任灝，方輝，魏鑫澤

（1.中國能源建設集團廣東省電力設計研究院有限公司，廣州510663；2.中國海洋大學山東海洋工程重點實驗室，青島266100）

近年來，我國海上風電事業(yè)大力發(fā)展，但是在 風電裝備運行過程中，船舶失控撞擊風電基礎結(jié)構(gòu)的事故頻發(fā)，輕則導致結(jié)構(gòu)局部凹陷，重則導致結(jié)構(gòu)整體變形，嚴重影響結(jié)構(gòu)的承載性能。2017年8月20日，臺風“天鴿”侵襲南海附近海域，將大量船只卷入海上風電場，造成風電基礎設施嚴重損傷。目前，我國對海上風電基礎結(jié)構(gòu)船撞事故研究較少，針對海洋結(jié)構(gòu)物碰撞的計算分析方法與規(guī)范不足，無法實施損傷結(jié)構(gòu)的承載性能評估，導致后續(xù)工程的施工及運行維護無法進行，只得拆除損傷結(jié)構(gòu)，造成大量的經(jīng)濟損失。因此，結(jié)構(gòu)損傷與剩余強度評估成為海上風電場運維保障關(guān)鍵技術(shù)之一。本文以某海上風電場項目為依托，開展船撞事故后導管架結(jié)構(gòu)損傷與剩余強度研究。

海上風電結(jié)構(gòu)體積較大，4 MW風機導管架基礎泥面以上高度約18 m，針對其碰撞問題的研究，采用現(xiàn)場試驗或比例模型試驗的成本較高，多采用理論或數(shù)值方法進行分析。李艷貞［1］基于5 000 t船舶和桁架式導管架基礎海上風機，采用非線性有限元動態(tài)響應分析程序MAC.Dytran以不同碰撞速度對導管架基礎進行碰撞研究，得到結(jié)構(gòu)局部損傷特性、碰撞力-凹陷位移曲線和能量轉(zhuǎn)化形式特點。其次研究了一集裝箱船船側(cè)正碰導管架風電基礎，同時獲得了兩者損傷情況，比較了兩者的各自能量吸收。其評估方法主要從能量轉(zhuǎn)化來研究撞深曲線的變化特征，并未使用局部評估準則和進行其他工況下的模擬。郝二通［2］利用有限元軟件LS-DYNA進行船舶與單樁基礎碰撞研究，從能量轉(zhuǎn)化、最大碰撞力、基礎損傷狀態(tài)和風機動力響應等問題進行了探討。首先介紹了碰撞能量轉(zhuǎn)化形式，進而研究不同噸位、不同速度、不同角度對碰撞結(jié)果的影響，得出相應的結(jié)論。其次使用面積受損率來反映單樁基礎的受損程度并應用計算受損區(qū)域和受損面積。Minorsky［3］于1959年提出了米諾斯基關(guān)系曲線，根據(jù)能量守恒原理，給出鋼材體積變形與碰撞沖擊能之間的關(guān)系。Tabri等［4］將船舶運動方程對時間進行積分，提出一種用于模擬非對稱船舶碰撞的計算模型，建立了碰撞力與碰撞位置、碰撞角度之間的關(guān)系。

針對結(jié)構(gòu)損傷及剩余強度的研究，多采用有限元方法進行數(shù)值模擬分析。唐友剛等［5］采用非線性有限元方法，考慮平臺環(huán)境荷載及樁土作用，采用逐步加載的方式，演示了南海某導管架結(jié)構(gòu)的失效倒塌過程，計算了結(jié)構(gòu)的極限強度。王巍巍等［6］采用SACS有限元分析軟件中的倒塌分析模塊，計算了導管架平臺的極限承載力，提出了該模塊下基本分析參數(shù)的設定方法。Li等［7］利用非線性有限元分析軟件LS-DYNA，研究了損傷圓管剩余極限強度與側(cè)向沖擊能量耗散之間的關(guān)系，分析了管長、管徑、管壁厚度及沖擊能等參數(shù)對極限強度的影響。

