供水管網(wǎng)大口徑管道爆管事件形成機理與精細模擬

胡群芳，蘇航劍，方宏遠，王 飛，朱慧峰

（1.同濟大學(xué) 上海防災(zāi)救災(zāi)研究所，上海 200092；2.城市安全風(fēng)險監(jiān)測預(yù)警應(yīng)急管理部重點實驗室，上海 200092；3.同濟大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；4.鄭州大學(xué) 黃河實驗室（鄭州大學(xué)），河南 鄭州 450001；5.上海市供水管理事務(wù)中心，上海 200081）

近年來我國城市化進程快速發(fā)展，各地城市基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)密集開展。城市市政管網(wǎng)作為城市生產(chǎn)、生活的生命線工程，對保障城市平穩(wěn)安全運行至關(guān)重要。然而，由于城市市政管網(wǎng)系統(tǒng)敷設(shè)情況復(fù)雜、管網(wǎng)密集分布在道路下從而相互干擾大、運行中承受多種荷載作用且日常檢測監(jiān)測維護難度高等原因，市政管網(wǎng)運行中頻發(fā)各類管損事件或災(zāi)害，一旦事故發(fā)生將會產(chǎn)生大面積停水、停氣事故，甚至引發(fā)爆管、爆炸和地面塌陷，導(dǎo)致嚴(yán)重的社會影響或次生災(zāi)害。以國內(nèi)大城市北京、上海、廣州等城市供水管網(wǎng)為例，平均每年供水管網(wǎng)爆管事件可達5 次以上［1-2］。例如，2017 年11 月16 日下午14：35 左右，上海市溧陽路四平路發(fā)生一起嚴(yán)重的大口徑供水管爆管事件［3］，爆管事件發(fā)生后導(dǎo)致路面交通中斷超過12h，因水管破壞發(fā)生爆管涌水引起道路周邊60 多戶商鋪進水和10余輛車輛泡水損壞，造成比較嚴(yán)重的經(jīng)濟損失和社會影響。因此，通過對本次爆管事件形成條件、演變過程及發(fā)生機理進行分析，以期可指導(dǎo)防控類似事件。

國內(nèi)外有學(xué)者對于供水管道破壞失效進行了初步研究工作。Chouchaoui 等［4］結(jié)合有限元與試驗研究了管道連續(xù)腐蝕坑對管道應(yīng)力的影響；Rajani等［5］基于斷裂力學(xué)提出了有腐蝕坑的管道的剩余強度公式；邵煜［6］研究了不同類型荷載作用下的管道剩余強度，利用有限元模擬提出了剩余強度與腐蝕坑尺寸的修正公式；Rajani等［7］針對管道接口破裂研究了接口非線性材料與接口轉(zhuǎn)角限值的關(guān)系，并進行了實證研究。目前，針對供水管道失效問題，研究主要側(cè)重于管體腐蝕坑的形式及尺寸對管道力學(xué)狀態(tài)的影響，對于存在早期裂縫的管道如何在內(nèi)、外部荷載作用下導(dǎo)致裂縫進一步發(fā)展、大面積破口引起爆管發(fā)生的物理力學(xué)條件和成因過程缺少分析，對實際運行狀態(tài)下的城市供水管網(wǎng)爆管事件沒有進行系統(tǒng)研究。本文結(jié)合上海溧陽路四平路“11·16”爆管事件，采用物理建模和動力分析方法，系統(tǒng)模擬分析本次事件發(fā)生過程，揭示大口徑供水管道的裂縫發(fā)展機理及爆管形成物理過程。

1 現(xiàn)場爆管事件概況

2017 年11 月16 日下午14：35，上海市溧陽路四平路交叉路口附近北向南側(cè)供水管網(wǎng)中一根DN1200管道發(fā)生爆管事件，爆管事件發(fā)生后現(xiàn)場涌水高度達8m左右，整個事件過程如圖 1所示。

