中圖分類號(hào)：TK211 DOI：10.16579/j.issn.1001. 9669.2025.08.002

0 引言

隨著“雙碳”目標(biāo)的提出，我國(guó)正加速推進(jìn)能源轉(zhuǎn)型[]。相較于接近飽和的陸上風(fēng)電，海上風(fēng)電具有發(fā)電效率高、占地面積少、規(guī)?；_發(fā)等優(yōu)點(diǎn)[2]。并且，我國(guó)海岸線長(zhǎng)度超過 1.8×10⁴km ，具有豐富的風(fēng)能資源，使得發(fā)展海上風(fēng)電存在著天然優(yōu)勢(shì)[3]。但由于運(yùn)輸、裝機(jī)、并網(wǎng)及維修等需求，近海區(qū)域海上風(fēng)電場(chǎng)建設(shè)往往無法遠(yuǎn)離周圍繁忙的航道，海上風(fēng)力機(jī)受船舶撞擊的概率大幅提升。2020年4月，在德國(guó)BorkumRiffgrund海上風(fēng)電場(chǎng)，一艘運(yùn)維船在作業(yè)行駛時(shí)與風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)發(fā)生碰撞，導(dǎo)致船頭嚴(yán)重?fù)p傷，船體進(jìn)水，三名船員受傷，其中一名重傷4。據(jù)全球海上風(fēng)能健康與安全組織統(tǒng)計(jì)，2021年共發(fā)生風(fēng)電事故780余次，其中高風(fēng)險(xiǎn)事故204起，且 24% 與船舶有關(guān)[5]。因此，開展船舶與海上風(fēng)力機(jī)碰撞研究可為提高風(fēng)力機(jī)抗撞性能提供參考，對(duì)海上風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)安全運(yùn)行、降低事故風(fēng)險(xiǎn)有重要意義。

近年來，國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者開展了海上風(fēng)力機(jī)受船舶撞擊的研究。MARQUEZ等提出了一個(gè)簡(jiǎn)化的力學(xué)模型來研究船舶與海上漂浮式風(fēng)力發(fā)電機(jī)碰撞，并與模擬艦船碰撞風(fēng)力機(jī)的非線性有限元結(jié)果進(jìn)行比較，所提出的力學(xué)模型可以以較低的計(jì)算成本提供有關(guān)結(jié)構(gòu)變形、沖切破壞及碰撞運(yùn)動(dòng)學(xué)等相關(guān)信息。REN等模擬5MW單立柱漂浮式風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)與船舶碰撞時(shí)的動(dòng)力響應(yīng)及結(jié)構(gòu)損傷，通過與Fast及Matlab軟件中8自由度簡(jiǎn)化模型進(jìn)行比較，分析了不同速度下碰撞過程中的接觸力、位移、加速度、損傷和能量耗散，研究發(fā)現(xiàn)，碰撞力最大值、塔頂位移最大值與初速度基本成線性關(guān)系，碰撞過程中塔頂最大加速度超 0.2g（g= 9.8m/s² ），將嚴(yán)重影響正常運(yùn)行。BELA等8建立了有限元模型并研究船舶撞擊速度、位置、風(fēng)向、土壤剛度和變形能力等各種參數(shù)對(duì)碰撞過程的影響，分別使用剛性船以及可變形船舶模型撞擊風(fēng)力機(jī)單樁基礎(chǔ)，結(jié)果表明，船舶速度的微小變化會(huì)使動(dòng)能產(chǎn)生很大差別，使風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)出現(xiàn)從輕微損傷到崩潰的不同情況，在最壞的情況下，風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)直接倒向船舶。

上述研究大多針對(duì)不同船舶類型以不同條件撞擊海上風(fēng)力機(jī)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及后果，并未對(duì)降低海上風(fēng)力機(jī)受船舶撞擊的損傷、保護(hù)海上風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)進(jìn)行研究。目前已有防護(hù)措施應(yīng)用于橋墩、海上油氣平臺(tái)等海工結(jié)構(gòu)。WANG等采用有限元方法研究設(shè)有防撞裝置的橋墩分別受不同載重噸位船舶碰撞時(shí)各部分結(jié)構(gòu)能量的變化與響應(yīng)，研究發(fā)現(xiàn)，防護(hù)裝置可吸收大部分內(nèi)能，橋墩及船吸能較少，防護(hù)裝置可有效保護(hù)橋墩與船舶。YAN等[0]提出了一種模塊化的橋墩保護(hù)裝置，以保護(hù)泥石流沖擊下的橋墩，并基于已驗(yàn)證的有限元模型研究了材料和幾何參數(shù)對(duì)模塊化保護(hù)裝置性能的影響。隨著海上風(fēng)電行業(yè)發(fā)展，已有眾多學(xué)者提出各類防護(hù)裝置并應(yīng)用于海上風(fēng)力機(jī)。LIU等[設(shè)計(jì)了一種防護(hù)裝置并將其應(yīng)用于海上風(fēng)力機(jī)單樁基礎(chǔ)進(jìn)行模擬，對(duì)防護(hù)裝置的材料和結(jié)構(gòu)厚度進(jìn)行優(yōu)化，研究表明，優(yōu)化后防護(hù)裝置的防護(hù)性能得到有效提升，且該方法同樣適用于導(dǎo)管架基礎(chǔ)及三樁基礎(chǔ)。

