天然氣輸氣管道第三方破壞機理研究*

楊旭 竺柏康 郭健

1浙江海洋大學船舶與海運學院

2浙江海洋大學石油化工與環(huán)境學院

管道運輸具有安全性高、成本低、輸送連續(xù)性好、運行時間長、不易受到破壞等優(yōu)點，一般用于輸送油氣、煤等特殊資源，提高運輸效率的同時可避免浪費資源。但天然氣管道運輸也有缺點，因管線鋪設距離長，對管道的失效檢測、泄漏檢測和后期維修更換造成了一定困難，特別是第三方對管道造成的破壞很難預防，如第三方施工、管道占壓、打孔盜油（氣）等。

第三方挖掘載荷作用于管道，嚴重時會直接造成管道破裂，導致輸送介質(zhì)的泄漏，對管道的防腐層造成不同程度的破壞，使管道更易發(fā)生腐蝕和應力集中等后果[1]。另外，由于管道內(nèi)輸送的介質(zhì)是易爆的油氣產(chǎn)品，一旦發(fā)生泄漏，將造成巨大的破壞和經(jīng)濟損失。因此，研究挖掘荷載作用對埋地輸氣管道的破壞具有現(xiàn)實意義。

郭健等[2]建立了埋地套管的三維有限元模型，分析埋地套管中心應力與地面施加載荷之間的關系，以及不同載荷下套管長度方向上的應力分布規(guī)律。吳龍飛[3]對海底管道剩余強度的預測方法進行了研究。本文建立基于管土相互作用的第三方挖掘作用下天燃氣管道有限元模型，模型使用實體單元模擬土壤，殼單元模擬管道，面面接觸算法模擬管土相互作用?；谠撃Ｐ瓦M行管道的失效過程分析，基于應力與應變準則對管道的安全性進行評價，開展工程常見參數(shù)的影響分析，以及不同挖掘位置、不同管徑、壁厚的管道載荷分析。

1 管土相互作用有限元模型

選用的土體模型為drucker-prager 模型，該模型可充分反映土體彈塑性狀態(tài)，并服從廣義的Von-Mises 屈服準則，能夠避免土體模型發(fā)生較大形變并較好分析管道受力和形變情況[4]。由于土體是無限體，為減少模擬誤差，采用無反射邊界條件、六面體網(wǎng)格劃分法劃分模型，非等分線劃分土體，在管道與土壤接觸面劃分網(wǎng)格時需要加密劃分[5]。土壤參數(shù)見表1。

表1 土壤參數(shù)Tab.1 Soil parameters

1.1 管道參數(shù)

利用ANSYS Workbench 軟件中的DM 模塊建立X70 管線鋼有限元三維模型。根據(jù)圣維南原理，管道長度應設置為管徑的3～5 倍，為得到最好的對比分析效果[6]，將管道長度統(tǒng)一設置為5 m。

1.2 挖掘參數(shù)

分三組進行模擬，分析管道所受應力及產(chǎn)生的形變。第一組是對同一管道不同角度施加相同載荷，第二組是對同一管道相同角度施加不同載荷，第三組是對同一管道相同角度施加相同載荷但斗齒數(shù)不同。均采用X70 鋼級管道進行實驗，管道輸氣壓力為5 MPa，具體參數(shù)見表2。

表2 三組模擬實驗參數(shù)Tab.2 Three groups of simulated experimental parameters

鏟斗主要由鋼材構(gòu)成，其模型選用各項同性彈塑性模型，且服從Von-Mises 屈服準則。斗齒及鏟斗參數(shù)見表3、表4。

表3 斗齒參數(shù)Tab.3 Parameters of bucket teeth

表4 鏟斗參數(shù)Tab.4 Bucket parameters

圖1 三齒與五齒挖斗模型Fig.1 Three-tooth and five-tooth bucket model

以PC-360 型挖掘機為例，其挖斗容量為1.6 m3，寬度為1 270 mm。挖斗模型見圖1。假設土壤的土質(zhì)分布均勻且各向同性，則為彈塑性材料。挖掘載荷破壞管道可看作一個半無限體受外界沖擊荷載作用于管道的過程[7]。因管道覆土質(zhì)量和挖掘荷載之間存在的差距較小，故不考慮覆土產(chǎn)生的載荷對管道的細微影響，從而提高模型的精確性和可靠性。從模型可以看出，挖斗在管道上方施加載荷，管道受挖斗沖擊產(chǎn)生形變、刮痕甚至泄漏。將挖斗設置為剛體，土體定義為固定約束，邊界使用固定邊界進行約束[8]；管道與土體之間設置一個0.4 的摩擦系數(shù)，通過sweeping 方法對管道進行網(wǎng)格劃分，使用sizing 方法對挖斗劃分，對土體使用Hex dominant 方法劃分[9]（圖2、圖3）。

