穿越走滑斷層的輸氣管道力學性能研究

王云翔，陳艷華,2

(1.華北理工大學 建筑工程學院，河北 唐山063210；2.河北省地震工程研究中心，河北 唐山063210)

引言

進入二十一世紀以來，我國經濟高速發展，天然氣作為一種清潔能源，是現階段我國建設清潔低碳，安全高效能源體系的重要一環，其需求與日俱增。隨著城鎮天然氣輸配系統的不斷升級，燃氣普及率在個別一線城市可以達到99%，中小城市可以達到60%，自2019年各地出臺天然氣進村惠農政策，天然氣的使用以及普及率再創新高。

對于天然氣而言，管道是其主要的運輸方式。當天然氣管道敷設在地下時，受人為因素影響小、運輸安全可靠、耗能少、成本低且不占用地面空間，但是受土壤液化、地基斷層等場地變形的影響較大，管道敷設路段一旦發生較大場地變形，管道破損將會造成不可估量的經濟損失。因此，對于場地變形下城鎮地下敷設的天然氣管道的力學性能研究尤為重要。

近年來，國內外專家學者針對地下敷設管道做了一系列的研究，從理論研究、數值模擬、試驗研究這3個方面分析了場地變形下埋地管道的力學性能。在地下管道模型試驗研究方面，日本學者高田至郎[1]率先設計了基于沙箱的振動臺試驗模型，對土壤液化下的聚氯乙烯管道進行了分析，討論了管道應力分布和位移反應等，推動了場地變形下埋地管道的研究。馮啟民等[2]通過靜力和動力加載試驗，測量了加載過程中管道的應變和位移，以及管道相對變形最大值出現的位置，取得了理想的試驗數據以及結論。Hayakawa S[3]采用兩段箱體模擬斷層運動，設計模擬了滑動斷層和逆斷層作用下的地下管道試驗，研究了管道埋深、管徑、跨越角和剪切波速等因素對管道的影響，得出管道最大彎曲應力隨埋深、管徑和跨越角的增大而增大，并且淺埋有助于減小管道橫向彎曲破壞的概率。部分研究者[4-6]設計了離心機加載試驗，對兩箱體試驗模型進行加載，模擬了正斷層和走滑斷層，得到了斷層作用下管土相互作用下力和變形之間的p-y關系曲線。張志超等[7]針對跨斷層地下管線進行了振動臺模型試驗研究，對地下管線承受斷層錯動時應變的分布規律及管周動土壓力進行了分析，試驗得出在跨斷層地下管道中，管土系統本身動力效應影響較小，可忽略不計。文獻[8]采用全尺寸試驗對逆斷層作用下管道力學響應進行了分析，分析了水平和垂直偏移、埋深、徑厚比以及交叉角等因素對管道抗震行為的影響。文獻[9]研究了埋地充液管道不同接口在走滑斷層下的力學性能，結果表明在走滑斷層作用下埋地管道接口應該使用焊接連接，不適合法蘭連接；并且埋地管道接口不應設置在斷層附近。Rofooei FR[10]通過管道-砂土橫向相互作用試驗，研究了砂土密實度、深徑比等因素對土體抗力的影響，探討了不同埋深下管道與土體相互作用的規律。這些試驗大多針對空管或者輸液管道進行研究，對于穿越走滑斷層的輸氣管道研究較少。因此，該試驗著重研究城鎮埋地天然氣管道在走滑穿層作用下的力學性能，選取管內介質壓力、輸氣管道與斷層面夾角為變量對管道的力學性能進行分析。為減少城鎮輸氣管道的破壞，確定走滑斷層變形下天然氣管道最薄弱位置以及發生斷層時管道的動態破壞過程，為埋地天然氣管網的設計提供試驗數據，并為埋地天然氣管網數值模擬提供參考。