現(xiàn)有研究主要針對(duì)單一尺寸及材料防護(hù)裝置。為研究空心率對(duì)防護(hù)裝置性能的影響，本文使用Ls-Dyna軟件，通過非線性動(dòng)力學(xué)理論，分析了船舶碰撞防護(hù)裝置保護(hù)下單立柱三樁基礎(chǔ)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，為防護(hù)裝置的設(shè)計(jì)提供參考。

1基礎(chǔ)理論

1. 1 控制方程

海上風(fēng)力機(jī)受船舶碰撞，屬于一種瞬態(tài)物理過程，具有瞬時(shí)非線性特點(diǎn)，其離散化控制方程2為

Ma（t）+Cv（t）+Kx（t）=F（t）+H（t）

式中， M 為系統(tǒng)質(zhì)量矩陣； c 為系統(tǒng)阻尼矩陣； K 為系統(tǒng)剛度矩陣； F（t） 為結(jié)構(gòu)承受撞擊力； H（t） 為沙漏黏性力； a（t），v（t），x（t） 分別為風(fēng)力機(jī) Φ_t 時(shí)刻的加速度、速度和位移。

1. 2 材料本構(gòu)模型

1. 2. 1 鋼本構(gòu)模型

采用Q235鋼作為船舶與風(fēng)力機(jī)塔架材料，風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)及其他部分材料均選用Q345鋼。由于船舶撞擊風(fēng)力機(jī)的過程中，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生變形，將對(duì)材料應(yīng)變率產(chǎn)生顯著影響繼而影響材料屈服強(qiáng)度，因此本文選用Ls-Dyna軟件中基于Cowper-Symonds本構(gòu)方程建立的非線性塑性材料模型[13]，本構(gòu)方程為

式中， σ_y 為極限屈服應(yīng)力； 為塑性應(yīng)變； p，C 均為Cowper-Symonds中表征材料應(yīng)變率的可調(diào)參數(shù)； σ₀ 為初始屈服應(yīng)力； β 為可調(diào)參數(shù)； E_P 為塑性強(qiáng)化模量； ε_eff^p 為塑性應(yīng)變率。

Q235及Q345鋼材的物理性能參數(shù)如表1所示。

1.2.2Ogden模型

Ogden模型的應(yīng)變能密度函數(shù)形式[14]為

式中， ??μ_n 為剪切模量； α_n 為材料參數(shù)；為保證試驗(yàn)的精確性，求和項(xiàng)數(shù) N 可調(diào)整； λ_i 為伸長(zhǎng)比， i=1，2，3 。

表1Q235和Q345材料的物理性能參數(shù)Tab.1Physical propertyparametersofQ235andQ345materia

Ogden橡膠拉伸應(yīng)力為

Ogden本構(gòu)模型參數(shù)如表 2^[15] 所示。

表2Ogden本構(gòu)模型參數(shù)

1.2.3 Mooney-Rivlin模型

MOONEY[16]、RIVLIN[17]等基于唯象理論推導(dǎo)建立了Mooney-Rivlin數(shù)學(xué)模型，其精度較高且相比其他橡膠本構(gòu)模型簡(jiǎn)單，更容易用于實(shí)際，適用于變形程度低于 200% 的橡膠材料[18]。其應(yīng)變能密度函數(shù)形式為

式中， W 為應(yīng)變能密度函數(shù)； I₁，I₂ 分別為第1和第2應(yīng)變不變量； C_ij 為模型參數(shù)，由試驗(yàn)確定。其本構(gòu)模型參數(shù)如表 3^[19] 所示。

表3Mooney-Rivlin本構(gòu)模型參數(shù)Tab.3Material parametersofMooney-Rivlin

1.2.4 泡沫鋁

泡沫鋁材料受壓塌陷時(shí)存在體積變化，屈服函數(shù)

存在流體靜力學(xué)項(xiàng)。DESHPANDE等[20]基于連續(xù)各向同性提出本構(gòu)模型，即

式中， ? 為屈服函數(shù)； 為等效應(yīng)力； σ_φp 為材料參數(shù)；Y為屈服應(yīng)力； 為應(yīng)變硬化； 為等效應(yīng)變； σ_e 為vonMises應(yīng)力； σ_m 為平均應(yīng)力； α 為屈服平臺(tái)形狀參數(shù)； v^p 為塑性收縮系數(shù)。其本構(gòu)模型參數(shù)如表 4^[21] 所示。

