆破施工過程中常會對鄰近燃氣管線造成影響。因此，研究爆破地震波作用下埋地燃氣管道的失效機制，探究埋地燃氣管道振動破壞的控制標準具有重要意義。

目前，針對爆破地震波作用下管道的動力響應特性已有大量研究[1-4]。Kouretzis等[5]通過一系列全尺寸柔性管道現場爆破實驗，并結合三維動態分析提供了一套計算最大應變及沿管道軸線位置變化的簡便關系式。Liu等[6]通過建立三維有限元模型，分析了聚乙烯（PE）管道在不同開挖位置、管壁厚度、管道直徑、內壓等條件下的力學響應。張震等[7]對超淺埋地鐵站通道爆破開挖鄰近埋地混凝土管道的動力響應進行了研究，由最大拉應力強度理論得到混凝土管道的爆破控制振速。Jiang等[8]結合北京地鐵16號線輸氣管道振速監測結果和數值計算，得出在爆破地震波作用下地鐵開挖時輸氣管道振動速度峰值與藥量、爆心距和管道埋深的預測公式。在現有的爆破地震波對管道影響的研究中，大多數學者不考慮管道的連接形式，這樣雖能在一定程度上降低建模和分析的難度，但事實上，無論是球墨鑄鐵管道還是混凝土管道，管道之間通常是會采用法蘭接頭或襯墊承插接頭的。為此，在研究埋地管道爆破地震安全控制標準時，考慮管道具有連接形式這一工程實際將更具合理性。

基于此，本文中以武漢市城區典型土層埋置的燃氣管道為工程依托，開展全尺寸直埋燃氣管道爆破地震效應研究的現場實驗。結合動力有限元軟件LS-DYNA對現場實驗進行驗證與補充研究，建立爆破地震波作用下法蘭接口燃氣管道的數值模型。分析在不同爆距下法蘭接口燃氣管道的爆破振動響應以及安全控制標準，為城市鄰近管道爆破工程的安全建設提供更符合工程實際的指導。

1 鄰近管道現場爆破實驗

1.1 實驗場地條件

本實驗以武漢市區主要常見樞紐燃氣管道工程為研究背景[9-10]。武漢市范圍內現役燃氣管道多為鑄鐵或鋼制管道，管徑范圍在DN40～DN2 600之間，埋地管道埋置深度約1～3 m。根據相關研究表明，此埋置深度廣泛存在著層厚約4 m的粉質黏土層。參照武漢市管道臨近爆破工程場地相關特點，結合大量實地考察研究后，選取了位于武漢市經濟技術開發區硃山路與硃山一路交匯處的場地平整項目作為實驗場地。為了充分模擬爆破工程分別位于管道的前方、正下方、后方時的實際動態推進施工過程，本實驗在實驗場地埋設所需管段，并在沿管道垂直平分線前方、正下方、后方等不同位置進行爆破。實驗中預埋土層為粉質黏土層，厚度4 m，下部開挖巖層為強風化、中風化砂巖層。本研究中的管道選用城區輸氣常用的球墨鑄鐵燃氣管道，管道直徑1 m、壁厚1 cm。考慮到城區現有燃氣管道大多埋設于距地表約 2 m深度的粉質黏土層中，因此管道埋深（管頂至地面）設為2.0 m。同時，考慮到下穿燃氣管道的安全問題，在爆破施工時常對燃氣管道進行減壓處理，因此實驗管道不做加壓處理。實驗中爆破炮孔擬采用垂直炮孔，孔深6 m、直徑90 mm。裝藥結構為炮孔底部連續耦合裝藥，裝藥長度106 cm，單孔裝藥量8 kg，孔底起爆，以充分滿足實際工程中下穿爆破工程爆破荷載的特點和規律。實驗共設計11組炮孔，實驗工況編號Ⅰ～Ⅺ，如圖1所示。

圖1 現場實驗設計示意圖Fig.1 Schematic diagram of field experiment design

1.2 現場監測方案

為更好地研究爆破地震波作用下管道的振動特征，本實驗以振動速度數據和應力應變數據作為主要監測和研究的物理量。采用爆破振動測試儀TC-4 850進行管道振動速度監測，根據實際需要在管道內部及管道對應的正上方地表布置多個振動速度測點，其中監測點D2、D3、D4和D5分別位于管道的1/4、1/2、3/4和端部，監測點D1、D7、D6分別位于管道1/4、1/2、3/4處正上方的地表。管道內壁共設置2個應變監測斷面，其中斷面A位于管道中部，斷面B距離管道邊緣斷面2 m。管道動態應變通過在管道斷面A、B內壁粘貼環向和軸向的應變片來測量，現場監測布置如圖2所示。

