基于ABAQUS軟件的油氣站場地基沉降管道的應(yīng)力分析

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(塔里木油田分公司 油氣運(yùn)銷部,庫爾勒 841000)

隨著石油工業(yè)的快速發(fā)展，石油管道敷設(shè)量迅猛增加，壓力管道的使用越來越廣泛，由于壓力管道輸送的多為高壓、有毒、易燃、腐蝕性強(qiáng)的介質(zhì)，一旦發(fā)生壓力管道破損，必將造成破壞性后果。壓力管道失效是由多方面因素引起的，主要有內(nèi)外腐蝕、不均勻沉降、疲勞斷裂等[1-2]，因此對壓力管道的運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行檢測至關(guān)重要。

目前，國內(nèi)已逐步開展埋地管道應(yīng)力分析方面的研究[3-4]，帥健等[5]認(rèn)為管道在上覆土體和夯實地基的不均勻作用下會發(fā)生局部彎曲和橢圓化變形，管底夯實地基起到阻止管道下沉的作用；楊朝娜[6]定量分析了各因素如管線的埋深、材質(zhì)、壁厚等對管線受力和變形的影響；張鵬[7]認(rèn)為管道覆土的不均勻?qū)艿赖淖冃未嬖谝欢ㄓ绊憽Ｈ欢F(xiàn)有文獻(xiàn)鮮有利用ABAQUS軟件對油氣集輸站場內(nèi)地基沉降管道進(jìn)行應(yīng)力分析，本工作利用ABAQUS軟件根據(jù)已觀測到的地基沉降，分析了埋地管道的應(yīng)力，并與實測應(yīng)力進(jìn)行對比。

1 油氣集輸站場地基沉降管道模型的建立

1.1 沉陷區(qū)

當(dāng)埋地管-土相互作用產(chǎn)生較大位移或變形時，管道和土體的變形會進(jìn)入非線性狀態(tài)，采用理論分析方法求解十分復(fù)雜困難。隨著數(shù)值模擬技術(shù)的發(fā)展，基于有限元模型的分析方法可以便于描述管-土之間的相互作用，如土彈簧模型，見圖1。該模型將管道周圍土體簡化為一系列的等效彈簧，彈簧的剛度和自由度則由土質(zhì)和土體運(yùn)動形式?jīng)Q定[8]。

埋地管道一般采用溝埋式敷設(shè)，并在特殊地段上覆回填砂土。管軸方向上，單位長度管道所受的回填土極限作用力為[9]

fu=πDkcs+0.5πDHρsg(1+K0)tanδ

(1)

式中:D為管道直徑；cs為回填土內(nèi)聚系數(shù)；H為地面至管道軸線的埋深；ρs為土密度；g為重力加速度；K0為靜土壓力系數(shù)，可取0.5；k為黏合系數(shù)；δ為管-土界面摩擦角，δ=f′φ，φ為土內(nèi)摩擦角，f′為防腐蝕層相關(guān)系數(shù)，與土內(nèi)摩擦角和管-土界面摩擦角有關(guān)。

假設(shè)管道周圍土體狀態(tài)均勻一致，當(dāng)管-土間的相對位移達(dá)到最大值(屈服位移)后，管-土間的相互作用力為一恒定值，以此確定土的彈簧剛度，如圖2所示。

1.2 橫向管-土作用

橫向土的彈簧剛度主要由場地土質(zhì)決定，單位長度上管-土間橫向極限作用力為[9]

pu=NchcsD+NqhDHρsg

(2)

1.3 豎向管-土作用

當(dāng)管道在豎直平面內(nèi)移動時，由于上層土體厚度有限，管道向上與向下的地基土剛度存在明顯差異，即管道相對于土作向上位移時的土反力和向下位移時的土反力是不同的。因此，豎直方向的土彈簧分為向上和向下兩部分。

(a) 軸向 (b) 橫向 (c) 豎向圖2 埋地管-土相互作用力Fig.2 Interaction force of buried pipe-soil

垂直向上管-土相互作用力為[9]

qu=NcvcsD+NqvρsgHD

(3)

垂直向下管-土相互作用力為[9]

(4)

土體密度選取2 000 kg/m3，內(nèi)摩擦角30°，根據(jù)上述管-土相互作用計算方法，計算埋地管道的管-土作用力。

2 ABAQUS應(yīng)力分析

2.1 沉陷管道有限元模型建立

利用ABAQUS有限元軟件模擬分析地基沉陷區(qū)管道的變形和應(yīng)力。首先，根據(jù)站內(nèi)1～6號罐前閥組管道布局建立有限元模型，如圖3所示。模型選用梁結(jié)構(gòu)，梁截面為管狀，利用土彈簧模型加以模擬。

