冰區海上風電基礎的抗冰性能分析

張大勇，王國軍，王帥飛，佟保林，岳前進，羅成喜

（1.大連理工大學 海洋科學與技術學院，遼寧 盤錦 124221；2.大連理工大學 工程力學系，遼寧 大連 116023；3.中南勘測設計研究院有限公司，長沙 410001）

0 引 言

風能是一種可再生資源，且綠色環保，受到世界各國的大力發展。海上風能資源相對于陸地風能穩定，儲量大，對周圍環境影響小[1]。目前，越來越多的國家開始建立海上風電場，海上風電已經成為未來風電發展的趨勢。

發電成本是制約風電發展的一個關鍵因素，歐洲研究表明，海上風電的風機基礎投入占風機總成本的20%，同時，隨著水深的增加風機基礎的投入成本也會隨之增加，有時甚至能達到總成本的30%[2]。因此，風電基礎的合理設計就顯得的更加重要。海上風電基礎具有海洋工程結構、高聳結構、動力設備以及復雜地基環境的四種特性。目前，海上風電開發主要集中在淺海海域，風電基礎以固定式樁基為主。基于海洋石油導管架平臺基礎設計，風電基礎的形式主要為單立柱式單樁式和三樁基礎式。由于風電基礎的整體高度一般在60 m以上，遠高于石油平臺，因此風電基礎相比導管架平臺結構柔度更大。

近幾年，我國海上風電場有了大規模的發展，包括渤海海域的多個風電場建設。在結冰海域設計和建造的風電基礎及升壓站結構必須具備一定的抗冰性能，確保電場冬季安全運行。海上風電基礎大多屬于典型的柔性直立結構，目前，寒區柔性抗冰結構的設計仍處于靜力設計階段,即只考慮最大靜冰力或最大傾覆力矩，忽略了結構在動冰荷載下的性能，即動力失效模式。渤海遼東灣導管架平臺的多年現場監測發現，海冰會引起柔性抗冰結構明顯的動力放大，冰振響應十分顯著，對結構及上部設備造成一定的影響[3-4]。

目前，直立結構極值冰力的計算方法多是基于早期的現場數據回歸得到的經驗公式。有學者對一些靜冰力公式進行了比較分析[5-6]。盡管針對極值擠壓靜冰力的研究已經開展了數十年，一些研究成果也被設計規范所采納，但冰力計算方法仍然沒有得到統一的認識，不同方法計算的冰力差別很大[7]。直立樁腿結構的穩態振動是冰與結構相互作用的一種臨界狀態，Sodhi認為平臺的穩態振動是一種強迫振動，而Blenkarn，Maattanen認為穩態振動屬于自激振動。盡管強迫振動和自激振動觀點的爭論尚未達成統一，但近年來已經有越來越多的學者傾向于自激振動的觀點。當冰速加快時，擠壓破碎冰力隨機性加強，頻率鎖定現象消失。K?rn?對大量實測冰力數據進行了譜分析，借鑒風速譜分析結果，得到了海冰脆性擠壓破碎冰力譜[8]，盡管該模型已應用到我國渤海新型柔性抗冰平臺的設計中，但其中的參數還有待進一步完善。

海上風電基礎現有的設計規范是以風、波浪、地震等為主要的海洋環境控制荷載，其中相關的動力響應研究比較完善[9]。抗冰設計存在許多關鍵性問題尚未得到解決，如冰與該類結構的相互作用、冰振引起結構的失效模式等。渤海導管架平臺的樁腿直徑一般在1-2 m，而風電基礎水面處的直徑一般在4-5 m。為了合理建設渤海海上風電場，對目前海上風電基礎的抗冰性能分析是十分必要的。本文首先基于多年現場冰與結構作用觀測及冰荷載的研究成果，明確了海冰與風電基礎結構的作用形式。其次提出了柔性抗冰結構設計中應考慮的主要失效模式及評價方法。最后，以渤海某典型風電基礎為例，對其抗冰性能進行評價，進一步明確風電基礎結構在抗冰設計及安全保障中需要考慮的關鍵失效模式。本文的研究可為寒區風電場的開發提供合理依據。

