云頂風(fēng)電場風(fēng)機(jī)倒塌對埋地管道的沖擊影響

黃 棟， 趙 宇， 陳宇龍， 唐俊峰

(1. 中國科學(xué)院 山地災(zāi)害與地表過程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610041; 2. 中國科學(xué)院 水利部成都山地災(zāi)害與環(huán)境研究所，成都 610041; 3. 東京大學(xué) 土木工程系, 日本 東京 113-8656)

我國的輸油氣管道建設(shè)始于20世紀(jì)60年代，1963年建成第一條大口徑輸氣管道(四川巴渝線)，20世紀(jì)90年代以后進(jìn)入了快速發(fā)展時(shí)期，21世紀(jì)初“西氣東輸”工程的實(shí)施，將我國輸氣管道建設(shè)推到了高潮[1-2]。隨著油氣管道和風(fēng)機(jī)建設(shè)的高峰，兩者并行和交叉的現(xiàn)象時(shí)有發(fā)生，風(fēng)電機(jī)組倒塌成為威脅埋地管道安全的新問題。由于風(fēng)電機(jī)組的檢測認(rèn)證技術(shù)體系還不健全，風(fēng)電場缺乏長期運(yùn)營維護(hù)，導(dǎo)致近年來風(fēng)機(jī)倒塌事故頻發(fā)。例如：2006年8月“蒼南風(fēng)電場倒塌事故”中，導(dǎo)致28臺(tái)風(fēng)機(jī)倒塌了20臺(tái)；2012年9月托克遜風(fēng)電場風(fēng)機(jī)倒塌，造成1死3傷；2016年2月偏關(guān)后海風(fēng)電場的兩臺(tái)風(fēng)機(jī)倒塌。風(fēng)機(jī)倒塌事件頻繁發(fā)生，且有加劇趨勢，拒不完全統(tǒng)計(jì)僅2016年上半年風(fēng)機(jī)倒塌事故高達(dá)6起。過于頻繁的風(fēng)機(jī)倒塌事件也給設(shè)計(jì)人員敲響了警鐘，在風(fēng)機(jī)發(fā)電站場附近敷設(shè)油氣管道，一旦風(fēng)機(jī)倒塌所產(chǎn)生的沖擊荷載將給油氣管道造成不可估量的危害。因此，開展風(fēng)機(jī)倒塌沖擊荷載對埋管安全性影響的研究尤為重要。

目前，管道受沖擊荷載的研究主要集中在地震、爆炸、崩塌、落石等方面[3-6]。因此，針對上述油氣管道可能面臨的安全隱患問題，通過分析風(fēng)機(jī)倒塌的各種工況，結(jié)合侵徹力計(jì)算公式和管道應(yīng)變設(shè)計(jì)理論，給出了風(fēng)機(jī)倒塌沖擊荷載作用下管道的拉、壓應(yīng)變和橢圓度的變化規(guī)律，并通過對比相關(guān)規(guī)范給出了安全性評價(jià)的結(jié)果。評價(jià)結(jié)果不僅為中緬油氣管道工程的安全提供了技術(shù)支持，同時(shí)給類似工程提供了借鑒。

1 區(qū)域概況

貴州花溪云頂風(fēng)電場二期工程位于貴州省貴陽市花溪區(qū)高坡鄉(xiāng)境內(nèi)，擬安裝15臺(tái)單機(jī)容量為2 000 kW風(fēng)電機(jī)組，總裝機(jī)容量為30 MW，于2013年底并網(wǎng)發(fā)電(見圖1 )[7]。

圖1 貴州花溪云頂風(fēng)電場 Fig.1 Yuding wind field in Huaxi, Guzhou

中緬天然氣管道從風(fēng)電場廠區(qū)東北部穿過。云頂風(fēng)電廠二期工程與天然氣管道交叉的區(qū)域?yàn)?2#～15#風(fēng)機(jī)區(qū)域。其中12#、13#、14#、15#風(fēng)機(jī)中心距天然氣管道中心的直線距離約為68 m、118.8 m、50 m、68 m。其中12#、13#、15#位于天然氣管道南側(cè)，14#位于管道北側(cè)，場內(nèi)道路、集電線路直埋電纜分別有三處、兩處穿越天然氣管道。箱變中心距風(fēng)機(jī)中心15 m，因此四臺(tái)箱變距管道中心距離分別約為82 m，134 m，34 m，54 m(見圖2 )。13#風(fēng)機(jī)中心區(qū)域在危險(xiǎn)距離之外，12#、14#和15#三處風(fēng)機(jī)處于危險(xiǎn)區(qū)內(nèi)。

