海上風力機防護裝置空心率影響研究

中圖分類號：TK211 DOI：10.16579/j.issn.1001. 9669.2025.08.002

0 引言

隨著“雙碳”目標的提出，我國正加速推進能源轉型[]。相較于接近飽和的陸上風電，海上風電具有發電效率高、占地面積少、規模化開發等優點[2]。并且，我國海岸線長度超過 1.8×10⁴km ，具有豐富的風能資源，使得發展海上風電存在著天然優勢[3]。但由于運輸、裝機、并網及維修等需求，近海區域海上風電場建設往往無法遠離周圍繁忙的航道，海上風力機受船舶撞擊的概率大幅提升。2020年4月，在德國BorkumRiffgrund海上風電場，一艘運維船在作業行駛時與風力機基礎發生碰撞，導致船頭嚴重損傷，船體進水，三名船員受傷，其中一名重傷4。據全球海上風能健康與安全組織統計，2021年共發生風電事故780余次，其中高風險事故204起，且 24% 與船舶有關[5]。因此，開展船舶與海上風力機碰撞研究可為提高風力機抗撞性能提供參考，對海上風力機系統安全運行、降低事故風險有重要意義。

近年來，國內外諸多學者開展了海上風力機受船舶撞擊的研究。MARQUEZ等提出了一個簡化的力學模型來研究船舶與海上漂浮式風力發電機碰撞，并與模擬艦船碰撞風力機的非線性有限元結果進行比較，所提出的力學模型可以以較低的計算成本提供有關結構變形、沖切破壞及碰撞運動學等相關信息。REN等模擬5MW單立柱漂浮式風力機基礎與船舶碰撞時的動力響應及結構損傷，通過與Fast及Matlab軟件中8自由度簡化模型進行比較，分析了不同速度下碰撞過程中的接觸力、位移、加速度、損傷和能量耗散，研究發現，碰撞力最大值、塔頂位移最大值與初速度基本成線性關系，碰撞過程中塔頂最大加速度超 0.2g（g= 9.8m/s² ），將嚴重影響正常運行。BELA等8建立了有限元模型并研究船舶撞擊速度、位置、風向、土壤剛度和變形能力等各種參數對碰撞過程的影響，分別使用剛性船以及可變形船舶模型撞擊風力機單樁基礎，結果表明，船舶速度的微小變化會使動能產生很大差別，使風力機基礎出現從輕微損傷到崩潰的不同情況，在最壞的情況下，風力機基礎直接倒向船舶。

上述研究大多針對不同船舶類型以不同條件撞擊海上風力機的動態響應及后果，并未對降低海上風力機受船舶撞擊的損傷、保護海上風力機基礎進行研究。目前已有防護措施應用于橋墩、海上油氣平臺等海工結構。WANG等采用有限元方法研究設有防撞裝置的橋墩分別受不同載重噸位船舶碰撞時各部分結構能量的變化與響應，研究發現，防護裝置可吸收大部分內能，橋墩及船吸能較少，防護裝置可有效保護橋墩與船舶。YAN等[0]提出了一種模塊化的橋墩保護裝置，以保護泥石流沖擊下的橋墩，并基于已驗證的有限元模型研究了材料和幾何參數對模塊化保護裝置性能的影響。隨著海上風電行業發展，已有眾多學者提出各類防護裝置并應用于海上風力機。LIU等[設計了一種防護裝置并將其應用于海上風力機單樁基礎進行模擬，對防護裝置的材料和結構厚度進行優化，研究表明，優化后防護裝置的防護性能得到有效提升，且該方法同樣適用于導管架基礎及三樁基礎。

現有研究主要針對單一尺寸及材料防護裝置。為研究空心率對防護裝置性能的影響，本文使用Ls-Dyna軟件，通過非線性動力學理論，分析了船舶碰撞防護裝置保護下單立柱三樁基礎的動態響應，為防護裝置的設計提供參考。

1基礎理論

1. 1 控制方程

海上風力機受船舶碰撞，屬于一種瞬態物理過程，具有瞬時非線性特點，其離散化控制方程2為

Ma（t）+Cv（t）+Kx（t）=F（t）+H（t）

式中， M 為系統質量矩陣； c 為系統阻尼矩陣； K 為系統剛度矩陣； F（t） 為結構承受撞擊力； H（t） 為沙漏黏性力； a（t），v（t），x（t） 分別為風力機 Φ_t 時刻的加速度、速度和位移。

