水毀災(zāi)害中埋地管道穩(wěn)定性研究*

袁巍華，吳玉國，王國付，喻光安

(1.遼寧石油化工大學(xué) 研究生學(xué)院，遼寧 撫順 113001；2.遼寧石油化工大學(xué) 石油天然氣工程學(xué)院，遼寧 撫順 113001； 3.武漢理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖北 武漢 430070)

0　引言

石油與天然氣是當(dāng)今社會(huì)發(fā)展的重要能源基礎(chǔ)，埋地管道擔(dān)負(fù)著我國油氣資源的長輸任務(wù)，有“國民經(jīng)濟(jì)動(dòng)脈之稱”[1]。

長輸埋地油氣管道鋪設(shè)長度常常達(dá)到幾百甚至上千公里，沿線地形、地質(zhì)，氣象情況變化莫測，加之管道建設(shè)工況復(fù)雜，工程施工難以避免穿越河流溝谷。因此，管道經(jīng)常因洪水沖擊、坡體滑動(dòng)、沖溝、河床下切、河道擺動(dòng)等導(dǎo)致管道整體變形、穩(wěn)定性降低、裸露甚至懸跨漂浮，這些管道環(huán)境災(zāi)害統(tǒng)稱為水毀災(zāi)害[2]。1994年5月[1]，長慶油田元-悅地區(qū)遭受70年一遇暴雨，直接導(dǎo)致埋地管道全線35%被沖毀，26處被拉斷；2010年7月8日[3]，鄂西山區(qū)遭受強(qiáng)降雨，引發(fā)洪水造成忠武輸氣管道長距離漂管事故；2013年7月8日[4]，四川西北地區(qū)突降暴雨，導(dǎo)致蘭成管道石亭江埋地穿越段于7月9日先是被洪水沖刷露管，隨后穿越管段被沖斷； 2016年11月13日，中緬天然氣管道因連續(xù)強(qiáng)降雨造成龍陵1號隧道山體塌方，上游山體匯水直接順管道頂部沖刷形成沖溝，對管道安全造成嚴(yán)重威脅。水毀災(zāi)害種類眾多，形成因素復(fù)雜，覆蓋范圍廣泛，造成的管道事故又非常容易引發(fā)次生災(zāi)害。據(jù)統(tǒng)計(jì)，在埋地管道環(huán)境地質(zhì)災(zāi)害中，水毀災(zāi)害是造成經(jīng)濟(jì)損失最嚴(yán)重、對環(huán)境危害最深遠(yuǎn)的自然災(zāi)害之一[5]。

Bing Song等[6]分析了洪水和河床運(yùn)動(dòng)對管道的影響；張樂天等[7]分析了洪水沖擊管道的流場分布和不同裸露情況下管道的力學(xué)反應(yīng)；Gunnar Furnes等[8]研究了海洋中跨越管道的動(dòng)態(tài)特性，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證；王曉霖等[9]基于解析方法編制了洪水管道分析程序，解析解與Abaqus有限元軟件結(jié)果吻合良好，基于管道軸向應(yīng)變，計(jì)算得到了管道在洪水中漂浮的極限長度；Sijia Li等[10]建立了管道與土壤耦合有限元模型，主要分析了缺陷對管道在水毀災(zāi)害中的影響；康習(xí)鋒等人[11]考慮到管道初始缺陷，采用有限元方法對埋地管道屈曲臨界載荷進(jìn)行研究，得到屈曲臨界載荷修正公式；譚東杰等[12]將微分求積法引入有限元軟件進(jìn)行運(yùn)算，得到了洪水沖擊下形成管跨的危險(xiǎn)長度。

現(xiàn)有研究主要針對管道在水毀災(zāi)害中的應(yīng)力分布情況，從材料強(qiáng)度角度分析水毀對管道的影響。本文采用有限元方法，考慮了不同管道外徑和管道壁厚的影響，根據(jù)特征值屈曲理論，從結(jié)構(gòu)角度分析了管道在水毀災(zāi)害中漂浮和懸跨2種主要形式下的穩(wěn)定性，得到管道漂浮情況下的極限長度，結(jié)果與文獻(xiàn)[9]一致。

1　研究方法

1.1　載荷計(jì)算

根據(jù)Morison[13]的理論，管道在水流中承受的載荷可以表示為：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：FD表示水流繞流拖拽力，N；D表示管道外徑，m；V表示水流速度，m/s；FI表示水流慣性力，N；FL表示水流繞流升力，N；Ff表示浮力，N；W表示重力，N；ρp表示管壁密度，kg/m3；t表示管道壁厚，m；ρi表示管道內(nèi)部介質(zhì)密度，kg/m3；ρw表示水流密度，kg/m3，可以表示為：