圖2 12#～15#風(fēng)機(jī)箱變中心與管道的距離 Fig.2 Distances between #12～#15 wind turbines and pipeline

2 風(fēng)機(jī)失效模式

2.1 風(fēng)機(jī)工程

云頂風(fēng)電場工程等級為Ⅲ等，工程規(guī)模中型；機(jī)組塔架地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)級別為二級，結(jié)構(gòu)安全等級取二級，抗震設(shè)防類別為丙類，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)使用年限為50年。風(fēng)電場升壓變電站主要建筑物級別為2級，結(jié)構(gòu)安全等級取二級，抗震設(shè)防類別為丙類，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)使用年限為50年。其中風(fēng)電場二期工程風(fēng)電機(jī)組的主要部件參數(shù)表，見表1(每臺(tái))。

表1 風(fēng)電機(jī)組的主要部件參數(shù)表Tab.1 Main component parameters of wind turbine

2.2 風(fēng)機(jī)失效模式

風(fēng)機(jī)失效模式主要有以下四種：部分失穩(wěn)破壞、局部破壞、螺栓節(jié)點(diǎn)破壞和基礎(chǔ)破壞。表2為風(fēng)機(jī)四種破壞形式對應(yīng)的載荷特性。

表2 不同破壞形式對應(yīng)的載荷特性Tab.2 Load characteristics corresponding to different failure modes

綜上所述，風(fēng)力失效模式主要有：部分失穩(wěn)破壞、局部破壞、螺栓節(jié)點(diǎn)破壞和基礎(chǔ)破壞。其中，部分失穩(wěn)破壞的風(fēng)機(jī)大部分發(fā)生中部失穩(wěn)破壞，主要由于施工質(zhì)量、安裝工藝、天氣狀況以及火災(zāi)造成；局部破壞的風(fēng)機(jī)主要發(fā)生風(fēng)機(jī)葉片及輪轂損壞，主要由于普通損壞型、前緣腐蝕、前緣開裂、后緣損壞、葉根斷裂、表面裂縫、雷擊損壞等導(dǎo)致；螺栓節(jié)點(diǎn)破壞主要由于節(jié)點(diǎn)板彎曲變形和剪切破壞后將鋼構(gòu)件被折斷，或螺栓強(qiáng)度較低造成；基礎(chǔ)破壞將會(huì)導(dǎo)致整座風(fēng)機(jī)傾倒，主要由于地基基礎(chǔ)強(qiáng)度較低或巖溶采空以及設(shè)計(jì)施工不合理等地質(zhì)災(zāi)害造成。

3 沖擊力及沖擊深度

在四種風(fēng)機(jī)破壞形式中，當(dāng)風(fēng)機(jī)出現(xiàn)基礎(chǔ)破壞或部分失穩(wěn)的情況下對管道的沖擊影響大(倒塌沖擊)，局部破壞或螺栓點(diǎn)破壞時(shí)可能導(dǎo)致風(fēng)機(jī)和葉片或者葉片直接破壞管道(強(qiáng)夯沖擊)。因此，將選取代表最危險(xiǎn)工況條件下的數(shù)據(jù)對以上影響因素進(jìn)行計(jì)算，并對管道的安全性進(jìn)行校核。

目前，針對沖擊力的計(jì)算方法主要日本道路公團(tuán)法[8]、瑞士Labiouse V法[9]、隧道手冊法[10-12]等。經(jīng)比較以上方法大都基于平均沖擊力，而并非最大沖擊力，從而導(dǎo)致工程應(yīng)用中沖擊力計(jì)算結(jié)果偏小[13]。由于風(fēng)機(jī)倒塌具有時(shí)間短、速度快、作用力強(qiáng)等特點(diǎn)，且風(fēng)機(jī)葉片尺寸較窄，侵徹深度大。因此，采用侵徹力計(jì)算方法對風(fēng)機(jī)倒塌的沖擊力及沖擊深度進(jìn)行估算。

