吳騰飛，黃勇，宋倩雯，趙海盛，李昕

船舶撞擊下10MW單樁基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)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(xué) 建設(shè)工程學(xué)部 工程抗震研究所，遼寧 大連 116024）

探究風(fēng)機(jī)在遭遇船舶撞擊時(shí)的動(dòng)力響應(yīng)，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(chǔ)風(fēng)機(jī)的動(dòng)力分析模型，并利用-曲線模擬樁土相互作用，計(jì)算不同撞擊速度、撞擊角度、風(fēng)載方向作用下海上風(fēng)機(jī)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，探究風(fēng)機(jī)在停機(jī)工況和運(yùn)行工況下的失效模式。風(fēng)機(jī)受風(fēng)載作用時(shí)，最大機(jī)艙加速度和塔頂最大位移分別較無(wú)風(fēng)載時(shí)增加了8.5%、68.1%。以5 000 t撞擊船為例，風(fēng)機(jī)在停機(jī)狀態(tài)下，撞擊速度超過(guò)2.13 m/s時(shí)，風(fēng)機(jī)面臨因機(jī)艙故障而引發(fā)的失效；風(fēng)機(jī)在運(yùn)行狀態(tài)下，撞擊速度超過(guò)1.88 m/s時(shí)，風(fēng)機(jī)面臨因撓度超過(guò)最大允許值而引發(fā)的失效。有、無(wú)風(fēng)載時(shí)，機(jī)艙加速度響應(yīng)的差異不明顯，而有風(fēng)載時(shí)的塔頂位移較無(wú)風(fēng)載時(shí)增長(zhǎng)明顯。根據(jù)風(fēng)機(jī)在停機(jī)工況和運(yùn)行工況下的失效模式，提出了相應(yīng)的船舶撞擊速度臨界值。

海上風(fēng)機(jī)；單樁基礎(chǔ)；船舶撞擊；動(dòng)力響應(yīng)；風(fēng)載效應(yīng)；有限元

隨著海上風(fēng)電的迅速發(fā)展，復(fù)雜的海上條件下，船舶和海上風(fēng)機(jī)之間發(fā)生碰撞的可能性也在增加[1-4]。船舶和海上風(fēng)機(jī)之間的碰撞，不僅會(huì)造成風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)損壞和經(jīng)濟(jì)損失，也會(huì)對(duì)工作人員造成不同程度的傷害[5-6]。因此，開展船舶碰撞時(shí)海上風(fēng)力發(fā)電機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)和失效模式研究，對(duì)其安全設(shè)計(jì)和正常運(yùn)行具有重要的理論意義和實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。

隨著計(jì)算機(jī)的發(fā)展，數(shù)值模擬已經(jīng)成為分析船舶和各種海上風(fēng)力發(fā)電機(jī)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(píng)估風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)與船舶碰撞時(shí)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(fēng)機(jī)正面碰撞時(shí)風(fēng)機(jī)的響應(yīng)，對(duì)不同基礎(chǔ)形式風(fēng)機(jī)的抗沖擊性能進(jìn)行了研究和比較。郭君等[13]研究了補(bǔ)給船與半潛式支撐平臺(tái)在不同碰撞位置和碰撞速度下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)特征。王旭月[14]研究了船舶碰撞后海上風(fēng)機(jī)的防撞性能和結(jié)構(gòu)優(yōu)化，通過(guò)比較和分析船舶碰撞的結(jié)果，評(píng)估了不同類型風(fēng)機(jī)的防撞性能，并對(duì)影響風(fēng)機(jī)防撞性能的參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。SACS軟件也是海上結(jié)構(gòu)碰撞研究的有效工具，許多研究人員使用SACS軟件對(duì)固定的海上平臺(tái)進(jìn)行了碰撞研究[15-17]。

