吳垠峰，秦小健，朱孟喆

（1. 江蘇海上龍?jiān)达L(fēng)力發(fā)電有限公司，江蘇南通 226014；2. 龍?jiān)措娏瘓F(tuán)股份有限公司，北京 100034）

0 引言

目前，在各種新能源中，風(fēng)能發(fā)展較為成熟，且具有廣闊的發(fā)展前景。我國(guó)海域具有豐富的風(fēng)力資源，特別適合發(fā)展海上風(fēng)電產(chǎn)業(yè)。海上風(fēng)電具有占地資源少、視覺影響小、穩(wěn)定持續(xù)等優(yōu)點(diǎn)[1]。我國(guó)的風(fēng)電場(chǎng)主要布置在靠近港口和航道的近海水域，隨著風(fēng)機(jī)的增多，船舶與風(fēng)機(jī)碰撞的概率也在逐漸提高。一旦風(fēng)機(jī)與船舶發(fā)生碰撞，不僅會(huì)使得整個(gè)海上風(fēng)力發(fā)電裝置的基礎(chǔ)機(jī)構(gòu)發(fā)生局部或整體彎曲，影響整個(gè)裝置的安全性和耐久性，還會(huì)造成劇烈爆炸和人員傷亡[2]。因此，加大對(duì)海上風(fēng)力發(fā)電機(jī)組基礎(chǔ)設(shè)計(jì)防護(hù)措施的研究是十分必要的。

隨著海上風(fēng)力發(fā)電場(chǎng)數(shù)量的劇增，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)船舶與風(fēng)機(jī)的碰撞過程和風(fēng)機(jī)的防護(hù)措施進(jìn)行了深入研究并取得了諸多成果。郝二通[3]系統(tǒng)研究了3種海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)（單樁、三樁和導(dǎo)管架基礎(chǔ)）的防撞性能，并提出了一種一體化的防撞設(shè)施設(shè)計(jì)方法。謝逸群[4]設(shè)計(jì)了一種新型多重吸能防撞設(shè)施，并基于ANSYS Workbench 對(duì)1 000 t 散貨船以2 m/s 的速度與防撞設(shè)施的碰撞過程進(jìn)行了模擬。李艷貞等[5]基于MSC.Dytran 對(duì)5 000 t 船舶以1 m/s、2 m/s、3 m/s 的速度與海上風(fēng)機(jī)的碰撞過程進(jìn)行了模擬，結(jié)果表明：船舶的撞擊初速度對(duì)風(fēng)機(jī)的吸能-撞深曲線并沒有較大影響。張磊等[6]基于MSC.Dytran 軟件反演一起船舶碰撞事故，還原船舶的碰撞過程，并分析碰撞區(qū)域的結(jié)構(gòu)損傷，數(shù)值仿真結(jié)果與實(shí)際情況的吻合度較高，表明有限元數(shù)值模擬方法對(duì)現(xiàn)實(shí)碰撞情況具有指導(dǎo)意義。 冀楠等[7]基于ANSYS/LS-DYNA 軟件，對(duì)1 500 t 船舶與橋墩的碰撞過程進(jìn)行模擬，選取0°正面碰撞和15°斜向碰撞的工況進(jìn)行計(jì)算，對(duì)不同撞擊角度下船舶的結(jié)構(gòu)變形與碰撞力情況進(jìn)行分析。劉宇航等[8]基于ANSYS/LS-DYNA 對(duì)單樁基礎(chǔ)、導(dǎo)管架式基礎(chǔ)、三腳架式基礎(chǔ)與船舶的碰撞過程進(jìn)行了模擬。PARK[9]通過物模試驗(yàn)對(duì)艏部和雙舷結(jié)構(gòu)的防撞性能進(jìn)行了研究。

