吳騰飛，黃勇，宋倩雯，趙海盛，李昕

船舶撞擊下10MW單樁基礎風機動力響應特性分析

吳騰飛1，黃勇1，宋倩雯2，趙海盛2，李昕2

（1.上海能源科技發(fā)展有限公司，上海 200032；2.大連理工大學 建設工程學部 工程抗震研究所，遼寧 大連 116024）

探究風機在遭遇船舶撞擊時的動力響應，以及不同工況下的失效模式。采用 SACS 軟件，建立DTU 10MW單樁基礎風機的動力分析模型，并利用-曲線模擬樁土相互作用，計算不同撞擊速度、撞擊角度、風載方向作用下海上風機的動態(tài)響應，探究風機在停機工況和運行工況下的失效模式。風機受風載作用時，最大機艙加速度和塔頂最大位移分別較無風載時增加了8.5%、68.1%。以5 000 t撞擊船為例，風機在停機狀態(tài)下，撞擊速度超過2.13 m/s時，風機面臨因機艙故障而引發(fā)的失效；風機在運行狀態(tài)下，撞擊速度超過1.88 m/s時，風機面臨因撓度超過最大允許值而引發(fā)的失效。有、無風載時，機艙加速度響應的差異不明顯，而有風載時的塔頂位移較無風載時增長明顯。根據(jù)風機在停機工況和運行工況下的失效模式，提出了相應的船舶撞擊速度臨界值。

海上風機；單樁基礎；船舶撞擊；動力響應；風載效應；有限元

隨著海上風電的迅速發(fā)展，復雜的海上條件下，船舶和海上風機之間發(fā)生碰撞的可能性也在增加[1-4]。船舶和海上風機之間的碰撞，不僅會造成風機結構損壞和經(jīng)濟損失，也會對工作人員造成不同程度的傷害[5-6]。因此，開展船舶碰撞時海上風力發(fā)電機的動力響應和失效模式研究，對其安全設計和正常運行具有重要的理論意義和實際應用價值。

隨著計算機的發(fā)展，數(shù)值模擬已經(jīng)成為分析船舶和各種海上風力發(fā)電機組之間碰撞的重要工具[7-10]。Moulas等[11]開發(fā)了一種非線性有限元數(shù)值分析方法（NLFEA），以評估風機基礎與船舶碰撞時發(fā)生損壞的程度。Hao等[12]使用商業(yè)有限元程序LS-DYNA比較了船舶與風機正面碰撞時風機的響應，對不同基礎形式風機的抗沖擊性能進行了研究和比較。郭君等[13]研究了補給船與半潛式支撐平臺在不同碰撞位置和碰撞速度下結構的響應特征。王旭月[14]研究了船舶碰撞后海上風機的防撞性能和結構優(yōu)化，通過比較和分析船舶碰撞的結果，評估了不同類型風機的防撞性能，并對影響風機防撞性能的參數(shù)進行了優(yōu)化。SACS軟件也是海上結構碰撞研究的有效工具，許多研究人員使用SACS軟件對固定的海上平臺進行了碰撞研究[15-17]。

目前，國內(nèi)外針對船舶撞擊風機已做了大量的研究工作，然而上述研究都選擇了5 MW以內(nèi)的風機。隨著中國海洋風力技術研究的深化，大功率風機已經(jīng)成為了新的研究重點，但尚未見船舶碰撞工況下大型風機的動力響應特性及失效模式研究。同時，上述研究大多沒有考慮空氣動力載荷，隨海上風力機朝大功率方向發(fā)展，風機的空氣動力載荷顯著增加，忽略空氣動力載荷在一定程度上能提高計算效率，卻無法描述氣動力與碰撞力的非線性耦合效應。因此，本文考慮了空氣動力載荷對風機的作用，開展DTU 10 MW大型單樁風機結構碰撞動力響應研究，計算風機在船撞作用下的失效模式。本文研究工作將對風機基礎和機艙的合理設計具有一定理論指導意義和實際應用價值。