1 海冰與風電基礎結構的相互作用

1.1 寬窄結構判定

海冰與直立結構相互作用時，會出現多種破壞形式，主要有劈裂、彎曲、屈曲和擠壓等，其中擠壓破壞對結構的影響最大。由于不同結構尺寸前海冰的破壞和冰力存在顯著差異，為了明確冰荷載模型的適用范圍，可以通過定義寬窄結構的方法。傳統方法從結構尺寸定義寬窄結構，但相同的結構尺寸，不同的海冰破壞行為也會導致冰力不同，需要進一步明確寬窄結構的判定。

海冰與圓柱腿結構相互作用時，在不同的加載速率下表現出不同的力學行為，較低應變速率下是以塑性變形為主的韌性破壞，較高應變速率下表現為斷裂為主的脆性破壞，而在從韌性到脆性的過渡階段存在一個轉變區。目前，我國渤海地區直立結構上的靜冰力模型是基于API-RP-2N規范[10]，并通過渤海多個平臺的多年監測數據進行修正得到的。從渤海平臺的監測數據看出，海冰與結構相互作用時海冰存在同時破壞現象[11]，即各局部冰力具有明顯的周期性，且加載和卸載過程保持同步，產生的總冰力也呈現明顯的周期性變化，并且冰力極值較高（如圖1所示）。渤海導管架平臺的實測冰力數據表明，當平整冰以較慢的冰速擠壓作用在圓柱腿結構上時，同時破壞現象會更為顯著。圖2是實測的擠壓靜冰力作用時局部冰力隨時間變化的同步曲線，可以看到代表局部冰力的3條曲線同時加載、同時卸載，表現出很明顯的同時破壞特征。可見，低冰速下冰板與直立結構之間的“全接觸”是發生同時破壞的必要條件。

圖2 局部冰力的同步導致總冰力上升Fig.2 Synchronization of local ice forces lead to total ice force increase

海冰在結構前發生脆性破壞，破碎冰能夠及時清除，后續冰板能夠再次作用在結構上，發生新的破碎過程，則結構前海冰可能發生同時破碎。海冰的破碎過程主要是由破碎冰的尺寸、數量和結構水線尺寸決定的。從實際觀測發現，對于較窄的結構破碎冰能在短時完全清除，對于較大尺寸的結構，破碎冰清除受阻，常會在結構前發生冰堆積現象。當發生冰堆積時，會直接影響冰與結構的作用過程，結構前的冰破碎模式將發生變化，同時冰板作用在堆積冰上，荷載通過堆積冰傳向結構，由于堆積冰比較松散，整體強度將顯著降低，傳遞過程中能量顯著耗散，將不存在作用在直立結構上的同時破壞現象，冰荷載模型也將發生改變，圖3為海工結構前的冰堆積形成過程示意圖。

圖3 海工結構前冰堆積形成過程示意圖Fig.3 Developing process of front ice jams

基于現場實測數據發現，交變冰力在時間周期內經歷加載（海冰破碎）過程、卸載（破碎冰清除）過程。當完整冰板與結構直接作用發生周期性破壞時才可能產生動冰力，破碎冰不會在結構前發生堆積，不影響海冰與結構的直接作用，此時海冰破碎與破碎冰清除的相似性形成周期過程，即結構的加載、卸載周期過程，從而形成交變冰力。若破碎海冰在結構前能夠在短時間內清除,不影響海冰在結構前的破壞模式和破壞過程，則會發生海冰的持續破壞和交變冰力，引發顯著的結構冰激振動，如圖4所示；若破碎海冰不能在結構前清除，是形成持久的堆積，后續完整的運動冰板不能夠直接作用在結構上，取而代之的是冰作用在堆積冰上，通過堆積冰向結構傳遞荷載。此時，結構的冰振響應并不顯著（如圖5），則不會發生海冰破壞所引起的交變冰力。

