海上風(fēng)電導(dǎo)管架陸地建造過(guò)程中的應(yīng)力分析

李宗豪，朱 軍，陳偉球,

（1.浙江大學(xué)工程力學(xué)系，浙江杭州310027；2.南通泰勝藍(lán)島海洋工程有限公司，江蘇啟東226200）

隨著環(huán)境要求的提高，全世界對(duì)新能源的發(fā)展需求日益增大。海上風(fēng)電作為一種清潔能源，具有獨(dú)特的技術(shù)優(yōu)勢(shì)及巨大的發(fā)展?jié)摿Γ?］。近年來(lái)，歐洲與美洲各地陸續(xù)開(kāi)展海上風(fēng)電項(xiàng)目［2‐7］，標(biāo)志著海上風(fēng)電已成為新能源發(fā)展的主要方向之一［8］。

近年來(lái)，我國(guó)海上風(fēng)電的發(fā)展速度日益加快，目前整體上處于由陸上風(fēng)電轉(zhuǎn)向海上風(fēng)電的過(guò)程［9‐10］。相比于陸上風(fēng)電場(chǎng)，海上風(fēng)電場(chǎng)的風(fēng)力更強(qiáng)且更穩(wěn)定，具有更高的產(chǎn)能。我國(guó)擁有得天獨(dú)厚的沿海風(fēng)能資源［11］，由此可以預(yù)見(jiàn)，海上風(fēng)電將成為我國(guó)應(yīng)對(duì)能源安全問(wèn)題以及氣候環(huán)境變化的有效策略之一。但是，海上風(fēng)電的運(yùn)營(yíng)成本仍然高于陸上風(fēng)電。從技術(shù)層面上分析［12］，提升相關(guān)構(gòu)件的力學(xué)性能是提高結(jié)構(gòu)可靠性和降低運(yùn)營(yíng)成本的關(guān)鍵［13］。

對(duì)鋼結(jié)構(gòu)的施工過(guò)程進(jìn)行有限元模擬已成為避免鋼結(jié)構(gòu)工程事故的主要手段之一［14］。但目前關(guān)于導(dǎo)管架的有限元分析相對(duì)較少，且多集中于關(guān)鍵部件的靜力學(xué)分析，有限元建模時(shí)常使用簡(jiǎn)單的管單元或梁?jiǎn)卧＠缤跤勒俚龋?5］運(yùn)用生死單元技術(shù)對(duì)導(dǎo)管架的建造過(guò)程進(jìn)行了初步分析，但只考慮了臥式建造工藝且僅限于墊墩等支撐結(jié)構(gòu)安全性的分析。

為此，筆者擬基于有限元軟件ANSYS，利用APDL（ANSYS parametric design language，ANSYS參數(shù)化設(shè)計(jì)語(yǔ)言）編寫(xiě)命令流，分別采用梁?jiǎn)卧c殼單元來(lái)建立海上風(fēng)電導(dǎo)管架的計(jì)算模型，同時(shí)設(shè)置多種建造方式，并運(yùn)用單元生死技術(shù)來(lái)模擬海上風(fēng)電導(dǎo)管架的陸地建造過(guò)程。然后，通過(guò)對(duì)比分析來(lái)探討有限元模擬時(shí)網(wǎng)格劃分單元的選擇對(duì)計(jì)算結(jié)果可靠性的影響，并根據(jù)相應(yīng)結(jié)果遴選較優(yōu)的建造方式，使建造完成后的海上風(fēng)電導(dǎo)管架更具安全性。

1 海上風(fēng)電導(dǎo)管架建造過(guò)程

本文研究的海上風(fēng)電導(dǎo)管架的結(jié)構(gòu)如圖1所示，其質(zhì)量約為450 t，高度為33 m。

圖1 海上風(fēng)電導(dǎo)管架的結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of offshore wind power jacket

