第一作者郝二通男，博士生，1987年生

通信作者柳英洲男，博士，教授，博士生導師，1964年生

海上風機單樁基礎受船舶撞擊的數(shù)值研究

郝二通1，柳英洲2，柳春光1

(1.大連理工大學建設工程學部，遼寧大連116024; 2.遼寧工程技術大學建筑工程學院，遼寧阜新123000)

摘要：目前國內(nèi)沒有海上風機受船舶撞擊的相關規(guī)范和損傷評估標準，以國內(nèi)某單樁基礎海上風機為例，運用LS-DYNA軟件從能量變化、最大撞擊力和風機響應角度對風機受船舶撞擊過程進了分析，并提出面積受損率來評估風機受損程度。分析結果顯示：船舶初始動能在分別不超過約35 MJ、35 MJ、25 MJ時，最大撞擊力與船舶質(zhì)量的1/3次方、速度、撞擊角度的正弦值成線性關系，超過時線性關系不再明顯；面積受損率能合理反映單樁基礎的受損區(qū)域和受損面積。

關鍵詞：海上風機；單樁基礎；撞擊力；面積受損率；數(shù)值仿真

收稿日期：2013-12-11修改稿收到日期：2014-01-21

中圖分類號:TU473.1；TM614文獻標志碼：A

Numerical simulation of monopile foundation of an offshore wind turbine subjected to ship impact

HAOEr-tong1,LIUYing-zhou2,LIUChun-guang1(1. Faculty of Infrastructure Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China;2. College of Civil Engineering & Architecture, Liaoning Technical University, Fuxin 123000, China)

Abstract:There are no relevant specification and damage assessment criterion of offshore wind turbine subjected to ship impact in our country now. Here, taking a domestic offshore wind turbine with monopile foundation as an example, the process of the offshore wind turbine stricken by a ship was analyzed by using LS-DYNA in perspectives of energy variation, the maximum collision-force and the response of the offshore wind turbine. The area damage rate was proposed to assess the damage level of the offshore wind turbine. Results showed that the maximum collision-force increases linearly with increase in one-third power of ship mass, velocity and sine of ship collision angle if the initial kinetic energy of the ship is no more than about 35 MJ, 35 MJ and 25 MJ, respectively; the linear relationship is not obvious other wise; the area damage rate can reasonably reflect the damaged field and its area of the monopile foundation.

Key words:offshore wind turbine; monopile foundation; collision-force; area damage rate; numerical simulation

自從1991年丹麥Vindeby海上風電場建立以來，海上風力發(fā)電產(chǎn)業(yè)得到了飛速發(fā)展，截止2012年底，全球已建海上風電累計裝機容量已達5 117 MW，其中我國占389.6 MW，僅次于英國(2 948 MW)和丹麥(921 MW)。加之海上航線變密，船舶與海上風電機組(簡稱風機)發(fā)生碰撞概率也隨之增加，因此進行船舶與風機基礎碰撞研究對風機設計和安全評測非常重要。

由于我國海上風電場發(fā)展起步時間較晚，國內(nèi)對船舶與風機基礎結構碰撞的研究較少。李艷貞等[1]將船體看作剛體，考慮船速影響，對導管架基礎風機的抗撞性能進行了數(shù)值碰撞分析；Dalhoff和Biehl[2-4]建立雙層殼油輪、單層殼油輪、集裝箱船和散貨船的船側模型，分別與單樁基礎、三腳架基礎、導管架基礎及重力式基礎的風機進行了側面碰撞分析，并從結構的屈曲和穩(wěn)定性方面得出單樁基礎風機安全性最高；Kroondijk[5]選用16萬噸油船，分別在滿載和空載情況下與風機導管架基礎的管連接點和管腿位置進行了數(shù)值碰撞，描述了導管架基礎的局部屈曲破壞和整體破壞情況。目前國內(nèi)外已建海上風電場基礎形式有：單樁基礎、重力式基礎、三腳架基礎、導管架基礎、承臺式基礎等，其中單樁基礎占65%以上[6]，針對國內(nèi)并沒有風機受到撞擊的相關規(guī)范以及損傷評估的問題，以國內(nèi)某海上風機場單樁基礎設計方案為例，采用不同噸位、不同速度的船舶分別與風機基礎進行了正撞和偏撞，并從能量、撞擊力、基礎受損及風機響應方面進行了分析和討論。

