落石冲击埋地油气管道足尺模型试验研究

doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2026.03.006

落石冲击埋地油气管道足尺模型试验研究

杨锋^,, 蒋楠^,, 姚颖康, 周传波, 吕国鹏, 李开翔

1. 江汉大学精细爆破全国重点实验室，湖北武汉 430056

2. 中国地质大学（武汉）工程学院，湖北武汉 430074

Full-scale experimental study on buried oil and gas pipeline under rockfall impact

YANG Feng^,, JIANG Nan^,, YAO Yingkang, ZHOU Chuanbo, LV Guopeng, LI Kaixiang

1. State Key Laboratory of Precision Blasting, Jianghan University, Wuhan 430056, China

2. Faculty of Engineering, China University of Geosciences, Wuhan 430074, China

通讯作者: 蒋楠，男，教授. orcid.org/0000-0003-2709-840X. E-mail：jiangnan@cug.edu.cn

收稿日期: 2025-01-11

基金资助:

国家自然科学基金资助项目（52578584, 52478525）; 湖北省自然科学基金杰出青年资助项目（2024AFA092）.

Received: 2025-01-11

Fund supported:

国家自然科学基金资助项目（52578584,52478525）;湖北省自然科学基金杰出青年资助项目（2024AFA092）.

作者简介 About authors

杨锋（1998—），男，博士生，从事结构冲击防护的研究.orcid.org/0009-0000-1976-9459.E-mail：yangfeng@cug.edu.cn , E-mail：yangfeng@cug.edu.cn

摘要

为了合理评价山区受崩塌落石威胁的油气管线工程安全性，分析管道在落石冲击作用下的动力响应特性. 通过开展埋地油气管道的落石冲击足尺模型试验，结合试验全过程的动态应变测试技术，分析埋地管道在不同的管道-落石偏移距离(管-石偏距)下的动力响应特征，提出基于管-石安全临界偏距的埋地油气管道安全评价方法. 结果表明，在正上方落石冲击作用下，管道截面主要呈现顶部受拉、侧面受压的变形模式. 当管-石偏距从0 m增加至2 m时，管道顶部环向峰值应变从12.5 × 10⁻⁶迅速降低至3 × 10⁻⁶以下，整体呈现出随管-石偏距的增加而衰减且衰减速率不断减小的基本规律. 建立描述两者关系的幂律模型表达式，该幂律关系与足尺模型试验结果和其他文献中的室内试验结果吻合良好. 根据管道屈服应变，提出基于管-石安全临界偏距的埋地油气管道安全评价方法.

关键词： 油气管道 ; 落石冲击 ; 动力响应 ; 足尺试验

Abstract

The dynamic response characteristic of the pipeline under the impact of rockfall was analyzed in order to reasonably evaluate the safety of oil and gas pipeline project affected by rockfall in mountainous area. The dynamic response characteristic of buried pipelines under different pipeline-rock offset distances was analyzed combined with dynamic strain measurement technique throughout the testing process by conducting full-scale model tests of buried oil and gas pipelines subjected to rockfall impacts. A safety evaluation method for buried oil and gas pipelines based on the pipeline-rock critical safety offset was proposed. Results show that the pipeline cross-section primarily exhibits a deformation mode with tension on the top and compression on the sides under the impact of a rockfall from directly above. The peak circumferential strain at the top of the pipeline rapidly decreases from 12.5 × 10⁻⁶ to below 3 × 10⁻⁶ as pipeline-rock offset distance increases from 0 m to 2 m, showing a general trend of attenuation with increasing pipeline-rock offset distance, where the rate of attenuation continuously decreases. A power-law model was developed to describe their relationship, which accorded well with the results from the full-scale model tests and laboratory test results from other literature. A safety evaluation method for buried oil and gas pipelines based on the pipeline-rock critical safety offset distance was proposed based on the yield strain of the pipeline.