在陸地上建造海上風(fēng)電導(dǎo)管架時(shí)，一般考慮立式和臥式兩種建造工藝，如圖2所示。立式建造工藝的基本流程為：第1步，立片；第2步，組對(duì)安裝X形拉筋；第3步，合片形成整體結(jié)構(gòu)；第4步，安裝甲板片；第5步，安裝法蘭連接段。由于海上風(fēng)電導(dǎo)管架的4根主腿管泥線以下的長(zhǎng)度各不相同，其安裝順序可能會(huì)影響導(dǎo)管架的應(yīng)力分布。對(duì)于立式建造工藝，本文考慮2種建造路徑：1）先立片A，再組對(duì)安裝X形拉筋，最后合片B形成整體結(jié)構(gòu)（記作AXB）；2）先立片B，再組對(duì)安裝X形拉筋，最后合片A形成整體結(jié)構(gòu)（記作BXA）。臥式建造工藝的基本流程為：第1步，臥式放置片A；第2步，組對(duì)安裝X形拉筋；第3步，合片B形成整體結(jié)構(gòu)；第4步，安裝甲板片；第5步，安裝法蘭連接段［16］。由于臥式建造過(guò)程是由地面往上構(gòu)建整體結(jié)構(gòu)的，其僅有1種建造路徑。與立式建造不同的是，在臥式建造的第3步完成之后，需對(duì)海上風(fēng)電導(dǎo)管架進(jìn)行翻身吊裝。

在海上風(fēng)電導(dǎo)管架的建造過(guò)程中，其剛度、約束條件以及所受荷載等均在不斷地發(fā)生變化。由于建造工藝及建造路徑不同會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)成型后的殘余應(yīng)力不同，而傳統(tǒng)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法僅從結(jié)構(gòu)最終的應(yīng)力狀態(tài)出發(fā)，這極易導(dǎo)致在建造過(guò)程中發(fā)生意外。

為此，本文基于有限元分析方法，深入分析圖2所示的2種典型建造工藝對(duì)海上風(fēng)電導(dǎo)管架成型后的殘余應(yīng)力的影響，以合理選擇建造工藝及建造路徑，使得導(dǎo)管架在建造過(guò)程中免受高應(yīng)力的作用以及最終成型后的殘余應(yīng)力較小。

圖2 海上風(fēng)電導(dǎo)管架的2種典型建造工藝Fig.2 Two typical construction processes of offshore wind power jacket

2 海上風(fēng)電導(dǎo)管架建造過(guò)程有限元模擬

2.1 有限元模型建立

海上風(fēng)電導(dǎo)管架甲板片底部平面上裝有工字梁，以對(duì)甲板片進(jìn)行加強(qiáng)。一般情況下，在采用梁?jiǎn)卧M海上風(fēng)電導(dǎo)管架的管件結(jié)構(gòu)時(shí)，需采用殼單元來(lái)模擬甲板片；而在采用殼單元模擬其管件結(jié)構(gòu)時(shí)，需采用梁?jiǎn)卧獊?lái)模擬甲板片底部的工字梁。因此，本文考慮2種有限元建模思路：第1種是構(gòu)建海上風(fēng)電導(dǎo)管架管件點(diǎn)線模型，采用梁?jiǎn)卧M，輔以部分殼單元來(lái)模擬甲板片；第2種是構(gòu)建海上風(fēng)電導(dǎo)管架管件面模型，采用殼單元模擬，輔以部分梁?jiǎn)卧獊?lái)模擬甲板片底部的工字梁。其中，梁?jiǎn)卧捎枚斡邢迲?yīng)變梁?jiǎn)卧˙eam 189），殼單元采用八節(jié)點(diǎn)有限應(yīng)變殼單元（Shell 281）；鋼材的彈性模量為2.10×105MPa，泊松比為0.3，密度為7.85×103kg/m3。在模擬建造過(guò)程時(shí)，海上風(fēng)電導(dǎo)管架所承受的基礎(chǔ)荷載僅考慮其自重；約束條件（如對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)的約束）按照建造工藝的實(shí)際工況進(jìn)行設(shè)置［17‐18］。對(duì)于立式建造工藝，海上風(fēng)電導(dǎo)管架的約束條件是4根主腿管底部的位移約束。對(duì)于臥式建造工藝，在前3步中，海上風(fēng)電導(dǎo)管架的約束條件是片A底部一側(cè)、主腿管底部以及片A中X形拉筋與主腿管連接處的位移約束；在翻身吊裝完成后，約束條件為4根主腿管底部的位移約束。特別需要指出的是，對(duì)于臥式建造工藝，在前3步中，海上風(fēng)電導(dǎo)管架自重的方向?yàn)檠貙?dǎo)管架側(cè)向，因此在安裝甲板片之前，應(yīng)將自重荷載的方向改為翻身吊裝完成后的方向，以與導(dǎo)管架在建造過(guò)程中實(shí)際承受的自重荷載方向一致。