3.1 倒塌沖擊計(jì)算

3.1.1 倒塌沖擊力

假設(shè)管道掩埋于半無限土層中，質(zhì)量化的風(fēng)機(jī)以一定速度沖擊管道正上方，風(fēng)機(jī)的直徑為6 m，質(zhì)量為100 t(輪轂+葉輪)。

目前防護(hù)工程使用的侵徹計(jì)算公式為[14]：

Hq=λ1λ2PVKaKqcosα/d2

(1)

式中：λ1為彈形系數(shù)；λ2為彈徑系數(shù)；P為質(zhì)量(kg)；V為命中速度(m/s)；Ka為偏轉(zhuǎn)系數(shù)；Kq為介質(zhì)材料侵徹系數(shù)；α為命中角(°)；d為直徑(m)。

(1) 彈形系數(shù)

風(fēng)機(jī)(輪轂+葉輪)沖擊，采用球形彈頭彈形狀系數(shù)公式：

式中：θ為球形彈頭圓心角，κ0=1.6～1.8， 根據(jù)輪轂和葉輪形狀彈頭圓心角取值θ=60°。

葉片沖擊，采用弧形彈頭彈形狀系數(shù)公式

式中：lr為彈頭長度；d為彈頭直徑，lr/d≥2時(shí)，取1.45。

(2) 彈徑系數(shù)

彈徑系數(shù)λ2，根據(jù)表3選取。

表3 彈徑系數(shù)Tab.3 The caliber coefficient

風(fēng)機(jī)及葉片直徑均大于0.45 m，因此彈徑系數(shù)λ2取1.3。

(3) 介質(zhì)材料侵徹系數(shù)

介質(zhì)材料的侵徹系數(shù)隨著材料強(qiáng)度的提高而減小，根據(jù)我國實(shí)彈試驗(yàn)數(shù)據(jù)，侵徹系數(shù)取值見表4。

表4 介質(zhì)材料侵徹系數(shù)Tab.4 The penetration coefficient of medium material

Hq=λ1λ2PVKaKqcosα/d2=0.435 m

在侵徹過程中有：

(2)

式中：vt為終止速度，取值為0；v0為剛觸地時(shí)的速度；a為侵徹過程加速度；s為侵徹深度。

因此，由式(2)侵徹過程中的加速度為：

時(shí)間為：

由F·t=Δmv， 可知：

F=Δmv/t=-188 357.674 kN

則土受到的平均沖擊力為：

F沖=mg-F=189 358 kN

圖3 計(jì)算示意圖 Fig.3 Calculation sketch map

地基受沖擊均布荷載：

P0=F沖/S=6 701 kPa

式中：S為受力面積。

3.1.2 倒塌附加應(yīng)力[15]

Z/r0=0.355， 其中，Z為侵徹后風(fēng)機(jī)底部距離計(jì)算點(diǎn)的垂直距離，取值為1.065 m，r0為風(fēng)機(jī)半徑，取為3 m。

圓心下附加應(yīng)力：

σz0=0.961 15×P0=6.44 MPa

圓周下附加應(yīng)力：

σzr=0.442 2×P0=2.96 MPa

圖4 計(jì)算示意圖 Fig.4 Calculation sketch map

3.1.3 倒塌變形(碎石土μ=0.15～0.2)

風(fēng)機(jī)倒塌后的瞬時(shí)沉降是緊隨加壓之后地基即時(shí)發(fā)生的沉降，采用以下沉降公式：

(3)