1試驗概況

1.1 試驗裝置

考慮走滑斷層附近土體與管道的相互作用，改進前期自主研發的用于模擬走滑斷層和不均勻沉降試驗的三箱體試驗裝置，使其更加符合試驗研究情況。裝置如圖1所示，左側兩箱體為固定區，右側帶滑輪箱體為錯動區；箱體高為1 m，其中箱內土體總高為0.8 m，箱體寬為0.8 m，總長為4 m(其中)固定區為2.7 m、錯動區為1.3 m，斷層位于固定區與錯動區銜接處。

圖1 試驗裝置示意圖

根據張志超[7]提出的相似比，試驗采用42*3.5 mm的無縫鋼管，屈服強度為282.5 MPa、抗拉強度為365.4 MPa，彈性模量為201 GPa，管長為4.6 m，其中箱體內管長4 m，箱體兩側各為0.3 m。由于試驗條件限制以及出于安全考慮，試驗中采用壓縮空氣來代替天然氣，利用空氣壓縮機將空氣加壓到所需壓力后充入管內以模擬管道內部不同壓強。管道一側連接壓力表，用來觀測管內實時壓力。管道埋深設計為0.5 m，土體選用唐山市附近一施工基坑中挖掘出的土體，經過觀測土體為砂質粘土，用環刀法測得土體濕密度為2 030 kg/m3，干密度為1 760 kg/m3。再通過三軸壓縮試驗及相關試驗測得土體內摩擦角為φ=7.8°、泊松比為μ=0.38、彈性模量為0.008 GPa、內聚力c=35.5 kPa。為使試驗所用土樣具有足夠的密實度，覆土10 cm夯實一次并且在夯實后采用環刀法觀測土體密實度，達到預定密實度后繼續下一層的填壓。

1.2 試驗方案

共設計5組工況來研究埋地天然氣管道在穿越走滑斷層時的力學性能。具體如表1所示：

表1 試驗設計方案

工況1、2、3管內壓力分別為0.1 MPa、0.4 MPa、0.6 MPa，根據試驗設計方案完成這3組試驗，研究走滑斷層作用下管內不同壓力對天然氣管道力學性能的影響。

工況3、4、5管道與斷層面交角分別為90°、86°、81°，根據試驗設計方案完成這3組試驗，研究走滑斷層作用下斷層面交角對天然氣管道力學性能的影響。

1.3 試驗加載及數據測量

根據張志超[7]試驗得出，地震加速度對于埋地管道的力學性能影響并不大，故采用靜力加載，即用機械千斤頂對錯動區箱體施加勻速位移荷載，所用機械千斤頂位移極限為150 mm，為使試驗結果更加準確，以防特殊原因導致千斤頂未能達到極限位移，故設計錯動區最大位移為130 mm。根據試驗室實際情況，加載速率確定為1 mm/s。為使得試驗加載過程中錯動區箱體能夠平緩地向前移動，在錯動區箱體后側加裝一根承力梁，機械千斤頂將作用于承力梁的中部并將位移荷載傳遞到錯動區箱體。

以往研究表明在管線的正常運行中，地下管線的軸向變形往往占據主導地位，因此試驗中主要測量沿管軸方向的軸向拉壓應變。應變片采用箔式電阻應變片，粘貼于管道兩側各主要測點處。每組試驗選取10個測點，從右往左依次為測點1～10，測點沿斷層面對稱分布且同一側點前后側各布設1個應變片，共布設20個應變片，具體應變片布置方式見圖2(圖中標注單位為mm)。

圖2 應變片布置圖

試驗開始后，當箱體錯動位移達到10 mm時停止加載并對采集數據進行保存，并對各個測定處應變數據進行校對。若數據存在問題，則及時找到問題的根源并解決；若數據無較大出入，則對錯動區箱體繼續加載，當加載至預定最大位移量后停止加載并再次保存數據。