綜上所述，國(guó)內(nèi)對(duì)于海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)防護(hù)設(shè)施的設(shè)計(jì)與優(yōu)化尚在起步階段，缺乏系統(tǒng)的研究方案，需要進(jìn)行進(jìn)一步探索與深入研究[10]。單樁式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)單，設(shè)計(jì)與安裝較方便，目前在淺水和20～25 m 水深的海域應(yīng)用較多。本文以海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)的防護(hù)設(shè)施為研究對(duì)象，基于ANSYS/LS-DYNA 對(duì)船舶與防護(hù)設(shè)施的碰撞過程進(jìn)行模擬，以檢驗(yàn)防護(hù)設(shè)施的防撞性能。

本文先對(duì)非線性有限元理論進(jìn)行闡述，再對(duì)船舶以0.5 m/s、1.0 m/s 的速度與防護(hù)設(shè)施的碰撞過程進(jìn)行模擬，得到4 種工況下防撞設(shè)施的應(yīng)力、應(yīng)變?cè)茍D，以及碰撞過程中碰撞力變化曲線與能量變化曲線。通過數(shù)據(jù)分析船舶的碰撞過程，評(píng)價(jià)防護(hù)設(shè)施的防撞性能，并對(duì)防護(hù)設(shè)施的設(shè)計(jì)提出建議。

1 有限元模型

為保障數(shù)值仿真的有效性和準(zhǔn)確性，建立合適的有限元模型是最基本的前提，模型的好壞會(huì)直接影響到計(jì)算效率和成本[11]。

1.1 防護(hù)設(shè)施構(gòu)造及基本尺寸

海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)防護(hù)設(shè)施的工作原理是利用自身結(jié)構(gòu)吸收消耗船舶碰撞產(chǎn)生的能量，從而實(shí)現(xiàn)保護(hù)海上風(fēng)力發(fā)電機(jī)單樁基礎(chǔ)的目的。

本文提出一種適用于外徑6.4 m 海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)的防護(hù)設(shè)施，見圖1。該防護(hù)設(shè)施整體為圓環(huán)式浮筒結(jié)構(gòu)，圓環(huán)內(nèi)徑6.4 m、外徑10.0 m，浮筒高6 m，吃水4 m。浮筒由內(nèi)外艙壁、3 層甲板、3個(gè)圓形縱桁、4 個(gè)橫艙壁和36 個(gè)“日”字形橫骨架組成，見圖2。

圖1 防護(hù)設(shè)施示意圖

圖2 防護(hù)設(shè)施斷面圖

內(nèi)外艙壁是浮筒的主要結(jié)構(gòu)，外艙壁與碰撞的船舶直接接觸，內(nèi)艙壁則通過一定的緩沖裝置（如橡膠、彈簧等）與單樁基礎(chǔ)相連。3 層甲板分別為主甲板、二甲板和艙底甲板，主甲板與二甲板的垂向距離為4 m，二甲板與艙底的垂向距離為2 m。3個(gè)圓形縱桁分別固定于主甲板下方、二甲板下方和艙底上方，由T 型材組成。圓形縱桁圓心與甲板板圓心重合，直徑為8.2 m。每隔90°設(shè)置1 個(gè)橫艙壁，尺寸為6.0 m×1.8 m，不僅起到加固結(jié)構(gòu)的作用，還能將防護(hù)設(shè)施分割為4 個(gè)艙室，便于安裝與拆除。36 個(gè)“日”字形橫骨架平均分布于4 個(gè)艙室中。防護(hù)設(shè)施各構(gòu)件的尺寸見表1。

表1 防護(hù)設(shè)施各構(gòu)件的尺寸

為降低T 型材和角鋼的建模難度、提高計(jì)算效率，在建模時(shí)對(duì)T型材和角鋼的截面進(jìn)行簡(jiǎn)化處理。在保持T型材和角鋼橫截面積和慣性矩基本不變的情況下，將T 型材截面簡(jiǎn)化成200 mm×8 mm 的長(zhǎng)方形，將角鋼截面簡(jiǎn)化成80 mm×8 mm 的長(zhǎng)方形。

