典型長距離輸油管線地震易損性評估

王靜宜, 郭恩棟, 閆培雷, 李長宏, 吳厚禮

(1. 中國地震局工程力學研究所 地震工程與工程振動重點實驗室, 黑龍江 哈爾濱 150080;2. 地震災害防治應急管理部重點實驗室, 黑龍江 哈爾濱 150080)

0 引言

石油是國家生存和發展不可或缺的戰略資源,對保障國家經濟發展、社會進步和國防安全有著不可替代的作用。長距離輸油管線是運輸原油以及成品油最為經濟、高效、便捷的一種方式。截止2014年底,我國陸上原油管道約23000 km2,成品油管道約21000 km2。我國油氣管道建設穩步推進,形成了西油東調和北油南運的輸油格局,擁有跨區域、廣覆蓋和多層次的長距離的輸送網絡。與此同時,我國位于環太平洋火山地震帶與喜馬拉雅山火山地震帶之間,受到太平洋板塊、印度洋板塊和菲律賓板塊的擠壓,面臨嚴峻的地震安全威脅。長距離輸油管線由于其距離長和縱深廣等特點,不可避免的途經地震高發地帶,地震災害對長距離輸油管線造成的危害不可忽視。1976年唐山大地震時,秦京輸油管線遭受了嚴重的破壞,管線途徑7度、8度和9度區的長度分別為140 km、50 km和25 km,管線發生多處破壞,流失原油1萬余噸[1],造成了巨大的經濟損失,污染了大片農田和河流。近年來,我國長距離輸油管網規模不斷增加,地震對管網的威脅不容忽視。因此有必要對長距離輸油管道的地震易損性進行分析評估,為輸油管道工程地震災害隱患排查提供支撐,確保長距離輸油管道安全可靠的運行。

對于均勻土介質下管道的地震反應,早在60年代末期Newmark就對此展開了研究。到70年代,日本學者就提出了反應位移法,將管道簡化為彈性地基梁,將地震波簡化為簡諧波。王海波等通過邊界元法,得出管道埋深越淺,地震對管線的危害越大[2]。ROURKE等[3]在綜合分析了1964年阿拉斯加地震、1971年費爾南多地震、1976年危地馬拉地震以及1987年厄瓜多爾地震后提出:大規模永久性地表位移是地震造成石油設施損壞的主要原因;郭恩棟等[4]根據汶川大地震的地下管道震害數據,提出了不同地震烈度下部分埋地管道不同地震烈度下震害率;馮啟民等[5]考慮了埋地管道與土介質的相互作用,分析了管道作為薄殼結構的斷層位錯反應;LIU等[6]為了統一輸油管線的置信度方法,提出了將泵站與不同等級長距離輸油管道視為一個整體,建立了不同等級管道對應的設計基準斷層位移危險等級分析;YAN等[7]利用大型振動臺對埋地長距離管道進行非均勻激勵實驗,證明非均勻地震激勵對管道應變與位移影響很大,對地表加速度影響較小;劉建平等[8]提出了長距離管線震害監測重點在于為震后緊急救援提供決策依據,而不是震前預報,并介紹了長距離輸油管道檢測技術在部分管線上的應用。

本文長距離輸油管道易損性評估是基于現有埋地管線震害研究為基礎。目前針對原油、成品油管道的抗震研究基本集中在跨斷層管線震害分析、場地變形和土壤液化等方面。對于長距離管道的抗震研究也僅僅局限于局部管段的分析,缺乏對于上百公里甚至上千公里長距離輸油管道抗震性能的定量預測研究。本文通過計算不同地震動加速度作用下連續焊接管段組合應力值實現了對單根管段進行三態破壞預測,進而得到每10 km長距離輸油管線平均震害率和破壞處數。以此為依據對長距離輸油管網進行五態破壞預測和地震易損性分析評估,并結合實際工程案例進行震害預測。對長距離輸油管線地震災害風險評估、薄弱部位排查加固和震后救災等提供借鑒意義。

1 連續焊接管道地震破壞分析

埋地管線的破壞一般表現為管線接口破壞、管體破壞和接頭損壞等,其中接頭損壞是最常見的破壞形式[9]。長距離輸油管線一般采用連續焊接高速鋼,通常采取組合應力作為破壞等級判定標準。

對于一般場地埋地管線震害破壞計算時一般假定管道處于理想狀態,認為水平剪切波引起的管道軸向變形是管道破壞的主要原因。地震波導致場地不同的點產生相對位移,位移通過土體與管線的相互作用傳到埋地直管道。地震波造成的管道縱向拉應力根據《油氣輸送管道線路工程抗震技術規范》(GB/T 50470—2017)[10]的計算方法求得。