1 計算理論

1.1 碰撞動力方程

船舶與海上風機碰撞是瞬態(tài)的復雜物理過程，碰撞動力方程見式（1）。

式中：[]為廣義質(zhì)量；[]為廣義阻尼；[]為廣義剛度；{}為位移向量；{}為廣義力向量。其中，{}={aero+wave+curr+ship}，aero為風壓荷載；wave為波浪荷載；curr為海流荷載；ship為船舶撞擊荷載。由于在本文中只研究風荷載和船舶撞擊荷載對風機的影響，故將浪和流荷載忽略。其時間積分基于顯式中心差分法，基本格式為：

1.2 風荷載計算理論

1.2.1 外部風場

外部風場可分為定常風和湍流風，它們?nèi)Q于風速是否隨時間變化。定常風風速恒定，只考慮垂直風切變的影響；湍流風場可以通過在定常風場上疊加脈動風而產(chǎn)生，是典型的隨機過程，能量隨時間連續(xù)變化。風機在實際工作中的風況是湍流風，可通過蒙特卡洛隨機模擬實現(xiàn)，但這類分析的計算成本過高，對于碰撞模擬，碰撞后最初幾秒的空氣動力將起關鍵作用。因此，本研究采用定常風場進行分析。對于葉片風荷載，選擇最大推力的額定風速工況（11.4 m/s）；對于塔身風荷載，考慮風場切變效應進行模擬，即由海平面處的0 m/s線性增加到塔頂處的11.4 m/s。

1.2.2 葉片風荷載

通常采用葉素–動量理論（Blade Element Momentum Theory，BEM）計算葉片風荷載。首先將葉片沿展向分割成多個微段，這些微段簡稱為葉素。利用動量模型求出作用在這些葉素上的力和力矩，然后根據(jù)葉展向積分計算得出作用在每個葉輪上的力和力矩。作用在各個葉素上的推力和彎矩見式（3）和式（4）[18-20]：

式中：為空氣密度；為合成風速；為風輪葉片數(shù)；為葉素剖面弦長；為入流角；l、d分別為每個葉素的升力系數(shù)和阻力系數(shù)；為每個葉素的展向長度；為葉素與輪轂中心的距離。

1.2.3 塔身風荷載

塔筒是高聳圓錐形結構，直接作用于塔筒上的荷載除了塔筒自重外，風力的作用還會對塔身形成風壓，作用于塔身的風荷載可以由塔身風荷載標準值乘以作用面積進行計量。按照《高聳結構設計標準》[21]的規(guī)定，塔身風荷載標準值可按式（5）計算。

式中：k為結構高度處單位投影面積上的風荷載標準值，kN/m2；β為高度處的風振系數(shù)；s為風荷載體型系數(shù)；μ為高度處的風高度變化系數(shù)；0為基本風壓，kN/m2。

1.3 SACS軟件COLLAPSE模塊計算流程

SACS軟件COLLAPSE模塊計算流程如圖1所示。對于任何荷載增量，使用橫截面子單元詳細信息為每個構件求出梁柱剛度解。然后進行整體剛度迭代（包括柔性、塑性和破壞的影響）和基礎剛度迭代（包括非線性樁土作用）。在全局剛度解迭代過程中，確定結構的偏轉形狀，并將其與先前的解迭代的位移進行比較。如果未實現(xiàn)收斂，則使用節(jié)點的新全局位移以及梁的內(nèi)、外部荷載重新計算單元剛度矩陣，然后重復結構剛度迭代，直到位移滿足收斂公差。

2 數(shù)值計算模型

2.1 單樁風機簡化整體模型

本文以丹麥科技大學風能系和Vestas公司共同研發(fā)的DTU 10 MW風力機樣機為設計對象，風機的主要設計參數(shù)見表1，由海洋工程軟件SACS建立的有限元模型見圖2。風機基礎結構設計水深為40 m，采用單樁風機基礎形式。單樁基礎外徑為10 m，厚度為0.125 m。塔筒由幾段橫截面相同的梁組成，每段梁具有相同的外徑和厚度，塔筒底部外徑為8.3 m，厚度為0.075 m；塔筒頂部外徑為5.5 m，厚度為0.03 m。風機結構鋼的密度為8 500 kg/m3，彈性模量為210 GPa，剪切模量為80.8 GPa。本文使用-曲線法考慮樁土作用，模型采用OC6 Phase2中的單樁基礎，單樁基礎入土深度為45 m，沿單樁不同深度定義6條-曲線，每條曲線由22個點定義。不同樁深度下的-關系如圖3所示。