ρw=ρo(1-Sv)+ρsSv

(6)

式中：ρo表示水與砂石密度和，kg/m3；ρs表示砂石密度，kg/m3；Sv表示單位體積水中含沙比，值取1.2%。

CD，CL，CM表示水動(dòng)力系數(shù)，Morison公式屬于經(jīng)驗(yàn)公式，水動(dòng)力系數(shù)需要通過實(shí)驗(yàn)來確定，本文采用《管道及儲(chǔ)罐強(qiáng)度設(shè)計(jì)》[14]中給出的部分經(jīng)驗(yàn)值。

表1　水動(dòng)力系數(shù)經(jīng)驗(yàn)值

根據(jù)Marston-Spangler[15]理論，管道在土壤中承受載荷可以表示為：

T=πDKη

(7)

(8)

G=CcρgghD

(9)

式中：T表示土壤與管道摩擦力，N；K表示土壤壓力，N；η表示土壤與管道摩擦系數(shù)，本文認(rèn)為回填土為沙土，沙土與管道摩擦系數(shù)一般取值為0.4～0.7，本文取0.5；ρg表示土壤密度，kg/m3；h表示管道埋深，m；φ表示土壤內(nèi)摩擦角度，沙土內(nèi)摩擦角一般在25～28°，本文取26°；G表示管土對管道壓力，N；Cc表示填埋式土壓力系數(shù)，根據(jù)Marston-Spangler理論一般取1.2～1.4，本文取1.3。

1.2　有限元模型

通過對比文獻(xiàn)[1]和文獻(xiàn)[3-12]中實(shí)際管道幾何參數(shù)，定義管道埋深2.5 m，管道內(nèi)壓力2 MPa，并分別選擇管道外徑0.6，0.8，1.0，1.2 和1.4 m，管道壁厚度0.011，0.013，0.015，0.017和0.019 m進(jìn)行對比分析。模型中材料屬性如表2所示。

實(shí)際管道水毀位置兩側(cè)土壤長度可以認(rèn)為是無限的。為了簡化有限元模型，通過比較發(fā)現(xiàn)，管道在水毀災(zāi)害中懸跨情況下水毀位置兩端各截取5 m土壤可以滿足模擬計(jì)算精度要求，其幾何模型如圖1所示。

表2　材料屬性

圖1　管道在水毀災(zāi)害中懸跨幾何模型Fig.1　Geometric model of pipeline spanning in washout

管道在水毀災(zāi)害中漂浮情況下，截取5 m土壤后管道在水動(dòng)力作用下脫離土壤。這顯然與實(shí)際情況不符，通過比較發(fā)現(xiàn)，水毀位置兩端各截取10 m土壤可以滿足模擬精度要求，其幾何模型如圖2所示。

圖2　管道在水毀災(zāi)害中漂浮幾何模型Fig.2　Geometric model of pipeline floating in washout

設(shè)置管道與土壤非線性接觸，管土之間不可相互侵入，管道與土壤不分離但允許相對滑移。土壤非水毀面與管道兩端完全約束，管道外表面所有節(jié)點(diǎn)施加均布載荷。以管道在水毀中漂浮為例，選擇Solid 186單元，映射單元數(shù)為64 336，管道網(wǎng)格尺寸100 mm × 100 mm。鑒于有限元模型較大，網(wǎng)格密集，展示1/4有限元模型，如圖3所示。

圖3　有限元模型Fig.3　Finite element model

1.3　屈曲特征值

屈曲特征值用于評估特定載荷下結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。當(dāng)載荷值達(dá)到臨界載荷P時(shí)，結(jié)構(gòu)發(fā)生屈曲。屈曲前的平衡形式被破壞，新的平衡形式與屈曲前平衡形式有本質(zhì)區(qū)別，結(jié)構(gòu)的內(nèi)力和變形都因發(fā)生了性質(zhì)上的突然變化。管道在水毀災(zāi)害中長距離漂浮情況下，除管道軸向應(yīng)力達(dá)到材料屈服極限發(fā)生斷裂以外，管道形變達(dá)到一定程度而喪失承壓能力也會(huì)造成災(zāi)難性破壞，其中臨界載荷P可表示為：

P=λPc

(10)

([Km]+λ[Kn]){δ}=0

(11)