圖3 站內(nèi)1～6號罐前閥組管道模型Fig.3 Pipe model of valve groups No.1-6

2.2 邊界條件

利用全站儀對閥組內(nèi)管線進(jìn)行沉降測試，結(jié)果見表1，可以看出：管道沉降最嚴(yán)重的位置位于閥組一的P14和P15管道，入地彎頭沉降量分別達(dá)到了0.43 m和0.45 m。

表1中：閥組分別為1～6號，埋地管道分別為P1～P5。架空管道編號分別為P11～P65，例如管道標(biāo)號P13表示閥組一與P3埋地管道連接的架空管道。

表1 1～6號罐前閥組的沉降數(shù)據(jù)Tab.1 Settlement data of the valve groups No.1～6

2.3 應(yīng)力分析

根據(jù)沉降檢測和分析結(jié)果，利用ABAQUS有限元分析軟件，對站內(nèi)1～6號罐前閥組施加位移載荷，得到管道Mises等效應(yīng)力和剪切應(yīng)力情況如圖4及圖5所示。從圖中可以看出，應(yīng)力較大位置集中在閥組支撐位置和沉降量較大的入地彎頭位置，如閥組二處的φ426和φ273地上管道支撐處和彎頭處(與地下管道P3和P4相連)應(yīng)力均達(dá)到屈服狀態(tài)。此外，閥組5和閥組6中管道雖然沉降量并不大，但受到埋地管道P3和P4的影響，應(yīng)力也較為集中，如P53、P54和P63。

圖4 管線Mises等效應(yīng)力(單位:Pa)Fig.4 Mises equivalent stress of the pipeline (unit: Pa)

圖5 管線剪切應(yīng)力(單位:Pa)Fig.5 Shear stress of the pipeline (unit: Pa)

由圖5可見:在P22和P32地上管三通處，P14、P33和P34位置，剪應(yīng)力值較大，剪應(yīng)力約為145 MPa。

根據(jù)應(yīng)力分析結(jié)果，管道Mises等效應(yīng)力相對較大位置的應(yīng)力分布情況見表2，最大剪切應(yīng)力情況見表3。

3 ABAQUS管件應(yīng)力分析結(jié)果與現(xiàn)場實測應(yīng)力對比

3.1 選點(diǎn)位置及原則

為分析每個管件的應(yīng)力分布，同時為應(yīng)力檢測點(diǎn)的布置提供參考，對6處擬進(jìn)行現(xiàn)場X射線測試的管件進(jìn)行了有限元實體模型分析，選點(diǎn)位置及原則如圖6和表4所示。

表2 Mises應(yīng)力分布情況Tab.2 Distribution of Mises stress

表3 剪切應(yīng)力的分布情況Tab.3 Distribution of shear stress

圖6 選點(diǎn)位置示意圖Fig.6 Selected point positions

3.2 測試儀器及方法

采用X射線應(yīng)力儀進(jìn)行檢測，該儀器采用改進(jìn)的Ψ衍射幾何(對稱側(cè)傾法)緊湊測角儀G2，具有雙側(cè)512通道線形成像探測器。測試方法為側(cè)傾法，測試射線為CrKα輻射線，衍射晶面(211)面，射線管工作電壓30 kV，射線管工作電流6.7 mA。測試要求如下：測點(diǎn)表面必須沒有污垢、油膜、厚氧化層和附加應(yīng)力層等，表面粗糙度應(yīng)小于10 μm。本次測試首先對10個測位范圍打磨以去除漆層、氧化層和污垢等，然后用細(xì)砂紙打磨光滑，最后對測點(diǎn)電解拋光以消除由打磨帶入的加工應(yīng)力。