1工程概況

國內(nèi)某近海風電場[7]，占海域面積14 km2，布置有34臺單機3 MW的風電機，裝機容量102 MW。風電場海域水深9.9 m～11.9 m，考慮海床局部沖刷后的水深在15 m左右，基礎選用設計方案其中之一的單樁基礎，包括鋼管樁和鋼管過渡連接段，樁徑4.8 m，壁厚45 mm，樁長53 m,樁基入土深度41 m，樁尖進入海底粉細砂層中，裝頂露出水面2 m～3 m，基礎與風機塔架之間過渡連接段為變直徑鋼管，長7.77 m。3 MW風電機由塔身(上、中、下塔筒)、機艙、輪轂、風葉及電器系統(tǒng)組成，具體參數(shù)見文獻[8]。風電場海域西側為某跨海大橋，設有1 000 t、500 t通航孔，其中1 000 t通航孔穿過風電場。根據(jù)實際海域過往船舶噸位和航行速度，選用500 t、1 000 t、2 000 t、3 000 t的船舶分別按2 m/s、4 m/s、6 m/s與風機單樁基礎進行正撞和偏撞數(shù)值模擬。

2數(shù)值計算模型

2.1材料本構模型

(1)

式中:σs為靜態(tài)極限屈服應力；C和P為與材料性質(zhì)有關的常數(shù)。

船艏、單樁基礎及風機塔身材料均為低碳鋼，在碰撞過程中材料應變率很大，所以碰撞分析中必須考慮材料應變率的影響。LS-DYNA提供的非線性塑性材料模型(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC[10])能夠很好地模擬沖擊荷載下的金屬材料，該模型就是在Cowper-Symonds關系式基礎上建立的，其表達式為：

(2)

考慮到遠離碰撞區(qū)域的部件不參與碰撞，為了提高計算效率，船身和船尾用剛體(*MAT_RIGID[10])來模擬，風機的葉片、輪轂、機艙通過在塔架頂施加集中質(zhì)量來代替。

表1　各部件材料參數(shù)

2.2有限元模型

2.2.1船體有限元模型

根據(jù)風電場海域?qū)嶋H情況，選用載重量為1000 t的散貨船，船艏型式為飛剪型，其尺寸主要參數(shù)見表2。碰撞中船舶主要分為碰撞部位(船艏)、非碰撞部位(船身和船尾)兩部分。船艏結構包括各層甲板、艙壁等，均通過殼單元來模擬，單元厚度為20 mm，單元尺寸為0.25 m，其有限元模型見圖1；船身和船尾用剛體材料通過實體單元來模擬，單元尺寸超過了1 m，通過改變船身和船尾密度來控制船體重心和質(zhì)量。

表2　船舶主尺度參數(shù)表

船體在碰撞前的運動過程中，船體結構和水相互作用必須考慮，一般通過流固耦合模型和附加質(zhì)量模型[11]來解決，考慮到流固耦合模型將使CPU時間劇增以及主要研究目的，而且附加質(zhì)量法也得到了很多學者[12-13]驗證和認可，船體結構和水相互作用選用附加質(zhì)量法，附加質(zhì)量取船體質(zhì)量的0.05[14]倍。

圖1　船艏有限元模型(局部剖視) Fig.1 FEM model of bow (Perspective)

2.2.2單樁基礎和風機有限元模型

圖2　單樁基礎和 風機有限元模型 Fig.2 FEM model of monopile foundation and offshore wind turbine

船與風機基礎撞擊過程中，樁土相互作用方法[15]包括等效樁長法、m法以及非線性抗力位移法。根據(jù)《公路橋涵地基與基礎設計規(guī)范》[16]，樁土相互作用選用較成熟的m法進行簡化分析，即樁在海床局部沖刷面下17.4 m處固接處理。鋼管樁、過渡段、風機塔身之間固接連接，碰撞區(qū)域進行網(wǎng)格細化，尺寸為0.25 m，其余部分為1 m，塔架頂施加葉片、輪轂、機艙的總質(zhì)量，單樁基礎和風機有限元模型見圖2。

