船舶撞击速度对海上风电站结构抗撞性能的影响李艳贞;胡志强;邹早建【摘要】为了研究船舶与海上风电站发生碰撞时海上风电站的损伤特性及其抗撞性能,利用非线性有限元动态响应分析程序MSC.Dytran模拟了一艘5 000 t船舶以不同速度侧向撞击目标风电站的动态过程.在仿真计算中,将船体作为刚性材料处理,风电站作为弹塑性材料处理,周围的水对船体的作用采用附连水质量法处理.通过仿真计算,得到了风电站的结构损伤特性、碰撞力-撞深曲线、能量转化曲线及其它相关数据.计算结果表明,风机的破坏主要表现为整体结构的屈曲和局部构件的断裂,撞击船初速度对风电结构的吸能-撞深曲线影响不大,碰撞力-撞深曲线呈现出强的非线性特征.【期刊名称】《江苏科技大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2010(024)003【总页数】4页(P213-216)【关键词】海上风电站;船舶碰撞;数值仿真;结构抗撞性【作者】李艳贞;胡志强;邹早建【作者单位】上海交通大学,船舶海洋与建筑工程学院,上海,200240;上海交通大学,船舶海洋与建筑工程学院,上海,200240;上海交通大学,海洋工程国家重点实验室,上海,200240;上海交通大学,船舶海洋与建筑工程学院,上海,200240;上海交通大学,海洋工程国家重点实验室,上海,200240【正文语种】中文【中图分类】U661.4国际上尤其是欧洲,海上风电技术日趋成熟,已经进入大规模开发阶段.根据欧美海上风能资源分布及发展趋势分析,浅海域风力发电场的发展已经不能满足风能发展的要求,海上风电场将从3～50 m的浅海域向50～200 m的深海区域发展[1].通常这些风电场都靠近繁忙的航道.随着世界航运业的不断发展,船只吨位不断增大,航行速度不断加快，风电站遭受过往船舶撞击的概率也随之增大.虽然目前我国的风电场多是建在岸边和滩涂上,遭受船舶撞击的可能性不大，但是,随着电能需求的不断增加和海岸线空间的有限,我国的风电事业必然会向近海发展,风电站遭受船舶撞击的概率会不断增加.因此,研究海上风电站的结构抗撞性对我国未来安全利用海洋风能将提供一定的保障.非线性有限元数值仿真技术是一项已经在船舶碰撞领域得到广泛应用和验证的技术.文献[2]采用有限元分析软件对双壳油轮、单壳油轮、集装箱船、散货船等船舶类型与单桩、导管架、三脚架等基础形式的风电站结构碰撞问题进行过数值分析,比较了不同基础形式的风电站的抗撞能力,并提出了相应的防撞措施.由于目前尚没有统一的海上风电站抗撞性能规范,本文根据我国海洋工程界的一般要求,利用非线性有限元数值仿真技术,重点对一导管架式海上风电站结构遭受一艘5000 t船舶以不同速度侧向撞击时的碰撞特性进行了研究.仿真过程中忽略撞击船的变形,假定撞击船为一刚性体,风电站为弹塑性体.通过仿真计算,获得了风电站基础及塔架的损伤变形形式、内力的时间历程及最大碰撞力-撞深和能量转化等曲线及相关数据,并讨论了撞击速度对计算结果的影响.1 非线性数值仿真技术1. 1 碰撞运动方程及求解方法[3]在总体坐标系中,碰撞运动微分方程可表示为(1)式中,M为结构质量矩阵；C为结构阻尼矩阵；K为结构刚度矩阵；an，vn为tn时刻的加速度和速度；为tn时刻的位移和外载荷.将式(1)改写为(2)则(3)式中,为内力矢量,为剩余力矢量.采用集中质量,M为一对角阵,则线性方程组变为一系列关于各个自由度的独立一元一次方程,从而求出加速度(4)然后对时间积分求出vi,再积分一次求得di.在时间推进上采用中心差分法(5)以上求解碰撞运动微分方程的方法称为显式时间积分法.1.2 仿真程序MSC.Dytran在空间上的离散采用有限元法,有2个求解器: 拉格朗日求解器和欧拉求解器.这2种求解器可单独使用,分别求解结构和流体问题,也可一起使用,求解流体-结构耦合问题.在时间上的离散采用显式时间积分法,求解各个离散时间点的位置、速度和加速度.Kitamura等进行的实尺度实验表明,通过MSC.Dytran有限元系统所得到的数值仿真结果与实验结果有非常好的近似[4].2 风电站碰撞模型和关键要素2.1 风电站模型风电站上部结构包括塔架、机舱和叶片，其中机舱和叶片远离碰撞区,并非重点研究对象,作为刚体处理.塔架底端直径4 m,顶端直径3 m,壁厚20 mm.根据中国船级社《风力发电机组规范》(2008)的要求，材料按GB/T 700-2006选用Q235结构钢[5].风电站下部是导管架结构,高32 m,水下部分19 m,主要由3根立管和若干撑管构成.