本文以南海某海上風電場的導管架基礎結(jié)構(gòu)為例，建立有限元數(shù)值模型，考慮該海域船舶運行的實際情況，數(shù)值模擬船舶質(zhì)量、初速度、碰撞角度等不同組合情況下，導管架基礎的船撞損傷過程，闡明最大碰撞力與各撞擊因素之間的關(guān)聯(lián)關(guān)系，評估導管架船撞后的剩余強度。本文研究可以為實際工程中快速評估相關(guān)結(jié)構(gòu)的船撞損傷提供技術(shù)支撐和參考依據(jù)。

1 結(jié)構(gòu)模型和材料參數(shù)模型

1.1 導管架與船舶有限元模型

本研究采用單機容量為4 MW的南海某海上風電導管架基礎結(jié)構(gòu)，導管架有限元模型見圖1，導管架整體各段的幾何參數(shù)在表1中列出。

圖1 導管架有限元模型圖Fig.1 Finite element model diagram of the jacket

表1 導管架各部分尺寸統(tǒng)計表Tab.1 Statistical table of the size of each part of the jacket mm

根據(jù)挪威船級社規(guī)范（DNVGL-OS-A101）規(guī)定［8］，采用典型船只計算碰撞能量時，船艏撞擊動能不得小于11 MJ，船舶碰撞能量計算公式如下：

式中：M是船舶滿載質(zhì)量（t）；m是船舶附加質(zhì)量（t）；v是碰撞速度（m/s）。對于單機容量6 MW的風電基礎結(jié)構(gòu)，結(jié)合南海海域過往船只情況，并考慮實際結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的凹陷損傷，在分析船體結(jié)構(gòu)彈塑性材料和結(jié)構(gòu)內(nèi)部分布特征的基礎上，選用一艘滿載質(zhì)量為3 000 t的散貨船，該散貨船的具體尺寸見表2。

表2 船舶尺寸統(tǒng)計表Tab.2 Statistical table of ship dimensions m

在工程領(lǐng)域常見的船舶碰撞問題中，碰撞損傷部位多為船艏，為提高計算效率，簡化船體模型，采用飛剪型船艏型式，單元類型為殼單元（S4R和S3R），如圖2（a）所示，采用Tie約束連接內(nèi)部板殼結(jié)構(gòu)，如圖2（b）所示。設置船身與船尾為剛體，采用MPC約束與船艏截面連接，如圖2（c）所示。船舶整體結(jié)構(gòu)有限元模型如圖2（d）所示。

圖2 船體結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.2 FEM model of the ship structure

材料本構(gòu)關(guān)系采用DNVGL-RP-C208［9］規(guī)范中推薦的彈塑性硬化模型，具有線彈性和屈服平臺的冪次硬化模型參數(shù)。材料屈服滿足下式：

式中：σeq為材料的Mises等效應力（Pa）；σf為材料的等效應力（Pa）。材料硬化滿足Hollmon冪次硬化準則，應力應變關(guān)系為：

式中：εp為材料的等效應變；σyield2為硬化開始時的應力；εp，y2為硬化開始時的等效塑性應變；K和n為硬化系數(shù)，n取值為0.166。根據(jù)海上風電場工程的實際情況，導管架結(jié)構(gòu)采用低碳鋼S355，船舶材料采用S235，具體的材料參數(shù)見表3和表4。

表3 低碳鋼S355規(guī)范中提議鋼屬性的平均參數(shù)Tab.3 Proposed average parameters of steel properties in the mild steel S355 specification

表4 低碳鋼S235規(guī)范中提議鋼屬性的平均參數(shù)Tab.4 Proposed average parameters of steel properties in the mild steel S255 specification

2 船舶碰撞海上風電基礎分析

2.1 工況設置

船舶在水中的實際航行過程中，其運動特性主要表現(xiàn)為橫蕩與縱蕩，其中：船舶縱蕩對撞擊影響較大。為提高計算效率，在模擬船舶撞擊導管架結(jié)構(gòu)時，將水對船體的作用簡化為附連水的質(zhì)量，綜合各項標準，取含附連水船舶質(zhì)量為設計船體滿載質(zhì)量的1.05倍［8］。根據(jù)公路橋涵設計手冊，摩擦系數(shù)取0.2［10］，接觸為硬接觸，導管架采用底部固支約束。數(shù)值模擬采用顯式有限元分析軟件ABAQUS/Explicit，碰撞部位選擇KK節(jié)點（見圖1），設置船舶質(zhì)量、撞擊速度和碰撞角度不同組合的工況，如表5所示。

