新建管道与在役管道并行施工安全评价方法_才政.pdf

46检测与完整性|Inspection&Integrity2023 年 1 月第 42 卷 第 1 期网络出版时间：2022-06-21T17:54:29网络出版地址：http:/ LNG 管道为例，利用上述方法对其安全性进行校核，结果表明：当新建唐山LNG 管道挖深 3 m，采用 9 m 钢板桩支护管沟，并在两侧在役管道、上方堆土不超过 2 m 时，在役管道、的本体安全及新建管道的支护安全均满足安全性要求。该方法对于相似施工空间受限条件下进行沉管作业时确定并行施工安全性具有参考价值。（图 5，表 3，参 20）关键词：新建管道；在役管道；并行施工；安全评价，本体安全；支护安全中图分类号：TE88文献标识码：A文章编号：1000-8241（2023）01-0046-08DOI：10.6047/j.issn.1000-8241.2023.01.007Safety evaluation method for parallel construction of new and in-service pipelinesCAI Zheng1,HAO Shuyang1,LI Yanlong1,TANG Wendou1,ZHANG Tianmin1,WANG Bingren1,WANG Shuli21.Caofeidian Xintian LNG Co.Ltd.;2.Quanzhou Vocational and Technical UniversityAbstract:In the case that a new pipeline is constructed in parallel to an in-service pipeline,the construction method of steel sheet pile support and soil accumulation above the in-service pipelines is required for the excavation of new pipeline trenches due to the limited construction space in some areas.In order to ensure the ontological safety of in-service pipelines and the support safety of new pipelines in such cases,a method was proposed to check the radial stability and girth weld stress of in-service pipelines.Meanwhile,a calculation method was also developed for the stress of support structure,stability,displacement and cross-section strength of new pipelines.Hereby,the safety of new Tangshan LNG Pipeline and the in-service pipelines and was checked with the above methods.The excavation depth of the new Tangshan LNG Pipeline was 3 m with 9 m steel sheet piles supported the pipe trench,and the height of soil piles above the in-service pipelines and on both sides were not more than 2 m.In such case,the ontological safety of the in-service pipelines and as well as the support safety of the new pipeline could meet the safety requirements.Generally,this method could provide rererence to determine the safety of parallel construction during pipe sinking under similar conditions of limited construction space.