圖2 實驗監測點布置圖Fig.2 Layout drawing of experimental monitoring points

1.3 現場實驗測試結果分析

由于現場實驗所得數據較多，實驗結果不一一列出。考慮到在爆破地震波作用下管道的動態應變是最直觀的表現形式，本實驗將所測的動態應變數據進行濾波去噪處理，提取不同爆源距離下爆破時所進行的11次爆破實驗的峰值應變數據進行分析。選取斷面A上的S1、S2、S3、S4應變測點，其軸向與環向動態峰值應變數據如圖3所示。分析圖3中數據可知，管道中心截面各測點的動態應變峰值均呈現出隨爆源距離的減小而逐漸增大的規律，4個應變監測點中以管道底部以及頂部測定的應變值較大。當爆源位于實驗管道正下方時，各監測點的應變數據達到最大值。此外，根據應變性質對比分析可知，無論實驗爆源距離如何變化，管道中心截面測點的峰值應變均以軸向拉應變為主，環向應變為輔。

圖3 軸向與環向動態峰值應變Fig.3 Peak strain of axial and horizontal

2 數值模型及可靠性驗證

2.1 基本模型

根據現場實驗，爆破過程中管道地震效應沿穿越軸線具有極強的對稱性。因此，考慮模型對稱性，采用ANSYS/LS-DYNA動力有限元數值計算軟件擬建立管道右側Ⅰ～Ⅴ炮孔。根據本實驗相關巖土勘察資料以及實驗方案，綜合考慮邊界效應，確定數值計算整體模型如圖4所示，模型整體尺寸為3 300 cm×800 cm×800 cm，上部粉質黏土層厚400 cm，下部灰巖層厚400 cm。直埋管道軸向長度取為800 cm，管道內徑100 cm、壁厚1 cm。模型炮孔直徑9 cm，孔深600 cm，裝藥長度106 cm。模型單元采用8節點SOLID164實體單元，cm-g-μs單位制[11]。為保證模型計算的準確性，模型中的炮泥、巖層、土層和炸藥采用大變形的ALE網格劃分,管道采用Lagrange網格。模型網格尺寸按照研究需求進行多尺寸混合劃分，根據網格敏感性分析結果確定合適的網格大小，其中管道、炮孔、堵泥網格部分進行了細化，劃分網格尺寸最大14 cm、最小4 cm，巖、土體網格最大尺寸33 cm、最小15 cm，如圖4所示。

圖4 現場實驗數值模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of numerical model of field experiment

2.2 模型材料及參數

模型中共5種材料，分別是鑄鐵管道、粉質黏土、砂巖、堵泥、乳化炸藥。根據室內力學參數測試結果，相關實驗模型材料參數如表1所示。土壤作為松散多孔的非均質材料，其物理力學性能受多種因素影響。其中粉質黏土的材料模型選用*MAT_DRUCKER_PRAGER模型，這種材料模型使用了改進的Drucker-Prager屈服準則，使土壤材料屈服表面的形狀扭曲更真實[12]。模型屈服公式為：

表1 模型材料參數Table1 Model material parameters

式中：a、k均為與巖土材料黏聚力c和內摩擦角φ有關的的常數，I1為應力張量的第一不變量，J2為應力張量的第二不變量。

砂巖、球墨鑄鐵材料由于其強度與屈服特征，可以采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC隨動硬化材料模型，該模型通過定義巖石或鑄鐵材料的屈服強度以及失效應變相關參數可以實現對材料失效的計算模擬[13]。此模型的屈服條件為：

式中：σy為屈服強度，σ0為初始屈服強度，c、p表示Cowper-Symonds材料模型的應變率參數，β為硬化參數，σ0為屈服應力，Ep為塑性硬化模量， ε˙ 為應變率，有效塑性應變，Etan為切線模量；E為彈性模量。砂巖和球墨鑄鐵管道的硬化參數分別為0.5和0.3。球墨鑄鐵管道按Cowper-Symonds方式考慮應變率效應對屈服強度的影響，應變率相關參數c=51 000 s?1,p= 6.35，失效應變為0.005。

模型中的炸藥材料與實驗現場采用的2#巖石炸藥保持一致，采用LS-DYNA軟件自帶的高能炸藥材料*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN來模擬炸藥模型。JWL方程可以對炸藥的爆轟壓力與相對體積和內能的關系進行描述，其表達式如下：