表4Deshpande-Fleck本構(gòu)模型參數(shù)Tab.4Material parametersofDeshpande-Fleckmodel

1.3 接觸設(shè)定

為防止模擬過程中出現(xiàn)初始穿透，本文選取Ls-Dyna軟件程序中的自動(dòng)面面接觸控制[22]。根據(jù)可能發(fā)生的接觸情況，將不同的結(jié)構(gòu)分為主接觸面和從接觸面，其中主接觸面對(duì)應(yīng)主片單元，從接觸面對(duì)應(yīng)從片單元，相應(yīng)的節(jié)點(diǎn)稱為主節(jié)點(diǎn)和從節(jié)點(diǎn)[23]。這種劃分可以更準(zhǔn)確地描述不同結(jié)構(gòu)的接觸過程，開展接觸過程的動(dòng)態(tài)分析。

碰撞過程中，不同接觸面間的摩擦力為

F_y=μ^′|f_s|

式中， F_y 為摩擦力： μ^′ 為摩擦因數(shù) ;f_s 為節(jié)點(diǎn)接觸力； μ_d 為動(dòng)摩擦因數(shù) ;μ_s 為靜摩擦因數(shù)； α_dec 為衰減因子； v 為接觸相對(duì)速度。

2 有限元模型

2.1 防護(hù)裝置

由內(nèi)外2層不同材料同心圓管構(gòu)成，是當(dāng)前防護(hù)裝置的主設(shè)計(jì)形式[24]，在防護(hù)海上風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)，抵擋船舶碰撞方面起到重要作用。為更深入地研究其抗撞力學(xué)性能，引入空心率[25]。其計(jì)算式為

χ=D_i/（D_o-2t_o）

式中， D_o，D_i 分別為外圓環(huán)及內(nèi)圓環(huán)的直徑； t_o 為外圓管的壁厚。其數(shù)據(jù)如表5所示，其中， t_i 為內(nèi)圓管的壁厚； L 為防護(hù)裝置高度。網(wǎng)格劃分均采用六面體網(wǎng)格單元，單元尺寸為 0.25m×0.25m ，防護(hù)裝置類型1有限元模型如圖1所示，其他類型與之僅有尺寸差異。

在內(nèi)圓環(huán)直徑不變的前提下，通過外圓環(huán)直徑的變化，得出5種防護(hù)裝置的空心率，研究船舶撞擊不同防護(hù)裝置的力學(xué)性能。

表5防護(hù)裝置設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.5Design parameters of protective devices

圖1防護(hù)裝置有限元模型

Fig.1Finite element model of theprotection device

2.2單立柱三樁基礎(chǔ)

本文以4MW海上風(fēng)力機(jī)為研究基礎(chǔ)，其主要組成部分為葉片、輪轂、機(jī)艙、電氣系統(tǒng)和塔架。鋼管柱的入土深度為 65m ，樁尖進(jìn)入海底粉細(xì)砂層中，露出海面 2～3m ，其主要參數(shù)如表6所示。對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，塔的上、下部分網(wǎng)格尺寸為 0.4m ，樁柱等非碰撞區(qū)域網(wǎng)格尺寸為 0.6m ，對(duì)碰撞區(qū)域的網(wǎng)格尺寸進(jìn)行加密，為 0.2m 。有限元模型如圖2所示。

表6單立柱三樁基礎(chǔ)尺寸參數(shù)

Tab.6 Parametersof the tripod support structure

在碰撞過程中，基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)-土層的作用主要是控制水平位移?；跇O限狀態(tài)（AttaintLimitState，ALS）設(shè)計(jì)海上大型風(fēng)力機(jī)時(shí)，鋼管樁在泥面處的水平位移一般控制在 20mm 以下，對(duì)于海上大型風(fēng)力機(jī)而言可忽略[26]。海上風(fēng)力機(jī)底部往往采取水泥澆筑等加固措施。因此，本文將風(fēng)力機(jī)樁柱基礎(chǔ)在泥土中的部分假定為剛性約束，忽略水平側(cè)移[27]。

在真實(shí)的海洋環(huán)境中，風(fēng)波流耦合通常是同時(shí)發(fā)生的。然而，風(fēng)、浪、流產(chǎn)生的載荷遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于船舶碰撞載荷。根據(jù)文獻(xiàn)28」，風(fēng)波流條件下的轉(zhuǎn)子推力在 左右，而在較低航速下，3500t船舶的碰撞載荷大于 5MN 。此外，當(dāng)船舶與質(zhì)量較大的海上風(fēng)力機(jī)發(fā)生碰撞時(shí)，碰撞過程中風(fēng)力機(jī)的加速度、速度和位移相對(duì)較小。這說明碰撞力（瞬時(shí)載荷）主要由風(fēng)力機(jī)的慣性來抵抗，幾乎不受風(fēng)、波的阻尼和剛度的影響。因此，本文假設(shè)船舶與海上風(fēng)力機(jī)發(fā)生碰撞時(shí)，不考慮風(fēng)波耦合效應(yīng)，更關(guān)注其與船舶的碰撞力和局部損傷。

