三種海上風力機支撐基礎與船舶碰撞的動力響應分析

劉宇航 李 春 周紅杰 韓志偉

上海理工大學能源與動力工程學院，上海，200093

0 引言

在新能源中，風能開發在成本效益和技術進步方面表現得尤為突出[1]。較之陸上風能，海上風能具有風速高、風切變小和風湍流度低等優勢，中國可用海上風能是陸上風能的3倍，且擁有7500 GW近海電力儲備[2-3]。各國都在積極開發海上風電場，海上風力機日益增加，在安裝與運行期間必須確保風電機組的安全性和完整性。海上風力機不僅受到風、浪、流等載荷的影響，而且存在遭遇船舶碰撞的危險，如拖輪、渡輪在救援和維修等過程中船舶與海上風力機發生碰撞。一旦碰撞發生往往是毀滅性的，不僅會嚴重破壞風力機結構，導致它無法正常運行，而且會對碰撞物產生破壞。因此，對海上風力機與船舶碰撞的動力響應進行分析具有重要的現實意義和工程應用價值。

基于海上風力機基礎平臺與船舶碰撞的動力響應，國內外學者進行了相關研究。文獻[4]以重力式海上風力機基礎為研究對象，進行自振特性與地震響應分析，并考慮環境水體對結構動力特性的影響。文獻[5]基于單樁柱式3 MW風力機與船舶碰撞模型，模擬了船舶以不同速度撞擊風力機的過程，分析了船舶與單樁柱海上風力機接觸力和能量變化。文獻[6]分別采用剛性和可變形船舶與單樁柱式風力機基礎進行碰撞，分析了風力機塔頂位移和加速度，得到塔頂的阻力和內能，并研究了撞擊船變形性對船身性能的影響。文獻[7]對單樁柱式風力機與船舶進行了動力碰撞分析，得到了風力機基礎不同損傷程度下的脆性曲線，以限制船舶速度和尺寸。文獻[8]針對導管架平臺，采用有限元分析方法對結構在隨機載荷作用下的可靠性進行了分析。隨著海上風電的發展，各種支撐基礎型式的應用越來越廣泛，對碰撞過程中整體結構的安全進行分析顯得尤為重要，對比分析海上風力機不同基礎型式的抗撞性能，可為海上風力機的結構設計選型提供參考。

本文通過ANSYS/LS-DYNA模擬3種較為常見的基礎型式(單樁柱、導管架、三腳架)在船舶撞擊下的動力響應特性，對比分析結構能量變化、接觸力、壓力應變及塔頂風力機的響應。

1 碰撞理論

船舶與海上風力機平臺碰撞是一種瞬態物理過程，屬非線性動力問題，碰撞運動方程表示為[9]

(1)

其時間積分采用顯式中心差分方法，基本方程如下：

(2)

Δtn-1=tn-tn-1Δtn=tn+1-tn

tn-1/2=(Δtn-1+Δtn)/2

tn+1/2=(Δtn+1+Δtn)/2

由于采用集中質量矩陣，故運動方程組求解是非耦合的，無需集成總體矩陣，可提高計算效率。顯式中心差分的優點是無需進行矩陣求逆和聯立方程組，有效回避了因非線性引起的收斂性問題，缺點是必須滿足Courant準則，即時間步長必須小于由該問題求解方程性質所決定的時間步長臨界值，一般網格中最小單元將決定時間步長的選擇[10]，即

Δt=min(Δte1,Δte2,…,Δtei,…,ΔteN)

(3)

式中，Δtei為第i個單元的極限時間步長；N為單元總數。

LS-DYNA中各種類型單元的極限時間步長可統一表示為

Δte=α(L/c)

(4)

其中，α為小于1的時步因子，一般取0.9；L為單元特征尺寸；c為材料聲速，不同類型單元的L和c的計算公式見表1。表1中，Ve為單元體積，Aemax為實體單元或后殼單元各個面中的最大面積，Le為桿或梁單元的長度，Ae為殼單元的面積，L1、L2、L3、L4分別為殼單元四邊邊長，β為殼單元形狀參數。ρ、E、υ分別為材料的密度、彈性模量和泊松比。

表1 各種顯式單元的特征尺寸與縱波波速

2 研究對象

2.1 近海風力機基礎

目前海上風電場常用基礎有重力式、單樁柱、三腳架和導管架等結構，重力式和單樁柱基礎一般安裝在淺水區(最大深度為30 m)，而三腳架和導管架基礎則適合30～90 m之間的中深水區[11]。本文選取單樁柱、三腳架和導管架基礎與NREL 5 MW風力機為研究對象，近海風力機基礎及塔架模型如圖1所示。其中，底端立柱部分為近海風力機基礎樁柱，該部分固定于海底土壤之中。

近海風力機主體結構包括風力機基礎、塔架、輪轂、機艙和葉片。其中，3種基礎結構模型具體參數詳見文獻[12-14]。3種近海風力機輪轂中心軸所在高度至風力機基礎底部距離為180 m，海平面高度為0 m，3種近海風力機其余關鍵位置見表2。

