CC BY
118
ГЕОТЕХНОЛОГИЯ
УДК 622.235
А. Г. Новиньков, С. И. Протасов, П. А. Самусев, А. С. Гукин
СЕЙСМИЧЕСКАЯ БЕЗОПАСНОСТЬ ПОДЗЕМНОГО ГАЗОПРОВОДА ПРИ МАССОВЫХ ПРОМЫШЛЕННЫХ ВЗРЫВАХ НА УГОЛЬНОМ КАРЬЕРЕ
В работе рассматривается сейсмическая безопасность подземного газопровода, проходящего в пределах 320 м от лицензионных границ разреза. Газопровод выполнен из стали 17Г1С, наружный диаметр трубопровода 1020 мм, толщина стенки
10,5 мм, номинальное давление транспортируемой среды 4,5 МПа. Глубина заложения трубопровода составляет 0,8-1,2 м, преобладающий вид оснований под газопроводом - суглинки.
Действующие нормативные документы в области обеспечения сейсмической безопасности взрывных работ [1] не распространяются на подземные газопроводы. Кроме того, критерии, приведенные в упомянутом документе, соответствуют 10%-ной вероятности появления в зданиях легких повреждений типа поверхностных трещин в штукатурке и, конечно же, не могут применяться к подземным трубопроводам.
С другой стороны, имеются рекомендации Всесоюзного НИИ по строительству магистральных трубопроводов (ВНИИСТ) [2]. Однако эти рекомендации не предназначены для трубопроводов, проходящих вблизи горных отводов в условиях повторяющихся взрывов. Так, например, нижний предел сейсмобезопасной массы Qс для расстояния до рассматриваемого трубопровода в 320 м, подсчитанный по формуле (9) из [2] составляет:
— 3?03
О = а■ К, ■ К---- 1-0,8-0,7----- 45875 кг
с ь ‘ 400 400
где а=1.0 - для взрывов нормального рыхления; Кь=0.8- для массивов повышенной влажности; К =0.7- для участков трубопроводов с температурой >40°С; Я = 320 м - расстояние от стенки трубопровода до ближайшего заряда или группы зарядов.
Максимальная величина сейсмически безопасного заряда для наиболее неблагоприятных условий, подсчитанная по формуле (10) из [2]:
—■ (°! ~°пр)
‘"н Kt
Ос = а Кг ■ К- Ки ■ К- К • -
35000
=0.7- 0.65- 0.9- 0.7
3203(2989 - 2718) 35000
= 72728
пород категории крепости VII-XI по шкале ЕНиР; Кз=0.65- для защитного покрытия трубопровода при отсутствии достоверных данных; Ки=0.9- для участков трубопровода, имеющих упругий изгиб радиусом не менее 1000 Э (Э - наружный диаметр трубопровода, м); расчетное сопротивление ста-ли^= 0,61- <г^ = 0,61-4900 = 2989 кгс/см2 (овр =
4900 кгс/см2 - временное сопротивление стали 17Г1С по ГОСТ 19281-89); приведенные напряжения
<г =^7^08^77064^ =
пр у 0 ’0 г г
4
22282 + 0,822281000 + 0.6410002 = 2718
кг,
где Кг=0.7- для водонасыщенных трещиноватых
кгс/см2
(а0=2228 кгс/см2 - кольцевые напряжения в трубе с наружным диаметром 102 см и толщиной стенки
1,05 см при рабочем давлении среды в момент ведения взрывных работ 45 кгс/см2; о=-1000 кгс/см2 - продольные напряжения в трубопроводе от тепловой деформации). Остальные обозначения объяснены ранее.