圖2單立柱三樁基礎(chǔ)有限元模型

2.3船舶

依據(jù)近海及風(fēng)電場(chǎng)附近船舶使用情況，撞擊船選用較為常見的貨運(yùn)船，船為前傾型，主要包括船、船身及船尾3部分。船舶采取正向撞擊方式與海上風(fēng)力機(jī)發(fā)生碰撞，主要碰撞區(qū)域?yàn)榇?。BIEHL等29研究發(fā)現(xiàn)，與柔性的風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)相比，船舶剛度較大，因此非碰撞主要發(fā)生區(qū)域的船身、尾部結(jié)構(gòu)模型簡(jiǎn)化為剛體。船舶質(zhì)量、總長(zhǎng)、型深及型寬分別為 。為確保碰撞區(qū)域計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)其進(jìn)行細(xì)化加密網(wǎng)格，網(wǎng)格單元尺寸為 0.25m×0.25m ，非碰撞區(qū)域網(wǎng)格單元尺寸為1.0m×1.0m ，如圖3所示。在船舶與單立柱三樁基礎(chǔ)碰撞過程中，與海水的相互作用不可忽略，常通過建立流固耦合模型或附加質(zhì)量模型來解決[30]。而流固耦合模型需要占用大量計(jì)算資源，且對(duì)計(jì)算的穩(wěn)定性具有一定影響[31]。因此，通過附加質(zhì)量模型來解決，根據(jù)文獻(xiàn)[32]，船舶正撞時(shí)附加質(zhì)量系數(shù)為 5% 。

圖3船舶有限元模型

Fig.3Finite element model of the ship

此外，為防止初始接觸，并保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，風(fēng)力機(jī)樁柱與船之間預(yù)留 0.6m 間距，船舶速度為 2m/s ，計(jì)算時(shí)間為6s。

2.4 網(wǎng)格收斂性分析

碰撞過程中防護(hù)裝置為主要吸能構(gòu)件，其網(wǎng)格尺寸直接影響結(jié)果的精度。取以下網(wǎng)格尺寸，分別為0.05?0.10?0.15?0.20?0.25?0.30m ，進(jìn)行初始動(dòng)能為 10MJ 的碰撞分析，提取出的動(dòng)能 （K_E） 、內(nèi)能 （I_E） 沙漏能 （H_E） 的時(shí)程曲線如圖4所示。在此范圍內(nèi)，使用不同網(wǎng)格尺寸計(jì)算的能量曲線表現(xiàn)出高度一致性，表明它們對(duì)網(wǎng)格尺寸變化不敏感，具有良好的收斂性。當(dāng)網(wǎng)格尺寸為 0.15m 時(shí)，盡管系統(tǒng)的沙漏能相對(duì)較低，但其計(jì)算時(shí)間是 0.25m 網(wǎng)格尺寸的4倍。為了在計(jì)算效率和數(shù)值精度之間取得平衡，采用 0.25m 單元尺寸進(jìn)行數(shù)值模擬。

3計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 接觸力分析

圖5所示為空心率對(duì)接觸力時(shí)程曲線的影響。由圖5可知，對(duì)于泡沫鋁材料防護(hù)裝置，隨著空心率的增大，沖擊持續(xù)時(shí)間增大，接觸力隨之減小，平臺(tái)更加穩(wěn)定；但對(duì)于2種橡膠材料（Ogden、Mooney-Rivlin）防護(hù)裝置，撞擊時(shí)間隨空心率增大而縮短，最大接觸力也有所提升?？招穆蕦⒂绊懘白矒麸L(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)的持續(xù)時(shí)間，也會(huì)影響不同材料防護(hù)裝置削弱接觸力的能力，且橡膠和泡沫鋁防護(hù)裝置動(dòng)力特性變化隨空心率增加呈相反的趨勢(shì)。

圖5空心率對(duì)接觸力時(shí)程曲線的影響

圖6所示為空心率與3種材料本構(gòu)防護(hù)裝置保護(hù)下最大接觸力的關(guān)系。隨著空心率的逐漸增大，3種不同材料防護(hù)裝置作用下的接觸力最大值產(chǎn)生變化并展現(xiàn)出明顯趨勢(shì)：泡沫鋁最大接觸力逐漸減小，2種橡膠材料（Ogden、Mooney-Rivlin）最大接觸力逐漸增大。且最大接觸力分別在空心率為0.65和0.29時(shí)處于最小值，表明防護(hù)裝置在一定程度上能削弱船舶碰撞力。

3.2 撞深分析

空心率對(duì)防護(hù)裝置受撞后凹陷深度的影響如圖7所示。對(duì)于泡沫鋁材料，接觸發(fā)生后接觸力曲線迅速上升，至最高值后稍有降低，隨后未發(fā)生明顯變化。

