煤礦開采影響下淺埋輸油管線變形及力學(xué)響應(yīng)特性

張?chǎng)? 郭廣禮*, 李懷展, 張連貴, 劉峰建, 蔣乾, 陳延康

(1. 中國礦業(yè)大學(xué)環(huán)境與測(cè)繪學(xué)院, 徐州 221116; 2. 中國礦業(yè)大學(xué)江蘇省資源環(huán)境信息工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 徐州 221116; 3. 兗礦能源集團(tuán)股份有限公司,濟(jì)寧 273500; 4. 兗礦能源集團(tuán)股份有限公司東灘煤礦, 鄒城 273512)

近年來隨著對(duì)油氣資源的大量需求以及保護(hù)環(huán)境的迫切要求,中國輸油氣儲(chǔ)運(yùn)基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)進(jìn)程持續(xù)加速[1]。目前油氣資源主要以淺埋管道的形式進(jìn)行輸送,由于輸油管道工程分布廣、范圍大,其不可避免地要穿過采動(dòng)影響區(qū),管線容易發(fā)生拉伸和壓縮變形,引起局部屈曲、褶皺等形式的破壞,導(dǎo)致管線出現(xiàn)裂紋、油氣泄露、燃爆等危險(xiǎn)事故[2]。為了實(shí)現(xiàn)煤炭地下開采和地面輸油管線保護(hù)的協(xié)同發(fā)展,必須要明確采動(dòng)影響下輸油管線的力學(xué)響應(yīng)特征,以便為輸油管道選型、保護(hù)及安全評(píng)價(jià)等提供技術(shù)借鑒。

國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)采空沉陷區(qū)管道的應(yīng)力和應(yīng)變等力學(xué)特性問題進(jìn)行了相關(guān)研究。Ding等[3]設(shè)計(jì)開發(fā)了室內(nèi)管道應(yīng)力試驗(yàn)系統(tǒng),分析了管土變形機(jī)理、管周壓力的分布規(guī)律。Su等[4]在分析管道局部應(yīng)力集中檢測(cè)理論的基礎(chǔ)上,建立了管道應(yīng)力集中瞬態(tài)力磁耦合有限元模型,討論了應(yīng)力集中值等對(duì)響應(yīng)信號(hào)的影響。王德洋等[5]采用光纖布拉格光柵進(jìn)行模型試驗(yàn),研究了地層塌陷時(shí)的管道受力特征,并推導(dǎo)了由光纖應(yīng)變測(cè)值計(jì)算管道彎矩的方法。一些學(xué)者采用彈性梁理論來分析埋地管道的應(yīng)力變形問題。例如,Xu等[6]基于彈塑性理論的Winkler模型建立了管道-土壤-聚合物相互作用模型,分析了管道修復(fù)過程中不同工況下聚合物修復(fù)管道的內(nèi)力和變形特征;Liang等[7]將埋地管道和地面分別簡化為彈性梁和具有局部沉降的可變形地基,基于彈性基礎(chǔ)梁理論,推導(dǎo)了梁的撓度和彎矩的閉合形式解。李玉坤等[8]通過建立車-管-土耦合模型,分析了車輛荷載作用下埋地管道的動(dòng)力響應(yīng),得到不同時(shí)刻埋地管道的應(yīng)力分布規(guī)律。李豪杰等[9]采用Winkler彈性地基梁模型,通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了車輛通過埋地管道上方時(shí)管道的縱向應(yīng)力分布形式及其影響因素。近年來一些學(xué)者針對(duì)管道與土體間的相互作用展開了研究。例如,高建章等[10]建立了非線性接觸的管土作用模型,基于形成的模擬方法研究了應(yīng)力/應(yīng)變準(zhǔn)則下的極限滑坡位移預(yù)測(cè)方法。孔德瓊等[11]采用連續(xù)極限分析的方法建立了管道與土體大變形的相互作用模型,分析了管土豎向抗力與循環(huán)荷載及土體破壞模式的關(guān)系。王文等[12]通過設(shè)計(jì)塌陷作用下管-土相互作用的試驗(yàn)裝置,運(yùn)用ABAQUS軟件對(duì)管道受力特征與應(yīng)變演化規(guī)律進(jìn)行了研究。任建東等[13]針對(duì)鄂爾多斯盆地松散層內(nèi)的油氣管道,分析了管道與土體間的不同耦合狀態(tài),并采用彈性梁等多種力學(xué)模型計(jì)算出了對(duì)應(yīng)耦合狀態(tài)的管道撓度。