1.2 船舶有限元模型

建立4 000 噸級(jí)近海散裝貨船有限元模型，該船艏部為球鼻型。船舶主尺度見表2。

表2 船舶主尺度

通過ANSYS 建立船舶有限元模型，由于本文的研究重點(diǎn)為防護(hù)設(shè)施的防撞性能，并不討論船舶的變形與受力情況，為降低建模難度，本次建模只詳細(xì)建立了艏部模型。在網(wǎng)格劃分時(shí)，艏部選用四邊形網(wǎng)格，單元尺寸為1 m，厚度為15 mm；船體選用六面體網(wǎng)格。艏部與防護(hù)設(shè)施的距離設(shè)為0.8 m。船舶有限元模型網(wǎng)格劃分情況見圖3。

圖3 船舶有限元模型網(wǎng)格劃分情況

1.3 本構(gòu)模型

船舶、風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)及其防護(hù)裝置的材料均為低碳鋼Q235。在發(fā)生碰撞時(shí)，船舶與防護(hù)裝置會(huì)產(chǎn)生瞬間變形，與受靜載荷作用的結(jié)構(gòu)相比，結(jié)構(gòu)應(yīng)變率明顯增加。為準(zhǔn)確模擬相關(guān)過程，LS-DYNA 中提供了一種非線性塑性材料模型，該模型以Cowper-Symonds 關(guān)系式為基礎(chǔ)，具體為

式中：σy為極限屈服應(yīng)力；ε為應(yīng)變率；C和p為與材料特性有關(guān)的系數(shù)；σ0為初始屈服強(qiáng)度；β為可調(diào)參數(shù)，對(duì)于塑性隨動(dòng)強(qiáng)化模型，β=0；εeff為等效塑性應(yīng)變；Ep為塑性強(qiáng)化模量，計(jì)算公式見式（2）。

式中：E為彈性模量；Et為切線模量。

船舶的材料類型與防護(hù)設(shè)施類似，選擇LS-DYNA 提供的非線性塑性材料，材料參數(shù)選取低碳鋼Q235 的材料參數(shù)。此外，由于本文并不研究船體的結(jié)構(gòu)變形，為簡(jiǎn)化計(jì)算，艏部選用非線性塑性材料，材料參數(shù)選取低碳鋼Q235 的參數(shù)；船身則選用剛性材料，僅有6 個(gè)自由度。

低碳鋼Q235 的材料參數(shù)見表3。

表3 低碳鋼Q235 材料參數(shù)

1.4 工況設(shè)置

如圖4 所示，為測(cè)試防護(hù)設(shè)施的防撞性能，選取2 個(gè)典型撞擊位置進(jìn)行模擬：1）艏部正向撞擊防護(hù)設(shè)施的橫艙壁位置，此處為防護(hù)設(shè)施橫向防撞強(qiáng)度最高的地方；2）艏部正向撞擊防護(hù)設(shè)施無(wú)骨架位置，該位置為防護(hù)設(shè)施橫向防撞強(qiáng)度最薄弱的地方。

圖4 典型撞擊位置示意圖

考慮到不同船速和撞擊位置，共設(shè)置如下4 種工況：

1）工況1，船速0.5 m/s，艏部正向撞擊防護(hù)設(shè)施的橫艙壁位置。

2）工況2，船速1.0 m/s，艏部正向撞擊防護(hù)設(shè)施的橫艙壁位置。

3）工況3，船速0.5 m/s，艏部正向撞擊防護(hù)設(shè)施無(wú)骨架位置。

4）工況4，船速1.0 m/s，艏部正向撞擊防護(hù)設(shè)施無(wú)骨架位置。

本文采用附連水質(zhì)量法模擬流體對(duì)碰撞系統(tǒng)的影響。由文獻(xiàn)[12]可知，附連水質(zhì)量一般取0.02M～0.07M（M為船舶的排水量）。本文各個(gè)工況中的船舶均是正向撞擊防護(hù)設(shè)施，附連水質(zhì)量取0.05M[13]。

在設(shè)置邊界條件時(shí)，由于防護(hù)設(shè)施設(shè)置在單樁基礎(chǔ)周圍，故防護(hù)設(shè)施很難橫向移動(dòng)。船舶的碰撞方式為正向碰撞，防護(hù)設(shè)施的垂向運(yùn)動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)在理想狀態(tài)下可忽略不計(jì)。因此，為簡(jiǎn)化分析，邊界條件設(shè)為固定約束。