此外，在空心率為0.29（類型5）時(shí)，具有相對(duì)較小的凹陷深度。這可歸因于中空防護(hù)裝置的變形特性，隨著空心率的降低，防護(hù)裝置類似于實(shí)心管，從而增加了其剛度，這導(dǎo)致防護(hù)裝置受碰撞時(shí)，局部變形較小，但變形小導(dǎo)致材料失效部分減少，降低了其能量吸收能力及緩沖接觸力的能力。

圖7空心率對(duì)防護(hù)裝置凹陷的影響

Fig.7Influence ofhollow ratio on the sag of protective device

對(duì)于橡膠材料防護(hù)，接觸發(fā)生后，凹陷深度隨接觸力增大先增大；接觸力達(dá)峰值后減小，凹陷深度也隨之減小，隨后產(chǎn)生逐漸減小的類似正弦曲線的波動(dòng)式前進(jìn)。這是在超彈性的影響下，橡膠材料防護(hù)裝置受船舶撞擊時(shí)間內(nèi)仍保持彈性并產(chǎn)生持續(xù)變化，凹陷深度在碰撞完成后相對(duì)泡沫鋁材料更小，防護(hù)裝置材料損傷更小。但2種本構(gòu)對(duì)于空心率的變化表現(xiàn)相同。由此可見，空心率的變化對(duì)不同材料本構(gòu)防護(hù)裝置的抗撞性能存在一定影響。

圖8所示為不同本構(gòu)材料變形云圖。與橡膠材料相比，泡沫鋁由于疏松多孔的泡沫型結(jié)構(gòu)特性，在與船舶發(fā)生碰撞后會(huì)發(fā)生較大變形，從而吸收大部分動(dòng)能，減少傳遞至風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)的能量，可有效降低其塑性應(yīng)變，以此達(dá)到保護(hù)塔架的目的。

圖8不同本構(gòu)材料有限元變形云圖 Fig8Finiteelementdeformationnephogramofdifferent constitutivematerials

3.3基礎(chǔ)支架腿部變形分析

3.3.1支架碰撞內(nèi)能

圖9所示為支架在不同空心率防護(hù)裝置保護(hù)下，支架自身內(nèi)能的變化情況。由圖9可知，碰撞發(fā)生后，支架內(nèi)能隨時(shí)間逐步上升，0.74s達(dá)到峰值，船舶撞擊風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)，基礎(chǔ)撓度增加；撓度未達(dá)最大值時(shí)，支架處內(nèi)能已達(dá)到峰值，由此可知基礎(chǔ)支架在碰撞發(fā)生后即開始進(jìn)行能量吸收，在基礎(chǔ)達(dá)到最大撓度前完成能量吸收。此外，除碰撞距離最近處支架連接點(diǎn)區(qū)域，另外2處支架連接區(qū)域也承擔(dān)部分能量吸收作用。

圖9支架處內(nèi)能時(shí)程曲線

Fig.9Time-historycurvesof internalenergyatbracket

表7所示為3處基礎(chǔ)支架所占的內(nèi)能百分比。防護(hù)裝置類型1～5空心率逐漸減低，由表7可知，隨空心率降低，支架區(qū)域內(nèi)能占比逐漸提升；空心率值為0.29時(shí)占比最大。防護(hù)裝置空心率對(duì)基礎(chǔ)支架腿部能量吸收產(chǎn)生影響，故在防護(hù)裝置設(shè)計(jì)研究中需考慮空心率對(duì)腿部支架的影響。

表7不同空心率下內(nèi)能百分比 Tab.7Internal energypercentage under different hollowratio

3.3.2 支架應(yīng)力分析

支架能量吸收受空心率影響，其應(yīng)力-應(yīng)變也將產(chǎn)生變化，對(duì)空心率為0.65的防護(hù)裝置保護(hù)下基礎(chǔ)支架的應(yīng)力-應(yīng)變進(jìn)行分析，以評(píng)估其在船舶碰撞能量中的損傷情況，如圖10所示。

由圖10可知，碰撞發(fā)生后，支架區(qū)域應(yīng)力隨船舶運(yùn)動(dòng)先增大后降低；并于0.87s時(shí)達(dá)到峰值 367.7MPa） ，具有最大應(yīng)力集中區(qū)域，風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)撓度也最大，風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)3個(gè)樁腿連接區(qū)域均出現(xiàn)一定應(yīng)力變化；但1.38s時(shí)集中應(yīng)力區(qū)域迅速減小，船舶沖擊風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)的過程已經(jīng)結(jié)束；而1.98s時(shí)，應(yīng)力區(qū)域范圍再次擴(kuò)大。這是由于雖然沖擊不再繼續(xù)，但基礎(chǔ)與防護(hù)裝置在碰撞發(fā)生后整個(gè)基礎(chǔ)產(chǎn)生振動(dòng)和搖蕩。為此提取5種類型防護(hù)裝置保護(hù)下支架區(qū)域的等效應(yīng)力曲線如圖11所示。