綜上所述,目前針對(duì)管道變形與破壞的研究頗多,但主要集中在理論分析和借助數(shù)值模擬軟件等方法分析管道的應(yīng)力、應(yīng)變特征,而對(duì)于煤礦開采影響下的管道受力變形和區(qū)域性特征缺少明確分析,此外管道與土體不同物理力學(xué)參數(shù)對(duì)管道受力變化的影響需要進(jìn)一步研究。因此,以輸油管線穿越山東某煤礦采動(dòng)影響區(qū)為工程背景,采用有限元方法建立埋地輸油管道與土體的數(shù)值模型,分析煤礦開采影響下管道的受力變形及不同的區(qū)域性特征,研究管道與土體不同物理力學(xué)參數(shù)對(duì)管道受力變化的影響,以便為輸油管道的選型設(shè)計(jì)和運(yùn)營防護(hù)等提供參考。

1 工程背景

該工程位于山東某井田三采區(qū)內(nèi),區(qū)內(nèi)為第四系洪沖積平原,地形平坦,地勢(shì)由東北向西南逐漸降低。礦區(qū)地層自下而上依次為奧陶系、石炭系、二疊系、侏羅系和第四系地層。3308工作面位于三采區(qū)北部,走向長約1 630 m,傾向長約360 m,所在區(qū)域平均地面標(biāo)高約+51 m,煤層平均埋深600 m,平均傾角5°,平均采厚約8 m,工作面上覆巖層以泥巖和砂巖為主,松散層平均厚度約164 m,采用走向長壁綜合機(jī)械化放頂煤開采,全部垮落法管理頂板。研究區(qū)內(nèi),國家管網(wǎng)集團(tuán)某輸油管線穿過該煤礦,該輸油管線建于2004年,輸送介質(zhì)為汽油和柴油,設(shè)計(jì)壓力8 MPa,平均埋深1.0 m左右。如圖1所示,該輸油管線距離3308工作面最近水平距離僅為85 m,開采引起的地表沉陷不可避免地會(huì)對(duì)管線運(yùn)行造成安全隱患。

圖1 輸油管線與工作面相對(duì)位置示意圖Fig.1 Schematic diagram of relative position between oil pipeline and working face

2 管-土有限元數(shù)值模擬

2.1 基本參數(shù)與本構(gòu)模型

以輸油管線穿越三采區(qū)工程為例進(jìn)行模擬實(shí)驗(yàn),埋地管線所采用的鋼管管材為L360,管道與土體的力學(xué)特征參數(shù)如表1所示。根據(jù)《油氣輸送管道線路工程抗震技術(shù)規(guī)范》GB/T 50470—2017,本文模擬的管材性能采用Ramberg-Osgood應(yīng)力-應(yīng)變曲線[14]描述,其表達(dá)式為

表1 管道與土體力學(xué)特征參數(shù)Table 1 Mechanical characteristic parameters of pipeline and soil

(1)

式(1)中:ε為應(yīng)變;σ為應(yīng)力,MPa;E為管材彈性模量,取2.1×105MPa;σ0為管材的屈服強(qiáng)度,取360 MPa;α為屈服偏移量,取1.699;n1為強(qiáng)化指數(shù),取14.14。

本文模擬中的地層土體模型采用理想Mohr-Coulomb模型,該模型通常由凝聚力、內(nèi)摩擦角、彈性模量和泊松比等參數(shù)來表征,主要采用單調(diào)荷載作用下的顆粒狀材料,在巖土工程研究中應(yīng)用廣泛,是模擬土體和巖石破壞最常用的巖土本構(gòu)模型,因此選擇Mohr-Coulomb模型定義土體本構(gòu)關(guān)系中的塑性部分。