2.2 碰撞力分析

導管架遭受船舶撞擊后，整體結(jié)構(gòu)發(fā)生形變，撞擊局部出現(xiàn)不同程度的凹陷，某些薄弱部位甚至會發(fā)生斷裂。在各國關(guān)于碰撞問題的規(guī)范中，常以碰撞力的方式量化碰撞過程，本文在各國碰撞力經(jīng)驗公式的基礎上，依據(jù)南海某風電場導管架遭受碰撞的實際情況，提取不同組合工況下的碰撞力，如圖3所示。

表5 計算工況統(tǒng)計表Tab.5 Statistical table of calculation conditions

圖3（a）和（b）分別給出撞擊速度為3 m/s和4 m/s時不同質(zhì)量船舶碰撞力的曲線圖，可以看出：碰撞時間隨船舶質(zhì)量增大而增大，最大碰撞力出現(xiàn)的時間點無明顯規(guī)律。圖3（c）和（d）分別給出船舶質(zhì)量為1 000 t和2 000 t時不同撞擊速度的碰撞力曲線圖，由圖可知，碰撞時間隨撞擊速度增大而增大，并且船舶質(zhì)量越大，曲線波動越快，表現(xiàn)為導管架結(jié)構(gòu)震蕩頻率越高。圖3（e）和（f）分別是相同撞擊速度下質(zhì)量為1 000 t和2 000 t的船舶以不同角度撞擊KK節(jié)點的碰撞力曲線圖，發(fā)現(xiàn)船舶碰撞時間與碰撞角度無明顯相關(guān)關(guān)系，同樣碰撞角度下，2 000 t船舶碰撞的撞擊力曲線波動更快。

圖4（a）、（b）和（c）分別給出最大碰撞力與船舶質(zhì)量、撞擊速度和碰撞角度的關(guān)系曲線圖，由圖4（a）和（b）可知，最大碰撞力分別與質(zhì)量的1/2次方和撞擊速度均呈線性正相關(guān)關(guān)系，與AASHTO規(guī)范公式［11］和歐洲規(guī)范公式［12］中關(guān)于最大碰撞力與質(zhì)量和撞擊速度的關(guān)系變化趨勢一致。從圖4（c）可以看出，最大碰撞力與碰撞角度正弦值也呈線性正相關(guān)關(guān)系。

圖3 不同組合工況下碰撞力曲線圖Fig.3 Curves of collision forces under different combined working conditions

圖4 不同變量下碰撞力變化曲線Fig.4 Curves of collision forces under different variables

2.3 損傷分析

圖5 （a）給出導管架遭受到船舶撞擊后的Mises云圖，可以看出，最先變形部位出現(xiàn)在與船舶直接接觸的局部，即受撞擊的KK節(jié)點。從圖5（b）可以看出，節(jié)點處出現(xiàn)明顯的凹陷，與此同時，沿撞擊方向?qū)Ч芗軅?cè)面桁架受擠壓作用，變形效果比其他側(cè)面更為顯著。從圖5（c）可以看出，損傷導管架應力較大的部位主要集中在受碰撞的管面周圍，同時其他各節(jié)點均出現(xiàn)不同程度的應力集中現(xiàn)象。應力集中主要發(fā)生在管節(jié)點接縫處，其中：沿撞擊方向?qū)Ч芗軅?cè)面桁架下部X節(jié)點應力變形較大，是影響整體極限承載力的關(guān)鍵部位。

以質(zhì)量為1 000 t的船舶為例，圖6給出不同撞擊速度下受撞擊KK節(jié)點以及導管架變形最大側(cè)面下部X節(jié)點的等效塑性應變云圖。

圖5 船舶撞擊導管架結(jié)構(gòu)響應Fig.5 Response of jacket structure after ship collision

圖6 不同撞擊速度下導管架KK節(jié)點與X節(jié)點等效塑性應變云圖Fig.6 Equivalent plastic strain nephogram of KK node and X node of the jacket under different impact velocities