在構(gòu)建海上風(fēng)電導(dǎo)管架有限元模型時(shí)，為了降低建模復(fù)雜度和節(jié)省計(jì)算時(shí)間，需對(duì)導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)進(jìn)行一定程度的簡(jiǎn)化。本文忽略導(dǎo)管架頂部甲板片的欄桿及導(dǎo)管架側(cè)邊防撞桿與爬梯對(duì)其應(yīng)力和變形的影響。海上風(fēng)電導(dǎo)管架構(gòu)件的定位尺寸如圖3所示，其主要構(gòu)件的幾何參數(shù)如表1至表3所示。

表1 海上風(fēng)電導(dǎo)管架管件的幾何參數(shù)Table 1 Geometric parameters of offshore wind power jacket pipes 單位：mm

表2 海上風(fēng)電導(dǎo)管架板件的幾何參數(shù)Table 2 Geometric parameters of offshore wind power jacket plates 單位：mm

表3 工字梁的幾何參數(shù)Table 3 Geometric parameters of I‐beams

圖3 海上風(fēng)電導(dǎo)管架構(gòu)件的定位尺寸Fig.3 Positioning dimension of offshore wind power jacket components

根據(jù)海上風(fēng)電導(dǎo)管架主要構(gòu)件的幾何參數(shù)進(jìn)行有限元建模，并設(shè)置模擬單元截面屬性和進(jìn)行網(wǎng)格劃分。海上風(fēng)電導(dǎo)管架有限元模型的單元數(shù)及節(jié)點(diǎn)數(shù)如表4所示。

表4 海上風(fēng)電導(dǎo)管架有限元模型的單元數(shù)及節(jié)點(diǎn)數(shù)Table 4 Number of elements and nodes of offshore wind power jacket finite element model單位：個(gè)

2.2 單元生死技術(shù)

ANSYS軟件中的單元生死技術(shù)可模擬實(shí)際工程中的開(kāi)挖、建造以及組裝等過(guò)程［19］。該技術(shù)中的EALIVE和EKILL命令可分別實(shí)現(xiàn)“激活”與“殺死”選定單元，前者使單元參與計(jì)算，后者使單元虛設(shè)。EKILL命令在計(jì)算過(guò)程中體現(xiàn)為將選定單元的剛度矩陣乘以一個(gè)小的因數(shù)，其缺省值為1.0×10-6，也可由操作者使用ESTIF命令自主設(shè)定數(shù)值。為了防止矩陣奇異，該因數(shù)不能直接取0，通常設(shè)定為一個(gè)較小值，使對(duì)應(yīng)單元在整體剛度矩陣中的影響降低至可以被忽略。需要注意的是，應(yīng)在/PREP7模塊中建立完整的海上風(fēng)電導(dǎo)管架有限元模型，這是因?yàn)樵诤罄m(xù)的求解步驟中不允許繼續(xù)建模，只能進(jìn)行“激活”與“殺死”操作。

在應(yīng)用生死單元技術(shù)時(shí)，需考慮是否對(duì)虛設(shè)單元進(jìn)行約束以及如何約束的問(wèn)題。在小變形情況下，虛設(shè)單元無(wú)論約束與否，都能夠得到可接受的計(jì)算結(jié)果［20］。對(duì)于本文所分析的海上風(fēng)電導(dǎo)管架，其虛設(shè)單元的約束對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響很小，在計(jì)算精度允許范圍內(nèi)可以被忽略。雖然可能會(huì)出現(xiàn)“漂移”問(wèn)題，但不足以導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果不收斂。因此，對(duì)于虛設(shè)單元，在計(jì)算費(fèi)預(yù)算較高時(shí)，可根據(jù)實(shí)際工況添加相應(yīng)約束；在計(jì)算費(fèi)預(yù)算較低時(shí)，無(wú)需添加約束。