2.2 管-土有限元模型

由于管道是環(huán)形薄壁結(jié)構(gòu),當(dāng)管道橫截面出現(xiàn)較大變形時(shí),管道表面可能存在殘余應(yīng)力和應(yīng)力集中[15]。ABAQUS是國際上通用的大型有限元軟件,包含種類豐富的單元模式及材料模型,能夠充分模擬管道與土體的非線性、管道的幾何非線性、土壤的物理非線性[16-18]并適應(yīng)各種復(fù)雜的邊界條件,較好地求解各種非線性問題。因此,通過ABAQUS軟件建立了埋地管道的管土模型,對(duì)煤礦開采影響下管道的受力和變形特征進(jìn)行了模擬。

圖2為埋地管道與土體的有限元模型,模擬的是該輸油管線受采動(dòng)影響最大的區(qū)段,長度為100 m。整個(gè)模型尺寸為100 m×4 m×6 m,管道埋深為1.0 m,埋地管道采用三維八節(jié)點(diǎn)線性單元(C3D8)模擬,土體采用八節(jié)點(diǎn)線性減縮積分單元(C3D8R)模擬。模擬時(shí)考慮管道與土體間的相互作用,采用接觸算法模擬管道外表面和管周覆土之間的接觸面,以剛度較大的管道為主面,以與管道接觸的土體為從面,在劃分網(wǎng)格時(shí),主面的網(wǎng)格密度小于從面的網(wǎng)格密度,接觸面相互作用方向簡化為切向與法向,切向通過適當(dāng)?shù)哪Σ料禂?shù)模擬接觸面摩擦,摩擦系數(shù)取0.6。

整個(gè)模擬過程分為兩步,首先施加重力載荷和管道內(nèi)壓,然后施加土體水平移動(dòng)位移和沉降位移。模型上表面設(shè)置為自由面,z軸方向兩側(cè)面施加法向約束。為模擬采動(dòng)影響,x軸方向的兩個(gè)側(cè)面施加水平移動(dòng)位移載荷,y軸方向底面模擬施加沉降位移載荷,其余表面施加法向約束。

圖2 管土有限元模型Fig.2 Finite element model of buried pipe and soil

3 采動(dòng)沉陷影響下管道變形特性

為了驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性,將地表移動(dòng)觀測(cè)站測(cè)量的地表下沉值擬合,并將本文使用2.1節(jié)參數(shù)模擬的有限元結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比,得到了管道沿線地表下沉位移的模擬曲線和實(shí)測(cè)曲線,如圖3所示。由圖3可知,有限元模型和實(shí)際測(cè)量得到的位移曲線總體走勢(shì)一致。由地表移動(dòng)觀測(cè)站測(cè)量的管道沿線地表最大下沉值為0.251 m,而由有限元模型得到的最大下沉值為0.236 m,比實(shí)際測(cè)量減小了5.98%,在誤差允許的范圍內(nèi)。因此,本文建立的有限元模型是可靠的。

圖4為模型計(jì)算后得到的管-土沉降位移云圖。為了更清楚的分析采動(dòng)沉陷影響下管道的變形特性,繪制了管道沿線及地表沉降剖面圖,如圖5所示。當(dāng)?shù)乇戆l(fā)生沉陷時(shí),由于土體變形的作用,管道也會(huì)發(fā)生彎曲下沉。根據(jù)沉陷區(qū)及管道變形特征,一般可以將管道變形分為三個(gè)區(qū)段。第一個(gè)區(qū)段是位于非沉陷區(qū)的管道AB段和GH段,對(duì)應(yīng)管道的無變形區(qū)段,管道基本未發(fā)生變形。第二個(gè)區(qū)段是位于沉陷過渡區(qū)的管道BD段和EG段,對(duì)應(yīng)管道的拉壓過渡區(qū)段。此區(qū)段對(duì)應(yīng)的地表沉陷相對(duì)不均勻,會(huì)出現(xiàn)地表凸起及凹陷現(xiàn)象。以BD段為例分析,由B點(diǎn)到D點(diǎn),管道變形斜率先增大,拐點(diǎn)C處達(dá)到最大值,后逐漸減小,至沉陷中心區(qū)O點(diǎn)處斜率變?yōu)?。第三個(gè)區(qū)段是位于沉陷中心區(qū)的管道DE段,對(duì)應(yīng)管道的壓縮區(qū)段,此區(qū)段對(duì)應(yīng)的地表沉陷相對(duì)均勻,沉降量達(dá)到最大。