圖1 SACS軟件COLLAPSE模塊計算流程

表1 DTU 10 MW風機參數(shù)

Tab.1 Parameters of DTU 10 MW wind turbine

圖2 單樁風機模型示意圖

圖3 不同樁深的非線性p-y曲線

2.2 船舶基本特征

在船舶的碰撞運動中，需要考慮船體結構和水之間的相互作用，通常使用流固耦合模型和附加質(zhì)量模型來解決這個問題?？紤]到研究的主要目的以及流固耦合模型將使計算時間顯著增大，同時附加質(zhì)量法也獲得了眾多學者的認可和肯定，所以選擇附加質(zhì)量法來研究船體結構與水的相互作用。正撞時附加質(zhì)量取船體質(zhì)量的0.1倍，側撞時附加質(zhì)量取船體質(zhì)量的0.4倍[22]。

根據(jù)DNVGL-OS-A101[22]規(guī)定，針對偶然極限狀態(tài)設計，在工程設計中，除船撞之外的其他環(huán)境荷載均可予以簡化或不考慮，船撞擊后支撐結構要通過合理設計，盡量減小損傷，并不允許倒塌。此時，海上風機的基礎結構應能經(jīng)受不小于11 MJ船舶的正面沖擊，對應速度為2 m/s、質(zhì)量為5 000 t的船舶。結合風電場附近海域實際過往的船只狀況，本文選擇了3 000～5 000 t不同質(zhì)量的船舶對風機進行撞擊計算，其中5 000 t船舶的主要尺寸見表2。

表2 補給船基本特征

Tab.2 Basic characteristics of replenishment ship

2.3 風機建模驗證

目標頻率設計準則指出，為了避免共振，在保證基礎剛度的情況下，風機的自振頻率應避開風機葉片轉動的頻率（1P頻率）和葉片通過塔筒位置時引起的遮蔽效應頻率（3P頻率）。目前，海上風機設計一般是使風機的自振頻率在頻率1P和3P之間。DNVGL規(guī)范還要求，風機的自振頻率在1P和3P頻率偏移±10%的范圍內(nèi)（見圖4），以確保安全冗余?；赟ACS建立的DTU 10 MW風機有限元模型，所得一階頻率為0.246 Hz，在風力渦輪機的葉片通過頻率間隔1P和3P之間，表明風機設計的合理性。挪威科技大學的學者Joey Velarde[23]計算得到的DTU 10MW風機的固有頻率為0.257 Hz，本文與其相差4.3%，驗證了風機建模的合理性。

圖4 風力機運行頻率區(qū)間

3 船撞作用下風機動力響應

3.1 不同撞擊速度

風機在停機和運行狀態(tài)下受船舶撞擊的工況見表3。在工況1、2、3中，撞擊船質(zhì)量保持5 000 t不變，航速由1 m/s增加到2 m/s，研究不同撞擊速度對風機動力響應的影響。船舶碰撞后塔頂?shù)倪\動響應如圖5所示，模擬時長為60 s，撞擊從第1 s處開始。從圖5中可以看出，最大加速度值和最大位移值在撞擊結束后的幾秒鐘內(nèi)出現(xiàn)，是因為此時風機已經(jīng)發(fā)生局部偏轉，并由于風機塔架的柔性而發(fā)生振動。隨撞擊速度的增加，最大加速度和最大位移出現(xiàn)的時間基本不變，然而運動響應的幅值受撞擊速度影響顯著，并且它們幾乎與撞擊速度的增加成正比。船舶碰撞本質(zhì)上是作用在風機基礎上的沖量，風機隨后獲得越來越大的動量。當船舶碰撞過程結束時，接觸力降至0，風機獲得一定速度。在樁土和水荷載的共同作用下，塔頂?shù)倪\動響應可以看作是一個具有初始速度的自由衰減運動。