2.2 船舶模型與參數

從小型拖輪到大型安裝船，各種類型船只均有可能在近海風力機附近航行[15]。根據近海區域實際情況，本文船體模型參考Damen公司的Utility Vessel 6514[16]進行建模，船體主要尺寸參數見表3。

表3 船體主要尺寸參數

船舶撞擊風力機基礎結構時，船舶與海水的作用不可忽略。由此，可以采用附加質量的方法考慮海水的作用力，由于模擬船舶船艏正面撞擊風力機基礎，故附加質量系數為0.05[17]。

3 數值模擬

3.1 網格劃分

依據海上風電結構設計規范[18](DNV-OS-J101)中基于ALS(attaint limit state)設計大型海上風力機時支撐樁柱在海底泥面處的水平位移一般不超過20 mm，該值相比大型海上風力機高達近百米塔架很小，因此，本文3種近海風力機基礎不考慮樁土耦合情況，忽略水平側移。將風力機機艙與葉片簡化為集中質量，其重心與實際情況一致，選取模型基礎與塔架之間的連接為剛性連接，不考慮部件之間的法蘭連接，采用殼單元建立3種近海風力機模型，殼體模型考慮了結構的所有節點和管狀構件的撓度，可用于捕捉局部屈曲和縮進情況。

根據SOURNE等[19]的研究，可以采用均勻結構化的網格劃分方法，并且單元尺寸小于0.2 m后對結果的影響不大。為保證計算精度同時縮短計算時間，僅對碰撞區域網格加密，碰撞區網格單元尺寸為0.2 m，其他區域與船舶網格單元尺寸為0.5 m。單樁基礎和導管架基礎海上風力機的有限元模型如圖2所示。

圖2 海上風力機有限元模型Fig.2 Finite element model of offshore wind turbine

3.2 材料本構模型

支撐基礎、塔架、船舶的材料參數見表4。LS-DYNA提供的非線性彈塑性材料模型[20]基于Cowper-Symonds關系式建立[21]，能夠很好地模擬塔架被撞擊下的材料特性，其表達式為

(5)

表4 材料參數

在碰撞過程中，船舶動能被轉移到結構上導致材料塑性變形甚至斷裂。對于低碳鋼等材料，損傷以壓力的形式表示從規定的軟化和彈性退化開始到損傷發生時的塑性應變。LS-DYNA模擬延展性損傷和韌性金屬失效，基于以下3種準則[22]：①材料未受損時彈塑性響應；②損傷發生標準；③損傷發展響應，包括單元選擇性去除。

(6)

4 結果與分析

4.1 能量分析

5 000 t船舶以4 m/s速度撞擊單樁基礎海上風力機系統時各能量變化曲線如圖3所示。

圖3 系統能量變化曲線Fig.3 Energy curves of the collision system

對本文算例中能量數據進行分析，可知模擬結果中沙漏能始終低于總能量的1.5%且系統總能量守恒，說明有限元模型合理及計算結果準確[23]。

船舶以船艏正面撞擊風力機基礎，附加質量系數為0.05，系統總能為42 MJ。碰撞的過程中，船舶動能轉化為海上風力機的動能、基礎結構的變形能、摩擦過程中的滑移能以及系統的結構阻尼能。區域Ⅰ為碰撞初始階段，船舶與風力機基礎距離為0.6 m；區域Ⅱ為彈塑性變形階段，船舶動能由最大值減小到0，風力機基礎由彈性變形迅速到塑性變形，總體變形能在1.15 s達到最大值；區域Ⅲ為船舶反彈階段，風力機基礎結構的彈性轉化為船舶的動能。然后，系統在結構阻尼的作用下動能減小，阻尼能增大。

由圖3可知，船舶的動能主要轉化為結構的變形能，為評估3種基礎結構在碰撞過程中受損情況，分別模擬船舶以2 m/s、4 m/s、6 m/s和8 m/s撞擊風力機基礎，結構變形能為碰撞結束后的平均值，見表5。由表5可知，碰撞過程中船舶動能大部分轉化為結構變形能，并且隨著速度增大，其占比也增大；與單樁基礎、三腳架基礎相比，導管架基礎吸收的能量較大。

表5 結構變形能及總能

4.2 基礎抗撞性能分析

圖4 海上風力機基礎碰撞過程中壓力云圖Fig.4 The pressure cloudof offshore wind turbine foundation during the collision

海上風力機支撐基礎在碰撞過程中若變形過大，會有坍塌的風險。海上風力機支撐結構與船舶碰撞過程中的壓力云圖見圖4，海上風力機支撐結構與船舶碰撞過程中的應變云圖見圖5，時間為碰撞結束時刻，模擬工況為船舶以4 m/s速度撞擊海上風力機基礎。碰撞過程中支撐基礎的最大撞擊深度見表6，撞擊深度為碰撞區域的最大變形量，反映結構的受損程度。

圖5 海上風力機基礎碰撞過程中應變云圖Fig.5 The plastic deformation of offshore wind turbinefoundation during the collision

