船撞海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度研究

元國(guó)凱，方輝，馬兆榮，孫計(jì)勃，湯東升

（1.中國(guó)能源建設(shè)集團(tuán)廣東省電力設(shè)計(jì)研究院有限公司，廣州 510663；2.中國(guó)海洋大學(xué) 工程學(xué)院，山東 青島 266100）

0 引言

海上風(fēng)電是目前海上綠色能源開發(fā)和利用的最主要形式之一。在風(fēng)電裝備服役中，已多次出現(xiàn)船舶失控撞擊風(fēng)電基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)事件，導(dǎo)致風(fēng)電基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)損傷，承載性能發(fā)生改變，造成嚴(yán)重安全隱患及巨大損失[1]。2017-08-20T14：00，臺(tái)風(fēng)“天鴿”在西北太平洋洋面生成，之后強(qiáng)度不斷加強(qiáng)。2017-08-23，“天鴿”直面經(jīng)過(guò)珠海金灣海上風(fēng)電場(chǎng)項(xiàng)目海域，導(dǎo)致周邊大型船舶進(jìn)入風(fēng)電場(chǎng)，造成風(fēng)電基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)嚴(yán)重受損。由于缺少計(jì)算方法和相應(yīng)規(guī)范，無(wú)法實(shí)施損傷結(jié)構(gòu)的承載性能評(píng)估，只得對(duì)該風(fēng)電基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)進(jìn)行拆除。這次事故對(duì)后續(xù)工程的設(shè)計(jì)、施工、維護(hù)產(chǎn)生了巨大影響，直接導(dǎo)致保險(xiǎn)費(fèi)用飆升，因此需要對(duì)風(fēng)電基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)船撞損傷及其受損后結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度計(jì)算方法進(jìn)行研究。

風(fēng)電單樁屬于大直徑薄壁漸變鋼管筒樁結(jié)構(gòu)，樁基打入土體深53～57 m，本文選取55 m作為研究對(duì)象。針對(duì)含樁-土作用的單樁基礎(chǔ)風(fēng)電整體極限強(qiáng)度問題，采用現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)或比例模型試驗(yàn)成本較高，多采用有限元法數(shù)值求解分析。栗銘鑫[2]針對(duì)直徑為2 m的短樁結(jié)構(gòu)進(jìn)行復(fù)合加載下數(shù)值求解極限承載力分析，得出其水平荷載-水平位移承載性能曲線。俞益銘[3]總結(jié)了大直徑樁基水平承載力的研究方法和樁體破壞模式。郝二通[4]利用有限元軟件LS-DYNA進(jìn)行船舶與單樁基礎(chǔ)碰撞研究，對(duì)能量轉(zhuǎn)化、最大碰撞力、基礎(chǔ)損傷狀態(tài)和風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)等問題進(jìn)行了探討。Bela[5]和LeSourne[6]等將船艏簡(jiǎn)化為解析剛體，從能量（內(nèi)能）變化、碰撞力-凹陷位移的角度評(píng)估碰撞的變化。

目前，海工結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度研究主要針對(duì)已知損傷位置和損傷程度的海洋平臺(tái)或船體結(jié)構(gòu)。鄒湘[7]采用疲勞斷裂力學(xué)的裂紋擴(kuò)展方法，通過(guò)引入多尺度有限元原理，建立了時(shí)變裂紋損傷下的導(dǎo)管架平臺(tái)數(shù)值計(jì)算模型，針對(duì)導(dǎo)管架的損傷較大區(qū)域進(jìn)行了結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度研究。李景陽(yáng)[8]綜合考察了在復(fù)雜載荷作用下船舶結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的裂紋缺陷，提出了帶裂紋構(gòu)件的剩余極限強(qiáng)度評(píng)估方法。黃震球[9]等研究了船體梁結(jié)構(gòu)由于內(nèi)部爆炸導(dǎo)致結(jié)構(gòu)受損后剩余強(qiáng)度的變化規(guī)律。

