海上风电机组单桩基础和三脚架基础抗撞性能研究

郝二通，王未，王铭

（1.北京万源工业有限公司，北京 100176；2.中国运载火箭技术研究院 国际业务部，北京 100076）

相比于陆上风电场，海上风电场具有高风速、低风切变、低湍流强度、可利用空间大、噪声污染小及视觉干扰小等优点[1-2]。2019年，全球海上风电新增装机量占比由2018年的8.77%提高到10.12%，其中中国由2018年的7.83%提高到9.16%。截至2019年底，全球海上风电累计装机量占比由2018年的3.89%提高到 4.48%，其中中国由 2018年的 2.17%提高到2.89%[3]，这一比值上升趋势较为明显。目前，海上风电固定式基础[4]型式包括单桩基础、三脚架基础、导管架基础、高桩承台基础等[5]。从当前已建风场统计数据来看，陆上风电的基础成本约占到5%~10%，而海上风电基础成本则占到 15%~25%，占比明显更高。基础作为海上风电的重要支撑结构，其服役期内遭遇的环境荷载更为复杂。船舶碰撞荷载作为破坏性极大的偶然荷载之一，对基础的破坏和机组的正常运行有重要影响，因此，海上风电机组基础设计时全面考虑基础的抗撞性能尤为重要。

李艳贞等[6-8]考虑了船舶与海上风电导管架基础碰撞时的速度和角度，重点分析了基础的损伤程度，包括撞击力和撞击深度的关系。Biehl[9]分析了海上风电单桩基础、不同类型导管架基础在遭遇大型船舶侧面撞击时，基础结构在强度、稳定性方面的变化。

文中采用LS-DYNA软件对单桩基础和三脚架基础遭遇船舶碰撞的过程建立了模型，通过分析基础受损程度和机组动力响应，开展了两类基础的抗撞性能研究。

1 碰撞分析基本理论

海上风电机组基础遭遇船舶的碰撞属于结构动力学中的非线性问题[10]：

式中：M为质量矩阵；C为阻尼矩阵；K为刚度矩阵；u为位移向量；F为碰撞荷载；H为沙漏黏性阻尼力矩阵。方程求解可采用显式中心差分方法：

式中，eitΔ为第i个单元的极限时间步长，计算方法可参考文献[11]；N为单元总和数。

2 碰撞方案选取

根据 DNVGL-OS-A10[12]规定，海上风力发电机组支承结构遭遇11 MJ船舶正面撞击时，应不发生完全性破坏。选取一排水量大于5000 t的货船进行碰撞分析，货船主要尺寸参数见表1。

表1 货船船体主要尺寸Tab.1 Main dimensions of the bulk carrier

风力发电机组由某整机商制造，单机容量为4 MW，风轮直径为 130 m。机组基础采用单桩基础和三脚架基础两种，如图1和图2所示。前者质量为1143 t，后者质量为935 t，基础顶标高分别为14.0 m和10.0 m，轮毂高度标高均为90.0 m。

图1 单桩基础正面图Fig.1 Elevation of the monopole

图2 三脚架基础正面图(B-B)和平面图(A-A)Fig.2 Elevation (B-B) and plan (A-A) of the tripod

3 数值计算模型

3.1 基础约束模型

基础约束模型（桩土相互作用）采用复合地基反力法——p-y曲线法[13]。通过非线性弹塑性弹簧单元实现与桩的连接，如图3所示。弹簧单元刚度可基于p-y曲线法进行计算，弹簧阻尼采用与频率无关的单位长度辐射阻尼[14]：

式中：ρ为土层密度；sv为土层剪切波速；D为桩径。

图3 基础约束Fig.3 Restraints diagram of the foundation

为分析弹簧单元在碰撞过程中的动力效应，LS-DYNA假定弹簧动力dF可通过放大因子dk和静力sF来表示：

式中：v为弹簧单元两节点速度的差值；放大因子dk取0.5。

3.2 材料本构模型

钢材模型选用基于Cowper-Symonds模型[15]修改的非线性塑性材料模型：

式中：ε˙为钢材应变率；C和P为与钢材本身相关的常数；0σ为钢材的初始屈服强度；β为确定钢材强化模型类型的参数；pE为塑性强化模量；peffε为等效塑性应变。计算方法见式（7）：

式中：为塑性应变率[16]，即总应变率减去弹性应变率。

3.3 有限元模型

碰撞模型中，忽略风力发电机组爬梯、平台等附属结构。机舱、风轮等上部组件简化为集中质量，保证重心位置一致。两类基础有限元模型均通过壳体单元建立，为提高计算效率，模型网格大小分类划分，碰撞区域网格大小不超过0.25 m，其他区域网格大小不超过1.0 m，如图4所示。

图4 有限元模型Fig.4 FE model: a) monopole; b) tripod

船首有限元模型同样通过壳体单元建立，壳体单元依据船首钢板厚度取20 mm，船首网格大小与基础网格大小一致，取0.25 m（如图5所示），剩余部分用刚体模拟以提高计算效率。钢材摩擦系数参考文献[17]，动力和静力摩擦系数均取0.2，附连水质量系数参考文献[12]，正面撞击时取0.1。