2.2.3接觸定義

為了保證船艏和鋼管樁不發(fā)生初始接觸，船艏前端與鋼管樁邊緣留出0.6 m的間距。船艏與鋼管樁接觸選用LS-DYNA提供的自動面面接觸(*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE[10])，船艏自身接觸為自動單面接觸(*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE[10])，由于接觸材料均為鋼材，動靜摩擦系數(shù)取0.2[17]。

3計算結果與分析

3.1能量分析

為了保證有限元模型的合理性和計算結果的準確性， 首先從能量角度進行碰撞分析。船與風機碰撞過程

中，船舶初始動能(包括附連水)轉化為撞擊船與樁基的彈塑性變形能、船舶的剩余動能(包括附連水)、樁基和風機的動能、碰撞摩擦產(chǎn)生的滑移能[18]及計算過程中由于沙漏現(xiàn)象損失的沙漏能[18]；碰撞結束后，風機和樁基在自身阻尼和外界阻尼作用下振動，由于外界阻尼復雜且不影響研究目的，結構僅考慮了自身阻尼(C=a0M，a0=2ξ/ω，ξ為結構阻尼比，鋼結構一般取0.02，ω為結構基頻，經(jīng)計算得0.233 58)。圖3是初始動能為4.2 MJ、8.4 MJ、16.8 MJ、25.2 MJ船舶與風機基礎碰撞的能量變化曲線，圖中沙漏能與總能之比均低于1%且能量守恒，說明有限元模型合理及計算結果正確；當碰撞系統(tǒng)的動能達到最低時，即碰撞結束的最后一刻，由圖3中(a)、(b)、(c)、(d)對比可知碰撞結束的時刻隨初始動能增加在后移，即碰撞持續(xù)時間在增加，但均不超過1.5 s，同時碰撞持續(xù)時間的增加也造成摩擦產(chǎn)生的滑移能在相應增加；隨后動能曲線得到了迅速回升，即船舶在碰撞結束后發(fā)生了回彈，從動能回彈與初始動能的百分比(31.58%、22.80%、10.79%、9.72%)可知，隨著初始動能的增加，碰撞逐漸由彈性碰撞向塑性碰撞過渡，主要原因是結構的塑性變形量在增加；當系統(tǒng)動能回彈后達到峰值時，此時動能主要由船舶、風機和樁基振動產(chǎn)生；之后風機和樁基振動在阻尼作用下逐漸衰減，從動能振蕩情況看出，振蕩幅值隨著初始動能增加在明顯減小，動能減小至零的時間段也在縮短，主要由于初始動能較小(4.2 MJ)時的碰撞持續(xù)時間很短(約0.6 s)，為彈性碰撞，碰撞后風機動能振蕩明顯，隨著初始動能增大，碰撞持續(xù)時間增加造成風機振動減弱，動能振蕩也相應減弱，同時樁基塑性變形增加，屈曲面積增大，結構剛度減小，結構周期變長，耗能增加，動能減小速度也相應加快。

圖3　船舶與風機碰撞能量變化曲線 Fig.3 Energy curve of ship-offshore wind turbine collision

3.2撞擊力分析

3.2.1質(zhì)量對撞擊力影響

圖4為不同質(zhì)量船舶(500 t、1 000 t、2 000 t、3 000 t)在一定速度下的正撞撞擊力曲線，每條曲線均標注了最大撞擊力的大小和時間。曲線開始階段，結構碰撞屬于彈性碰撞，不同噸位船舶的撞擊力曲線基本重合，具有一定線性特征；隨后曲線出現(xiàn)了很強的非線性波動特征，撞擊力每一次峰值的卸載主要由于船艏構件和樁基的受損或失效，最大撞擊力也隨船舶噸位增大明顯增加；從撞擊力持續(xù)時間角度來觀察可知，質(zhì)量增加明顯提高了撞擊持續(xù)時間，例如，初始動能相同的情況下，船舶甲(m=2 000 t、v=2 m/s )和船舶乙(m=500 t、v=4 m/s)與鋼管樁的撞擊力持續(xù)時間有著明顯的提高(1.15 s和0.63 s)，而撞擊力卻相差不大(7.79 MN和7.59 MN)。