表3 工況

Tab.3 Operating conditions

圖5 不同撞擊速度下的機艙加速度響應和塔頂位移響應

3.2 不同撞擊角度

表3工況3、4考慮了不同船舶撞擊角度下風機的動力響應。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，撞擊角度選擇了90o（正撞）和45o（側撞），如圖6所示。撞擊船質(zhì)量為5 000 t，航速均為2 m/s。正撞初始動能為11 MJ，側撞初始動能為14 MJ。

圖6 撞擊角度示意圖

由圖7可知，風機塔頂位置通過船舶碰撞獲得初始加速度，加速度隨著船舶撞擊達到最大值，并隨著撞擊的結束逐漸衰減。機艙加速度最大值出現(xiàn)在正撞工況下，大小為5.721 m/s2，要略大于側撞時向的機艙加速度（見表4）。由表5可知，受附加水質(zhì)量的影響，船舶側撞時，風機塔頂位移最大值為2.143 m，正撞時則為1.909 m，側撞時塔頂最大位移要大于正撞時。

圖7 不同撞擊角度下的機艙加速度響應

表4 不同撞擊角度下的機艙加速度

Tab.4 Nacelle acceleration under different impact angles m/s2

對比圖7和圖8可以發(fā)現(xiàn)，風機塔頂運動響應的振幅隨時間而逐漸衰減，向和向衰減振蕩的周期相同。然而，發(fā)生碰撞后，風機沿軸運動的方向不同，正撞后風機會先向軸負方向運動，側撞后風機會先向軸正方向運動。側撞工況下，由于撞擊船給了風機軸正向的力，風機向的運動響應明顯大于正撞工況。方向機艙加速度和塔頂位移最大值在正撞條件下分別為1.721 m/s2、0.573 m；側撞下分別為2.860 m/s2、1.155 m，加速度和位移最大值較正撞分別增加了66.2%、101.6%。

圖8 不同撞擊角度下的塔頂位移

表5 不同撞擊角度下的塔頂位移

Tab.5 Tower top displacements under different impact angles m

3.3 風載作用

在風機正常運行期間，作用在結構上的主要荷載由風引起，因此本文研究了風荷載和船撞共同作用下風機的動力響應，風荷載作用方向示意如圖9所示。使風機在額定風速11.4 m/s的定常風工況下運行，塔身風荷載由海上結構設計分析軟件SACS計算，葉片風荷載由風機整體結構動力分析軟件FAST計算。

圖9 風荷載作用方向

本節(jié)模擬時長為200 s，其中風荷載持續(xù)全程，船舶撞擊發(fā)生在第50 s。表3工況5—7考慮了不同風向11.4 m/s風速下風機的動力響應。不同風向下機艙加速度時程比較如圖10所示。當風向和沖擊速度同向時，機艙加速度最大，為3.103 m/s2；風向與沖擊速度逆向時，機艙加速度最小，為3.006 m/s2，見表6。不同風向下方向塔頂位移時程比較如圖11所示。在前50 s，風機僅受風荷載作用。如圖12a所示，風向為0°時，塔頂位移隨風荷載作用緩慢增加，并在約10 s處達到穩(wěn)定狀態(tài)；當風向為90°時，如圖12b所示，風機受到船舶撞擊前，方向塔頂位移可忽略不計。比較圖12a、c可以看到，當風速恒定但方向相反時，塔頂位移的幅值相近。從第50 s開始，風機受到船舶撞擊和風荷載的共同作用，船撞持續(xù)時間約為1.42 s（見表7），風速和沖擊速度之間的相對方向也會對撞擊后最大塔頂位移產(chǎn)生影響。當沖擊速度與風速共線時，塔頂位移較大，同向時塔頂最大位移為1.681 m，逆向時塔頂最大位移為1.532 m。與表8停機工況相比，風荷載作用下的機艙加速度和塔頂位移均有一定增長。