船舶碰撞過(guò)程涉及結(jié)構(gòu)質(zhì)量分布特征和材料非線性以及船艏碰撞接觸非線性問題，需采用船舶-風(fēng)電結(jié)構(gòu)-土體全尺寸耦合模型與動(dòng)態(tài)顯式計(jì)算方法進(jìn)行分析；船撞后結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度研究要求在準(zhǔn)靜態(tài)體系下計(jì)算損傷結(jié)構(gòu)力-位移特征，這就需要將包含高動(dòng)能船撞模型中的結(jié)構(gòu)損傷特征引入無(wú)動(dòng)能準(zhǔn)靜態(tài)計(jì)算體系，其中高動(dòng)能損耗與局部強(qiáng)損傷必然導(dǎo)致巨大的計(jì)算成本（模型穩(wěn)定過(guò)程）與收斂困難（模型奇異性），以至于目前對(duì)風(fēng)電結(jié)構(gòu)碰撞受損后剩余強(qiáng)度變化的研究較少。本文采用船舶-風(fēng)電結(jié)構(gòu)-土體全耦合模型，利用預(yù)定義場(chǎng)實(shí)現(xiàn)了動(dòng)態(tài)與準(zhǔn)靜態(tài)計(jì)算有效轉(zhuǎn)換，建立了完好結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度、船撞結(jié)構(gòu)損傷與受損結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度一體化計(jì)算體系，以工程實(shí)建單樁風(fēng)機(jī)為對(duì)象，獲得了船撞過(guò)程與受損結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度的關(guān)聯(lián)關(guān)系。

1 結(jié)構(gòu)模型和材料參數(shù)模型

1.1 風(fēng)電結(jié)構(gòu)模型和材料參數(shù)模型

本次研究選用海上風(fēng)電大直徑深樁（單樁）基礎(chǔ)，單機(jī)容量6 MW。風(fēng)電支撐結(jié)構(gòu)由樁基、過(guò)渡段和塔筒組成，其幾何參數(shù)如表1所示，風(fēng)電整體（樁基和塔筒）結(jié)構(gòu)采用S355低碳鋼，其參數(shù)見表2。

表1 風(fēng)電單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of offshore wind turbine structure m

表2 低碳鋼S355鋼屬性參數(shù)1）Tab.2 Parameters of steel properties in mild steel S355 specification

風(fēng)電單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)幾何模型如圖1所示。樁基和塔筒采用漸變段設(shè)計(jì)建模，塔筒以上設(shè)備（機(jī)艙、輪轂、葉片等）通過(guò)RP點(diǎn)（耦合點(diǎn)）等效耦合在塔筒最高點(diǎn)，將該點(diǎn)設(shè)置為集中質(zhì)量點(diǎn)，質(zhì)量370 t。

圖1 風(fēng)電支撐結(jié)構(gòu)幾何模型Fig.1 Geometric model of monopile foundations

風(fēng)電單樁基礎(chǔ)和塔筒結(jié)構(gòu)的材料為彈塑性硬化材料，具有線彈性的特征，其本構(gòu)采用DNVGL-RP-C208《Determination of structural capacityby non-linear finite element analysis methods》[10]推薦的彈塑性硬化模型，該模型具有屈服平臺(tái)的冪律硬化模型參數(shù)。該材料本構(gòu)真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系可以定義為：

式中：σf為應(yīng)力；εp為應(yīng)變；n為硬化系數(shù)，取值0.166。

該材料本構(gòu)關(guān)系（真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變）曲線見圖2。

圖2 材料本構(gòu)真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.2 Constitutive true stress-strain curves of materials

材料損傷模型采用延性金屬損傷中韌性損傷模型。損傷演化方向利用塑性斷裂位移來(lái)控制，用線性形式表示損傷變量隨塑性位移的增加而增加，當(dāng)塑性位移達(dá)到斷裂位移時(shí)，斷裂發(fā)生，損傷變量D=1。斷裂位移輸入的參數(shù)值根據(jù)單元特征長(zhǎng)度和厚度以及不同的單元類型輸入。Kulzep和Peschmann[11]根據(jù)仿真研究給出了不同單元厚度的斷裂應(yīng)變（斷裂位移）與單元特征長(zhǎng)度的關(guān)系，如圖3所示。

圖3 最大斷裂應(yīng)變與單元大小的關(guān)系Fig.3 Relationship between maximum fracture strain and unit size

1.2 土體結(jié)構(gòu)模型和材料參數(shù)模型

土體直徑為120 m，高為75 m，中間樁留下的空隙為直徑7 m，深度55 m。一般土體建模時(shí)要求土體直徑為樁直徑的20～40倍，為了提高計(jì)算效率，直徑采用120 m。土體材料采用Mohr-Coulomb塑性模型，材料參數(shù)如表3所示。

