穿越走滑断层的输气管道力学性能研究

2021-12-23王云翔陈艳华

华北理工大学学报(自然科学版) 2021年1期

王云翔，陈艳华,2

(1.华北理工大学建筑工程学院，河北唐山063210；2.河北省地震工程研究中心，河北唐山063210)

引言

进入二十一世纪以来，我国经济高速发展，天然气作为一种清洁能源，是现阶段我国建设清洁低碳，安全高效能源体系的重要一环，其需求与日俱增。随着城镇天然气输配系统的不断升级，燃气普及率在个别一线城市可以达到99%，中小城市可以达到60%，自2019年各地出台天然气进村惠农政策，天然气的使用以及普及率再创新高。

对于天然气而言，管道是其主要的运输方式。当天然气管道敷设在地下时，受人为因素影响小、运输安全可靠、耗能少、成本低且不占用地面空间，但是受土壤液化、地基断层等场地变形的影响较大，管道敷设路段一旦发生较大场地变形，管道破损将会造成不可估量的经济损失。因此，对于场地变形下城镇地下敷设的天然气管道的力学性能研究尤为重要。

近年来，国内外专家学者针对地下敷设管道做了一系列的研究，从理论研究、数值模拟、试验研究这3个方面分析了场地变形下埋地管道的力学性能。在地下管道模型试验研究方面，日本学者高田至郎[1]率先设计了基于沙箱的振动台试验模型，对土壤液化下的聚氯乙烯管道进行了分析，讨论了管道应力分布和位移反应等，推动了场地变形下埋地管道的研究。冯启民等[2]通过静力和动力加载试验，测量了加载过程中管道的应变和位移，以及管道相对变形最大值出现的位置，取得了理想的试验数据以及结论。Hayakawa S[3]采用两段箱体模拟断层运动，设计模拟了滑动断层和逆断层作用下的地下管道试验，研究了管道埋深、管径、跨越角和剪切波速等因素对管道的影响，得出管道最大弯曲应力随埋深、管径和跨越角的增大而增大，并且浅埋有助于减小管道横向弯曲破坏的概率。部分研究者[4-6]设计了离心机加载试验，对两箱体试验模型进行加载，模拟了正断层和走滑断层，得到了断层作用下管土相互作用下力和变形之间的p-y关系曲线。张志超等[7]针对跨断层地下管线进行了振动台模型试验研究，对地下管线承受断层错动时应变的分布规律及管周动土压力进行了分析，试验得出在跨断层地下管道中，管土系统本身动力效应影响较小，可忽略不计。文献[8]采用全尺寸试验对逆断层作用下管道力学响应进行了分析，分析了水平和垂直偏移、埋深、径厚比以及交叉角等因素对管道抗震行为的影响。文献[9]研究了埋地充液管道不同接口在走滑断层下的力学性能，结果表明在走滑断层作用下埋地管道接口应该使用焊接连接，不适合法兰连接；并且埋地管道接口不应设置在断层附近。Rofooei FR[10]通过管道-砂土横向相互作用试验，研究了砂土密实度、深径比等因素对土体抗力的影响，探讨了不同埋深下管道与土体相互作用的规律。这些试验大多针对空管或者输液管道进行研究，对于穿越走滑断层的输气管道研究较少。因此，该试验着重研究城镇埋地天然气管道在走滑穿层作用下的力学性能，选取管内介质压力、输气管道与断层面夹角为变量对管道的力学性能进行分析。为减少城镇输气管道的破坏，确定走滑断层变形下天然气管道最薄弱位置以及发生断层时管道的动态破坏过程，为埋地天然气管网的设计提供试验数据，并为埋地天然气管网数值模拟提供参考。

1试验概况

1.1 试验装置

考虑走滑断层附近土体与管道的相互作用，改进前期自主研发的用于模拟走滑断层和不均匀沉降试验的三箱体试验装置，使其更加符合试验研究情况。装置如图1所示，左侧两箱体为固定区，右侧带滑轮箱体为错动区；箱体高为1 m，其中箱内土体总高为0.8 m，箱体宽为0.8 m，总长为4 m(其中)固定区为2.7 m、错动区为1.3 m，断层位于固定区与错动区衔接处。