在表3工況5、8、9中，船舶撞擊角度為0°（正撞），撞擊船質(zhì)量保持5 000 t不變，船速由1 m/s增加到2 m/s，研究風載作用下不同撞擊速度對風機動力響應的影響，結果見表8。各運行工況下，機艙加速度和塔頂位移值較停機工況均有不同程度的增長，隨船舶撞擊速度的增加差值逐漸增大。撞擊速度為2 m/s時，由于風荷載附加作用，機艙加速度增加了0.438 m/s2，增長率為7.7%；塔頂位移增加了0.746 m，增長率為39.1%。工況9、10考慮了風載作用下不同撞擊角度對風機動力響應的影響，風機發(fā)生側撞時（工況10），風載附加作用下加速度增長了5.6%，塔頂位移增長了34.2%。相比而言，正撞工況下（工況9），風機受風荷載的影響更加明顯，見表9。

不同荷載情況下風機塔頂運動響應的最大值、最小值、平均值和標準差（除了工況3、4列舉了、兩個方向的響應，其余工況均僅列舉方向響應）如圖12所示?？梢钥闯?，對于多數(shù)工況，機艙加速度平均值小于0，而塔頂位移平均值大于0。機艙加速度最大值為6.159 m/s2（工況9），最大塔頂位移為2.875 m（工況10）。根據(jù)正常使用極限狀態(tài)的經(jīng)驗法則[24]，本文選擇塔頂部相對于基礎距離的1°作為塔頂最大撓度，40 m水深10 MW風機對應距離=145.63 m，因此可計算所得撓度最大允許值max=2.541 7 m。同時，根據(jù)西門子公司[25]的規(guī)定，機艙的最大允許加速度=6m/s2，超過該值時風機有故障風險。結果表明，風機在工況1—8的荷載條件下均可正常使用，在工況9風機將面臨因機艙故障而引發(fā)的失效，在工況10風機將面臨因撓度超過最大允許值而引發(fā)的失效。比較工況1—4和工況5—10可以發(fā)現(xiàn)，由于風荷載相對船撞荷載較小，有、無風載時機艙加速度響應差異不明顯。然而，由于風荷載直接作用于風機塔頂，當風力機運行時，最大位移達到2.875 m，較無風載時的位移增加了34.2%，塔頂位移增長明顯。

圖10 不同方向風載作用下的機艙加速度響應

表6 不同方向風載作用下的機艙加速度

Tab.6 Nacelle acceleration under wind load in different directions m/s2

圖11 不同方向風載作用下的塔頂位移響應

表7 不同方向風載作用下的塔頂位移

Tab.7 Tower top displacement under wind load in different directions m

表8 不同撞擊速度下的機艙加速度及塔頂位移值

Tab.8 Nacelle acceleration and tower top displacement values under different impact speed

表9 不同撞擊角度下的機艙加速度及塔頂位移值

Tab.9 Nacelle acceleration and tower top displacement values under different impact angles

圖12 塔頂運動響應的統(tǒng)計分布

4 風機正常使用條件下最大撞擊速度計算

為了探究風機正常使用條件下，在不同船舶撞擊工況下能承受的最大撞擊速度，本文分別計算了撞擊船質(zhì)量在5 000～15 000 t變化時風機的塔頂撓度，以及機艙加速度達到最大允許值時的臨界撞擊速度。風機在停機工況和運行工況下的撞擊速度臨界值如圖13所示?？梢钥闯觯S著撞擊船質(zhì)量增加，撞擊速度臨界值逐漸減小。運行工況下臨界值的變化趨勢與停機時相似，數(shù)值上比停機時小。單獨船撞作用下，撞擊船質(zhì)量小于10 000 t時，風機會先因機艙故障而失效；撞擊船質(zhì)量大于10 000 t時，風機會先因撓度過大而失效。風載和船撞共同作用下，隨撞擊速度的增加，風機會先因塔頂撓度過大而無法正常工作。以5 000 t撞擊船為例，當風機處于停機狀態(tài)，撞擊速度超過2.13 m/s時，風機面臨因機艙故障而引發(fā)的失效；當風機處于運行狀態(tài)，撞擊速度超過1.88 m/s時，風機面臨因撓度超過最大允許值而引發(fā)的失效。

圖13 撞擊速度臨界值

5 結論

本文基于顯式動力學分析方法，在SACS軟件中開展了不同工況下船舶撞擊DTU 10 MW單樁海上風機的數(shù)值仿真計算。最后依據(jù)風機正常使用極限狀態(tài)的相關規(guī)定，計算了海上風機在保持正常使用條件下能承受的最大撞擊速度。

