爆破地震波作用下法蘭接口燃?xì)夤艿绖?dòng)力失效機(jī)制*

趙 珂，蔣 楠,2，賈永勝，姚穎康，朱 斌，周傳波

（1.中國地質(zhì)大學(xué)（武漢）工程學(xué)院，湖北 武漢 430074；2.江漢大學(xué)工程爆破湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430024；3.武漢爆破有限公司，湖北 武漢 430024）

地鐵是涵蓋了城市地區(qū)各種地下與地上的路權(quán)專有、高密度、高運(yùn)量的城市軌道交通系統(tǒng)。截至2020年5月，中國已開通的城市地鐵已達(dá)到47個(gè)。在地鐵隧道開挖過程中常遇到堅(jiān)硬巖石，鉆爆法作為高效開挖的方式被大量應(yīng)用。然而，爆破施工過程中常會(huì)對(duì)鄰近燃?xì)夤芫€造成影響。因此，研究爆破地震波作用下埋地燃?xì)夤艿赖氖C(jī)制，探究埋地燃?xì)夤艿勒駝?dòng)破壞的控制標(biāo)準(zhǔn)具有重要意義。

目前，針對(duì)爆破地震波作用下管道的動(dòng)力響應(yīng)特性已有大量研究[1-4]。Kouretzis等[5]通過一系列全尺寸柔性管道現(xiàn)場(chǎng)爆破實(shí)驗(yàn)，并結(jié)合三維動(dòng)態(tài)分析提供了一套計(jì)算最大應(yīng)變及沿管道軸線位置變化的簡便關(guān)系式。Liu等[6]通過建立三維有限元模型，分析了聚乙烯（PE）管道在不同開挖位置、管壁厚度、管道直徑、內(nèi)壓等條件下的力學(xué)響應(yīng)。張震等[7]對(duì)超淺埋地鐵站通道爆破開挖鄰近埋地混凝土管道的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了研究，由最大拉應(yīng)力強(qiáng)度理論得到混凝土管道的爆破控制振速。Jiang等[8]結(jié)合北京地鐵16號(hào)線輸氣管道振速監(jiān)測(cè)結(jié)果和數(shù)值計(jì)算，得出在爆破地震波作用下地鐵開挖時(shí)輸氣管道振動(dòng)速度峰值與藥量、爆心距和管道埋深的預(yù)測(cè)公式。在現(xiàn)有的爆破地震波對(duì)管道影響的研究中，大多數(shù)學(xué)者不考慮管道的連接形式，這樣雖能在一定程度上降低建模和分析的難度，但事實(shí)上，無論是球墨鑄鐵管道還是混凝土管道，管道之間通常是會(huì)采用法蘭接頭或襯墊承插接頭的。為此，在研究埋地管道爆破地震安全控制標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，考慮管道具有連接形式這一工程實(shí)際將更具合理性。

基于此，本文中以武漢市城區(qū)典型土層埋置的燃?xì)夤艿罏楣こ桃劳校_展全尺寸直埋燃?xì)夤艿辣频卣鹦?yīng)研究的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)。結(jié)合動(dòng)力有限元軟件LS-DYNA對(duì)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證與補(bǔ)充研究，建立爆破地震波作用下法蘭接口燃?xì)夤艿赖臄?shù)值模型。分析在不同爆距下法蘭接口燃?xì)夤艿赖谋普駝?dòng)響應(yīng)以及安全控制標(biāo)準(zhǔn)，為城市鄰近管道爆破工程的安全建設(shè)提供更符合工程實(shí)際的指導(dǎo)。

1 鄰近管道現(xiàn)場(chǎng)爆破實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)場(chǎng)地條件