式中：p為爆炸產物壓力，V為爆炸產物相對體積，R1、R2、ω、A、B為炸藥材料參數，E0為初始比內能[14]。炸藥爆轟產物相關參數如表2所示。

表2 爆轟產物狀態方程參數Table2 Detonation product state equation parameters

由于管道表面與粉質黏土層直接接觸，模型中管道與土之間的接觸形式采用自動面面接觸形式AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE。根據現場實驗條件，管道與土之間靜摩擦因數（fs）設為0.12，其他相關參數設置為默認值。此外，根據工程現場特點，將計算模型頂面設置為自由邊界，其他各面采用無反射邊界條件，以充分滿足爆破地震波在巖土體等半無限介質中的傳播條件。

2.3 可靠性驗證

參考現場實驗，合理選擇數值計算模型中相對應的模型質點進行對比驗證分析。根據現場振動測點的布置，選取距管道中間處監測點D3與數值模型中相應點對比分析。其中，距離管道5 m的炮孔Ⅴ爆破時管道截面各方向振動速度（vx、vy、vz）和各方向振動頻率（fcx、fcy、fcz）如圖5所示。由圖5可知，數值計算監測點振動速度起始響應時間大概在15 ms左右，即爆破振動起爆后，由爆源傳播至監測點位置所需時間大約為15 ms，質點振動時間持續100 ms。根據現場實驗數據分析，現場實驗管道以及地表地震波傳播振動主頻率在15～100 Hz左右，數值計算振動主頻率在20.63～128.25 Hz左右。管道的固有頻率一般低于10 Hz，因此不考慮爆破地震波使管道結構產生共振的情況[15]。監測點D3、D4、D6、D7的合振動速度以及S1和S2應變如表3所示。由表3可知，現場監測管道質點合振動速度峰值以及應變略小于數值計算結果，最大誤差率為19.8%，在可接受的范圍之內。分析發現，存在以上現象的原因在于：數值模擬過程未考慮巖土體內可能存在節理弱面對爆破振動速度峰值及頻率衰減的影響。綜上可知，數值計算模型的振動速度峰值以及頻率特征與現場實測爆破地震波振動規律一致，數值計算模型及參數選取合理。

圖5 實驗和數值模擬的波形和頻譜圖Fig.5 Waveform and spectrogram of experiment and numerical simulation

表3 數值模擬結果與實測數據對比分析Table3 Comparative analysis of numerical simulation results and measured data

2.4 法蘭接口管道模型

由于現場實驗條件有限，無法蘭燃氣管道，因此采用LSDYNA有限元動力軟件模擬的方法研究下穿法蘭燃氣管道爆破地震效應。根據《整體鑄鐵法蘭》（GBT 17241.6?2008）[16]，考慮現場實驗管道的具體情況，選擇公稱直徑為DN1000的球墨鑄鐵管道和公稱壓力為PN25的整體鑄鐵法蘭。采用在高溫高壓沖擊振動等條件下保持優良密封性能的金屬纏繞墊片，依據《化工容器設備》[17]，墊片系數m=2.5，比壓pr=69 MPa。該系統共有28個 M52的等長雙頭螺柱以及 56個與其配套的螺母。法蘭、墊片尺寸如圖6所示。

圖6 法蘭接口系統Fig.6 Flange interface system

為保證模型計算的準確性，模型整體尺寸設置為3 300 cm×800 cm×800 cm，如圖7所示。參照《水及燃氣用球墨鑄鐵管、管件和附件》（GBT 13295?2019）[18]，采用的法蘭管道共2節，每節400 cm，軸向長度800 cm。燃氣管道內直徑100 cm，厚1 cm。模型中的管道、炮泥、巖層、土層和炸藥的材料、網格劃分以及屬性與現場實驗數值模型保持一致。根據網格敏感性分析結果，法蘭、墊片、螺栓模型網格尺寸在3～15 cm范圍內。模型共分為7個部分，共946 748個單元，其中螺栓和墊片為Part7和Part3，單元數分別為1 792、168。法蘭、螺栓采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型，材料參數如表1所示。考慮到金屬纏繞墊片力學性能具有明顯的各項異性，根據制造商提供的該規格墊片參數，墊片采用*MAT_ORTHOTROPIC_ELASTIC模型，其材料參數如表4所示[19]。表4中，Ex、Ey、Ez分別為沿x、y、z方向的彈性模量，μxy、μyz、μxz分別為沿xy、yz、xz方向的泊松比，Gxy、Gyz、Gxz分別為沿xy、yz、xz方向的剪切模量。為真實反映管道與螺栓、墊片之間的接觸特性，將螺栓、墊片、管道、土體相互接觸部分設置為自動面面接觸（surface-to-surface auto），其中墊片、螺栓和法蘭的靜摩擦因數設置為0.3，其他相關參數均為默認設置[20]。為準確模擬螺栓受力情況，LSDYNA中預緊力可采用應力初始化的方法建立螺栓預緊力。本文中通過參考《壓力容器》（GB 150?2011）中“waters”法[21]以及反復試算來選定最合適的預緊載荷，目標是保證法蘭接頭滿足強度和密封要求。依據上述思路計算得到PN25法蘭單個螺栓的預緊力為97.7 kN。

