横向行波效应激励下埋地油气管道地震响应振动台试验研究

代建波，胡成涛，王 利，张贵迪

(1.西安石油大学 机械工程学院，西安 710065；2.陕西中立检测鉴定有限公司 技术中心，西安 710077)

埋地油气管道在我国分布范围很广，跨越多个省区，其中有相当一部分区段位于地震多发区或高地震烈度危险区。由于埋地油气管道长期处于固-液/气耦合状态及腐蚀介质的侵蚀中，且运输线路长、轴向刚度低，经过的场地条件复杂，在地震作用下极易产生震害，进而引发火灾、泄露、爆炸等次生灾害[1]。

地震波的传播过程具有行波效应，即由于经历不同的介质条件等因素，导致传播到空间各点的地震动具有一定的时间差，使得地震波在结构各点引起的振动存在差异。在现行的抗震规范中，均采用一致地震动输入对结构进行抗震分析，但埋地油气管道为无限长的线性结构，若仍以一致地震输入进行分析，势必得到过于保守或危险的结论，因此需要研究埋地油气管道在考虑行波效应地震激励下的抗震安全性[2]。

模型结构地震模拟振动台试验是研究埋地油气管道抗震最有效的试验手段之一，能够较为直接的了解管道及其周围土场在地震作用下的动力反应特性及规律[3]。孟海等[4-5]进行了埋地管线非一致激励振动台模型试验及数值模拟分析，探讨了管-土相互作用的模型，分析了模型土体在地震动输入下的非线性发展规律，探讨了非一致激励和一致激励输入下管道反应的差异，建立了有效的管-土非线性动力相互作用的力学分析模型和计算方法。西南交通大学的闫孔明等[6-7]进行了非一致激励下地下管线振动台试验，研究了三维非一致地震激励作用下地下管线动力响应的变化规律。结果表明深埋地下管线的存在对管线周围土体和地表的地震响应影响程度不同；在一致和非一致地震激励下，管线的弯曲峰值应变区别较大。上述研究利用双台振动台模拟了非一致地震激励，但试验时采用的是分别放置在两个振动台上的分离式非连续模型土箱，两个振动台上土箱中间的管道露在空中，未能在土体中连续埋置，与实际情况有一定差异。韩俊艳等[8-10]开展了不同场地条件下埋地管道多点地震动输入的振动台试验，进行了长输埋地管道振动台试验中相似关系的选取研究和试验方案的研究，分析了一致和非一致地震作用下管道和场地地震响应规律，但未考虑土体的层状剪切效应和管道运行中所承受的内部压力。国外开展的管道振动台试验也很少，但开展了一些足尺管道原型试验研究，且主要针对断层作用下管道振动响应方面的研究。Sim等[11]进行了小直径管道穿越垂直断层的振动台试验研究，在试验中同时施加断层错动和正弦波形式的振动，结果表明在轮胎衍生骨料中安装管道，在小错动位移和低加速度水平加载下，管道所承担的弯矩下降很多。O’Rourke等[12]利用大型土箱进行了埋地管道走滑断层足尺试验。结果表明非饱和砂土的吸力引起了对管道水平作用力的增长，法向力与摩擦力的耦合作用对管道轴向应变有重要影响。Jalali等[13]开展了埋地钢管受逆断层作用的足尺实验室试验，结果表明管道在逆断层作用下呈S形变形，并且有局部屈曲发生。

本文在在总结学者管道振动台研究的基础上，研发了可以实现土体双向层状剪切变形效应及双振动台行波效应非一致地震输入的双向层状剪切型连续体模型箱，并且在试验前对管道进行加压，模拟管道的实际运行状态，以尽可能真实地模拟和分析埋地油气管道在地震作用下的实际受力状态，并采用两种实际记录地震波和一种人工地震波进行管道在一致和行波效应非一致地震激励下的振动台地震响应试验研究，探讨横向行波效应地震激励下埋地油气管道地震响应的变化过程，揭示其地震响应特性及规律，并与一致激励对比，分析行波效应对埋地油气管道地震响应的影响。

1 试验概况

1.1 模型材料及相似比设计

根据相似理论和量纲分析以及现场的试验条件，本试验采用管道完备模型和模型土忽略重力模型，综合考虑振动台的承载能力、间隔距离及长输管道的特性后，确定模型管道尺寸相似比Sl为1/10，模型土的弹性模量相似比SE为1/4，模型管道与模型土的质量相似比为1/1，详细相似关系如表1所示。由于管道和土体的相似关系不统一，根据目前有关地下结构地震时的响应观测以及模型振动台试验结果，地震作用下地下结构的地震响应很大程度上受周围土体的影响和限制，故以土的相似关系进行地震动输入[14]。