圖11 等效應(yīng)力時(shí)程曲線

Fig.11 Equivalent stress time-historycurves

在碰撞發(fā)生后，5種類型防護(hù)裝置保護(hù)下基礎(chǔ)支架區(qū)域應(yīng)力迅速上升至峰值，隨后的應(yīng)力變化，不同空心率防護(hù)裝置保護(hù)下支架產(chǎn)生差異。類型1防護(hù)裝置應(yīng)力達(dá)到峰值后以波浪式形式逐漸降低，并無明顯反彈。隨著空心率降低，另外4種防護(hù)裝置應(yīng)力在1.1～3.3s區(qū)域內(nèi)，波動(dòng)程度較小，提升不明顯，這主要是因?yàn)轱L(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)與防護(hù)裝置間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致支架區(qū)域應(yīng)力變化削弱；3.3s后曲線再次提升，應(yīng)力增大甚至接近撞擊剛發(fā)生后的峰值，這是因?yàn)榛A(chǔ)部分與防護(hù)裝置在后期產(chǎn)生共同運(yùn)動(dòng)，使得支架部分應(yīng)力集中區(qū)域變化幅度增大，故此處需加固設(shè)計(jì)，并考慮防護(hù)裝置空心率的影響。

4結(jié)論

基于非線性動(dòng)力學(xué)理論，借助顯示動(dòng)力學(xué)分析軟件Ls-Dyna，模擬不同尺寸及材料防護(hù)裝置保護(hù)下5000t 船舶以 2m/s 速度撞擊海上風(fēng)力機(jī)單立柱三樁基礎(chǔ)，研究不同空心率防護(hù)裝置抗撞特性，得出主要結(jié)論如下：

1隨著空心率的增大，泡沫鋁材料防護(hù)裝置沖擊持續(xù)時(shí)間增大，接觸力隨之減小。橡膠材料則與之相反。在空心率為0.29時(shí)，防護(hù)裝置更類似于實(shí)心管，具有相對(duì)較小的最大凹陷深度。

2）船舶撞擊風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)，導(dǎo)致基礎(chǔ)撓度增加，基礎(chǔ)支架在碰撞發(fā)生后即開始進(jìn)行能量吸收，在基礎(chǔ)達(dá)到最大撓度前完成能量吸收。

3）隨著空心率的降低，支架區(qū)域內(nèi)能占比逐漸提升；隨著空心率的提升，基礎(chǔ)部分與防護(hù)裝置在后期產(chǎn)生共同運(yùn)動(dòng)，使得支架部分應(yīng)力集中區(qū)域變化幅度增大。

參考文獻(xiàn)（References）

[1]姜紅麗，劉羽茜，馮一銘，等．碳達(dá)峰、碳中和背景下“十四五\"時(shí) 期發(fā)電技術(shù)趨勢(shì)分析[J]．發(fā)電技術(shù)，2022，43（1）：54-64. JIANG Hongli，LIU Yuxi，F(xiàn)ENG Yiming，et al.Analysis of power generation technology trend in 14th Five-Year Planunder the background of carbon peak and carbon neutrality[J].Power Generation Technology，2022，43（1）：54-64.（InChinese）

[2] 雒德宏．我國(guó)海上風(fēng)電發(fā)展現(xiàn)狀及對(duì)策建議[J]．水電與新能 源，2022，36（11）：76-78. LUO Dehong. Current situation and suggestions of offshore wind power development in China[J]. Hydropower and New Energy， 2022，36（11）：76-78.（In Chinese）

[3]杜劍強(qiáng)，仲俊成，李斌，等．中國(guó)海上風(fēng)電發(fā)展現(xiàn)狀及展望[J]. 油氣與新能源，2023，35（3）：1-7. DU Jianqiang，ZHONG Juncheng，LI Bin，et al. Current situation and outlook of China’s offshore wind power[J].Petroleum and NewEnergy，2023，35（3）：1-7.（InChinese）

[4]國(guó)際新能源網(wǎng)．德國(guó)北海一艘風(fēng)電運(yùn)維船撞上風(fēng)機(jī)1人重傷2 人輕傷[EB/OL].（2020-04-27）[2023-06-18]．http：//newenergy. in-en.com/html/newenergy-2380710.shtml. NewEnergy. IN-EN. com.A wind power operation and maintenance ship in Beihai，Germany hit a fan，and one person was seriously injured and two people were slightly injured[EB/OL]. （2020-04-27）[2023-06-18]. http：//newenergy. in-en.com/html/ newenergy-2380710.shtml.（In Chinese）

[5] Global Offshore Wind Health and Safety Organisation.2020 incident data report[R/OL].（2021-11）[2022-03]. htps：//www.gplusoffshorewind.com/work-programme/workstreams/statistics.

[6] MARQUEZ L，LE SOURNE H，RIGO P. Mechanical model for theanalysis of ship collisions against reinforced concrete floaters of offshore wind turbines[J]. Ocean Engineering，2022，261：111987.