圖7 法蘭接口管道數值模型示意圖Fig.7 Schematic diagram of numerical model of flange interface pipe

表4 墊片的各項參數Table4 The parameters of the gasket

3 法蘭接口管道與無接口管道對比分析

3.1 振動速度特征

根據現場實驗測點布置，選取距離管道5 m的炮孔Ⅴ爆破時無接口管道與法蘭接口管道測點D3、D4數值模型中對應的單元，如圖8所示。由圖8中的振動時程曲線分析可知，數值計算模型振動起始響應時間大概在15 ms左右，法蘭接口管道和無接口管道振動波形與峰值振速出現的時間無明顯差別。但法蘭接口管道和無接口管道測點D3的單元峰值合振速分別為14.56、31.56 cm/s，兩者差別較大。法蘭接口管道和無法蘭接口管道測點D4單元峰值合振動速度分別為23.58、23.23 cm/s。這是因為法蘭管道接口處是非剛性節點，容易在外部荷載作用下產生變形和位移，而且法蘭管道連接處采用回彈性佳、減震性能良好的金屬纏繞墊片。爆破地震波作用于法蘭管道連接處時，地震波的一部分能量被金屬纏繞墊片吸收，金屬纏繞墊片對接觸處的管道單元起到了一定的減震作用。而管道1/4處的測點D4由于距離接口處有一定距離，金屬纏繞墊片減震作用有一定范圍，因此法蘭管道和無法蘭管道非接口處振動速度差別不大。

圖8 合振動速度對比圖Fig.8 Comparison chart of combined vibration speed

為全面分析管道振動速度沿管身的空間分布特征，結合現場實驗監測點的布置，根據數值計算模型，沿管道軸線選取如圖9所示的管道底部以及正上方地表土體單元。其中，法蘭接口管道和無接口管道峰值合振動速度（vp）以及管道正上方地表峰值合振速（vg）如圖10所示。分析圖10可知，在不同爆破工況下，管道、地表峰值合振動速度呈現出隨爆源距離減小而不斷增大的趨勢。此外，沿管道軸線方向，無接口管道、地表振動速度均呈現出以管道中心截面為對稱面沿兩端不斷減小的趨勢，管道中心截面為最危險截面。法蘭接口管道沿軸線方向管道單元峰值振速由兩側向中間逐漸增大，在管道法蘭連接處突然減小。無法蘭接口管道和法蘭接口管道中心正上方地表振速相差較大，這是由于柔性接口在地震波傳播過程中易產生變形。對比無法蘭接口管道和法蘭接口管道非接口處單元振動速度可知，管道及其地表正上方單元峰值振動速度相差不大，進一步說明了在爆破地震波作用下，法蘭接口對管道的動力響應有一定的影響。

圖9 監測點示意圖Fig.9 Schematic diagram of monitoring points

圖10 管道軸線方向振速分布圖Fig.10 Vibration velocity in the axial direction of the pipeline

3.2 應力分布特征

根據數值計算模型研究法蘭接口管道和無接口整體有效應力分布以及變化情況，其中炮孔V爆破時管道有效應力分布如圖11所示。由圖11（a）可知，爆破地震波在約0.04 s開始在管道中傳播并引起管道有效應力的改變，約0.06 s管道的爆破地震波達到能量峰值，管道有效應力也達到峰值。由圖11（b）可知，法蘭接口管道在0 s時接口處已出現有效應力，這是螺栓預緊力對法蘭接口的作用產生的。在約0.1 s，有效應力沿管身均勻分布，但管道法蘭接口處有效應力遠大于管身其他部位的有效應力。選取法蘭接口管道和無接口管道中心截面以及端部截面最底部單元進行對比分析，無接口管道中心截面和端部截面底部單元峰值有效應力分別為32.98、15.11 MPa。法蘭接口管道接口處中心截面底部單元在0 s時的初始應力為68.45 MPa，峰值有效應力為145.18 MPa。端部截面底部單元峰值應力為19.08 MPa。爆破地震波在法蘭接口管道中傳播時，管道接口處的有效應力最大，因此管道法蘭接口處是研究的關鍵點。