表3 模型中不同類型土體材料主要參數(shù)Tab.3 Main parameters of different types of soil materials used in the model

巖土工程分析中初始地應(yīng)力是重要的影響因素之一，利用ABAQUS軟件可以實(shí)現(xiàn)初始地應(yīng)力平衡，土體分層幾何模型見圖4。

圖4 土體分層模型Fig.4 Soil stratification model

1.3 船體結(jié)構(gòu)模型

DNV GL-OS-A101[12]規(guī)范指出，碰撞能量根據(jù)典型船只計(jì)算，船側(cè)碰撞一般不低于14 MJ，船艏和船尾碰撞不低于11 MJ。對(duì)于船舶碰撞能量E計(jì)算公式為：

式中：M為船舶排水量，t，通常船側(cè)碰撞為0.4M，船艏和船尾為0.1M；a為船舶附加質(zhì)量，t；v為碰撞速度，m/s。

本研究基于船體結(jié)構(gòu)的彈塑性材料及結(jié)構(gòu)內(nèi)部的分布特征進(jìn)行模擬計(jì)算，建立船體模型。利用有限元軟件MSC.Patran建立全尺寸船舶有限元數(shù)值模型。選用載重量為38 000 t、船體外體結(jié)構(gòu)自重為5000 t，帶有球鼻的艏散貨船，集中質(zhì)量點(diǎn)總質(zhì)量為1800 t，機(jī)電設(shè)備及其上層建筑為2200 t，總自重共9000 t，船總長(zhǎng)為185.8 m，垂線間長(zhǎng)170 m，船舶型寬為31 m，型深15.43 m。設(shè)計(jì)吃水9.5 m，結(jié)構(gòu)吃水10 m。

有限元網(wǎng)格劃分節(jié)點(diǎn)和單元類型如下：總共402 844個(gè)節(jié)點(diǎn)，414 949個(gè)單元，57 000個(gè)兩節(jié)點(diǎn)線性梁?jiǎn)卧?2 229個(gè)兩節(jié)點(diǎn)三維桁架單元，286 102個(gè)四結(jié)點(diǎn)雙彎薄殼或厚殼單元，59 618個(gè)三節(jié)點(diǎn)三角形單元。船體整體有限元和碰撞部位局部網(wǎng)格細(xì)化模型如圖5所示，船體材料模型和風(fēng)電結(jié)構(gòu)采用低碳鋼S235，相關(guān)參數(shù)如表4所示。斷裂應(yīng)變、應(yīng)力三軸度、應(yīng)變率采用相應(yīng)鋼材料試驗(yàn)測(cè)得，損傷演化方向和斷裂位移選取值與風(fēng)電結(jié)構(gòu)模型相一致。

圖5 船體整體有限元和碰撞部位局部網(wǎng)格細(xì)化模型Fig.5 Overall finite element model of the hull and the local mesh refinement model of collision site

表4 低碳鋼S235鋼屬性參數(shù)Tab.4 Parameters of properties of mild steel S235

2 含樁-土作用單樁基礎(chǔ)整體結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度分析

塔筒及其以上設(shè)備受力（包括結(jié)構(gòu)自重）按照IEC 61400-3 International Standard[13]簡(jiǎn)化至樁基過(guò)渡段最高法蘭盤截面中心點(diǎn)處的三個(gè)方向集中力和三個(gè)彎矩。首先采用簡(jiǎn)化方法處理樁基與土體之間的接觸問題，采用Tie綁定約束接觸方式。設(shè)置參考載荷3000 N，作用在樁基過(guò)渡段最高點(diǎn)處樁體表面耦合截面中心，方向沿水平X軸正方向。

2.1 未考慮塔筒及其以上結(jié)構(gòu)分析

利用弧長(zhǎng)法求解得到樁基過(guò)渡段最高點(diǎn)處水平荷載-水平位移曲線如圖6所示?？梢婇_始時(shí)曲線表現(xiàn)為線性特征，單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)處于彈性階段，曲線的斜率即剛度；當(dāng)力繼續(xù)加載，曲線表現(xiàn)為非線性特征，單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性階段，曲線達(dá)到拐點(diǎn)處，單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)達(dá)到極限狀態(tài)。由于樁體結(jié)構(gòu)是彈塑性硬化材料，拐點(diǎn)之后加載很小力就會(huì)發(fā)生較大位移，曲線的斜率值即剛度不斷變化。由圖6可知，單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)水平極限承載力為60 MN，由圖7可以看出單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)已經(jīng)發(fā)生局部屈曲，土由體還未進(jìn)入塑性狀態(tài)。