(5 Figures,3 Tables,20 References)Key words:new pipelines,in-service pipelines,parallel construction,safety evaluation,ontological safety,support safety随着中国经济、社会的不断发展，石油、天然气的需求持续增加。国家能源局曾在 中长期油气管网规划 中指出，到 2025 年，将逐步形成“主干互联、区域成网”的全国天然气基础网络。目前，中国已经形成了横跨东西、纵贯南北的油气输送管网。但在许多地区，受到地形、环境保护、地区规划的影响，经常出现新建管道与在役管道并行、交叉的现象1-3。部分地区因施工空间受限，新建管道沉管时需采用钢板桩支护，并采用引文：才政，郝曙阳，李彦龙，等.新建管道与在役管道并行施工安全评价方法J.油气储运，2023，42（1）：46-53.CAI Zheng,HAO Shuyang,LI Yanlong,et al.Safety evaluation method for parallel construction of new and in-service pipelinesJ.Oil&Gas Storage and Transportation,2023,42(1):46-53.47Inspection&Integrity|检测与完整性HAW （2）式中：x为管道最大变形量，m；D为管道外径，m；E为管材弹性模量，N/m2；I为截面惯性矩，m4/m；ES为土壤变形模量，N/m2；Z为变形滞后系数；k 为基床系数；W为单位管长上总竖向载荷，N/m；W1为竖向永久载荷，N/m；W2为竖向可变载荷，N/m；0为壁厚，m；H为管顶极限覆土高度，m；为土壤容重，N/m3；A为单位管长上覆土面积（与单位管长上所铺钢板面积A相同），m2。在役管道上方铺设钢板后堆土所产生的载荷近似于均匀分摊，根据新建管道开挖时的每延米土壤体积V以及单位管长上所铺钢板的面积A，通过式（3）得到管道上方实际堆土高度h。当管道埋深与实际堆土高度之和小于管顶极限覆土高度时，说明在役管道径向稳定性满足要求。hAV （3）1.2管道上方堆载下环焊缝应力目前，国内外尚无校核管道上方存在堆载条件下环焊缝应力是否满足安全运行要求的相关规范。参考API RP 1102-2007 横穿铁路和公路的钢管，并与实际工程相结合，环焊缝应力校核可通过将管道上方堆载近似成管道穿越公路时埋深加深，同时在管道上方增加动载荷的方式来实现，路面类型选取无铺砌情况11。当环焊缝疲劳极限FG与设计系数F的乘积和管道上方活载形成的周期轴向应力 L满足式（4）时，即可确定在役管道环焊缝应力满足要求。LFGF （4）LkLhGLhRLYp （5）式中：kLh为周期轴向应力刚性系数；GLh为周期轴向应力几何系数；R为路面类型系数；L为组合系数；Y为冲击系数；p为外加设计表面压力，kPa。2新建管道钢板桩支护安全性 天津市地下水位高、管道规划紧凑，该市所发布的 DB 29-2022010 建筑基坑工程技术规范 对于受限空间下确定钢板桩支护安全的指导作用更具针对性12。因此，参考该标准对钢板桩支护安全性进行校核。计算中考虑在役管道一侧地面堆土情况，通过校在役管道上方铺设钢板后堆土的施工方式，以减少土体侧向位移及堆土占压对在役管道本体安全的影响4-6。但采用这种方式，是否会对在役管道的径向稳定性及环焊缝应力产生影响，是否给新建管道的施工安全带来隐患，尚缺少理论依据的支持。李晓霜7利用 ABAQUS有限元软件分析了堆土作用下埋地管道的应力，得到影响管道应力的主要因素为堆土高度与堆土距离，并根据管道临界状态判断方法建立了堆土作用下管道的安全预警方法，但该方法仅适用于 D630、D720 管道。丁锐8通过研究软土地质深基坑工程，总结了多种深基坑的支护形式，并指出钢板桩支护具有强度高、挡土挡水能力强的特点，但不适用于基坑深度大于7 m的情况。上述研究主要探讨了单方面问题，难以应用于施工空间受限条件下并行施工管道的安全评价。