圖11 管道有效應力分布圖Fig.11 Pipeline stress cloud chart

4 法蘭接口系統的動力響應特性

4.1 螺栓動力響應特性

螺栓材料采用30CrMoA合金結構鋼，抗拉強度660 MPa、屈服強度500 MPa、許用應力150 MPa。其中炮孔Ⅴ爆破時螺栓的應力云圖如圖12所示，對各個工況下單一螺栓截面進行分析發現，螺栓發生了略微的彎曲變形。螺栓橫截面峰值有效應力分布不均勻，外側有效應力小于內側有效應力，螺栓軸向峰值有效應力呈現出中間大、兩端小的現象。這是由于螺栓受到了法蘭偏轉而產生的彎曲載荷作用的影響。為全面分析爆破地震波作用下螺栓的動力響應特性，對28個M52在5種工況下螺栓內側單元1的有效應力進行統計，如圖13所示。由圖13可知，在同一工況下，螺栓中部內側有效應力最大值出現在迎爆側；在不同工況作用下，螺栓中部內側有效應力隨爆心距的減小而增大，且有效應力均在材料許用應力范圍之內。

圖12 螺栓的有效應力分布圖Fig.12 Effective stress distribution diagram of bolt

圖13 各個工況的螺栓的有效應力分布圖Fig.13 Effective stress distribution diagram of bolts in various working conditions

4.2 墊片動力響應特性

墊片應力(即墊片軸向壓應力)是評價法蘭接頭密封性能的重要指標。依據ASME Ⅷ-1[22]，在實際工況下，墊片的應力不小于mp就認為達到了密封要求(其中m為墊片系數，取2.5，p為介質壓力，取2.5 MPa，mp為滿足密封要求的最小墊片壓緊力，即6.25 MPa)。由圖14可知，在同一爆破工況下，墊片周向應力在迎爆側最大。但應力沿周向只有微量波動，而沿徑向波動大。因此，對在不同工況下墊片迎爆側徑向單元O、M、I的應力進行統計，如圖15所示。由圖14～15可知，在同一工況下，墊片應力由內到外逐漸增大。在不同工況下，墊片應力隨爆心距減小而增大，且爆心距越小，墊片內外邊緣應力差越大。這是因為法蘭受到的外部荷載越大，偏轉角越大，導致墊片內外邊緣應力差越大，同時導致墊片回彈量增加，從而應力下降越顯著。經計算，法蘭的墊片在各種工況下的最小應力絕對值為10.6 MPa，均超過mp值，表明該組合法蘭能滿足一般密封要求。

圖14 軸向壓應力分布圖Fig.14 Distribution diagram of axial compressive stress of gaskets

圖15 墊片單元軸向壓應力分布圖Fig.15 Axial compressive stress diagram of gasket unit

4.3 法蘭動力響應特性

法蘭采用整體式法蘭，其材料為球墨鑄鐵，屈服強度為300 MPa。在圖16中，對不同工況下螺栓孔周圍單元A、B、C、D、E、F的峰值有效應力進行統計。由圖17（a）可知，在相同爆破地震波作用下，法蘭盤最大峰值有效應力出現在迎爆側位于螺栓孔的內側邊緣處。這是由于法蘭的的偏轉與螺栓發生擠壓引起的，結構存在不連續性，導致法蘭的拐角處應力也相對較大[23]。為更好地研究不同爆破工況下法蘭動力響應特性，對各工況法蘭盤位于螺栓內側邊緣處峰值有效應力進行統計分析。如17（b）所示，爆心距越小，法蘭盤位于螺栓內側邊緣處有效應力越大，有效應力皆小于材料的屈服強度。