表4 應(yīng)力檢測位置及選取原則Tab.4 Stress detection positions and selection principles

各測位點(diǎn)實測結(jié)果如圖7所示。

3.3 檢測結(jié)果對比

圖8為各實際測量位置的測量結(jié)果與有限元模擬結(jié)果對比圖。

比較1號測位現(xiàn)場應(yīng)力測試數(shù)據(jù)和有限元模擬結(jié)果：焊縫兩側(cè)熱影響區(qū)域?qū)崪y應(yīng)力較高，主要由于焊接殘余應(yīng)力所致；實測熱影響區(qū)Mises等效應(yīng)力較母材處的高約100～150 MPa，計算過程忽略了徑向應(yīng)力。由于有限元無法模擬殘余應(yīng)力，在熱影響區(qū)應(yīng)力無變化。有限元模擬得到的Mises應(yīng)力和軸向應(yīng)力值均高于實測值，而環(huán)向應(yīng)力值相差較小，這與測繪預(yù)測的管道沉降量有關(guān)。比較2號測位現(xiàn)場應(yīng)力測試數(shù)據(jù)和有限元模擬結(jié)果：在支撐點(diǎn)處，實測環(huán)向應(yīng)力比模擬環(huán)向應(yīng)力低約150 MPa，其他點(diǎn)均高于模擬值；遠(yuǎn)離支撐點(diǎn)位置，模擬Mises應(yīng)力與實測結(jié)果較為接近，但焊縫處相差較大，相差約130 MPa，這是由于該管道入地彎頭位置沉降量預(yù)測偏大。模擬數(shù)據(jù)顯示在2號測位支撐點(diǎn)處的各項應(yīng)力值高于其他各點(diǎn)位置處的，實測數(shù)據(jù)無此現(xiàn)象。比較3號測位現(xiàn)場應(yīng)力測試數(shù)據(jù)和有限元模擬結(jié)果：3號測位實測結(jié)果和模擬結(jié)果與2號測位的相似，除環(huán)向應(yīng)力外，模擬結(jié)果的軸向應(yīng)力和Mises應(yīng)力均高于實測數(shù)據(jù)，這是由于測繪得到的該管道彎頭沉降量偏大。焊縫處，實測環(huán)向應(yīng)力低于模擬結(jié)果60 MPa。比較4號測位現(xiàn)場應(yīng)力測試數(shù)據(jù)和有限元模擬結(jié)果：實測和模擬數(shù)據(jù)曲線的走勢基本一致，在距支管240～300 mm處，各應(yīng)力值均隨距離增加而增大，實測數(shù)據(jù)上升趨勢高于模擬數(shù)據(jù)；在距支管300～700 mm處，應(yīng)力值隨距離增大而降低，實測數(shù)據(jù)第5點(diǎn)例外；各測點(diǎn)模擬結(jié)果低于實測結(jié)果。比較5 號測位現(xiàn)場應(yīng)力測試數(shù)據(jù)和有限元模擬結(jié)果：除點(diǎn)3外，實測和模擬數(shù)據(jù)基本一致；模擬得到的環(huán)向應(yīng)力均低于實測應(yīng)力，各點(diǎn)環(huán)向應(yīng)力值基本一致，軸向應(yīng)力和Mises應(yīng)力隨著距支管距離的增大而呈上升趨勢。比較6號測位現(xiàn)場應(yīng)力測試數(shù)據(jù)和有限元模擬結(jié)果：該測點(diǎn)有兩條焊縫，2～4測點(diǎn)為螺旋焊縫，6～8測點(diǎn)為環(huán)焊縫，在焊縫附件，實測各應(yīng)力均波動較大，焊縫處最大環(huán)向應(yīng)力在4點(diǎn)、7點(diǎn)位置；模擬結(jié)果未考慮焊縫和熱影響區(qū)的材料差異，以及焊接帶來的殘余應(yīng)力，所以各點(diǎn)應(yīng)力較為穩(wěn)定，均低于實測結(jié)果，模擬得到的Mises應(yīng)力最大值為72 MPa，在2點(diǎn)位置，低于實測值。

(a) 1號測點(diǎn) (b) 2號測點(diǎn) (c) 3號測點(diǎn)

(d) 4號測點(diǎn) (e) 5號測點(diǎn) (f) 6#測位測點(diǎn)分布圖圖7 測點(diǎn)位置圖Fig.7 Detection point positions

(a) 1號測點(diǎn) (b) 2號測點(diǎn) (c) 3號測點(diǎn)

(d) 4號測點(diǎn) (e) 5號測點(diǎn) (f) 6號測點(diǎn)圖8 1～6號測點(diǎn)的實測結(jié)果與有限元模擬結(jié)果對比圖Fig.8 Comparison of measurement results with finite element simulation results at No.1～6 test points

4 結(jié)論

(1) 利用ABAQUS軟件建立了埋地管道的三維計算模型，通過已知的邊界條件得到了埋地管道的應(yīng)力分布。

(2) ABAQUS有限元應(yīng)力分析具有局限性，無法對焊縫熱影響區(qū)進(jìn)行應(yīng)力分析。

(3) 通過與現(xiàn)場實際測量值進(jìn)行對比得出ABAQUS管道應(yīng)力模擬仿真值具有一定的實際意義，可為判斷管道失效與否提供依據(jù)。