圖6 弧長(zhǎng)法求解得到水平荷載-水平位移曲線Fig.6 Curve of horizontal load and horizontal displacement obtained by arc length method

圖7 基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖和土體S11(X)方向的應(yīng)力云圖Fig.7 Stress cloud diagram of foundation structure and soil S11 direction

利用準(zhǔn)靜態(tài)法對(duì)單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)進(jìn)行極限強(qiáng)度研究。準(zhǔn)靜態(tài)法以結(jié)構(gòu)非線性運(yùn)動(dòng)方程的顯式求解為基礎(chǔ)，運(yùn)動(dòng)方程如下：

式中：{P}為載荷列陣；{I}為內(nèi)力矩陣；M為質(zhì)量矩陣；{u?}為加速度矩陣。

首先利用弧長(zhǎng)法得到水平位移為3.5 m時(shí)，水平承載力為76.232 5 MN進(jìn)行加載分析，利用光滑幅值函數(shù)控制加載速度，保證加載過(guò)程不會(huì)產(chǎn)生加載速率變化引起的波動(dòng)不連續(xù)行為。利用有限元軟件ABAQUS中的頻率分析步可以得到單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的固有頻率，進(jìn)而求解其固有時(shí)間。通常采用單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)固有時(shí)間的10倍進(jìn)行加載，充分保證得到精確靜態(tài)解。通過(guò)分析可以得到結(jié)構(gòu)的固有頻率為0.751 05 Hz，準(zhǔn)靜態(tài)分析計(jì)算時(shí)間為13.31 s。

通過(guò)弧長(zhǎng)法和準(zhǔn)靜態(tài)法分析得到水平荷載-水平位移曲線見圖8，由圖8可知準(zhǔn)靜態(tài)法求解結(jié)構(gòu)的水平極限承載力為63 MN。準(zhǔn)靜態(tài)法相比弧長(zhǎng)法得到的極限強(qiáng)度值略大，同時(shí)也驗(yàn)證了兩種方法都是求解結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度的有效方法。

圖8 弧長(zhǎng)法和準(zhǔn)靜態(tài)法分析得到水平荷載-水平位移曲線Fig.8 Curve of horizontal load and horizontal displacement obtained by arc length method and quasi-static method

對(duì)單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)進(jìn)行彎矩加載分析，同樣采用弧長(zhǎng)法和準(zhǔn)靜態(tài)法分別進(jìn)行加載，彎矩的方向?yàn)槔@Y軸正向施加，結(jié)果如圖9所示。由圖9可知，弧長(zhǎng)法求解得到繞Y軸正向極限彎矩為1.28 kN·m，準(zhǔn)靜態(tài)分析得到的繞Y軸正向極限彎矩為1.3 kN·m。

圖9 弧長(zhǎng)法和準(zhǔn)靜態(tài)法分析得到繞Y軸正向彎矩轉(zhuǎn)角曲線Fig.9 Positive bending moment angle curve around Y axis obtained by arc length method and quasi-static method

可見，采用非線性弧長(zhǎng)法和準(zhǔn)靜態(tài)法求解單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)水平極限強(qiáng)度，計(jì)算精度接近，而準(zhǔn)靜態(tài)法在非線性求解過(guò)程中處理收斂性問題上更有優(yōu)勢(shì)，將其確定為船撞單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度求解方法。

2.2 整體結(jié)構(gòu)分析

以上研究中未考慮塔筒及其以上結(jié)構(gòu)，現(xiàn)對(duì)整體結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度進(jìn)行研究，利用準(zhǔn)靜態(tài)法進(jìn)行求解，邊界條件和施加荷載都與未考慮塔筒時(shí)相同，得到樁基過(guò)渡段最高點(diǎn)處水平荷載-水平位移曲線如圖10所示。由圖10可知，考慮塔筒及其以上結(jié)構(gòu)求解得到極限承載力與未考慮時(shí)基本相同，故不考慮塔筒工況下利用準(zhǔn)靜態(tài)法求解極限強(qiáng)度對(duì)整體極限強(qiáng)度無(wú)影響。

圖10 準(zhǔn)靜態(tài)法分析得到水平荷載-水平位移曲線Fig.10 Horizontal load and horizontal displacement curve obtained by quasi-static analysis