1. 2 材料本構模型

1. 2. 1 鋼本構模型

采用Q235鋼作為船舶與風力機塔架材料，風力機基礎及其他部分材料均選用Q345鋼。由于船舶撞擊風力機的過程中，結構產生變形，將對材料應變率產生顯著影響繼而影響材料屈服強度，因此本文選用Ls-Dyna軟件中基于Cowper-Symonds本構方程建立的非線性塑性材料模型[13]，本構方程為

式中， σ_y 為極限屈服應力； 為塑性應變； p，C 均為Cowper-Symonds中表征材料應變率的可調參數； σ₀ 為初始屈服應力； β 為可調參數； E_P 為塑性強化模量； ε_eff^p 為塑性應變率。

Q235及Q345鋼材的物理性能參數如表1所示。

1.2.2Ogden模型

Ogden模型的應變能密度函數形式[14]為

式中， ??μ_n 為剪切模量； α_n 為材料參數；為保證試驗的精確性，求和項數 N 可調整； λ_i 為伸長比， i=1，2，3 。

表1Q235和Q345材料的物理性能參數Tab.1Physical propertyparametersofQ235andQ345materia

Ogden橡膠拉伸應力為

Ogden本構模型參數如表 2^[15] 所示。

表2Ogden本構模型參數

1.2.3 Mooney-Rivlin模型

MOONEY[16]、RIVLIN[17]等基于唯象理論推導建立了Mooney-Rivlin數學模型，其精度較高且相比其他橡膠本構模型簡單，更容易用于實際，適用于變形程度低于 200% 的橡膠材料[18]。其應變能密度函數形式為

式中， W 為應變能密度函數； I₁，I₂ 分別為第1和第2應變不變量； C_ij 為模型參數，由試驗確定。其本構模型參數如表 3^[19] 所示。

表3Mooney-Rivlin本構模型參數Tab.3Material parametersofMooney-Rivlin

1.2.4 泡沫鋁

泡沫鋁材料受壓塌陷時存在體積變化，屈服函數

存在流體靜力學項。DESHPANDE等[20]基于連續各向同性提出本構模型，即

式中， ? 為屈服函數； 為等效應力； σ_φp 為材料參數；Y為屈服應力； 為應變硬化； 為等效應變； σ_e 為vonMises應力； σ_m 為平均應力； α 為屈服平臺形狀參數； v^p 為塑性收縮系數。其本構模型參數如表 4^[21] 所示。

表4Deshpande-Fleck本構模型參數Tab.4Material parametersofDeshpande-Fleckmodel

1.3 接觸設定

為防止模擬過程中出現初始穿透，本文選取Ls-Dyna軟件程序中的自動面面接觸控制[22]。根據可能發生的接觸情況，將不同的結構分為主接觸面和從接觸面，其中主接觸面對應主片單元，從接觸面對應從片單元，相應的節點稱為主節點和從節點[23]。這種劃分可以更準確地描述不同結構的接觸過程，開展接觸過程的動態分析。

碰撞過程中，不同接觸面間的摩擦力為

F_y=μ^′|f_s|

式中， F_y 為摩擦力： μ^′ 為摩擦因數 ;f_s 為節點接觸力； μ_d 為動摩擦因數 ;μ_s 為靜摩擦因數； α_dec 為衰減因子； v 為接觸相對速度。

2 有限元模型

2.1 防護裝置

由內外2層不同材料同心圓管構成，是當前防護裝置的主設計形式[24]，在防護海上風力機基礎，抵擋船舶碰撞方面起到重要作用。為更深入地研究其抗撞力學性能，引入空心率[25]。其計算式為

χ=D_i/（D_o-2t_o）

式中， D_o，D_i 分別為外圓環及內圓環的直徑； t_o 為外圓管的壁厚。其數據如表5所示，其中， t_i 為內圓管的壁厚； L 為防護裝置高度。網格劃分均采用六面體網格單元，單元尺寸為 0.25m×0.25m ，防護裝置類型1有限元模型如圖1所示，其他類型與之僅有尺寸差異。