式中：λ為屈曲特征值；[Km]為彈性剛度矩陣；[Kn]為幾何剛度矩陣；{δ}為特征位移向量。

2　結(jié)果與分析

2.1　位移分析

計(jì)算得到管道在水毀災(zāi)害中懸跨和漂浮位移如圖4所示。

圖4　管道在水毀災(zāi)害中位移Fig.4　Pipe displacement in washout

從圖4可以看出，與土壤接觸處管道位移較小，在水毀位置管道位移沿管道鋪設(shè)方向先增大再減少，位移最大值發(fā)生在水毀中心位置。計(jì)算得到不同外徑管道在水毀災(zāi)害中懸跨和漂浮位移，如圖5、圖6所示。

圖5　不同外徑管道在水毀災(zāi)害中懸跨位移Fig.5　Pipeline displacement spanning in washout of different diameter

圖6　不同外徑管道在水毀災(zāi)害中漂浮位移Fig.6　Pipeline displacement floating in washout of different diameter

從圖5、圖6可以看出，隨著管道外徑的增加，管道最大位移呈降低趨勢。這種趨勢在管道外徑小于1.0 m時(shí)表現(xiàn)顯著，以管道漂浮為例，管道外徑從0.6 m增加至0.8 m、從0.8 m增加至1.0 m，最大位移分別降低約10.8%，8.3%；管道外徑從1.0 m增加至1.2 m、從1.2 m增加至1.4 m，最大位移分別降低約2.0%，1.2%。計(jì)算得到不同壁厚管道在水毀災(zāi)害中懸跨和漂浮位移如圖7和圖8所示。

圖7　不同壁厚管道在水毀災(zāi)害中懸跨位移Fig.7　Pipeline displacement spanning in washout of different thickness

圖8　不同壁厚管道在水毀災(zāi)害中漂浮位移Fig.8　Pipeline displacement floating in washout of different thickness

從圖7和圖8可以看出，隨著管道壁厚的增加，管道最大位移呈線性降低趨勢，壁厚每增加2 mm，最大位移降低約1%。

2.2　屈曲特征值分析

為了確定管道在懸跨和漂浮條件下的極限水毀長度，分別計(jì)算得到不同水毀距離下，管道懸跨和漂浮的最小屈曲特征值如圖9所示。

圖9　不同水毀長度管道最小屈曲特征值Fig.9　Minimum pipeline buckling eigenvalue of different wathout length

從圖9可以看出，隨著水毀長度的增加，最小屈曲特征值近似呈線性降低。因?yàn)楫?dāng)屈曲特征值小于1時(shí)結(jié)構(gòu)發(fā)生失穩(wěn)，所以在不考慮安全因子的情況下，管道在水毀中懸跨極限長度約為160 m，管道在水毀中漂浮的極限長度約為200 m。以上2種情況下管道的最小屈曲模態(tài)如圖10所示。

圖10　管道在水毀中屈曲模態(tài)Fig.10　Buckling mode of pipeline in washout

從圖10可以看出，管道在水毀災(zāi)害中懸跨最小屈曲模態(tài)發(fā)生在水毀中心位置，漂浮情況下發(fā)生在水毀中心附近偏向流動(dòng)方向。計(jì)算得到不同外徑管道在水毀災(zāi)害中懸跨和漂浮最小屈曲特征值如圖11所示。

圖11　不同外徑管道最小屈曲特征值Fig.11　Minimum pipe buckling eigenvalue of different diameter

從圖11可以看出，隨著管道外徑的增加，最小屈曲特征值呈顯著的線性增長趨勢，以管道在水毀中漂浮為例，管道外徑從0.8 m增加至1.0 m，最小屈曲特征值增加約160.28%。計(jì)算得到不同管道壁厚在水毀災(zāi)害中懸跨和漂浮最小屈曲特征值如圖12所示。

圖12　不同壁厚管道最小屈曲特征值Fig.12　Minimum pipeline eigenbuckling value of different thickness

從圖12可以看出，隨著管道壁厚的增加，最小屈曲特征值近似呈緩慢的線性增長，以管道在水毀中懸跨為例，管道壁厚從0.015 m增加至0.017 m，最小屈曲特征值增長約5.81%。

3　結(jié)論

1)管道在水毀災(zāi)害中最大位移發(fā)生在中心位置，增加管道外徑可以有效抑制管道在水毀災(zāi)害中的位移。

2)得到埋地管道在水毀災(zāi)害中懸跨和漂浮情況下的極限長度，并確定在該長度下管道的最小屈曲位置。

3)隨著管道壁厚的增加，管道在水毀災(zāi)害中的穩(wěn)定性近似呈緩慢的線性增長；增加管道外徑顯著提高了管道抗屈曲能力。

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