本實(shí)驗(yàn)以武漢市區(qū)主要常見樞紐燃?xì)夤艿拦こ虨檠芯勘尘癧9-10]。武漢市范圍內(nèi)現(xiàn)役燃?xì)夤艿蓝酁殍T鐵或鋼制管道，管徑范圍在DN40～DN2 600之間，埋地管道埋置深度約1～3 m。根據(jù)相關(guān)研究表明，此埋置深度廣泛存在著層厚約4 m的粉質(zhì)黏土層。參照武漢市管道臨近爆破工程場(chǎng)地相關(guān)特點(diǎn)，結(jié)合大量實(shí)地考察研究后，選取了位于武漢市經(jīng)濟(jì)技術(shù)開發(fā)區(qū)硃山路與硃山一路交匯處的場(chǎng)地平整項(xiàng)目作為實(shí)驗(yàn)場(chǎng)地。為了充分模擬爆破工程分別位于管道的前方、正下方、后方時(shí)的實(shí)際動(dòng)態(tài)推進(jìn)施工過程，本實(shí)驗(yàn)在實(shí)驗(yàn)場(chǎng)地埋設(shè)所需管段，并在沿管道垂直平分線前方、正下方、后方等不同位置進(jìn)行爆破。實(shí)驗(yàn)中預(yù)埋土層為粉質(zhì)黏土層，厚度4 m，下部開挖巖層為強(qiáng)風(fēng)化、中風(fēng)化砂巖層。本研究中的管道選用城區(qū)輸氣常用的球墨鑄鐵燃?xì)夤艿溃艿乐睆? m、壁厚1 cm。考慮到城區(qū)現(xiàn)有燃?xì)夤艿来蠖嗦裨O(shè)于距地表約 2 m深度的粉質(zhì)黏土層中，因此管道埋深（管頂至地面）設(shè)為2.0 m。同時(shí)，考慮到下穿燃?xì)夤艿赖陌踩珕栴}，在爆破施工時(shí)常對(duì)燃?xì)夤艿肋M(jìn)行減壓處理，因此實(shí)驗(yàn)管道不做加壓處理。實(shí)驗(yàn)中爆破炮孔擬采用垂直炮孔，孔深6 m、直徑90 mm。裝藥結(jié)構(gòu)為炮孔底部連續(xù)耦合裝藥，裝藥長度106 cm，單孔裝藥量8 kg，孔底起爆，以充分滿足實(shí)際工程中下穿爆破工程爆破荷載的特點(diǎn)和規(guī)律。實(shí)驗(yàn)共設(shè)計(jì)11組炮孔，實(shí)驗(yàn)工況編號(hào)Ⅰ～Ⅺ，如圖1所示。

圖1 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)示意圖Fig.1 Schematic diagram of field experiment design

1.2 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)方案

為更好地研究爆破地震波作用下管道的振動(dòng)特征，本實(shí)驗(yàn)以振動(dòng)速度數(shù)據(jù)和應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)作為主要監(jiān)測(cè)和研究的物理量。采用爆破振動(dòng)測(cè)試儀TC-4 850進(jìn)行管道振動(dòng)速度監(jiān)測(cè)，根據(jù)實(shí)際需要在管道內(nèi)部及管道對(duì)應(yīng)的正上方地表布置多個(gè)振動(dòng)速度測(cè)點(diǎn)，其中監(jiān)測(cè)點(diǎn)D2、D3、D4和D5分別位于管道的1/4、1/2、3/4和端部，監(jiān)測(cè)點(diǎn)D1、D7、D6分別位于管道1/4、1/2、3/4處正上方的地表。管道內(nèi)壁共設(shè)置2個(gè)應(yīng)變監(jiān)測(cè)斷面，其中斷面A位于管道中部，斷面B距離管道邊緣斷面2 m。管道動(dòng)態(tài)應(yīng)變通過在管道斷面A、B內(nèi)壁粘貼環(huán)向和軸向的應(yīng)變片來測(cè)量，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)布置如圖2所示。

圖2 實(shí)驗(yàn)監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.2 Layout drawing of experimental monitoring points

1.3 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果分析

由于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)所得數(shù)據(jù)較多，實(shí)驗(yàn)結(jié)果不一一列出?？紤]到在爆破地震波作用下管道的動(dòng)態(tài)應(yīng)變是最直觀的表現(xiàn)形式，本實(shí)驗(yàn)將所測(cè)的動(dòng)態(tài)應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行濾波去噪處理，提取不同爆源距離下爆破時(shí)所進(jìn)行的11次爆破實(shí)驗(yàn)的峰值應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。選取斷面A上的S1、S2、S3、S4應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，其軸向與環(huán)向動(dòng)態(tài)峰值應(yīng)變數(shù)據(jù)如圖3所示。分析圖3中數(shù)據(jù)可知，管道中心截面各測(cè)點(diǎn)的動(dòng)態(tài)應(yīng)變峰值均呈現(xiàn)出隨爆源距離的減小而逐漸增大的規(guī)律，4個(gè)應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)中以管道底部以及頂部測(cè)定的應(yīng)變值較大。當(dāng)爆源位于實(shí)驗(yàn)管道正下方時(shí)，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變數(shù)據(jù)達(dá)到最大值。此外，根據(jù)應(yīng)變性質(zhì)對(duì)比分析可知，無論實(shí)驗(yàn)爆源距離如何變化，管道中心截面測(cè)點(diǎn)的峰值應(yīng)變均以軸向拉應(yīng)變?yōu)橹?，環(huán)向應(yīng)變?yōu)檩o。

