海上風(fēng)力機(jī)與船舶碰撞的動(dòng)力響應(yīng)及防碰裝置

韓志偉 周紅杰 李 春 丁勤衛(wèi) 郝文星 余 萬(wàn)

上海理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海，200093

0 引言

2016年全球風(fēng)電新增的裝機(jī)容量超過(guò)54.6 GW，累計(jì)容量達(dá)到486.7 GW[1]。隨著海上風(fēng)電的蓬勃發(fā)展，海上風(fēng)力機(jī)逐漸增多，且多接近貿(mào)易繁忙的海運(yùn)路線(xiàn)，故服役期內(nèi)的海上風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)易受船舶撞擊[2-4]。因此，探索有效的防護(hù)裝置以減小船舶碰撞的危害，為風(fēng)力機(jī)的安全運(yùn)行提供保障，具有重要工程應(yīng)用價(jià)值。

諸多學(xué)者對(duì)海上風(fēng)力機(jī)支撐結(jié)構(gòu)的船舶碰撞問(wèn)題進(jìn)行了研究。RAMBERG[5]模擬了不同質(zhì)量船舶在不同角度下對(duì)海上風(fēng)力機(jī)導(dǎo)管架基礎(chǔ)連接點(diǎn)的碰撞，分析了不同狀態(tài)下的導(dǎo)管架屈曲特性。BIEHL等[6]模擬海上風(fēng)力機(jī)單立柱三樁基礎(chǔ)的船舶碰撞過(guò)程，研究不同船舶速度下的結(jié)構(gòu)抗撞特性及基礎(chǔ)損傷情況，分析碰撞過(guò)程中的能量變化與結(jié)構(gòu)損傷。DING等[7]通過(guò)模擬船舶以不同速度撞擊重力式基礎(chǔ)海上風(fēng)力機(jī)，分析塔架結(jié)構(gòu)的剪力彎矩特性以及重力式基礎(chǔ)的應(yīng)力應(yīng)變。AMDAHL等[8]分析了單樁基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)在不同速度船舶撞擊及風(fēng)載荷作用下的塔架變形、塔頂位移響應(yīng)。上述研究?jī)H考慮海上風(fēng)力機(jī)受撞損傷及動(dòng)力響應(yīng)，未對(duì)海上風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)的安全防護(hù)提出行之有效的方案。在海洋工程結(jié)構(gòu)受碰撞過(guò)程中，防護(hù)裝置主要運(yùn)用在船-船碰撞、船-橋碰撞及船-石油平臺(tái)碰撞的場(chǎng)合，用于海上風(fēng)力機(jī)-船舶碰撞的較少。LEHMANN等[9]設(shè)計(jì)的鋼結(jié)構(gòu)防護(hù)裝置能吸收碰撞過(guò)程中的巨大能量，通過(guò)試驗(yàn)與數(shù)值模擬驗(yàn)證了防護(hù)裝置的有效性。文獻(xiàn)[10]在研究船舶碰撞橋墩的過(guò)程中，提出了新型組合鋼結(jié)構(gòu)的防護(hù)裝置；文獻(xiàn)[11]指出，在船舶與海洋平臺(tái)碰撞的過(guò)程中，橡膠護(hù)舷可以減小碰撞力和結(jié)構(gòu)的損傷。

本文借鑒傳統(tǒng)海洋工程結(jié)構(gòu)安全防護(hù)裝置的研究設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，針對(duì)單樁柱海上風(fēng)力機(jī)，設(shè)計(jì)出4種型式的防護(hù)裝置，模擬船舶在不同速度下與單樁柱基礎(chǔ)的碰撞過(guò)程，分析其能量變化、塔架應(yīng)力和撞深、接觸力及塔頂風(fēng)力機(jī)的響應(yīng)，來(lái)驗(yàn)證防護(hù)裝置的性能。

1 理論基礎(chǔ)

1.1 控制方程

船舶與海上風(fēng)力機(jī)碰撞運(yùn)動(dòng)控制方程為[12]

(1)

(2)

1.2 材料本構(gòu)模型

1.2.1鋼的本構(gòu)方程

風(fēng)力機(jī)塔架和船首材料為Q235B，單樁柱基礎(chǔ)和防護(hù)裝置外殼材料為Q345，參數(shù)如表1所示。由LS-DYNA提供的非線(xiàn)性彈塑性材料模型[13]是基于Cowper-Symonds關(guān)系式建立的[14], 可很好地模擬單樁柱基礎(chǔ)撞擊作用下的材料特性，如下式所示:

(3)

1.2.2橡膠的本構(gòu)方程

碰撞過(guò)程中，各向同性橡膠材料的變形都是超彈性材料的均勻變形[15]。橡膠材料應(yīng)變能函數(shù)有兩種表達(dá)方式：由變形張量的3個(gè)不變量I1、I2、I3表示的應(yīng)變能函數(shù)W(I1，I2，I3)；由主伸長(zhǎng)比λ1、λ2和λ3表示的應(yīng)變能函數(shù)H(λ1，λ2，λ3)。變形張量的不變量與主伸長(zhǎng)比的關(guān)系式如下：

(4)

表1 部件的材料屬性參數(shù)

(5)

(6)

λi=1+εi

(7)

式中，εi為主軸方向的應(yīng)變；i為張量序號(hào)，i=1，2，3。

橡膠屬超彈性材料，其應(yīng)變能函數(shù)由上述形式轉(zhuǎn)化為多項(xiàng)式形式后，由應(yīng)變偏量能和體積應(yīng)變構(gòu)成：

(8)

對(duì)于多項(xiàng)式中的應(yīng)變偏量，橡膠的初始剪切模量G0、初始體積模量K0都取決于多形式的一階系數(shù)，即G0=2(C10+C01)，K0=2/D1，其中，C10、C01、D1為材料常數(shù)。

對(duì)于式(8)，如果N=1，則僅保留線(xiàn)性部分的應(yīng)變能，即Moony-Rivlin模型：

W=C10(I1-3)+C01(I2-3)+(J-1)2/D1

(9)

1.2.3泡沫鋁的本構(gòu)方程

泡沫鋁材料的屈服應(yīng)力函數(shù)為

(10)

泡沫鋁材料隔墊的具體材料參數(shù)如表2所示。

1.3 接觸定義

為更好地模擬船舶與海上風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)的碰撞過(guò)程，避免初始接觸，將兩者初始間隔距離設(shè)為0.6 m。在LS-DYNA中，將船首與海上風(fēng)力機(jī)防護(hù)裝置間設(shè)置為面面接觸，塔架與樁柱之間設(shè)置為

表2 泡沫鋁材料隔墊的材料參數(shù)

自動(dòng)單面接觸，避免船體穿透基礎(chǔ)，橡膠、泡沫鋁和外殼采用固連接觸。

碰撞過(guò)程中，船首與防護(hù)裝置接觸時(shí)的摩擦力為

Fy=μ|fs|

(11)

μ=μd+(μs-μd)e-d|v|

(12)

式中，fs為節(jié)點(diǎn)法向接觸力；μ為摩擦因數(shù)；μd為動(dòng)摩擦因數(shù)；μs為靜摩擦因數(shù)；d為衰減系數(shù)；v為接觸面間相對(duì)速度。

船首和防護(hù)裝置外殼之間的動(dòng)摩擦因數(shù)、靜摩擦因數(shù)取0.2，衰減系數(shù)取0，橡膠與塔架的靜摩擦因數(shù)為0.9，泡沫鋁與塔架的靜摩擦因數(shù)為0.4。

2 研究對(duì)象與模型

2.1 單樁柱風(fēng)力機(jī)

國(guó)內(nèi)某海上風(fēng)電場(chǎng)的風(fēng)力機(jī)及塔架主要參數(shù)如表3所示。

表3 3 MW風(fēng)力機(jī)部件主要參數(shù)

單樁柱海上風(fēng)力機(jī)上部結(jié)構(gòu)由塔架、輪轂、機(jī)艙和葉片組成，其中樁基入土深度為41 m。單樁柱式海上風(fēng)力機(jī)模型如圖1所示。

圖1 單樁柱式海上風(fēng)力機(jī)模型Fig.1 Monopile foundation offshore wind turbine model

海上風(fēng)力機(jī)底部往往采取水泥澆筑等加固措施。因此，在ANSYS/LS-DYNA中將樁柱基礎(chǔ)在泥土中的部分假定為剛性約束，忽略樁柱水平位移。塔頂部分較為復(fù)雜且網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量巨大，占用較多計(jì)算資源，為提高效率，采用集中質(zhì)量方法，用固定質(zhì)量點(diǎn)代替風(fēng)力機(jī)頂部(葉片、輪轂、機(jī)艙)的質(zhì)量。