因此，有必要从两个方面验证新建管道与在役管道并行施工过程的安全：考虑施工过程中在役管道本体安全，验算堆土作用下在役管道径向稳定性及环焊缝应力是否满足要求；考虑新建管道采用钢板桩支护管沟的支护安全，验算支护结构应力、稳定性、位移以及截面强度是否满足要求。以实际工程为例，利用上述方法进行管道安全评价，以期为并行管道工程的安全施工提供理论依据。1在役管道安全性 1.1管道径向稳定性施工空间受限条件下在在役管道上方铺设钢板进行堆土占压产生的载荷较大，容易造成管道变形，影响安全运行。参考 GB 502512015 输气管道工程设计规范 和 GB 502532014 输油管道工程设计规范 可知，当管道埋深较深或外载荷较大时，应通过式（1）计算管道变形量，当变形量不超过管道外径的 3时，管道刚度符合要求9-10。为验算堆土占压下在役管道径向稳定性是否符合要求，通过式（1）反推出埋地在役管道极限竖向载荷量，从而根据式（2）计算管顶上方极限覆土高度。径向稳定性是否符合要求最终通过对比管道实际埋深与堆土高度之和是否小于极限覆土高度来确定。x8 EI0.061 ESD3ZkWD3x0.03 DWW1W2I03/12 （1）才政，等：新建管道与在役管道并行施工安全评价方法48检测与完整性|Inspection&I2023 年 1 月第 42 卷 第 1 期库伦土压力公式，其中，对黏性土按照水土合算的原则计算 式（9），对砂性土、粉土则按照水土分算的原则计算 式（10）。pbj1ijhjkbj2 cjkbhj （9）pbj1ijhjzhwkbj2 cjkbhj （10）kbj1cosjsin2 jsinj2cos2j （11）kbhj（1sin2 j）2cos4j （12）式中：pb为钢板桩受到的被动侧土压力，kPa；kbj、kbhj分别为第j层库伦被动、库伦主动压力系数。2.1.3水压力参考 DB 29-2022010，地下水近似成无渗流作用，作用于支护结构的水压力按静水压模式计算，其计算式为：pwwHw1A1wHw2A2 （13）式中：pw为钢板桩受到的水压力，kPa；Hw1、Hw2分别为堆土侧、开挖侧钢板桩静水压力受力面形心距桩底高度，m；A1、A2分别为堆土侧、开挖侧钢板桩静水压力受力面积，m2。2.1.4结构应力根据计算式求得钢板桩支护的土压力及水压力后，通过有限单元法求解式（14）中的微分方程，最后绘制钢板桩嵌入深度为hL时的包络图，当土体抗力的安全系数大于 1 时，表明钢板桩支护结构应力满足安全要求17，其中安全系数根据桩身设计最大应力与桩身受到最大抗力的比值来确定。核钢板桩的支护结构应力、稳定性、位移以及截面强度，确定采用钢板桩支护时新建管道的安全性是否满足要求13-15。2.1支护结构应力当采用钢板桩支护时，钢板桩两侧的土体在自然状态下水平方向存在效应力，土体的水平应力状态会因土体的侧向位移发生改变，随着位移和方向的变化呈现两种极限平衡状态。当支护结构处于主动极限平衡状态时，钢板桩受主动土压力作用；当支护结构处于被动极限平衡状态时，钢板桩受被动土压力作用16。此外，由于地下水的影响，支护结构还需考虑水压力的影响。通过考虑以上因素，验算钢板桩应力是否满足要求。2.1.1支护主动侧土压力参考 DB 29-2022010，主动侧土压力pa采用朗肯理论公式进行计算，其中，对黏性土按水土合算的原则计算 式（6），对砂性土、粉土按水土分算的原则计算 式（7），当pa小于 0 时取 0。paqj1ijhjkaj2 cjkaj （6）paqj1ijhj（zhw）wkaj2 cjkaj （7）kajtan2（45 j/2）（8）式中：i为支护嵌入土层的总层数；j为第j层土的重度，N/m3；hj为第j层土的厚度，m；q为地面超载，kPa；kaj为第j层朗肯主动压力系数；cj为第j层土的黏聚力，kPa；w为水的重度，N/m3；z为支护嵌入土的深度，m；hw为地下水位，m；j为第j层土的内摩擦角，（）。