表面爆発荷重下でのせん断効果を考慮したガス鋼管の変形の理論解析

Scientific Reports volume 12、記事番号: 8658 (2022) この記事を引用

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メトリクスの詳細

地上爆破荷重は、鉄鋼およびガスパイプラインの安全な運用にとって非常に重要ですが、パイプラインの安全性を予測するための従来の理論式から得られた結果は、実際の測定データと誤差があります。この論文では、せん断効果を考慮したティモシェンコビーム理論と爆発応力波理論を使用して、実物大のフィールドテストとそれに対応する数値シミュレーションを実行します。同時に、基礎剛性とパイプライン剛性柔軟性比の理論と組み合わせて、現場の実際の条件に合わせて修正された理論モデルが得られ、パイプラインの地下爆発荷重の変形と変位を正確に計算でき、大幅に改善されます。理論的な予測結果の誤差を軽減します。この論文の研究結果の革新的な点は、ティモシェンコ梁の理論上の応力を円周方向のひずみに置き換えることができることです。一方、修正された理論的解決策では、さまざまな埋設深さでのパイプラインの損傷を防ぐための爆発物の臨界重量を得ることができます。これは、パイプラインの地下爆風荷重の保護に関する理論的基礎を提供し、パイプラインの安全な保護と設計のための研究アイデアを提供します。

石油とガスの主要な輸送手段として、さまざまな直径の埋設パイプラインがエネルギー輸送の分野で大きな役割を果たしており、その構造的安全性は大きな懸念事項となっています1、2、3。しかし、都市化がさらに進み、埋設パイプラインのネットワークが密になるにつれ、パイプラインの安全性と保護がますます重要な問題として知られています4、5、6。さらに、一部の軍事作戦や民間生産では、稼働中のパイプラインに対する爆発的損傷の可能性が高まる傾向があります7、8。同時に、石油とガスのパイプライン沿いで数回の爆発が発生した9など、一部の地域ではテロ攻撃の可能性が高まっています。一方、詳細な調査の結果、近年、第三者による被害が埋設パイプラインの破損の主な原因であり、重大な事故を引き起こしていることが判明しました10。したがって、爆風荷重下でのパイプラインの損傷特性を研究することが重要です。

過去数十年間、爆発荷重下のパイプラインの研究では、地上の爆発荷重にさらされた埋設パイプラインに関する多くの実験的および理論的研究が行われてきました11、12、13。一例として、Zhang et al.14 は数値シミュレーションを使用して、爆発物の重量、パイプラインからの爆発物の水平距離、パイプラインの埋設深さなど、パイプラインの安全性に対するさまざまな要因の影響を研究しました。 Song ら 15 は、現場爆破試験用に X70 パイプを選択し、パイプのたわみと損傷レベルに基づいて 4 つの異なる破損モードを得ました。(a) モード 1 は中央領域の大きな弾塑性変形です。 (b) モード 2 は、パイプの外表面が大きな塑性変形を受け、中央領域で薄くなる状態です。 (c) モード 3 は、パイプの外面と内面の両方が中央領域でわずかに破れている場合です。 (d) モード 4 は、パイプの前部と後部の両方が完全に破れている状態です。 Mishra et al.16 および Zhang et al.17 の研究に基づいて、損傷は、損傷モデルに従って局所的な損傷基準と全体的な故障基準に正規化されました。一方、たわみ対スパン比の損傷基準は、埋設パイプラインの損傷の程度を評価するために使用され、パイプラインの損傷は次の 4 つのカテゴリーに分類できます。 (b) 中程度の損傷。 (c) 深刻な損傷、および (d) 倒壊。 Bambach et al.18 の研究の例では、実験室研究を利用して、主に固体金属の変形部分に焦点を当て、横方向の爆風荷重下で金属ビームを分析しました。実験室での研究に加えて、理論的研究も研究者に非常に好まれており、Abedi ら 19 のような一部の著者は、理論的分析手法を使用して爆風による影響下でのビームの偏向を見つけています。さらに、Olarewaju et al.20 は、爆風荷重下での埋設パイプラインの静的および動的応答の分析的および数値的研究を実施しました。一方、内部爆破荷重下でのパイプの動的破壊を数値シミュレーションと実験によって解析したMirzaei et al.21など、単純な変形研究に加えてパイプの破壊特性を調査した研究もある。