經(jīng)式(3)計(jì)算，可以得到管道頂部土體沉降為0.33 m。

3.2 風(fēng)機(jī)倒塌葉片強(qiáng)夯沖擊深度計(jì)算

風(fēng)機(jī)倒塌葉片強(qiáng)夯分為兩種工況，由式(1)可得：

3.2.1 不拆葉片豎直向下沖擊時(shí)：

Hq=λ1λ2PVKaKqcosα/d2=12.66 m

3.2.2 單個(gè)葉片向下沖擊時(shí)：

Hq=λ1λ2PVKaKqcosα/d2=2.532 m

因此可知，由于侵徹深度較深，初步判斷風(fēng)機(jī)葉片直接刺穿或切斷輸氣管道。

4 安全評價(jià)

4.1 計(jì)算準(zhǔn)則

埋地管道在土壓力和沖擊荷載下，可能產(chǎn)生較大幅度的變形。因此采用基于應(yīng)變設(shè)計(jì)的安全評價(jià)方法。

基于應(yīng)變的管道設(shè)計(jì)方法來源于關(guān)于極限狀態(tài)的設(shè)計(jì)思想，是一種塑性設(shè)計(jì)，適用于一旦發(fā)生重大地質(zhì)災(zāi)害，作用于管道上的載荷以位移控制為主或部分以位移控制為主的狀態(tài)下, 為了保證管道在塑性變形下能夠滿足特定目標(biāo)而進(jìn)行的設(shè)計(jì)。這種大幅度變形也會(huì)使管道失效，管道斷面變形近似橢圓形。變形超過一定極限時(shí)，管道將喪失外部荷載的承載能力?！豆艿劳ㄟ^特殊地段基于應(yīng)變設(shè)計(jì)指南》[16]指出管道基于應(yīng)變設(shè)計(jì)應(yīng)滿足：

(1) 橢圓度準(zhǔn)則

橢圓度極限一般使用固定的上界或以通常的完整性和操作需要(如清管要求)來確定。CSA-Z662—2007[17]附錄C中的6.3.3.4條—屈曲導(dǎo)致的橢圓化，其中給出了橢圓度的計(jì)算式為

(4)

(2) 拉伸極限應(yīng)變準(zhǔn)則

(3) 壓縮極限應(yīng)變準(zhǔn)則

(5)

當(dāng)考慮內(nèi)壓時(shí)，按式(6)、式(7)計(jì)算

(6)

(7)

4.2 安全評價(jià)

利用自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的特殊地段管道應(yīng)變設(shè)計(jì)軟件，通過調(diào)用有限元計(jì)算程序的方式，建立了沖擊作用下，管道與土體的相互作用的管道-土彈簧模型[18-21]，并計(jì)算出管道的應(yīng)力以及彈塑性應(yīng)變。本軟件提供了沖擊力(位移)、管道和土體參數(shù)輸入界面，根據(jù)輸入的參數(shù)，軟件可以計(jì)算出管道沿軸線分布的三維應(yīng)力應(yīng)變曲線。圖6給出了管道基于應(yīng)變設(shè)計(jì)的計(jì)算程序界面。

表3列出了計(jì)算中涉及到的主要影響因素及取值。

圖5 概化的土彈簧模型 Fig.5 Idealized Representation of soil discrete with springs

圖6 軟件界面 Fig.6 Software interface

密度/(g·cm-3)黏聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°)彈性模量/MPa柏松比μ土壓系數(shù)K0管土界面相關(guān)系數(shù)f等效剪切波速/(m·s-1)1.93419.727.8250.20.50.8250

表6 主要影響因素及取值Tab.6 Main influencing factors and values

4.3 評價(jià)結(jié)果

(1) 工況一：風(fēng)機(jī)倒塌砸到管道上，取位移0.33 m。圖7給出了埋地管道周身隨著風(fēng)機(jī)倒塌沖擊作用的變形圖及應(yīng)變沿管道分布示意圖。利用數(shù)值方法模擬了埋地管道受沖擊荷載的變形過程，并給出了管道的拉、壓應(yīng)變和橢圓度等參數(shù)的變化規(guī)律(見圖8)。

計(jì)算結(jié)果可知：風(fēng)機(jī)倒塌同時(shí)考慮附加荷載作用下管道拉、壓應(yīng)變均滿足管材要求，但管道橢圓度變化較大，不滿足對橢圓度極限準(zhǔn)則的要求，難以保證管道的正常運(yùn)行，管道不安全(見圖8(f))。