2.1.2支护被动侧土压力参考 DB 29-2022010，被动侧土压力采用简化MEpIpQEpIpdz2d2xQdzdMEpIpdz3d3xdzdQEpIpdz4d4xpabsku b0 xkv b0 xQZsnEpIpdz3d3xzZsnKsn bs（xeZsnxZsne1）T0nMZLEpIpdz3d2xzZLb3kv hL12 dzdxzZL （14）式中：M为桩身弯矩，Nm；Ep为钢板桩弹性模量，N/m2；Ip为钢板桩截面惯性矩，m4/m；Q为桩身剪力，N；x为水平位移，m；bs为主动侧水土压力计算宽度，取桩中心距，m；ku为基底以上土的水平向基床系数，当位移为正时取 0；b0为土体抗力计算宽度，当其计算值超过桩间距时取桩间距，m；kv为基底以下土的水平向基床系数；QZsn为支护处墙体剪力，N；Zsn为第n道支护深度，m；Ksn为第n道支护每延米水平刚度，Nm2；49Inspection&Integrity|检测与完整性xeZsn为第n道支护处第e工况下水平位移，m；T0n为第n道支护每延米水平向预加轴力，N；MZL为墙底端墙体弯矩，Nm；ZL为墙底端深度，m；b、hL分别为钢板桩的宽度、高度，m。2.2支护稳定性计算钢板桩支护失稳有两个原因：支护处土体的抗剪强度达不到要求；地下水位高，容易产生渗流。为确保钢板桩支护的稳定性，通过验算钢板桩的抗倾覆稳定性、整体稳定性及抗渗透稳定性，从而确定钢板桩支护稳定性是否满足要求18。2.2.1抗倾覆稳定性采用钢板桩支护管沟时，钢板桩会受到两侧土体及地下水的作用力（图 1，其中，hs为开挖深度，Hw、Hw分别为堆土侧、开挖侧地下水位距桩底的高度，pw1、pw2分别为钢板桩受到堆土侧、开挖侧地下水的压力）。参考 DB 29-2022010，通过式（15）计算抗倾覆安全系数 k0值，当 k01.30 时，支护抗倾覆稳定性满足要求：k0pa Hapw Hcpb Hb （15）式中：Ha为主动侧土压力合力作用点离桩底的距离，m；Hb为被动侧土压力合力作用点离桩底的距离，m；Hc为水压力合力作用点离桩底的距离，m。2.2.2整体稳定性参考 DB 29-2022010，支护结构的整体稳定性应进行极限平衡状态下结构与土的整体性验算，对于单个圆弧滑面的整体稳定性安全系数计算方法采用瑞典条分法-总应力法，即利用土体抗滑力与下滑力的比值来确定整体稳定性的安全系数 ks。通过 式（16）式（18）计算 ks值，当 ks1.30 时，支护稳定性满足要求：ks（QmGm）sinmcjlm（QmGm）cosmtanjNj （16）NjTNjcos（mj）TNjsin（mj）SjtanjNp（17）NpcospSp2 Mc php（kbka）（18）式中：lm为第m分条滑动面弧长，m；Qm为超载和临近载荷在第m分条上分布的总力，kPa；Gm为第m分条土条质量，kg；m为第m分条滑动面切线与水平面之间的夹角，（）；Nj为桩在滑弧上产生的抗滑力标准值，kN；TNj为桩在滑裂面外部分的抗拔力标准值和抗拉强度标准值中的较小值，kN；、为切向力折减系数、法向力折减系数；Sj为第j道土钉的水平间距，m；j为第j道土钉与水平面之间的夹角，（）；Np为滑弧切桩的抗滑力，kN；Mc为桩抗弯承载力设计值，kPa；hp为切桩点到坡面的深度，m；p为hp范围内土的平均重度，N/m3；p为滑弧切桩点切线与水平面的夹角，（）；ka、kp分别为主动、被动土压力系数；Sp为桩间距，m。2.2.3抗渗透稳定性当采用钢板桩支护管沟的嵌入深度大于地下水位时，支护底部会产生渗流。参考 DB 29-2022010，支护抗渗透稳定性的安全系数采用临界水力梯度法进行计算，通过式（19）计算抗渗透稳定性的安全系数kc，当 kc1.20 时，支护抗渗透稳定性满足要求：J（zhw）/m1（2 bzhw）m2BkcJJcJc（Gs1）/（1es）（19）式中：Jc为坑底土的临界水力坡度；J为坑底土的渗流坡度；Gs为土颗粒比重；es为孔隙比；m1、m2为竖直、水平渗径换算系数；B为桩厚，m。2.3土层沉降引起的支护位移管沟开挖后，一般采用管井进行降水减压，这样会造成管沟外水位下降，相当于地层中增加了附加载荷，引起土层沉降，易造成支护位移19-20。参照 GB 504972009 建筑基坑工程监测技术标准，地表及围护墙的竖向位移不应大于 20 mm，即当地表沉降小于20 mm 时，支护位移满足规范要求。计算方法采用同济抛物线法，其计算式为：s4 1s02s0ss0s0s1s01.6 Aw0.8 0.5 w1w2 （20）图 1钢板桩受到的水压力及土压力示意图Fig.1Schematic diagram of water pressure and earth pressure on steel sheet pile才政，等：新建管道与在役管道并行施工安全评价方法50检测与完整性|Inspection&I2023 年 1 月第 42 卷 第 1 期3.2在役管道安全性校核3.2.1管道径向稳定性根据式（1）、式（2），取最大值 20.1 kN/m3，其他变量依据 GB 502512015 中附录 D 选取。