圖3 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證Fig.3 Verification accuracy of model

圖4 管-土沉降位移云圖Fig.4 Cloud map of pipe-soil settlement displacement

圖5 管道沿線及地表沉降剖面圖Fig.5 Profile of ground settlement along the pipeline

圖6所示為通過有限元模型得到的管道變形及軸向應(yīng)力變化情況。由圖6(a)可知,埋地管道的沉降位移和軸向應(yīng)力基本關(guān)于管道中點(diǎn)軸對(duì)稱分布,從管道兩端向管道中點(diǎn)的沉降位移逐漸增加,管道中點(diǎn)處沉降位移達(dá)到最大,為0.236 m,與管道沿線地表最大下沉值相等,由此可認(rèn)為目前3308工作面推進(jìn)過程中,管土未發(fā)生離層,管道與土體的變形為“管-土協(xié)同變形”。由圖6(b)可知,管道所受軸向應(yīng)力由管道兩端向中點(diǎn)先增大后減小再增大,在沉陷過渡區(qū)左右兩側(cè)分別存在一個(gè)應(yīng)力方向發(fā)生變化的拐點(diǎn),對(duì)應(yīng)于圖4的C點(diǎn)和F點(diǎn),位于拐點(diǎn)外側(cè)的管道受拉應(yīng)力的作用,管道表現(xiàn)為拉伸變形,兩拐點(diǎn)之間的部分受壓應(yīng)力的作用,管道表現(xiàn)為壓縮變形。

通過對(duì)管土模型同一位置施加不同比例的沉降位移,可以模擬管道頂部軸向應(yīng)力隨沉降位移變化的情況。如圖7所示,將2.2節(jié)對(duì)模型施加的沉降位移記為w,之后分別模擬施加比例系數(shù)為2和4的沉降位移,即2w、4w,可以看出管道所受軸向應(yīng)力的變化趨勢(shì)基本不隨沉降位移變化。但是隨著沉降位移的增加,管道同一位置處兩端所受軸向拉應(yīng)力增大但增幅相對(duì)較小,處于兩拐點(diǎn)之間的管段所受軸向壓應(yīng)力增大且增幅較大。此外,拐點(diǎn)位置逐漸向兩側(cè)移動(dòng),說明隨著開采沉陷程度的加劇,管道受壓范圍擴(kuò)大,土體對(duì)管道的壓縮作用逐漸增大。

圖6 管道變形與軸向應(yīng)力變化Fig.6 Pipe deformation and axial stress variation

圖7 不同沉降位移下管道軸向應(yīng)力的變化Fig.7 Axial stress variation of pipeline under different settlement displacement

4 管土力學(xué)參數(shù)對(duì)管道應(yīng)力變化的影響

4.1 不同參數(shù)對(duì)管道應(yīng)力變化的影響分析

采動(dòng)沉陷影響下,埋地輸油管道和土體的力學(xué)參數(shù)會(huì)對(duì)管道應(yīng)力變化產(chǎn)生一定影響,因此進(jìn)一步設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)分析了管道內(nèi)壓P、埋深H、徑厚比D/t,以及土壤凝聚力C、內(nèi)摩擦角φ、摩擦系數(shù)μ等參數(shù)對(duì)管道所受應(yīng)力變化的影響。