2 結(jié)果分析

本文利用ANSYS 后處理模塊生成應(yīng)力、應(yīng)變?cè)茍D，利用LS-PREPOST 處理ASCII 文件，進(jìn)而生成碰撞力曲線和能量變化曲線。

2.1 應(yīng)力分析

4 種工況下的等效應(yīng)力云圖分別見圖5～圖8。

圖5 防護(hù)設(shè)施等效應(yīng)力云圖（工況1）

圖6 防護(hù)設(shè)施等效應(yīng)力云圖（工況2）

圖7 防護(hù)設(shè)施等效應(yīng)力云圖（工況3）

圖8 防護(hù)設(shè)施等效應(yīng)力云圖（工況4）

對(duì)于工況1，在第1.68 s 時(shí)出現(xiàn)最大應(yīng)力：外艙壁最大應(yīng)力為17.1 MPa，出現(xiàn)在撞擊處；橫艙壁最大應(yīng)力為63.0 MPa，出現(xiàn)在受撞擊處。

對(duì)于工況2，在第1.32 s 時(shí)出現(xiàn)最大應(yīng)力：外艙壁最大應(yīng)力為95.2 MPa，出現(xiàn)在撞擊處偏左的位置；橫艙壁最大應(yīng)力為93.6 MPa，出現(xiàn)在受撞擊處。

對(duì)于工況3，在第1.68 s 時(shí)出現(xiàn)最大應(yīng)力：外艙壁最大應(yīng)力為127.0 MPa，出現(xiàn)在撞擊位置左側(cè)骨架與橫艙壁、外艙壁的連接處；橫艙壁最大應(yīng)力為210.0 MPa，出現(xiàn)在靠近底端的位置。該工況下部分結(jié)構(gòu)已出現(xiàn)材料失效的情況。

對(duì)于工況4，在第1.32 s 時(shí)出現(xiàn)最大應(yīng)力：外艙壁最大應(yīng)力為171.0 MPa，出現(xiàn)在撞擊位置左側(cè)骨架與橫艙壁、外艙壁的連接處和右側(cè)骨架的底端連接處；橫艙壁最大應(yīng)力為230.0 MPa，出現(xiàn)在靠近底端的位置。該工況下部分結(jié)構(gòu)已出現(xiàn)材料失效的情況。

2.2 碰撞力分析

4 種工況下船舶與防護(hù)設(shè)施碰撞力曲線見圖9。

圖9 船舶與防護(hù)設(shè)施碰撞力曲線圖

續(xù)圖9 船舶與防護(hù)設(shè)施碰撞力曲線圖

對(duì)于工況1，碰撞過程開始于1.600 s，結(jié)束于2.050 s，持續(xù)0.450 s，在1.850 s時(shí)達(dá)到最大值6 170 kN；對(duì)于工況2，碰撞過程開始于0.800 s，結(jié)束于1.524 s，持續(xù)0.724 s，在1.850 s 時(shí)達(dá)到最大值7 900 kN；對(duì)于工況3，碰撞過程開始于1.600 s，結(jié)束于2.112 s，持續(xù)0.512 s，在1.720 s 時(shí)達(dá)到最大值7 360 kN；對(duì)于工況4，碰撞過程開始于0.800 s，結(jié)束于1.632 s，持續(xù)0.832 s，在0.903 s 時(shí)達(dá)到最大值8 240 kN。

船舶的碰撞過程一般包括如下階段：彈性碰撞階段、彈塑性碰撞階段、塑性碰撞階段。通常情況下，彈性碰撞階段持續(xù)時(shí)間很短，僅發(fā)生在碰撞初期的極短時(shí)間內(nèi)。彈性碰撞階段的碰撞力增長(zhǎng)基本呈線性，主要產(chǎn)生彈性變形。隨后，碰撞過程進(jìn)入彈塑性階段，結(jié)構(gòu)開始受損。最后，碰撞過程進(jìn)入塑性碰撞階段，該階段碰撞力曲線呈非線性波動(dòng)狀，變形以塑性變形為主。通常情況下，塑性碰撞階段的持續(xù)時(shí)間要長(zhǎng)于另外2 種碰撞階段。