圖3 軸向與環(huán)向動(dòng)態(tài)峰值應(yīng)變Fig.3 Peak strain of axial and horizontal

2 數(shù)值模型及可靠性驗(yàn)證

2.1 基本模型

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)，爆破過程中管道地震效應(yīng)沿穿越軸線具有極強(qiáng)的對(duì)稱性。因此，考慮模型對(duì)稱性，采用ANSYS/LS-DYNA動(dòng)力有限元數(shù)值計(jì)算軟件擬建立管道右側(cè)Ⅰ～Ⅴ炮孔。根據(jù)本實(shí)驗(yàn)相關(guān)巖土勘察資料以及實(shí)驗(yàn)方案，綜合考慮邊界效應(yīng)，確定數(shù)值計(jì)算整體模型如圖4所示，模型整體尺寸為3 300 cm×800 cm×800 cm，上部粉質(zhì)黏土層厚400 cm，下部灰?guī)r層厚400 cm。直埋管道軸向長度取為800 cm，管道內(nèi)徑100 cm、壁厚1 cm。模型炮孔直徑9 cm，孔深600 cm，裝藥長度106 cm。模型單元采用8節(jié)點(diǎn)SOLID164實(shí)體單元，cm-g-μs單位制[11]。為保證模型計(jì)算的準(zhǔn)確性，模型中的炮泥、巖層、土層和炸藥采用大變形的ALE網(wǎng)格劃分,管道采用Lagrange網(wǎng)格。模型網(wǎng)格尺寸按照研究需求進(jìn)行多尺寸混合劃分，根據(jù)網(wǎng)格敏感性分析結(jié)果確定合適的網(wǎng)格大小，其中管道、炮孔、堵泥網(wǎng)格部分進(jìn)行了細(xì)化，劃分網(wǎng)格尺寸最大14 cm、最小4 cm，巖、土體網(wǎng)格最大尺寸33 cm、最小15 cm，如圖4所示。

圖4 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)數(shù)值模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of numerical model of field experiment

2.2 模型材料及參數(shù)

模型中共5種材料，分別是鑄鐵管道、粉質(zhì)黏土、砂巖、堵泥、乳化炸藥。根據(jù)室內(nèi)力學(xué)參數(shù)測(cè)試結(jié)果，相關(guān)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ筒牧蠀?shù)如表1所示。土壤作為松散多孔的非均質(zhì)材料，其物理力學(xué)性能受多種因素影響。其中粉質(zhì)黏土的材料模型選用*MAT_DRUCKER_PRAGER模型，這種材料模型使用了改進(jìn)的Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則，使土壤材料屈服表面的形狀扭曲更真實(shí)[12]。模型屈服公式為：

表1 模型材料參數(shù)Table1 Model material parameters

式中：a、k均為與巖土材料黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ有關(guān)的的常數(shù)，I1為應(yīng)力張量的第一不變量，J2為應(yīng)力張量的第二不變量。

砂巖、球墨鑄鐵材料由于其強(qiáng)度與屈服特征，可以采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC隨動(dòng)硬化材料模型，該模型通過定義巖石或鑄鐵材料的屈服強(qiáng)度以及失效應(yīng)變相關(guān)參數(shù)可以實(shí)現(xiàn)對(duì)材料失效的計(jì)算模擬[13]。此模型的屈服條件為：

式中：σy為屈服強(qiáng)度，σ0為初始屈服強(qiáng)度，c、p表示Cowper-Symonds材料模型的應(yīng)變率參數(shù)，β為硬化參數(shù)，σ0為屈服應(yīng)力，Ep為塑性硬化模量， ε˙ 為應(yīng)變率，有效塑性應(yīng)變，Etan為切線模量；E為彈性模量。砂巖和球墨鑄鐵管道的硬化參數(shù)分別為0.5和0.3。球墨鑄鐵管道按Cowper-Symonds方式考慮應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)屈服強(qiáng)度的影響，應(yīng)變率相關(guān)參數(shù)c=51 000 s?1,p= 6.35，失效應(yīng)變?yōu)?.005。

模型中的炸藥材料與實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)采用的2#巖石炸藥保持一致，采用LS-DYNA軟件自帶的高能炸藥材料*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN來模擬炸藥模型。JWL方程可以對(duì)炸藥的爆轟壓力與相對(duì)體積和內(nèi)能的關(guān)系進(jìn)行描述，其表達(dá)式如下：

式中：p為爆炸產(chǎn)物壓力，V為爆炸產(chǎn)物相對(duì)體積，R1、R2、ω、A、B為炸藥材料參數(shù)，E0為初始比內(nèi)能[14]。炸藥爆轟產(chǎn)物相關(guān)參數(shù)如表2所示。

