海上风力机防护装置布孔方式及性能研究

王瑀琎, 赵鑫磊, 岳新智, 李 春,2, 岳敏楠

(1．上海理工大学 能源与动力工程学院,上海 200093; 2．上海市动力工程多相流动与传热重点实验室,上海 200093)

可再生能源是推动能源转型的重要力量,其中风电已成为实现“美丽中国梦”的主力绿色能源[1-2]。海上风电作为风能利用领域技术前沿,既是未来风电发展核心,也是我国战略性新兴产业重要一环。然而,海上航线日益密集,海上风电场又多临近海港,因此有较大概率发生碰撞事故[3-4]。据统计,2019年海上风电安全事故中,船舶事故共发生245起,其中33.3%为高风险潜在事故[5]。因此,对船舶-风力机碰撞问题进行研究,对于增强风力机安全运行能力,提高风力机抗撞性能,降低事故风险有重要意义。

国内外诸多学者关注并开展了船舶-风力机碰撞问题研究。Ding等[6]使用ABAQUS软件对重力式基础风力机与船舶碰撞过程进行模拟,通过分析和比较不同船速下风力机损伤情况得出:撞击能量耗散主要以过渡段塑性变形为主,且该区域产生损伤面积较大。此外,塔顶质量超过400 t时存在较大惯性力。莫仁杰[7]通过LS-DYNA软件模拟4种不同质量船舶,分别以2 m/s,4 m/s速度撞击单桩式风力机灌浆连接段,研究发现碰撞能量低于4.4 MJ时灌浆段仅发生轻微损伤,超过此值将出现中等损伤,达17.6 MJ时将产生严重损伤。通过LS-DYNA软件模拟不同类型船舶分别与3种不同类型的海上基础风力机碰撞,得到的结果显示抗撞性能最好的是导管架结构,碰撞能量大部分以结构变形形式耗散,并指出需进一步展开单立柱三桩及导管架基础防护设计[8]。文献[9]分别对单桩、单立柱三桩以及导管架基础结构进行了碰撞模拟,并作塔架损伤分析,结果表明导管架结构具有更好的抗撞性能,同时指出须考虑对风力机增设安全措施。Moulas等[10]利用ABAQUS软件模拟导管架基础碰撞过程,研究表明X型焊接节点最易出现变形,其次为K型焊接节点;当船舶侧撞速度大于4 m/s时,支撑杆焊接处将产生严重变形甚至发生断裂。文献[11]采取LS-DYNA软件对单桩基础海上风力机碰撞过程展开研究,结果显示船舶与风力机直接接触将产生较大的碰撞力,导致严重的结构损伤;而间接接触(通过攀登架接触)结构抗撞性能有所提高,一定程度上可降低结构破坏失效风险。

以上研究主要对风力机基础结构进行损伤分析,也表明采取安全措施对防护性能改善有积极作用。文献[12]为单立柱三桩基础设计4种防护装置,并采用LS-DYNA软件对该防护装置进行研究,结果表明使用泡沫铝材料的防护装置综合抗撞性能更优,橡胶与泡沫铝组成的双层防护装置在风力机塔顶动态响应抑制方面效果更优。 文献[13]借助LS-DYNA软件对采用天然橡胶作为防护装置的单桩基础进行研究,分析橡胶硬度、厚度与钢壳厚度对碰撞力及塔顶加速度的影响,研究得出橡胶硬度为10度、厚1.5 m及钢壳厚度为0.01 m的防护装置具有最优的防护性能。Lee[14]借助LS-DYNA软件将不同橡胶材料(天然橡胶、氯丁橡胶和复合橡胶)作为用在三桩基础上进行模拟研究,结果表明撞击速度较低时三者防护效果均较优,而速度较高时氯丁橡胶防护性能更优。

现有对船舶-风力机碰撞研究内容集中于分析不同基础抗撞性能及考虑不同材料对防护性能的影响,少见关于防护装置结构方面的研究。文献[15]采用锥体结构防护装置,对海冰-风力机碰撞进行研究,未考虑船舶碰撞情况。Ren等[16]提出一种用于单桩基础的球壳型防护装置,可大幅降低塔架接触力,但实际应用存在局限性。因此,本文针对单立柱三桩基础风力机设计一种易于工程实践、具有通孔结构的新型防护装置,以期为海上风力机防护研究提供设计参考。

1 基础理论

1.1 运动方程

船舶与风力机碰撞为一个瞬态过程,其控制方程可表示如下

Ma(t)+Cv(t)+Kx(t)=F(t)+H(t)

(1)