表1 试验模型相似比

试验管道长3 500 mm，截面尺寸为140 mm×3 mm，管道材料为L245直缝电阻焊钢管，其力学性能如表2所示。管道两头进行了加工封堵并留有加压口，试验前在管道内部施加8 MPa的气压以模拟油气运输时对管壁产生的内压。

表2 钢管力学性能

试验模型土采用砂土，经过试验，其密度为1.78 g/cm3，含水率为14.1%，压缩模量为15.09 MPa，黏聚力为10.6 kPa，内摩擦角为28.5°，箱体内部土体尺寸为3 760 mm×600 mm×800 mm。试验的管道与土体模型如图1所示。

图1 试验管道和土体模型

1.2 试验土箱设计与制作

为了模拟地震波作用下土体产生的剪切变形以及管道在土体中的连续状态，并要满足两个振动台对试验土箱产生的非一致振动，研发了层状剪切连续体模型土箱，土箱由9层独立的框架叠合而成，每层框架由两个U形框和两个矩形杆件通过铰接伸缩装置连接，可以自由伸缩及转动。箱体总体尺寸4 000 mm×840 mm×944 mm。箱体主要分为三部分，左右两部分放置到相距2 000 mm的振动台上，中间部分最底层两端通过12个直径为30.16 mm的牛眼滚珠质点搁置在振动台面连接的底板上，用于承受中间箱体的整体质量，也使中间段在振动时可以自由伸缩，不对左右两个振动台的运动发生限制。在箱体各层框架上部设置凹槽板，下部对应位置设置牛眼滚珠，使得各层之间可以滑动，以实现在振动时各层之间的剪切变形。经测试，振动台在非一致地震动输入时，土箱可以模拟土体受到的左右及水平剪切变形。

为保证箱体的稳定性，在箱体两侧设置限位板，限位板上设置滑槽以允许各层框架的滑动，限位板和箱体框架通过螺栓连接。箱体中间段外侧设有柔性限位拉绳，在L形板上开孔后焊接在长方形框架外壁，再通过限位拉绳将各层框架连接在一起。设计组装好的模型土箱如图2所示。

图2 层状剪切连续体模型土箱

1.3 试验测试方案及传感器布设

为研究埋地油气管道在一致及行波效应地震激励下的地震响应规律和特征，在振动台激振过程中采集管道应变、加速度及土体加速度响应的数据。在试验中，如果传感器布置太多，大量的数据不易分析，传感器太少又会丢失重要信息，因此，需要在某些关键部位测量结构和土体的地震响应。

为考察行波效应激励对埋地油气管道长线型结构的影响，在管道上共选取6个应变反应监测面，在每个管道监测截面的上各布置4个采集管道轴向应变的电阻应变片，共计24个电阻应变片(S1～S24)；在管道上共选取5个加速度反应监测点布置加速度传感器(A1～A5)，在左右两个振动台面上也各布置一个加速度传感器(A6～A7)。管道上的应变及加速度传感器布置，如图3所示。

图3 管道上应变及加速度传感器布置

为考察行波效应激励对管道周围模型土体的影响，在土体中共设置3个土体地震响应监测面，每个监测面自下而上布置3个加速度传感器，共计9个加速度传感器，以监测各层土体的加速度响应情况。土体中的加速度传感器布置如图4所示，从左到右分别为第1～第3监测面。

图4 土体中加速度传感器布置

1.4 振动台地震波输入及加载工况

1.4.1 地震波的选取和输入

本次振动台试验共选取两条实际记录地震波和一条人工合成地震波，实际记录地震波分别为选取El-Centro地震波记录、汶川地震波记录。人工合成地震波为基于反应谱，按照Ⅱ类场地，特征周期为0.35 s，应用MATLAB软件编制程序得到。3条地震波加速度时程波形如图5所示。

图5 地震波加速度时程曲线

在本次试验中，输入的原始地震波加速度峰值按我国抗震规范的抗震设防烈度7度、8度、9度及9度罕遇对应的加速度峰值0.1g,0.2g,0.4g及0.62g考虑，并根据表1中的土的相似关系进行输入加速度峰值、时间间隔、持时和频率等的调整，调整后得到实际台面输入加速度峰值为0.25g，0.50g，1.00g，1.55g，El-Centro波、汶川波以及人工波经相似关系换算后输入地震波时长分别为8 s,20 s和12 s。通过振动台台面输入地震波时，按加速度峰值递增规律进行。为了考察地震传播行波效应的影响，非一致激励时保持输入地震波不变，两个振动台输入地震波时间延迟1 s。