圖1 本次供水管道爆管事件時間節(jié)點Fig.1 Timeline of this water main burst accident

本次爆管事件初步分析如下：

（1）發(fā)生爆管事件的供水管道是一根DN1200的輸水鑄鐵管，日常運行水壓為150～250kPa。通過查詢GIS 系統(tǒng)獲得該管道敷設(shè)時間為1977 年，管頂覆土厚度約1.1m，管道上方同時敷設(shè)一根DN700中壓和一根DN300 低壓燃氣管道。根據(jù)現(xiàn)場爆管事件管道的開挖維修情況，該區(qū)域管道敷設(shè)位置詳見圖 2 所示，其中，①為事故供水管道，②和③分別為上跨的DN300 和DN700 的燃氣管道（②為直管、③為橋管），上述2 根燃氣管道與事故管道垂直交叉，DN300燃氣管道距事故管道僅約0.1m，DN700的燃氣管道外壁幾乎直接接觸下部的供水管道。由現(xiàn)場情況可見，伴隨大量的城市市政管網(wǎng)更新改造工程實施，道路交叉路口附近多種管道交叉或交疊敷設(shè)，造成相鄰管道相互擠壓現(xiàn)象十分普遍，相鄰管道反復(fù)施工相互影響及上下占壓問題突出。

圖2 爆管點鄰近管線位置現(xiàn)場圖和損壞管道3D掃描圖Fig.2 Surroundings condition around water main burst and 3D scan of bell shard failure

（2）結(jié)合本次爆管事件發(fā)生后獲取的DN1200供水管道破壞情況，爆管管道發(fā)生開裂破壞部位為供水管道接口承口端附近區(qū)域，屬斜向剪切（spiral failures）導(dǎo)致的接口爆管破壞，管道破壞3D 激光掃描圖如圖 2 所示。大量的供水爆管事件記錄表明，城市大口徑地下供水管道發(fā)生爆管失效一般有3類位置，具體包括：①管道管體交叉接口焊縫。主要由于管道焊接區(qū)域發(fā)生腐蝕或由于溫度應(yīng)力導(dǎo)致焊縫發(fā)生破壞從而引起爆管；②管道承插接口位置。主要由于接口及周邊管體發(fā)生劣化、腐蝕等破壞后引起管道發(fā)生爆管；③管道管體中部上部區(qū)域。主要由于管道劣化腐蝕、第三方外力破壞導(dǎo)致管道發(fā)生開裂爆管。本次爆管事件發(fā)生在淺埋的大口徑鑄鐵管道上，具體位于相鄰管道斜向破壞接口部位，爆管后接口處發(fā)生管道撕裂破壞，從而形成整塊管片脫落爆管。

（3）詳細分析本次爆管事件的過程：現(xiàn)場視頻記錄表明當(dāng)日下午14：34 道路突發(fā)涌水事件，路面涌水區(qū)域為單條裂縫，長度為3～5m，涌水高度約1m；持續(xù)約30s后道路破壞區(qū)域加大，涌水區(qū)域形成整塊涌水坑，尺寸約2m×6m，涌水高度達2.5m 左右，同時，相鄰道路區(qū)域形成多股涌水，道路路面進一步撕裂破壞；持續(xù)60s 后，道路在水壓作用下發(fā)生整體性破壞，期間撕裂的爆管管體彈出涌水坑，最終形成了3m×10m左右的破壞區(qū)域，瞬間涌水高度達8m?，F(xiàn)場表明，城市供水管道壓力在內(nèi)壓250kPa 左右，如前期有管材劣化腐蝕或第三方活動破壞導(dǎo)致開裂裂縫，可形成比較嚴(yán)重的爆管事件，引起周邊區(qū)域的道路、設(shè)施或管道發(fā)生嚴(yán)重的破壞。類似的是2017年5月29日烏克蘭基輔發(fā)生的供水管道爆管事件［8］，該事故導(dǎo)致周邊道路和鄰近7層建筑物外墻與窗體發(fā)生嚴(yán)重破壞。因此，考慮城市市政管網(wǎng)運行安全，在高度重視關(guān)注城市燃氣管網(wǎng)泄漏爆炸事故的同時，應(yīng)重視城市供水管網(wǎng)大口徑管道爆管事件。