Таким образом, рекомендуемые по [2] сейсмически безопасные массы для групп зарядов лежат в диапазоне от 45875 до 72728 кг. При этом интервал замедлений между группами должен составлять 45-50 мс. Однако, например, зарегистрированная пиковая скорость колебаний земной поверхности от одного из взрывов с общей массой ВВ на блоке 50004,5 и массой ВВ в группе всего 317 кг в тротиловом эквиваленте, составила на расстоянии 355 м от блока 25,4 мм/с, что сопоставимо с предельным рекомендуемым значением пиковой скорости в 2 дюйма/с (50,8 мм/с) для газопроводов по условиям компании СИеугоп (США). Таким образом, сейсмически безопасные условия ведения взрывных работ вблизи действующих трубопроводов, определенные согласно [2], не могут быть распространены на газопроводы в зоне горных отводов действующих горнодобывающих предприятий, так как эти подходы и рекомендации разработаны для совершенно для иных условий взрывания.
Согласно данным [3] для трубопроводов, проходящих вблизи горных предприятий, безопасными являются пиковые скорости колебаний земной поверхности величиной до 5 дюймов/с (127 мм/с).
Таблица 1. Характеристики записанных взрывов
Дата взрыва Тип используемого ВВ Система инициирования и преобладающие замедления Общая масса ВВ на блоке в тротиловом эквиваленте, кг Максимальная масса ВВ в пределах 20-мс скользящего окна, кг
05.08.11 Нитронит Э-70, Нитронит Э-100, Гранулит РП Электронная система инициирования Бауеу^отс, 21 и 105 мс 50004,8 316,7
11.07.12 Нитронит Э-70, Гранулит РП-2 Электронная система инициирования Бауеуїтоп-іс, 15, 21, 84 и 105 мс 71176,2 979,3
17.07.12 Нитронит Э-70, Гранулит РП-2 Электронная система инициирования Бауеуїтоп-іс, 15, 90 и 105 мс 40893,8 541,8
20.09.12 Нитронит Э-70, Гранулит РП-1, Гранулит РП-2 Электронная система инициирования Бауеуїтоп-іс, 80 и 105 мс 45883,6 522,6
Эти данные получены непосредственно из замеров деформаций и напряжений в трубопроводах. Однако рекомендации не подвергались статистической обработке и приняты на основании только суждений авторов.
С другой стороны, действующие российские нормативные документы [4] позволяют выполнить расчет на прочность магистральных трубопроводов при сейсмических воздействиях природного происхождения. Однако параметры колебаний природных землетрясений и сейсмических воздействий от промышленных взрывов существенно различаются, как по частотному составу, так и по длительности, что не позволяет перенести расчетные положения [4] на случай промышленных взрывов.
С учетом вышесказанного в работе была поставлена задача, оставаясь в рамках действующего нормативного документа [4], оценить сейсмическую опасность для газопровода с учетом особенностей ведения взрывных работ на горном предприятии.
В качестве критерия сейсмической опасности для газопровода использовалась пиковая скорость колебаний земной поверхности над трубопроводом.
Воздействие считалось безопасным, если выполнялось условие V < [у], где V - прогнозируемая скорость колебаний на заданном расстоянии от взрываемого блока при заданной массе ВВ, а [у] -предельно допустимая скорость колебаний для конкретного трубопровода.
Таблица 2. Результаты статистического тестирования регрессии
Тестируемая гипотеза Критерий тестирования Результаты тестирования Статистические выводы
Постоянство остатков регрессии Критерий ранговой корреляции Спирмена 0,266<1,677, где 0,266 - статистика Спирмена, 1,677 - критическое значение распределения Стьюдента Нулевая гипотеза об отсутствии корреляции между ранжированными остатками и приведенными расстояниями не отвергается
Отсутствие взаимной корреляции остатков Критерий Дарбина-Уотсона 0,753<1,420, где 0,753 - статистика Дарбина-Уотсона; 1,420 - нижнее критическое значение статистики Дарбина-Уотсона Автокорреляция остатков статистически значима. Г и-потеза об отсутствии автокорреляции отвергается
Нормальное распределение остатков Критерий х Уровень значимости наблюденной статистики _р=0,001 Нулевая гипотеза о распределении остатков по нормальному закону почти наверняка неверна
Объяснимость вариаций пиковых скоростей вариациями приведенного расстояния Коэффициент детерминации КЭ КЭ=0,752 > 0,7 Коэффициент детерминации выше рекомендуемых значений. Вариация скоростей на 75% объяснима вариациями приведенного расстояния
Для решения поставленной задачи были записаны сейсмические воздействия от четырех взрывов. Параметры записанных взрывов приведены в табл. 1. Всего было записано 50 трехкомпонентных сейсмограмм по двум направлениям распространения сейсмических волн. Тест Чоу показал, что отличие параметров регрессии для двух направлений статистически незначимо и экспериментальные точки могут быть объединены в одну общую выборку.