根據第三強度理論,即最大剪應力強度理論,一般埋地管道軸向組合應力為:

σn=σpmax+σT+σah+σas

(1)

σa=σεh+σεs

(2)

σ=σ1-σ3=σn-σa

(3)

式中:σn為管道軸向應力;σn為管道環向應力;σpmax為地震波造成的管道縱向拉應力;σT為溫差引起的管道縱向拉應力;σah為內壓引起的縱向拉管道應力;σas為土靜壓引起的管道縱向拉應力;σεh為內壓引起的管道環向拉應力;σεs為土體靜壓引起的管道環向拉應力。

本文采用三態破壞準則對管道進行地震可靠性分析,其中管道狀態破壞一般分為三類,破壞狀況判斷標準為[11]:1)σ<[σr]管道處于基本完好狀態。 2)[σr]≤σ≤[σb]管道處于中等破壞狀態。3)σ≥[σb]管道處于嚴重破壞狀態,管道基本失去輸油功能。

其中:σr=?1[σ1],σb=?2[σ2];σ為管線的組合應力;[σ1]為管材屈服強度;[σ2]為管材極限強度;?1和?2為調整系數,本文中取0.8。

2 管線破壞等級劃分與震害預測

2.1 管段破壞概率

(4)

(5)

P2=1-P1-P3

(6)

式中:P1為管道基本完好的概率;P2管道中等破壞的概率;P3管道毀壞的概率。

2.2 基于平均震害率的長距離輸油管線破壞等級劃分

根據《生命線工程地震破壞等級劃分》(GB/T 24336—2009)[12]的相關規定,長距離輸油管道平均震害率與破壞等級對應關系見表1。

表1 長距離輸油管線不同地震破壞等級對應的震害率(處/10 km)Table 1 Seismic damage rate corresponding to different seismic damage grades of long-distance oil pipeline(location/10 km)

基本完好:管線平均每10 km破壞處數為0,基本無破損且基本功能正常。

輕微破壞:管線平均每10 km破壞處數大于0且小于等于2,有輕微破損和小泄漏點且輸油量下降幅度小于10%,需要進行管道維護。

中等破壞:管線平均每10 km破壞處數大于2且小于等于5,輸油量下降幅度高達30%,需要進行管道維修。

嚴重破壞:管線平均每10 km破壞處數大于5且小于等于12,管道出現破裂和噴漏等明顯破損,基本失去輸油功能,需要進行大修后才能恢復正常功能。

毀壞:管線平均每10 km破壞處數大于12,管線出現斷裂、塌落和大面積噴漏等嚴重破損,管道喪失基本功能,需要重建。

2.3 管線震害率

假設地震時沿管段長度L(km),震害發生是隨機獨立的,埋地管線的破壞概率可以假定服從泊松分布,則該段埋地管段在地震作用下的破壞概率Pf與每公里破壞處數λ(處/km)的關系為:

Pf=1-exp(-λL)

(7)

在一定長度范圍內,假設管線由n個管段焊接而成,則該范圍內管線總的破壞處數DNP為[13]:

(8)

式中:λi(處/10 km)為第i段管段的震害率,Li(km)為第i段管段的長度。進一步可得管線在該長度范圍內平均震害率λ*(處/10 km)為:

(9)

長距離埋地管線地震易損性是預測結構在不同烈度地震作用下發生結構失效的概率,對于長距離輸油管線并沒有切實可行的表征方法。針對長距離輸油管線,本文采用組合應力值、平均震害率和破壞處數對進行地震易損性的預測和評估。

3 實例分析

3.1 工程簡介

本文以國內某實際運營長距離同溝鋪設原油、成品油管線為例進行地震易損性分析。管線總長一千多公里,由一萬余個管段焊接而成。管線總長較長,東西方向跨度大,輸油量大。途徑穿越多種地貌單元、不同的地理和人文環境,地質情況復雜。

原油干線采用Φ813 mm的API 5L X65(API 5L為美國石油協會管道標準,X65對應國內L450低合金高強度碳素鋼)等級的鋼管。成品油干線采用Φ508 mm的API 5L X65等級的鋼管以及用Φ559 mm的API 5L X65等級的鋼管。管線中心埋深一般在 1.4～3.5 m 左右。根據沿途人口密度等人文條件,將管線途徑區域分為一級地區、二級地區和三級地區穿越了Ⅰ～Ⅲ級地區[14],其中一到四級等級劃分標準[15],如表2所示。分別對應原油管道壁厚為16、14.2和11 mm,成品油壁厚為7.1、8.8和11 mm。