2.3 能量分析

4 種工況下船舶與防護(hù)設(shè)施碰撞后能量轉(zhuǎn)化曲線見圖10。

圖10 船舶與防護(hù)設(shè)施碰撞后能量轉(zhuǎn)化曲線圖

當(dāng)船速為0.5 m/s 時(shí)，碰撞系統(tǒng)的總能量為526 kJ；當(dāng)船速為1.0 m/s 時(shí)，碰撞系統(tǒng)總能量為2 100 kJ。在碰撞前，碰撞系統(tǒng)的總能量表現(xiàn)為船舶的動(dòng)能。當(dāng)船舶與風(fēng)力機(jī)相撞時(shí)，動(dòng)能迅速減小，防護(hù)設(shè)施的內(nèi)能迅速增加，沙漏能也隨之增加。動(dòng)能減少到一定程度后會(huì)出現(xiàn)反彈，防護(hù)設(shè)施的間質(zhì)能開始減少。在該階段，船舶被防護(hù)設(shè)施反彈回來，防護(hù)設(shè)施的變形開始恢復(fù)。最后，整個(gè)系統(tǒng)會(huì)趨于穩(wěn)定，船舶的動(dòng)能和防護(hù)設(shè)施的間質(zhì)能趨于定值。整個(gè)碰撞過程中的能量轉(zhuǎn)化符合能量守恒定律。4 個(gè)工況中的沙漏能均低于總能量的5%，故模擬結(jié)果基本是準(zhǔn)確的。

3 結(jié)論

本文提出一種針對(duì)海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)的防護(hù)設(shè)施?；贏NSYS/LS-DYNA 軟件，對(duì)4 000 噸級(jí)近海散貨船以0.5 m/s、1.0 m/s 的速度與防護(hù)設(shè)施的碰撞過程進(jìn)行模擬，并對(duì)防護(hù)設(shè)施在受撞擊情況下的應(yīng)力響應(yīng)進(jìn)行分析，可得出如下結(jié)論：

1）在4 種工況中，防護(hù)設(shè)施均表現(xiàn)出良好的防撞性能。在模擬的結(jié)果中，防護(hù)設(shè)施的外艙壁最大等效應(yīng)力可達(dá)171 MPa，被撞擊位置的內(nèi)部結(jié)構(gòu)最大等效應(yīng)力達(dá)到230 MPa，均未發(fā)生材料失效問題，僅在船舶撞擊無(wú)骨架位置的2 種工況中出現(xiàn)了等效應(yīng)力達(dá)到300 MPa 以上的失效構(gòu)件，撞擊后整體結(jié)構(gòu)性能良好。

2）最大應(yīng)力并不一定出現(xiàn)在受撞擊位置，尤其要注意易出現(xiàn)應(yīng)力集中情況的結(jié)構(gòu)連接處。在4 種工況中，出現(xiàn)了結(jié)構(gòu)不對(duì)稱的碰撞過程，如工況1中船舶的不對(duì)稱變形，工況3 和工況4 中防護(hù)設(shè)施的結(jié)構(gòu)不對(duì)稱等，此時(shí)最大應(yīng)力出現(xiàn)位置相較撞擊位置發(fā)生了一定的偏移。最大的應(yīng)力點(diǎn)易出現(xiàn)在結(jié)構(gòu)的連接處，在設(shè)計(jì)時(shí)需要對(duì)連接處進(jìn)行加固處理。

3）船舶與防護(hù)設(shè)施的碰撞過程持續(xù)時(shí)間短，4種工況中碰撞力曲線均未出現(xiàn)較為明顯的非線性波動(dòng)。因此，本文提出的防護(hù)設(shè)施船舶在船速0.5 m/s和1.0 m/s 的情況下，具有良好的防撞性能，可對(duì)單樁基礎(chǔ)提供有效保護(hù)。