2.2 防護(hù)裝置

為保證防護(hù)裝置受船舶撞擊后，不脫離單樁柱基礎(chǔ)，模擬中的防護(hù)裝置質(zhì)量不能超過(guò)海上風(fēng)力機(jī)總質(zhì)量的15%[16]。防護(hù)裝置安裝在塔架下部，內(nèi)部是內(nèi)徑4.5 m的橡膠，外部是一層10 mm厚的鋼制防護(hù)殼，整體結(jié)構(gòu)高6 m，質(zhì)量70.7 t，占海上風(fēng)力機(jī)總質(zhì)量的9.6%，符合設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)。泡沫鋁密度更小，故設(shè)計(jì)表4所示的4種型式防護(hù)裝置。

表4 防護(hù)裝置材料和厚度

對(duì)防護(hù)裝置進(jìn)行網(wǎng)格劃分，橡膠和防護(hù)殼采用掃掠的網(wǎng)格劃分方法，防護(hù)殼單元尺寸為0.1 m，橡膠單元尺寸為0.2 m，有限元模型如圖2所示。

圖2 防護(hù)裝置有限元模型Fig.2 Finite element model of protective device

2.3 船舶模型

固定式基礎(chǔ)的海上風(fēng)力機(jī)所處海域?yàn)榻?，?lái)往船只種類(lèi)較多，本文選用較為常見(jiàn)的散貨船，船首型式為飛剪型，主要尺寸參數(shù)如表5所示，實(shí)體模型如圖3所示。模擬過(guò)程中，忽略碰撞船舶的變形，假定碰撞船舶為剛性體。

表5 船舶結(jié)構(gòu)主要參數(shù)

圖3 碰撞船舶模型Fig.3 Collision ship model

碰撞船舶主要分為船首、船身和船尾，通過(guò)LS-DYNA中的關(guān)鍵字*ELEMENT_MASS控制船舶整體的重心和質(zhì)量。為更好地分析防護(hù)裝置對(duì)塔架主體結(jié)構(gòu)的保護(hù)作用，本文模擬2 000 t、5 000 t的船舶以1 m/s、2 m/s、3 m/s的速度與單樁柱海上風(fēng)力機(jī)的碰撞，船舶行駛速度沿x軸正方向。

碰撞過(guò)程中，船舶與海水的相互作用不可忽略，故通過(guò)流固耦合模型或附加質(zhì)量模型表示船舶與海水的相互作用過(guò)程[17-18]。船舶與海水相互作用的耦合計(jì)算復(fù)雜且耗時(shí)[19-20]，因此本文中的船舶與水的相互作用選用附加質(zhì)量法。

在船舶有限元模型網(wǎng)格劃分中，單元厚度為20 mm，網(wǎng)格劃分單元尺寸為0.2 m[21]。

3 結(jié)果與分析

3.1 無(wú)防護(hù)裝置

3.1.1全局能量分析

船舶撞擊單樁柱海上風(fēng)力機(jī)的過(guò)程中，船舶的初始動(dòng)能轉(zhuǎn)化為船舶和塔架的內(nèi)能(變形能)、船舶的剩余動(dòng)能，以及接觸摩擦產(chǎn)生的滑移能、顯式分析中采用縮減積分產(chǎn)生的沙漏能、塔架在阻尼作用下產(chǎn)生的阻尼能。數(shù)值模擬計(jì)算中，一般以沙漏能應(yīng)小于總能量的5%作為判斷數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性的依據(jù)[14]。圖4分別為5 000 t船舶以不同速度v撞擊塔架下端全局的能量曲線(xiàn)圖。

圖4 5 000 t船舶撞擊塔架的能量曲線(xiàn)圖Fig.4 Energy curve of 5 000 t ship impacts the tower

由圖4可知，沙漏能低于總能量的1.5%，表明有限元模型合理，計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確。由圖4a可知，碰撞過(guò)程中，結(jié)構(gòu)變形能最大值達(dá)到3.93 MJ，碰撞結(jié)束后，結(jié)構(gòu)變形能在2.72～2.80 MJ之間波動(dòng)；碰撞系統(tǒng)動(dòng)能減小至接近于0后，反彈至1.29 MJ，然后在海水阻尼作用下緩慢減小。由圖4b可知，碰撞過(guò)程中的結(jié)構(gòu)變形能最大值達(dá)到3.63 MJ。由于防護(hù)裝置中的橡膠的超彈性作用，動(dòng)能先減小到0.52 MJ，然后迅速回升，此時(shí)橡膠受沖擊壓縮后反彈撞擊船舶，減弱了對(duì)塔架主體的傷害。