图1 试验装置示意图

根据张志超[7]提出的相似比，试验采用42*3.5 mm的无缝钢管，屈服强度为282.5 MPa、抗拉强度为365.4 MPa，弹性模量为201 GPa，管长为4.6 m，其中箱体内管长4 m，箱体两侧各为0.3 m。由于试验条件限制以及出于安全考虑，试验中采用压缩空气来代替天然气，利用空气压缩机将空气加压到所需压力后充入管内以模拟管道内部不同压强。管道一侧连接压力表，用来观测管内实时压力。管道埋深设计为0.5 m，土体选用唐山市附近一施工基坑中挖掘出的土体，经过观测土体为砂质粘土，用环刀法测得土体湿密度为2 030 kg/m3，干密度为1 760 kg/m3。再通过三轴压缩试验及相关试验测得土体内摩擦角为φ=7.8°、泊松比为μ=0.38、弹性模量为0.008 GPa、内聚力c=35.5 kPa。为使试验所用土样具有足够的密实度，覆土10 cm夯实一次并且在夯实后采用环刀法观测土体密实度，达到预定密实度后继续下一层的填压。

1.2 试验方案

共设计5组工况来研究埋地天然气管道在穿越走滑断层时的力学性能。具体如表1所示：

表1 试验设计方案

工况1、2、3管内压力分别为0.1 MPa、0.4 MPa、0.6 MPa，根据试验设计方案完成这3组试验，研究走滑断层作用下管内不同压力对天然气管道力学性能的影响。

工况3、4、5管道与断层面交角分别为90°、86°、81°，根据试验设计方案完成这3组试验，研究走滑断层作用下断层面交角对天然气管道力学性能的影响。

1.3 试验加载及数据测量

根据张志超[7]试验得出，地震加速度对于埋地管道的力学性能影响并不大，故采用静力加载，即用机械千斤顶对错动区箱体施加匀速位移荷载，所用机械千斤顶位移极限为150 mm，为使试验结果更加准确，以防特殊原因导致千斤顶未能达到极限位移，故设计错动区最大位移为130 mm。根据试验室实际情况，加载速率确定为1 mm/s。为使得试验加载过程中错动区箱体能够平缓地向前移动，在错动区箱体后侧加装一根承力梁，机械千斤顶将作用于承力梁的中部并将位移荷载传递到错动区箱体。

以往研究表明在管线的正常运行中，地下管线的轴向变形往往占据主导地位，因此试验中主要测量沿管轴方向的轴向拉压应变。应变片采用箔式电阻应变片，粘贴于管道两侧各主要测点处。每组试验选取10个测点，从右往左依次为测点1～10，测点沿断层面对称分布且同一侧点前后侧各布设1个应变片，共布设20个应变片，具体应变片布置方式见图2(图中标注单位为mm)。

图2 应变片布置图

试验开始后，当箱体错动位移达到10 mm时停止加载并对采集数据进行保存，并对各个测定处应变数据进行校对。若数据存在问题，则及时找到问题的根源并解决；若数据无较大出入，则对错动区箱体继续加载，当加载至预定最大位移量后停止加载并再次保存数据。

2试验结果及分析

2.1 试验现象

千斤顶在开始加载后，错动区箱体匀速向前移动。箱体错动位移达到5 mm之前土体没有明显的变化，当错动位移超过5 mm之后，断层面附近土体开始产生错动，土体被剪切成为两部分，且随着错距的增大土体被剪切的越明显。断层面上方土体被挤压拱起，远离断层面的土体没有明显变化。土体中管道跟随土体一起运动并发生变形，且管道变形沿断层面呈中心对称。管道从试验前的一字型变形为最终的Z字型，观察发现管道最大变形发生在距离断层面400 mm处，大约为10倍管径处。图3为管道前侧应变沿管轴变化情况，最大应变出现在测点3与测点8处，这与管道最大变形出现在10倍管径相对应。5组试验中，错动位移量都没有达到管道受力极限，因此管道没有发生破坏。试验后断层面附近土体变化如图4所示。

图3 管道前侧应变沿管轴变化图4 断层面附近土体变化

2.2 管内气压对埋地天然气管道的影响

图5为工况1时，不同断层错距下管道前后侧各测点轴向应变变化幅值。从图5中可以看出，管道在穿越走滑断层时，错动区管道前侧为拉应变、后侧为压应变，说明此时错动区管道前侧受拉、后侧受压；而固定区管道前后侧应变幅值与错动区管道应变符号相反，大小相近。并且当断层错距小于60 mm时，管道前后侧各测点应变变化缓慢，分析可知这是由于断层错距较小时管周土体和管道作为一个整体发挥作用，管道在土体中既承受管周土体的重力荷载而发生变形同时管周土体的弹性抗力又约束管道发生变形，从而增强管道强度和刚度。当断层错距超过60 mm后，测点3和测点8处应变迅速增大，其他测点应变增长速率较之前没有较大变化。分析可知，当断层错距达到一定距离后，管道周围覆土已经达到最大荷载而屈服，管道失去管周覆土的弹性抗力作用，因而应变值显著增大。当断层错距达到120 mm时错动区管道前后侧最大微应变均为5 295.9，已经达到箔式电阻应变片最大应变限值；而固定区管道前侧最大微应变为5 140.36，后侧最大微应变为5 087.41，也已接近应变片最大应变限值。