2.3 建造過(guò)程有限元模擬

2.3.1 梁?jiǎn)卧M

1）立式建造過(guò)程模擬。

根據(jù)立式建造工藝設(shè)定海上風(fēng)電導(dǎo)管架有限元模型的荷載和約束條件，對(duì)導(dǎo)管架立式建造過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算，并分析立式建造過(guò)程中導(dǎo)管架最大Mises應(yīng)力的變化情況。首先采用梁?jiǎn)卧獙?duì)海上風(fēng)電導(dǎo)管架的立式AXB建造過(guò)程進(jìn)行有限元模擬，建造過(guò)程中導(dǎo)管架的最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置如表5所示。由表5可知，在第1步立片A中，主腿管底部固定，此時(shí)最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)在主腿管處；在第2步組對(duì)安裝X形拉筋中，最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)在中部X形拉筋（指連接片A與片B的X形拉筋）的交叉連接處（即相貫線處）；在第3步合片B形成整體結(jié)構(gòu)中，最大Mises應(yīng)力仍出現(xiàn)在中部的X形拉筋處；在第4步安裝甲板片中，最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)在主腿管與甲板片連接處；在第5步安裝法蘭連接段中，最大Mises應(yīng)力也出現(xiàn)在主腿管與甲板片連接處。類似地，采用梁?jiǎn)卧獙?duì)海上風(fēng)電導(dǎo)管架的立式BXA建造過(guò)程進(jìn)行有限元模擬，建造過(guò)程中導(dǎo)管架的最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置如表6所示。

表5 采用梁?jiǎn)卧M時(shí)立式AXB建造過(guò)程中海上風(fēng)電導(dǎo)管架的最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置Table 5 Maximum Mises stress and its location of off‐shore wind power jacket during vertical AXB construction simulated by beam element

對(duì)比表5和表6可知，對(duì)于立式建造工藝，當(dāng)4根主腿管的長(zhǎng)度差別較小時(shí)，建造路徑對(duì)海上風(fēng)電導(dǎo)管架建造過(guò)程中的最大Mises應(yīng)力以及建造完成后的殘余應(yīng)力的影響非常小，在整個(gè)建造過(guò)程中導(dǎo)管架的Mises應(yīng)力分布以及最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)的區(qū)域基本一致，最大Mises應(yīng)力的差別在1 MPa以內(nèi)。圖4所示為采用梁?jiǎn)卧M時(shí)立式建造完成后海上風(fēng)電導(dǎo)管架的Mises應(yīng)力分布云圖。

圖4 采用梁?jiǎn)卧M時(shí)立式建造完成后海上風(fēng)電導(dǎo)管架的Mises應(yīng)力分布云圖Fig.4 Mises stress distribution nephogram of offshore wind power jacket after vertical construction simulated by beam element

表6 采用梁?jiǎn)卧M時(shí)立式BXA建造過(guò)程中海上風(fēng)電導(dǎo)管架的最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置Table 6 Maximum Mises stress and its location of off‐shore wind power jacket during vertical BXA construction simulated by beam element

值得注意的是，由于梁?jiǎn)卧木窒扌裕瑹o(wú)法準(zhǔn)確模擬X形拉筋交叉連接處的應(yīng)力分布情況。另外，采用梁?jiǎn)卧蚬軉卧M時(shí)也無(wú)法準(zhǔn)確計(jì)算Mises應(yīng)力，因此在采用梁?jiǎn)卧蚬軉卧r(shí)，僅高應(yīng)力區(qū)域出現(xiàn)的時(shí)間及位置可供參考，而Mises應(yīng)力的精確值應(yīng)通過(guò)建立更準(zhǔn)確的有限元模型來(lái)計(jì)算。