其中，管道刚建成，敷管类型选择 3 型；管道建成 5 年，管沟土已沉降密实，敷管类型选择 5 型。计算得到、管道最大覆土高度分别为 6.4 m、7.2 m（表 2）。、管道上方铺设 10 m 钢板（6 m2 m0.02 m），唐山 LNG 管道管沟土方按照在、管道上方 1:1 均摊情况进行计算。通过式（3）折算管道上方堆土高度为1.125 m。已知管道最大埋深为 3.4 m，管道最大埋深为 4.3 m，、管道实际堆土高度与实际埋深之和分别为 4.525 m、5.425 m，均小于其对应的最大管顶覆土高度，因此，唐山 LNG 管道沉管时的堆土高度满足在役、管道径向稳定性要求。式中：s为地表沉降量，m；1为地下水位下降量，m；s0为支护各点的初始值，m；s为支护各点的位移量，m；Aw为支护侧移面积，m2；为支护位移，m；w1、w2分别为支护顶端、底端位移，m。2.4支护截面强度采用钢板桩支护管沟时，管沟开挖深度越大对支护的截面强度要求越高20。通过式（21）计算钢板桩最大弯矩截面边缘处应力，当边缘处应力小于钢板桩抗弯强度设计值时，支护截面强度满足要求：OMmax （21）式中：为最大弯矩截面边缘处应力，kPa；Mmax为最大计算弯矩，kN m；为设计弯矩系数；O为桩沿弯矩作用方向的截面模量，m3；为桩抗弯强度设计值，kPa。3工程应用 3.1工程概况新建唐山 LNG 管道（DN1400）路由在在役管道（DN1200）与管道（DN650）的中间位置，距、管道均为 10 m，并行长度约 7.5 km。为保护两侧在役管道本体安全，新建唐山 LNG 管道采用两侧钢板桩支护后沉管下沟的方式施工（图 2）。其中，新建管道挖深 3 m，地下水位 0.5 m，堆土高度不高于 2 m，开挖宽度 7.5 m；钢板桩长度为 9 m，嵌入深度 9 m，型号为Q295bz-400170，桩间距 400 mm。为确保工程地质及土性参数的可靠性（表 1，其中rj为水平抗力系数），通过区域资料调研、现场调查及勘探等方式，综合考虑了地层岩性、地下水位埋深、土壤腐蚀性等因素。图 2并行管道管沟施工断面示意图Fig.2Construction section of parallel pipeline trench表 2在役管道变形量计算参数表Table 2Calculated parameters of deformation of in-service pipelines表 1并行管道管沟施工工程地质及土性参数表Table 1Parameters of construction engineering geology and soil property of parallel pipeline trench管道0/mm/（kNm-3）ZkEs/（Nm-2）E/（Nm-2）x/mW/（Nm-1）H/m18.420.11.50.1032.81062.0510110.03 D156 812.166.48.720.11.50.0854.81062.0510110.03 D95 515.207.2土层名称hj/mj/（kNm-3）cj/kPaj/()rj/（103 kNm-4）Gsjej素填土2.018.213.9 8.672.02.51粉质黏土 1 1.618.610.0 15.01.62.51粉质黏土 2 3.319.115.0 14.03.32.51粉砂8.519.02.0 28.08.52.51粉质黏土 3 9.620.113.2 20.19.62.513.2.2管道上方堆载下环焊缝应力根据式（4）、式（5），对在役管道的环焊缝应力进行了校核（表 3），可知：管道周期轴向应力为32.58 MPa，小于该管道环焊缝疲劳极限与设计系数的乘积 49.64 MPa；管道周期轴向应力为 33.06 MPa，小于该管道环焊缝疲劳极限与设计系数的乘积59.57 MPa。可见，当唐山 LNG 管道沉管施工对 、管道堆土占压时，、管道环焊缝应力均满足要求。