海上風機單樁基礎防護設施與船舶碰撞分析1

吳垠峰，秦小健，朱孟喆

（1. 江蘇海上龍源風力發電有限公司，江蘇南通 226014；2. 龍源電力集團股份有限公司，北京 100034）

0 引言

目前，在各種新能源中，風能發展較為成熟，且具有廣闊的發展前景。我國海域具有豐富的風力資源，特別適合發展海上風電產業。海上風電具有占地資源少、視覺影響小、穩定持續等優點[1]。我國的風電場主要布置在靠近港口和航道的近海水域，隨著風機的增多，船舶與風機碰撞的概率也在逐漸提高。一旦風機與船舶發生碰撞，不僅會使得整個海上風力發電裝置的基礎機構發生局部或整體彎曲，影響整個裝置的安全性和耐久性，還會造成劇烈爆炸和人員傷亡[2]。因此，加大對海上風力發電機組基礎設計防護措施的研究是十分必要的。

隨著海上風力發電場數量的劇增，國內外學者對船舶與風機的碰撞過程和風機的防護措施進行了深入研究并取得了諸多成果。郝二通[3]系統研究了3種海上風機基礎（單樁、三樁和導管架基礎）的防撞性能，并提出了一種一體化的防撞設施設計方法。謝逸群[4]設計了一種新型多重吸能防撞設施，并基于ANSYS Workbench 對1 000 t 散貨船以2 m/s 的速度與防撞設施的碰撞過程進行了模擬。李艷貞等[5]基于MSC.Dytran 對5 000 t 船舶以1 m/s、2 m/s、3 m/s 的速度與海上風機的碰撞過程進行了模擬，結果表明：船舶的撞擊初速度對風機的吸能-撞深曲線并沒有較大影響。張磊等[6]基于MSC.Dytran 軟件反演一起船舶碰撞事故，還原船舶的碰撞過程，并分析碰撞區域的結構損傷，數值仿真結果與實際情況的吻合度較高，表明有限元數值模擬方法對現實碰撞情況具有指導意義。 冀楠等[7]基于ANSYS/LS-DYNA 軟件，對1 500 t 船舶與橋墩的碰撞過程進行模擬，選取0°正面碰撞和15°斜向碰撞的工況進行計算，對不同撞擊角度下船舶的結構變形與碰撞力情況進行分析。劉宇航等[8]基于ANSYS/LS-DYNA 對單樁基礎、導管架式基礎、三腳架式基礎與船舶的碰撞過程進行了模擬。PARK[9]通過物模試驗對艏部和雙舷結構的防撞性能進行了研究。

綜上所述，國內對于海上風機基礎防護設施的設計與優化尚在起步階段，缺乏系統的研究方案，需要進行進一步探索與深入研究[10]。單樁式風機基礎的結構形式簡單，設計與安裝較方便，目前在淺水和20～25 m 水深的海域應用較多。本文以海上風機單樁基礎的防護設施為研究對象，基于ANSYS/LS-DYNA 對船舶與防護設施的碰撞過程進行模擬，以檢驗防護設施的防撞性能。

本文先對非線性有限元理論進行闡述，再對船舶以0.5 m/s、1.0 m/s 的速度與防護設施的碰撞過程進行模擬，得到4 種工況下防撞設施的應力、應變云圖，以及碰撞過程中碰撞力變化曲線與能量變化曲線。通過數據分析船舶的碰撞過程，評價防護設施的防撞性能，并對防護設施的設計提出建議。

1 有限元模型

為保障數值仿真的有效性和準確性，建立合適的有限元模型是最基本的前提，模型的好壞會直接影響到計算效率和成本[11]。

1.1 防護設施構造及基本尺寸

海上風機單樁基礎防護設施的工作原理是利用自身結構吸收消耗船舶碰撞產生的能量，從而實現保護海上風力發電機單樁基礎的目的。

本文提出一種適用于外徑6.4 m 海上風機單樁基礎的防護設施，見圖1。該防護設施整體為圓環式浮筒結構，圓環內徑6.4 m、外徑10.0 m，浮筒高6 m，吃水4 m。浮筒由內外艙壁、3 層甲板、3個圓形縱桁、4 個橫艙壁和36 個“日”字形橫骨架組成，見圖2。