目前，國(guó)內(nèi)外針對(duì)船舶撞擊風(fēng)機(jī)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(fēng)機(jī)。隨著中國(guó)海洋風(fēng)力技術(shù)研究的深化，大功率風(fēng)機(jī)已經(jīng)成為了新的研究重點(diǎn)，但尚未見船舶碰撞工況下大型風(fēng)機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)特性及失效模式研究。同時(shí)，上述研究大多沒(méi)有考慮空氣動(dòng)力載荷，隨海上風(fēng)力機(jī)朝大功率方向發(fā)展，風(fēng)機(jī)的空氣動(dòng)力載荷顯著增加，忽略空氣動(dòng)力載荷在一定程度上能提高計(jì)算效率，卻無(wú)法描述氣動(dòng)力與碰撞力的非線性耦合效應(yīng)。因此，本文考慮了空氣動(dòng)力載荷對(duì)風(fēng)機(jī)的作用，開展DTU 10 MW大型單樁風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)碰撞動(dòng)力響應(yīng)研究，計(jì)算風(fēng)機(jī)在船撞作用下的失效模式。本文研究工作將對(duì)風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)和機(jī)艙的合理設(shè)計(jì)具有一定理論指導(dǎo)意義和實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。

1 計(jì)算理論

1.1 碰撞動(dòng)力方程

船舶與海上風(fēng)機(jī)碰撞是瞬態(tài)的復(fù)雜物理過(guò)程，碰撞動(dòng)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(fēng)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(fēng)荷載和船舶撞擊荷載對(duì)風(fēng)機(jī)的影響，故將浪和流荷載忽略。其時(shí)間積分基于顯式中心差分法，基本格式為：

1.2 風(fēng)荷載計(jì)算理論

1.2.1 外部風(fēng)場(chǎng)

外部風(fēng)場(chǎng)可分為定常風(fēng)和湍流風(fēng)，它們?nèi)Q于風(fēng)速是否隨時(shí)間變化。定常風(fēng)風(fēng)速恒定，只考慮垂直風(fēng)切變的影響；湍流風(fēng)場(chǎng)可以通過(guò)在定常風(fēng)場(chǎng)上疊加脈動(dòng)風(fēng)而產(chǎn)生，是典型的隨機(jī)過(guò)程，能量隨時(shí)間連續(xù)變化。風(fēng)機(jī)在實(shí)際工作中的風(fēng)況是湍流風(fēng)，可通過(guò)蒙特卡洛隨機(jī)模擬實(shí)現(xiàn)，但這類分析的計(jì)算成本過(guò)高，對(duì)于碰撞模擬，碰撞后最初幾秒的空氣動(dòng)力將起關(guān)鍵作用。因此，本研究采用定常風(fēng)場(chǎng)進(jìn)行分析。對(duì)于葉片風(fēng)荷載，選擇最大推力的額定風(fēng)速工況（11.4 m/s）；對(duì)于塔身風(fēng)荷載，考慮風(fēng)場(chǎng)切變效應(yīng)進(jìn)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(fēng)荷載

通常采用葉素–動(dòng)量理論（Blade Element Momentum Theory，BEM）計(jì)算葉片風(fēng)荷載。首先將葉片沿展向分割成多個(gè)微段，這些微段簡(jiǎn)稱為葉素。利用動(dòng)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(jì)算得出作用在每個(gè)葉輪上的力和力矩。作用在各個(gè)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(fēng)速；為風(fēng)輪葉片數(shù)；為葉素剖面弦長(zhǎng)；為入流角；l、d分別為每個(gè)葉素的升力系數(shù)和阻力系數(shù)；為每個(gè)葉素的展向長(zhǎng)度；為葉素與輪轂中心的距離。

1.2.3 塔身風(fēng)荷載

塔筒是高聳圓錐形結(jié)構(gòu)，直接作用于塔筒上的荷載除了塔筒自重外，風(fēng)力的作用還會(huì)對(duì)塔身形成風(fēng)壓，作用于塔身的風(fēng)荷載可以由塔身風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值乘以作用面積進(jìn)行計(jì)量。按照《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[21]的規(guī)定，塔身風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值可按式（5）計(jì)算。

式中：k為結(jié)構(gòu)高度處單位投影面積上的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值，kN/m2；β為高度處的風(fēng)振系數(shù)；s為風(fēng)荷載體型系數(shù)；μ為高度處的風(fēng)高度變化系數(shù)；0為基本風(fēng)壓，kN/m2。