Keywords： oil and gas pipeline ; rockfall impact ; dynamic response ; full-scale experiment

PDF (1280KB) 元数据多维度评价相关文章导出 EndNote| Ris| Bibtex 收藏本文

本文引用格式

杨锋, 蒋楠, 姚颖康, 周传波, 吕国鹏, 李开翔. 落石冲击埋地油气管道足尺模型试验研究. 浙江大学学报(工学版)[J], 2026, 60(3): 504-512 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2026.03.006

YANG Feng, JIANG Nan, YAO Yingkang, ZHOU Chuanbo, LV Guopeng, LI Kaixiang. Full-scale experimental study on buried oil and gas pipeline under rockfall impact. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2026, 60(3): 504-512 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2026.03.006

崩塌落石是山区常见的地质灾害之一，其携带的动能对基础设施和人民安全构成众多威胁. 我国西部山区的油气管网规模庞大，落石冲击管道事件时有发生^[1-2]，轻则导致管道凹陷，重则引起油气泄露，导致灾难性的环境事故. 2005年4月，忠县-武汉顺溪段管道上方的混凝土盖板被崩塌落石砸穿，管道局部出现严重的内凹变形^[3]. 2008年，汶川地震引起兰成渝管道康县段阳坝近1 000 m³的崩塌，其中最大直径约为4 m、质量接近50 t的巨石将兰成渝管道接头砸开，造成柴油泄漏^[4].

众多研究人员对落石冲击下的管道受力和变形开展了广泛的研究. Pichler等^[5-6]采用有限元模拟，评估不同地表垫层厚度和不同落石冲击能条件下埋地钢管的受力情况. Liu等^[7]采用有限元方法，讨论管道-土壤相对刚度、管道埋深和冲击能对埋地管道应力分布的影响. Dong等^[8]开展落石冲击作用下埋地管道应变行为的缩尺实验和数值研究，从理论上推导了施加在土壤上的冲击载荷以及冲击载荷引起的埋地管道的应变. Jiang等^[9]通过缩尺实验和数值方法研究管道在掉落物体冲击载荷下的响应，开展广泛的参数研究，以调查各种因素的影响，包括掉落物体的速度、质量和形状、管道壁厚、混凝土涂层、内部压力和自由管道跨度长度. Tian等^[10]将嵌入式和表面黏结式压电陶瓷传感器用于冲击荷载下埋地管道的冲击力和加速度监测，通过缩尺模型试验探讨冲击能量、管道尺寸及管道埋深对管道动力响应的影响. 荆宏远^[11]分别从理论计算和数值仿真的角度，探讨落石冲击下管道的动力学响应，研究落石垂直冲击管道正上方时管体的极限承载力. Tavakoli Mehrjardi等^[12]使用有限元数值方法模拟埋地钢管在冲击荷载下的动力响应，评估管道埋深、落石高度、冲击区域大小和土壤阻尼等因素的影响. Tavakoli Mehrjardi等^[13]开展埋地钢管的落石冲击大尺度模型试验，研究落石的穿透深度、冲击力、管道圆周应变及管道竖向变形，以管道环向应力超过材料屈服应力作为管道失效的判别依据. 朱治儒等^[14-15]设计落石冲击埋地钢管的足尺模型试验，针对不同的冲击高度，对管道应力及位移进行监测，研究不同高度落石冲击试验下埋地管道的力学响应.

落石冲击埋地钢管的研究多采用缩尺试验和有限元模拟方法，相应的足尺试验研究较少. 缩尺试验可能受到尺度效应的影响，而数值模拟方法有待足尺试验数据的进一步验证. 目前，研究人员已开展广泛的参数研究，但很少讨论管-石偏距这一变量，特别是考虑到一定的管-石偏距可能更符合实际情况. Zhang等^[16]模拟埋地管道受立方体落石冲击时的屈曲行为，讨论冲击速度、埋深、岩石高度和底面积以及管-石偏距对埋地管道应力和塑性应变的影响，研究结果显示，管道凹陷的长度和宽度随着管-石偏距的增大而减小. Rao等^[17]借助经验公式和理论推导，分析管径、壁厚、埋深、落石冲击速度和管-石偏距对埋地管道变形的影响规律，结果表明，当管-石偏距大于2 m时，管道的竖向位移随着偏距的增大而明显减小. 熊健等^[18]运用LS-DYNA显式动力学分析软件，建立崩塌落石冲击作用下埋地管道的三维有限元模型，研究落石规模、管道尺寸和埋深及管-石偏距等因素对埋地管道安全的影响规律，采用三次多项式拟合得到管顶应力与管-石偏距的关系，但这一关系仅适用于单一特定条件，普适性不足. 结果显示，当管-石偏距超过1.5 m时，管顶应力下降了一个数量级. 赵璐^[19]运用有限元软件，研究落石冲击作用下埋地输气管道的动力响应及管道临界失效准则，给出在特定的冲击速度和管道埋深条件下不同典型落石体积对应的管-石安全临界偏距.