圖1 防護設施示意圖

圖2 防護設施斷面圖

內外艙壁是浮筒的主要結構，外艙壁與碰撞的船舶直接接觸，內艙壁則通過一定的緩沖裝置（如橡膠、彈簧等）與單樁基礎相連。3 層甲板分別為主甲板、二甲板和艙底甲板，主甲板與二甲板的垂向距離為4 m，二甲板與艙底的垂向距離為2 m。3個圓形縱桁分別固定于主甲板下方、二甲板下方和艙底上方，由T 型材組成。圓形縱桁圓心與甲板板圓心重合，直徑為8.2 m。每隔90°設置1 個橫艙壁，尺寸為6.0 m×1.8 m，不僅起到加固結構的作用，還能將防護設施分割為4 個艙室，便于安裝與拆除。36 個“日”字形橫骨架平均分布于4 個艙室中。防護設施各構件的尺寸見表1。

表1 防護設施各構件的尺寸

為降低T 型材和角鋼的建模難度、提高計算效率，在建模時對T型材和角鋼的截面進行簡化處理。在保持T型材和角鋼橫截面積和慣性矩基本不變的情況下，將T 型材截面簡化成200 mm×8 mm 的長方形，將角鋼截面簡化成80 mm×8 mm 的長方形。

1.2 船舶有限元模型

建立4 000 噸級近海散裝貨船有限元模型，該船艏部為球鼻型。船舶主尺度見表2。

表2 船舶主尺度

通過ANSYS 建立船舶有限元模型，由于本文的研究重點為防護設施的防撞性能，并不討論船舶的變形與受力情況，為降低建模難度，本次建模只詳細建立了艏部模型。在網格劃分時，艏部選用四邊形網格，單元尺寸為1 m，厚度為15 mm；船體選用六面體網格。艏部與防護設施的距離設為0.8 m。船舶有限元模型網格劃分情況見圖3。

圖3 船舶有限元模型網格劃分情況

1.3 本構模型

船舶、風機基礎及其防護裝置的材料均為低碳鋼Q235。在發生碰撞時，船舶與防護裝置會產生瞬間變形，與受靜載荷作用的結構相比，結構應變率明顯增加。為準確模擬相關過程，LS-DYNA 中提供了一種非線性塑性材料模型，該模型以Cowper-Symonds 關系式為基礎，具體為

式中：σy為極限屈服應力；ε為應變率；C和p為與材料特性有關的系數；σ0為初始屈服強度；β為可調參數，對于塑性隨動強化模型，β=0；εeff為等效塑性應變；Ep為塑性強化模量，計算公式見式（2）。

式中：E為彈性模量；Et為切線模量。

船舶的材料類型與防護設施類似，選擇LS-DYNA 提供的非線性塑性材料，材料參數選取低碳鋼Q235 的材料參數。此外，由于本文并不研究船體的結構變形，為簡化計算，艏部選用非線性塑性材料，材料參數選取低碳鋼Q235 的參數；船身則選用剛性材料，僅有6 個自由度。

低碳鋼Q235 的材料參數見表3。

表3 低碳鋼Q235 材料參數

1.4 工況設置

如圖4 所示，為測試防護設施的防撞性能，選取2 個典型撞擊位置進行模擬：1）艏部正向撞擊防護設施的橫艙壁位置，此處為防護設施橫向防撞強度最高的地方；2）艏部正向撞擊防護設施無骨架位置，該位置為防護設施橫向防撞強度最薄弱的地方。

圖4 典型撞擊位置示意圖

考慮到不同船速和撞擊位置，共設置如下4 種工況：

1）工況1，船速0.5 m/s，艏部正向撞擊防護設施的橫艙壁位置。

2）工況2，船速1.0 m/s，艏部正向撞擊防護設施的橫艙壁位置。

3）工況3，船速0.5 m/s，艏部正向撞擊防護設施無骨架位置。

4）工況4，船速1.0 m/s，艏部正向撞擊防護設施無骨架位置。

本文采用附連水質量法模擬流體對碰撞系統的影響。由文獻[12]可知，附連水質量一般取0.02M～0.07M（M為船舶的排水量）。本文各個工況中的船舶均是正向撞擊防護設施，附連水質量取0.05M[13]。

在設置邊界條件時，由于防護設施設置在單樁基礎周圍，故防護設施很難橫向移動。船舶的碰撞方式為正向碰撞，防護設施的垂向運動和轉動在理想狀態下可忽略不計。因此，為簡化分析，邊界條件設為固定約束。

2 結果分析

本文利用ANSYS 后處理模塊生成應力、應變云圖，利用LS-PREPOST 處理ASCII 文件，進而生成碰撞力曲線和能量變化曲線。

2.1 應力分析

4 種工況下的等效應力云圖分別見圖5～圖8。

圖5 防護設施等效應力云圖（工況1）

圖6 防護設施等效應力云圖（工況2）

圖7 防護設施等效應力云圖（工況3）

圖8 防護設施等效應力云圖（工況4）

對于工況1，在第1.68 s 時出現最大應力：外艙壁最大應力為17.1 MPa，出現在撞擊處；橫艙壁最大應力為63.0 MPa，出現在受撞擊處。

對于工況2，在第1.32 s 時出現最大應力：外艙壁最大應力為95.2 MPa，出現在撞擊處偏左的位置；橫艙壁最大應力為93.6 MPa，出現在受撞擊處。

對于工況3，在第1.68 s 時出現最大應力：外艙壁最大應力為127.0 MPa，出現在撞擊位置左側骨架與橫艙壁、外艙壁的連接處；橫艙壁最大應力為210.0 MPa，出現在靠近底端的位置。該工況下部分結構已出現材料失效的情況。

