云頂風電場風機倒塌對埋地管道的沖擊影響

黃 棟， 趙 宇， 陳宇龍， 唐俊峰

(1. 中國科學院 山地災害與地表過程重點實驗室，成都 610041; 2. 中國科學院 水利部成都山地災害與環境研究所，成都 610041; 3. 東京大學 土木工程系, 日本 東京 113-8656)

我國的輸油氣管道建設始于20世紀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90年代以后進入了快速發展時期，21世紀初“西氣東輸”工程的實施，將我國輸氣管道建設推到了高潮[1-2]。隨著油氣管道和風機建設的高峰，兩者并行和交叉的現象時有發生，風電機組倒塌成為威脅埋地管道安全的新問題。由于風電機組的檢測認證技術體系還不健全，風電場缺乏長期運營維護，導致近年來風機倒塌事故頻發。例如：2006年8月“蒼南風電場倒塌事故”中，導致28臺風機倒塌了20臺；2012年9月托克遜風電場風機倒塌，造成1死3傷；2016年2月偏關后海風電場的兩臺風機倒塌。風機倒塌事件頻繁發生，且有加劇趨勢，拒不完全統計僅2016年上半年風機倒塌事故高達6起。過于頻繁的風機倒塌事件也給設計人員敲響了警鐘，在風機發電站場附近敷設油氣管道，一旦風機倒塌所產生的沖擊荷載將給油氣管道造成不可估量的危害。因此，開展風機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，通過分析風機倒塌的各種工況，結合侵徹力計算公式和管道應變設計理論，給出了風機倒塌沖擊荷載作用下管道的拉、壓應變和橢圓度的變化規律，并通過對比相關規范給出了安全性評價的結果。評價結果不僅為中緬油氣管道工程的安全提供了技術支持，同時給類似工程提供了借鑒。

1 區域概況

貴州花溪云頂風電場二期工程位于貴州省貴陽市花溪區高坡鄉境內，擬安裝15臺單機容量為2 000 kW風電機組，總裝機容量為30 MW，于2013年底并網發電(見圖1 )[7]。

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

中緬天然氣管道從風電場廠區東北部穿過。云頂風電廠二期工程與天然氣管道交叉的區域為12#～15#風機區域。其中12#、13#、14#、15#風機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，14#位于管道北側，場內道路、集電線路直埋電纜分別有三處、兩處穿越天然氣管道。箱變中心距風機中心15 m，因此四臺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#風機中心區域在危險距離之外，12#、14#和15#三處風機處于危險區內。

圖2 12#～15#風機箱變中心與管道的距離 Fig.2 Distances between #12～#15 wind turbines and pipeline

2 風機失效模式

2.1 風機工程

云頂風電場工程等級為Ⅲ等，工程規模中型；機組塔架地基基礎設計級別為二級，結構安全等級取二級，抗震設防類別為丙類，結構設計使用年限為50年。風電場升壓變電站主要建筑物級別為2級，結構安全等級取二級，抗震設防類別為丙類，結構設計使用年限為50年。其中風電場二期工程風電機組的主要部件參數表，見表1(每臺)。

表1 風電機組的主要部件參數表Tab.1 Main component parameters of wind turbine

2.2 風機失效模式

風機失效模式主要有以下四種：部分失穩破壞、局部破壞、螺栓節點破壞和基礎破壞。表2為風機四種破壞形式對應的載荷特性。

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

綜上所述，風力失效模式主要有：部分失穩破壞、局部破壞、螺栓節點破壞和基礎破壞。其中，部分失穩破壞的風機大部分發生中部失穩破壞，主要由于施工質量、安裝工藝、天氣狀況以及火災造成；局部破壞的風機主要發生風機葉片及輪轂損壞，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、雷擊損壞等導致；螺栓節點破壞主要由于節點板彎曲變形和剪切破壞后將鋼構件被折斷，或螺栓強度較低造成；基礎破壞將會導致整座風機傾倒，主要由于地基基礎強度較低或巖溶采空以及設計施工不合理等地質災害造成。

3 沖擊力及沖擊深度

在四種風機破壞形式中，當風機出現基礎破壞或部分失穩的情況下對管道的沖擊影響大(倒塌沖擊)，局部破壞或螺栓點破壞時可能導致風機和葉片或者葉片直接破壞管道(強夯沖擊)。因此，將選取代表最危險工況條件下的數據對以上影響因素進行計算，并對管道的安全性進行校核。

目前，針對沖擊力的計算方法主要日本道路公團法[8]、瑞士Labiouse V法[9]、隧道手冊法[10-12]等。經比較以上方法大都基于平均沖擊力，而并非最大沖擊力，從而導致工程應用中沖擊力計算結果偏小[13]。由于風機倒塌具有時間短、速度快、作用力強等特點，且風機葉片尺寸較窄，侵徹深度大。因此，采用侵徹力計算方法對風機倒塌的沖擊力及沖擊深度進行估算。

3.1 倒塌沖擊計算

3.1.1 倒塌沖擊力

假設管道掩埋于半無限土層中，質量化的風機以一定速度沖擊管道正上方，風機的直徑為6 m，質量為100 t(輪轂+葉輪)。

目前防護工程使用的侵徹計算公式為[14]：

Hq=λ1λ2PVKaKqcosα/d2

(1)

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

(1) 彈形系數

風機(輪轂+葉輪)沖擊，采用球形彈頭彈形狀系數公式：

式中：θ為球形彈頭圓心角，κ0=1.6～1.8， 根據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公式