圖4 未發生冰堆積時結構的冰激振動Fig.4 Significant ice induced vibration without ice accumulation

圖5 冰堆積時結構的冰激振動Fig.5 Ice induced vibration with ice accumulation

基于以上分析，提出直立腿寬窄結構的判定：

（1）窄結構是指破碎冰能夠及時從結構兩側清除，不產生堆積，后續冰能夠直接作用在結構上。低冰速下存在海冰擠壓同時破碎的可能性，快冰速下將產生顯著的交變冰力。

（2）寬結構指破碎冰不能夠及時地從結構兩側清除，在結構前發生冰堆積現象，形成永久堆積冰。低冰速下海冰發生擠壓非同時破壞，可以采用低值冰力公式；快冰速下不易產生明顯的冰激振動。

根據現場監測以及寬窄結構的判定方法，發現對于某些尺寸足夠寬大的結構，冰堆積現象常常發生，對于結構尺寸居中的，存在冰堆積現象和冰清除現象。尺寸較小的結構，薄冰情況下會產生較小的破碎尺寸，破碎冰在清除前會保留一段時間，形成“堆積”。尺度較大的結構，在厚冰下，斷裂冰板很大，破碎冰也能夠在短時間內清除，而不會對后續冰與結構的作用產生任何影響，如Confederation大橋橋墩發生的顯著冰激振動。

可見，對于海冰與風電基礎相互作用，在厚冰（10 cm以上）下表現出窄結構的海冰擠壓破壞行為，慢冰速時海冰會發生擠壓同時破壞，快冰速下海冰的破碎會及時清除，結構會產生顯著的冰激振動現象。

1.2 風電基礎結構的動力特性分析

本文結合數值模擬和海冰與窄體結構相互作用的現場監測，選取渤海某擬建的風電基礎和導管架式平臺（具體參數如表1所示），兩者均是單立柱三樁形式。通過對比分析，明確風電基礎的結構動力特性。風電基礎以及塔筒部分采用shell181單元，建模中對頂部風電機組采用Mass21質量單元模擬，樁基部分采用6倍樁徑方法簡化處理，如圖6所示。基于數值模擬，風電基礎的前四階固有頻率及振型圖如表2所示。

圖6 風電基礎與導管架結構簡化有限元模型Fig.6 Simplified finite element model of wind turbine foundation and jacket structure

表1 獨腿導管架平臺結構參數Tab.1 Single-legged jacket platform structure parameters

表2 風電基礎的前4階頻率及振型Tab.2 Four natural frequencies and mode shapes of wind turbine foundation

分析發現，風電基礎結構的基頻為0.34 Hz，獨腿導管架平臺的基頻為0.94 Hz，結構的前三階均是X方向振動、Y方向振動、Z方向扭轉。風電基礎結構的柔度相比導管架平臺更大。Kamesaki等[12]指出擠壓冰力隨著結構剛度的下降而增加，這說明柔性結構上更容易發生海冰擠壓同時破碎。準靜態過程中，柔性結構的最大位移較大，在冰力突然卸載后結構回擺過程中結構與冰板的相對速度也較大，使得破碎冰塊可以被擠出。在穩態振動過程中，柔性結構的振幅及回擺速度很大，使得破碎冰塊得以清除，結構與冰板的“全接觸”得以發生。另外，基于現場海冰監測發現，冰與柔性抗冰結構發生破碎的能量譜頻率多數集中在0-1 Hz之間，如圖7所示。這樣，柔性結構固有周期與冰力周期十分接近，不可避免地存在冰激共振現象，結構動力效應明顯。

1.3 風電基礎的冰荷載模型

由于風電基礎結構直徑大于典型的導管架結構（窄結構），但明顯小于重力式結構（寬結構）。以上分析發現，冰厚較大時，破碎冰塊可以及時被清除，結構與冰板會發生“全接觸”情況，風電基礎結構表現為柔性窄結構的冰振特性：