表2 爆轟產(chǎn)物狀態(tài)方程參數(shù)Table2 Detonation product state equation parameters

由于管道表面與粉質(zhì)黏土層直接接觸，模型中管道與土之間的接觸形式采用自動(dòng)面面接觸形式AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)條件，管道與土之間靜摩擦因數(shù)（fs）設(shè)為0.12，其他相關(guān)參數(shù)設(shè)置為默認(rèn)值。此外，根據(jù)工程現(xiàn)場(chǎng)特點(diǎn)，將計(jì)算模型頂面設(shè)置為自由邊界，其他各面采用無反射邊界條件，以充分滿足爆破地震波在巖土體等半無限介質(zhì)中的傳播條件。

2.3 可靠性驗(yàn)證

參考現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)，合理選擇數(shù)值計(jì)算模型中相對(duì)應(yīng)的模型質(zhì)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證分析。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)測(cè)點(diǎn)的布置，選取距管道中間處監(jiān)測(cè)點(diǎn)D3與數(shù)值模型中相應(yīng)點(diǎn)對(duì)比分析。其中，距離管道5 m的炮孔Ⅴ爆破時(shí)管道截面各方向振動(dòng)速度（vx、vy、vz）和各方向振動(dòng)頻率（fcx、fcy、fcz）如圖5所示。由圖5可知，數(shù)值計(jì)算監(jiān)測(cè)點(diǎn)振動(dòng)速度起始響應(yīng)時(shí)間大概在15 ms左右，即爆破振動(dòng)起爆后，由爆源傳播至監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置所需時(shí)間大約為15 ms，質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)時(shí)間持續(xù)100 ms。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)管道以及地表地震波傳播振動(dòng)主頻率在15～100 Hz左右，數(shù)值計(jì)算振動(dòng)主頻率在20.63～128.25 Hz左右。管道的固有頻率一般低于10 Hz，因此不考慮爆破地震波使管道結(jié)構(gòu)產(chǎn)生共振的情況[15]。監(jiān)測(cè)點(diǎn)D3、D4、D6、D7的合振動(dòng)速度以及S1和S2應(yīng)變?nèi)绫?所示。由表3可知，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)管道質(zhì)點(diǎn)合振動(dòng)速度峰值以及應(yīng)變略小于數(shù)值計(jì)算結(jié)果，最大誤差率為19.8%，在可接受的范圍之內(nèi)。分析發(fā)現(xiàn)，存在以上現(xiàn)象的原因在于：數(shù)值模擬過程未考慮巖土體內(nèi)可能存在節(jié)理弱面對(duì)爆破振動(dòng)速度峰值及頻率衰減的影響。綜上可知，數(shù)值計(jì)算模型的振動(dòng)速度峰值以及頻率特征與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)爆破地震波振動(dòng)規(guī)律一致，數(shù)值計(jì)算模型及參數(shù)選取合理。

圖5 實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的波形和頻譜圖Fig.5 Waveform and spectrogram of experiment and numerical simulation

表3 數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比分析Table3 Comparative analysis of numerical simulation results and measured data

2.4 法蘭接口管道模型

由于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)條件有限，無法蘭燃?xì)夤艿溃虼瞬捎肔SDYNA有限元?jiǎng)恿浖M的方法研究下穿法蘭燃?xì)夤艿辣频卣鹦?yīng)。根據(jù)《整體鑄鐵法蘭》（GBT 17241.6?2008）[16]，考慮現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)管道的具體情況，選擇公稱直徑為DN1000的球墨鑄鐵管道和公稱壓力為PN25的整體鑄鐵法蘭。采用在高溫高壓沖擊振動(dòng)等條件下保持優(yōu)良密封性能的金屬纏繞墊片，依據(jù)《化工容器設(shè)備》[17]，墊片系數(shù)m=2.5，比壓pr=69 MPa。該系統(tǒng)共有28個(gè) M52的等長雙頭螺柱以及 56個(gè)與其配套的螺母。法蘭、墊片尺寸如圖6所示。