圖7 管道變形及應(yīng)變沿管道分布 Fig.7 Pipe deformation and strain distributions along pipeline

(2) 工況二：風(fēng)機(jī)連同葉片一起沖擊管道，取位移12.66 m。由計(jì)算結(jié)果顯示：風(fēng)機(jī)連同葉片一起倒塌管道發(fā)生橢圓度變化較大，不滿足橢圓度極限準(zhǔn)則規(guī)范要求，且計(jì)算過程不收斂，管材完全被剪斷，管路停滯、管道處于危險(xiǎn)狀態(tài)，容易引起天然氣泄漏或火災(zāi)等(見圖9)。

圖9 風(fēng)機(jī)連同葉片砸管安全評價(jià) Fig.9 Safety assessments for the collapsed wind turbine with blades hitting the pipeline

(3) 工況三：葉片破壞，取位移2.532 m。計(jì)算結(jié)果可知：葉片沖擊管道計(jì)算過程不收斂，管材完全被剪斷，天然氣管道危險(xiǎn)(見圖10)。

圖10 葉片砸管安全評價(jià) Fig.10 Safety assessments for pipeline impacted by blades

5 結(jié) 論

對風(fēng)機(jī)失效模式進(jìn)行歸類總結(jié)的基礎(chǔ)上，明確不同失效模式下的沖擊力載荷分布及簡化原則。利用侵徹力計(jì)算公式，對風(fēng)機(jī)倒塌的沖擊力和沖擊深度進(jìn)行估算，并通過自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的特殊地段管道應(yīng)變設(shè)計(jì)軟件，借助于調(diào)用有限元計(jì)算程序的方式，對沖擊載荷作用下管道的應(yīng)力應(yīng)變等參數(shù)變化規(guī)律進(jìn)行了計(jì)算，給出了安全性評價(jià)的結(jié)果，并對管道的安全性進(jìn)行校核，得出如下結(jié)論：

(1) 風(fēng)機(jī)倒塌后對管道產(chǎn)生強(qiáng)大的瞬時(shí)附加應(yīng)力，盡管管道沿軸線拉、壓應(yīng)變滿足安全規(guī)定要求，但是由于管道橢圓度變形過大，超過極限值，管道業(yè)已失效。

(2) 當(dāng)葉片連同風(fēng)機(jī)強(qiáng)夯沖擊管道時(shí)，下侵力較大，將管道直接剪斷，導(dǎo)致管路停滯，容易造成天然氣泄漏或火災(zāi)等事件；葉片單獨(dú)沖擊管道同樣會(huì)導(dǎo)致管道剪斷。

(3) 建議使用強(qiáng)度更高、防腐蝕性更好的材料或涂料用以加強(qiáng)管道上方葉片的連接強(qiáng)度，同時(shí)在滿足設(shè)計(jì)要求的情況下盡可能降低葉片強(qiáng)度。

(4) 風(fēng)機(jī)地基應(yīng)進(jìn)行錨固、注漿、填充等加強(qiáng)地基與基礎(chǔ)的強(qiáng)度與錨固。同時(shí)應(yīng)加強(qiáng)天然氣管道上部回填土的剛性強(qiáng)度，利用拱梁結(jié)構(gòu)擴(kuò)散沖擊力，建議在管道上方鋪設(shè)碎石或者EPS板墊層等加固工程。

[ 1 ] 李鶴林，吉玲康，田偉. 西氣東輸一、二線管道工程的幾項(xiàng)重大技術(shù)進(jìn)步[J]. 天然氣工業(yè)，2010, 30(4):1-9.

LI Helin, JI Lingkang, TIAN Wei. Significant technical progress in the west 2 east gas pipeline projects 2 line one and line two [J]. Natural Gas Industy , 2010, 30(4): 1-9.

[ 2 ] 余志峰，張文偉，張志宏，等. 我國天然氣輸送管道發(fā)展方向及相關(guān)技術(shù)問題[J]. 油氣儲(chǔ)運(yùn)，2012, 31(5): 321-325.

YU Zhifeng, ZHANG Wenwei, ZHANG Zhihong, et al. Development trend of China’s gas pipeline and relevant technical problems [J]. Oil & Gas Storage and Transportation, 2012, 31(5): 321-325.