圖6 （a）～圖6（d）分別表示不同撞擊速度下遭受撞擊KK節(jié)點的等效塑性應變云圖，圖6（e）～圖6（h）分別表示不同撞擊速度下變形最嚴重X節(jié)點的等效塑性應變云圖。由KK節(jié)點等效塑性應力云圖可知，撞擊速度越大，局部塑性應變越大，凹陷面積越大，凹坑越深。由X節(jié)點等效塑性應變云圖可知，船舶撞擊速度越大，該節(jié)點擠壓作用越明顯，當速度達到4 m/s時，該節(jié)點處出現(xiàn)單元失效，實際工況中表現(xiàn)為節(jié)點斷裂。

3 船撞后導管架風電整體剩余強度分析

導管架遭受船舶撞擊時，結(jié)構(gòu)整體發(fā)生彈性變形，船舶與結(jié)構(gòu)分離后，導管架彈性勢能轉(zhuǎn)化為動能，由于存在結(jié)構(gòu)阻尼，導管架運動表現(xiàn)為前后衰減震蕩。在有限元計算中，為提高計算效率，通過施加阻尼器的形式實現(xiàn)導管架動能衰減，達到自然穩(wěn)定狀態(tài)，分析結(jié)果見圖7。

選擇不同組合工況下動態(tài)衰減后的損傷應力狀態(tài)，導入下一步分析中，采用準靜態(tài)方法求解損傷結(jié)構(gòu)的剩余強度。準靜態(tài)方法需要應用結(jié)構(gòu)的非線性運動方程求解，計算公式如下：

圖7 導管架損傷結(jié)構(gòu)能量衰減曲線圖Fig.7 Energy attenuation curve of jacket damage structure

式中：[M]為質(zhì)量矩陣；{u¨}為加速度矩陣；{P}為荷載矩陣；{I}為內(nèi)力矩陣。圖8給出擬合極限強度曲線，曲線圖的橫縱坐標比例為22.5 MN/m，當曲線圖相鄰兩點連線與力軸夾角達到70°時，認為該點強度值為結(jié)構(gòu)極限強度。

由表6可知，相同撞擊速度下，導管架剩余強度隨船舶質(zhì)量的增大而降低；相同船舶質(zhì)量下，導管架剩余強度隨撞擊速度增大而降低；相同初始動能下，船舶質(zhì)量和速度組合工況不同時，導管架剩余強度存在較小的差距。當船舶動能相同，碰撞角度分別為50°、60°和70°時。損傷導管架的剩余強度基本一致；與正向撞擊相比，導管架剩余強度在非正向撞擊情況下降幅較大。

圖8 不同質(zhì)量船舶以4 m/s速度撞擊導管架剩余強度曲線圖Fig.8 Remaining strength curve of jacket when ships of different masses impact at 4 m/s

表6 不同損傷狀態(tài)導管架剩余強度統(tǒng)計表（v表示船舶撞擊速度，m表示船舶質(zhì)量，α表示碰撞角度）Tab.6 Statistical table of jacket residual strength in different damage states（v represents ship impact speed，m represents ship mass，αrepresents the impact angle）

4 結(jié) 論

本文以南海某海上風電場的導管架基礎結(jié)構(gòu)為例，基于ABAQUS有限元數(shù)值計算方法，模擬了船舶質(zhì)量、初速度、碰撞角度等不同組合情況下導管架基礎的船撞損傷過程，分析了導管架損傷狀態(tài)，評估了導管架船撞后損傷結(jié)構(gòu)的剩余強度，得出如下研究結(jié)論：

1）船撞時間隨船舶質(zhì)量或撞擊速度的增大而增大，導管架受撞擊部位出現(xiàn)較大斷裂損傷之前，最大撞擊力與船舶質(zhì)量的1/2次方、船舶初速度以及碰撞角度的正弦值均呈線性正相關(guān)關(guān)系。

2）導管架遭受到船舶撞擊后，沿撞擊方向側(cè)面桁架變形最為明顯，該側(cè)面桁架下部X節(jié)點最先出現(xiàn)斷裂損傷，進一步影響了整體結(jié)構(gòu)的極限承載力。

3）損傷結(jié)構(gòu)承載力隨船舶質(zhì)量或撞擊速度的增大而降低，與撞擊角度不存在明顯的相關(guān)關(guān)系。