在內圓環直徑不變的前提下，通過外圓環直徑的變化，得出5種防護裝置的空心率，研究船舶撞擊不同防護裝置的力學性能。

表5防護裝置設計參數Tab.5Design parameters of protective devices

圖1防護裝置有限元模型

Fig.1Finite element model of theprotection device

2.2單立柱三樁基礎

本文以4MW海上風力機為研究基礎，其主要組成部分為葉片、輪轂、機艙、電氣系統和塔架。鋼管柱的入土深度為 65m ，樁尖進入海底粉細砂層中，露出海面 2～3m ，其主要參數如表6所示。對其進行網格劃分，塔的上、下部分網格尺寸為 0.4m ，樁柱等非碰撞區域網格尺寸為 0.6m ，對碰撞區域的網格尺寸進行加密，為 0.2m 。有限元模型如圖2所示。

表6單立柱三樁基礎尺寸參數

Tab.6 Parametersof the tripod support structure

在碰撞過程中，基礎結構-土層的作用主要是控制水平位移。基于極限狀態（AttaintLimitState，ALS）設計海上大型風力機時，鋼管樁在泥面處的水平位移一般控制在 20mm 以下，對于海上大型風力機而言可忽略[26]。海上風力機底部往往采取水泥澆筑等加固措施。因此，本文將風力機樁柱基礎在泥土中的部分假定為剛性約束，忽略水平側移[27]。

在真實的海洋環境中，風波流耦合通常是同時發生的。然而，風、浪、流產生的載荷遠遠小于船舶碰撞載荷。根據文獻28」，風波流條件下的轉子推力在 左右，而在較低航速下，3500t船舶的碰撞載荷大于 5MN 。此外，當船舶與質量較大的海上風力機發生碰撞時，碰撞過程中風力機的加速度、速度和位移相對較小。這說明碰撞力（瞬時載荷）主要由風力機的慣性來抵抗，幾乎不受風、波的阻尼和剛度的影響。因此，本文假設船舶與海上風力機發生碰撞時，不考慮風波耦合效應，更關注其與船舶的碰撞力和局部損傷。

圖2單立柱三樁基礎有限元模型

2.3船舶

依據近海及風電場附近船舶使用情況，撞擊船選用較為常見的貨運船，船為前傾型，主要包括船、船身及船尾3部分。船舶采取正向撞擊方式與海上風力機發生碰撞，主要碰撞區域為船。BIEHL等29研究發現，與柔性的風力機基礎結構相比，船舶剛度較大，因此非碰撞主要發生區域的船身、尾部結構模型簡化為剛體。船舶質量、總長、型深及型寬分別為 。為確保碰撞區域計算結果的準確性，對其進行細化加密網格，網格單元尺寸為 0.25m×0.25m ，非碰撞區域網格單元尺寸為1.0m×1.0m ，如圖3所示。在船舶與單立柱三樁基礎碰撞過程中，與海水的相互作用不可忽略，常通過建立流固耦合模型或附加質量模型來解決[30]。而流固耦合模型需要占用大量計算資源，且對計算的穩定性具有一定影響[31]。因此，通過附加質量模型來解決，根據文獻[32]，船舶正撞時附加質量系數為 5% 。

圖3船舶有限元模型

Fig.3Finite element model of the ship

此外，為防止初始接觸，并保證計算結果的準確性，風力機樁柱與船之間預留 0.6m 間距，船舶速度為 2m/s ，計算時間為6s。

2.4 網格收斂性分析

碰撞過程中防護裝置為主要吸能構件，其網格尺寸直接影響結果的精度。取以下網格尺寸，分別為0.05?0.10?0.15?0.20?0.25?0.30m ，進行初始動能為 10MJ 的碰撞分析，提取出的動能 （K_E） 、內能 （I_E） 沙漏能 （H_E） 的時程曲線如圖4所示。在此范圍內，使用不同網格尺寸計算的能量曲線表現出高度一致性，表明它們對網格尺寸變化不敏感，具有良好的收斂性。當網格尺寸為 0.15m 時，盡管系統的沙漏能相對較低，但其計算時間是 0.25m 網格尺寸的4倍。為了在計算效率和數值精度之間取得平衡，采用 0.25m 單元尺寸進行數值模擬。