1.3 SACS軟件COLLAPSE模塊計(jì)算流程

SACS軟件COLLAPSE模塊計(jì)算流程如圖1所示。對(duì)于任何荷載增量，使用橫截面子單元詳細(xì)信息為每個(gè)構(gòu)件求出梁柱剛度解。然后進(jìn)行整體剛度迭代（包括柔性、塑性和破壞的影響）和基礎(chǔ)剛度迭代（包括非線性樁土作用）。在全局剛度解迭代過(guò)程中，確定結(jié)構(gòu)的偏轉(zhuǎn)形狀，并將其與先前的解迭代的位移進(jìn)行比較。如果未實(shí)現(xiàn)收斂，則使用節(jié)點(diǎn)的新全局位移以及梁的內(nèi)、外部荷載重新計(jì)算單元?jiǎng)偠染仃?，然后重?fù)結(jié)構(gòu)剛度迭代，直到位移滿足收斂公差。

2 數(shù)值計(jì)算模型

2.1 單樁風(fēng)機(jī)簡(jiǎn)化整體模型

本文以丹麥科技大學(xué)風(fēng)能系和Vestas公司共同研發(fā)的DTU 10 MW風(fēng)力機(jī)樣機(jī)為設(shè)計(jì)對(duì)象，風(fēng)機(jī)的主要設(shè)計(jì)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(fēng)機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)水深為40 m，采用單樁風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)形式。單樁基礎(chǔ)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(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)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(chǔ)，單樁基礎(chǔ)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(gè)點(diǎn)定義。不同樁深度下的-關(guān)系如圖3所示。

圖1 SACS軟件COLLAPSE模塊計(jì)算流程

表1 DTU 10 MW風(fēng)機(jī)參數(shù)

Tab.1 Parameters of DTU 10 MW wind turbine

圖2 單樁風(fēng)機(jī)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(yùn)動(dòng)中，需要考慮船體結(jié)構(gòu)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(lái)解決這個(gè)問(wèn)題。考慮到研究的主要目的以及流固耦合模型將使計(jì)算時(shí)間顯著增大，同時(shí)附加質(zhì)量法也獲得了眾多學(xué)者的認(rèn)可和肯定，所以選擇附加質(zhì)量法來(lái)研究船體結(jié)構(gòu)與水的相互作用。正撞時(shí)附加質(zhì)量取船體質(zhì)量的0.1倍，側(cè)撞時(shí)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(duì)偶然極限狀態(tài)設(shè)計(jì)，在工程設(shè)計(jì)中，除船撞之外的其他環(huán)境荷載均可予以簡(jiǎn)化或不考慮，船撞擊后支撐結(jié)構(gòu)要通過(guò)合理設(shè)計(jì)，盡量減小損傷，并不允許倒塌。此時(shí)，海上風(fēng)機(jī)的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)應(yīng)能經(jīng)受不小于11 MJ船舶的正面沖擊，對(duì)應(yīng)速度為2 m/s、質(zhì)量為5 000 t的船舶。結(jié)合風(fēng)電場(chǎng)附近海域?qū)嶋H過(guò)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(duì)風(fēng)機(jī)進(jìn)行撞擊計(jì)算，其中5 000 t船舶的主要尺寸見表2。

表2 補(bǔ)給船基本特征

Tab.2 Basic characteristics of replenishment ship

2.3 風(fēng)機(jī)建模驗(yàn)證

目標(biāo)頻率設(shè)計(jì)準(zhǔn)則指出，為了避免共振，在保證基礎(chǔ)剛度的情況下，風(fēng)機(jī)的自振頻率應(yīng)避開風(fēng)機(jī)葉片轉(zhuǎn)動(dòng)的頻率（1P頻率）和葉片通過(guò)塔筒位置時(shí)引起的遮蔽效應(yīng)頻率（3P頻率）。目前，海上風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)一般是使風(fēng)機(jī)的自振頻率在頻率1P和3P之間。DNVGL規(guī)范還要求，風(fēng)機(jī)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(fēng)機(jī)有限元模型，所得一階頻率為0.246 Hz，在風(fēng)力渦輪機(jī)的葉片通過(guò)頻率間隔1P和3P之間，表明風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)的合理性。挪威科技大學(xué)的學(xué)者Joey Velarde[23]計(jì)算得到的DTU 10MW風(fēng)機(jī)的固有頻率為0.257 Hz，本文與其相差4.3%，驗(yàn)證了風(fēng)機(jī)建模的合理性。