為了更好地分析最大撞擊力與船舶質(zhì)量關系，將最大撞擊力與船舶質(zhì)量進行了擬合，發(fā)現(xiàn)最大撞擊力與船舶質(zhì)量的1/3次方具有較好的線性關系(線性關系優(yōu)于質(zhì)量的平方根)，見圖5，這與挪威公共道路局規(guī)定[19]一致，但從圖5中也發(fā)現(xiàn)，當船舶初始動能超過35 MJ，撞擊使結構破壞非常嚴重時，最大撞擊力與船舶質(zhì)量的1/3次方不再具有線性關系。

圖4 不同質(zhì)量船舶撞擊力曲線Fig.4Collision-forcecurveofshipwithdifferentquality圖5 最大撞擊力與船舶質(zhì)量關系Fig.5Relationshipofthemaximumcollision-forceandshipquality

3.2.2速度對撞擊力影響

圖6為不同速度(2 m/s、4 m/s、6 m/s)船舶的撞擊力曲線，由于船艏與風機鋼管樁之間有一定間距及船速不同造成撞擊力曲線起始點不同，為了能更好觀察和分析撞擊力曲線，將撞擊力曲線起點調(diào)至同一點，并對最大撞擊力進行標注。同樣，曲線開始階段，結構碰撞屬于彈性碰撞，不同速度船舶的撞擊力曲線基本重合，具有一定線性特征；隨后不同速度船舶的撞擊力曲線迅速分開，相比與船舶質(zhì)量不同更加明顯，隨著速度增加，曲線非線性波動特征也逐漸顯著；撞擊持續(xù)時間隨速度提高的增加并不明顯。

為了更好地分析最大撞擊力與船舶速度關系，將最大撞擊力與船舶速度進行了擬合，發(fā)現(xiàn)最大撞擊力與船舶速度具有較好線性關系(見圖7)，這與國內(nèi)外橋墩受撞規(guī)范[19-22]規(guī)定一致，但從圖7中也發(fā)現(xiàn)，當船舶初始動能超過35 MJ以致結構破壞相當嚴重時，最大撞擊力與船舶速度不再具有明顯的線性關系。

圖6　不同速度船舶撞擊力曲線 Fig.6 Collision-force curve of ship with different velocity

圖7　最大撞擊力與船舶速度關系 Fig.7 Relationship of the maximum collision-force and ship velocity

3.2.3撞擊角度對撞擊力影響

船舶與風機撞擊分為正撞和偏撞，為了研究偏撞與正撞關系，用船舶速度方向與鋼管樁撞擊點切線方向夾角來定義撞擊角度(見圖8)。圖9為正撞(90°)、偏2 m撞(66°)、偏4 m撞(42°)下的撞擊力曲線，從圖9中可以看出，最大撞擊力隨著撞擊角度減小而迅速減小；同一質(zhì)量和速度的船舶，撞擊角度對撞擊持續(xù)時間影響不大。

圖8　撞擊角度示意圖 Fig.8 Diagram of collision angle

為了更好地分析最大撞擊力與撞擊角度關系，將最大撞擊力與撞擊角度進行了擬合，發(fā)現(xiàn)最大撞擊力與撞擊角度的正弦值具有很好的線性關系(見圖10)，這與《鐵路橋涵設計基本規(guī)范》[20]相符，但同樣當船舶初始動能超過25MJ可能導致結構嚴重破壞時，最大撞擊力與撞擊角度正弦值的線性關系不再明顯。

3.3單樁基礎受損分析

3.3.1單樁基礎面積受損率

由于單樁基礎在風機基礎中占有率非常高，達65%以上。而其在海上被撞擊后受損程度的定量描述對工程設計者和維修人員很重要， 針對單樁基礎幾何形狀規(guī)則以及材料區(qū)別于鋼筋混凝土，提出面積受損率δ來描述風機被撞后單樁基礎的受損程度，公式如下：

圖9　不同撞擊角度下撞擊力曲線 Fig.9 Collision-force curve of ship with different collision angle

(3)

式中:A為碰撞過程中單樁基礎(鋼管樁和鋼管過渡連接段)的屈曲總面積，σ為結構的Von Mises等效應力，σ0為材料的屈服強度，tstart、tend分別為碰撞開始和結束時刻；At為單樁基礎總面積，本文At為631.979 3 m2。