圖6 法蘭接口系統(tǒng)Fig.6 Flange interface system

為保證模型計(jì)算的準(zhǔn)確性，模型整體尺寸設(shè)置為3 300 cm×800 cm×800 cm，如圖7所示。參照《水及燃?xì)庥们蚰T鐵管、管件和附件》（GBT 13295?2019）[18]，采用的法蘭管道共2節(jié)，每節(jié)400 cm，軸向長度800 cm。燃?xì)夤艿纼?nèi)直徑100 cm，厚1 cm。模型中的管道、炮泥、巖層、土層和炸藥的材料、網(wǎng)格劃分以及屬性與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)數(shù)值模型保持一致。根據(jù)網(wǎng)格敏感性分析結(jié)果，法蘭、墊片、螺栓模型網(wǎng)格尺寸在3～15 cm范圍內(nèi)。模型共分為7個(gè)部分，共946 748個(gè)單元，其中螺栓和墊片為Part7和Part3，單元數(shù)分別為1 792、168。法蘭、螺栓采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型，材料參數(shù)如表1所示?？紤]到金屬纏繞墊片力學(xué)性能具有明顯的各項(xiàng)異性，根據(jù)制造商提供的該規(guī)格墊片參數(shù)，墊片采用*MAT_ORTHOTROPIC_ELASTIC模型，其材料參數(shù)如表4所示[19]。表4中，Ex、Ey、Ez分別為沿x、y、z方向的彈性模量，μxy、μyz、μxz分別為沿xy、yz、xz方向的泊松比，Gxy、Gyz、Gxz分別為沿xy、yz、xz方向的剪切模量。為真實(shí)反映管道與螺栓、墊片之間的接觸特性，將螺栓、墊片、管道、土體相互接觸部分設(shè)置為自動(dòng)面面接觸（surface-to-surface auto），其中墊片、螺栓和法蘭的靜摩擦因數(shù)設(shè)置為0.3，其他相關(guān)參數(shù)均為默認(rèn)設(shè)置[20]。為準(zhǔn)確模擬螺栓受力情況，LSDYNA中預(yù)緊力可采用應(yīng)力初始化的方法建立螺栓預(yù)緊力。本文中通過參考《壓力容器》（GB 150?2011）中“waters”法[21]以及反復(fù)試算來選定最合適的預(yù)緊載荷，目標(biāo)是保證法蘭接頭滿足強(qiáng)度和密封要求。依據(jù)上述思路計(jì)算得到PN25法蘭單個(gè)螺栓的預(yù)緊力為97.7 kN。

圖7 法蘭接口管道數(shù)值模型示意圖Fig.7 Schematic diagram of numerical model of flange interface pipe

表4 墊片的各項(xiàng)參數(shù)Table4 The parameters of the gasket

3 法蘭接口管道與無接口管道對(duì)比分析

3.1 振動(dòng)速度特征

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置，選取距離管道5 m的炮孔Ⅴ爆破時(shí)無接口管道與法蘭接口管道測(cè)點(diǎn)D3、D4數(shù)值模型中對(duì)應(yīng)的單元，如圖8所示。由圖8中的振動(dòng)時(shí)程曲線分析可知，數(shù)值計(jì)算模型振動(dòng)起始響應(yīng)時(shí)間大概在15 ms左右，法蘭接口管道和無接口管道振動(dòng)波形與峰值振速出現(xiàn)的時(shí)間無明顯差別。但法蘭接口管道和無接口管道測(cè)點(diǎn)D3的單元峰值合振速分別為14.56、31.56 cm/s，兩者差別較大。法蘭接口管道和無法蘭接口管道測(cè)點(diǎn)D4單元峰值合振動(dòng)速度分別為23.58、23.23 cm/s。這是因?yàn)榉ㄌm管道接口處是非剛性節(jié)點(diǎn)，容易在外部荷載作用下產(chǎn)生變形和位移，而且法蘭管道連接處采用回彈性佳、減震性能良好的金屬纏繞墊片。爆破地震波作用于法蘭管道連接處時(shí)，地震波的一部分能量被金屬纏繞墊片吸收，金屬纏繞墊片對(duì)接觸處的管道單元起到了一定的減震作用。而管道1/4處的測(cè)點(diǎn)D4由于距離接口處有一定距離，金屬纏繞墊片減震作用有一定范圍，因此法蘭管道和無法蘭管道非接口處振動(dòng)速度差別不大。