圖4 風(fēng)力機(jī)運(yùn)行頻率區(qū)間

3 船撞作用下風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)

3.1 不同撞擊速度

風(fēng)機(jī)在停機(jī)和運(yùn)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(duì)風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)的影響。船舶碰撞后塔頂?shù)倪\(yùn)動(dòng)響應(yīng)如圖5所示，模擬時(shí)長(zhǎng)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(jié)束后的幾秒鐘內(nèi)出現(xiàn)，是因?yàn)榇藭r(shí)風(fēng)機(jī)已經(jīng)發(fā)生局部偏轉(zhuǎn)，并由于風(fēng)機(jī)塔架的柔性而發(fā)生振動(dòng)。隨撞擊速度的增加，最大加速度和最大位移出現(xiàn)的時(shí)間基本不變，然而運(yùn)動(dòng)響應(yīng)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(fēng)機(jī)基礎(chǔ)上的沖量，風(fēng)機(jī)隨后獲得越來(lái)越大的動(dòng)量。當(dāng)船舶碰撞過(guò)程結(jié)束時(shí)，接觸力降至0，風(fēng)機(jī)獲得一定速度。在樁土和水荷載的共同作用下，塔頂?shù)倪\(yùn)動(dòng)響應(yīng)可以看作是一個(gè)具有初始速度的自由衰減運(yùn)動(dòng)。

表3 工況

Tab.3 Operating conditions

圖5 不同撞擊速度下的機(jī)艙加速度響應(yīng)和塔頂位移響應(yīng)

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(fēng)機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)。用船舶速度方向與鋼管樁撞擊點(diǎn)切線方向夾角來(lái)定義撞擊角度，撞擊角度選擇了90o（正撞）和45o（側(cè)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(dòng)能為11 MJ，側(cè)撞初始動(dòng)能為14 MJ。

圖6 撞擊角度示意圖

由圖7可知，風(fēng)機(jī)塔頂位置通過(guò)船舶碰撞獲得初始加速度，加速度隨著船舶撞擊達(dá)到最大值，并隨著撞擊的結(jié)束逐漸衰減。機(jī)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(cè)撞時(shí)向的機(jī)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(cè)撞時(shí)，風(fēng)機(jī)塔頂位移最大值為2.143 m，正撞時(shí)則為1.909 m，側(cè)撞時(shí)塔頂最大位移要大于正撞時(shí)。

圖7 不同撞擊角度下的機(jī)艙加速度響應(yīng)

表4 不同撞擊角度下的機(jī)艙加速度

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

對(duì)比圖7和圖8可以發(fā)現(xiàn)，風(fēng)機(jī)塔頂運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的振幅隨時(shí)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(fēng)機(jī)沿軸運(yùn)動(dòng)的方向不同，正撞后風(fēng)機(jī)會(huì)先向軸負(fù)方向運(yùn)動(dòng)，側(cè)撞后風(fēng)機(jī)會(huì)先向軸正方向運(yùn)動(dòng)。側(cè)撞工況下，由于撞擊船給了風(fēng)機(jī)軸正向的力，風(fēng)機(jī)向的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)明顯大于正撞工況。方向機(jī)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(cè)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(fēng)載作用

在風(fēng)機(jī)正常運(yùn)行期間，作用在結(jié)構(gòu)上的主要荷載由風(fēng)引起，因此本文研究了風(fēng)荷載和船撞共同作用下風(fēng)機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)，風(fēng)荷載作用方向示意如圖9所示。使風(fēng)機(jī)在額定風(fēng)速11.4 m/s的定常風(fēng)工況下運(yùn)行，塔身風(fēng)荷載由海上結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)分析軟件SACS計(jì)算，葉片風(fēng)荷載由風(fēng)機(jī)整體結(jié)構(gòu)動(dòng)力分析軟件FAST計(jì)算。