3.3新建管道钢板桩支护安全性校核采用同济启明星基坑支护计算软件进行钢板桩支护安全性校核，基坑单元简化为有限长条形，相关表 3在役管道上方堆载下环焊缝应力校核参数表Table 3Verification parameters of stress of girth weld under pile loading above in-service pipelines管道FkLhGLhRLYp/kPaFG/MPa0.5020.89 1.4491.111.3752.6982.740.7221.20 1.4491.111.3752.6982.7451Inspection&Integrity|检测与完整性全范围；搜索方法为遗传算法。计算得到下滑力为379.9 kN/m；土体抗滑力为 1 166.65 kN/m，安全系数为 3.07，其大于 1.3，整体稳定性满足要求。抗渗透计算方法选用临界水力坡度法；垂直渗径换算系数上段、下段均取 1.0；水平渗径换算系数取 1.0；有效重度根据土粒比重和孔隙比计算。计算得到安全系数为 4.45，其大于 1.2，抗渗透稳定性满足要求。3.3.3土层沉降引起的支护位移地表沉降计算方法选用同济抛物线法，由支护各点沉降与地表沉降的变化曲线（图 5）可知，地表最大沉降量为 11.6 mm，满足 GB 504972009 中要求位移监测预警值累计值不超过 20 mm 的要求。3.3.4支护结构截面强度已知钢板桩设计值系数为 1.125，弯矩折减系数为 1，最大弯矩标准值为 41.5 kNm，抗弯截面模量为3.3.2支护稳定性水土计算按土层合算；主动侧土压力分布模式为三角形；水压力按照静止水压力计算。由计算结果（图 4）可知，主动侧土压力合力为 940.3 kPa，合力作用点距墙底距离为 2.04 m，水压力合力为 351.4 kPa，合力作用点距墙底距离为 3.14 m，求得抗倾覆安全系数为1.74，其大于 1.3，支护抗倾覆稳定性满足要求。应力状态计算方法选用瑞典条分法-总应力法；切向力折减系数为 1，法向力折减系数为 0.5；桩墙抗滑考虑方式为滑面绕桩；浸润线不考虑止水帷幕；滑弧搜索不考虑局部失稳；考虑开挖工况；搜索范围为设计参数设置为：挡墙类型为钢板桩，嵌入深度 6 m，露出长度 3 m，型钢型号为 Q295bz-400170，桩间距为 400 mm，基坑周边载荷为 23 kPa，地下水位埋深为0.5 m。3.3.1支护结构应力水土计算按土层合算；水压力按照静止水压力计算，修正系数为 1；主动侧土压力按照朗肯主动土压力计算；分布模式为矩形，调整系数为 1，负位移不考虑土压力增加；被动侧基床系数计算方法采用“m”法，土体抗力不考虑极限土压力限值；墙体抗弯刚度折减系数为 1。已知支护每根桩的抗弯刚度为 64 848 kNm2，设计最大应力为 202.45 kN。由钢板桩抗力、位移、弯矩、剪力包络图（图 3，其中弯矩、剪力的计算结果是针对每根桩的，抗力是针对每延米的）可知，钢板桩受到的土体抗力最大为 24.6 kN/m，求得安全系数为 8.23（大于 1），支护结构应力满足要求。图 3钢板桩结构应力和位移包络图Fig.3Stress and displacement envelope of steel sheet pile structure图 4 不同支护深度下新建管道的抗倾覆计算简图Fig.4Calculation on overturning resistance of new pipeline under different support depth图 5支护周围地表沉降曲线Fig.5Surface settlement curve around the support（a）抗力（b）位移（c）弯矩（d）剪力才政，等：新建管道与在役管道并行施工安全评价方法52检测与完整性|Inspection&I2023 年 1 月第 42 卷 第 1 期1.816106 mm3，抗弯强度设计值为 2.65105 kPa。根据式（19），求得钢板桩弯矩设计值为 46.7 kNm，边缘正应力为 25.715 MPa265 MPa，支护截面强度满足要求。4结论 随着新建管道的不断增多，施工空间受限条件下进行沉管作业逐渐成为一种普遍现象，确定新建管道与在役管道并行施工的安全性是今后所需面对的重要问题。基于相关标准规范，提出核算径向稳定性、环焊缝应力及钢板桩支护安全性的方法，并在实际工程中进行了应用，得到以下结论。（1）新建管道施工前需取得在役管道单位许可，并探测在役管道实际位置及埋深，根据管沟挖深情况折算在役管道上方堆土高度，确定堆土高度是否造成新建管道径向失稳。（2）目前国内外尚无针对管道上方压载进行环焊缝校核的相关规范和公式，通过将堆载情况近似为管道穿越无铺砌情况的公路，同时考虑管道上方堆土载荷以及动载荷的方法可以实现管道上方压载情况下环焊缝校核。