上記の分析から、文献では実験手法や分析手法が広範に使用されているにもかかわらず、より複雑な材料特性を持つ構造部材の応答の詳細に関する貴重な情報が得られるため、数値シミュレーション解析を無視することはできないことが明らかです 22,23,24。最近、多くの学者がABAQUS、LS-DYNA、AUTODYNなどの数値シミュレーションソフトウェアを使用してパイプラインへの爆風荷重の影響を研究し、実験的には得られなかったより詳細な動的応答パラメータが得られました25、26、27。しかし、これらの文献は動的応答パラメータの研究には体系的ではなく、数値シミュレーションソフトウェアにはさらに多くのパラメータがあり、フィールド試験と数値シミュレーションの間の対応関係を含む多くの研究を見つけるのは困難です。ただし、爆発性破片の損傷後の動きは構造物の動的解析において非常に重要である一方、変形や損傷時の材料特性を定量化することは困難であり、パイプラインの変形は困難であることは言及する価値があります。ここまで予測します。

さらに、発破パラメータとパイプラインパラメータに関する研究は十分に包括的ではなく、動的応答特性をパイプラインの安全保護に適用する方法についての理論的説明が十分ではありません。さらに重要なことは、数値シミュレーション応答データの分析に使用される手法の多くは十分に包括的かつ正確ではなく、表面爆発性荷重下でのさまざまな直径と埋設深さの埋設パイプラインの破損モードが十分に調査されていないことです。さらに、数値シミュレーションのほとんどは市販のソフトウェアであり、研究結果も同様です。したがって、本論文では、理論解析アプローチを紹介します。これには、理論解析アプローチと損傷判別基準を組み合わせることによって、さまざまな表面爆発荷重下でのパイプラインの安全基準モデルを研究できるという利点があります。

上記の解析に基づいて,本論文はパイプラインに対する表面爆発荷重の影響を考察し,同時に複数の動的応答パラメータを解析し,埋設パイプラインの座屈損傷を理論的解析法に基づいて評価した。フルサイズ X42 (L290) 鋼管の現場試験と数値計算モデルが設計され、表面爆発荷重下で実行されました。一方、数値モデルの関連パラメータは、フィールドデータと数値シミュレーションデータを比較することによって十分に検証されました。同時に,せん断効果を考慮したティモシェンコ梁理論と基礎剛性とパイプライン剛性の柔軟な比率理論を組み合わせて,パイプラインの垂直変位予測式を修正した。さらに重要なことは、現場試験は概してよく再現されており、地上爆風による影響下での埋設パイプラインの曲げ損傷もさらに調査されたことです。最後に、パイプラインのさまざまな動的特性に対する埋設深さと爆発レベルの影響を最小二乗法と組み合わせて議論し、パイプラインの最大垂直変位を適切に予測し、理論解析結果は主要な現象をよく反映しています。。

爆発物が爆発すると、爆風応力波は自由表面に沿って岩体の周囲に衝撃が急速に伝播します。爆風応力波が空気と岩石の界面に到達したとき、岩石界面に作用する外力が初期衝撃圧力となります。爆発物に対する多くの衝撃圧力方程式 28、29、30 が導入されており、式 2 に示すように、初期衝撃圧力を使用して爆風応力波の圧力を表すことができます。 (1):

ここで、P0 は爆発圧力の役割、ρ0 は爆発の密度、D は爆発の速度、β は爆発生成物の断熱膨張指数で、3.0 とします。表面爆薬が爆発すると、爆風衝撃波と応力波により、爆薬の中心の周囲に破砕帯、破砕帯、弾性帯が生成されます。衝撃波と応力波の値は、爆発時間が増加するにつれて減少します。爆発時間に伴う衝撃波と応力波の曲線は指数関数の形をしています。減衰係数は式(1)と(2)に示すとおりです。 (2)～(3)。