立管直径762 mm,撑管较多,直径也各不相同,都在450 mm左右.材料分别按API，ASTM和GB标准给定.图1为碰撞场景示意图，表1给出了风电站结构的主要尺寸和参数.图1 碰撞场景示意Fig.1 Collision scenario schematic表1 风电站结构的主要参数Table 1 Principal parameters of offshore wind turbine塔架重量/t叶片重量/t机舱重量/t叶片长度/m叶片中心距海平面高度/m1306.8×37636802.2 撞击船模型选取5000 t的船舶以不同初速度侧向撞击风电站,计算状态为满载,总排水量7.22×103 t.船的长度比风电场结构基础的宽度大得多,因而没有必要建立整条船的模型.本文仅取部分舱段的长度,并保证船的质量、重心等与实际一致,这样既保证了结果的可靠性,又大大提高了计算效率.图2为撞击船有限元模型图.2.3 材料特性与失效准则有关研究表明[6],船侧与风电场结构发生碰撞时,船侧的破坏程度远比风电场结构的破坏程度小,因此假定船侧为刚性体;处于碰撞区的风电场结构采用线性强化弹塑性材料.机舱和叶片远离碰撞区,作为刚性体处理.图2 撞击船有限元模型Fig.2 Finite element model of the collision ship屈服应力由式(6)给出[7](6)有关材料参数为:材料密度ρ=7.85×103kg/m3,弹性模量E=2.1×1011 N/m2,硬化模量Eh=1.18×109N/m2,泊松比ν=0.3,σ0根据不同的钢材取不同的值,εp为等效塑性应变.碰撞是一个动态响应过程,材料的动力特性影响不能忽略.本文采用与实验数据吻合得较好的Cowper-Symonds本构方程[7-8](7)其中,为塑性应变率是ε时的动屈服应力；D和q为常参数,通过实验确定,取D=40.4，q=5.失效准则是仿真过程的关键,采用最大塑性应变模型作为材料断裂及破坏的失效准则,失效应变取决于材料的物理特性及有限单元网格的属性.在此根据网格的大小和材料性质,取0.3作为失效应变.3 仿真结果在配置为双核CPU,2GB内存的个人计算机上,计算3种撞击速度分别耗用10，20，35 h,碰撞分别在1.0，1.5，2.5 s时结束,得到如下计算结果.3.1 不同撞击速度下导管架结构应力云图图3为3种不同撞击速度下导管架结构应力云图.从图3可以发现,结构的损伤及塑性变形主要出现在撞击区域,管节点处的应力和应变比其他地方大,最容易发生断裂破坏,撞击区内的一部分撑管因受较大的集中力产生了屈曲.从图3中3组应力云图易见,撞击速度越大,结构损伤越严重.若撞击速度在2 m/s以下,导管架结构没有单元发生破坏,而若撞击速度在2 m/s以上,导管架部分结构发生断裂破坏,且结构的变形较大,风电站已承受不住此当量能量的撞击.图3 不同撞击速度下导管架结构应力云图(单位： m/s)Fig.3 Stress distribution in jacket at different collision speed(unit:m/s)3.2 抗撞性能曲线图4为不同撞击速度下碰撞力-撞深曲线.从图4发现,5 000 t船撞击风机时,撞击位置相同,尽管撞击速度不同,但碰撞力-撞深曲线趋势相同,只是峰值不同,这说明碰撞力-撞深曲线的走势与撞击船的初速度无关,这是风电站自身的固有属性.船的初速度越大,风电站的反抗力也大,整个撞击过程中最大碰撞力也越大.碰撞力-撞深曲线经过线性阶段进入非线性阶段,这说明在碰撞初始阶段,材料还处于弹性区,随着碰撞力的增长,材料逐渐进入塑性区而发生破坏.线性阶段的斜率相同,约为1.2×108,反映了结构的固有耐撞性.图4 不同撞击速度下的碰撞力-撞深曲线Fig.4 Curves of collision force vs. penetration at different speed从5000 t的撞击船以1，2 m/s的速度撞击风机的碰撞力-撞深曲线上可以看出，碰撞力达到一定峰值后会出现卸载现象,卸载曲线的斜率跟起始阶段的斜率一致,原因是,撞击船的动能不足以使风机模型的单元发生破坏,当动能消耗完时,风机还具有一定的恢复能力使撞击船反弹,从而碰撞力出现卸载现象.若撞击船的动能足以使单元发生破坏,就不会出现此类卸载现象.图5为撞击速度为2 m/s时的能量转化曲线.从图5可知,5000 t船以2 m/s的速度撞击导管架式风电站结构,撞击船的总动能20.7 MJ,撞深h为1.1 m,碰撞力为F2.4×104 kN,结构总吸能19.5 MJ,占总能量的94.2%.