目前，针对管-石偏距对埋地管道落石冲击动力响应的影响仍停留在定性分析为主的阶段，缺乏简单、可靠的工程定量计算手段. 基于此，本文以管-石偏距为主要变量，开展落石冲击埋地油气管道的足尺模型试验，分析管道在不同管-石偏距下的冲击动态应变以及峰值应变随管-石偏距的衰减规律. 基于对这一衰减规律的考察，提出不同管-石偏距下的管顶峰值应变计算公式，并与足尺模型试验结果及其他文献的结果进行对比验证. 根据管道屈服应变，提出保障管道安全的管-石临界偏距的定量化计算方法，采用既有研究中的数据进行检验.

1. 落石冲击埋地油气管道的足尺模型试验

落石冲击埋地管道的足尺模型试验位于武汉市江汉大学野外试验场，场地平整开阔，长×宽为100 m×60 m，周围无既有建(构)筑物. 场地内为平整的黏性土层，经现场钻孔与土样检测，土壤天然密度约为1.84 g/cm³，弹性模量约为10 MPa，黏聚力为55 kPa，内摩擦角为15°，接近完全饱和. 结合试验场的实际条件，落石质量拟设为50 kg，从30 m高度自由落体冲击地面. 管-石偏距设为0~12 m. 试验未考虑落石形状、下落姿态及滚动旋转的影响. 为了工程应用的简便起见，在各类落石冲击力的经验或半经验计算公式中，上述因素的影响一般均忽略^[20]. 在试验中，落石由普通硅酸盐水泥浇筑的球形混凝土球简化模拟. 采用汽车起重机将落石吊升至试验高度，待姿态稳定后，远程激活遥控式吊钩自动脱钩，使落石自由落体，冲击地面. 试验选用的钢管为双面埋弧焊螺旋管，钢号为Q235B，外径为1.02 m，壁厚为0.01 m，总长为6 m. 双面埋弧焊螺旋管被广泛应用于我国西气东输油气长输管道的工程中. 根据调研可知，西气东输管道一般埋深为1~ 4 m，因地形、地质和水文条件而变化. 综合成本和安全因素，试验钢管埋深取常见值2 m. 落石冲击点位于管道中部截面与地面的相交线上. 为了最大程度地减小多次实验对土层原状条件的影响，落石冲击试验由远及近依次进行. 管-石偏距是本试验主要关注的管道动态响应的影响因素.

不考虑落石直接刺穿管壁的特殊情况，埋地油气管道在落石冲击下的失效模式主要为局部屈曲变形(椭圆化)^[14]. 管道动态应变为本试验的主要监测项目，通过在管道内壁粘贴不同方向的应变片进行测量. 试验中所用的应变片为单轴50 mm，120 Ω型号的应变片，接1/4桥，经屏蔽线缆与DH8302动态信号采集仪相连，采样频率为2 kHz. 应变监测点共有8处，4处在管道中部截面沿环向分布，4处在管道顶部对称于中部截面沿轴向分布. 每处监测点分别布置环向应变片和轴向应变片共16个，具体如图1所示. 对于采集到的应变时程曲线，利用低通滤波法去除高频噪声. 截止频率设为1 kHz，远大于一般埋地钢管的振动主频^[21-22]，保留了有效信息.

图 1

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 1 现场试验的示意图

Fig.1 Schematic diagram of experimental site

根据试验设计方案，现场试验的开展流程如图2所示，具体的实施步骤如下.