ここで、μs は土壌のポアソン比です。応力波は破壊ゾーンの外縁に到達し、その後弾性ゾーンに入ります。弾性ゾーンでは、応力波の作用によって弾性振動のみが発生し、式 (1) に示す爆発圧力が発生します。 (4):

ここで、Pe は弾性ゾーンの境界における爆発圧力、rb はパッケージの半径です。 rc と rf はそれぞれ破砕ゾーンの半径と弾性ゾーンの半径です。通常の爆発物によって引き起こされる破砕ゾーンの半径 rc はパッケージの半径の 3 ～ 5 倍です。弾性ゾーンの半径 rf はパッケージの半径の 10 ～ 15 倍31。この論文では、rc = 3rb、rf = 11rb です。

応力波がパイプの点 G でのピーク爆発圧力まで伝播することを PG と仮定すると、次のようになります。

パイプは爆風荷重と対称であるため、パイプに作用する荷重の半分のみが考慮されます。また、配管の軸方向荷重成分（図1のZ方向）を無視すると、配管に作用する爆風荷重q(x)は式(1)で表すことができます。（7）：

パイプにかかる力の模式図。

上で述べたように、主に土壌中の爆風応力波の伝播特性について説明しました。パイプの表面が横方向の衝撃波にさらされると、パイプの変形はパイプの動的曲げ問題に属します。これは、振動の処理または変動の処理によって説明できます。変動は次のように呼ばれます。曲がる波。一方、曲げ波は、相互依存する曲げモーメント摂動とせん断摂動が結合した結果であり、せん断効果がすでに含まれています。パイプの準静的応答におけるせん断の役割とは対照的に、横衝撃荷重を受けたパイプの動的応答の研究は、一連の制御方程式に横慣性せん断が含まれるため、より重要な役割を果たします。。上部地表面の爆発により応力が集中し、下部のパイプに曲がりや変形が生じます。計算を簡素化するために、この論文の計算モデルでは次の仮定が行われます。(1) パイプはせん断効果のあるティモシェンコビームであると仮定されます。 (2) パイプと地面の相互作用は、Winkler 基礎モデルを通じて考慮されます。 (3) 軟弱地盤のクリープと排水の強化は考慮されていません。計算モデルは、一般的に使用される 2 段階の解析手法 32、33、34 を使用して解決されました。第一に、表面爆発爆破によって引き起こされるパイプ上の追加の分布荷重は、爆風応力波力学方程式によって計算されます。第二に,有限差分法を使用して,追加の分布荷重下でのパイプの長手方向変形の解析解を確立した。図 3 は、下にあるパイプに対する表面爆風の影響を計算するためのモデルを示しています。地表爆発により既存地盤に応力が集中し、図2に示すように配管に追加の鉛直分布荷重q(x)が加わります。追加分布荷重q(x)は次のようになります。「初期衝撃圧力の理論モデル計算方法」の項を解いてください。

パイプラインへの影響の計算モデル。

追加荷重 q(x) の下で、垂直変位 w(x) と回転角 θ に関するウィンクラー基礎上のティモシェンコ梁の平衡微分方程式は、式 (1) に示すように得られます。 (8)。

ここで、EIeq はパイプの長手方向の等価曲げ剛性、(κ'GA)eq はパイプの等価せん断剛性、Dt はパイプの直径、k は基礎反力係数、q(x) は表面爆発による追加負荷。

ここで、 t はパイプの壁の厚さです。

垂直支持土バネの場合、連邦緊急事態管理庁 (FEMA) および米国土木学会 (ASCE) 35 の研究に基づいて、最大垂直上向き土支持力 Qd を取得できます。

ここで、Nc、Nq、Nγ は耐力係数、γ は土壌の総単位重量、γ' は土壌の有効単位重量、Δqd は Qd を展開する鉛直変位、c は土壌の凝集力、Dt は土壌の直径です。パイプ、H はパイプの中心線までのカバーの深さです。

