某海上風(fēng)電基礎(chǔ)靠船件結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及數(shù)值分析

何江飛，柳振海，湯旅軍，余璐慶，黃建武

(中國能源建設(shè)集團(tuán)浙江省電力設(shè)計(jì)院有限公司，浙江 杭州 310012)

隨著國家對能源、電力的需求增加，對海上風(fēng)電的開發(fā)速度在不斷加快，近年來在我國海域新建的海上風(fēng)電項(xiàng)目與日俱增，而作為海上風(fēng)電的重要基礎(chǔ)形式的導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)，在復(fù)雜的海洋環(huán)境中(特別是在深水海域)應(yīng)用非常廣泛。當(dāng)海況比較惡劣時(shí)，船舶過往或?？繒r(shí)容易和導(dǎo)管架基礎(chǔ)發(fā)生碰撞，為防止這種情況的出現(xiàn)，通常在靠船側(cè)安裝靠船件以起到保護(hù)導(dǎo)管架的作用。

海上風(fēng)電場風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的靠泊防撞系統(tǒng)，主要目標(biāo)是針對運(yùn)維船只及可能出現(xiàn)的小型漁船的正常?？?，并校核小型船只的非正常?？?，例如意外碰撞等工況。在本工程的初步設(shè)計(jì)階段，本文的計(jì)算考慮了正常?？坎醇耙馔馀鲎矁煞N工況下，靠船構(gòu)件局部強(qiáng)度和剛度是否滿足設(shè)計(jì)要求，通過實(shí)際工程算例，為海上風(fēng)電導(dǎo)管架基礎(chǔ)靠船件的設(shè)計(jì)和計(jì)算提供了一定的參考資料。

1 靠船構(gòu)件方案設(shè)計(jì)

1.1 項(xiàng)目背景

福建平潭某300 MW海上風(fēng)電場項(xiàng)目位于福建平潭某島東北側(cè)，根據(jù)波浪水文專題報(bào)告，按照國家85高程基準(zhǔn)，平均水位面為+0.33 m，設(shè)計(jì)高潮位為+3.30 m，設(shè)計(jì)低潮位為－2.94 m，極端高潮位為+4.61 m(50 a一遇)，極端低潮位為－4.08 m(50 a一遇)。項(xiàng)目區(qū)域范圍內(nèi)的最大水深約為30.0 m。

1.2 靠船構(gòu)件的結(jié)構(gòu)型式

現(xiàn)根據(jù)行業(yè)規(guī)范及相關(guān)數(shù)據(jù)，船舶作業(yè)最大允許有效波高為2 m，歐洲主流的海上風(fēng)電運(yùn)維船吃水在1.6 m左右，則有：

靠船構(gòu)件上標(biāo)高：最高天文潮(▽+4.61 m) +2.0 m波高+安裝誤差+0.8 m(干舷)

靠船構(gòu)件下標(biāo)高：最低天文潮(▽－4.08 m)－2.0 m波高－安裝誤差－船的吃水深度(1.6 m)

靠船件立柱底部為▽－7.7 m，頂部為▽+7.5 m。

經(jīng)過上述計(jì)算，初步擬定靠船構(gòu)件底標(biāo)高為－7.70 m，頂標(biāo)高為+7.50 m。兩根靠船立柱的間距為1.80 m，直徑為406 mm，壁厚為30 mm?？看捞萏げ降拈L度為500 mm，且采用25 mm的方形鋼管。踏步間距取為250 mm，即4個(gè)步階為1 m。爬梯的立柱直徑為114 mm，壁厚為10 mm。導(dǎo)管架靠船構(gòu)件方案立面見圖1，靠船件的三維模型見圖2。