2）臥式建造過(guò)程模擬。

根據(jù)臥式建造工藝設(shè)定海上風(fēng)電導(dǎo)管架有限元模型的荷載和約束條件，對(duì)導(dǎo)管架臥式建造過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算，并分析臥式建造過(guò)程其最大Mises應(yīng)力的變化情況。首先采用梁?jiǎn)卧獙?duì)海上風(fēng)電導(dǎo)管架的臥式建造過(guò)程進(jìn)行有限元模擬，臥式建造過(guò)程中導(dǎo)管架的最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置如表7所示，建造完成后導(dǎo)管架的Mises應(yīng)力分布云圖如圖5所示。

表7 采用梁?jiǎn)卧M時(shí)臥式建造過(guò)程中海上風(fēng)電導(dǎo)管架的最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置Table 7 Maximum Mises stress and its location of off‐shore wind power jacket during horizontal con‐struction simulated by beam element

圖5 采用梁?jiǎn)卧M時(shí)臥式建造完成后海上風(fēng)電導(dǎo)管架的Mises應(yīng)力分布云圖Fig.5 Mises stress distribution nephogram of offshore wind power jacket after horizontal construction simulated by beam element

從模擬結(jié)果可以看出，與立式建造過(guò)程相比，臥式建造過(guò)程中海上風(fēng)電導(dǎo)管架的最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)的位置大致相同，但其值有較大幅度的提升，Mises應(yīng)力的分布也更為復(fù)雜。換言之，立式建造工藝能夠使海上風(fēng)電導(dǎo)管架的殘余應(yīng)力更小，即更為安全、可靠。

3）模擬結(jié)果討論。

針對(duì)上述3種建造方式（立式AXB建造、立式BXA建造以及臥式建造），對(duì)比采用梁?jiǎn)卧M時(shí)建造過(guò)程中海上風(fēng)電導(dǎo)管架的最大Mises應(yīng)力變化情況，如圖6所示。

圖6 采用梁?jiǎn)卧M時(shí)建造過(guò)程中海上風(fēng)電導(dǎo)管架最大Mises應(yīng)力的變化情況Fig.6 Variation of maximum Mises stress of offshore wind power jacket during construction simulated by beam element

從圖6中可以更清楚地看出，在建造完成后，立式建造的海上風(fēng)電導(dǎo)管架的殘余應(yīng)力明顯要小。因此，對(duì)于海上風(fēng)電導(dǎo)管架，應(yīng)采用立式建造工藝。另外，值得注意的是，在臥式建造的第3步結(jié)束后，因進(jìn)行了翻身吊裝，海上風(fēng)電導(dǎo)管架所受荷載的方向發(fā)生了變化，其Mises應(yīng)力重新分配，因此在圖中體現(xiàn)為最大Mises應(yīng)力先減小后增大。

2.3.2 殼單元模擬

上文指出，采用梁?jiǎn)卧r(shí)無(wú)法準(zhǔn)確模擬X形拉筋交叉連接處的應(yīng)力分布情況。當(dāng)對(duì)結(jié)構(gòu)建造過(guò)程分析有更高的精度要求時(shí)，需采用能夠體現(xiàn)連接處細(xì)節(jié)的單元（如殼單元和實(shí)體單元等）進(jìn)行模擬。本文采用殼單元進(jìn)行模擬，既可避免采用實(shí)體單元模擬帶來(lái)的計(jì)算規(guī)模大的問(wèn)題，又能夠克服梁?jiǎn)卧２粔蚓_的缺點(diǎn)。

1）立式建造過(guò)程模擬。

采用殼單元模擬海上風(fēng)電導(dǎo)管架的立式建造過(guò)程時(shí)，同樣考慮AXB和BXA兩種建造路徑，其最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置分別如表8和表9所示，建造完成后其Mises應(yīng)力分布云圖如圖7所示。

圖7 采用殼單元模擬時(shí)立式建造完成后海上風(fēng)電導(dǎo)管架的Mises應(yīng)力分布云圖Fig.7 Mises stress distribution nephogram of offshore wind power jacket after vertical construction simulated by shell element

