高 旭，姚安林，徐濤龍，付邦穩(wěn)，周立國(guó)

(1.西南石油大學(xué) 石油與天然氣工程學(xué)院，四川 成都 610500；2.中國(guó)石化管道儲(chǔ)運(yùn)有限公司，江蘇 徐州 221008；3.油氣消防四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610500；4.中石化大連石油化工研究院，遼寧 大連 113001)

0 引言

隨著經(jīng)濟(jì)的增長(zhǎng)和工業(yè)化的快速推進(jìn)，管道周邊的第三方挖掘施工愈加頻繁，這也致使第三方挖掘施工成為埋地輸氣管道事故的主要原因之一[1]。根據(jù)歐洲天然氣管道事故數(shù)據(jù)小組(EGIG)的事故統(tǒng)計(jì)， 2007年至2016年，共發(fā)生208次管道事故，其中第三方干擾占28.37%[2]。據(jù)有關(guān)統(tǒng)計(jì)，我國(guó)燃?xì)夤芫W(wǎng)2009年至2010年發(fā)生突發(fā)事件228次，其中第三方損傷事件153次，占事故總數(shù)的67.1%[3]。因此，針對(duì)第三方挖掘施工對(duì)埋地輸氣管道安全運(yùn)行影響的研究已經(jīng)迫在眉睫。

國(guó)外學(xué)者[4-5]對(duì)管道的第三方挖掘施工損傷已經(jīng)開(kāi)展了大量研究。歐洲管道研究小組(EPRG)[6-7]針對(duì)機(jī)械挖掘作用下管道的損傷性狀、凹痕深度以及管道穿刺進(jìn)行了研究，并建立了數(shù)據(jù)庫(kù)和損傷分析模型；美國(guó)Battelle實(shí)驗(yàn)室[8-9]以損傷評(píng)價(jià)的公式化為目標(biāo)，采用準(zhǔn)靜態(tài)處理方法對(duì)機(jī)械挖掘作用下的管道損傷情況進(jìn)行了相關(guān)研究。國(guó)內(nèi)學(xué)者也開(kāi)展了相關(guān)的管道機(jī)械損傷研究，姚安林等[1,10]、徐濤龍等[11-12]將試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合，對(duì)挖掘機(jī)具作用下埋地輸氣管道的動(dòng)荷載、動(dòng)載系數(shù)以及極限荷載進(jìn)行了分析。而目前的研究主要是鏟斗直接作用在裸露管道上，對(duì)于鏟斗穿過(guò)土層作用在管道上的研究較少。

鑒于此，筆者從工程實(shí)際出發(fā)，針對(duì)管道上方土層被挖掘部分后，覆土小于鏟斗的挖掘半徑，之后鏟斗穿過(guò)土層作用在管道上的工況進(jìn)行研究。本文借助ADAMS軟件仿真挖掘過(guò)程，提取管道所承受的挖掘荷載，結(jié)合ABAQUS有限元軟件分析挖掘荷載作用下埋地輸氣管道的動(dòng)力響應(yīng)及力學(xué)性狀，并分析影響因素對(duì)管道動(dòng)力響應(yīng)的影響情況，以期為埋地輸氣管道的第三方定量風(fēng)險(xiǎn)評(píng)價(jià)和安全運(yùn)行分析提供技術(shù)支撐。

1 ADAMS多體動(dòng)力學(xué)仿真

挖掘機(jī)具作用下埋地輸氣管道所承受的挖掘荷載主要為鏟斗挖掘力、鏟斗慣性力、液壓沖擊引起的瞬息力以及土壤阻力等幾組力的綜合，其中，鏟斗挖掘力還分為鏟斗油缸驅(qū)動(dòng)、斗桿油缸驅(qū)動(dòng)以及復(fù)合驅(qū)動(dòng)(鏟斗油缸和斗桿油缸同時(shí)作用)。挖掘機(jī)的主要尺寸參數(shù)如表1所示。

表1 挖掘機(jī)主要尺寸參數(shù)Table 1 Main dimension parameters of excavator

1.1 ADAMS仿真模型建立

借助ADAMS多體動(dòng)力學(xué)軟件，根據(jù)實(shí)際工程尺寸建立仿真模型。模型主要包括挖掘機(jī)、管道及土體3部分，其中，挖掘機(jī)首先采用Pro/E軟件建立，再將其導(dǎo)入到ADAMS軟件獲得挖掘機(jī)虛擬樣機(jī)；在挖掘機(jī)虛擬樣機(jī)的基礎(chǔ)上運(yùn)用ADAMS/View建立管道及土體模型。三部分模型確定后，可依據(jù)工況的需要調(diào)整各部分的位置及尺寸。此次研究主要選擇20 t挖掘機(jī)和32 t挖掘機(jī)進(jìn)行仿真模擬，由于這2組模型基本相同，因此只展示20 t挖掘機(jī)作用時(shí)的仿真模型，仿真模型如圖1所示。