3.1.2塔架結(jié)構(gòu)分析

圖5是船舶沖擊單樁柱基礎(chǔ)碰撞區(qū)域的應(yīng)力云圖(船舶碰撞區(qū)域的正視圖)及塔架撞深截取的云圖。由圖5可知，船舶速度增加時(shí)，結(jié)構(gòu)損傷程度也隨之增加。撞擊速度v為1 m/s時(shí)，塔架最大應(yīng)力在碰撞區(qū)域，且未發(fā)生變形；撞擊速度為2 m/s、3 m/s時(shí)，船舶碰撞區(qū)應(yīng)力迅速下降，碰撞區(qū)域中心出現(xiàn)應(yīng)力最小值，開(kāi)始產(chǎn)生明顯變形；撞擊速度為4 m/s時(shí)，塔架的變形δ最大，最小應(yīng)力集中區(qū)域范圍擴(kuò)大，說(shuō)明此時(shí)的塑性區(qū)域吸能特性使應(yīng)力集中區(qū)域的能量釋放。

圖5 塔架下端結(jié)構(gòu)應(yīng)力及撞深Fig.5 Stress and depth of tower structure

圖6所示為不同速度下 5 000 t船舶碰撞單樁柱海上風(fēng)力機(jī)的接觸力曲線(xiàn)，為更直觀(guān)分析接觸力曲線(xiàn)，以速度4 m/s行駛的船舶為基準(zhǔn)，并將接觸初始點(diǎn)調(diào)至相同起點(diǎn)。

圖6 不同速度船舶撞擊接觸力曲線(xiàn)Fig.6 Contact force curve of ship impact at different speeds

由圖6可知，碰撞初始階段的船舶接觸力曲線(xiàn)高度重合，且處于線(xiàn)性階段，此時(shí)的碰撞屬于彈性碰撞；隨著船速的增加，接觸力曲線(xiàn)快速分離，曲線(xiàn)的非線(xiàn)性波動(dòng)特征顯著，接觸力曲線(xiàn)每次由波峰至波谷的過(guò)程存在力的卸載，表明船首與塔架變形損傷過(guò)程在不斷變化；4 m/s速度時(shí)，接觸力在1.5～1.9 s的卸載最顯著，1.9～2.6 s的接觸力并沒(méi)有降低，結(jié)果說(shuō)明，此時(shí)的塔架發(fā)生了較大的變形，初始動(dòng)能主要轉(zhuǎn)化為船舶的結(jié)構(gòu)變形能，符合圖5所示，隨著船舶速度增加，塔架受撞擊后的深度增加。

船舶以4 m/s速度碰撞時(shí)，0.50～0.54 s內(nèi)，船舶開(kāi)始與風(fēng)力機(jī)塔架碰撞，接觸力線(xiàn)性增長(zhǎng)，此階段的碰撞為彈性碰撞，塔架主要產(chǎn)生彈性變形；0.54～1.44 s時(shí)，接觸力總體呈上升趨勢(shì)，最大值為13.9 MN，此階段碰撞為彈塑性碰撞；1.44 s后，曲線(xiàn)具有明顯的非線(xiàn)性波動(dòng)特征，直到碰撞結(jié)束(3.80 s)，此階段的碰撞為塑性碰撞。對(duì)比分析每個(gè)階段碰撞持續(xù)的時(shí)間可知，塑性碰撞的持續(xù)時(shí)間2.44 s明顯長(zhǎng)于彈性碰撞的持續(xù)時(shí)間0.04 s和彈塑性碰撞的持續(xù)時(shí)間0.9 s。

3.2 橡膠防護(hù)裝置

3.2.1塔架結(jié)構(gòu)變形能分析

圖7 塔架下端結(jié)構(gòu)變形能Fig.7 Structural deformation energy of the tower

圖7所示為2 000 t船舶以不同速度撞擊海上風(fēng)力機(jī)時(shí)，塔架受碰區(qū)的結(jié)構(gòu)變形能。由圖7可知，碰撞過(guò)程中，有防護(hù)裝置的最大結(jié)構(gòu)變形能都小于無(wú)防護(hù)裝置的，表明防護(hù)裝置吸收了碰撞能量，減少了塔架的變形；隨著船舶速度的增加，有防護(hù)裝置的塔架在船舶速度分別為1 m/s、2 m/s、3 m/s的結(jié)構(gòu)變形能相對(duì)于無(wú)防護(hù)裝置分別減少了35.9%、26.6%和14.6%，說(shuō)明該防護(hù)裝置對(duì)于低速船舶的效果更好。