2試驗結果及分析

2.1 試驗現象

千斤頂在開始加載后，錯動區箱體勻速向前移動。箱體錯動位移達到5 mm之前土體沒有明顯的變化，當錯動位移超過5 mm之后，斷層面附近土體開始產生錯動，土體被剪切成為兩部分，且隨著錯距的增大土體被剪切的越明顯。斷層面上方土體被擠壓拱起，遠離斷層面的土體沒有明顯變化。土體中管道跟隨土體一起運動并發生變形，且管道變形沿斷層面呈中心對稱。管道從試驗前的一字型變形為最終的Z字型，觀察發現管道最大變形發生在距離斷層面400 mm處，大約為10倍管徑處。圖3為管道前側應變沿管軸變化情況，最大應變出現在測點3與測點8處，這與管道最大變形出現在10倍管徑相對應。5組試驗中，錯動位移量都沒有達到管道受力極限，因此管道沒有發生破壞。試驗后斷層面附近土體變化如圖4所示。

圖3 管道前側應變沿管軸變化 圖4 斷層面附近土體變化

2.2 管內氣壓對埋地天然氣管道的影響

圖5為工況1時，不同斷層錯距下管道前后側各測點軸向應變變化幅值。從圖5中可以看出，管道在穿越走滑斷層時，錯動區管道前側為拉應變、后側為壓應變，說明此時錯動區管道前側受拉、后側受壓；而固定區管道前后側應變幅值與錯動區管道應變符號相反，大小相近。并且當斷層錯距小于60 mm時，管道前后側各測點應變變化緩慢，分析可知這是由于斷層錯距較小時管周土體和管道作為一個整體發揮作用，管道在土體中既承受管周土體的重力荷載而發生變形同時管周土體的彈性抗力又約束管道發生變形，從而增強管道強度和剛度。當斷層錯距超過60 mm后，測點3和測點8處應變迅速增大，其他測點應變增長速率較之前沒有較大變化。分析可知，當斷層錯距達到一定距離后，管道周圍覆土已經達到最大荷載而屈服，管道失去管周覆土的彈性抗力作用，因而應變值顯著增大。當斷層錯距達到120 mm時錯動區管道前后側最大微應變均為5 295.9，已經達到箔式電阻應變片最大應變限值；而固定區管道前側最大微應變為5 140.36，后側最大微應變為5 087.41，也已接近應變片最大應變限值。

圖5 工況1時沿管軸應變幅值

圖6為斷層錯距達到最大值120 mm時,不同內壓工況下管道前后側軸向應變沿管軸的分布。從圖6中可以看出斷層錯距達到最大值時，管內壓強為0.4 MPa和0.6 MPa的管道應變沿管軸分布趨勢與管內壓強為0.1 MPa時相比較，沒有大的差異。都是錯動區前側受拉后側受壓，固定區前側受壓后側受拉。但是從圖6中可以看出，隨著管內壓強的增大，管道各測點應變值都普遍減小，其中測點3和測點8處最為明顯；管內壓強為0.1 MPa時，測點3處前側微應變為4 832.47；管內壓強為0.4 MPa時，測點3處前側微應變值為3 858.28，相對于0.1 MPa時應變減小了20.2%；管內壓強為0.6 MPa時，測點3處前側微應變為3 289.36，相對于0.1 MPa時應變減小了31.9%，相對于0.4 MPa時應變減小了14.7%。說明了對于埋地天然氣不銹鋼管道而言，管內氣體壓力能夠在一定程度上增強管道的力學性能，并且在一定程度上可以減緩管道出現應變集中。并且觀察測點2處可以看出，0.4 MPa和0.6 MPa內壓時應變大于0.1 MPa時的應變，通過分析可知，這是由于測點3處于錯動區中，管內氣體壓力、管道以及管周土體共同作用使得測點3處管道性能增強，而測點2處受測點3處的影響，應變增大。