圖1 ADAMS仿真模型Fig.1 ADAMS simulation model

1.2 材料屬性

ADAMS仿真模型建立完成后，對(duì)各部分模型進(jìn)行材料屬性定義，如表2所示。

表2 模型材料參數(shù)Table 2 Model material parameters

1.3 約束參數(shù)

由Pro/E軟件組建的模型在導(dǎo)入到ADAMS后，各個(gè)零件之間仍相互獨(dú)立的存在于A(yíng)DAMS環(huán)境中，并未組成1個(gè)可以連動(dòng)的系統(tǒng)，還需通過(guò)添加約束將各零件裝配起來(lái)。根據(jù)實(shí)際挖掘機(jī)的運(yùn)動(dòng)機(jī)制和特性，模型中設(shè)置了固定副、移動(dòng)副、點(diǎn)面副、轉(zhuǎn)動(dòng)副4類(lèi)約束。

1.4 接觸參數(shù)

在仿真模型中建立了2個(gè)接觸，一是土體與管道之間的接觸，另一個(gè)是鏟斗與管道(或土體)之間的接觸?？紤]到鏟斗和管道可能會(huì)發(fā)生撞擊現(xiàn)象及回彈特性，接觸參數(shù)采用沖擊函數(shù)的方式來(lái)定義。模型中的主要接觸參數(shù)參考文獻(xiàn)[13]設(shè)置，如表3所示。

表3 接觸參數(shù)設(shè)置Table 3 Contact parameter setting

2 仿真模型運(yùn)算

2.1 模型驗(yàn)證

斗桿油缸單獨(dú)作用時(shí)，考慮了斗桿和斗尖在同一條直線(xiàn)和不在同一條直線(xiàn)上2種情況。斗桿和斗尖在同一條直線(xiàn)上時(shí)，考慮不同挖掘高度，設(shè)置了D-1，D-2，D-3等3種挖掘工況，如圖2(a)所示。斗桿和斗尖不在同一條直線(xiàn)上時(shí)，考慮斗桿和斗尖之間的不同夾角設(shè)置了D-2，D-21和D-22等3種挖掘工況，與斗桿和斗尖在同一條直線(xiàn)時(shí)的夾角分別于-15°，0°和15°，如圖2(b)所示。鏟斗油缸單獨(dú)作用時(shí)，考慮了鏟斗的不同轉(zhuǎn)動(dòng)角度設(shè)置了C-1，C-2和C-3等3種挖掘工況，相鄰兩工況之間的夾角為15°，如圖2(c)所示。在整個(gè)模型的驗(yàn)證過(guò)程中，計(jì)算覆土厚度分別為0.1，0.2和0.3 m時(shí)管道的受力情況，共24組驗(yàn)證數(shù)據(jù)。

圖2 挖掘工況簡(jiǎn)圖Fig.2 Excavation working condition diagram

以下通過(guò)將理論公式計(jì)算值和模型運(yùn)算結(jié)果對(duì)比的方式進(jìn)行模型驗(yàn)證。鏟斗的理論挖掘力參考文獻(xiàn)[14]中的理論公式進(jìn)行計(jì)算；鏟斗慣性力以及液壓沖擊引起的瞬息力參考文獻(xiàn)[1]中的理論公式進(jìn)行計(jì)算；土壤阻力參考文獻(xiàn)[15]中的公式進(jìn)行計(jì)算。模型驗(yàn)證結(jié)果如圖3所示。斗桿油缸單獨(dú)作用下模型誤差范圍為4.39%～10.37%，鏟斗油缸單獨(dú)作用下模型誤差范圍為5.22%～8.74%。對(duì)比結(jié)果表明，模型中選用的參數(shù)、設(shè)置的約束條件以及摩擦參數(shù)是合理的，因此，可采用ADAMS軟件獲取埋地輸氣管道所承受的挖掘荷載。