2 爆管事件有限元建模分析

結(jié)合本次爆管事件現(xiàn)場管體破壞區(qū)域裂縫腐蝕狀況推測，該埋地鑄鐵管道破壞發(fā)生大面積的開裂導(dǎo)致整塊脫落，調(diào)查管道敷設(shè)時間、現(xiàn)場環(huán)境和荷載各種作用，該爆管事件管體破壞區(qū)域應(yīng)在本次爆管事件發(fā)生前已存在裂縫或開裂損壞形成了薄弱區(qū)，管內(nèi)在多種荷載作用下裂縫處出現(xiàn)應(yīng)力集中。同時，由于管體材料的劣化、腐蝕等影響以及管體內(nèi)部壓力、外部荷載包括上部管體擠壓、道路車輛和溫度變化影響等長期耦合作用，管體的裂縫進一步發(fā)展造成開裂區(qū)域擴大，最終形成了本次爆管事件中管道管體部分管片撕裂脫落。因此，研究中考慮上述破壞現(xiàn)象和物理過程，收集管道的幾何尺寸和物理參數(shù)，利用有限元靜動力分析方法研究管道在各種荷載作用下受力特性和早期裂縫形式。

2.1 管道幾何和物理參數(shù)

本次爆管事件管道材質(zhì)為鑄鐵，該DN1200 鑄鐵管外徑D0=1 283mm，管道壁厚t=23.3mm，現(xiàn)場管頂覆土厚度約H=1.10m，管道正常工作壓力p為150～250kPa。參考類似鑄鐵管材的材料物理參數(shù)［9］，彈性模量為E=78GPa，泊松比為νp=0.26，屈服強度取應(yīng)變?yōu)棣?0.2%，對應(yīng)的應(yīng)力為156MPa；應(yīng)變極限ε=0.5%，極限強度為195MPa。由于鑄鐵管材的受拉強度遠小于受壓強度，鑄鐵管道一般破壞為受拉脆性破壞，因此，以第一主應(yīng)力超過抗拉強度作為材料失效標(biāo)準(zhǔn)，模型中管體鑄鐵材料本構(gòu)關(guān)系采用雙折線模型，如圖 3所示。

圖3 爆管管道材料本構(gòu)模型Fig.3 Constitutive model for burst cast-iron pipeline

2.2 外部荷載及邊界條件

參考我國《給水排水工程管道結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB 50332—2002）［10］（簡稱《規(guī)范》），一般認為大口徑埋地管道為柔性管道，考慮埋地管道敷設(shè)條件和所受荷載及約束，管道主要承受的荷載如圖 4a 所示，其中，qv為管道上部覆土傳遞至管頂?shù)暮奢d，包括管頂上土柱壓力、地面超載或路面車輛荷載；qm為管側(cè)所受側(cè)向土壓力荷載，假定為拋物線分布；G為管道與管內(nèi)水自重合力，qv/sinα+qre為管底土的反作用力，α為地基土弧角；Pi為管內(nèi)水壓，管道所受土體約束如圖 4b所示，ks為受壓單向土彈簧，代表土體對管道變形的約束。因此，考慮實際管道敷設(shè)條件，采用管體-土體共同作用模型，將管道受力及約束條件按照圖 4所示建模。

圖4 埋地管道有限元模型的荷載與約束示意Fig.4 Illustration of loads and constrains of buried pipe in FEM

2.3 有限元分析建模

結(jié)合本次爆管事件管道的幾何尺寸和物理參數(shù)，選擇長度2m 管道進行建模分析，具體建模參數(shù)見表 1。由于本次建模需要對爆管全過程進行分析，因此，利用有限元建模分析的難點包括：如何準(zhǔn)確模擬管道先期開裂狀態(tài)，同時如何實現(xiàn)對管道從開裂到爆管全過程的動力模擬。

針對爆管管道早期開裂裂縫問題，2017年11月18日研究組采用徠卡ScanStation P40新一代超高速三維激光掃描儀對爆管事件的管道進行3D 激光掃描，現(xiàn)場開展了4 次基站掃描，獲得了約6GB 數(shù)據(jù)，利用上述數(shù)據(jù)對管道進行三維建模，通過三維模型參數(shù)獲取爆管管體的破壞情況和幾何參數(shù)。該鑄鐵管道接口附近發(fā)生爆管區(qū)域管片貫通裂縫在管道斷面上圓弧角分布在管頂單側(cè)約118°范圍內(nèi)，管道斷面與貫通裂縫最遠點距離約970mm。同時，觀察破壞管道破裂面情況。管體脫落區(qū)域的裂縫在靠近管璧底部及側(cè)面處銹蝕較明顯（呈現(xiàn)明顯的黑褐色，銹蝕厚度約1mm），而靠近管頂?shù)难剌S向裂縫端銹蝕發(fā)展程度低（呈現(xiàn)紅色，僅有表層銹蝕），可以推測該爆管事件發(fā)生前，管道裂縫先期已在管壁側(cè)面形成，實際運行中各種荷載作用加劇裂縫向管頂部位發(fā)展。