ここで、Δqd は Qd での変位、Δqd = 0.2D です。

デカップリング方程式 (8) より、垂直変位 w(x) と回転角 θ の微分方程式が得られます。

地表での爆薬の爆発による追加荷重 q(x) による既設管の長手方向の変形は、式 (1) を解くことによって求めることができます。 (11a)。式として (11a) は 4 次の常微分方程式ですが、これを数学的に解くには若干の困難があります。計算を簡素化するために、方程式を解くために有限差分法が使用されます。図 3 にパイプの個別図を示します。パイプは、それぞれの長さが l (0.2 m) である n + 5 個のノードユニット (パイプの端にある 2 つのダミーノードユニットを含む) に離散化されます。標準的な有限差分の原理によれば、式の微分項の有限差分形式は次のようになります。 (11a) は次のようになる。

ここで、 wi は節点ユニット i の垂直変位、qi は節点ユニット i での追加荷重です。等式を代入する (12a) – (12c) を式に代入します。 (11a)、ウィンクラー基礎上のティモシェンコ梁の有限差分式は、次の式 (11a) で得られます。 (13)。

パイプの離散図。

パイプの両端が自由であると仮定すると、パイプの両端の曲げモーメント M とせん断力 Q は 0 になります。

式(15)は式(15)から得られる。 (8b)。

式の導関数を 1 つとります。 (8a)、(16)、(17) が得られます。

方程式を組み合わせる (15) ～ (17)、(14b) は式 (15) ～ (17) のように書くことができます。 (18)。

式の微分形式を取ると、式(18)より、管両端のせん断力Qの微分式は式(18)のように求められます。 (19)。

式(20)は式(2)から得られる。 (8a)。

式を代入した後、 (20) を式に代入します。 (17) 式を得ることができます。 (21)。

式(22)は、式(22)から得られる。 (21a) – (21b)。

等式を代入する (22a) – (22b) を式に代入します。 (19a) – (19b) より、式 (19a) – (19b) が得られます。 (23)。

式 (13) は、式 (13) に示すように行列形式で書くことができます。 (24)。

ここで: [K1] はパイプの変位剛性マトリックス、[K2] はパイプのせん断剛性マトリックス、[K3] はパイプの曲げ剛性マトリックス、{w} はパイプの垂直変位列ベクトルです。、Q1 はパイプの追加負荷列ベクトル、Q2 はパイプの負荷補正列ベクトル、Q3 は解に対するパイプの補足ベクトルです。

本格的な現場試験は、火薬類をパイプ中心直上の地表に設置した現場試験場で実施した。実験装置の概略図を図４に示す。爆発荷重は、次のとおりである。 No.2 岩石エマルション爆薬の爆発では、現場試験の研究において、爆発物の重量を 0.1 から 0.3 kg まで変化させて、異なる爆発荷重を達成しました。その際、ピーク粒子速度 (PPV) と両方のパイプの変位が変化しました。そして表面を記録した。フルスケールフィールドテストのスキームを表1に示します。フィールドテスト手順を図5に示します。

本格的なフィールドテストの模式図。

フィールドテストの手順。

爆発力学は非線形問題であり、表面爆発荷重を受けた埋設パイプの座屈損傷を解析計算を使用して研究することは非常に困難です。したがって、この問題を解決するには数値シミュレーションの方が適しています36。計算モデルの概略図を図 6 に示す。この論文では、鋼管の内径は 1000 mm、肉厚は 10 mm であり、これは石油およびガス輸送パイプラインの一般的なサイズです。鋼管の種類はX42(L290)であり、降伏応力は290MPaである37。なお、パイプの埋設深さは現地試験と同じとし、No.2岩石エマルジョン爆破荷重を用いて地上爆発を模擬した。計算モデル全体の寸法は、X、Y、Z 方向それぞれ 10 m × 4.8 m × 6.0 m です。