圖9 風(fēng)荷載作用方向

本節(jié)模擬時(shí)長(zhǎng)為200 s，其中風(fēng)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(fēng)向11.4 m/s風(fēng)速下風(fēng)機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)。不同風(fēng)向下機(jī)艙加速度時(shí)程比較如圖10所示。當(dāng)風(fēng)向和沖擊速度同向時(shí)，機(jī)艙加速度最大，為3.103 m/s2；風(fēng)向與沖擊速度逆向時(shí)，機(jī)艙加速度最小，為3.006 m/s2，見表6。不同風(fēng)向下方向塔頂位移時(shí)程比較如圖11所示。在前50 s，風(fēng)機(jī)僅受風(fēng)荷載作用。如圖12a所示，風(fēng)向?yàn)?°時(shí)，塔頂位移隨風(fēng)荷載作用緩慢增加，并在約10 s處達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)；當(dāng)風(fēng)向?yàn)?0°時(shí)，如圖12b所示，風(fēng)機(jī)受到船舶撞擊前，方向塔頂位移可忽略不計(jì)。比較圖12a、c可以看到，當(dāng)風(fēng)速恒定但方向相反時(shí)，塔頂位移的幅值相近。從第50 s開始，風(fēng)機(jī)受到船舶撞擊和風(fēng)荷載的共同作用，船撞持續(xù)時(shí)間約為1.42 s（見表7），風(fēng)速和沖擊速度之間的相對(duì)方向也會(huì)對(duì)撞擊后最大塔頂位移產(chǎn)生影響。當(dāng)沖擊速度與風(fēng)速共線時(shí)，塔頂位移較大，同向時(shí)塔頂最大位移為1.681 m，逆向時(shí)塔頂最大位移為1.532 m。與表8停機(jī)工況相比，風(fēng)荷載作用下的機(jī)艙加速度和塔頂位移均有一定增長(zhǎng)。

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(fēng)載作用下不同撞擊速度對(duì)風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)的影響，結(jié)果見表8。各運(yùn)行工況下，機(jī)艙加速度和塔頂位移值較停機(jī)工況均有不同程度的增長(zhǎng)，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(shí)，由于風(fēng)荷載附加作用，機(jī)艙加速度增加了0.438 m/s2，增長(zhǎng)率為7.7%；塔頂位移增加了0.746 m，增長(zhǎng)率為39.1%。工況9、10考慮了風(fēng)載作用下不同撞擊角度對(duì)風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)的影響，風(fēng)機(jī)發(fā)生側(cè)撞時(shí)（工況10），風(fēng)載附加作用下加速度增長(zhǎng)了5.6%，塔頂位移增長(zhǎng)了34.2%。相比而言，正撞工況下（工況9），風(fēng)機(jī)受風(fēng)荷載的影響更加明顯，見表9。

不同荷載情況下風(fēng)機(jī)塔頂運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的最大值、最小值、平均值和標(biāo)準(zhǔn)差（除了工況3、4列舉了、兩個(gè)方向的響應(yīng)，其余工況均僅列舉方向響應(yīng)）如圖12所示。可以看出，對(duì)于多數(shù)工況，機(jī)艙加速度平均值小于0，而塔頂位移平均值大于0。機(jī)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(yàn)法則[24]，本文選擇塔頂部相對(duì)于基礎(chǔ)距離的1°作為塔頂最大撓度，40 m水深10 MW風(fēng)機(jī)對(duì)應(yīng)距離=145.63 m，因此可計(jì)算所得撓度最大允許值max=2.541 7 m。同時(shí)，根據(jù)西門子公司[25]的規(guī)定，機(jī)艙的最大允許加速度=6m/s2，超過(guò)該值時(shí)風(fēng)機(jī)有故障風(fēng)險(xiǎn)。結(jié)果表明，風(fēng)機(jī)在工況1—8的荷載條件下均可正常使用，在工況9風(fēng)機(jī)將面臨因機(jī)艙故障而引發(fā)的失效，在工況10風(fēng)機(jī)將面臨因撓度超過(guò)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(fēng)荷載相對(duì)船撞荷載較小，有、無(wú)風(fēng)載時(shí)機(jī)艙加速度響應(yīng)差異不明顯。然而，由于風(fēng)荷載直接作用于風(fēng)機(jī)塔頂，當(dāng)風(fēng)力機(jī)運(yùn)行時(shí)，最大位移達(dá)到2.875 m，較無(wú)風(fēng)載時(shí)的位移增加了34.2%，塔頂位移增長(zhǎng)明顯。

圖10 不同方向風(fēng)載作用下的機(jī)艙加速度響應(yīng)