式中:M为质量矩阵;C为阻尼矩阵;K为刚度矩阵;F(t)为结构承受的碰撞力;H(t)为沙漏力;a(t),v(t),x(t)分别为t时刻的加速度、速度和位移。

1.2 钢本构模型

因海水对风力机的冲刷腐蚀作用,故常用Q235钢作为海上风力机材料[17];风力机塔架材料依据文献[18]选用Q345钢;船舶材料选取船用钢材中广泛使用的Q235钢[19]。Q235钢、Q345钢均存在明显应变率效应,其名义屈服强度与抗拉强度和应变率成正相关,采用Cowper-Symonds模型[20-21]能较好地反映出这一特性。为更好地模拟冲击载荷下材料的特性,在LS-DYNA软件中基于该模型关系式建立了非线性弹塑性材料模型,表达式[22]为

(2)

Q235与Q345材料参数,如表1所示。表1中:ρ为钢材密度;E为弹性模量;υ为泊松比;Et为切线模量;ε为失效应变。

表1 材料Q235和Q345参数Tab.1 Material parameters of Q235 and Q345

1.3 橡胶本构模型

橡胶材料以应变能密度函数表示其物理属性,一般可视作各向同性的不可压超弹性体。基于唯象理论推导出的Mooney-Rivlin模型具有较高精度,在工程上得到广泛应用,适用于描述变形程度在150%以内的橡胶材料[23-24]。Mooney-Rivlin模型应变能密度函数由应变偏量能与体积偏量能共同组成,表达式如下

W=f(I1-3,I2-3)+g(J-1)

(3)

(4)

式中:W为应变能密度函数;f(I1-3,I2-3)为应变偏量能;g(J-1)为体积偏量能;Ii为变形张量不变量(材料不可压时,I3≡1);λi为伸长比;γi为主轴应变;i=1,2,3;J为弹性变形体积比。

(5)

式中:N为展开式阶数;Cij为材料特性参数,Di为材料可压性。

对于不可压橡胶材料,J=1。则Mooney-Rivlin模型的双参数应变能密度函数表达式如下

W=C10(I1-3)+C01(I2-3)

(6)

式中,C10,C01均为材料参数。

1.4 接触设置

为避免船舶与风力机间存在初始接触,预设两者间距为0.6 m。对于船舶-风力机碰撞系统,存在两个不同的接触摩擦界面,即:船舶-防护装置、防护装置-塔架间的接触。选取LS-DYNA软件中的接触设置选项:AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE,对接触摩擦界面进行控制,将主从算法设置为接触算法以此来防止从面节点穿透[25-26]。其中,法向接触力计算基于库伦摩擦模型,计算式如下

Fy=μ|fs|

(7)

μ=μd+(μs-μd)e-αν

(8)

式中:Fy为摩擦力;fs为节点接触力;μ为摩擦因数;μd为动摩擦因数;μs为静摩擦因数;α为衰减因子;ν为接触相对速度。

1.5 附加质量模型

海上风力机碰撞研究必须考虑船-水、风力机-水的流固耦合作用。从物理现象上看,碰撞涉及流体激振、船舶惯性力与防护装置弹性力等多种因素。属于复杂非线性耦合问题,可采用仿真软件建立流固耦合模型进行模拟,但会占用大量计算资源。若采用附加质量法,既满足工程精度要求,又节省计算时长提高效率[27]。因此,采用附加质量法反映结构与水体间相互作用,附加质量系数如表2所示,取0.05。

表2 附加质量系数Tab.2 Added mass coeficients

2 模型构建

2.1 单立柱三桩基础海上风力机

单立柱三桩基础海上风力机分为上下两部分,下部为基础机构主要负责风力机基础的固定和支撑,由筒体、横撑、斜撑和钢管桩组成,上部为风力机结构,由轮毂、叶片、电机系统与机舱组成,现在采用的风力机为国内某4 MW海上风力机,主要尺寸参数如表3所示[31]。基础结构和土层的耦合作用采取p-y曲线法[32]来描述,桩柱周围的土层特性,如图1所示。可以用来构建非线性土层本构模型;因上部结构远离碰撞区域,且几何形状复杂,故采用集中质量法进行简化[33],质量点集中在风力机机舱上。同时,对碰撞发生主要区域采取局部加密的网格划分方式,有限元模型如图2所示。