3計算結果及分析

3.1 接觸力分析

圖5所示為空心率對接觸力時程曲線的影響。由圖5可知，對于泡沫鋁材料防護裝置，隨著空心率的增大，沖擊持續時間增大，接觸力隨之減小，平臺更加穩定；但對于2種橡膠材料（Ogden、Mooney-Rivlin）防護裝置，撞擊時間隨空心率增大而縮短，最大接觸力也有所提升。空心率將影響船舶撞擊風力機基礎的持續時間，也會影響不同材料防護裝置削弱接觸力的能力，且橡膠和泡沫鋁防護裝置動力特性變化隨空心率增加呈相反的趨勢。

圖5空心率對接觸力時程曲線的影響

圖6所示為空心率與3種材料本構防護裝置保護下最大接觸力的關系。隨著空心率的逐漸增大，3種不同材料防護裝置作用下的接觸力最大值產生變化并展現出明顯趨勢：泡沫鋁最大接觸力逐漸減小，2種橡膠材料（Ogden、Mooney-Rivlin）最大接觸力逐漸增大。且最大接觸力分別在空心率為0.65和0.29時處于最小值，表明防護裝置在一定程度上能削弱船舶碰撞力。

3.2 撞深分析

空心率對防護裝置受撞后凹陷深度的影響如圖7所示。對于泡沫鋁材料，接觸發生后接觸力曲線迅速上升，至最高值后稍有降低，隨后未發生明顯變化。

此外，在空心率為0.29（類型5）時，具有相對較小的凹陷深度。這可歸因于中空防護裝置的變形特性，隨著空心率的降低，防護裝置類似于實心管，從而增加了其剛度，這導致防護裝置受碰撞時，局部變形較小，但變形小導致材料失效部分減少，降低了其能量吸收能力及緩沖接觸力的能力。

圖7空心率對防護裝置凹陷的影響

Fig.7Influence ofhollow ratio on the sag of protective device

對于橡膠材料防護，接觸發生后，凹陷深度隨接觸力增大先增大；接觸力達峰值后減小，凹陷深度也隨之減小，隨后產生逐漸減小的類似正弦曲線的波動式前進。這是在超彈性的影響下，橡膠材料防護裝置受船舶撞擊時間內仍保持彈性并產生持續變化，凹陷深度在碰撞完成后相對泡沫鋁材料更小，防護裝置材料損傷更小。但2種本構對于空心率的變化表現相同。由此可見，空心率的變化對不同材料本構防護裝置的抗撞性能存在一定影響。

圖8所示為不同本構材料變形云圖。與橡膠材料相比，泡沫鋁由于疏松多孔的泡沫型結構特性，在與船舶發生碰撞后會發生較大變形，從而吸收大部分動能，減少傳遞至風力機結構的能量，可有效降低其塑性應變，以此達到保護塔架的目的。

圖8不同本構材料有限元變形云圖 Fig8Finiteelementdeformationnephogramofdifferent constitutivematerials

3.3基礎支架腿部變形分析

3.3.1支架碰撞內能

圖9所示為支架在不同空心率防護裝置保護下，支架自身內能的變化情況。由圖9可知，碰撞發生后，支架內能隨時間逐步上升，0.74s達到峰值，船舶撞擊風力機系統，基礎撓度增加；撓度未達最大值時，支架處內能已達到峰值，由此可知基礎支架在碰撞發生后即開始進行能量吸收，在基礎達到最大撓度前完成能量吸收。此外，除碰撞距離最近處支架連接點區域，另外2處支架連接區域也承擔部分能量吸收作用。

圖9支架處內能時程曲線

Fig.9Time-historycurvesof internalenergyatbracket

表7所示為3處基礎支架所占的內能百分比。防護裝置類型1～5空心率逐漸減低，由表7可知，隨空心率降低，支架區域內能占比逐漸提升；空心率值為0.29時占比最大。防護裝置空心率對基礎支架腿部能量吸收產生影響，故在防護裝置設計研究中需考慮空心率對腿部支架的影響。

表7不同空心率下內能百分比 Tab.7Internal energypercentage under different hollowratio

3.3.2 支架應力分析

支架能量吸收受空心率影響，其應力-應變也將產生變化，對空心率為0.65的防護裝置保護下基礎支架的應力-應變進行分析，以評估其在船舶碰撞能量中的損傷情況，如圖10所示。