1）風機停機工況下，船舶撞擊速度顯著影響塔頂運動響應的幅值，并且與撞擊速度的增加成正比。船舶正撞和側撞風機時的塔頂運動響應表明，正撞時機艙加速度要略大于側撞。受附加水質(zhì)量影響，側撞時塔頂?shù)淖畲笪灰疲?.143 m）要大于正撞（1.909 m）。

2）船舶撞擊速度一定時，不同方向風載作用下，方向塔頂節(jié)點的加速度和位移時程結果顯示，當風向和撞擊速度同向時，機艙加速度最大；逆向時，機艙加速度最小。當撞擊速度與風速共線時，塔頂位移較大，同向時塔頂最大位移為1.681 m，逆向時塔頂最大位移為1.532 m。與未考慮風載工況相比，塔頂位移和機艙加速度均有一定增大。

3）根據(jù)加速度和位移最大允許值，計算得到了風機將要故障時的臨界速度。隨撞擊船質(zhì)量增加，撞擊速度臨界值逐漸減小。運行工況下，臨界值的變化趨勢與停機時相仿，數(shù)值上比停機時小。

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Dynamic Responses Analysis of DTU 10 MW Monopile-supported Offshore Wind Turbine under Ship Impact

WU Teng-fei1, HUANG Yong1, SONG Qian-wen2, ZHAO Hai-sheng2, LI Xin2

(1. Shanghai Energy Technology Development Co., Ltd., Shanghai 200032, China; 2. Institute of Earthquake Engineering, Faculty of Infrastructure Engineering, Dalian University of Technology, Liaoning Dalian 116024, China)

The work aims to investigate the dynamic responses of offshore wind turbine impacted by a ship and the failure modes under different operating conditions. SACS software was used to establish a dynamic analysis model of the DTU 10 MW monopole-supported offshore wind turbine and p-y curve was adopted to simulate the pile-soil interaction. The dynamic responses of the offshore wind turbine were calculated under different impact speed, impact angles and wind load directions, and the failure modes of the wind turbine under shutdown and operating conditions were investigated. The maximum nacelle acceleration and tower top displacement of the wind turbine under wind load increased by 8.5% and 68.1%, respectively, compared with those under no wind load. With 5 000 t impact ship as an example, under the shutdown condition, the wind turbine suffered failure caused by nacelle failure when the impact speed exceeded 2.13 m/s. However, under the operating condition, the wind turbine suffered failure caused by the deflection exceeding the maximum allowable value for the impact speed exceeding 1.88 m/s. There is no obvious difference between the acceleration responses of the nacelle under the conditions with and without wind load, while the tower top displacement under wind load increases significantly compared with that under no wind load. Finally, the critical values of impact speed are proposed according to the failure modes of the offshore wind turbine in shutdown and operating conditions.

offshore wind turbine; monopile-supported; ship impact; dynamic responses; wind load effect; finite element

2022-08-17；

2022-09-15

WU Teng-fei (1987-), Male, Engineer, Research focus: offshore wind power.

趙海盛（1988—），男，博士，副教授，主要研究方向為海洋工程結構安全性評價。

ZHAO Hai-sheng (1988-), Male, Doctor, Associate professor, Research focus: safety assessment of marine engineering structure.

吳騰飛, 黃勇, 宋倩雯, 等.船舶撞擊下10 MW單樁基礎風機動力響應特性分析[J]. 裝備環(huán)境工程, 2023, 20(6): 098-107.

TM614

A

1672-9242(2023)06-0098-10

10.7643/ issn.1672-9242.2023.06.013

2022–08–17；

2022–09–15

國家電力投資集團有限公司B類科研項目（KYTC2021FD01）

Fund：Class B Research Project for State Power Investment Corporation (KYTC2021FD01).

吳騰飛（1987—），男，工程師，主要研究方向為海上風電。

WU Teng-fei, HUANG Yong, SONG Qian-wen, et al.Dynamic Responses Analysis of DTU 10 MW Monopile-supported Offshore Wind Turbine under Ship Impact[J]. Equipment Environmental Engineering, 2023, 20(6): 098-107.

責任編輯：劉世忠