4.1.1 管道內(nèi)壓

油氣管道運(yùn)行過程中,內(nèi)壓是影響其應(yīng)力變化的主要因素之一。圖8為管道埋深H=1 m,徑厚比D/t=34,土壤凝聚力C=10 kPa、內(nèi)摩擦角φ=20°、摩擦系數(shù)μ=0.6條件下,不同內(nèi)壓管道上表面的軸向應(yīng)力變化。由圖8可知,隨著管道運(yùn)行內(nèi)壓的增加,管道所受軸向拉應(yīng)力逐漸增大,壓應(yīng)力逐漸減小。當(dāng)管道內(nèi)壓從0增加到12 MPa時(shí),最大軸向拉應(yīng)力由24.141 MPa增大到43.71 MPa,變化量為19.569 MPa,說明在采動(dòng)影響區(qū),內(nèi)壓對(duì)埋地管道的應(yīng)力變化有顯著影響。

圖8 不同內(nèi)壓的管道軸向應(yīng)力變化Fig.8 Axial stress variation of pipe with different internal pressure

4.1.2 管道埋深

油氣管道安裝時(shí),為了防止管道受外部載荷擾動(dòng)而損壞,必須保證其周圍有一定的覆土。若管道埋深較大且覆土較厚,此時(shí)由于覆土自身重力載荷的作用,管道存在受損的風(fēng)險(xiǎn)。圖9為管道內(nèi)壓P=8 MPa、徑厚比D/t=34、土壤凝聚力C=10 kPa、內(nèi)摩擦角φ=20°、摩擦系數(shù)μ=0.6條件下,不同埋深的管道上表面軸向應(yīng)力變化。由圖9可知,當(dāng)管道埋深從0.5 m增加到2 m時(shí),管道所受最大軸向拉應(yīng)力由27.454 MPa增大到49.134 MPa,變化量為21.68 MPa,管道所受最大軸向壓應(yīng)力逐漸減小且減小幅度較大。埋深達(dá)到2 m時(shí),管道整體受力由受壓作用變?yōu)槭芾饔?管道整體從壓縮狀態(tài)變?yōu)槔鞝顟B(tài)。因此,在采動(dòng)影響區(qū)埋設(shè)管道時(shí),除了要考慮管材材質(zhì)外,選取適當(dāng)?shù)墓艿缆裆钍直匾?/p>

圖9 不同埋深的管道軸向應(yīng)力變化Fig.9 Axial stress variation of pipe with different buried depth

4.1.3 管道徑厚比

管道的徑厚比影響管道的剛度,從而影響管道抵抗變形的能力。徑厚比較大時(shí),管道壁厚較小,其變形趨向于薄殼結(jié)構(gòu),容易降低抵抗沉降變形的能力。針對(duì)管道徑厚比的研究,設(shè)置基礎(chǔ)條件為管道內(nèi)壓P=8 MPa、埋深H=1 m、直徑D=219.9 mm、土壤凝聚力C=10 kPa、內(nèi)摩擦角φ=20°、摩擦系數(shù)μ=0.6,管道壁厚分別為6.4、10、15、20 mm,對(duì)應(yīng)的管道徑厚比的值為7.3、14.6、22.0、34.3。圖10為不同徑厚比的管道上表面所受軸向應(yīng)力變化,由圖10可知,隨著管道徑厚比的增大,管道所受軸向應(yīng)力逐漸增大。當(dāng)D/t的值由7.3增加到34.3時(shí),管道所受最大軸向拉應(yīng)力由11.567 MPa增大到38.465 MPa,變化量為26.898 MPa,最大軸向壓應(yīng)力由-22.403 MPa增大到-46.401 MPa,變化量為23.998 MPa,管道受采動(dòng)沉陷影響的變形風(fēng)險(xiǎn)更高。因此,在選擇埋地輸油氣管道時(shí),徑厚比也是需要綜合考慮的因素之一。

圖10 不同管道徑厚比的軸向應(yīng)力變化Fig.10 Axial stress variation of pipe with different diameter-thickness ratios