图 2

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 2 现场试验过程

Fig.2 Field experiment process

1)试验准备. 制作直径为0.33 m的不锈钢球形模具，向内浇筑C30混凝土，养护，拆模. 选择一处土层条件良好且地表平整的区域，标记沟槽开挖位置和落石预计冲击点. 开挖一条宽约为1.3 m，长约为7 m，深约为3 m的沟槽. 使用502胶水，将应变片粘贴于打磨并清洗过的管道预定位置(见图2(d))，焊接导线，并预留连接线接头与数据采集仪连接.

2)管道铺设. 采用汽车起重机将管道平稳吊装至沟底，利用土块垫住管道底部两侧，使其相对固定于管沟中部. 分层回填土方并夯实直至地表标高，过程中不断用简易密实度测试仪测定覆土密实度，保证沟槽填土密实度不小于90%~95%，确保管道覆土与管道紧密稳定接触.

3)落石冲击与数据采集. 采用汽车起重机将预先浇筑的落石起吊至试验高度，落石姿态平稳后遥控脱钩，使其自由落体，冲击地面. 记录动态应变信号，并在每次试验前调试至初始状态.

2. 模型试验过程管道动力响应分析

2.1. 应变时程

各测点的动态应变时程在整体上可以反映落石冲击下管道各部分的连续变形过程. 以管道正上方冲击为例，考虑到试验的对称性，针对测点1、2、3、8的动态应变ε时程，对管道在落石冲击作用下的动态响应过程进行说明. 根据图3(a)、(c)、(e)可知，落石冲击地表产生的应力波作用于管道顶部时，截面向下凹陷，环向首先产生拉应变，并立刻达到峰值，随着管身回弹而后迅速减小并开始受压，但最大拉应变显著大于最大压应变，随后应变开始上下波动，幅值不断衰减，在管身开始变形后的0.2 s左右变形停止. 从图3(b)、(d)、(f)可知，当受正上方冲击作用时，管道顶部轴向上先受压随后受拉，且拉应变大于压应变. 就应变大小而言，管道顶部主要受拉应力作用，且在本冲击试验下未产生塑性变形. 管道侧面(测点8)在环向上主要受压，轴向上先受拉后受压，且拉压变形基本相同. 若仅考虑管道的最大变形响应，管道截面在落石冲击下主要呈现顶部受拉、侧面受压的变形模式，这与管道在上部静载条件下的变形是相似的.

图 3

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 3 动态应变时程

Fig.3 Dynamic strain history

2.2. 应变分布

管道应变分布情况表征了管道在落石冲击作用下不同区域范围的变形，为管道安全性分析提供了基础. 以管道受到正上方冲击为例，测点1~8的环向和轴向峰值应变如图4所示. 其中，$ \varepsilon _{\text{t}}^{\text{c}}、\varepsilon _{\text{t}}^{\text{a}}$分别为环向和轴向拉应变，$ \varepsilon _{\text{c}}^{\text{c}}、\varepsilon _{\text{c}}^{\text{a}}$分别为环向和轴向压应变. 测点6的轴向应变片在试验中发生损坏，未记录数据. 从图4(a)可知，管道轴向上应变的分布大致关于落石冲击点对称，最大值出现在冲击点正下方(测点3). 管道环向拉应变(最大值约为12.5×10⁻⁶)稍大于轴向拉应变，环向压应变稍小于轴向压应变(最大值约为7×10⁻⁶). 无论轴向或环向，管道顶部以受拉为主. 从图4(b)可知，在正上方冲击条件下，管道中部截面的最大拉应变出现在管道顶部(测点3)，拉应变沿两侧至底部逐渐减小. 最大压应变位于管道两侧(测点6、8)，以环向变形为主，最大值约为1.0×10⁻⁵. 在落石冲击作用下，管道中部截面为最危险截面，截面变形主要呈现为顶部受拉和两侧受压.