計算モデルの概略図。

この論文では、さまざまな非線形材料モデルと状態方程式を使用して材料の挙動をモデル化します。これらの材料モデルと状態方程式については、以下で簡単に説明します。爆発が爆発する前、No. 2 岩石エマルジョン爆薬の材料モデルは HIGH_EXPLOSIVE_BURN として記述できます。爆発後、No. 2 岩石エマルジョン爆発物はガス状の特性を示し、化学爆発物の爆発生成物の膨張によって生じる圧力を表す JWL の状態方程式を使用してモデル化されます。それは式 1 に示すように書くことができます。（25）以下38．

ここで、p は爆発物の圧力、E1 は爆発物の単位体積あたりの内部エネルギー、V1 は爆発物の相対体積です。 A、B、R1、R2、ω など、多くの一般的な爆発物の定数の値は、動的実験によって決定されます。爆発状態パラメータと JWL 式に使用される値を表 2 に示します。

土壌と岩石の機械的挙動は *MAT_PLASTICITY_POLYMER 材料モデルによって記述され、土壌と岩石の物理パラメータは表 3 に示されています。

固体要素は、爆発物、土壌、岩石、パイプライン領域に適用されます。パイプと他の材料の間の界面は、流体と固体の結合アルゴリズムを使用してシミュレートされます。空気ゾーンの上部の自由表面を除いて、無限層は、反射波の摂動結果を回避するために、非反射境界条件を使用してシミュレートされます。

表 1 に示すように、異なる重量の 2 号岩石エマルション爆薬をパイプ直上の地表に配置し、パイプと地表面の PPV を計測し、上記の数値シミュレーション結果と比較しました。図7. 爆薬の重量が増加するにつれてパイプの速度は増加し、数値シミュレーション結果のほとんどは現場試験結果よりも小さかったが、同時に振動速度の波形変化は一貫していた。これは、数値シミュレーションでは波の伝播に対する土壌の継ぎ目の影響が考慮されておらず、土壌内の波の継ぎ目による屈折と反射によってパイプライン表面の波の振幅が増加するためです。同時に、モデルの波形から 2 つの曲線間の変動傾向が一貫していることが簡単にわかり、数値モデルのパラメーターが実際のエンジニアリングの実践と一致していることがわかります。また、図 7c を詳しく調べると、爆発物の重量が増加するにつれて、数値シミュレーション結果と現場試験結果の間の誤差が減少することを見つけるのは難しくありません。これは、爆薬の重量が増加するにつれて、発破振動波の速度振幅がますます大きくなり、波の反射によって生じるパイプライン上の速度誤差が徐々に小さくなるためです。したがって、数値モデルのパラメータは、表面爆発荷重下でのパイプの座屈効果を研究するために利用できますが、爆発物の重量が大きい場合、数値シミュレーション結果はより正確で信頼性が高くなります。

現地測定データと数値シミュレーションの比較: (a) D1 の現地試験結果、(b) D1 の数値シミュレーション結果、(c) 地盤と配管の PPV、(d) 現地試験と数値シミュレーションの結果の比較理論的な解決策。

ただし、図 7d のパイプの最大垂直変位に基づいて、数値シミュレーション結果が現場試験結果に非常に近い一方、逆に、理論的結果と他の 2 つの曲線との差が大きいことがわかります。驚くほど大きいです。これは、理論モデル内の特定のパラメーターがパイプラインに大きな応力をもたらし、パイプラインの大きな変位を引き起こすためです。現場データと比較した後、そのような結果が正確ではないことを発見するのは難しくないため、パイプラインに作用する力をさらに分析して解決する必要があります。したがって、実際のプロジェクトで爆発物の重量に関するパイプラインの安全予測式を適合させる必要を満たす前に、理論的解決プロセスをさらに修正する必要があります。

埋め込まれた媒体に対するパイプの相対的な剛性は、拘束された構造内の応力集中に影響します。あらゆる実用的な目的のために、パイプの柔軟性と地盤の柔軟性の比が 1039 より大きい場合、拘束構造は完全に柔軟であると見なされます。これは、パイプの剛性に対する基礎の剛性の柔軟性比理論と呼ばれます。パイプラインの場合、基礎の剛性とパイプの剛性の柔軟性比 J は式 (1) で定義されます。 (26):