（3）新建管道通过钢板桩支护管沟，虽控制了土体的侧向移动，基本消除了土体侧向位移对在役管道的影响，但为确保新建管道采用钢板桩支护后进行沉管施工的安全性，应对支护的结构应力、稳定性、位移以及截面强度进行定量校核计算。以上方法对于评价施工空间受限条件下，新建管道与在役管道并行施工安全性具有一定借鉴意义。对于某些地质条件差、地下水位高，但又必须进行沉管作业的施工区域，在施工过程中可采用井点降水、增加横向支撑等措施以提高施工的安全性，而对于此工况下的施工安全性还需进一步研究。此外，将支护的使用率达到最大化，并减少投资成本，也是施工过程中考虑的重点。参考文献：1 刘阳.并行敷设天然气管道物理爆炸地震波危害效应研究D.北京：北京理工大学，2018.LIU Y.The damage effect of physical explosive seismic wave in the parallel laying of natural gas pipelineD.Beijing:Beijing Institute of Technology,2018.2 杨光.中长期油气管网规划 意义重大J.中国能源，2017，39（12）：27-30.DOI：10.3969/j.issn.1003-2355.2017.12.006.YANG G.Great significance Medium and long-term plan on oil and gas pipelinesJ.Energy of China,2017,39(12):28-30.3 张少春.某并行天然气管道同沟敷设安全性影响评估研究D.成都：西南石油大学，2018.ZHANG S C.Study on the safety impact assessment of a parallel gas pipeline depositingD.Chengdu:Southwest Petroleum University,2018.4 张东，张宏，周雅哲，江金旭，施宁，吴张中，等.重车碾压作用下 X65 管道力学响应及影响因素J.油气储运，2022，41（2）：177-184.DOI：10.6047/j.issn.1000-8241.2022.02.007.ZHANG D,ZHANG H,ZHOU Y Z,JIANG J X,SHI N,WU Z Z,et al.Mechanical response of X65 pipeline under rolling compaction of heavy trucks and the influencing factorsJ.Oil&Gas Storage and Transportation,2022,41(2):177-184.5 KARAMITROS D K,BOUCKOVALAS G D,KOURETZIS G P.Stress analysis of buried steel pipelines at strike-slip fault crossingsJ.Soil Dynamics and Earthquake Engineering,2007,27(3):200-211.DOI:10.1016/j.soildyn.2006.08.001.6 秦璇，宋代诗雨.澳大利亚天然气输送并行管道间距的计算和分析J.天然气与石油，2019，37（5）：7-12.DOI：10.3969/j.issn.1006-5339.2019.05.002.QIN X,SONG D S Y.Analysis and calculation of separate distance for parallel pipelines in AustraliaJ.Natural Gas and Oil,2019,37(5):7-12.7 李晓霜.油气管道周边堆土应力影响分析及应用研究D.成都：西南石油大学，2018.LI X S.Influence analysis and application research of soil stress around oil and gas pipelineD.Chengdu:Southwest Petroleum University,2018.8 丁锐.软土地区基坑支护方案的设计与研究D.