2 靠船件船舶撞擊力的計(jì)算

2.1 參數(shù)選取

由于船舶尺寸及船型未定，本工程防撞系統(tǒng)設(shè)計(jì)為安全考慮，根據(jù)DNV-OS-J101-2014中4.4.3節(jié)規(guī)定，正常碰撞工況下，按200 t級船舶以0.5 m/s速度撞擊靠船件；意外碰撞工況下，按200 t級船舶以2.0 m/s速度撞擊靠船件。為保證風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)運(yùn)行需要，基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)考慮直接由靠船件立柱結(jié)構(gòu)承受靠船的撞擊荷載。

圖1 導(dǎo)管架靠船件方案設(shè)計(jì)圖

圖2 導(dǎo)管架靠船構(gòu)件三維模型圖

2.2 計(jì)算依據(jù)

2.2.1 船舶撞擊時(shí)的能量

船舶靠泊能量、碰撞力與船舶?？克俣燃按皾M載排水量有關(guān)，本文計(jì)算時(shí)，假定船舶撞擊時(shí)的能量全部被靠船柱所吸收，忽略船舶橡膠護(hù)舷的變形等其他部分的能量消耗，主要原因是本工程導(dǎo)管架靠船件上并未安裝橡膠護(hù)舷裝置。根據(jù)API RP 2A WSD-2014 B 17.9章節(jié)內(nèi)容，船舶撞擊時(shí)的總能量(E)：

式中：E為船舶碰撞時(shí)的能量，(kJ)；a為附加質(zhì)量系數(shù)，舷側(cè)碰撞時(shí)a=1.4，首/尾碰撞時(shí)a=1.1；m為船舶質(zhì)量，(t)，按設(shè)計(jì)船型滿載排水量計(jì)算；ν為船舶碰撞時(shí)的速度，(m/s)。

2.2.2 靠船柱形成凹坑時(shí)吸收的能量

根據(jù)API RP 2A WSD-2014 B 17.9章節(jié)內(nèi)容，船撞擊靠船柱導(dǎo)致鋼管表面出現(xiàn)凹坑，撞擊荷載與凹坑間的關(guān)系如下：

式中：Pd為碰撞荷載，(N)；Mp為塑性受彎承載力，等于為屈服強(qiáng)度，(MPa)；D為鋼管直徑，(m)；R為鋼管半徑，(m)；t為鋼管壁厚，(m)；X為鋼管凹痕深度，(m)?？看纬砂伎訒r(shí)吸收的能量(Ed)如下：

2.2.3 靠船柱整體變形所吸收的能量

在Midas-gen計(jì)算模型中給靠船柱施加由小到大一系列載荷，由此得到不同撞擊載荷下靠船柱撞擊點(diǎn)的最大位移，由此可近似擬合出撞擊載荷P與位移S的曲線，曲線下方對應(yīng)的陰影部分的面積即為靠船柱整體變形所吸收的能量E0。

2.2.4 撞擊載荷的確定

計(jì)算假定，船舶撞擊時(shí)的能量全部被靠船柱所吸收，忽略其他部分的能量損失。由能量守恒定律，船舶撞擊時(shí)的動能，靠船柱的變形能以及局部凹陷吸收的能量三者之間需滿足以下關(guān)系：

只須通過試算，計(jì)算出一系列的碰撞載荷所對應(yīng)的靠船柱的變形能以及局部凹陷吸收的能量，當(dāng)其滿足上式時(shí)所對應(yīng)的載荷即為碰撞所產(chǎn)生的撞擊力。

2.3 計(jì)算方法

2.3.1 船舶撞擊時(shí)的能量

根據(jù)3.2節(jié)所提到的計(jì)算方法，分別計(jì)算滿載排水量200 t船舶以不同速度側(cè)靠、頂靠靠船件時(shí)產(chǎn)生的能量，見表1。

表1 不同撞擊方式下船舶的動能計(jì)算

由上表可知，取靠泊方式為側(cè)靠，正?？坎磿r(shí)，速度為0.5 m/s，靠泊時(shí)的總動能為35 kJ；意外撞擊時(shí)，速度為2 m/s時(shí)，靠泊時(shí)的總動能為560 kJ。