樁-土作用采用面與面接觸，樁身是主面，土體內(nèi)側(cè)為從面。接觸屬性中的法向采用硬接觸方式，接觸屬性切向方向摩擦方式采用動(dòng)、靜衰減系數(shù)模型，動(dòng)、靜摩擦系數(shù)為0.2，指數(shù)衰減系數(shù)為1。不同接觸方式水平荷載-水平位移曲線對(duì)比見圖11。風(fēng)電整體應(yīng)力云圖和土體S11（X）方向應(yīng)力云圖見圖12。由圖12可以看出，樁土和土體應(yīng)力主要集中在泥土面以下0～5 m。準(zhǔn)靜態(tài)法可以求解接觸非線性問題，因此采用面與面接觸更符合工程實(shí)際。

圖11 不同接觸方式水平荷載-水平位移曲線對(duì)比Fig.11 Comparison of horizontal load-horizontal displacement curves of different contact modes

圖12 風(fēng)電整體應(yīng)力云圖和土體S11（X）方向的應(yīng)力云圖Fig.12 Stress cloud diagrom of wind power and soil S11 direction

通過(guò)以上研究可以得出求解整體極限強(qiáng)度需要考慮的各種因素，包括兩種不同求解極限強(qiáng)度的方法、集中力和彎矩加載分析、是否考慮塔筒及其以上結(jié)構(gòu)分析、不同的樁-土之間接觸方式等。

3 船舶碰撞海上風(fēng)電基礎(chǔ)分析

本研究采用顯式有限元分析軟件ABAQUS/Explicit進(jìn)行碰撞分析。求解動(dòng)力平衡方程時(shí)對(duì)時(shí)間積分采用中心差分法。

其中，tn-1/2=(tn+tn-1)/2,tn+1/2=(tn+1+tn)/2，

式中：C為阻尼矩陣；K為剛度矩陣；H為沙漏黏性阻尼力矩陣；u為位移向量；為tn時(shí)刻節(jié)點(diǎn)加速度，分別為tn、tn+1/2、tn-1/2時(shí)刻節(jié)點(diǎn)速度，u(tn+1)為tn+1時(shí)刻節(jié)點(diǎn)位移；M為有效質(zhì)量矩陣；F為碰撞載荷，則F(tn)為tn時(shí)刻有效荷載。如果已知u(tn)和u(tn+1/2)就可求解u(tn+1)，然后計(jì)算出M和F，最后求出。

不同速度的碰撞場(chǎng)景如下：船體質(zhì)量為9000 t（包含附加質(zhì)量，附加質(zhì)量系數(shù)0.05），速度分別選擇4 m/s、3 m/s、2 m/s，正碰，水深17.3 m，吃水深度9 m，樁基直徑7 m，樁基和塔筒厚度80 mm，塔筒最高點(diǎn)集中質(zhì)量370 t，正碰不計(jì)摩擦系數(shù)，土體參數(shù)不變，土體和風(fēng)機(jī)整體施加重力，水壓力0.17 MPa，初始地應(yīng)力作為土體初始條件，樁土作用部分切向方向采用罰函數(shù)公式，摩擦系數(shù)0.4。

船舶-風(fēng)電-土體耦合碰撞整體有限元模型如圖13所示。碰撞過(guò)程中采用質(zhì)量縮放功能提高求解效率。碰撞力-凹陷位移曲線見圖14，從圖中可以看出速度越大，碰撞產(chǎn)生凹陷位移越大，回彈位移也越大；剛開始碰撞屬于彈性碰撞，不同碰撞速度下斜率基本相同，隨后進(jìn)入彈塑性階段，曲線表現(xiàn)出較強(qiáng)的非線性不穩(wěn)定波動(dòng)特征，碰撞力每次達(dá)到峰值后卸載都是接觸重新建立和消失，主要是由船艏構(gòu)件或樁體的受損失效破壞所致。

圖13 船舶-風(fēng)電-土體耦合碰撞整體有限元模型Fig.13 Overall finite element model of ship-wind power-soil coupling collision

圖14 不同速度碰撞下碰撞力-凹陷位移曲線Fig.14 Striking force-hollow displacement curve under collision with different velocities