图 4

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 4 测点峰值应变的分布

Fig.4 Distribution of peak strain of measuring point

如图5所示为中部截面各测点在不同管-石偏距L下的峰值应变. 从图5(a)可知，各测点拉应变整体上均随着L的增大而减小. 管道顶部(测点3)拉应变随着L呈“幂律型”衰减，当L = 0 m时，环向和轴向拉应变均最大，分别达到12.5×10⁻⁶和10.8×10⁻⁶. 随着L的继续增加，应变迅速减小，在L > 2 m后，应变减小速率变缓，降至3×10⁻⁶以下. 其余测点的峰值拉应变均小于5×10⁻⁶，可见管道顶部可以作为落石冲击下管道动态响应的主要考察点. 从图5(b)可知，在管道截面上，压应变主要出现在测点6和8(管道两侧)，且以环向变形为主，最大约为10×10⁻⁶，随着L的增加而迅速减小，在L > 2 m后变化趋于平缓，降至4×10⁻⁶以下. 测点3的峰值压应变次之，当L < 2 m时减小迅速，在L > 2 m后变化平缓. 管道底部压应变及两侧轴向压应变较微小. 在本试验条件下，L > 2 m是显著降低落石冲击下管道动态响应的有效措施之一.

图 5

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 5 峰值应变与管-石偏距的关系

Fig.5 Peak strain vs. pipe-rock offset distance

管道顶部峰值应变可以反映管道整体动态响应随L的变化特征. 为了简便、有效地表征管道变形与L的关系，提出以下表达式：

(1)$ {\varepsilon _{{\text{top}}}} = {\varepsilon _0} \cdot {(1+L)^{ - \alpha }}. $

式中：$\varepsilon _{\mathrm{top}} $为管道顶部应变；ε₀为L = 0时的管道顶部应变；α为应变衰减系数，表征应变随L的衰减程度，为正值. 式（1）的基本性质反映了管道响应随L的变化趋势和极值. 1) 当L = 0时，冲击点位于管道正上方，$\varepsilon _{\mathrm{top}} $等于ε₀，且为全局最大值. 2) 当不考虑表征应变方向的符号时， d$\varepsilon _{\mathrm{top}} $/dL恒为负值，d²$\varepsilon _{\mathrm{top}} $/dL²恒为正值，具体反映为$\varepsilon _{\mathrm{top}} $随L增大而减小且减小速率不断减小(见图5). 3) 当L = +∞时，管-石偏距无限大，$\varepsilon _{\mathrm{top}} $无限趋近于0. 此外，ε₀通常可由经验和理论公式求得，这意味着式(1)仅有一个待定系数α，体现出简便性的工程应用价值. 如图6所示为管道顶部环向峰值应变与L的拟合关系，显示了良好的拟合度(R² = 0.98). 其中，ε₀为12.5×10⁻⁶，α为1.2.

图 6

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 6 峰值应变与管-石偏距的函数关系

Fig.6 Functional relationship between peak strain and pipe-rock offset distance

3. 考虑管-石偏距的管道动应变计算方法与验证

根据《输气管道工程设计规范》（GB 50251—2015）和《输油管道工程设计规范》（GB 50253—2014）可知，钢管在外荷载作用下的径向变形可按下式计算：

(2)$ \Delta y = \dfrac{{ZKW{D^3}}}{{8EI+0.061{E_{\text{s}}}{D^3}}} , $

(3)$ I = {{{\delta ^3}}}/{{12}}. $

式中：Δy为钢管径向变形；Z为钢管变形滞后系数，取1.5；K为基床系数，取0.1；W为外荷载；D为管道直径；E为钢材弹性模量；I为单位管长截面惯性矩；E_s为土壤变形模量；δ为管道壁厚.

钢管受落石正上方冲击时的冲击荷载按下式^[23-24]计算：

(4)$ W = 1.15 \times \dfrac{{3F}}{{2{\text{π}} {H^2}}}. $

式中：F为落石冲击力，H为管道埋深.

当落石垂直冲击地面时，冲击力可由下式^[20]计算得到：

(5)$ F = 0.35{({E_{\mathrm{s}}}{E_{\mathrm{k}}}^2)^{1/3}}. $

式中：E_k为落石动能.

管道受落石正上方冲击时的环向应变^[8-12]为

(6)$ \varepsilon_0=4\left(\dfrac{\Delta y \delta}{D^2}\right) \times 0.33\left(\dfrac{H}{h}\right)^{0.1} . $

式中：h为落石高度.