图1 16 m土层的p-y曲线Fig.1 Soil p-y curve of 16 m depth

图2 有限元模型Fig.2 FE model of tripod

表3 单立柱三桩基础尺寸参数Tab.3 Geometry of tripod support structure

2.2 船 舶

撞击船舶选用常见前倾型散货船,船货质量共5 000 t,航行速度为2 m/s,船-风力机碰撞形式采取正撞。主要参数如表4所示。模型如图3所示。

图3 船舶有限元模型Fig.3 FE model of ship

表4 船舶主要参数Tab.4 Principal dimensions of ship

2.3 防护装置

防护装置内层材料为橡胶,外径为7.8 m,内径为5 m,外部材料为钢,其内部与橡胶贴合,内径为7.8 m,钢壳厚度为0.1 m,外径为7.9 m。对橡胶层采取打孔措施,打孔点位于橡胶层中心。双孔方案采取对称打孔;三孔方案设置一正对碰撞方向的固定孔,其余两孔为对称孔。防护装置打孔方案如图4所示。

图4 孔位分布Fig.4 Hole distribution

3 结果及分析

3.1 模型验证

采用LS-DYNA软件对船-风力机碰撞进行研究,壳或体单元中会出现沙漏现象,即一种零能模态。沙漏能如图5所示。若沙漏能占总能10%以上,网格单元变形失真,计算结果失准;低于5%则满足工程计算精度,确保仿真结果准确可信[34-35]。图5中,沙漏能最大值为3.96%,满足计算精度,模拟结果可靠有效。

图5 沙漏能Fig.5 The proportion of hourglass energy

3.2 船舶能量分析

船舶碰撞过程中能量变化如图6所示。其中,图6(a)为仿真全程能量变化,以船撞三孔防护装置为例;图6(b)为3种不同孔数下,船舶能量最低段变化情况。

图6 船舶能量变化Fig.6 Energy changes of ships

由图6可知,船舶全局能量变化先急剧降低,再迅速升高,之后趋于稳定。0～0.3 s为初始阶段,尚未发生接触,受水体作用船舶能量略有下降。0.3～1.8 s为碰撞阶段。其中0.3～1.0 s船与风力机接触,船舶动能减小,速度降低,其动能转化为弹性势能储存在防护装置中;约1 s船舶动能降低为0,防护装置将弹性势能释放,船舶能量回弹,并做反向运动,于0.6～0.8 s后与防护装置分离。取0.9～1.2 s船舶能量趋于零时段进一步分析发现,在多孔、小角度条件下船舶能量降至零的时刻后移现象最显著。多孔、小角度表征防护装置在受撞击后,允许有更充分的变形空间,提供更长的接触时间,使得船舶能量转换更进一步。因此,船舶能量零值时刻点发生后移,且回弹阶段结束后能量更低。

3.3 防护装置能量分析

船舶与防护装置于0.3 s时接触,此后能量传递与转化发生于船、防护装置及风力机三者间。防护装置通过橡胶压缩与钢壳变形方式消耗船舶动能,其吸能特性随孔数增加显著增强、且在小角度范围内变化较明显。防护装置吸能比如图7所示。

图7 防护装置吸能比Fig.7 Energy absorption of fende

由图7可知:与未设孔防护装置相比,三孔防护装置性能最佳,远高于无孔情况;双孔防护装置则与打孔角有关,打孔角小于60°时吸能效果优于无孔防护装置,大于60°时与无孔情况几乎一致;单孔防护装置与双孔情况类似,以θ=50°为界。就吸能比而言,以θ=35°为界,小于该值时,防护装置最大吸能比最大值受角度变化影响显著;超出35°后,最大吸能比受打孔角度变化影响显著降低。且单孔0°吸能比峰值及稳定值,均相当于三孔最低值,但显著高于无孔情况;而双孔10°性能比峰值虽略低于三孔,其稳定值与三孔最大稳定值相当。三孔防护装置设有固定孔并于双侧对称打孔,固定孔吸能效果与单孔0°相近,故呈现出三孔显著优于单孔现象。且在60°内均优于单孔防护装置,35°内此情况最显著。具体来看,单孔0°,5°,双孔10°,三孔15°,20°及25°在同孔数条件下,具有最优的吸能特性。

3.4 橡胶层分析

防护装置橡胶层吸能比如图8所示,吸能比大幅变化体现橡胶材料的超弹性作用。船舶与防护装置接触,其动能迅速转化为橡胶弹性势能,待船舶能量耗尽,橡胶材料释放能量使船舶作反向运动,最终与防护装置分离。角度较小时橡胶层吸能比变化较剧烈,其临界角度大致以θ=30°为界,在小于30°时,角度越小吸能比越高。其中,单孔0°与单孔5°、三孔15°与三孔25°吸能比峰值一致,橡胶吸能比如图8所示。结合图8可知,单孔0°与单孔5°两种角度下压缩情况相似,且最大吸能比明显高于其余单孔防护装置,表明在船艏撞击范围内预设缓冲空间,可有效提高橡胶材料防护装置抗撞性能;而双孔吸能比峰值在30°范围内近似呈线性递减,因逐步远离船艏正撞区域,有效变形空间减少,使得能量吸收效果减弱;较小角度范围内三孔防护装置为橡胶材料提供充分变形空间,此时孔间橡胶对能量吸收起重要作用,孔间距过小使得承担变形储能橡胶大幅减少,致使过压缩甚至部分橡胶材料失效(三孔15°)。橡胶层压缩情况如图9所示。