圖8 合振動(dòng)速度對(duì)比圖Fig.8 Comparison chart of combined vibration speed

為全面分析管道振動(dòng)速度沿管身的空間分布特征，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的布置，根據(jù)數(shù)值計(jì)算模型，沿管道軸線選取如圖9所示的管道底部以及正上方地表土體單元。其中，法蘭接口管道和無接口管道峰值合振動(dòng)速度（vp）以及管道正上方地表峰值合振速（vg）如圖10所示。分析圖10可知，在不同爆破工況下，管道、地表峰值合振動(dòng)速度呈現(xiàn)出隨爆源距離減小而不斷增大的趨勢(shì)。此外，沿管道軸線方向，無接口管道、地表振動(dòng)速度均呈現(xiàn)出以管道中心截面為對(duì)稱面沿兩端不斷減小的趨勢(shì)，管道中心截面為最危險(xiǎn)截面。法蘭接口管道沿軸線方向管道單元峰值振速由兩側(cè)向中間逐漸增大，在管道法蘭連接處突然減小。無法蘭接口管道和法蘭接口管道中心正上方地表振速相差較大，這是由于柔性接口在地震波傳播過程中易產(chǎn)生變形。對(duì)比無法蘭接口管道和法蘭接口管道非接口處單元振動(dòng)速度可知，管道及其地表正上方單元峰值振動(dòng)速度相差不大，進(jìn)一步說明了在爆破地震波作用下，法蘭接口對(duì)管道的動(dòng)力響應(yīng)有一定的影響。

圖9 監(jiān)測(cè)點(diǎn)示意圖Fig.9 Schematic diagram of monitoring points

圖10 管道軸線方向振速分布圖Fig.10 Vibration velocity in the axial direction of the pipeline

3.2 應(yīng)力分布特征

根據(jù)數(shù)值計(jì)算模型研究法蘭接口管道和無接口整體有效應(yīng)力分布以及變化情況，其中炮孔V爆破時(shí)管道有效應(yīng)力分布如圖11所示。由圖11（a）可知，爆破地震波在約0.04 s開始在管道中傳播并引起管道有效應(yīng)力的改變，約0.06 s管道的爆破地震波達(dá)到能量峰值，管道有效應(yīng)力也達(dá)到峰值。由圖11（b）可知，法蘭接口管道在0 s時(shí)接口處已出現(xiàn)有效應(yīng)力，這是螺栓預(yù)緊力對(duì)法蘭接口的作用產(chǎn)生的。在約0.1 s，有效應(yīng)力沿管身均勻分布，但管道法蘭接口處有效應(yīng)力遠(yuǎn)大于管身其他部位的有效應(yīng)力。選取法蘭接口管道和無接口管道中心截面以及端部截面最底部單元進(jìn)行對(duì)比分析，無接口管道中心截面和端部截面底部單元峰值有效應(yīng)力分別為32.98、15.11 MPa。法蘭接口管道接口處中心截面底部單元在0 s時(shí)的初始應(yīng)力為68.45 MPa，峰值有效應(yīng)力為145.18 MPa。端部截面底部單元峰值應(yīng)力為19.08 MPa。爆破地震波在法蘭接口管道中傳播時(shí)，管道接口處的有效應(yīng)力最大，因此管道法蘭接口處是研究的關(guān)鍵點(diǎn)。

圖11 管道有效應(yīng)力分布圖Fig.11 Pipeline stress cloud chart

4 法蘭接口系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特性

4.1 螺栓動(dòng)力響應(yīng)特性

螺栓材料采用30CrMoA合金結(jié)構(gòu)鋼，抗拉強(qiáng)度660 MPa、屈服強(qiáng)度500 MPa、許用應(yīng)力150 MPa。其中炮孔Ⅴ爆破時(shí)螺栓的應(yīng)力云圖如圖12所示，對(duì)各個(gè)工況下單一螺栓截面進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)，螺栓發(fā)生了略微的彎曲變形。螺栓橫截面峰值有效應(yīng)力分布不均勻，外側(cè)有效應(yīng)力小于內(nèi)側(cè)有效應(yīng)力，螺栓軸向峰值有效應(yīng)力呈現(xiàn)出中間大、兩端小的現(xiàn)象。這是由于螺栓受到了法蘭偏轉(zhuǎn)而產(chǎn)生的彎曲載荷作用的影響。為全面分析爆破地震波作用下螺栓的動(dòng)力響應(yīng)特性，對(duì)28個(gè)M52在5種工況下螺栓內(nèi)側(cè)單元1的有效應(yīng)力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如圖13所示。由圖13可知，在同一工況下，螺栓中部內(nèi)側(cè)有效應(yīng)力最大值出現(xiàn)在迎爆側(cè)；在不同工況作用下，螺栓中部內(nèi)側(cè)有效應(yīng)力隨爆心距的減小而增大，且有效應(yīng)力均在材料許用應(yīng)力范圍之內(nèi)。

圖12 螺栓的有效應(yīng)力分布圖Fig.12 Effective stress distribution diagram of bolt

圖13 各個(gè)工況的螺栓的有效應(yīng)力分布圖Fig.13 Effective stress distribution diagram of bolts in various working conditions