（1）冰速很慢時，海冰會發生準靜態（間歇）擠壓破碎，結構發生準靜態振動；

（2）冰速緩慢增加，冰的破碎過程會與結構振動產生耦合，此時產生頻率鎖定的自激冰力，結構發生簡諧形式的穩態自激振動；

（3）冰速較快時，冰板會發生脆性擠壓破碎，結構響應變為隨機激勵下的受迫隨機振動。

1.3.1 極值靜冰力模型

采用API RP-2N規范要求，極值靜冰力公式可以表示為：

其中：α是折減系數，選取0.3-0.7（規范要求，屬于非同時破壞的低值冰力），基于現場監測發現，對于同時破壞，該系數應明顯高于規范要求，建議取1.0；σc是海冰單軸壓縮強度，h是冰厚。

圖7 冰與直立結構作用的冰力能量譜Fig.7 The power spectrum of ice load

1.3.2 穩態冰力模型

當冰速不是很快時（一般為幾厘米到十幾厘米每秒），結構有可能在冰的作用下發生強烈的穩態振動。通過對冰激穩態振動發生時，結構交變位移和交變冰力的同步時程曲線分析發現冰力是一個周期性過程，它的變化頻率被“鎖定”在結構的振動頻率上。

圖8 冰激穩態振動時冰力和結構振動位移的耦合時程曲線Fig.8 The ice force and structural vibration displacement under ice induced steady state vibration

圖9 穩態冰力模型Fig.9 The model of steady state ice force

對冰激穩態振動的實測響應進行頻譜分析也證明了這一結論，振動能量集中在結構的一階固有頻率上。為了初步計算冰致自激振動的幅值大小和周期，K?rn?[13]根據渤海實測的自激振動冰力時程，給出了三角波時域函數，表征產生自激振動的冰力隨時間的變化特征，如圖9所示，圖中：Fmax是冰力最大值，可保守取為極值靜冰力；ΔF=qFmax，q=0.1～0.5；Fmean為冰力平均值，可通過Fmax-ΔF/2計算；T為冰力周期，計算中可近似取為結構固有周期；α是加載階段系數，通常選取0.6-0.9。

1.3.3 隨機冰力模型

當冰速很快時，冰板在結構上發生連續不規則的脆性擠壓破碎，由于接觸面上冰的碎塊大小不一，且壓力分布不均，由此形成的合力為不規則的隨機變化，同時引起結構的隨機振動。圖10是基于實測的隨機擠壓冰力和結構振動的時程曲線。

K?rn?和Qu[8]根據渤海和波斯尼亞灣燈塔上測得的大量樣本的隨機冰荷載數據，經過統計分析建立了隨機冰力譜：

圖10 隨機動冰力和結構隨機振動時程Fig.10 The random ice force and structural vibration

2 海冰作用下柔性結構的失效模式

結構的柔性應該從兩方面考慮：一是在極值靜荷載下，結構產生了不可忽略的變形；二是在動荷載作用下，結構動力效應明顯。可見，風電基礎與導管架平臺等類似結構在海冰作用下屬于第二種類型。本文對冰荷載作用下柔性抗冰結構的失效模式及評價方法做以下分析。

2.1 極端荷載下結構的失效

目前的海工結構規范設計中，一般考慮地震、波浪、海流、風和海冰作用，并轉化為等效靜力作用來考慮。主要通過強度要求、剛度要求，來評估結構或者構件在各種載荷組合作用下是否安全。強度要求就是指構件在設計載荷作用下的設計應力應當小于許用應力，即σ＜[σ]；剛度要求是指結構的最大變形應當小于規范建議的容許值，即λ＜[λ]。對于抗冰結構，就是在極端靜冰力的作用下保證結構的強度、剛度要求。在API RP-2A或ISO/DIS 19902標準中，極限強度分析采用儲備強度比作為評價指標[14-15]。海洋結構體系的儲備強度系數可按下式計算:

其中：Fd和Fu分別是平臺結構在設計荷載下和極限荷載下的基底橫向力或傾覆力。文獻[16]指出，當結構安裝水深大于30 m時，宜用結構的傾覆力矩定義結構的儲備強度系數；而當安裝水深小于30 m時，用結構基底橫向力定義強度儲備系數更為合適。

2.2 動冰荷載下結構的疲勞失效

多年的現場觀測發現，渤海遼東灣的柔性抗冰結構在動冰荷載的作用下存在明顯的動力放大效應，從定性上看有必要進行動力分析。為了更好地說明柔性抗冰結構存在冰激疲勞失效，還必須證明在常規冰情下冰荷載引起的結構熱點應力超過了材料的疲勞極限應力，即從定量上進一步說明這個問題。

風電基礎結構的冰激疲勞損傷是由于熱點應力反復作用引起的，利用有限元數值模擬，對結構的熱點疲勞應力進行分析，合理地考慮結構應力集中系數。另外，根據API規范提供的S-N曲線，當無限壽命取N=108次時，疲勞極限應力為41 MPa。在常規冰情下，若冰激振動造成的熱點動應力大于疲勞極限應力則說明冰振可能存在結構的疲勞失效，需要進行詳細的冰振疲勞分析，即冰振下結構的疲勞壽命估計。與波浪環境下海洋結構相比，冰區結構疲勞壽命分析的主要區別在于疲勞冰荷載與冰疲勞環境參數，這也是風電基礎結構冰激疲勞分析的兩個瓶頸問題。冰振結構疲勞失效評估流程如圖11所示。

圖11 冰振柔性抗冰結構疲勞失效評估流程Fig.11 The fatigue failure assessment process of the flexible ice-resist structures

2.3 冰振響應引起的失效

監測發現，海冰與平臺作用時，可以激起平臺較大的加速度響應。特別是對生產天然氣的平臺，上部布置錯綜復雜的天然氣管線，這些管線在長期的冰振作用下，可能導致平臺上部天然氣管線斷裂與法蘭松動的事故隱患。同樣，冰激風電基礎結構會引起上部電機及附屬設備的振動。依據電機的振動標準，振動位移、速度的均方根值是評價指標。

風電基礎結構在冰激作用下的振動方向主要以水平為主，并且振動響應主要集中在結構的基頻。由于結構振動響應是隨機的，對于離散的監測數據，等效振動響應的均方根采用下式計算：

其中：ai表示 ti時間內測得的結構位移、速度、加速度等均方根值，mm，mm/s，mm/s2；ti是序號為 i對應的時間，s。

一般來講，影響冰力大小的主要因素有冰厚、冰速和冰破碎強度。在相同的海域，冰破碎強度變化不大，因此這里只選擇冰速和冰厚來描述冰況。由于冰速和冰厚的分布是不相關的隨機過程，即某一特定冰厚下，各種冰速都可能出現，因此可以按照冰速和冰厚的組合來描述冰況。對于每一種冰況，計算相應的冰荷載譜，將冰荷載譜輸入到結構模型中，在頻域內進行動力分析，就可以求得結構在這種冰況下的振動響應統計值。重復上述步驟，就可以得到所有冰況下平臺的振動統計值。

2.4 冰激振動對基礎的影響

在不排水的條件下，飽和無粘性土或稍具有粘性的土，由于振動載荷（主要是地震）的連續作用，產生超靜孔隙水壓力，并逐步發展。當超靜孔隙水壓力（簡稱孔壓）等于上覆土壓力時，土顆粒將懸浮于土孔隙水中，呈現出類似于稀砂漿或稀泥漿的狀態。土的這種因孔壓上升，粒間有效應力下降，導致固態轉變為液態從而失去強度，喪失穩定的現象，稱為“液化”。液化是一種特殊的動強度問題，大多發生在疏松的飽和粉砂、細砂中，發生條件是大應變幅。在海冰與平臺相互作用時樁腿會發生冰激振動現象，對樁腿相連接的基礎將產生一定的影響。上世紀八十年代波福海的Molikpaq沉箱的地基在冰振作用下產生了液化[17]。對于淺基礎（一般在8-10 m以下），強烈的冰激振動可能對基礎產生一定的危害。冰激振動引起基礎的振動響應屬于周期性的動載荷，基礎的振動對其周圍的土體產生動應變效應。