圖16 法蘭測點示意圖Fig.16 Schematic diagram of flange measuring point

圖17 法蘭有效應力Fig.17 Effective stress of flange

5 管道失效模式及安全評價

法蘭接頭發生泄漏的根本原因在于，法蘭發生偏轉時，法蘭與墊片之間的接觸面間隙使密封面不能完全吻合，從而導致泄漏發生。法蘭偏轉是在螺栓裝配載荷、外部荷載和墊片反力作用下發生的法蘭體的彎曲變形、墊片的非均勻壓縮和螺栓彎曲這3種變形相互協調共同造成的。法蘭的軸向位移是導致法蘭發生偏轉的主要原因，該位移的產生有兩部分原因：首先由于法蘭的剛度大于墊片的剛度，法蘭連接處收到外部荷載作用時，墊片將會有較大的變形，從而會影響法蘭的軸向位移；其次是法蘭自身各個部分在在外部荷載作用下軸向位移的變化不一致。法蘭發生偏轉會引起墊片壓應力分布不均勻，從而導致墊片密封性差，增大了連接處發生泄漏的可能性。ASME Ⅷ-1[22]中對于整體法蘭，限制轉角不超過0.3°。對法蘭轉角的限定，根本目的是為了保證法蘭的緊密性。法蘭偏轉角可通過法蘭內外邊緣的軸向位移差值(即相對撓度)除以法蘭內外徑之差近似得到，如圖18所示[24]。即：

圖18 法蘭偏轉角示意圖Fig.18 Schematic diagram of flange deflection angle

式中： ?s表示軸向位移差， ?l表示法蘭內外徑之差。

對法蘭周向位移進行統計分析，法蘭迎爆側軸向位移差最大。將5種工況下爆破地震波作用下的法蘭迎爆側偏轉角進行統計，爆心距為5、10、15、20、25 m的法蘭迎爆側偏轉角分別為0.356°、0.179°、0.098°、0.058°、0.018°。當爆心距為5 m時，法蘭偏轉角已超過安全閾值。

對于爆破振動影響下地下建構建筑物的安全監測和評價，往往由于其埋置于地下，現場工程條件下不便于進行開挖揭露，因此常常將其對應的地表振動速度作為監測量，以方便工程進行中的現場監測。對數值模擬中5種工況管道中心正上方的地表振速進行統計，如圖19所示。根據統計關系擬合得到爆破地震波作用下法蘭最大偏轉角和地表振速之間關系表達式：

圖19 法蘭偏轉角與地表振速關系Fig.19 Relationship between flange deflection angle and ground surface vibration velocity

式中： θ 為法蘭最大偏轉角，（°）；v表示管道中心正上方地表振速，cm/s。

由式（5）可知，在爆破地震波作用下法蘭最大偏轉角和地表振速存在一定關系。已知法蘭允許偏轉角為0.3°，將其代入公式（5），即可得到法蘭燃氣管道下穿爆破工程地表的安全控制值為13.82 cm/s。

由上述分析可知，法蘭接口更易受到爆破振動有害效應的影響，球墨鑄鐵管道整體的破壞應以法蘭接口處的失效判據來判定，可將法蘭接口燃氣管道中心正上方地表控制振速13.82 cm/s作為埋地管道爆破地震作用下的安全控制值。

6 結 論

通過鄰近管道現場爆破實驗，利用動力有限元軟件LS-DYNA建立不同爆破工況下無接口和有法蘭接口燃氣管道數值計算模型，并將無法蘭接口管道和有法蘭接口管道動力響應特性進行對比，討論分析了不同爆心距下法蘭管道動力響應特征的影響，得到了以下結論。

（1）不同工況下，管道應變隨爆源距離的增大逐漸減小；管道截面應變以軸向拉伸應變為主，環向應變為輔。

（2）不同爆破工況下，無接口管道和法蘭接口管道及地表峰值振動速度隨爆源距離減小而增大；沿管道軸線方向，無接口管道、地表峰值振動速度以管道中心截面為對稱面沿兩端不斷減小，法蘭接口管道峰值振速由兩側向中間逐漸增大，在管道法蘭連接處突然減小。無接口管道和法蘭接口管道在非接口處峰值振速和有效應力差別不大，法蘭接口處出現明顯的應力集中現象。

（3）管道法蘭接口處是爆破地震作用下研究的關鍵點，螺栓的峰值有效應力、墊片軸向壓力、法蘭峰值有效應力、法蘭偏轉角隨爆心距增大而減小。

（4）法蘭管道偏轉角與地表振速具有對應關系，法蘭接口更易受到爆破振動有害效應的影響。可將法蘭燃氣管道中心正上方地表控制振速13.82 cm/s作為鄰近燃氣管道爆破工程地表的安全控制值。

感謝武漢爆破有限公司謝先啟院士及其團隊劉昌邦、黃小武、錢坤、姚俊、王威、岳端陽等對本實驗給予的大力支持。