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

圖3 管道有限元模型Fig.3 Finite element model of pipeline

1.3 模型驗證

根據(jù)天然氣輸氣管道的運行特征和狀況，對初始參數(shù)進行設置并運算，從而驗證模型的可行性。將模型運算結(jié)果與行業(yè)中較為認可的半經(jīng)驗Driver模型計算結(jié)果進行對比[10]。Driver 模型的計算公式為

式中：F為管道可以承受的極限挖掘力，N；D為管道直徑，mm；t為管道壁厚，mm；L為斗齒的長度，mm；W為斗齒的寬度，mm，σs為管道的抗拉強度，MPa。

由公式（1）可計算出管道承受的極限挖掘載荷，并與模型計算結(jié)果進行對比，有效應力理論計算值與模型計算值的對比結(jié)果見表5。兩者誤差均在5%以內(nèi)，說明該模型能夠?qū)艿缿冞M行準確的模擬驗證。

表5 模型計算值與Driver 驗證值對比Tab.5 Comparison of model calculated values and Driver verified values

2 數(shù)值模擬分析

2.1 挖掘載荷對管道的破壞

對土體中管徑為1 016 mm、壁厚為17.5 mm 的X70 鋼級管道施加1 000 kN 或1 500 kN 的挖掘荷載，管道的輸氣壓力為5 MPa。通過計算得到Von-Mises 應力分布和應力變化趨勢曲線，如圖4～圖7所示。

由圖4、圖6 可知，在同一管道相同施加角度條件下，埋地輸氣管道的有效應力峰值會隨著挖掘荷載的增加而增大，且增加的幅度較大。施加1 000 kN 力時管道應力變化趨勢平緩，峰值圖呈近似線性關系；施加1 500 kN 力時趨勢變化明顯，對管道造成的破壞較大，說明挖掘荷載的大小是影響管道是否遭受破壞和能否正常運行的主要因素。

圖4 1 000 kN 挖掘載荷Von-Mises 應力分布Fig.4 Von-mises stress distribution with 1 000 kN excavation load

圖5 1 000 kN 挖掘載荷應力變化趨勢曲線Fig.5 Stress variation trend curve of 1 000 kN excavation load

圖6 1 500 kN 挖掘載荷Von-Mises 應力分布Fig.6 Von-mises stress distribution with 1 500 kN excavation load

圖7 1 500 kN 挖掘載荷應力變化趨勢曲線Fig.7 Stress variation trend curve of 1 500 kN excavation load

由圖4、圖5 可知，挖掘荷載從1 000 kN 增加到1 500 kN 時，埋地輸氣管道所受的有效應力峰值從572 MPa 增大到641 MPa。當施加的挖掘荷載較小時，管道的有效應力峰值沒達到管道的屈服強度，管道正常運行。當施加1 000 kN 力時管道產(chǎn)生的最大應力已超出管道的屈服強度（表6），此時管道會發(fā)生形變乃至泄漏。由以上分析可知，第三方挖掘所施加的載荷大小決定了天然氣管道所受的有效應力高低，說明施加載荷大小是影響埋地輸氣管道動力響應的主要因素。

2.2 挖掘角度對管道的破壞

為分析不同挖掘角度對天然氣輸氣管道動力響應的影響，模擬在施加600 kN 力但挖掘角度分別為45°和90°時管道的應力變化和形變，結(jié)果見圖8、圖9，參數(shù)與前文保持一致。

圖8 45°挖掘時管道應力分布Fig.8 Pipeline stress distribution during 45°excavation

圖9 90°挖掘時管道應力分布Fig.9 Pipeline stress distribution during 90°excavation

對比發(fā)現(xiàn)，45°挖掘時管道最大應力為406 MPa，90°挖掘時管道最大應力為423 MPa，均小于管道的屈服強度，未對管道造成實質(zhì)性破壞，且產(chǎn)生的應力形變基本相似。說明在同一管道施加相同載荷的情況下，施加角度對管道會產(chǎn)生一定形變，但應力變化并不明顯。