1.4.2 振动台试验加载方案

本次试验在湖南科技大学结构抗风与振动控制湖南省重点实验室水平双向地震模拟振动台阵系统上进行，该振动台可实现双向四自由度加载，单台面尺寸均为1 000 mm×1 000 mm，最大载质量为50 kN，工作频段为 0.1～50.0 Hz，水平向最大位移为±75 mm，峰值加速度2.00g，输出波形为各种规则波、随机波和模拟地震波。振动台阵系统及数据采集设备如图6所示。

图6 振动台阵系统及试验设备

为了尽量减小试验中多次振动引起的模型累计损伤对试验结果的影响，采用逐级加载的方式。试验中地震波沿横向(Y向)输入，按烈度递增，在每个烈度工况下将El-Centro波(代号E)、汶川波(代号W)以及人工波(代号R)依次输入，具体试验加载工况如表3所示。

表3 振动台试验加载工况

2 试验结果及分析

2.1 管道应变响应分析

图7为El-Centro波在一致与行波效应地震激励时，不同加载等级下管道各监测点峰值应变距管道左侧边界距离变化的曲线。从图中可以发现，一致与行波效应地震激励下，管道峰值应变响应均表现为沿轴向中间大，两边小。加载等级为1.00g时，管道两侧截面峰值应变响应变化不大，中间截面峰值应变响应增大明显，且行波效应激励下管道中间截面的峰值应变响应更大。

图7 El-Centro波下的管道峰值应变曲线

当加载等级到1.55g时，管道峰值应变响应的增加幅度减小，且行波效应输入时较一致激励增加幅度更小。沿管道轴向峰值应变曲线几乎与加载等级1.00g时重合。由1.00g和1.55g管道峰值应变较为相近且行波效应激励时更为接近分析可知，随着加载等级的增加，管-土接触面逐渐破坏，管-土间隙逐渐增大，管-土间发生滑移，管-土接触面接近自由状态，管道峰值应变增加较小，且在行波效应激励下表现更加明显。

相较于一致激励，行波效应激励下管道的峰值应变响应更大，一致和行波效应激励下管道峰值应变响应均在距管道左侧边界2 050 mm监测点处达到最大值，其值分别为49.665 με和60.881 με，行波效应激励时高出约18%。管道峰值应变响应沿管轴中间截面表现出非对称性，分析其原因是由于土箱中土体剪切变形的非均匀对称性导致管道受力的非一致性而引起。

2.2 管道加速度响应分析

图8和图9分别为A1和A2监测点处，El-Centro波在一致和行波效应激励下的管道加速度响应时程曲线，两个监测点处管道加速度时程峰值，如表4所示。分析可知，在同一监测点处，加载等级为0.25g时，一致和行波效应激励的加速度响应时程曲线波形相似，随着加载等级增大，到加载等级为1.55g时，波形相似性变差。总体来看，行波效应激励下管道加速度响应增大较为明显，且响应曲线的多峰值特征明显。这是由于随着加载等级的增加，管道周围土体发生不同程度破坏，土体刚度减弱，管-土滑移效应明显，且行波效应激励下土体对管道的约束作用更弱，各测点加速度峰值一致性变差，土体更早进入非线性。

图8 A1监测面处的加速度时程图

表4 A1,A2监测面处的管道绝对峰值加速度

图9 管道在A2监测面处的加速度时程图

2.3 土体加速度响应分析

图10为监测面3处，一致和行波效应El-Centro波地震激励下，加载等级为0.25g和1.00g时，土体在不同深度的加速度时程曲线。由图可知，不同深度的土体加速度时程曲线波形基本相似，随着土层埋深自下而上，土体加速度响应先减小后增大。总体来说，土体加速度响应随加载等级的增加而增加，且随着加载等级提高，土体加速度响应增大。加载等级为0.25g时，行波效应激励下土体峰值加速度的时程曲线与一致激励基本一致，变化不大；加载等级为1.00g时行波效应与一致激励下的土体加速度响应时程曲线波形变化较大，一致性变差，不同深度土体处的加速度响应波动范围更大。