結(jié)合圖 2 管道三維掃描模型，在有限元建模分析中將該管道裂縫簡化為一直徑為D0的圓柱與本次管道相互交叉形成交線圖 5），裂縫在管道斷面的圓弧角∠AOC=120°，初期裂縫為該弧線的一部分段，其對應(yīng)的斷面圓弧角∠AOD=θ（簡稱裂縫斷面圓心角）。管道開裂及裂縫的幾何模型如圖 5 所示。利用上述建立的管道幾何模型，對其進行有限元網(wǎng)格剖分，按網(wǎng)格尺寸為0.01m 進行全局播種（global seeding），建立的整個有限元模型的幾何模型與網(wǎng)格剖分詳見圖 6所示。

圖5 有限元模型中早期裂縫和損壞斷面Fig.5 Illustration of initial crack in FEM and crack of transverse section

圖6 有限元幾何模型和有限元網(wǎng)格Fig.6 Geometric part and mesh grid in FEM

利用建立的有限元幾何模型，對其物理參數(shù)賦值見表 1。本次有限元模型中管體采用四節(jié)點縮減積分通用殼單元（S4R），網(wǎng)格尺寸為0.01m，使用接地彈簧來模擬管道周邊土體對管道的約束，假定土體彈簧為只承受壓力的單向土彈簧，受壓彈簧的剛度通過土彈簧抵抗系數(shù)按模型中單個結(jié)點與網(wǎng)格對應(yīng)面積進行等效計算，管道末端（遠端）施加管道軸向約束。邊界條件與約束（土彈簧約束）施加于初始步中，在分析步中施加所有荷載，考慮爆管模擬分析幾何非線性，將計算分析步中的幾何非線性開關(guān)（Nlgeom）設(shè)置為打開。

表1 有限元模型中計算參數(shù)Tab.1 Reference data used in FEM

3 管道損壞爆管過程分析

為了研究分析管道開裂破壞對其安全影響，分析管道在不同內(nèi)壓及外部荷載作用下開裂發(fā)展過程，揭示管道從開裂到爆管機理，實際分析中包括以下3個基本工況：管道正常受荷工況、管道開裂工況和管道開裂破壞工況，研究中重點分析管道裂縫不同長度及其發(fā)展模式對管道爆管影響和管道開裂后爆管物理過程，即管道裂縫發(fā)展物理過程和爆管破壞事件形成機理。

3.1 管道損壞物理過程

根據(jù)管道實際荷載作用及約束條件分析，完好的埋地管道在內(nèi)外荷載的作用下，其內(nèi)力形式一般為管道上下頂點內(nèi)壁受拉、左右頂點外壁受拉，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在管頂或管底（取決于地基角的大?。．?dāng)管壁上存在裂縫時，裂縫末端往往會出現(xiàn)在應(yīng)力集中區(qū)域附近?？紤]管道在實際運行中，管體裂縫在管道內(nèi)部壓力及外部荷載等耦合作用下會發(fā)展變化，結(jié)合本次溧陽路四平路“11·16”爆管事件，重點分析管道內(nèi)水壓對管道結(jié)構(gòu)安全影響。

根據(jù)現(xiàn)場爆管實際破壞裂口斷面情況，為了分析不同裂縫長度及形式對裂縫末端拉應(yīng)力隨管內(nèi)水壓變化影響，計算模型中不同曲線對應(yīng)不同早期裂縫斷面圓心角θ，分別計算管道內(nèi)壓力與早期裂縫斷面圓心角θ的關(guān)系如圖 7所示。