ここで、Es と E は地面とパイプのヤング率、μs と μL はそれぞれ地面とパイプのポアソン比、r はパイプの半径、I はパイプの回転慣性です。

結合方程式 (26) 式(26)を得ることができます。 (27):

Rigas と Sebos40 は、地面とパイプの剛性の柔軟性の比が 100 倍を超えるため、鋼管は地面と比較して完全に柔軟であると考えるべきであることを示しています。パイプの爆発による最悪の場合のひずみと応力は、パイプの軸に平行で円周方向の応力に垂直な曲げひずみと引張ひずみで発生します。これらは次の式で計算できます。 (28)39:

ここで、V0 は粒子のピーク速度、ε はひずみ、b は曲げ方向、S は伸張方向、C は円周方向、Cs と Cl はせん断波と粗密波の伝播速度、Fv は波の周波数です。。

二軸方程式41を使用すると、次のようにひずみから円周方向および軸方向（縦方向）の応力を計算できます。

式を使用すると、 (29b) より、表面爆風荷重からパイプにかかる応力を求めることができます。この荷重は主に軸方向応力と円周方向応力で構成されます。これらのうち、ティモシェンコの理論に適用されるのは円周方向の応力であるため、式 1 で計算される Sc は次のようになります。 (29b) が q(x) に代入され、その値が式 (29b) に代入されます。 (21) ～ (24) により、図 8 に示すように、表面爆風荷重下での既設管の長手方向変形の値をこの方法で解くことができます。解はフィールドテスト結果と数値シミュレーション結果に近く、3 つの曲線の傾向は両方とも同じです。同時に、図 8 から、数値シミュレーション結果におけるパイプの最大変位は現場試験結果と同様であり、火薬の重量の増加に伴い、パイプの変位は大きくなることがわかります。パイプの変動はほとんどなく、小さな範囲で変動しますが、理論的解は現場試験の結果よりも低くなります。これは主に、理論方程式の計算が波の伝播中に発生する可能性のある問題を無視しているためです。さらに、この問題は主に、反射と屈折によって引き起こされる波エネルギーの二次散逸に関連しています。ただし、いずれの場合も、3 つの間の全体的な誤差は小さく、最大誤差は 12.9% を超えません。ただし、図7dを比較すると、大幅に改善されており、その最大誤差は15％未満であることがわかり、修正された理論的解は、表面爆発性荷重下のパイプライン安全基準モデルの解に使用できます。

修正された理論的解決策とフィールドテストおよび数値シミュレーションの結果の比較。

地下パイプラインの安全性は多くのパラメータの影響を受け、パイプラインに関する損傷基準は降伏力による損傷と変形による損傷に分けられます40、42、43、44、45。この論文では、表 4 に示すように、たわみ対スパン比の損傷基準を使用して、表面爆発荷重によるパイプラインへの損傷の程度を評価します。

図9に示すように、検証された理論計算モデルを通じて、さまざまな表面爆発荷重下でのパイプライン安全基準モデルが導出され、同時に、さまざまな作業条件下での表面爆発荷重下でのパイプラインの最大垂直変位変化が研究されました。図 9 の主な変化は、パイプ上の爆薬の重量とパイプの埋設深さであることに簡単に気づくことができます。さらに、図9bが位置する曲線を当てはめた後、式9に示すように、異なる埋設深さでパイプラインの損傷を防ぐための爆発物の重量の臨界値の予測式が得られます。 (30)。さらに、図 9a から、パイプの埋設深さが 3 m 以上になると、パイプの最大垂直変位がわずかに変化し、パイプの変位が一定の割合で直線的に減少することがわかります。爆発物の重量が増加するにつれて、傾きは小さくなります。しかし、パイプの埋設深さが減少するにつれて、パイプの最大垂直変位は徐々に増加します。また、パイプの埋設深さが2m以下の場合、火薬の最大重量の増加に伴いパイプの最大鉛直変位は増加し、フィッティング曲線の関数形は指数関数となる。。これは、表面爆薬によって発生する爆発地震波に対する土壌の緩衝効果と、厚い土壌にはより多くの節理や亀裂が含まれており、爆発地震波を吸収する効果があるという事実によるものです。また、地盤の深さが深くなるにつれて、発破地震波は常に屈折・反射し徐々に減少するため、埋設深さが深いほどパイプの鉛直方向最大変位は大きくなります。さらに、パイプラインへの損傷を防ぐための爆発物の臨界重量は、パイプラインの埋設深さが増すにつれて指数関数的に増加します。一方、興味深いのは、埋設深さが 2 m 以下の場合、爆発物の臨界重量はあまり変化しないが、埋設深さが深くなるにつれて爆発物の臨界重量が指数関数的に増加することです。。