Решение задачи прогнозирования скорости колебаний осуществлялось по методике [5] на основе классического регрессионного анализа с последующим статистическим анализом остатков. Прогнозируемая с обеспеченностью 95% скорость колебаний V записывалась в линеаризованном виде:
\%у = а + Ь ^ Япр +1,3-Г-Ж
где t - квантиль уровня 0,95 распределения Стью-дента;
БЕ - стандартная ошибка регрессии;
Я
Я =-------- приведенное расстояние; в свою оче-
■п ф
редь Я - расстояние от взрываемого блока до трубопровода, м; ^ - масса ВВ в пределах скользящего 20-мс окна, кг; а, Ь - параметры регрессии, полученные по экспериментальному облаку точек с помощью метода наименьших квадратов. Для
условий конкретного карьера а= 3,3373 и Ь = -1,5364.
В рамках классического линейного регрессионного анализа выполнен статистический анализ остатков регрессии на соответствие условиям Гаусса-Маркова. При этом проверялись постоянство дисперсии остатков (гомоскедастичность) с помощью критерия ранговой корреляции Спирмена, отсутствие взаимной корреляции остатков с помощью критерия Дарбина-Уотсона. Кроме того, вычислялся коэффициент детерминации, как суммарная мера качества уравнения регрессии, а так-
2
же с помощью критерия х проверялось соответствие распределения остатков нормальному закону. Результаты статистического тестирования регрессии приведены в табл. 2.
Следует отметить, что в рассматриваемом случае не получила статистического подтверждения нулевая гипотеза о соответствии фактического распределения остатков нормальному закону. Кроме того, была также отвергнута статистическая гипотеза об отсутствии автокорреляции между остатками. Общее количество точек позволило выполнить прогноз сейсмического действия с вероятностью 0,9. Данный уровень надежности прогноза аналогичен надежности по [1]. Однако, принимая во внимание ответственность сооружения, было решено повысить уровень обеспеченности до 0,95.
Учитывая результаты статистического тести-
Рис. 1. Линия регрессии и расчетная верхняя граница доверительного интервала
с обеспеченностью 0,95
рования остатков, а также то, что количество экспериментальных точек было меньше, чем это требуется для получения решения с обеспеченностью 0,95 (при этом увеличение количества экспериментальных точек не представлялось возможным из-за редкости взрывных работ на параметрах, приближенных к предельным), ширина доверительного 95%-го интервала была дополнительно увеличена в 1,3 раза.
Следует сказать, что анализируемый случай подтверждает необходимость проведения статистического анализа остатков регрессии.
Линия регрессии и верхняя граница расчетного 95%-го одностороннего доверительного интервала приведены на рис. 1.
Допустимая скорость колебаний грунта [у] над газопроводом определялась по следующему алгоритму.
1. Определено расчетное сопротивление стали по формуле (4) из [4], как
Я = (Я?т) / (к,к ) = (480 0.9) /(1.551) = 278.7 МПа, где ЯН1 = 480 МПа, нормативное временное сопротивление стали 17Г1С по ГОСТ 19281-89; т=0,9 - коэффициент условий работы трубопровода по табл. 1 [4]; к = коэффициент надежности по материалу по табл. 9 [4]; кн = 1,0 - коэффициент надежности по назначению, табл. 11 [4].
2. По формуле (16) из [4] определен коэффициент ^2, учитывающий двухосную работу стали ^2=1.0 - при растягивающих продольных напряжения в трубопроводе и
^ = 1 -0,75- (^)2 -0,5-а =
V Я1 Я1
=, (1 - 0,75- I 2355 1 - 0,5-2355 = 0,259
ч278,7) ' 278,7
- при сжимающих напряжениях в трубопроводе.