由圖 7 可知，當(dāng)管道早期裂縫末端位于管道斷面第2 象限時，管道發(fā)生開裂后的裂縫斷面圓心角θ為90°、60°、45°，計算得到管道最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在管道內(nèi)壁，并隨著管內(nèi)水壓增加而迅速增加，隨著θ減小而減?。划?dāng)管內(nèi)水壓分別達到140.9kPa、143.4kPa、167.1kPa 時，裂縫末端拉應(yīng)力達到受拉極限強度；45°位置為管體結(jié)構(gòu)受荷反彎點區(qū)域。當(dāng)早期裂縫末端位于管道斷面第3 象限時（裂縫斷面圓心角θ≤30°），最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在管道外壁，且θ為30°、28°、26°時，100kPa內(nèi)水壓對應(yīng)的裂縫最大拉應(yīng)力相較于θ為60°、45°時有所提高，但其隨著管內(nèi)水壓增加而增加的增速明顯低于前3 種情況，因此導(dǎo)致其破壞內(nèi)水壓相較前3種情況高。

圖7 不同早期裂縫斷面圓心角下水壓對裂縫末端拉應(yīng)力的影響Fig.7 Influence of water pressure on maximal ten?sion at crack tip on different θ values

為了進一步分析管體早期裂縫發(fā)展與內(nèi)水壓的相互關(guān)系，當(dāng)早期裂縫末端拉應(yīng)力到達材料極限抗拉強度時，此處材料發(fā)生破壞失效，同時，早期裂縫繼續(xù)發(fā)展，假定此時的管內(nèi)達到臨界破壞水壓Pf，管道破壞臨界水壓與裂縫斷面圓心角的關(guān)系見圖 8。由圖 8可知，當(dāng)裂縫較短（θ≤30°），其末端位于管道斷面第3象限時，破壞所需水壓較大，并隨著裂縫長度減小而迅速上升，當(dāng)θ為28°、26°時，裂縫末端發(fā)生破壞時的管內(nèi)水壓分別為223.7kPa、248.2kPa，該臨界水壓處于事故管道的正常工作水壓范圍內(nèi)（200～250kPa）。然而，當(dāng)θ<26°時，破壞水壓需要超過250kPa（分別是θ=25°對應(yīng)264.5kPa，θ=20°對應(yīng)321.4kPa），早期裂縫才會由于末端應(yīng)力超過極限強度繼續(xù)開展。當(dāng)裂縫末端進入管道斷面第2象限后，破壞水壓已降到170kPa 以下（圓心角為30°、45°），并隨著裂縫長度增加緩慢下降。當(dāng)裂縫斷面圓心角θ=90°時，管道破壞臨界水壓僅為140.9kPa。

結(jié)合圖 7 和圖 8 對比分析可知，管道早期開裂狀態(tài)及初始裂縫斷面角度θ對其整體安全及爆管形成具有重要的影響，總體可分為3個階段，即①早期開裂初始裂縫階段（0°<θ≤30°），管道裂縫僅會隨著外部荷載達到臨界破壞荷載條件后，管道裂口在應(yīng)力集中作用下急劇發(fā)展；②管道已形成裂縫發(fā)展條件（30°<θ≤60°），一旦滿足內(nèi)外部壓力條件，裂縫會繼續(xù)發(fā)展，形成貫通的裂縫，從而讓管道裂縫有爆管的可能；③管道形成貫通裂縫且發(fā)生爆管（θ>60°），即管道在達到并具有貫通開裂條件后，內(nèi)部有壓液體大量泄漏導(dǎo)致周邊約束土體沖刷流失，加劇形成了脫空，則就具備了管道崩裂形成爆管的條件。

圖8 破壞水壓隨裂縫斷面圓心角變化Fig.8 Water pressure of failure at different θ values

結(jié)合本次現(xiàn)場爆管臨近時間和附近3 個測點（復(fù)中、臨四和溧四）監(jiān)測的最大壓力分別為252kPa（時刻14：25：11）、249kPa（時刻14：26：20）和237kPa（時刻14：24：10），可推測早期裂縫末端至少達到裂縫斷面圓心角θ≈26°，該管道才會在實際工作水壓作用下導(dǎo)致開裂裂縫繼續(xù)發(fā)展并最終形成爆管破壞，這與爆管管道破壞斷面的裂縫腐蝕情況基本吻合。