整合式(1)~(6)，管道顶部峰值环向应变可以表示为

(7)$ \varepsilon_{\mathrm{top}}^{\mathrm{c}}=\dfrac{1.2 Z K D \delta E_{\mathrm{s}}^{{1}/{3}} E_{\mathrm{k}}^{{2}/{3}}(1+L)^{-\alpha}}{{\text{π}} H^{1.9} h^{0.1}\left(E \delta^3+0.092 E_{\mathrm{s}} D^3\right)}. $

将本试验的相关参数代入式（7），计算得到$\varepsilon _{\mathrm{top}} $|_{L = 0} = 12.1 × 10⁻⁶，与实测应变(12.5 × 10⁻⁶)的误差约为3%. 如图7所示为不同管-石偏距下的管道顶部实测应变$ \varepsilon^{\mathrm{m}}_{{\mathrm{top}}} $与式(7)所求$\varepsilon _{\mathrm{top}}^{\mathrm{c}} $的对比情况. 可见，式(7)具有良好的准确度. 既有的研究表明，管道内部介质具有一定的减震作用，会降低管道的动力响应^[25]；管道内压的增加会增大管线系统的整体刚度，减小冲击力作用下的弯曲变形，从而使附加荷载引起的管身应力不断减小^[26]. 式(7)对应的空管无内压条件代表了最危险情况，从管道安全评估的角度而言，符合工程实践中偏保守的取值.

图 7

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 7 实测应变与式(7)计算应变的对比

Fig.7 Comparison of measured strain and calculated strain from equation (7)

为了进一步验证式(7)的适用性，对比了研究人员既有室内试验数据^[27-28]与式(7)的计算结果. 董飞飞等^[27]开展埋地管道的室内缩尺冲击试验：管道试件为Q235级镀锌钢管，外径和壁厚分别为0.114、0.002 5 m，埋深为0.6 m. 试验在尺寸为3 m×3 m×1.5 m的土箱中进行，土体为粉质黏土. 落石冲击荷载由落石冲击试验机进行模拟，设有4种落石高度（0.5、1.0、1.5、2.0 m）以及3种冲击偏移距离（0、0.75、1.5 m）. 由于未给出具体的土体变形模量，考虑土体性质与本文接近，E_s取10 MPa，α取1.2. 张虎等^[28]在同样的土箱中进行缩尺试验：外径为0.139 m，壁厚为0.002 5 m，长度为2.8 m的Q235级钢管，埋深为0.5 m，落石冲击高度为2.0 m，冲击偏移距离为0、0.3、0.6 m；土体为压实的细砂. 根据经验，E_s取30 MPa，α取1.5、2.5、3.5进行比对. 将相关参数代入式(7)进行计算.

如图8所示为试验数据与式(7)计算结果的对比情况. 可见，式(7)与文献[27]的缩尺试验结果具有良好的吻合度. 当α取2.5~3.5时，式(7)可以较好地表征细砂土中的应变测试结果^[28]及其随管-石偏距的衰减趋势. 在相同条件下，α越大，则管道顶部应变随管-石偏距的衰减程度越大，表明土壤对落石冲击应力波的耗散能力越强. 图8表明，与粉质黏土相比，细砂具有更强的应力波耗散能力，这与爆炸应力波领域的相关研究^[29]相似，反映式(7)具有一定的广泛性.

图 8

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 8 文献[27, 28]的室内试验结果与式(7)计算结果的对比

Fig.8 Comparison of measured strain from published indoor test^[27-28] and calculated strain from equation (7)

4. 基于管-石临界偏距的安全评价方法

以管道屈服应变为失效判据，即满足下列条件时，认为管道发生破坏：

(8)$ \varepsilon_{\mathrm{top}}+\varepsilon_{\mathrm{p}} \geqslant \left[\varepsilon_{\mathrm{y}}\right] \text{，} $

(9)$ \varepsilon_{\mathrm{p}}=\dfrac{(2-v) p D}{4 \delta E}. $

式中：p为管道内压；v为管材的泊松比，取0.3；ε_p为内压引起的环向应变；[ε_y]为管道初始屈服应变，[ε_y] = σ_y/E，其中σ_y为管材的屈服应力.