图8 橡胶吸能比Fig.8 Energy absorption of rubber

图9 橡胶层压缩情况Fig.9 Rubber compression

3.5 撞深分析

撞深与吸能比两者峰值变化趋势,如图10所示。打孔角取值范围为0°～180°。由图10可知,防护装置撞深与吸能比两者峰值变化趋势相近,在0°～35°内大幅下降,超出35°则围绕一稳定值作小幅变动。其中,三孔防护装置吸能比峰值变化趋势于20°显著改变,而撞深峰值未产生对应波动。这是由于承担变形作用橡胶材料较少,吸收能量相对较低;三孔15°防护装置变形程度超出材料变形极限,致使材料压溃失效,削弱弹性恢复能力从而导致高撞深。因此,两者峰值变化趋势出现差异。此外,三孔防护装置撞深与吸能比以35°为界,两侧呈现出截然不同的变化趋势,表征打孔对防护装置影响局限于较小角度范围内。即:超过35°时,通孔所提供变形缓冲作用较微弱,以受正面碰撞材料(橡胶、钢壳)承担变形吸能作用为主,故峰值变化趋势较为稳定;在35°以内,随打孔角减小,橡胶有效变形空间提高,变形幅度进一步加深,结构失效程度加剧,导致撞深与吸能比峰值急剧升高。故导致两侧变化趋势差异显著。

图10 撞深峰值与吸能比峰值Fig.10 The peak relationship between impact depth and energy absorption ratio

撞深趋于稳定阶段的变化趋势,选取时间段为3～6 s,如图11所示。由图11可知,撞深稳定值以无孔防护装置最低,随打孔角增大撞深与无孔情况越接近。三类设孔防护装置撞深变化趋势在30°～40°内发生改变,左侧撞深受相对角度影响较大,右侧影响微弱变化较小。即,设孔角度范围内存在一有效作用区间临界值,超过此值通孔变形缓冲能力被大幅削弱。表明:通孔有效变形空间与打孔角负相关,撞深与变形空间正相关;孔间材料承担主要变形作用,孔间距过小将导致橡胶材料压溃失效。

图11 撞深稳定值Fig.11 Stability value of impact depth

3.6 接触力分析

船舶与装有设孔防护装置海上风力机碰撞的接触力峰值如图12所示。由图12可知,各防护装置接触力峰值在18.75～19.75 MN波动,最大幅值为0.6 MN(三孔)。对设孔防护装置接触力峰值变化趋势分析,依打孔角大致可分3段:0°～25°显著降低并达到谷值;25°～60°开始回升且变化较剧烈;60°后变化幅度渐趋减小,至90°后单孔、双孔及三孔分别于19.53 MN,19.50 MN及19.62 MN范围内波动,且波动幅度小于1%。通孔提供的额外变形空间,具有缓冲作用,约25°处抗撞效果最佳,60°以后缓冲效果渐趋减弱,至90°趋于稳定。其中,三孔接触力从25°起逐步增大,70°开始高于单孔及双孔,且稳定值相当于单孔5°的接触力。

图12 接触力Fig.12 Contact force

4 结 论

本文借助显式动力学分析软件LS-DYNA,基于孔数与打孔位置两方面,对设孔防护装置性能进行研究,结论如下:

(1)相较于无孔防护装置,设孔结构可延长船舶与风力机接触时间,降低船舶回弹动能,改善吸能效果。此现象在双孔30°以内及三孔结构中最显著。

(2)单孔及双孔结构防护性能受设孔相对角度影响较大,打孔角分别大于50°,60°时,防护效果与无孔结构相当。

(3)设孔防护装置在小角度范围内具有较高防护效果,为更好地保护风力机,设孔相对角度应于30°内选取。

(4)对于多孔结构,孔间材料承担主要变形吸能作用,需选取合适打孔角度,以免材料压溃失效,削弱防护能力。

(5)设孔结构可在一定程度上降低接触力,设孔位置与正撞方向保持一定偏离角度(约25°),接触力降幅最显著。

综上,文中所设计防护装置以三孔20°效果最佳。若以同种孔数来看,单孔、双孔及三孔防护装置应分别于10°,15°及20°附近取值,方能起到较好防护作用。