пр-Л 1,1-4,5-0,999
Здесь а = ——— = -—-—----------------= 235,5 МПа -
кц 2- 8 2 • 0,0105
н *
кольцевые напряжения в трубе от внутреннего давления газа, принимаются по формуле (17) из [4];^м = 0,0105 м - номинальная толщина стенки трубы; п = 1,1 - коэффициент надежности по нагрузке от внутреннего рабочего давления газа по табл. 13* [4]; р = 4,5 МПа - рабочее давление газа;^вм = 0,999 м - внутренний диаметр трубы.
3. По формуле (18) из [4] определены продольные осевые напряжения в трубе от расчетных нагрузок и воздействий:
пр-ВВ1 2- 5„
= -0,000012 • 206000 •(-БО )-
+0,3
1,1- 0,6- 0,999
= 68,4 МПа
2-0,0105
где а = 0,000012 - коэффициент температурного расширения для стали; Е=206000 МПа - модуль
упругости для стали (в запас несущей способности принимаем, что трубопровод работает в упругой стадии); ^=0.3 - коэффициент поперечной деформации для стали, работающей в упругой стадии;
Д) = - К, Р-й) = - 278-7 ■(1-0,3) = -80°с -
а•Е 0,000012•206000
отрицательный температурный перепад при охлаждении газопровода, по формуле (24) из [4].
4. Определен резерв несущей способности трубопровода, как разница напряжений между
щ2Я\ иапрН (см. формулу 15 [4]). Этот резерв
может пойти на сопротивление сейсмическим воздействиям. Таким образом, максимальные продольные напряжения от сейсмической нагрузки могут быть записаны в следующем виде:
а. =ш.Я -|а „1 = 1.0278.7 -268.4 = 10.3
сеисм -г 2 1 пр,М
МПа.
При определении максимально допустимых напряжений от взрывных сейсмических воздействий использован наиболее неблагоприятный случай с отрицательным температурным перепадом, вызывающим появление в трубопроводе растягивающих продольных напряжений.
При положительном температурном перепаде Я1 й _ 278,7 ■ 0,3
Д; =
аЕ 0,000012 • 206000 напряжения оказались меньше:
- = +30°С продольные
пр, N
= -а • Е • Д1 + ^
П-Р'Рв, 2- 5„
1,1-0,6 0,999
-0,000012■ 206000■ 30 + 0,3^—,—,-------------= -3,5 МПа
2- 0,0105
Соответственно и разница напряжений оказалась больше а. =ш. -Я -|а „1 = 0,259-278,7 - 3,5
сеисм # 2 1 пр,Л I ’ ’ ’
=68.7 МПа.
5. В запас несущей способности считаем, что трубопровод деформируется совместно с грунтом, в котором он проложен. В этом случае можно связать деформации грунтового массива с параметрами колебаний грунта. Именно такой подход использован в [7]. Максимально допускаемые в трубопроводе продольные напряжения могут быть записаны, как а . = £-Е, где е - де-
•’ 7 сеисм 7
формации трубы (или грунтового массива). Отсюда предельно допустимые деформации массива от сейсмического действия равны
сг
10,3
є = -
=0,00005.
Е 206000
6. С другой стороны согласно [7] максимальные деформации грунта е могут быть разделены на продольные ер и изгибные ех составляющие:
£=£р +£х ; £ = — =0,001452- V
р * р с
Р
где с = 1,45с5 = 1,45*475 = 688,8 м/с - скорость продольных волн в глинистых грунтах, глинах,
супесях согласно табл. 1 [8], причем с=475 м/с -средняя скорость поперечных волн в грунтах того же типа, табл. 1 [8].
v 2л/0
D,,
v 2 л • 25 •
1,02
= 0,003551- v,
* С 688,82
где ./0=25 Гц - максимальная доминирующая частота колебаний, определенная по серии взрывов; _0н=1.02 м - наружный диаметр трубы.
В обеих формулах V - пиковая скорость колебаний грунтового массива, м/с.