通常，管线沿路的H、落石质量m和h为主要变量. 将式(8)、(9)代入式(7)，同时用落石势能mgh替换落石动能E_k进行化简，调整可得管-石安全临界偏距：

(10)$\begin{split} L_{\mathrm{cri}}=&\left(\dfrac{\left(4 \sigma_{\mathrm{y}} \delta-(2-v) p D\right)\left(E \delta^3+0.092 E_{\mathrm{s}} D^3\right) {\text{π}}}{22 Z K D \delta^2 E_{\mathrm{s}}^{{1}/{3}} E}\right)^{-{1}/{\alpha}} \times\\&H^{-{1.9}/{\alpha}} m^{{2}/{(3 \alpha)}} h^{{17}/({30 \alpha})}-1 . \\[-5pt]\end{split}$

赵璐^[19]选取不同的管-石偏距，对落石(正方体和球体)冲击埋地输气管道进行有限元模拟计算，绘制了管道失效时的管-石临界偏距与落石动能之间的关系曲线，但未给出具体的表达式. 文献[19]中，管道管材为X80，直径为1.219 m，壁厚为0.015 3 m，埋深为0.8 m，内压为10 MPa，弹性模量为210 GPa，屈服强度为614 MPa. 将上述相关参数代入式(10)，以落石质量和下落高度为横纵坐标，可得空间曲面，如图9所示. 曲面上的任意点为相应落石质量和高度下的管-石临界偏距. 临界偏距与落石质量或下落高度呈上升速率逐渐变缓的正相关关系. 根据动能与重力势能的能量守恒关系，将文献[19]的落石动能转换为落石质量与下落高度，将对应的临界偏距绘制于图9中. 从图9可见，由式(10)表征的临界偏距与文献[19]的数值计算结果吻合良好.

图 9

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 9 文献[19]中所得管-石临界偏距与式(10)计算结果的对比

Fig.9 Comparison between critical pipe-rock offset distance in reference [19] and calculated result from equation (10)

根据本文建立的式(10)，对于任何已知落石质量和下落高度的情况，均能给出保证埋地管道安全的最小管-石偏距. 对于已发生的落石冲击事件，将现场测量的管-石偏距与式(10)计算所得的最小管-石偏距进行比较，可以初步判断现场埋地管道的安全性. 对于潜在的落石冲击事件，根据式(10)计算所得的最小管-石偏距可为埋地管道的落石冲击灾害预防提供指导.

5. 结　论

(1) 在落石冲击作用下，与冲击点共面的管道横截面为最危险截面；当正上方受到冲击时，截面主要呈现顶部受拉、侧面受压的变形模式.

(2) 管道顶部应变$\varepsilon _{\mathrm{top}} $随着管-石偏距的增加而衰减，且衰减速率不断减小，两者的关系可以表示为形如$\varepsilon _{\mathrm{top}} $=f(1+L)且指数为−α的幂函数. α越大表明土壤对落石冲击应力波的耗散能力越强，该幂函数关系与足尺模型试验结果和文献[27, 28]的室内试验结果吻合良好. 在本文足尺模型试验的条件下，当L从0 m增加至2 m时，$\varepsilon _{\mathrm{top}} $从12.5×10⁻⁶迅速降低至3×10⁻⁶，说明将管-石偏距控制在2 m是减小管道动力响应的有效措施.

(3) 建立管-石安全临界偏距的计算方法. 对于任何已知落石质量和下落高度的情况，均能给出保证埋地管道安全的最小管-石偏距.

(4) 数值模拟研究是下一步工作的主要内容，因其显著的便捷性和经济性，可以开展涵盖各类影响因素的参数分析，包括落石的形状和姿态、冲击能量、管道尺寸与内压、土壤性质等，能够有效地弥补现场试验的不足. 由此获取的管道动力响应数据集将进一步完善本文中落石冲击埋地管道安全评估方法的普适性.

参考文献

原文顺序

文献年度倒序

文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

[1]

吴世娟. 崩塌落石对澜沧江跨越管道的影响及其防治研究 [D]. 成都: 西南石油大学, 2016.