3.2 爆管事件形成條件分析

當(dāng)管道早期裂縫在內(nèi)外壓力和溫度等因素綜合作用下達到一定尺寸后（如管道在內(nèi)外多種荷載作用下其裂縫末端應(yīng)力集中超過管材的極限強度），引起裂縫不斷發(fā)展，最終導(dǎo)致管道形成破口破壞，從而引發(fā)爆管。結(jié)合本次爆管事件和管體實際情況，利用建立的有限元模型分析爆管事件形成過程。供水水管在其運行中一旦管道發(fā)生開裂，將發(fā)生大量水體滲漏，供水水管管道中有壓液體泄漏將會對管周圍土體不斷沖刷，引起管體周邊脫空并影響管體受荷條件，加劇管道應(yīng)力集中。因此，在利用有限元計算進行動力分析中，考慮管體開裂泄漏沖刷土體，在沖刷區(qū)形成后釋放土體對管體約束，假定管道周圍土體對管道變形沒有土彈簧約束，其他荷載條件不變，利用有限元模擬分析管道從開裂到爆管的全過程。

圖9 供水管道開裂及爆管形成物理過程Fig.9 Development from crack to burst of water main pipeline in FEM

結(jié)合有限元數(shù)值分析可知，對應(yīng)管道發(fā)生開裂A、C點的幾何運動來分析管道爆管過程，圖 10和圖11分別為早期裂縫θ=90°時管道破壞殘片A、C兩端點的平動與轉(zhuǎn)動位移圖，其中，A、C點位置如圖 5所示。

圖10 管道破口裂縫A點和C點平動位移時程Fig.10 Translation of point A and point C on crack during failure development

由圖 10 可知，供水管道管體在發(fā)生開裂、裂縫進一步發(fā)展、形成貫通裂縫以及局部管片脫落過程中區(qū)域上A點的平動位移逐步增大，C點的位置在逐步發(fā)展過程中較為穩(wěn)定，在形成貫通裂縫后突然增大，從而段管片完整脫離管體形成爆管。同時，由圖 11 可知，在管體發(fā)生開裂破壞初始階段，由于裂縫的進一步發(fā)展并形成貫通裂縫，在殘片脫落前，A點的轉(zhuǎn)角逐步增大，C點則在增大過程中發(fā)生陡增超過A點轉(zhuǎn)角，則說明段形成碎片完全從管體脫落，從而形成了爆管事件。綜合對比圖 10 和圖 11 可知，在管道管體早期裂縫開裂發(fā)展時，A點位移與轉(zhuǎn)角遠大于C點，管段碎片繞C點向靠近管頂方向轉(zhuǎn)動。一旦管道管體形成貫通裂縫后，殘片將脫離管體在內(nèi)水壓作用下形成崩裂脫落，即早期階段A和C兩點轉(zhuǎn)角基本相同，隨著應(yīng)力集中及多種荷載耦合作用，加劇C點轉(zhuǎn)動，C點轉(zhuǎn)角超過A點轉(zhuǎn)角，脫落的管體殘片做剛體彈射運動形成爆管，最終A、C兩點轉(zhuǎn)角又基本相同。

圖11 管道破口裂縫C端點轉(zhuǎn)動位移時程Fig.11 Rotation of point A and point C on crack during failure development

根據(jù)本次爆管事件發(fā)生過程可知，供水管道從管體開裂漏水、路面突發(fā)涌水、道面結(jié)構(gòu)破壞、管道管片脫落形成爆管事件，通過有限元模擬再現(xiàn)了整個爆管物理過程。并且通過數(shù)值模擬可知，脫落的管體在管內(nèi)水壓作用下形成向外側(cè)彈射效應(yīng)，從而導(dǎo)致道路區(qū)域結(jié)構(gòu)損壞，進而可能對周邊地上、地下設(shè)施造成破壞，其彈射的突發(fā)物理荷載作用不容忽視。同時，由圖 2可知，由于供水管道與上部跨越的2根燃氣管道垂直交叉，2根燃氣管道之間的空隙約有2.7m，爆管脫落的碎片最大寬度約為800mm，爆管中脫落的管體正好沿著平行于上述2根燃氣管道方向及之間間隙彈射，恰好沒有對上方2 根跨越的燃氣管道造成安全影響或破壞，因此，本次爆管僅造成了大量涌水、路面塌陷與積水、道路交通中斷等社會影響，倘若彈射碎片擊中鄰近燃氣管道則有可能引發(fā)嚴(yán)重的次生事故。