4.1.4 土壤凝聚力

土壤凝聚力表示同種物質(zhì)相鄰部分之間的吸引力,是一種分子力之間的表現(xiàn)。圖11為管道內(nèi)壓P=8 MPa、埋深H=1 m、徑厚比D/t=34.3、內(nèi)摩擦角φ=20°、摩擦系數(shù)μ=0.6條件下,不同土壤凝聚力的管道上表面所受軸向應(yīng)力變化。由圖11可知,當(dāng)土壤凝聚力由10 kPa增加到30 kPa時(shí),管道兩端部分所受軸向拉應(yīng)力增大,最大軸向拉應(yīng)力由38.465 MPa增大到57.023 MPa,變化量為18.558 MPa,40～60 m的管段所受軸向壓應(yīng)力增大,最大軸向壓應(yīng)力由-46.401 MPa增大到-63.168 MPa,變化量為16.767 MPa,因此,土壤凝聚力對(duì)管道應(yīng)力變化具有一定影響。此外從圖11可知,土壤凝聚力對(duì)管道所受最大軸向應(yīng)力的位置沒有影響。

圖11 不同土壤凝聚力的管道軸向應(yīng)力變化Fig.11 Axial stress variation of pipe with different soil cohesion

4.1.5 土壤內(nèi)摩擦角

土壤內(nèi)摩擦角表示的是土體中顆粒間相互移動(dòng)和膠合作用形成的摩擦特性。圖12為管道內(nèi)壓P=8 MPa、埋深H=1 m、徑厚比D/t=34.3、土壤凝聚力C=10 kPa、摩擦系數(shù)μ=0.6條件下,土壤內(nèi)摩擦角為15°～30°的管道上表面所受軸向應(yīng)力變化。由圖12可知,當(dāng)土壤內(nèi)摩擦角由15°增大到30°時(shí),管道頂部所受軸向拉應(yīng)力小幅度減小,軸向壓應(yīng)力增大,最大軸向壓應(yīng)力由-37.14 MPa增大到-59.375 MPa,變化量為22.235 MPa。因此,土壤內(nèi)摩擦角對(duì)管道軸向壓應(yīng)力變化影響較大,對(duì)管道軸向拉應(yīng)力變化影響較小。

圖12 不同內(nèi)摩擦角的管道軸向應(yīng)力變化Fig.12 Axial stress variation of pipe with different internal friction angle

4.1.6 摩擦系數(shù)

受采動(dòng)沉陷影響,管道與土體會(huì)發(fā)生沉陷及相對(duì)運(yùn)動(dòng),當(dāng)管道發(fā)生變形時(shí),管道周圍的土體會(huì)對(duì)這種相對(duì)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生一定的阻力。但是當(dāng)阻力超過極限強(qiáng)度時(shí),管道周圍的部分土體會(huì)屈服,進(jìn)而發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)。管道與土體間的阻力與摩擦系數(shù)大小有關(guān)。圖13為管道內(nèi)壓P=8 MPa、埋深H=1 m、徑厚比D/t=34.3、土壤凝聚力C=10 kPa、內(nèi)摩擦角φ=20°條件下,摩擦系數(shù)為0.3～0.6的管道上表面軸向應(yīng)力變化。由圖13可知,當(dāng)摩擦系數(shù)由0.3增大到0.6時(shí),管道所受軸向拉應(yīng)力和軸向壓應(yīng)力均增大,最大軸向拉應(yīng)力由23.856 MPa增大到38.759 MPa,變化量為14.903 MPa,最大軸向壓應(yīng)力由-44.011 MPa增大到-59.375 MPa,變化量為15.364 MPa,說明摩擦系數(shù)對(duì)管道應(yīng)力變化具有一定影響,摩擦系數(shù)越大,管道與土體間的對(duì)抗運(yùn)動(dòng)力度越大。此外,摩擦系數(shù)不會(huì)改變管道軸向應(yīng)力變化的趨勢(shì),對(duì)管道所受最大軸向應(yīng)力的位置沒有影響。