2.5 冰荷載作用下風電基礎結構的失效模式及判別指標

基于以上分析，柔性抗冰結構的主要失效模式歸結為以下幾種：

（1）結構安全失效模式。包括極值靜冰力作用下結構最大變形或強度超過極限值而引起結構破壞；動冰荷載作用下結構的疲勞破壞及樁基破壞。

（2）上部設備失效模式。結構在動冰力作用下，電機及附屬設備的強烈持續振動而影響其正常使用性能。

上述各種失效模式及判別指標匯總于表3。

表3 海冰作用下風電基礎各種失效模式的判別指標Tab.3 Discrimination index of ice-resistant platform failure modes

3 實例—渤海某風電基礎抗冰性能評價

基于本文提出的柔性抗冰結構失效模式及相應評價方法，對渤海某風電基礎結構進行冰荷載下的抗冰性能評價，進而明確該結構在抗冰的概念設計中應關注的主要失效模式。該風電基礎為單立柱三樁式結構，風機頂部質量140 t，塔筒高度80 m，設計水深20 m左右，設計風速為25 m/s（50年一遇），設計波高為3.99 m，周期為6.7s（50年一遇），設計冰厚為38 cm（50年一遇）。風機樁腿直徑是2.5 m，樁腿長度為73 m。

3.1 極值靜冰力下結構失效分析

為了合理的考慮到極值荷載對基礎結構的影響，本文利用combin39彈簧單元采用p-y曲線模擬樁土相互作用，風機基礎的有限元模型如圖12所示。

圖12 三樁風電基礎樁土P-Y曲線有限元模型Fig.12 The finite element model of three wind turbine foundations with P-Y

圖13 風電基礎冰為主要荷載下結構應力云圖Fig.13 Structure stress nephogram considering sea ice loading

圖14 風電基礎冰為主要荷載下結構位移云圖Fig.14 Structure displacement nephogram considering sea ice loading

圖15 無冰情況下風電基礎結構應力云圖Fig.15 Structure stress nephogram with no ice action

圖16 無冰情況風電基礎結構位移云圖Fig.16 Structure displacement nephogram with no ice action

表4 極端工況下風機基礎的最大應力與變形Tab.4 The maximum stress and deformation under the extreme condition

選取極端（50年一遇）環境荷載，其中海冰壓縮強度為1.99 MPa。考慮結構的重要系數為1.1，分析以海冰為主要荷載時風機基礎的結構響應，取風荷載安全系數為1.05，冰荷載安全系數為1.5。

圖13-16分別為有冰和無冰極端條件下風電基礎結構的應力與變形云圖，對比發現：極端冰荷載下結構響應遠大于未考慮冰荷載的情況，并且考慮極端靜冰荷載時結構的最大應力更接近安全值。因此，極值靜冰荷載是風電基礎抗冰性能分析中必須考慮的問題之一。

3.2 動冰力下風電基礎的疲勞失效

對于動冰荷載下風電基礎的疲勞失效，本文首先分析結構在常規冰況下熱點應力，包括冰厚為24 cm時結構發生穩態振動；冰厚為18 cm，冰速為30 cm/s時，結構發生隨機振動。通過計算分析，結構的熱點位于斜撐與樁腿連接處，如圖17所示。穩態振動下，結構的疲勞應力循環值在38 MPa左右，隨機振動情況下結構的疲勞應力標準差在16 MPa左右，根據API規范提供的S-N曲線，當無限壽命取N=108次時，疲勞極限應力為41 MPa。