4.2 墊片動(dòng)力響應(yīng)特性

墊片應(yīng)力(即墊片軸向壓應(yīng)力)是評(píng)價(jià)法蘭接頭密封性能的重要指標(biāo)。依據(jù)ASME Ⅷ-1[22]，在實(shí)際工況下，墊片的應(yīng)力不小于mp就認(rèn)為達(dá)到了密封要求(其中m為墊片系數(shù)，取2.5，p為介質(zhì)壓力，取2.5 MPa，mp為滿足密封要求的最小墊片壓緊力，即6.25 MPa)。由圖14可知，在同一爆破工況下，墊片周向應(yīng)力在迎爆側(cè)最大。但應(yīng)力沿周向只有微量波動(dòng)，而沿徑向波動(dòng)大。因此，對(duì)在不同工況下墊片迎爆側(cè)徑向單元O、M、I的應(yīng)力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如圖15所示。由圖14～15可知，在同一工況下，墊片應(yīng)力由內(nèi)到外逐漸增大。在不同工況下，墊片應(yīng)力隨爆心距減小而增大，且爆心距越小，墊片內(nèi)外邊緣應(yīng)力差越大。這是因?yàn)榉ㄌm受到的外部荷載越大，偏轉(zhuǎn)角越大，導(dǎo)致墊片內(nèi)外邊緣應(yīng)力差越大，同時(shí)導(dǎo)致墊片回彈量增加，從而應(yīng)力下降越顯著。經(jīng)計(jì)算，法蘭的墊片在各種工況下的最小應(yīng)力絕對(duì)值為10.6 MPa，均超過mp值，表明該組合法蘭能滿足一般密封要求。

圖14 軸向壓應(yīng)力分布圖Fig.14 Distribution diagram of axial compressive stress of gaskets

圖15 墊片單元軸向壓應(yīng)力分布圖Fig.15 Axial compressive stress diagram of gasket unit

4.3 法蘭動(dòng)力響應(yīng)特性

法蘭采用整體式法蘭，其材料為球墨鑄鐵，屈服強(qiáng)度為300 MPa。在圖16中，對(duì)不同工況下螺栓孔周圍單元A、B、C、D、E、F的峰值有效應(yīng)力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)。由圖17（a）可知，在相同爆破地震波作用下，法蘭盤最大峰值有效應(yīng)力出現(xiàn)在迎爆側(cè)位于螺栓孔的內(nèi)側(cè)邊緣處。這是由于法蘭的的偏轉(zhuǎn)與螺栓發(fā)生擠壓引起的，結(jié)構(gòu)存在不連續(xù)性，導(dǎo)致法蘭的拐角處應(yīng)力也相對(duì)較大[23]。為更好地研究不同爆破工況下法蘭動(dòng)力響應(yīng)特性，對(duì)各工況法蘭盤位于螺栓內(nèi)側(cè)邊緣處峰值有效應(yīng)力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。如17（b）所示，爆心距越小，法蘭盤位于螺栓內(nèi)側(cè)邊緣處有效應(yīng)力越大，有效應(yīng)力皆小于材料的屈服強(qiáng)度。

圖16 法蘭測(cè)點(diǎn)示意圖Fig.16 Schematic diagram of flange measuring point

圖17 法蘭有效應(yīng)力Fig.17 Effective stress of flange

5 管道失效模式及安全評(píng)價(jià)

法蘭接頭發(fā)生泄漏的根本原因在于，法蘭發(fā)生偏轉(zhuǎn)時(shí)，法蘭與墊片之間的接觸面間隙使密封面不能完全吻合，從而導(dǎo)致泄漏發(fā)生。法蘭偏轉(zhuǎn)是在螺栓裝配載荷、外部荷載和墊片反力作用下發(fā)生的法蘭體的彎曲變形、墊片的非均勻壓縮和螺栓彎曲這3種變形相互協(xié)調(diào)共同造成的。法蘭的軸向位移是導(dǎo)致法蘭發(fā)生偏轉(zhuǎn)的主要原因，該位移的產(chǎn)生有兩部分原因：首先由于法蘭的剛度大于墊片的剛度，法蘭連接處收到外部荷載作用時(shí)，墊片將會(huì)有較大的變形，從而會(huì)影響法蘭的軸向位移；其次是法蘭自身各個(gè)部分在在外部荷載作用下軸向位移的變化不一致。法蘭發(fā)生偏轉(zhuǎn)會(huì)引起墊片壓應(yīng)力分布不均勻，從而導(dǎo)致墊片密封性差，增大了連接處發(fā)生泄漏的可能性。ASME Ⅷ-1[22]中對(duì)于整體法蘭，限制轉(zhuǎn)角不超過0.3°。對(duì)法蘭轉(zhuǎn)角的限定，根本目的是為了保證法蘭的緊密性。法蘭偏轉(zhuǎn)角可通過法蘭內(nèi)外邊緣的軸向位移差值(即相對(duì)撓度)除以法蘭內(nèi)外徑之差近似得到，如圖18所示[24]。即：