[ 3 ] 杜揚(yáng), 李國慶, 吳松林, 等. T型分支管道對油氣爆炸強(qiáng)度的影響[J]. 爆炸與沖擊, 2015, 35(5): 729-734.

DU Yang, LI Guoqing, WU Songlin, et al. Explosion intensity of gasoline-air mixture in the pipeline containing a T-shaped branch pipe[J]. Explosion and Shock Waves, 2015, 35(5): 729-734.

[ 4 ] 喻健良, 秦磊. 受內(nèi)部沖擊彎管的破裂失效研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2010, 29(10): 228-231.

YU Jianliang, QIN Lei. Rapture failure of an elbow subjected to internal impact [J]. Journal of Vibration and Shock, 2010, 29(10): 228-231.

[ 5 ] WANG Zhenyu, ZHAO Yang, MA Guowei, et al. A numerical study on the high-velocity impact behavior of pressure pipes [J]. Journal of Zhejiang University-Science A (Applied Physics & Engineering) , 2016, 17(6): 443-453.

[ 6 ] ZHAO Y, WANG Z Y, HE Z G. Numerical study of CFRP-bonded pressure pipes subject to impact load [J]. Applied Mechanics and Materials, 2014(602/603/604/605): 432-437.

[ 7 ] 貴州花溪云頂風(fēng)電場二期工程勘察報(bào)告[R]. 中國水電顧問集團(tuán)貴陽勘測設(shè)計(jì)研究院, 2013, 9.

[ 8 ] KAWAHARA S, MURO T. Effects of dry density and thickness of sandy soil on impact response due to rockfall [J]. Journal of Terramechanics, 2006, 43: 329-340.

[ 9 ] LABIOUSE V, DESCOEUDRES F, MONTANI S. Experimental study of rock sheds impacted by rock blocks [J]. Structure Engineering Internal, 1996, 3(1): 171-175.

[10] AZZONI A, LABARBERA G, ZANINETTI A. Analysis and prediction of rockfalls using a mathematical model [C]// International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences and Geomechanics Abstracts. Pergamon: [s. n.], 1995: 709-724.

[11] 鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范: TB 10003—2005 [S]. 北京.鐵道第二勘察設(shè)計(jì)院, 2005.

[12] 鐵道第二勘測設(shè)計(jì)院.鐵路工程設(shè)計(jì)技術(shù)手冊·隧道[M]. 北京：中國鐵道出版社, 1999: 141-191.

[13] 葉四橋，陳洪凱，唐紅梅.落石沖擊力計(jì)算方法的比較研究[J]. 水文地質(zhì)工程地質(zhì), 2010, 37(2): 59-64.

YE Siqiao, CHEN Hongkai, TANG Hongmei. Comparative research on impact force calculation methods for rockfalls [J]. Hydrogeology & Engineeri Geology, 2010, 37(2): 59-64.

[14] 錢七虎.防護(hù)結(jié)構(gòu)計(jì)算原理[M].南京:工程兵工程學(xué)院, 1981.

[15] 建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范: GB 50007—2011 [S]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，2003.

[16] 管道通過特殊地段基于應(yīng)變設(shè)計(jì)指南: KY 2011—19 [S].成都: 中國石油工程設(shè)計(jì)有限責(zé)任公司西南分公司, 2013.

[17] Canadian Standards Association. CSA Z662—2007 Oil and Gas Pipeline Systems[S]. Rexdale, Ontario, Canada, 2007.

[18] Guidelines for the design of buried steel pipe[R]. American Lifelines Alliance, 2001.

[19] TRAUTMANN C H, O’ROURKE T D, Behavior of pipe in dry sand under lateral and uplift loading, geotechnical engineering report 83-6 [R]. Cornell University, Ithaca, New York, 1983.

[20] Det Norske Veritas. DNV-OS-F101 submarine pipeline systems [S]. H?vik: Det Norske Veritas, 2005.

[21] Canadian Standards Association. CSA Z662—2011 oil and gas pipeline systems [S]. Rexdale: Canadian Standards Association, 2011.