圖15是不同速度碰撞下風(fēng)電整體結(jié)構(gòu)和船體損傷等效塑性應(yīng)變?cè)茍D，可以看出船體球鼻艏部位產(chǎn)生了較大損傷，船甲板產(chǎn)生的損傷較小。圖16是4 m/s速度下樁體整體變形和應(yīng)力云圖，碰撞過(guò)程在樁基過(guò)渡段產(chǎn)生了局部凹陷，在樁基嵌入土體表面下2.2～17.8 m中會(huì)發(fā)生局部彎曲撓度，在此區(qū)域內(nèi)也產(chǎn)生損傷。圖17為4 m/s碰撞下土體等效塑性應(yīng)變和位移云圖，可以看出，土體表面區(qū)域出現(xiàn)塑性應(yīng)變，土體產(chǎn)生塑性破壞。

圖15 4 m/s碰撞下整體和船體等效塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.15 Cloud diagram of the global and hull equivalent plastic strain under 4 m/s collision

圖16 4 m/s碰撞下風(fēng)電整體和局部凹陷應(yīng)力云圖Fig.16 Stress cloud diagram of the whole and partial hollow of wind power under 4 m/s collision

圖17 4 m/s碰撞下土體等效塑性應(yīng)變和位移云圖Fig.17 Cloud diagram of equivalent plastic strain and displacement of soil under impact of 4 m/s

4 船撞后單樁風(fēng)電基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)整體剩余強(qiáng)度分析

風(fēng)電單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)遭受船舶碰撞后，會(huì)在碰撞后慣性力的作用下產(chǎn)生來(lái)回振蕩，如果把碰撞的結(jié)果導(dǎo)入到下一步分析中會(huì)產(chǎn)生收斂問題或不穩(wěn)定解，此時(shí)結(jié)構(gòu)處于非靜態(tài)或非準(zhǔn)靜態(tài)加載，導(dǎo)致結(jié)果出現(xiàn)偏差[14-15]。為了更符合工程特點(diǎn)，把單樁基礎(chǔ)遭受船舶碰撞所得結(jié)果導(dǎo)入到動(dòng)態(tài)衰減分析中，耗散掉彈性應(yīng)變能，使得結(jié)構(gòu)處于準(zhǔn)靜態(tài)工況下。動(dòng)態(tài)衰減分析設(shè)置阻尼參數(shù),使能量得以耗散，塔筒頂端振動(dòng)幅度不斷減小，然后把衰減分析得到的結(jié)果導(dǎo)入和傳遞到下一動(dòng)態(tài)分析中，進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)加載并求解單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度。

動(dòng)態(tài)衰減分析時(shí)利用ABAQUS軟件材料模塊定義材料阻尼。ABAQUS/Explicit材料阻尼中使用Rayleigh阻尼參數(shù)設(shè)置。取前兩階頻率來(lái)計(jì)算阻尼系數(shù)，結(jié)果為0.006 541。

選擇不同碰撞速度下動(dòng)態(tài)衰減后的損傷應(yīng)力狀態(tài)，將動(dòng)態(tài)衰減分析的結(jié)果導(dǎo)入到下一步分析中進(jìn)行剩余強(qiáng)度分析，利用準(zhǔn)靜態(tài)法進(jìn)行求解，使用面與面接觸方式，載荷和邊界條件等其他設(shè)置或參數(shù)按照基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)整體極限強(qiáng)度進(jìn)行分析。通過(guò)對(duì)不同碰撞速度的損傷分析得到結(jié)構(gòu)損傷程度，研究載荷施加方向、載荷施加考慮計(jì)算效率和模型求解復(fù)雜性。選擇碰撞速度分別為4 m/s、2 m/s進(jìn)行損傷分析，沿碰撞方向即X軸正向施加力表示為力+，反碰撞方向即X軸負(fù)向施加力表示為力-，繞Y軸正向施加彎矩表示為彎矩+，繞Y軸負(fù)向施加彎矩表示為彎矩-，施加不同方向力水平荷載-水平位移曲線見圖18。表5和表6是不同速度下不同加載方向得到的剩余極限承載力/彎矩。

表5 不同碰撞速度作用下剩余極限承載力Tab.5 Residual ultimate bearing capacity under action of different collision velocities MN

表6 不同碰撞速度作用下剩余極限彎矩Tab.6 Residual ultimate bending moments under different collision velocities MN·m

圖18 施加不同方向力水平荷載-水平位移曲線Fig.18 Horizontal load-horizontal displacement curves with different direction forces applied