2.3.2 靠船柱變形及凹坑吸收的能量

側(cè)靠方式下，計(jì)算時(shí)對設(shè)定的碰撞載荷F0撞擊靠船件時(shí)，均勻分布于兩根靠船柱上，每個(gè)靠船柱上載荷F=F0/2。由于是對稱結(jié)構(gòu)，每個(gè)靠船柱變形基本相同，總的能量為單個(gè)靠船柱變形的2倍。由于實(shí)際中需考慮不同水位條件下船舶撞擊點(diǎn)位置的變化，本文為了簡化計(jì)算，現(xiàn)針對極端低潮位、設(shè)計(jì)低潮位、平均水位面、設(shè)計(jì)高潮位及極端高潮位這5種特征水位面進(jìn)行初步校核。

當(dāng)水位處于極端低潮位時(shí)：

采用Midas-gen建立導(dǎo)管架整體梁單元模型，分別施加不同的集中力，經(jīng)過曲線擬合，極端低潮位時(shí)單個(gè)靠船柱上所受載荷F與其位移S之間的關(guān)系為：F=44.44S，見圖3、圖4。

圖3 極端低潮位靠泊時(shí)靠船件荷載位移曲線

圖4 極端低潮位靠泊時(shí)靠船件位移等值線圖

對設(shè)定的不同碰撞載荷F0撞擊靠船件，極端低潮位時(shí)靠船柱及凹坑吸收的總能量見表2，其中凹痕和Ed的數(shù)值可依據(jù)公式(2)和(3)計(jì)算得到。由表2可知，極端低潮位時(shí)正?？坎吹拇暗目倓幽転?5 kJ，用線性插值的方法可求得，其對應(yīng)的撞擊力為2147 kN，意外撞擊的船舶的總動能為560 kJ，其對應(yīng)的撞擊力為6924 kN。

表2 極端低潮位時(shí)不同撞擊載荷對應(yīng)的變形能

同理，在設(shè)計(jì)低潮位、平均水位面、設(shè)計(jì)高潮位和極端高潮位情況下，船舶對導(dǎo)管架靠船件產(chǎn)生的撞擊力采用相同的方法計(jì)算，此處不再贅述。

2.4 計(jì)算結(jié)論

現(xiàn)取極端低潮位、設(shè)計(jì)低潮位、平均水位面、設(shè)計(jì)高潮位、極端高潮位為特征水位，并分別計(jì)算正常工況及意外碰撞工況下靠船件的受力情況，將船舶在不同潮位情況下側(cè)靠撞擊靠船件時(shí)的受力情況列入表3中。

根據(jù)表3不同潮位下船舶對靠船件的撞擊力的計(jì)算結(jié)果可知，船舶在設(shè)計(jì)高潮位時(shí)，以側(cè)靠方式撞擊時(shí)，對導(dǎo)管架的靠船件產(chǎn)生的撞擊力最大。正?？坎磿r(shí)撞擊力為2223 kN，意外撞擊時(shí)撞擊力為7061 kN。

表3 不同潮位下船舶對靠船件的撞擊力

3 靠船件強(qiáng)度和剛度校核

3.1 計(jì)算參數(shù)

船舶碰撞區(qū)域與船舶尺寸、船舶吃水、水位變動及作業(yè)允許最大浪高有關(guān)，根據(jù)德國勞氏船級社GL-2012規(guī)范4.4.2.7規(guī)定，進(jìn)行局部強(qiáng)度計(jì)算時(shí)，本文假設(shè)立柱垂直高度1 m范圍內(nèi)為碰撞區(qū)域。載荷施加在各特征水位處，1000 mm×200 mm的區(qū)域內(nèi)。固定約束導(dǎo)管架腿柱上、下表面?？看捎肈H36鋼材，密度為7850 kg/m3，彈性模量為2.06×106MPa，泊松比為 0.3，抗拉和抗壓屈服強(qiáng)度為355 MPa，極限抗拉強(qiáng)度為460 MPa。