2.3 不同壁厚時管道的破壞情況

對不同壁厚的X70 管線鋼進行分析，參數(shù)見表6。

表6 不同壁厚下X70 管線鋼參數(shù)Tab.6 Pipe steel parameters of X70 with different wall thickness

在相同模擬環(huán)境，對不同壁厚的管道施加500 kN 的挖掘載荷（圖10、圖11）。相同管道外徑和屈服強度下，壁厚為28 mm 的X70 鋼級管道所受的最大應力為381 MPa，壁厚為17.5 mm 的X70 鋼級管道所受的最大應力為362 MPa；當管道壁厚增大時，其有效應力峰值減小。在相同管道外徑下，管道抵抗挖掘載荷作用的能力隨管道壁厚的增加而增大，而輸氣管道壁厚的增大也增大了管道的剛度，使得管道抵抗挖掘荷載作用的能力也相應增加，從而降低了埋地輸氣管道所受的有效應力峰值。說明管道壁厚會影響在第三方挖掘載荷作用時管道所受有效應力的大小。

圖10 壁厚為28 mm 管道損傷模擬分析Fig.10 Damage simulation analysis of the pipe with 28 mm wall thickness

圖11 壁厚為17.5 mm 管道損傷模擬分析Fig.11 Damage simulation analysis of the pipe with 17.5 mm wall thickness

2.4 不同斗齒數(shù)對管道的破壞

由于挖掘環(huán)境和作業(yè)條件的不同，考慮到作業(yè)時的實際情況，管道受到破壞是由所施加載荷的大小決定，也受到挖掘機斗齒數(shù)的影響，因此對三齒挖掘和五齒挖掘進行分析模擬。為明確在相同載荷、同一管道下，不同斗齒數(shù)對管道產(chǎn)生的破壞影響，采用600 kN 的載荷進行不同斗齒數(shù)下管道所受應力情況分析，結(jié)果見圖12、圖13。

圖12 三齒作用下管道應力云圖Fig.12 Pipe stress cloud chart under three teeth action

三齒作用下管道產(chǎn)生的最大應力為423 MPa，而五齒作用下管道的最大應力為319 MPa，即五齒作用于管道時天然氣管道所受的有效應力小于三齒作用下天然氣輸氣管道的有效應力，原因是三齒作用會比五齒作用更容易產(chǎn)生應力集中，使管道受到更大的有效應力。

圖13 五齒作用下管道應力圖Fig.13 Pipe stress cloud chart under five teeth action

2.5 非直接接觸下第三方挖掘?qū)艿赖钠茐?/h3>

管道在相同挖掘深度下，挖掘距離分別取0、0.5、0.8、1.2 m，均施加1 000 kN 力時管道應力變化見圖14。施加1 000 kN 載荷時，管道有效應力變化范圍在182 ～198 MPa 之間。

圖14 天然氣管道有效應力隨距離變化Fig.14 Variation of effective stress of natural gas pipeline with distance

受土壤阻尼作用的影響，在相同的挖掘深度下，管道有效應力大小隨挖掘位置與管道距離的增加而減小，挖掘距離與有效應力峰值近似呈線性關系。表明在挖掘荷載不直接作用于管道時，隨著挖掘距離的增加，荷載作用于管道的有效應力逐漸減小，不影響管道的正常運行。

3 結(jié)論

（1）通過ANSYS Workbench 軟件建立挖掘載荷對管道的破壞模型，模擬分析第三方挖掘荷載作用下天然氣輸氣管道動力響應情況。結(jié)果表明，管道的應力分布呈對稱狀，在載荷作用中心點處，管道的有效應力最大，有效應力峰值隨著荷載作用點的遠離而變小。

（2）分析不同的挖掘工況發(fā)現(xiàn)，挖掘荷載的沖擊角度對管道損傷影響較小。當改變挖掘載荷施加方向時，會使得斗齒與管道的接觸發(fā)生變化，接觸面積越小，造成的管道破壞越嚴重。埋地輸氣管道承受挖掘荷載作用是一個瞬態(tài)受力的過程，管道最容易發(fā)生破壞的位置就是載荷施加的位置，與載荷位置距離越大，管道受到破壞越小。

（3）通過對挖掘荷載、管道壁厚與斗齒數(shù)三個不同參數(shù)的數(shù)值模擬可知，挖掘荷載的大小直接影響到管道的完整性和能否安全運行，而斗齒數(shù)能影響第三方挖掘產(chǎn)生的破壞程度，管道壁厚對管道受到破壞的程度影響不大；但同種鋼級的管道壁厚越大，所能承受的破壞強度越大。