表6 不同方向風(fēng)載作用下的機(jī)艙加速度

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

圖11 不同方向風(fēng)載作用下的塔頂位移響應(yīng)

表7 不同方向風(fēng)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(jī)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(jī)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(yùn)動(dòng)響應(yīng)的統(tǒng)計(jì)分布

4 風(fēng)機(jī)正常使用條件下最大撞擊速度計(jì)算

為了探究風(fēng)機(jī)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(jì)算了撞擊船質(zhì)量在5 000～15 000 t變化時(shí)風(fēng)機(jī)的塔頂撓度，以及機(jī)艙加速度達(dá)到最大允許值時(shí)的臨界撞擊速度。風(fēng)機(jī)在停機(jī)工況和運(yùn)行工況下的撞擊速度臨界值如圖13所示?？梢钥闯?，隨著撞擊船質(zhì)量增加，撞擊速度臨界值逐漸減小。運(yùn)行工況下臨界值的變化趨勢(shì)與停機(jī)時(shí)相似，數(shù)值上比停機(jī)時(shí)小。單獨(dú)船撞作用下，撞擊船質(zhì)量小于10 000 t時(shí)，風(fēng)機(jī)會(huì)先因機(jī)艙故障而失效；撞擊船質(zhì)量大于10 000 t時(shí)，風(fēng)機(jī)會(huì)先因撓度過(guò)大而失效。風(fēng)載和船撞共同作用下，隨撞擊速度的增加，風(fēng)機(jī)會(huì)先因塔頂撓度過(guò)大而無(wú)法正常工作。以5 000 t撞擊船為例，當(dāng)風(fēng)機(jī)處于停機(jī)狀態(tài)，撞擊速度超過(guò)2.13 m/s時(shí)，風(fēng)機(jī)面臨因機(jī)艙故障而引發(fā)的失效；當(dāng)風(fēng)機(jī)處于運(yùn)行狀態(tài)，撞擊速度超過(guò)1.88 m/s時(shí)，風(fēng)機(jī)面臨因撓度超過(guò)最大允許值而引發(fā)的失效。

圖13 撞擊速度臨界值

5 結(jié)論

本文基于顯式動(dòng)力學(xué)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(fēng)機(jī)的數(shù)值仿真計(jì)算。最后依據(jù)風(fēng)機(jī)正常使用極限狀態(tài)的相關(guān)規(guī)定，計(jì)算了海上風(fēng)機(jī)在保持正常使用條件下能承受的最大撞擊速度。

1）風(fēng)機(jī)停機(jī)工況下，船舶撞擊速度顯著影響塔頂運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的幅值，并且與撞擊速度的增加成正比。船舶正撞和側(cè)撞風(fēng)機(jī)時(shí)的塔頂運(yùn)動(dòng)響應(yīng)表明，正撞時(shí)機(jī)艙加速度要略大于側(cè)撞。受附加水質(zhì)量影響，側(cè)撞時(shí)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(shí)，不同方向風(fēng)載作用下，方向塔頂節(jié)點(diǎn)的加速度和位移時(shí)程結(jié)果顯示，當(dāng)風(fēng)向和撞擊速度同向時(shí)，機(jī)艙加速度最大；逆向時(shí)，機(jī)艙加速度最小。當(dāng)撞擊速度與風(fēng)速共線時(shí)，塔頂位移較大，同向時(shí)塔頂最大位移為1.681 m，逆向時(shí)塔頂最大位移為1.532 m。與未考慮風(fēng)載工況相比，塔頂位移和機(jī)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(jì)算得到了風(fēng)機(jī)將要故障時(shí)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(yùn)行工況下，臨界值的變化趨勢(shì)與停機(jī)時(shí)相仿，數(shù)值上比停機(jī)時(shí)小。

[1] 郝二通, 柳英洲, 柳春光. 海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)受船舶撞擊的數(shù)值研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2015, 34(3): 7-13. HAO Er-tong, LIU Ying-zhou, LIU Chun-guang. Numerical Simulation of Monopile Foundation of an Offshore Wind Turbine Subjected to Ship Impact[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(3): 7-13.