由圖10可知，碰撞發生后，支架區域應力隨船舶運動先增大后降低；并于0.87s時達到峰值 367.7MPa） ，具有最大應力集中區域，風力機基礎撓度也最大，風力機基礎3個樁腿連接區域均出現一定應力變化；但1.38s時集中應力區域迅速減小，船舶沖擊風力機基礎的過程已經結束；而1.98s時，應力區域范圍再次擴大。這是由于雖然沖擊不再繼續，但基礎與防護裝置在碰撞發生后整個基礎產生振動和搖蕩。為此提取5種類型防護裝置保護下支架區域的等效應力曲線如圖11所示。

圖11 等效應力時程曲線

Fig.11 Equivalent stress time-historycurves

在碰撞發生后，5種類型防護裝置保護下基礎支架區域應力迅速上升至峰值，隨后的應力變化，不同空心率防護裝置保護下支架產生差異。類型1防護裝置應力達到峰值后以波浪式形式逐漸降低，并無明顯反彈。隨著空心率降低，另外4種防護裝置應力在1.1～3.3s區域內，波動程度較小，提升不明顯，這主要是因為風力機基礎與防護裝置間的相對運動導致支架區域應力變化削弱；3.3s后曲線再次提升，應力增大甚至接近撞擊剛發生后的峰值，這是因為基礎部分與防護裝置在后期產生共同運動，使得支架部分應力集中區域變化幅度增大，故此處需加固設計，并考慮防護裝置空心率的影響。

4結論

基于非線性動力學理論，借助顯示動力學分析軟件Ls-Dyna，模擬不同尺寸及材料防護裝置保護下5000t 船舶以 2m/s 速度撞擊海上風力機單立柱三樁基礎，研究不同空心率防護裝置抗撞特性，得出主要結論如下：

1隨著空心率的增大，泡沫鋁材料防護裝置沖擊持續時間增大，接觸力隨之減小。橡膠材料則與之相反。在空心率為0.29時，防護裝置更類似于實心管，具有相對較小的最大凹陷深度。

2）船舶撞擊風力機系統，導致基礎撓度增加，基礎支架在碰撞發生后即開始進行能量吸收，在基礎達到最大撓度前完成能量吸收。

3）隨著空心率的降低，支架區域內能占比逐漸提升；隨著空心率的提升，基礎部分與防護裝置在后期產生共同運動，使得支架部分應力集中區域變化幅度增大。

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Abstract：Duetotheedsoftransportationstalltion，gridection，andmintenanc，theonstructionfose windfarmsin inshoreareasoftencannotbefarfrombusysurrounding waterways，whichsignificantlyincreases theprobability ofoffshore wind turbines being impacted by ships.To analyze theperformanceand damage of different holowratios of protective devices whenoffshorewind turbinesare hitbyships，thecolision processofa50o-tonbow-downwardship with an offshore wind turbine at a speed of 2. 0m/s Was simulated using Ansys/Ls-Dyna. The influence of the hollow ratio on the anti-colisionperformanceofOgdenrubber，Mooney-RivlinrubberandAluminum foamaluminumconstitutiveprotective devices Was studiedandcompared.Theresultsshowthatwiththeincreaseofhollowratio，theimpact durationofaluminum foamprotectivedevices increases，andthecontact force decreasesacordingly，whilerubbermaterialsshow theopposite trend.Astheholowratiodecreases，theprotectivedeviceis more similartoasolidtube，witharelativelysmalermaximum indentationdepth.Under theinfluenceofhyperelasticproperties，the indentationdepthofrubber materials issmalerthan that ofaluminumfoamafterthecollsioniscompleted，andthematerialdamageoftheprotectivedeviceissmaller.However，the proportionofinternal energy inte supportarea graduallyincreases，sothe influenceofhollowratioonthelegsupportneeds to be considered in the design and research of protective devices.

Keywords：Offshore wind turbine;Hollow ratio; Collision;Crashworthiness Corresponding author： LI Chun，E-mail： lichun_usst@163.com Fund：National Natural ScienceFoundationof China （52375193，52376204，52106262，52006148）; Acknowledges the Non-CarbonEnergy ConversionandUtilization Instituteunderthe Shanghai Class IVPeak DisciplinaryDevelopmentProgram Received：2023-12-18 Revised：2024-02-27