Особо следует отметить учет в деформациях трубопровода изгибной составляющей. В расчетах на сейсмические воздействия природного происхождения изгибные деформации не учитываются. Это связано с низкой доминирующей частотой природных воздействий и соответственно с большой длиной сейсмических волн. При взрывных воздействиях частота колебаний достаточно высока, а длина волны существенно меньше, что ведет к необходимости учета изгибных деформаций.
Таким образом, можно связать предельно допустимые деформации грунтового массива с пиковой скоростью колебаний:
0.00005=(0.001453 +0.003551)у, откуда можно найти предельно допустимые пиковые скорости колебаний. В нашем случае они составили 0,028 м/с.
Полученное значение почти в четыре раза меньше значения предельно допустимой скорости
колебаний по [3], равной 5 дюймам/с (127 мм/с) и на 44% меньше предельно допустимых значений по условиям нефтегазовой компании СИеугоп (США).
Учитывая неопределенность с коррозионным износом стенок трубопровода, а также влияние возможных дефектов сварных швов и т.д. предельно допустимая скорость колебаний была ограничена величиной [у] = 20 мм/с.
После установления предельно допустимой скорости колебаний, используя выражение для верхней границы доверительного интервала, можно получить предельно допустимое приведенное расстояние. В нашем случае оно составило 54,34 м/кг1/3.
По полученному приведенному расстоянию, зная фактическое расстояние от взрываемого блока до газопровода можно получить максимально допустимую массу ВВ в условной группе зарядов. Так, например, для расстояния до газопровода в 400 м предельно допустимая масса ВВ в любом 20-мс скользящем окне не должна превышать 399 кг в тротиловом эквиваленте.
Таким образом, разработанная методика определения сейсмобезопасных расстояний позволяет адекватно оценить сейсмическую безопасность подземного газопровода при ведении массовых взрывов. При этом методика адаптирует положения нормативных документов к особенностям сейсмических воздействий промышленных взрывов.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Единые правила безопасности при взрывных работах (ПБ 13-407-01). - М.: ГУП «НТЦ «Промышленная безопасность», 2002. - 248 с.
2. Рекомендации по технологии производства взрывных работ в мерзлых и скальных грунтах при сооружении магистральных трубопроводов параллельно действующим стальным подземным трубопроводам (Р 442-81). - М.: ВНИИСТ, 1982. -26с.
3. SiskindD.E. Surface Mine Blasting Near Pressurized Transmission Pipelines / D.E. Siskind, M.S. Stagg, J.E. Wiegand, D.L. Schultz // RI 9523, Bureau of mines, US Dept of Interior, 1994. - 148 p.
4. СНиП 2.05.06-85* Магистральные трубопроводы. М.: ФГУП ЦПП, 2008.
5. СНиП II-7-81* Строительство в сейсмических районах. М.: ФГУП ЦПП, 2009.
6. Новиньков А.Г. Оценка сейсмобезопасности промышленных взрывов / А. Г. Новиньков, С. И. Протасов, А. С. Гукин // Безопасность труда в промышленности. - 2013. - №6. - С.40-46.
7. Dowding Ch. H. Blast Vibration Monitoring and Control, Prentice Hall, Englewood Cliffs, NJ, 1985. -297 p.
8. СП 14.13330-2011. Свод правил. Строительство в сейсмических районах. Актуализированная редакция СНиП II-7-81*. - М., 2010. - 82 с.
□ Авторы статьи:
Новиньков Алексей Г еннадьевич , канд.техн.наук, доцент каф. «Строительные конструкции, водоснабжение и водоотведение» КузГТУ, ЕпаД: novinkova@mail.ru
Протасов Сергей Иванович, канд.техн.наук, профессор каф. «Открытые горные работы» КузГТУ, директор НФ «КУЗБАСС-НИИОГР», Enail:psi.rmpio@kuzstu.ru
Самусев Павел Александрович, канд.техн.наук, зав. каф. «Открытые горные работы» КузГТУ. Тел. 3842- 39-63-68
Гукин
Андрей Сергеевич, аспирант каф. «Открытые горные работы» КузГТУ Тел. 3842- 39-63-68