圖3 模型驗(yàn)證對(duì)比Fig.3 Comparison diagram of model validation

2.2 挖掘荷載提取

借助ADAMS軟件分別針對(duì)20 t和32t挖掘機(jī)進(jìn)行仿真運(yùn)算，選定管道上方覆土為0.3 m，提取管道所承受的挖掘荷載，如圖4所示。鏟斗油缸單獨(dú)驅(qū)動(dòng)時(shí)，選擇工況C-3設(shè)置模型，斗尖在0.8 s附件接觸到土壤，管道開(kāi)始受挖掘荷載；在0.9 s時(shí)，鏟斗穿過(guò)土層作用在管道上，管道受力瞬間達(dá)到最大值，如圖4(a)所示。同時(shí)，考慮覆土厚度的影響，分別提取了0.1，0.2和0.3 m覆土下的挖掘荷載，如圖4(b)所示。斗桿油缸單獨(dú)驅(qū)動(dòng)時(shí)，選擇工況D-3設(shè)置模型，斗尖在0.6 s附近接觸到土壤，管道承受挖掘荷載；在0.7 s時(shí)，鏟斗穿過(guò)土層作用在管道上，管道受力瞬間達(dá)到最大值，如圖4(c)所示。復(fù)合挖掘時(shí)，斗尖在1 s附近接觸到土壤，管道開(kāi)始受挖掘荷載；在1.1 s時(shí)，鏟斗穿過(guò)土層作用在管道上，管道受力瞬間達(dá)到最大值，如圖4(d)所示。

在工程實(shí)際中，管道造成的機(jī)械挖掘會(huì)有單齒作用和五齒作用2種情況，因此，針對(duì)這2種情況設(shè)置相應(yīng)的工況進(jìn)行運(yùn)算。由圖4可知，單齒作用相比于五齒作用，對(duì)管道造成的挖掘荷載更大，這主要是因?yàn)閱锡X作用的受力更集中。通過(guò)對(duì)比可得，單齒作用下的峰值挖掘荷載是五齒作用的1.3～1.9倍。

圖4 管道承受挖掘荷載時(shí)程Fig.4 Time history curve of pipeline under excavation load

3 埋地管道的有限元分析

3.1 有限元模型

模型中假設(shè)土體均勻連續(xù)，各向同性，土壤作為彈塑性材料，則在鏟斗挖掘土體的過(guò)程可以簡(jiǎn)化為一個(gè)半無(wú)限體受沖擊荷載作用[16]。土壤模型選用常用的庫(kù)倫模型。考慮鏟斗作用在管道的正上方，管道半徑為R，管道上方覆土厚度為h，建立的有限元模型如圖5所示。

本文選擇行業(yè)中較為認(rèn)可的Driver模型進(jìn)行驗(yàn)證，計(jì)算公式[17]為：

(1)

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

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

選擇某在役管線(xiàn)的運(yùn)行參數(shù)作為基礎(chǔ)參數(shù)進(jìn)行模型驗(yàn)證，驗(yàn)證結(jié)果如圖6所示。管道運(yùn)行內(nèi)壓為10 MPa，管材為X70，密度為7 850 kg/m3，直徑為1 016 mm，壁厚為14.7 mm。在抗拉強(qiáng)度585 MPa時(shí),模擬計(jì)算結(jié)果為528.957 kN，理論計(jì)算結(jié)果為583.644 kN，兩者的誤差為9.37%，處于可接受的范圍內(nèi)，表明模型所選用的參數(shù)和邊界條件是可行的，可用于進(jìn)一步的數(shù)值模擬。

圖6 有限元模型驗(yàn)證Fig.6 Finite element model validation

3.2 計(jì)算結(jié)果及分析

將2.2節(jié)中所得的挖掘荷載導(dǎo)入到有限元模型中，進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)分析。運(yùn)算結(jié)束后，在后處理中提取鏟斗油缸單獨(dú)作用時(shí)不同覆土厚度下管道的最大Mises應(yīng)力云圖，如圖7所示。由圖7可知，相同驅(qū)動(dòng)方式、相同的管道運(yùn)行工況下，覆土0.3 m下管道的最大Mises應(yīng)力要比覆土0.1 m下的小39.5 MPa。

圖7 管道應(yīng)力云圖Fig.7 Pipeline stress cloud map

為了研究挖掘荷載作用下埋地輸氣管道的動(dòng)力響應(yīng)變化過(guò)程，選擇圖7(a)中的挖掘情況給出詳細(xì)分析。提取管道受力最大處橫截面上8個(gè)節(jié)點(diǎn)單元的位移時(shí)程曲線(xiàn)，如圖8所示。

圖8 最大應(yīng)力截面上各單元的位移時(shí)程Fig.8 The displacement time history curve of each element on the maximum stress cross section

由圖8可知，整個(gè)挖掘過(guò)程中位移變化可以分為幾個(gè)時(shí)間段：第1個(gè)時(shí)間段，鏟斗還未接觸到土層，管道受土壤相互作用和內(nèi)壓的作用，導(dǎo)致管道有輕微的位移；第2個(gè)時(shí)間段，鏟斗穿過(guò)土壤直至撞擊到管道上(未挖破)，由于挖掘荷載的作用，管道上各單元急劇向下發(fā)生位移；第3個(gè)時(shí)間段，鏟斗撞擊到管道后出現(xiàn)“剛體撞擊現(xiàn)象”，管道位移出現(xiàn)一定程度的回彈；第4個(gè)時(shí)間段，鏟斗第2次撞擊到管道然后再次出現(xiàn)“剛體撞擊現(xiàn)象”，這一時(shí)段，管道位移先是增大然后回彈，最終穩(wěn)定下來(lái)。在0.8 s附近時(shí)，鏟斗第1次挖掘到管道，管道受力達(dá)到最大值，同時(shí)位移達(dá)到最大值，最大值點(diǎn)位于與鏟斗的接觸點(diǎn)處?？傮w而言，管道上半部的位移量要大于下半部分的位移量。