图5 局部剖视的船首有限元模型Fig.5 Sectional view of the stem FE model

4 数值结果分析

4.1 能量变化分析

船舶与基础碰撞过程中，能量主要由船舶初始动能转化为碰撞系统内能和船舶的剩余动能。另外，由于碰撞中存在的滑移、摩擦及网格形状等问题，船舶初始动能还转化为少量的滑移能、阻尼能及沙漏能。选取质量为2000 t、速度为2 m/s的船舶与单桩基础机组的碰撞过程进行能量分析，如图6a所示。沙漏能未超过总能的 1%，满足有限元显性算法的要求。从图 7a可以看出，船舶与基础开始接触后，动能由4.4 MJ开始急速下降，并于0.78 s时刻降到最低点（0.49 MJ），即船舶此时的速度为0，加速度最大。0.78 s之后，动能和内能开始出现180°相位的震荡。1.12 s之后，船舶与基础碰撞反弹分离，机组开始做有阻尼的自由衰减振动，直至振动停止，船舶被反弹后，速度逐减直至为0。同样选取质量为2000 t、速度为 2 m/s的船舶与三脚架基础机组的碰撞过程进行能量分析，如图6b所示，两者能量变化特征基本一致。

图6 船舶与单桩、三脚架基础机组碰撞系统的能量变化Fig.6 Energy curves of the ship- (a) monopile and(b) tripod foundation collision system

4.2 基础损伤分析

为了评估单桩和三脚架基础遭遇船舶撞击后基础的受损程度，通过不同碰撞工况产生的最大碰撞力来分析。单桩和三脚架基础在不同碰撞工况下（表2工况 1—9）的最大碰撞力分析如图 7所示。观察可知，最大碰撞力与船舶初始动能正相关，但并非线性关系。当船舶初始动能大于2 MJ时，船舶与单桩基础产生的最大碰撞力明显低于三脚架基础，其中初始动能最大工况（工况1）的单桩基础碰撞力低于三脚架基础约22%。最大碰撞力不同的主要原因包括基础刚度和碰撞接触面积大小不同。分析不同工况碰撞过程，可知两类基础均未发生因基础失效引起的倒塔。

表2 主要碰撞工况Tab.2 Main collision scenarios

图7 两类基础最大碰撞力对比Fig.7 Maximum collision-force comparison of the two types of foundations

为定量描述两类基础的损伤程度，通过碰撞过程中基础材料超过屈服强度的面积（屈曲面积）来反映。两类基础工况1的塑性应变云图见图8，基础的损伤面积分别为13.96、17.87 m2，这与图7中最大碰撞力的差别一致。碰撞过程中，两类基础在碰撞区域均发生了塑性应变，但塑性应变最大值均没有超过钢材的失效应变，表明碰撞区域内没有发生明显撕裂，不存在倒塔风险。

4.3 机组响应分析

为了评估碰撞过程中机组是否可正常运行及机头是否有脱落风险，对机组轮毂高度处的振动加速度进行了分析。不同工况下两类基础机舱加速度最大值的对比分析如图9所示。对比可知，任一工况下，三脚架基础机舱的最大加速度值均低于单桩基础。其中初始动能最大工况（工况1）下三脚架基础机舱的最大加速度值低于单桩基础约32%，表明三脚架基础的机组安全性更好。同时，两类基础机舱的加速度最大值均随船舶质量、速度和碰撞角度的增大而增大。为更直观地观察两类基础碰撞过程中机舱加速度的变化情况，图10展现了工况4下机舱加速度的时程变化。两类基础机舱加速度振动前两个波峰值的出现时间点基本一致，分别位于0.60 s和1.30 s附近，峰值大小为9.91 m/s2和6.94 m/s2，分别超过了机组限值（6.00 m/s2）约15.68%和65.23%。同时，图10的震荡幅度与图 6是协调的。分析塔顶最大允许剪力可知，机头没有脱落风险。

图8 两类基础的塑性应变云图Fig.8 Plastic strain nephogram of the two types of foundation: a) monopole; b) tripod

图9 不同工况下两类基础机舱加速度最大值对比Fig.9 Maximum nacelle acceleration comparison of the two types of foundations under different working conditions:a) different mass; b) different speeds; c) different collision angles

图10 两类基础机舱的加速度时程曲线Fig.10 Acceleration time-history curves of the two types of foundations

4.4 抗撞性能分析

基于从能量变化、基础损伤、机组响应方面对单桩基础和三脚架基础抗撞性能的分析，两类基础抗撞性能均满足规范[11]要求，未发生因基础失效引起的倒塔，碰撞过程中机头不存在脱落风险。考虑碰撞过程中最大碰撞力及基础屈曲面积发现，船舶初始动能大于 2 MJ工况的单桩基础受损程度均低于三脚架基础，其中最大降低幅度约22%；考虑机舱加速度响应值发现，所有工况三脚架基础的加速度响应值均明显低于单桩基础，其中最大降低幅度约32%。此外，单桩基础和三脚架基础的质量分别为1143 t和935 t，后者造价低于前者约18%。

5 结论

单桩基础和三脚架基础抗撞性能均满足规范[12]要求，未发生因基础失效引起的倒塔，同时碰撞过程中机头也不存在脱落风险，两类基础主要区别如下。

1）从基础受损程度方面分析，船舶初始动能大于2 MJ工况下，单桩基础受损低于三脚架基础。

2）从风电机组响应方面分析，不同工况的三脚架基础机舱响应值均低于单桩基础。

3）从风电机组造价方面分析，三脚架基础造价低于单桩基础。