圖6 最大錯距應變沿管軸變化幅值 圖7 測點3處應變沿錯距變化幅值

圖7為不測點3在不同內壓工況下前后側隨斷層錯距的應變變化趨勢，從圖7中可以看到，隨著斷層錯距的增加，管道前后側應變都緩慢增大，并且在錯距達到70 mm之前應變大小及增長速率都相差不大。但是在錯距達到70 mm過后，壓強為0.1 MPa的內壓管道應變迅速增大，而0.4 MPa和0.6 MPa內壓管道增長趨勢依舊平緩，且0.6 MPa內壓管道比0.4 MPa內壓管道的應變增長速率更緩慢。

綜上所述，對于埋地天然氣管道而言，管內氣體壓力能夠在一定程度上增強管道的力學性能，并且在一定程度上可以減緩管道出現應變集中。

2.3 管道與斷層面交角大小的影響

圖8～圖10為埋地天然氣管道與斷層面不同夾角時，管道沿管軸各測點的應變幅值。觀察圖8、圖9和圖10管道前后側應變變化趨勢可以發現，當管道與斷層面夾角為90°時，管道各測點應變值沿管軸以斷層面為對稱軸近似對稱；隨著管道與斷層面夾角的減小，管道前后側沿管軸應變值以斷層面為對稱軸近似對稱不明顯，管道各測點平均應變較90°交角時變小，并且管道前側應變小于管道后側應變，分析可知，埋地管道以小于90°交角穿越走滑斷層時，隨著錯距的增加，管道后側的土體會逐漸與管道分離，而管道前側土體受管道的擠壓會變得更加的密實并和管道緊緊貼合，而角度越小土體與管道作用力就會越強，這就使得管道前后側受力不同，管道前側剛度大于管道后側，導致前側應變較小后側應變較大。如圖9所示，當管道與斷層面夾角為86°時，管道前后側應變隨斷層錯距的變化增長相對平緩。如圖10所示為管道與斷層面交角為81°時，應變沿管軸的分布，從圖中可以看出81°交角相較于90°、86°交角而言，最大拉伸和壓應變都有變小，分析可知，管道以小于90°交角穿越走滑斷層時，土體對管道的軸向拉伸分量大，這使得管道主要受拉應力作用，而90°交角時土體會受到更大的壓力。同時還可以看出交角為81°時，錯動區后側最大壓應變轉移到測點4處，應變數值略大于測點3處應變，說明當管道與斷層面交角減小時，錯動區應變峰值有向斷層面靠近的趨勢。

圖8 交角為90°時沿管軸應變幅值

圖9 交角為86°時沿管軸應變幅值

圖10 交角為81°時沿管軸應變幅值

圖11為管道與斷層面不同交角時，錯動區管道應變最大測點處應變隨著斷層錯距的變化情況，從圖11中可以直觀地看出，當斷層錯距小于50 mm時，不同交角管道最大應變趨于一致，而當斷層錯距超過50 mm后，90°交角工況的管道最大應變變化明顯，應變增長速度急劇增大，另外2個工況會產生更小的壓縮應變。由圖11可知，90°、86°、81°交角工況下最大壓應變測點處平均應變分別為2 284.3、2 039.6、1 857.5，其中81°交角工況管道平均應變明顯小于其他工況。綜上所述，埋地天然氣管道以較小角度穿越走滑斷層更安全。

圖11 不同工況測點3壓應變變化幅值

3結論

(1)埋地天然氣管道管內氣壓在一定程度上強化了管道的力學性能，減緩管道產生應力集中，進一步增強管道抵抗斷層錯動的影響，且隨著管內氣壓的增大抵抗走滑斷層作用效果更好。

(2)埋地管道與斷層面交角為90°時，應變幅值以斷層面為中心大致呈反對稱分布，且同一測點前后側應變大小基本相等、方向相反；而交角小于90°時，應變幅值以斷層面為中心反對稱分布不明顯，且管道后側應變大于前側應變。

(3)管道與斷層面不同交角會導致管道受力的不同，交角在80°～90°之間時，交角越小管道所承受的拉壓應力均會變小，且角度越小管道最大應變處變化越明顯，因此管道以較小的夾角穿越走滑斷層有利于管道安全。