為了分析挖掘荷載作用下埋地輸氣管道的力學(xué)特性，取管道受力最大點(diǎn)處的橫截面上的單元，分別繪出管道的應(yīng)力和位移的變化示意圖，如圖9所示。由圖9可知，挖掘載荷作用于管道時(shí)，與鏟斗接觸處的管道單元(在0°位置的單元)各項(xiàng)力學(xué)特征的數(shù)值均為最大，此位置為管道最易受損點(diǎn)，且越靠近0°位置的單元的力學(xué)特性數(shù)值越大；管道底部的單元(在180°位置的單元)受力最小，且越靠近180°位置的單元的力學(xué)特性數(shù)值越小。以0°位置所在單元的豎軸線(xiàn)為中軸線(xiàn)，管道兩側(cè)單元的應(yīng)力及位移的數(shù)值大致相同，呈對(duì)稱(chēng)狀態(tài)，在-45°～<45°，-180°～<-135°以及135°～<180°區(qū)間范圍內(nèi)，各項(xiàng)力學(xué)特征變化較為平緩，在-135°～<-45°以及45°～<135°區(qū)間范圍內(nèi)各項(xiàng)力學(xué)特征變化較為劇烈。同時(shí)，對(duì)比有無(wú)覆土2種情況可以得出，相同挖掘工況作用下，管道上方有0.3 m覆土?xí)r的管道的最大Mises應(yīng)力要比無(wú)覆土?xí)r的小約小51.3 MPa，位移量約小0.002 8 m，表明覆土可以明顯的削弱挖掘荷載，減緩管道力學(xué)特征的變化量。

圖9 管道最大受力橫截面的力學(xué)特征變化示意Fig.9 Schematic diagram of the change of mechanical characteristics of the cross section of the pipe under maximum stress

基于有限元模擬結(jié)果，確定挖掘荷載作用下管道Mises應(yīng)力與管道上方覆土厚度的關(guān)系，并擬合得到管道應(yīng)力曲線(xiàn)函數(shù)，如圖10所示。由圖10可知，挖掘荷載作用下埋地輸氣管道的Mises應(yīng)力隨著覆土厚度的增大而減小，且在覆土厚度變化量相同的情況下，覆土越深管道的Mises應(yīng)力的變化量越??；相同挖掘工況下，32 t挖掘機(jī)對(duì)管道造成的影響要遠(yuǎn)大于20 t挖掘機(jī)所帶來(lái)的影響。覆土對(duì)管道的安全運(yùn)行起著至關(guān)重要的作用，同時(shí)，挖掘機(jī)噸位也是影響管道安全運(yùn)行的重要因素。

圖10 覆土厚度與管道Mises應(yīng)力關(guān)系Fig.10 Diagram of relationship between overburden thickness and Mises stress of pipeline

4 結(jié)論

1)借助ADAMS多體動(dòng)力學(xué)仿真軟件，在合理考慮管道與土壤、鏟斗與土壤、鏟斗與管道之間相互作用，挖掘機(jī)本身的約束，油缸驅(qū)動(dòng)等參數(shù)的情況下，可以有效的仿真出整個(gè)挖掘過(guò)程，獲取的挖掘荷載與工程實(shí)際相接近。同一噸位的挖掘機(jī)，單齒作用下的管道承受挖掘荷載的峰值是五齒作用的1.3～1.9倍，表明單齒作用在管道上所造成的損傷要大于五齒作用。

2)挖掘載荷作用于管道時(shí)，與鏟斗接觸處的管道單元(在0°位置的單元)各項(xiàng)力學(xué)特征的數(shù)值均為最大，管道底部的單元(在180°位置的單元)受力最??；以0°位置所在豎軸線(xiàn)為中軸線(xiàn)，管道兩側(cè)單元的應(yīng)力及位移的數(shù)值大致相等，呈對(duì)稱(chēng)狀態(tài)。

3)在相同挖掘工況下，埋地輸氣管道的Mises應(yīng)力隨著覆土厚度的增大而減小，且在覆土厚度變化量相同的情況下，覆土越厚管道的Mises應(yīng)力的變化量越小。由此表明覆土對(duì)管道的安全運(yùn)行起著至關(guān)重要的保護(hù)作用。