表6 撞擊深度

由圖4可知，碰撞過程中，海上風力機被碰撞區中心形成較大壓力，單樁柱式近海風力機壓力較大部位集中在碰撞區周圍。三腳架基礎風力機碰撞區表面壓力與單樁柱式風力機相似，但在三腳架大角度斜撐桿處壓力也較為明顯。導管架基礎風力機與船舶碰撞過程中壓力分布位置與三腳架基礎風力機相似，出現在碰撞區兩側和斜撐桿交叉處，值得注意的是基礎底端連接處壓力也較大。碰撞過程中，3種海上風力機基礎碰撞區壓力均較大，壓力值已超過材料的屈服極限，同時管樁連接部位、斜撐桿交叉處壓力也較明顯，應在設計過程中對這些部位進行加固。

由圖5可知，應變分布與圖4中壓力分布情況較為一致，應變最大值主要集中在碰撞區，同時管樁連接處、斜撐桿交叉處也有較大應變。數值上，導管架基礎應變大于單樁柱基礎和三腳架基礎，表明支撐桿的變形率較大，這也與表5中導管架基礎結構變形能較大的結論相吻合。

由表6可知，海上風力機支撐基礎撞擊深度隨著船舶速度的增大而增大；三腳架基礎撞擊深度與單樁柱基礎撞擊深度較為接近；導管架基礎撞擊深度明顯小于單樁柱基礎撞擊深度和三腳架基礎撞擊深度，表明導管架基礎通過整體結構分散碰撞動能，從而保護正碰區域的支撐桿不至于撞壞，并且隨著船舶速度的增加,導管架基礎撞擊深度增長的幅值減小。因此，導管架基礎海上風力機的抗撞性能較好。

4.3 接觸力分析

圖6 接觸力曲線Fig.6 The curve of contact force

5 000 t船舶以2 m/s速度撞擊單樁柱基礎風力機的接觸力曲線如圖6所示。由圖6可知，接觸力先增大后減小，并在1.17 s時達到最大值16.1 MN。碰撞開始階段屬于彈性碰撞，接觸力曲線線性增長并且斜率較大，反映結構的固有耐撞性；此后曲線的非線性波動特征逐漸顯著，表示船艏構件和支撐結構的變形或受損，該階段為彈塑性碰撞；接觸力達到最大值后直到碰撞結束接觸力為0，該階段為塑性碰撞，支撐結構變形以塑性為主。由接觸力曲線可知，碰撞持續的時間為1.525 s。船舶以不同速度撞擊風力機基礎時碰撞過程中的最大接觸力和碰撞持續時間見表7。由表7可知，3種支撐基礎碰撞持續的時間和最大接觸力隨著船舶速度增大而增大；不同速度下，導管架基礎的最大接觸力小于單樁柱基礎和三腳架基礎的最大接觸力，但碰撞持續的時間更長，由于導管架基礎桁架支撐結構較多，碰撞過程中碰撞能量分散在支撐桿間，故最大接觸力也較小，力在分散的過程中，鋼架結構的固有彈性釋放得更慢，碰撞時間也較長。

表7 最大接觸力和碰撞持續時間

4.4 塔頂風力機響應分析

海上風力機的整體穩定性主要表現為塔頂機艙的位移和加速度響應。碰撞過程中的塔頂風力機的位移和加速度響應的最大值見表8。由表8可知，隨著船舶速度的增大，海上風力機的塔頂的位移和加速度響應都增大，相對于三角架和導管架基礎，單樁柱基礎響應更加明顯；SIMENS規范[24]指出，風力機葉片運行過程中加速度不應超過6 m/s2，顯然在模擬工況下加速度均已超過該值，故應增加防護裝置。筆者已開展了相關的研究，并取得了一定的成果，將另文發表。

表8 塔頂風力機位移和加速度響應最大值

5 結論

(1)碰撞過程中，船舶動能大部分轉化為結構變形能，并且隨著速度增大，占比也增大，與單樁基礎、三腳架基礎相比，導管架基礎吸收的能量較大。

(2)海上風力機被碰撞區中心形成較大壓力，單樁柱式近海風力機壓力較大部位集中在碰撞區周圍；應變最大值主要集中在碰撞區，同時管樁連接處、斜撐桿交叉處也有較大應變；導管架基礎通過整體結構分散碰撞動能，從而保護正碰區域的支撐桿不至撞壞。

(3)碰撞過程中，不僅碰撞區域發生變形，而且管樁連接部位、斜撐桿交叉處也有較明顯的應變，應在設計過程中對這些部位進行加固。

(4)導管架基礎桁架支撐結構較多，最大接觸力較小，力在分散的過程中，鋼架結構的固有彈性會釋放得更慢，碰撞時間也較長。從海上風力機支撐基礎撞擊深度和接觸力分析，導管架基礎的抗撞性能最好。

(5)相對于三角架基礎和導管架基礎，單柱基礎海上風力機位移和加速度響應更加明顯，但在模擬工況下3種海上風力機頂端加速度均已超過SIMENS規范，為確保風力機在海上正常運行，應增加相應的防護裝置。