4.2 影響因素歸一化綜合分析

根據(jù)上述實(shí)驗(yàn)分析,管道內(nèi)壓、埋深、徑厚比、土壤凝聚力、內(nèi)摩擦角和摩擦系數(shù)均會(huì)對(duì)管道應(yīng)力變化造成影響,但由于各影響因素量綱單位和取值區(qū)間的不同,無法直接確定上述影響因素對(duì)管道應(yīng)力影響的權(quán)重次序,因此對(duì)各影響因素進(jìn)行了去量綱化處理。采用極差歸一化的方法,對(duì)比分析各影響因素對(duì)管道軸向應(yīng)力的影響權(quán)重。極差歸一化法具體公式為

(2)

式(2)中:X為原始取值;Xt為歸一化后的X取值;Xmin為原始X最小值;Xmax為原始X最大值。

圖14描述了各影響因素去量綱化后對(duì)管道最大軸向應(yīng)力的影響。從圖14中各影響因素曲線斜率的變化情況可以看出,各影響因素對(duì)管道最大軸向應(yīng)力的影響權(quán)重從大到小依次為:管道埋深>管道內(nèi)壓>管道徑厚比>內(nèi)摩擦角>土壤凝聚力>摩擦系數(shù),管道埋深對(duì)管道應(yīng)力變化影響最大,管道與土體的摩擦系數(shù)對(duì)管道應(yīng)力變化影響最小。

圖14 各影響因素對(duì)管道最大軸向應(yīng)力的影響對(duì)比Fig.14 Comparison of influence factors on maximum axial stress of pipeline

綜合上述分析,不同管土力學(xué)參數(shù)對(duì)管道應(yīng)力變化有著不同的影響,可對(duì)管道選型提供參考。由于管道埋深越大、設(shè)計(jì)壓力越高,管道所受軸向拉應(yīng)力越大,危險(xiǎn)性越大,因此輸油管線埋設(shè)時(shí)埋深不能太大,一般以1～2 m為宜,選擇的管材設(shè)計(jì)壓力需要符合相關(guān)規(guī)范。管道所受軸向應(yīng)力隨著管道徑厚比的增加而增大,減小管道的徑厚比有利于增強(qiáng)埋地管道的安全性。此外,管周覆土選用內(nèi)摩擦角和摩擦系數(shù)較小的粉砂土或細(xì)砂土能夠減小管道受力,一定程度上保證埋地管道的穩(wěn)定性。

5 結(jié)論

以輸油管線穿越山東某煤礦采動(dòng)影響區(qū)為工程背景,采用有限元方法分析了煤礦開采影響下管道的受力變形及不同的區(qū)域性特征,研究了管道與土體不同物理力學(xué)參數(shù)對(duì)管道受力變化的影響,得到如下主要結(jié)論。

(1)受采動(dòng)影響的管道變形可分為無變形區(qū)段、拉壓過渡區(qū)段和壓縮變形區(qū)段。無變形區(qū)段地表基本不發(fā)生沉陷;拉壓過渡區(qū)段地表沉陷相對(duì)不均勻,管道所受軸向應(yīng)力在拐點(diǎn)位置處方向發(fā)生變化;壓縮變形區(qū)段地表沉陷相對(duì)均勻,管道破壞主要為壓縮破壞。

(2)3308工作面開采過程中,模擬的管道中點(diǎn)處沉降位移最大,與管道沿線地表最大下沉值相等,管道與土體間的變形為“管-土協(xié)同變形”。管道所受軸向應(yīng)力由管道兩端向中點(diǎn)呈現(xiàn)先增大后減小再增大的趨勢(shì),在拉壓過渡區(qū)段的拐點(diǎn)位置處方向發(fā)生變化。

(3)各影響因素對(duì)管道最大軸向應(yīng)力的影響權(quán)重從大到小依次為:管道埋深>管道內(nèi)壓>管道徑厚比>內(nèi)摩擦角>土壤凝聚力>摩擦系數(shù)。管道埋深越大、設(shè)計(jì)壓力越高、管道徑厚比越大,管道所受軸向拉應(yīng)力越大,危險(xiǎn)程度越高。減小管道的徑厚比、管周覆土選用內(nèi)摩擦角和摩擦系數(shù)較小的粉砂土或細(xì)砂土有利于增強(qiáng)埋地管道的安全性。