圖10　最大撞擊力與撞擊角度關系 Fig.10 Relationship of the maximum collision-force and collision angle

圖11　單樁基礎等效應力云圖 Fig.11 Equivalent stress nephogram of monopile

面積受損率能直觀顯示風機基礎受損區(qū)域和受損面積，可以較準確地評估風機基礎被撞后的受損程度，有助于工程人員做出經(jīng)濟有效的預防措施和補救措施，圖11為風機遭受速度為4 m/s 的3 000 t船舶撞擊1.15 s時刻的單樁基礎Von Mises等效應力云圖(正視和側視)，該圖形象的顯示了1.15 s時刻單樁基礎的受損區(qū)域，通過計算整個受撞過程的單樁基礎面積受損率，則可評估其受損程度。

3.3.2面積受損率分析

表3為風機單樁基礎在不同噸位、不同速度船舶正撞下的面積受損率，可以發(fā)現(xiàn)：相同速度情況下，撞擊后風機單樁基礎面積受損率隨船舶質(zhì)量增加而提高，且高速提高量比低速提高量大，提高幅度規(guī)律不明顯；相同質(zhì)量的情況下，撞擊后風機單樁基礎面積受損率隨船舶速度增大而提高；從初始動能來分析，面積受損率隨著初始動能增大而提高，且增大速率隨初始動能增加而降低，初始動能相同時，面積受損率幾乎一樣(工況3和5)；由于面積受損率與質(zhì)量、速度關系并不是簡單線性關系，所以面積受損率與初始動能、質(zhì)量及速度的詳細關系需通過大量數(shù)值模擬及結合現(xiàn)場試驗來進行討論分析。

表3　各種工況下單樁基礎的面積受損率

3.4風機響應分析

3.4.1機艙加速度響應分析

風機塔架頂機艙、葉片、輪轂等質(zhì)量非常大(本文為177.1 t)，造成風機受撞擊時或撞擊后機艙有脫落的危險，因此，分析機艙加速度響應對風機安全非常重要。

圖12為不同質(zhì)量船舶(速度均為4 m/s)與風機撞擊時0～2 s內(nèi)機艙的加速度時程曲線，由圖可知：隨著船舶質(zhì)量增大，即船舶初始動能增加，機艙加速度響應明顯提高，當船舶質(zhì)量為3 000 t(初始動能為25.2 MJ)時，機艙最大加速度值可達25.176 m/s2，因此，機艙與塔架連接強度須按過往船舶噸位和航行速度進行碰撞驗算。

圖12　機艙加速度響應時程曲線 Fig.12 Time-history curves of nacelle acceleration

3.4.2塔架變形分析

為分析風機受撞時塔架的整體性能，圖13給出工況8下風機塔架不同時刻的位移云圖(彎曲變形放大10倍)，從圖中可以看出船舶撞擊風機的過程中(0～1.75 s)，塔架彎曲變形并不嚴重，塔架彎曲變形最大出現(xiàn)在撞擊結束后塔架的振動過程中，且在3.75 s時塔頂位移達到最大值1.58 m。

圖13　不同時刻塔架位移云圖 Fig.13 Displacement nephogram of tower at different time

因此，塔架材料的選擇非常重要，剛度大則使機艙加速度過大，增加了機艙脫落的危險性，剛度小則使塔頂位移過大，影響設備正常運行，除了重視塔架材料外，可以考慮基于犧牲非主體結構形變耗能來保護風機整體結構安全的方法，例如在撞擊點安裝防撞裝置。

4結論

(1)在初始動能較小情況下，船舶與風機單樁基礎撞擊力與船舶質(zhì)量的1/3次方、船舶速度、撞擊角度的正弦值成線性關系，但是當船初始動能分別超過35 MJ、35 MJ、25 MJ時，撞擊力與船舶質(zhì)量的1/3次方、船舶速度、撞擊角度的正弦值的線性關系不再明顯，以上為風機單樁基礎受撞提供了參考。

(2)提出單樁基礎面積受損率來描述風機被撞后結構的受損程度，通過計算可知其能很好的反映單樁基礎的受損區(qū)域和受損面積，為工程人員對風機基礎采取經(jīng)濟有效的防護措施提供了依據(jù)。

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