圖19是碰撞速度為3 m/s下基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)受損后求解剩余強(qiáng)度整體變形應(yīng)力云圖和樁基等效塑性應(yīng)變?cè)茍D。從圖中可以看出不同荷載加載方式和加載方向下，其整體變形和樁基等效塑性應(yīng)變的變化規(guī)律。當(dāng)施加X軸正向力時(shí)，風(fēng)電整體會(huì)在樁基嵌入土體表面下2.2～17.8 m中繼續(xù)發(fā)生局部彎曲撓度，導(dǎo)致該區(qū)域等效塑性應(yīng)變?cè)黾?，損傷增大，結(jié)構(gòu)承載能力下降，但并未在球鼻艏碰撞凹陷區(qū)域發(fā)生較大損傷。當(dāng)施加X軸反向力時(shí)，風(fēng)電整體在樁基嵌入土體表面下2.2～17.8 m處先發(fā)生回彈，然后繼續(xù)沿X軸負(fù)向方向發(fā)生剪切受損，等效塑性應(yīng)變?cè)龃螅辉谂鲎舶枷輩^(qū)域也會(huì)發(fā)生剪切受損，等效塑性應(yīng)變?cè)龃?。?dāng)施加繞Y+方向彎矩時(shí)，風(fēng)電整體在樁基嵌入土體表面下2.2～17.8 m處不發(fā)生變化，而是在樁基過(guò)渡段發(fā)生損傷，等效塑性應(yīng)變?cè)龃蟆．?dāng)施加繞Y-方向彎矩時(shí)，風(fēng)電整體會(huì)在樁基嵌入土體表面下2.2～17.8 m處發(fā)生回彈，但損傷并未增大；在碰撞凹陷區(qū)域會(huì)發(fā)生較大剪切損傷，導(dǎo)致凹陷區(qū)域繼續(xù)增大，直至壓縮破壞。

5 結(jié)論

海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)遭遇船舶碰撞前后整體極限強(qiáng)度會(huì)發(fā)生明顯變化。船舶碰撞過(guò)程中是高能量結(jié)構(gòu)之間相互傳遞過(guò)程，涉及各種非線性的疊加，本文提出船舶-風(fēng)電結(jié)構(gòu)-土體全尺寸耦合模型，采用非線性有限元求解法能夠高效處理以上過(guò)程，現(xiàn)得出以下結(jié)論。

（1）對(duì)于風(fēng)電整體極限強(qiáng)度分別采用非線性弧長(zhǎng)法和動(dòng)態(tài)顯式（準(zhǔn)靜態(tài)法）求解。兩類方法計(jì)算精度接近，準(zhǔn)靜態(tài)法在非線性求解過(guò)程中處理收斂性問題上更有優(yōu)勢(shì)，同時(shí)也可以考慮樁-土接觸摩擦阻力的影響，利用準(zhǔn)靜態(tài)法分析剩余強(qiáng)度。

（2）船舶碰撞涉及各種非線性問題，采用動(dòng)態(tài)顯式求解程序能更好地求解碰撞過(guò)程。當(dāng)采用不同速度碰撞時(shí)，速度越大，最大凹陷位移越大，回彈量也越大。碰撞開始時(shí)屬于彈性碰撞，不同碰撞速度下碰撞力-凹陷位移斜率即結(jié)構(gòu)剛度相同，隨后進(jìn)入彈塑性階段，曲線出現(xiàn)較強(qiáng)的非線性特征。碰撞損傷不僅出現(xiàn)在樁基與船艏（球鼻艏和甲板）接觸凹陷部位，而且還出現(xiàn)在樁基嵌入土體表面下2.2～17.8 m中發(fā)生局部彎曲撓度區(qū)域，且該區(qū)域相比碰撞凹陷部位的損傷較大，同時(shí)土體也會(huì)產(chǎn)生塑性損傷。

（3）進(jìn)行受損后剩余極限強(qiáng)度研究，首先需要進(jìn)行動(dòng)態(tài)衰減能量分析，以避免出現(xiàn)波動(dòng)不穩(wěn)定特征。針對(duì)不同速度碰撞受損后承載性能曲線，可以看出單樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)承載能力有所降低；對(duì)碰撞后施加不同的荷載形式或荷載方向其持續(xù)發(fā)生損傷的區(qū)域不同，當(dāng)施加集中力時(shí)，損傷主要在樁基嵌入土體表面下2.2～17.8 m處累積，當(dāng)施加彎矩時(shí)，損傷主要在碰撞凹陷處累積。