3.2 正?？坎垂r

根據(jù)表3的計(jì)算數(shù)據(jù)，可知設(shè)計(jì)高潮位時(shí)，正?？坎磿r(shí)撞擊載荷為2223 kN，每個(gè)靠船柱載荷為1112 kN。經(jīng)過初步計(jì)算對比發(fā)現(xiàn)，0.5 m/s速度碰撞的情況下且處于設(shè)計(jì)高潮位時(shí)靠船柱應(yīng)力最大，ANSYS有限元三維模型計(jì)算結(jié)果見圖5～圖7。正常工況下處于設(shè)計(jì)高潮位時(shí)，船只以0.5 m/s速度靠泊時(shí)，靠船件的最大位移約為1.95 cm，滿足規(guī)范要求?？看献畲蟮刃?yīng)力值約為178.1 MPa，小于DH36鋼材的屈服強(qiáng)度355 MPa，滿足設(shè)計(jì)要求。正?？坎磿r(shí)靠船件與主腿相交處，由于應(yīng)力集中效應(yīng)的影響，靠船柱處局部最大應(yīng)力為352 MPa，其他區(qū)域均滿足要求。

圖6 正?？坎磿r(shí)靠船件的應(yīng)力等值線圖

圖7 正?？坎磿r(shí)靠船件與主腿相交處應(yīng)力等值線圖

3.3 意外撞擊工況

根據(jù)表3的工況組合，經(jīng)過初步計(jì)算對比發(fā)現(xiàn)，船只2 m/s速度意外碰撞的情況下且處于設(shè)計(jì)高潮位時(shí)靠船柱應(yīng)力最大，ANSYS有限元三維模型計(jì)算結(jié)果見圖8～圖10，意外工況下處于高潮位時(shí)，船只以2.0 m/s速度撞擊時(shí)，靠船件的最大位移約為5.8 cm，不滿足設(shè)計(jì)要求。靠船件上最大等效應(yīng)力值約為565 MPa，大于DH36鋼材的屈服強(qiáng)度355 MPa，不滿足設(shè)計(jì)要求。意外撞擊時(shí)靠船件與主腿相交處，由于應(yīng)力集中效應(yīng)的影響，靠船柱處局部最大應(yīng)力為1060 MPa，則在意外工況下，靠船件強(qiáng)度和剛度不能滿足要求，會發(fā)生破壞。

圖8 意外撞擊時(shí)靠船件的位移等值線圖

圖9 意外撞擊時(shí)靠船件應(yīng)力等值線圖

圖10 意外撞擊時(shí)靠船件與主腿相交處應(yīng)力等值線圖

4 結(jié)語

4.1 結(jié)論

本文計(jì)算前提為：船舶靠泊或撞擊時(shí)其動能全部被靠船件所吸收，忽略船舶橡膠護(hù)舷的變形等其他部分的能量消耗?？看Ｐ驮谠O(shè)計(jì)低潮位及設(shè)計(jì)高潮位區(qū)域剛度相對較小，可以允許有較大變形，吸能較好，對于正常工況(0.5 m/s)下，200t的船舶正常靠泊時(shí)，靠船柱強(qiáng)度和剛度滿足規(guī)范要求；但當(dāng)速度為2 m/s時(shí)意外撞擊時(shí)，靠船件的強(qiáng)度和剛度不滿足規(guī)范要求。

4.2 展望

船舶撞擊靠船柱的沖擊力很大，為了進(jìn)一步確保船舶的安全?？?，建議增加緩沖橡膠，減小沖擊力，延長使用壽命，同時(shí)進(jìn)一步考慮防撞系統(tǒng)的可更替性。本文僅校核靠船件強(qiáng)度，未考慮樁腿及其它部件的承載力情況。本計(jì)算僅考慮船舶撞擊靠船件的受力情況，未考慮船舶意外撞擊導(dǎo)管架樁腿或斜撐等工況，在后續(xù)工作中可做進(jìn)一步的探討。

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