對于工況4，在第1.32 s 時出現最大應力：外艙壁最大應力為171.0 MPa，出現在撞擊位置左側骨架與橫艙壁、外艙壁的連接處和右側骨架的底端連接處；橫艙壁最大應力為230.0 MPa，出現在靠近底端的位置。該工況下部分結構已出現材料失效的情況。

2.2 碰撞力分析

4 種工況下船舶與防護設施碰撞力曲線見圖9。

圖9 船舶與防護設施碰撞力曲線圖

續圖9 船舶與防護設施碰撞力曲線圖

對于工況1，碰撞過程開始于1.600 s，結束于2.050 s，持續0.450 s，在1.850 s時達到最大值6 170 kN；對于工況2，碰撞過程開始于0.800 s，結束于1.524 s，持續0.724 s，在1.850 s 時達到最大值7 900 kN；對于工況3，碰撞過程開始于1.600 s，結束于2.112 s，持續0.512 s，在1.720 s 時達到最大值7 360 kN；對于工況4，碰撞過程開始于0.800 s，結束于1.632 s，持續0.832 s，在0.903 s 時達到最大值8 240 kN。

船舶的碰撞過程一般包括如下階段：彈性碰撞階段、彈塑性碰撞階段、塑性碰撞階段。通常情況下，彈性碰撞階段持續時間很短，僅發生在碰撞初期的極短時間內。彈性碰撞階段的碰撞力增長基本呈線性，主要產生彈性變形。隨后，碰撞過程進入彈塑性階段，結構開始受損。最后，碰撞過程進入塑性碰撞階段，該階段碰撞力曲線呈非線性波動狀，變形以塑性變形為主。通常情況下，塑性碰撞階段的持續時間要長于另外2 種碰撞階段。

2.3 能量分析

4 種工況下船舶與防護設施碰撞后能量轉化曲線見圖10。

圖10 船舶與防護設施碰撞后能量轉化曲線圖

當船速為0.5 m/s 時，碰撞系統的總能量為526 kJ；當船速為1.0 m/s 時，碰撞系統總能量為2 100 kJ。在碰撞前，碰撞系統的總能量表現為船舶的動能。當船舶與風力機相撞時，動能迅速減小，防護設施的內能迅速增加，沙漏能也隨之增加。動能減少到一定程度后會出現反彈，防護設施的間質能開始減少。在該階段，船舶被防護設施反彈回來，防護設施的變形開始恢復。最后，整個系統會趨于穩定，船舶的動能和防護設施的間質能趨于定值。整個碰撞過程中的能量轉化符合能量守恒定律。4 個工況中的沙漏能均低于總能量的5%，故模擬結果基本是準確的。

3 結論

本文提出一種針對海上風機單樁基礎的防護設施。基于ANSYS/LS-DYNA 軟件，對4 000 噸級近海散貨船以0.5 m/s、1.0 m/s 的速度與防護設施的碰撞過程進行模擬，并對防護設施在受撞擊情況下的應力響應進行分析，可得出如下結論：

1）在4 種工況中，防護設施均表現出良好的防撞性能。在模擬的結果中，防護設施的外艙壁最大等效應力可達171 MPa，被撞擊位置的內部結構最大等效應力達到230 MPa，均未發生材料失效問題，僅在船舶撞擊無骨架位置的2 種工況中出現了等效應力達到300 MPa 以上的失效構件，撞擊后整體結構性能良好。

2）最大應力并不一定出現在受撞擊位置，尤其要注意易出現應力集中情況的結構連接處。在4 種工況中，出現了結構不對稱的碰撞過程，如工況1中船舶的不對稱變形，工況3 和工況4 中防護設施的結構不對稱等，此時最大應力出現位置相較撞擊位置發生了一定的偏移。最大的應力點易出現在結構的連接處，在設計時需要對連接處進行加固處理。

3）船舶與防護設施的碰撞過程持續時間短，4種工況中碰撞力曲線均未出現較為明顯的非線性波動。因此，本文提出的防護設施船舶在船速0.5 m/s和1.0 m/s 的情況下，具有良好的防撞性能，可對單樁基礎提供有效保護。