淮南：安徽理工大学，2017.DING R.Design and research of foundation pit supporting scheme in soft soil areaD.Huainan:Anhui University of Science and Technology,2017.9 甄宇晴.基于代表性层单元的 GFRP 管道长期环刚度研究D.武汉：武汉理工大学，2020.ZHEN Y Q.Research on long-term ring stiffness of GFRP pipe based on representative layer elementD.Wuhan:Wuhan University of Technology,2020.53Inspection&Integrity|检测与完整性作者简介：才政，男，1994 年生，工程师，2019 年硕士毕业于常州大学油气储运工程专业，现主要从事油气管道施工安全方向的研究工作。地址：河北省唐山市曹妃甸工业区金岛大厦 C 座，063200。电话：[phone]。Email：通信作者：王树立，男，1957 年生，教授，2002 年博士毕业于大连理工大学动力机械与工程专业，现主要从事油气管道运营安全方向的研究工作。地址：福建省泉州市丰泽区泉州职业技术大学，362268。电话：[phone]。Email：10 张骁勇，毕宗岳，高惠临，牛辉，徐学利.大变形 X80 管线钢的应变时效J.钢铁研究学报，2014，26（2）：28-33.ZHANG X Y,BI Z Y,GAO H L,NIU H,XUE X L.Strain aging of X80 pipeline steel with excellent deformabilityJ.Journal of Iron and Steel Research,2014,26(2):28-33.11 SHARMA S K,MAHESHWARI S.A review on welding of high strength oil and gas pipeline steelsJ.Journal of Natural Gas Science and Engineering,2017,38:203-217.DOI:10.1016/j.jngse.2016.12.039-.12 吕松梅，夏敏，任光明，范荣全，梁永闪.富水砂卵石层地区桩锚支护深基坑变形特性J.成都理工大学学报（自然科学版），2022，49（3）：347-357.DOI：10.3969/j.issn.1671-9727.2022.03.09.LYU S M,XIA M,REN G M,FAN R Q,LIANG Y S.Research on deformation characteristics of pile-anchor-supported deep foundation pit in water-rich sandy cobble layer areaJ.Journal of Chengdu University of Technology(Science&Technology Edition),2022,49(3):347-357.13 张宏，吴锴，刘啸奔，杨悦，隋永莉，张振永.直径 1 422 mm X80管道环焊接头应变能力数值模拟方法J.油气储运，2020，39（2）：162-168.DOI：10.6047/j.issn.1000-8241.2020.02.005.ZHANG H,WU K,LIU X B,YANG Y,SUI Y L,ZHANG Z Y.Numerical simulation method for strain capacity of girth welding joint on X80 pipeline with 1 422 mm diameterJ.Oil&Gas Storage and Transportation,2020,39(2):162-168.14 姚学军，张巍，吴张中，卢启春，夏东仑.邻近地铁油气管道的安全防护标准J.油气储运，2018，37（12）：1380-1384.DOI：10.6047/j.issn.1000-8241.2018.12.010.YAO X J,ZHANG W,WU Z Z,LU Q C,XIA D L.Safety protection standards for oil a