圖17 冰激振動下風機基礎的熱點位置Fig.17 The hot spot location under ice induced vibration

結果表明，穩態振動下可能會使結構發生疲勞破壞；而隨機振動下，結構的熱點應力很小，不會造成熱點疲勞失效。由于穩態振動的發生頻率較低，且持續時間很短，冰激風電基礎結構的穩態振動是否會引起結構的疲勞失效，還需要進行詳細的疲勞壽命估計。

3.3 動冰力下風電基礎的振動失效

本文選取冰厚為38 cm時結構發生穩態振動的極端冰況，采用簡化的三角波穩態冰力函數，將其施加在風電基礎水面處，利用瞬態分析方法，得到整體結構的冰振加速度、位移等時程曲線，如圖18，19所示。結果表明，風機頂部振動加速達到90 cm/s2，位移達到25 cm，如此強烈的冰激振動可能影響風電基礎上部電機及附屬設備的正常運行，需要針對具體電機及設備，結合國家標準詳細校核。

圖18 穩態振動下風機輪轂處的加速度響應曲線Fig.18 The acceleration response curve of hub under ice-induced vibration

圖19 穩態振動下風機輪轂處的位移響應曲線Fig.19 The displacement response curve of hub under ice-induced vibration

3.4 冰激振動對基礎的影響

本文采用combin39單元模擬土壤，泥面以下的樁腿每隔0.5 m建立X、Y、Z三個方向的彈簧，利用p-y曲線法模擬樁—土作用，模型中各層的土壤參數如表5所示。選取的冰況是：冰厚=38 cm時，結構發生強烈的穩態振動。由于冰振主要引起結構水平方向的振動，基于ANSYS瞬態分析，得到不同深度下土體的變形，如表6所示。結果表明，泥面以下7 m內土壤的變形幅值為1.4 mm左右（圖20所示），在10 m到20 m土壤的變形幅值為0.1 mm左右（圖21所示），而在40 m以下土壤變形交變值為10-3mm以下，幾乎不會引起土壤變化。由于風電基礎結構屬于深樁基礎，樁基深度為60 m，冰激振動不會引起土壤的承載力不足而造成結構整體失效。

圖20 泥面以下7 m處土壤的動位移曲線Fig.20 The displacement curve of soil(depth=7 m)

圖21 泥面以下10 m處土壤的動位移曲線Fig.21 The displacement curve of soil(depth=10 m)

表5 土壤材料參數Tab.5 Soil parameters

4 結 語

風電基礎屬于典型的柔性結構。由于風電場在冰區還沒有大規模建設，該類結構目前的設計是否滿足抗冰性能要求，動冰荷載是否對結構造成影響還沒有得到充分的認識。

本文基于多年的渤海海冰現場監測，首先明確海冰與風電基礎結構相互作用形式，提出在厚冰下表現出窄結構的海冰擠壓破壞行為：慢冰速時海冰會發生擠壓同時破

壞，快冰速下海冰的破碎會及時清除，結構會產生顯著的冰激振動現象。其次，選取渤海某擬建的風電基礎，利用數值模擬，明確其結構力學特性，分析發現，結構的整體剛度及固有頻率遠低于渤海典型的導管架平臺，存在明顯的動力放大現象。基于現場冰與抗冰平臺相互作用的觀測以及冰荷載的研究成果，明確了風電基礎結構的冰荷載模型，并提出冰荷載作用下柔性抗冰結構的失效模式及判別指標及評價方法。最后，以渤海某擬建風電基礎為例，對其抗冰性能進行評價。結果表明，目前風電基礎設計雖然能滿足極值靜冰荷載要求，但是極值靜冰荷載時結構的最大應力及變形要遠大于未考慮冰荷載時；風電基礎的冰振響應顯著，對電機及配套設備會造成較大影響；穩態振動下基礎的熱點應力較大，該冰況下可能會引發疲勞失效；冰激振動下基礎周圍土體變形較小，不會發生土壤失效。本文的研究可為寒區風電基礎的抗冰設計及安全保障提供合理依據。

表6 土層不同深度處的土壤位移幅值Tab.6 The displacement amplitude at different depths of soil layer

[1]周艷榮,張 巍,宋 強.國內外海上風電發展現狀及海域使用中的有關問題分析[J].海洋開發與管理,2011,28(7):6-10.Zhou Yanhong,Zhang Wei,Song Qiang.Current situation of offshore wind power development in China and related problems in the use of sea area[J].Ocean Development and Management,2011,28(7):6-10.