图10 土体加速度时程图

图11为监测面3处，不同地震波及不同加载等级时，一致与行波效应地震激励下各测点沿土体高度方向加速度放大系数的变化曲线，加速度放大系数取土体中测点的加速度峰值与台面加速度峰值的比值。由图可知，三种地震波输入时表现出的加速度放大系数变化曲线形状相似，均随土体中测点距箱体底部距离呈现出先减小后增大趋势，除靠近土体表面的加速度放大系数基本大于1外，其余各监测面处的土体加速度放大系数均小于1，在不同加载等级一致激励与行波效应激励下，El-Centro波输入时土体加速度放大系数分别在0.58～1.17和0.55～1.35内波动；汶川波输入时土体加速度放大系数分别在0.61～1.31和0.51～1.42内波动；人工波输入下，土体加速度放大系数分别在0.59～1.30和0.55～1.32内波动。

图11 不同高度处的土体加速度放大系数

各加载等级下，土体加速度放大系数均出现先减小后放大的情况，且行波效应激励下土体加速度放大系数曲线的变化幅度更大，这是由于箱体底部土体随着埋深增加逐渐被压实，土体刚度较大，土体受到层状变形限制，加速度响应较小，而距底部360 mm处，由于埋入了管道，对土体的振动产生了制约，使得该处土体的加速度响应最小，加速度放大系数表现为较底部更小。随着高度上移，限制逐渐减弱，土体的加速度放大效应逐渐显现，而距底部650 mm处土体运动受到约束较小，出现土体峰值加速度大于台面峰值加速度的现象，土体加速度放大系数大于1。说明土体结构先压实后逐渐发生破坏，土体的非线性特性越来越明显，行波效应激励下，土体相对运动更大，加速度响应更大，加速度响应波动范围更大，更快发生破坏而进入非线性阶段。

2.4 管-土加速度时程对比研究

为对比分析土体加速度、管道加速度及台面输入地震加速度间的变化，探析土体与管道加速度变化间的联系，选取不同激励方式及加载工况下El-Centro波加速度时程，如图12～图15所示，其中管道加速度选取的截面为A3，土体加速度选取的监测点为M22，表5给出管道-土体分别在A3和M22测点的加速度峰值。

表5 管道和土体中典型监测点加速度时程峰值

图12 0.25g时管道-土体加速度时程图

图13 0.50g时管道-土体加速度时程图

图14 1.00g时管道-土体加速度时程图

图15 1.55g时管道-土体加速度时程图

由图可知，加载等级为0.25g时，土体加速度与管道加速度基本一致，而到了加载等级为1.55g时，管道加速度明显大于土体加速度，一致激励与行波效应激励分别高出约12%和21%，但加速度波形基本一致。随着加载等级的增大，土体和管道加速度均呈上升趋势，且土体加速度与管道加速度间差值逐渐增大，二者间非一致运动逐渐明显。说明随着加载等级增加，土体刚度弱化，振幅增大，管道与周围的土体振动一致性减弱，管道受周围土体的约束力降低，管道的自振特性表现更为明显。

3 结 论

本文基于埋地油气管道地震响应振动台阵试验，研究了横向一致地震和行波效应地震激励下埋地油气管道和周围土体的应变响应、加速度响应特性及其变化规律，主要工作和结论如下：

(1)对埋地油气管道振动台阵试验进行了研究，研发了双向层状剪切型连续体模型箱，设计了测试方案。试验结果表明，研发的模型土箱能够满足行波效应地震激励和土体连续双向层状剪切变形的要求，试验方案合理可行。

(2)管道峰值应变响应沿轴向均表现为中间大，两边小，随着加载等级的提高，中间截面峰值应变响应有较大增幅，且行波效应激励下增幅更大，但在加载等级为1.55g时相对增幅变小，响应曲线与加载等级1.00g时比变化不大。说明随着加载等级增大，管-土接触面间隙增大，接触面接近自由状态，导致峰值应变曲线增加幅度不大

(3)管道加速度响应时程在低加载等级时波形曲线相似，随着加载等级提高，响应增大，且行波效应激励下管道加速度响应增幅更大，响应曲线的多峰值特征明显。说明管道周围土体刚度减弱，且行波效应激励下土体对管道的约束作用更弱，土体更早进入非线性。

(4)土体加速度响应随加载等级提高而增大，但随着土层埋深自下而上，土体加速度响应表现为先减小后增大；距箱体底部距离650 mm测点处的加速度放大系数大于1，其余监测点均小于1。行波效应激励下，不同深度土体处的加速度响应波动范围更大。说明土体中埋入管道后，对土体加速度响应产生了影响。

(5)随着加载等级的提高，管道加速度响应逐渐大于周围土体加速度响应，且在行波效应激励时，增大更加明显。说明随着加载等级增加，尤其是在行波效应激励下，土体刚度弱化，管道受周围土体的约束力降低，管道自身的振动特性表现更为明显。