4 結(jié)語

對2017 年上海溧陽路四平路“11·16”爆管事件全過程進行了分析，利用有限元方法結(jié)合爆管管道幾何物理參數(shù)和現(xiàn)場情況開展了數(shù)值模擬分析，重點研究了管道在多種荷載耦合作用下裂縫發(fā)展及爆管形成物理過程，主要研究結(jié)論如下：

（1）對于存在先期開裂并形成初期裂縫的大口徑管道（不小于DN800），在內(nèi)外荷載的共同作用下，其裂縫末端會出現(xiàn)較大的應(yīng)力集中。裂縫末端位置超過一定裂縫長度，末端集中應(yīng)力隨著管內(nèi)水壓的增大而增大。當(dāng)裂縫末端位于管道斷面第2 象限（30°<θ≤120°）時，裂縫區(qū)域集中應(yīng)力出現(xiàn)在裂縫末端內(nèi)壁處；當(dāng)裂縫末端位于管道斷面第3 象限（0 ≤θ≤30°）時，集中應(yīng)力出現(xiàn)在裂縫末端外壁處；上述裂縫會在應(yīng)力集中作用下沿著薄弱部位發(fā)展，且前者集中應(yīng)力隨管內(nèi)水壓提高的增速大于后者。

（2）供水水管管道發(fā)生開裂后，其臨界破壞水壓的大小隨裂縫斷面圓周角θ的增大而降低。θ從20°增加至30°，臨界破壞水壓迅速從321.4kPa 減少至170.8kPa，達到了實際運行中的內(nèi)水水壓。其中，當(dāng)θ為26°、28°時，其對應(yīng)臨界破壞水壓下降至受損管道的實測工作水壓范圍內(nèi)（200～250kPa）；θ為45°、60°和90°時，臨界破壞水壓隨θ的增加緩慢下降，最小可降至供水管網(wǎng)運行的最低壓力140.9kPa。因此，根據(jù)現(xiàn)場情況和管道破壞裂口腐蝕程度推斷，本次爆管事件管道的初期裂縫位置至少達到θ=26°。

（3）通過對爆管管道破口形成的動力模擬顯示，管道一旦有初期裂縫，其末端在荷載作用下會形成應(yīng)力集中，且會超過管材受拉極限強度，從而引起裂縫向管道受拉薄弱區(qū)（管頂方向）繼續(xù)發(fā)展，同時開裂管道裂縫在內(nèi)水壓力作用下沿著管道管頂方向撕裂，已開裂的管片發(fā)生向外轉(zhuǎn)動，最終裂縫在管頂沿管道軸向發(fā)展至貫通裂縫形成破口，此時，管道已發(fā)生開裂的管體殘片完全脫離管道，形成向外彈射作用最終導(dǎo)致爆管事件。

（4）本次爆管事件發(fā)生在道路交叉口附近交疊管道區(qū)域，采用有限元分析方法重點對供水管道的爆管形成機理和物理過程進行了模擬，實際管道運行中由于鄰近第三方活動、外部車輛荷載作用以及氣溫劇烈變化等多種因素綜合影響，供水管道爆管事件發(fā)生的物理機制和形成過程十分復(fù)雜，后續(xù)還有待深入研究。同時，考慮到本次爆管事件發(fā)生的區(qū)域及交疊管道運行安全，如供水爆管造成燃氣管道破壞而發(fā)生燃氣泄漏爆炸，并與供水管道爆管相互影響，這將會引起嚴(yán)重的事故或災(zāi)害，因此，應(yīng)高度重視并定期對供水管網(wǎng)大口徑管道爆管開展檢測、監(jiān)測和重點防護工作。

作者貢獻聲明：

胡群芳：供水管網(wǎng)大口徑管道爆管事件分析、數(shù)值模擬與機理分析。

蘇航劍：供水管道爆管數(shù)值模擬。

方宏遠：供水管道爆管數(shù)值模擬。

王 飛：供水管網(wǎng)大口徑管道爆管事件分析。

朱慧峰：供水管網(wǎng)大口徑管道爆管事件分析。