[2]Snyder B,Kaiser M J.Ecological and economic cost-benefit analysis of offshore wind energy.Renew Energy[J].Renewable Energy,2009,34(6):1567-1578.

[3]張大勇,車嘯飛,岳前進等.渤海單立柱桶型基礎平臺抗冰振分析[J].船舶力學,2011,15(8):915-920.Zhang Dayong,Che Xiaofei,Yue Qianjin.Structural ice-resistant performance analysis of offshore bucket foundation platforms with a single pillar[J].Journal of Ship Mechanics,2011,15(8):915-920.

[4]Zhang Dayong,Xu Ning,Yue Qianjin,Liu Di.Sea ice problems in Bohai Bay oil and gas exploitation[J].Journal of Coastal Research,2015,73:676-680.

[5]Bjerkas M.Global design ice loads dependence of failure mode[C]//Proceedings of the 14th International Offshore and Polar Engineering Conference.Toulon,France,2004:871-877.

[6]史慶增,宋 安.海冰靜力作用的特點及幾種典型結構的冰力模型試驗[J].海洋學報,1994,16(6):133-141.Shi Qingzeng,Song An.Static characteristics of sea ice and ice force model test of several typical structures[J].Acta O-ceanologica Sinica,1994,16(6):133-141.

[7]Timco,Croasdale.How well can we predict ice loads[C].Proceedings of the 18th IAHR International Symposium on Ice,2006:167-174.

[8]K?rn?T,Qu Y,et al.A spectral method for forces due to ice crushing[J].Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering,2007,129:138-145.

[9]陳 前,付世曉,鄒早建.海上風力發電機組支撐結構動力響應特性研究[J].船舶力學,2012,16(4):408-415.Chen Qian,Fu Shixiao,Zou Zaojian.Investigation on dynamic response characteristics of offshore wind turbine support structure[J].Journal of Ship Mechanics,2012,16(4):408-415.

[10]API RP-2N.Recommended practice for planning,designing,and constructing fixed offshore structures in ice environments[S].1988.

[11]張 希.冰激直立結構穩態振動[D].大連:大連理工大學,2002.Zhang Xi.Steady state vibration of vertical structure induced by ice vibration[D].Dalian:Dalian University of Technology,2002.

[12]Kamesaki K,Yamauchi Y,K?rn?T.Ice force as a function of structural compliance[C]//Proc.13th Int.Symp.on Ice.Beijing,1996,1:395-402.

[13]K?rn?T,et al.An upper bound model for self-excited vibrations[C].Proceedings of 19th International Conference on Port and Ocean Engineering under Arctic Conditions(POAC),2007:177-189.

[14]API RP-2A WSD.Recommended practice for planning,design and constructing fixed offshore platforms-Working stress design[S].API Recommended Practice 2A-WSD,21 Edition,2000.

[15]ISO/DIS 19902.Design of fixed steel jackets[S].DISDraft.International Standardization Organization,2004.

[16]申仲翰.鋼結構海上平臺整體安全性評估方法研究[J].中國海洋平臺,1994,Z1:140-146.Shen zhonghan.Research on global safety assessment method of steel structure offshore platform[J].China Offshore Platform,1994,Z1:140-146.

[17]Wright B,Timco GA.Review of ice forces and failure modes on the Molikpaq[C]//Proc.12thInt.Symp.On Ice.Trondheim,Norway,1994,2:816-824.