[7] RENYL，MENGQ S，CHENC，et al.Dynamic behavior and damage analysis of a spar-type floating offshore wind turbine under ship collision[J].Engineering Structures，2022，272：114815.

[8]BELAA，LE SOURNE H，BULDGEN L，et al. Ship collision analysis on ofshore wind turbine monopile foundations[J]．Marine Structures，2017，51：220-241.

[9]WANG JJ，SONG Y C，WANG W，et al. Evaluation of flexible floating anti-collision device subjected to ship impact using fiiteelement method[J].Ocean Engineering，2019，178：321-330.

[10]YAN S X，HE S M，WANG D P，et al. Design and optimisation of a protective device for bridge piers against debris flow impact[J]. Bulletin of Engineering Geology and the Environment，2020，79 （7） ：3321-3335.

[11]LIU C G，HAO E T，ZHANG S B. Optimization and application of a crashworthy device for the monopile offshore wind turbine against ship impact[J].AppliedOcean Research，2015，51：129-137.

[12]YUE X Z，HAN Z W，LI C，et al. The study on structure design of fenderof offshore wind turbine based on fractal feature during colision with ship[J]. Ocean Engineering，2021，236：109100.

[13]石少卿，康建功，汪敏，等．ANSYS/LS-DYNA在爆炸與沖擊領(lǐng)域 內(nèi)的工程應(yīng)用[M].北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2011：23-27. SHI Shaoqing，KANG Jiangong， WANG Min，et al. Engiering application of ANSYS/LS-DYNA in the field of explosion and impact[M].Beijing：China Architecture amp; Building Press，2011： 23- 27.（In Chinese）

[14］魏家威，石霄鵬，馮振宇．應(yīng)變率相關(guān)的橡膠本構(gòu)模型研究[J]. 高壓物理學(xué)報(bào)，2022，36（2）：107-117. WEI Jiawei， SHI Xiaopeng，F(xiàn)ENG Zhenyu. Strain rate dependent constitutive model of rubber[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics，2022，36（2）：107-117.（In Chinese）

[15］岳新智，韓志偉，李春，等．海上風(fēng)力機(jī)橡膠及泡沫鋁材料防護(hù)裝 置性能研究[J]．熱能動(dòng)力工程，2022，37（5）：115-123. YUE Xinzhi，HAN Zhiwei，LI Chun，et al. Study on performance of rubber and aluminum foam protective device for offshore wind turbine[J].Journal of Engineering for Thermal Energy and Power， 2022，37（5）：115-123.（In Chinese）

[16]MOONEY M.A theory of large elastic deformation[J]. Journal of Applied Physics，1940，11（9）：582-592.

[17]RIVLIN R S，SAUNDERS D W. Large elastic deformations of isotropic materials VII. Experiments on the deformation of rubber [J].Philosophical Transactions of the Royal SocietyofLondon Series A，Mathematical and Physical Sciences，1951，243（865）： 251-288.

[18] HALLQUIST J. LS-DYNA keyword user'smanual volume I： material models[M]. Livermore：Livermore Software Technology Corporation，2022：252-255.

[19］韓志偉，李春，周紅杰，等.海上風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)防護(hù)裝置在船舶碰撞 下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)研究[J].機(jī)械強(qiáng)度，2020，42（1）：21-28. HAN Zhiwei，LI Chun，ZHOU Hongjie，et al. Research on dynamic response with crashworthy devices of offshore wind turbine fundation to ship impact[J]. Journal of Mechanical Strength，2020，42 （1）：21-28.（In Chinese）

[20］DESHPANDE V S，F(xiàn)LECK NA. High strain rate compressive behaviour of aluminium alloy foams[J]. International Journal of Impact Engineering，2000，24（3）：277-298.

[21]韓志偉.李春.余萬.等.船舶碰撞海上風(fēng)力機(jī)防護(hù)裝置的動(dòng)力響 應(yīng)對(duì)比分析[J].機(jī)械強(qiáng)度，2020，42（5）：1230-1237. HAN Zhiwei，LI Chun，YU Wan，et al.Comparative dynamic responseanalysis of offshore wind turbines fender in ship collision [J].Journal of Mechanical Strength，2020，42（5）：1230-1237.（In Chinese）

[22]尚曉江，蘇建宇，王化鋒，等.ANSYS/LS-DYNA動(dòng)力分析方法與 工程實(shí)例[M].2版.北京：中國(guó)水利水電出版社，2008：39-43 SHANGXiaojiang，SU Jianyu，WANGHuafeng.Dynamic analysis method and engineering example of ANSYS/LS-DYNA[M]. 2nd ed.Beijing：ChinaWateramp;PowerPress，2008：39-43.（InChinese）

[23]WU SR.Avariational principle for dynamic contact with large deformation[J].Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering，2009，198（21/22/23/24/25/26）：2009-2015.