さまざまな作業条件下での表面爆発荷重下のパイプラインの最大垂直変位の変化。

表面爆風荷重によるパイプラインの変形に関する理論的研究は、国内外で注目の研究テーマとなっている。この論文では、ティモシェンコ梁理論と基礎剛性とパイプライン剛性の弾性比理論を組み合わせて、現場の実際の状況に合わせて修正された理論モデルが得られ、さまざまな種類のパイプラインの変形則と安全ガイドラインが確立されています。表面爆風荷重の作用は、この理論モデルに従って研究されます。

基礎剛性とパイプ剛性の柔軟比理論を考慮せずにパイプ変位を計算するためのモデルは、数値シミュレーション結果や現場試験結果とはかけ離れています。一方、ティモシェンコ梁に理論応力を適用すると、元の応力が円周方向の応力に置き換えられます。、修正された理論的解決策は、フィールドテストの結果と数値シミュレーションの結果に近いです。一方、検証された理論計算モデルは、さまざまな表面爆発物荷重に対するパイプラインの安全基準のモデルをもたらしましたが、パイプラインの最大垂直変位は、さまざまな埋設深さでの爆発物の重量に応じて指数関数的に増加しました。さらに重要なことは、埋設深さが 2 m を超える場合、爆発物の臨界重量の変化は埋設深さが増すにつれて劇的に変化するため、表面爆風荷重による損傷をよりよく保護するために、パイプラインの推奨埋設深さを適切に設定することをお勧めします。少なくとも2mです。

この論文で提案されたモデルは、パイプラインの垂直面上の爆発荷重がパイプラインの変位に及ぼす影響のみを考慮しており、土壌に埋設された爆発物や異なる水平距離がパイプラインの変位の予測式に及ぼす影響は考慮されていません。さらに、パイプラインの地下爆風荷重の保護に関する理論的基礎を提供し、パイプラインの安全な保護と設計のための研究アイデアを提供します。

この研究中に生成または分析されたすべてのデータは、この公開記事に含まれています。

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この研究は、中国国家自然科学財団 (助成金番号 41807265、41972286、および 42072309) および爆破工学財団湖北重点研究所 (助成金番号 HKLBEF202001、HKLBEF202002) の資金提供を受けました。

中国地質大学（武漢）工学部、武漢、430074、湖北省、中国

Tingyao Wu、Nan Jiang、Chuanbo Zhou、Xuedong Luo

CCCC Second Highway Consultants Co., Ltd.、武漢、430056、湖北省、中国

Hongan Yu

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包括的な研究目標は TW によって策定され、NJ、HY、CZ、XL はフィールドテストの計算結果を分析しました。 CZ と TW は理論結果の計算結果を分析しました。原稿の最初の草稿はTWとNJによって書かれました

南江への通信。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

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転載と許可

Wu, T.、Yu, H.、Jiang, N. 他表面爆発荷重下でのせん断効果を考慮した鋼製ガス管の変形の理論解析。 Sci Rep 12、8658 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-12698-0

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受信日: 2022 年 2 月 5 日

受理日: 2022 年 5 月 6 日

公開日: 2022 年 5 月 23 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-12698-0

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