撞击船的动能几乎完全转化为风电结构吸收的塑性变形能,可把这种碰撞情景作为完全非弹性碰撞处理,即Edis=mv2/2成立.图5 撞击速度为2 m/s时的能量转化曲线Fig.5 Curves of energy transformation at 2 m/s图6为不同撞击速度下的吸能-撞深曲线.从图6中发现,同一撞击位置时,不同撞击速度的吸能-撞深曲线几乎重合,低能碰撞的吸能-撞深曲线是高能碰撞的一部分,吸能-撞深曲线与撞击船撞击速度无关.由于低速碰撞的吸能-撞深曲线是高速碰撞的一部分,根据Edis=mv2/2,若已知船的撞击速度,就可以从高速碰撞的能量-撞深曲线中知道风电结构吸收的塑性变形能Ep,从而查出近似的撞深,进而根据撞深估计出风机的受损程度.这样只需计算高速碰撞情况就可以估计低速碰撞时对风机的损伤程度,省去了大量的仿真时间.图6 不同撞击速度下的吸能-撞深曲线Fig.6 Curves of energy absorption vs. penetration at different speed4 结论通过本论文的研究,得出以下结论:1) 在碰撞过程中,风电站最易于产生结构损伤的是下部导管架结构,该部分直接遭受船舶的撞击,产生结构损伤.风机的破坏主要表现为整体结构的屈曲和局部构件的断裂.2) 在同一撞击位置下,撞击船的速度只影响碰撞力-撞深曲线的峰值,不影响其走势.若撞击船的能量不足以使结构发生破坏,碰撞力按弹性阶段的斜率卸载.构件发生破坏之后,碰撞力-撞深曲线呈现出强的非线性特征.3) 撞击船的碰撞动能几乎全部转化为风机的塑性变形能,只有少许能量转化为沙漏能和风机的动能,可以近似地把船侧正撞风机的情景作为完全非弹性碰撞处理. 4) 在同一撞击位置下,撞击船初速度对风电结构的吸能-撞深曲线影响不大.由较高速度碰撞的吸能-撞深曲线可以估计同一吨位船舶以较低速度碰撞时对风机造成的破坏程度.参考文献[1] 宋础,刘汉中. 海上风力发电场开发现状及趋势[J].电力勘测设计,2006(2):55-58.Song Chu, Liu Hanzhong.The development and trend of wind power plant at sea[J]. Electric Power Survey & Design, 2006(2):55-58.(in Chinese) [2] Dalhoff P, Biehl F. Ship collision, risk analysis-emergence systerms-collision dynamics[C]//Copenhagen Offshore Wind.Hamburg Germany: [s.n.],2005.[3] 卞文杰,万力,吴莘馨. 瞬态动力学CAE解决方案MSC.Dytran基础教程[M]. 北京大学出版社, 2004.[4] 江华涛,顾永宁. 油轮艏部结构耐撞特性[J]. 上海交通大学学报, 2003,37(7): 985-989.Jiang Huatao, Gu Yongning. Collision characteristics of the bow structure of tanker[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2003,37(7): 985-989. (in Chinese)[5] 中国船级社. 风力发电机组规范[S]. 北京:中国船级社, 2008.[6] Biehl F, Lehmann E. Offshore wind energy[M]. Berlin Germany: Springer Berlin Heidelberg, 2006: 281-304.[7] 江华涛. 船舶碰撞与缓冲船艏结构研究[D]. 上海交通大学, 2002.[8] 王学蕾,张延昌,王自力.海洋导管架平台K型节点碰撞性能研究[J].江苏科技大学学报:自然科学版, 2007,21(4): 1-6.Wang Xuelei, Zhang Yanchang, Wang Zili. Study on collision behavior of K-joint in offshore jacket platform [J]. Journal of Jiangsu University of Science and Technology:Natural Science Edition, 2007,21(4): 1-6. (in Chinese)。