[2] 郝二通, 柳英洲, 柳春光. 單樁基礎(chǔ)海上風(fēng)機(jī)受船撞擊損傷和動(dòng)力響應(yīng)分析[J]. 大連理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2014, 54(5): 551-557. HAO Er-tong, LIU Ying-zhou, LIU Chun-guang. Damage and Dynamic Response Analyses of Offshore Wind Turbine with Monopile Foundation Subjected to Ship Impact[J]. Journal of Dalian University of Technology, 2014, 54(5): 551-557.

[3] 周紅杰, 李春, 郝文星, 等. 船舶碰撞位置對(duì)單樁柱式海上風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)抗撞性能的影響研究[J]. 機(jī)械強(qiáng)度, 2019, 41(4): 915-920. ZHOU Hong-jie, LI Chun, HAO Wen-xing, et al. Research on the anti-Impact Characteristic at Different Location between the Moving Ship and Monopile Offshore Wind Turbines[J]. Journal of Mechanical Strength, 2019, 41(4): 915-920.

[4] BELA A, LE SOURNE H, BULDGEN L, et al. Ship Collision Analysis on Offshore Wind Turbine Monopile Foundations[J]. Marine Structures, 2017, 51: 220-241.

[5] BIEHL F, LEHMANN E. Collisions of Ships and Offshore Wind Turbines: Calculation and Risk Evaluation[C]//Proceedings of 25th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. Hamburg: [s. n.], 2008.

[6] AMDAHL J, JOHANSEN A. High-Energy Ship Collision With Jacket Legs[C]//The 11th International Offshore and Polar Engineering Conference. [s. l.]: International Society of Offshore and Polar Engineers, 2001.

[7] 韓志偉, 周紅杰, 李春, 等. 船舶碰撞下海上風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)與土層耦合動(dòng)態(tài)分析[J]. 機(jī)械強(qiáng)度, 2020, 42(2): 384-391. HAN Zhi-wei, ZHOU Hong-jie, LI Chun, et al. Dynamic Analyses of soil-Structure Interaction in Offshore Wind Turbine on Tripod Impacted by a Ship[J]. Journal of Mechanical Strength, 2020, 42(2): 384-391.

[8] SONG Ming, JIANG Zhi-yu, YUAN Wei. Numerical and Analytical Analysis of a Monopile-Supported Offshore Wind Turbine under Ship Impacts[J]. Renewable Energy, 2021, 167: 457-472.

[9] 郝二通, 王未, 王銘. 海上風(fēng)電機(jī)組單樁基礎(chǔ)和三腳架基礎(chǔ)抗撞性能研究[J]. 裝備環(huán)境工程, 2020, 17(7): 6-11. HAO Er-tong, WANG Wei, WANG Ming. Anti-Impact Performance of Offshore Wind Turbine with Monopile and Tripod Foundations[J]. Equipment Environmental Engineering, 2020, 17(7): 6-11.

[10] 劉宇航, 李春, 周紅杰, 等. 三種海上風(fēng)力機(jī)支撐基礎(chǔ)與船舶碰撞的動(dòng)力響應(yīng)分析[J]. 中國(guó)機(jī)械工程, 2019, 30(14): 1646-1652. LIU Yu-hang, LI Chun, ZHOU Hong-jie, et al. Analysis of Dynamic Responses of Collisions between Three Types of Offshore Wind Turbine Foundations and Ship[J]. China Mechanical Engineering, 2019, 30(14): 1646-1652.

[11] MOULAS D, SHAFIEE M, MEHMANPARAST A. Damage Analysis of Ship Collisions with Offshore Wind Turbine Foundations[J]. Ocean Engineering, 2017, 143: 149-162.

[12] HAO Er-tong, LIU Chun-guang. Evaluation and Comparison of Anti-Impact Performance to Offshore Wind Turbine Foundations: Monopile, Tripod, and Jacket[J]. Ocean Engineering, 2017, 130: 218-227.

[13] 郭君, 康有為, 李磊. 供應(yīng)船與半潛式支持平臺(tái)碰撞的數(shù)值仿真分析[J]. 船海工程, 2019, 48(3): 40-45. GUO Jun, KANG You-wei, LI Lei. Numerical Simulation of Collision between Supply Vessel and Semi-Support Platform[J]. Ship & Ocean Engineering, 2019, 48(3): 40-45.