圖18 法蘭偏轉(zhuǎn)角示意圖Fig.18 Schematic diagram of flange deflection angle

式中： ?s表示軸向位移差， ?l表示法蘭內(nèi)外徑之差。

對(duì)法蘭周向位移進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，法蘭迎爆側(cè)軸向位移差最大。將5種工況下爆破地震波作用下的法蘭迎爆側(cè)偏轉(zhuǎn)角進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，爆心距為5、10、15、20、25 m的法蘭迎爆側(cè)偏轉(zhuǎn)角分別為0.356°、0.179°、0.098°、0.058°、0.018°。當(dāng)爆心距為5 m時(shí)，法蘭偏轉(zhuǎn)角已超過安全閾值。

對(duì)于爆破振動(dòng)影響下地下建構(gòu)建筑物的安全監(jiān)測(cè)和評(píng)價(jià)，往往由于其埋置于地下，現(xiàn)場(chǎng)工程條件下不便于進(jìn)行開挖揭露，因此常常將其對(duì)應(yīng)的地表振動(dòng)速度作為監(jiān)測(cè)量，以方便工程進(jìn)行中的現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)。對(duì)數(shù)值模擬中5種工況管道中心正上方的地表振速進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如圖19所示。根據(jù)統(tǒng)計(jì)關(guān)系擬合得到爆破地震波作用下法蘭最大偏轉(zhuǎn)角和地表振速之間關(guān)系表達(dá)式：

圖19 法蘭偏轉(zhuǎn)角與地表振速關(guān)系Fig.19 Relationship between flange deflection angle and ground surface vibration velocity

式中： θ 為法蘭最大偏轉(zhuǎn)角，（°）；v表示管道中心正上方地表振速，cm/s。

由式（5）可知，在爆破地震波作用下法蘭最大偏轉(zhuǎn)角和地表振速存在一定關(guān)系。已知法蘭允許偏轉(zhuǎn)角為0.3°，將其代入公式（5），即可得到法蘭燃?xì)夤艿老麓┍乒こ痰乇淼陌踩刂浦禐?3.82 cm/s。

由上述分析可知，法蘭接口更易受到爆破振動(dòng)有害效應(yīng)的影響，球墨鑄鐵管道整體的破壞應(yīng)以法蘭接口處的失效判據(jù)來判定，可將法蘭接口燃?xì)夤艿乐行恼戏降乇砜刂普袼?3.82 cm/s作為埋地管道爆破地震作用下的安全控制值。

6 結(jié) 論

通過鄰近管道現(xiàn)場(chǎng)爆破實(shí)驗(yàn)，利用動(dòng)力有限元軟件LS-DYNA建立不同爆破工況下無接口和有法蘭接口燃?xì)夤艿罃?shù)值計(jì)算模型，并將無法蘭接口管道和有法蘭接口管道動(dòng)力響應(yīng)特性進(jìn)行對(duì)比，討論分析了不同爆心距下法蘭管道動(dòng)力響應(yīng)特征的影響，得到了以下結(jié)論。

（1）不同工況下，管道應(yīng)變隨爆源距離的增大逐漸減小；管道截面應(yīng)變以軸向拉伸應(yīng)變?yōu)橹?，環(huán)向應(yīng)變?yōu)檩o。

（2）不同爆破工況下，無接口管道和法蘭接口管道及地表峰值振動(dòng)速度隨爆源距離減小而增大；沿管道軸線方向，無接口管道、地表峰值振動(dòng)速度以管道中心截面為對(duì)稱面沿兩端不斷減小，法蘭接口管道峰值振速由兩側(cè)向中間逐漸增大，在管道法蘭連接處突然減小。無接口管道和法蘭接口管道在非接口處峰值振速和有效應(yīng)力差別不大，法蘭接口處出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象。

（3）管道法蘭接口處是爆破地震作用下研究的關(guān)鍵點(diǎn)，螺栓的峰值有效應(yīng)力、墊片軸向壓力、法蘭峰值有效應(yīng)力、法蘭偏轉(zhuǎn)角隨爆心距增大而減小。

（4）法蘭管道偏轉(zhuǎn)角與地表振速具有對(duì)應(yīng)關(guān)系，法蘭接口更易受到爆破振動(dòng)有害效應(yīng)的影響。可將法蘭燃?xì)夤艿乐行恼戏降乇砜刂普袼?3.82 cm/s作為鄰近燃?xì)夤艿辣乒こ痰乇淼陌踩刂浦怠?/p>

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