[24］韓志偉，李春，周紅杰，等．海上風(fēng)力機(jī)多層材料防護(hù)裝置在船舶 碰撞下動(dòng)力響應(yīng)分析[J].熱能動(dòng)力工程，2019，34（9）：148-155. HAN Zhiwei，LI Chun，ZHOU Hongjie，etal. Dynamic response withmulti-layermaterialcrashworthydevicesofoffshorewindturbineunder ship collision[J].Journal of Engineering for Thermal EnergyandPower，2019，34（9）：148-155.（InChinese）

[25]李文，那昱，吳殿臣，等.空心率對(duì)GFRP-混凝土-鋼雙管柱力學(xué) 性能的影響[J].遼寧工程技術(shù)大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2015，34 （9）：1037-1041. LIWen，NAYu，WUDianchen，etal.Affectofhollowrate tomechanical performance of GFRP-concrete-steel double-skin tubular columns[J].Journal ofLiaoning Technical University（Natural Science），2015，34（9）：1037-1041.（InChinese）

[26]DNV. Design of offshore wind turbine structures[S]. Oslo：DNVOS-J101 Offshore Standard，2011：26-34.

[27］韓志偉，周紅杰，李春，等．海上風(fēng)力機(jī)與船舶碰撞的動(dòng)力響應(yīng)及 防碰裝置[J].中國(guó)機(jī)械工程，2019，30（12）：1387-1394. HAN Zhiwei，ZHOU Hongjie，LI Chun，et al. Dynamic response and anticollision devices ofan offshorewind turbine subjected to shipimpacts[J].China Mechanical Engineering，2019，30（12）： 1387-1394.（In Chinese）

[28]WANG H，HU ZQ，MENGXY.Dynamic performance investigation of a spar-type floatingwind turbine under different sea conditions[J].China OceanEngineering，2018，32（3）：256-265.

[29]BIEHL F，LEHMANN E. Collisions of shipswith offshore wind turbines：calculation and risk evaluation[M]//Offshore Wind Energy.Berlin：Springer Berlin Heidelberg，2006：281-304.

[30]趙鑫磊，韓志偉，李春，等．海上風(fēng)力機(jī)設(shè)孔防護(hù)裝置性能研究 [J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2021，41（16）：5624-5634. ZHAOXinlei，HANZhiwei，LI Chun，etal.Researchonprotection performance of via hole fender for offshore wind turbine[J].Proceedingsof theCSEE，2021，41（16）：5624-5634.（InChinese）

[31]NOKOB MH，YEUNG R W. Added mass of thin flat plates of arbitrary shapes with possible openings[J]. Applied Ocean Research，2018，79：149-159.

[32]王自力，蔣志勇，顧永寧．船舶碰撞數(shù)值仿真的附加質(zhì)量模型 [J].爆炸與沖擊，2002，22（4）：321-326. WANG Zili，JIANG Zhiyong，GU Yongning. An added water mass model for numerical simulation of ship/ship collisions[J]. ExplosionandShockWaves，2002，22（4）：321-326.（In Chinese）

Abstract：Duetotheedsoftransportationstalltion，gridection，andmintenanc，theonstructionfose windfarmsin inshoreareasoftencannotbefarfrombusysurrounding waterways，whichsignificantlyincreases theprobability ofoffshore wind turbines being impacted by ships.To analyze theperformanceand damage of different holowratios of protective devices whenoffshorewind turbinesare hitbyships，thecolision processofa50o-tonbow-downwardship with an offshore wind turbine at a speed of 2. 0m/s Was simulated using Ansys/Ls-Dyna. The influence of the hollow ratio on the anti-colisionperformanceofOgdenrubber，Mooney-RivlinrubberandAluminum foamaluminumconstitutiveprotective devices Was studiedandcompared.Theresultsshowthatwiththeincreaseofhollowratio，theimpact durationofaluminum foamprotectivedevices increases，andthecontact force decreasesacordingly，whilerubbermaterialsshow theopposite trend.Astheholowratiodecreases，theprotectivedeviceis more similartoasolidtube，witharelativelysmalermaximum indentationdepth.Under theinfluenceofhyperelasticproperties，the indentationdepthofrubber materials issmalerthan that ofaluminumfoamafterthecollsioniscompleted，andthematerialdamageoftheprotectivedeviceissmaller.However，the proportionofinternal energy inte supportarea graduallyincreases，sothe influenceofhollowratioonthelegsupportneeds to be considered in the design and research of protective devices.

Keywords：Offshore wind turbine;Hollow ratio; Collision;Crashworthiness Corresponding author： LI Chun，E-mail： lichun_usst@163.com Fund：National Natural ScienceFoundationof China （52375193，52376204，52106262，52006148）; Acknowledges the Non-CarbonEnergy ConversionandUtilization Instituteunderthe Shanghai Class IVPeak DisciplinaryDevelopmentProgram Received：2023-12-18 Revised：2024-02-27