表2 地區等級劃分標準Table 2 Regional level classification standards

3.2 組合應力分析

依據實際工程數據與第1.1節組合應力計算過程,將管道基礎數據帶入到式(1)、式(2)和式(3)中,計算得到的連續焊接鋼管不同管徑和壁厚下的典型截面組合應力結果見表3。根據表3中組合應力值結合1.2節中三態破壞標準中管段不同等級破壞判斷標準得到圖1,成品油管線截面組合應力由圖2和圖3所示。根據上述圖表,組合應力值隨地震動峰值加速度增大而增大,峰值加速度在0.05～0.7 g時組合應力大致呈線性增長,且連續焊接管道基本完好。峰值加速度在0.8 g時管段發生中等破壞。組合應力在壁厚不同時隨地震動峰值加速度增長趨勢一致,且壁厚越厚,組合應力值越小。

圖1 原油管線典型截面組合應力Fig. 1 Combined stress of typical section of crude oil pipeline

圖2 成品油線管徑559 mm管段截面組合應力 圖3 成品油線管徑509 mm管段截面組合應力 Fig. 2 Combined stress of 559 mm pipe section of product oil line Fig. 3 Combined Stress of 509 mm Pipe Section of Product Oil Pipeline

表3 典型管段截面組合應力值示例(MPa)Table 3 Example of combined stress value of typical pipe section (MPa)

表4 不同PGA下原油管線管段破壞泄漏處數Table 4 Number of damaged places under different PGA in each section of crude oil pipeline

3.3 輸油管線平均震害率與破壞處數

結合實際工程案例,將長距離原油和成品油管線按每100 km劃分,原油管線共劃分為12段,成品油管線劃分為11段。將3.2節中計算得到的組合應力帶入到2.1節式(4)式(5)和式(6)和2.2節式(7)、式(8)和式(9)中來,分別計算了兩條管線峰值加速度為0.05～0.8 g下管線平均破壞率及破壞處數如圖4、圖5和表5所示。

圖4 原油管線平均震害率 圖5 成品油管線平均震害率 Fig. 4 Average seismic damage rate of crude oil pipeline Fig. 5 Average seismic damage rate of finished oil pipeline

表5 不同PGA下成品油線管段破壞泄露處數Table 5 Number of leakage points under different PGA in each section of product oil line

綜上可以發現:當地震加速度峰值為0.05、0.1、0.2、0.3、0.35、0.4和0.45 g時,各段輸油管線基本完好;當加速度峰值為0.5、0.55、0.6、0.65、0.7、0.75和0.8 g時,輸油管線各段發生不同程度破壞。

根據《油氣輸送管道線路工程抗震技術規范》(GB/T 50470—2017)[9]的要求,管線設防標準采用兩個水準:第一水準為一般區段管線在50 a超越概率10%的基本設防地震作用下,滿足震后正常使用的性能要求;第二水準為所有區段管線在50 a超越概率2%的罕遇地震作用下,不發生破裂。根據《中國地震動參數區劃圖》(GB 18306—2015)[16]所規定,遇地震動峰值加速度宜按不低于基本地震動峰值加速度 1/3 倍確定,罕遇地震動峰值加速度宜按基本地震動峰值加速度 1.6～2.3 倍確定,極罕遇地震動峰值加速度宜按基本地震動峰值加速度 2.7～3.2 。對于該工程,長輸管線途徑區域中最高設防烈度為9度,基本地震峰值加速度為0.20 g,則對應的多遇地震動峰值加速度為0.07 g,罕遇地震動峰值加速度為0.32～0.46 g,極罕遇地震動峰值加速度為0.54～0.64 g。該工程在多遇地震動作用下管道不會發生破壞,基本無破損且功能基本正常;在罕遇地震動作用下,部分區段管線有部分可能發生輕微破壞,經過維修后可以繼續運行;根據評估結果,該長輸天然氣管線滿足抗震設計要求。

總體上看:在同一加速度峰值下各段管線破壞程度相差不大,第1、5、8、10段管線的破壞相對較重。按照《輸氣管道工程設計規范》(GB 50251—2015)要求,第1、4、7、9段管線主要分布于在Ⅱ級地區和部分在Ⅰ級地區,管壁厚度較薄。

4 總結

本文給出了典型長距離輸油管線的地震易損性分析方法。假定管道屈服強度、極限強度以及地震時所受的軸向組合應力服從正態分布,計算得到典型輸油管道三態破壞等級的發生概率。進而分析管線平均震害率和破壞處數。結合國內某實際工程分析給出了典型輸油管線地震易損性結果,討論了典型輸油管線的抗震性能,可為長距離輸油管線地震災害風險評估工作參考。