3.2.2接觸力分析

主從算法在求解的過(guò)程中，在垂直于主面的方向上施加一個(gè)作用力(接觸力)以阻止從屬節(jié)點(diǎn)的穿透。由圖8可知，無(wú)防護(hù)裝置時(shí)，在碰撞開(kāi)始階段，接觸力曲線(xiàn)線(xiàn)性增長(zhǎng)且斜率較大，此時(shí)的碰撞屬于彈性碰撞；此后，曲線(xiàn)的非線(xiàn)性波動(dòng)特征逐漸顯著，這表示船首構(gòu)件和塔架的變形或受損，此碰撞為彈塑性碰撞；增加防護(hù)裝置后，塔架也存在由彈性變形到彈塑性、塑性變形的階段，但碰撞持續(xù)的時(shí)間都在延長(zhǎng)，在船舶速度為1 m/s、2 m/s、3 m/s時(shí)，最大接觸力分別減少了45.6%、45.0%、36.1%。

圖8 不同速度船舶撞擊海上風(fēng)力機(jī)接觸力曲線(xiàn)Fig.8 Contact force curve of ship impact on offshore wind turbine under different velocity

3.2.3塔架應(yīng)力云圖

由圖9可知，船舶以2 m/s速度撞擊無(wú)防護(hù)裝置塔架時(shí)，應(yīng)力最大值達(dá)到278 MPa，超過(guò)屈服極限235 MPa，而船舶以3 m/s撞擊有防護(hù)裝置的塔架時(shí)，應(yīng)力僅有193 MPa，由此可知，防護(hù)裝置能很好地保護(hù)海上風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)并吸收船舶初始動(dòng)能，減少碰撞載荷，避免應(yīng)力集中。

圖9 塔架應(yīng)力云圖Fig.9 Von Mises stress of tower

3.3 三種防護(hù)裝置的對(duì)比

為分析橡膠、泡沫鋁及兩種材料組合的防護(hù)裝置性能，模擬5 000 t船舶以1 m/s速度正面撞擊塔架下端。圖10所示為3種型式防護(hù)裝置下，海上風(fēng)力機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)。3種防護(hù)裝置中，由塔架下端的結(jié)構(gòu)變形能、接觸力、塔頂位移及塔頂加速度響應(yīng)參數(shù)對(duì)比分析可知，防護(hù)裝置C即橡膠和泡沫鋁組合，抑制塔頂動(dòng)力響應(yīng)的效果更好。

圖10 3種防護(hù)裝置的響應(yīng)對(duì)比Fig.10 Response characteristic curve of 3 protective devices

3.4 防護(hù)裝置材料鋪層順序響應(yīng)的對(duì)比

橡膠有很好的超彈性，泡沫鋁有高阻尼減震性能及良好的沖擊能量吸收率。為探究防護(hù)裝置鋪層順序?qū)ψ矒暨^(guò)程中風(fēng)力機(jī)響應(yīng)的抑制效果，設(shè)計(jì)型式C、D兩種防護(hù)裝置，模擬工況為5 000 t船舶以3 m/s速度正面撞擊塔架下端。圖11所示為C、D防護(hù)裝置下，海上風(fēng)力機(jī)的響應(yīng)特性。D型防護(hù)裝置的結(jié)構(gòu)變形能、接觸力、加速度響應(yīng)稍小于C型防護(hù)裝置，對(duì)塔頂位移響應(yīng)抑制的效果明顯。

圖11 2種防護(hù)裝置的響應(yīng)對(duì)比Fig.11 Response characteristic curve of 2 protective devices

4 結(jié)論

(1)無(wú)防護(hù)裝置時(shí)，撞擊過(guò)程中的塔架應(yīng)力很快超過(guò)材料的屈服極限，撞深隨船舶速度增加而增加。

(2)船舶速度在1 m/s、2 m/s、3 m/s時(shí)，A型防護(hù)裝置的結(jié)構(gòu)變形能分別是無(wú)防護(hù)裝置的22.13%、23.80%和42.58%，最大接觸力分別是無(wú)防護(hù)裝置的54.38%、54.95%、63.92%，碰撞持續(xù)的時(shí)間都在增加。

(3)由響應(yīng)參數(shù)的對(duì)比分析可知， C型(橡膠和泡沫鋁組合)防護(hù)裝置對(duì)響應(yīng)的抑制效果較A型、B型更好。

(4)D型防護(hù)裝置對(duì)塔頂位移響應(yīng)的抑制效果明顯，但在結(jié)構(gòu)變形能、接觸力、加速度響應(yīng)與C型較為相近。