式中：lr為彈頭長度；d為彈頭直徑，lr/d≥2時，取1.45。

(2) 彈徑系數

彈徑系數λ2，根據表3選取。

表3 彈徑系數Tab.3 The caliber coefficient

風機及葉片直徑均大于0.45 m，因此彈徑系數λ2取1.3。

(3) 介質材料侵徹系數

介質材料的侵徹系數隨著材料強度的提高而減小，根據我國實彈試驗數據，侵徹系數取值見表4。

表4 介質材料侵徹系數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 倒塌附加應力[15]

Z/r0=0.355， 其中，Z為侵徹后風機底部距離計算點的垂直距離，取值為1.065 m，r0為風機半徑，取為3 m。

圓心下附加應力：

σz0=0.961 15×P0=6.44 MPa

圓周下附加應力：

σzr=0.442 2×P0=2.96 MPa

圖4 計算示意圖 Fig.4 Calculation sketch map

3.1.3 倒塌變形(碎石土μ=0.15～0.2)

風機倒塌后的瞬時沉降是緊隨加壓之后地基即時發生的沉降，采用以下沉降公式：

(3)

經式(3)計算，可以得到管道頂部土體沉降為0.33 m。

3.2 風機倒塌葉片強夯沖擊深度計算

風機倒塌葉片強夯分為兩種工況，由式(1)可得：

3.2.1 不拆葉片豎直向下沖擊時：

Hq=λ1λ2PVKaKqcosα/d2=12.66 m

3.2.2 單個葉片向下沖擊時：

Hq=λ1λ2PVKaKqcosα/d2=2.532 m

因此可知，由于侵徹深度較深，初步判斷風機葉片直接刺穿或切斷輸氣管道。

4 安全評價

4.1 計算準則

埋地管道在土壓力和沖擊荷載下，可能產生較大幅度的變形。因此采用基于應變設計的安全評價方法。

基于應變的管道設計方法來源于關于極限狀態的設計思想，是一種塑性設計，適用于一旦發生重大地質災害，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下, 為了保證管道在塑性變形下能夠滿足特定目標而進行的設計。這種大幅度變形也會使管道失效，管道斷面變形近似橢圓形。變形超過一定極限時，管道將喪失外部荷載的承載能力。《管道通過特殊地段基于應變設計指南》[16]指出管道基于應變設計應滿足：

(1) 橢圓度準則

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—屈曲導致的橢圓化，其中給出了橢圓度的計算式為

(4)

(2) 拉伸極限應變準則

(3) 壓縮極限應變準則

(5)

當考慮內壓時，按式(6)、式(7)計算

(6)

(7)

4.2 安全評價

利用自主知識產權的特殊地段管道應變設計軟件，通過調用有限元計算程序的方式，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]，并計算出管道的應力以及彈塑性應變。本軟件提供了沖擊力(位移)、管道和土體參數輸入界面，根據輸入的參數，軟件可以計算出管道沿軸線分布的三維應力應變曲線。圖6給出了管道基于應變設計的計算程序界面。

表3列出了計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內摩擦角/(°)彈性模量/MPa柏松比μ土壓系數K0管土界面相關系數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 評價結果

(1) 工況一：風機倒塌砸到管道上，取位移0.33 m。圖7給出了埋地管道周身隨著風機倒塌沖擊作用的變形圖及應變沿管道分布示意圖。利用數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、壓應變和橢圓度等參數的變化規律(見圖8)。

計算結果可知：風機倒塌同時考慮附加荷載作用下管道拉、壓應變均滿足管材要求，但管道橢圓度變化較大，不滿足對橢圓度極限準則的要求，難以保證管道的正常運行，管道不安全(見圖8(f))。

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

(2) 工況二：風機連同葉片一起沖擊管道，取位移12.66 m。由計算結果顯示：風機連同葉片一起倒塌管道發生橢圓度變化較大，不滿足橢圓度極限準則規范要求，且計算過程不收斂，管材完全被剪斷，管路停滯、管道處于危險狀態，容易引起天然氣泄漏或火災等(見圖9)。

圖9 風機連同葉片砸管安全評價 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。計算結果可知：葉片沖擊管道計算過程不收斂，管材完全被剪斷，天然氣管道危險(見圖10)。

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

5 結 論

對風機失效模式進行歸類總結的基礎上，明確不同失效模式下的沖擊力載荷分布及簡化原則。利用侵徹力計算公式，對風機倒塌的沖擊力和沖擊深度進行估算，并通過自主知識產權的特殊地段管道應變設計軟件，借助于調用有限元計算程序的方式，對沖擊載荷作用下管道的應力應變等參數變化規律進行了計算，給出了安全性評價的結果，并對管道的安全性進行校核，得出如下結論：

(1) 風機倒塌后對管道產生強大的瞬時附加應力，盡管管道沿軸線拉、壓應變滿足安全規定要求，但是由于管道橢圓度變形過大，超過極限值，管道業已失效。

(2) 當葉片連同風機強夯沖擊管道時，下侵力較大，將管道直接剪斷，導致管路停滯，容易造成天然氣泄漏或火災等事件；葉片單獨沖擊管道同樣會導致管道剪斷。

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

(4) 風機地基應進行錨固、注漿、填充等加強地基與基礎的強度與錨固。同時應加強天然氣管道上部回填土的剛性強度，利用拱梁結構擴散沖擊力，建議在管道上方鋪設碎石或者EPS板墊層等加固工程。

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