图5 工况1时沿管轴应变幅值

图6为断层错距达到最大值120 mm时,不同内压工况下管道前后侧轴向应变沿管轴的分布。从图6中可以看出断层错距达到最大值时，管内压强为0.4 MPa和0.6 MPa的管道应变沿管轴分布趋势与管内压强为0.1 MPa时相比较，没有大的差异。都是错动区前侧受拉后侧受压，固定区前侧受压后侧受拉。但是从图6中可以看出，随着管内压强的增大，管道各测点应变值都普遍减小，其中测点3和测点8处最为明显；管内压强为0.1 MPa时，测点3处前侧微应变为4 832.47；管内压强为0.4 MPa时，测点3处前侧微应变值为3 858.28，相对于0.1 MPa时应变减小了20.2%；管内压强为0.6 MPa时，测点3处前侧微应变为3 289.36，相对于0.1 MPa时应变减小了31.9%，相对于0.4 MPa时应变减小了14.7%。说明了对于埋地天然气不锈钢管道而言，管内气体压力能够在一定程度上增强管道的力学性能，并且在一定程度上可以减缓管道出现应变集中。并且观察测点2处可以看出，0.4 MPa和0.6 MPa内压时应变大于0.1 MPa时的应变，通过分析可知，这是由于测点3处于错动区中，管内气体压力、管道以及管周土体共同作用使得测点3处管道性能增强，而测点2处受测点3处的影响，应变增大。

图6 最大错距应变沿管轴变化幅值图7 测点3处应变沿错距变化幅值

图7为不测点3在不同内压工况下前后侧随断层错距的应变变化趋势，从图7中可以看到，随着断层错距的增加，管道前后侧应变都缓慢增大，并且在错距达到70 mm之前应变大小及增长速率都相差不大。但是在错距达到70 mm过后，压强为0.1 MPa的内压管道应变迅速增大，而0.4 MPa和0.6 MPa内压管道增长趋势依旧平缓，且0.6 MPa内压管道比0.4 MPa内压管道的应变增长速率更缓慢。

综上所述，对于埋地天然气管道而言，管内气体压力能够在一定程度上增强管道的力学性能，并且在一定程度上可以减缓管道出现应变集中。

2.3 管道与断层面交角大小的影响

图8～图10为埋地天然气管道与断层面不同夹角时，管道沿管轴各测点的应变幅值。观察图8、图9和图10管道前后侧应变变化趋势可以发现，当管道与断层面夹角为90°时，管道各测点应变值沿管轴以断层面为对称轴近似对称；随着管道与断层面夹角的减小，管道前后侧沿管轴应变值以断层面为对称轴近似对称不明显，管道各测点平均应变较90°交角时变小，并且管道前侧应变小于管道后侧应变，分析可知，埋地管道以小于90°交角穿越走滑断层时，随着错距的增加，管道后侧的土体会逐渐与管道分离，而管道前侧土体受管道的挤压会变得更加的密实并和管道紧紧贴合，而角度越小土体与管道作用力就会越强，这就使得管道前后侧受力不同，管道前侧刚度大于管道后侧，导致前侧应变较小后侧应变较大。如图9所示，当管道与断层面夹角为86°时，管道前后侧应变随断层错距的变化增长相对平缓。如图10所示为管道与断层面交角为81°时，应变沿管轴的分布，从图中可以看出81°交角相较于90°、86°交角而言，最大拉伸和压应变都有变小，分析可知，管道以小于90°交角穿越走滑断层时，土体对管道的轴向拉伸分量大，这使得管道主要受拉应力作用，而90°交角时土体会受到更大的压力。同时还可以看出交角为81°时，错动区后侧最大压应变转移到测点4处，应变数值略大于测点3处应变，说明当管道与断层面交角减小时，错动区应变峰值有向断层面靠近的趋势。

图8 交角为90°时沿管轴应变幅值

图9 交角为86°时沿管轴应变幅值

图10 交角为81°时沿管轴应变幅值

图11为管道与断层面不同交角时，错动区管道应变最大测点处应变随着断层错距的变化情况，从图11中可以直观地看出，当断层错距小于50 mm时，不同交角管道最大应变趋于一致，而当断层错距超过50 mm后，90°交角工况的管道最大应变变化明显，应变增长速度急剧增大，另外2个工况会产生更小的压缩应变。由图11可知，90°、86°、81°交角工况下最大压应变测点处平均应变分别为2 284.3、2 039.6、1 857.5，其中81°交角工况管道平均应变明显小于其他工况。综上所述，埋地天然气管道以较小角度穿越走滑断层更安全。