[14] 王旭月. 海上風(fēng)電復(fù)合筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性研究[D]. 天津: 天津大學(xué), 2017. WANG Xu-yue. Research on Dynamic Characteristics of Composite Bucket Foundation for Offshore Wind Turbine[D]. Tianjin: Tianjin University, 2017.

[15] 溫生亮, 尹光榮. 渤海海域?qū)Ч芗芷脚_(tái)船舶撞擊性能分析[J]. 石油和化工設(shè)備, 2020, 23(12): 30-34. WEN Sheng-liang, YIN Guang-rong. Analysis on Impact of Jacket Platform in Bohai Sea[J]. Petro & Chemical Equipment, 2020, 23(12): 30-34.

[16] 王亮, 饒?jiān)扑? 王越釗, 等. 基于SACS的固定式海洋平臺(tái)船撞分析理論研究[J]. 石油和化工設(shè)備, 2019, 22(9): 40-43. WANG Liang, RAO Yun-song, WANG Yue-zhao, et al. Theoretical Study on Boat Impact Analysis of Fixed Offshore Platform Based on SACS[J]. Petro & Chemical Equipment, 2019, 22(9): 40-43.

[17] 阮勝福, 王崇鑫, 徐峰, 等. 一種應(yīng)用于平臺(tái)導(dǎo)管架的船舶撞擊分析方法[C]//2012中國(guó)鋼結(jié)構(gòu)行業(yè)大會(huì)論文集. 昆明: [出版者不詳], 2012. RUAN Sheng-fu, WANG Chong-xin, XU Feng, et al. A Ship Impact Analysis Method Applied to Platform Jacket[C]//2012 China Steel Structure Industry Conference Proceedings. Kunming: [s. n.], 2012.

[18] 李軍向. 大型風(fēng)機(jī)葉片氣動(dòng)性能計(jì)算與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)研究[D]. 武漢: 武漢理工大學(xué), 2008. LI Jun-xiang. Research on the Aerodynamic Performance Calculation and Structural Design of Large-Scale Wind Turbine Rotor Blade[D]. Wuhan: Wuhan University of Technology, 2008.

[19] 曹菡, 唐友剛, 陶海成, 等. 半潛型風(fēng)機(jī)浮式基礎(chǔ)設(shè)計(jì)及幅頻運(yùn)動(dòng)特性研究[J]. 海洋工程, 2013, 31(2): 61-67. CAO Han, TANG You-gang, TAO Hai-cheng, et al. Design and Frequency Domain Analysis of Semi-Submersi-ble Floating Foundation for Offshore Wind Turbine[J]. The Ocean Engineering, 2013, 31(2): 61-67.

[20] 劉暢, 李良碧. 近海風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)的譜疲勞分析[J]. 可再生能源, 2016, 34(2): 255-260. LIU Chang, LI Liang-bi. Spectral Fatigue Analysis of a Support Structure for Offshore Wind Turbines[J]. Renewable Energy Resources, 2016, 34(2): 255-260.

[21] GB 50135—2019, 高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)[S]. GB 50135—2019, Code for Design of High-Rising Structures[S].

[22] DNVGL-OS-A101, Offshore Standard Safety Principles and Arrangements[S].

[23] VELARDE J. Design of Monopile Foundations to Support the DTU 10 MW Offshore Wind Turbine[D]. Trondheim: NTNU, 2016.

[24] ROACH S, PARK S M, GAERTNER E, et al. Application of the New IEC International Design Standard for Offshore Wind Turbines to a Reference Site in the Massachusetts Offshore Wind Energy Area[J]. Journal of Physics: Conference Series, 2020, 1452(1): 012038.

[25] LIU Chun-guang, HAO Er-tong, ZHANG Shi-bo. Optimization and Application of a Crashworthy Device for the Monopile Offshore Wind Turbine Against Ship Impact[J]. Applied Ocean Research, 2015, 51: 129-137.

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?yàn)楹Ｑ蠊こ探Y(jié)構(gòu)安全性評(píng)價(jià)。

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(chǔ)風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)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(guó)家電力投資集團(tuán)有限公司B類科研項(xiàng)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?yàn)楹Ｉ巷L(fēng)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(zé)任編輯：劉世忠