表8 采用殼單元模擬時(shí)立式AXB建造過(guò)程中海上風(fēng)電導(dǎo)管架的最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置Table 8 Maximum Mises stress and its location of off‐shore wind power jacket during vertical AXB construction simulated by shell element

表9 采用殼單元模擬時(shí)立式BXA建造過(guò)程中海上風(fēng)電導(dǎo)管架的最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置Table 9 Maximum Mises stress and its location of off‐shore wind power jacket during vertical BXA construction simulated by shell element

與采用梁?jiǎn)卧M的結(jié)果類似，采用殼單元模擬時(shí)，對(duì)于立式建造工藝，建造路徑對(duì)海上風(fēng)電導(dǎo)管架建造過(guò)程中的最大Mises應(yīng)力以及建造完成后的殘余應(yīng)力的影響非常小，最大Mises應(yīng)力的差別也在1 MPa左右。對(duì)于所研究的海上風(fēng)電導(dǎo)管架而言，雖然4根主腿管的長(zhǎng)度各不相同，但不同建造路徑對(duì)其殘余應(yīng)力的影響在工程精度許可范圍內(nèi)可以忽略不計(jì)。

2）臥式建造過(guò)程模擬。

采用殼單元模擬海上風(fēng)電導(dǎo)管架的臥式建造過(guò)程時(shí)，其最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置如表10所示，建造完成后其Mises應(yīng)力分布云圖如圖8所示。從模擬結(jié)果可以看出，由于采用臥式建造工藝，使得海上風(fēng)電導(dǎo)管架中1片立片的重力直接施加在中部X形拉筋上，導(dǎo)致其交叉連接處的Mises應(yīng)力較高；各建造步驟中的高應(yīng)力區(qū)域均集中在中部X形拉筋的交叉連接處。

圖8 采用殼單元模擬時(shí)臥式建造完成后海上風(fēng)電導(dǎo)管架的Mises應(yīng)力分布云圖Fig.8 Mises stress distribution nephogram of offshore wind power jacket after horizontal construction simulated by shell element

表10 采用殼單元模擬時(shí)臥式建造過(guò)程中海上風(fēng)電導(dǎo)管架的最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置Table 10 Maximun Mises stress and its location of off‐shore wind power jacket during horizontal con‐struction simulated by shell element

采用殼單元可準(zhǔn)確模擬中部X形拉筋交叉連接處及附近區(qū)域的幾何特征，對(duì)應(yīng)的計(jì)算結(jié)果更加可信。當(dāng)采用殼單元模擬時(shí)，在海上風(fēng)電導(dǎo)管架臥式建造的第3步完成后，出現(xiàn)最大Mises應(yīng)力的區(qū)域從X形拉筋（下）轉(zhuǎn)至X形拉筋（上），這表明X形拉筋在臥式建造過(guò)程中均會(huì)產(chǎn)生較高的Mises應(yīng)力，且在建造完成后仍處于較高的應(yīng)力狀態(tài)。與采用梁?jiǎn)卧M相比，采用殼單元模擬時(shí)臥式建造完成后海上風(fēng)電導(dǎo)管架的殘余應(yīng)力大幅提升，這進(jìn)一步說(shuō)明了采用立式建造工藝能夠使海上風(fēng)電導(dǎo)管架的殘余應(yīng)力更小，即更為安全、可靠。

3）模擬結(jié)果討論。

類似地，針對(duì)上述3種建造方式（立式AXB建造、立式BXA建造以及臥式建造），對(duì)比采用殼單元模擬時(shí)建造過(guò)程中海上風(fēng)電導(dǎo)管架最大Mises應(yīng)力的變化情況，如圖9所示。從圖9中可以清楚地看出，立式建造工藝能夠使海上風(fēng)電導(dǎo)管架的Mises應(yīng)力更小，且在整個(gè)建造過(guò)程中保持穩(wěn)定；而臥式建造工藝使得海上風(fēng)電導(dǎo)管架的Mises應(yīng)力在建造過(guò)程中出現(xiàn)了幅值且波動(dòng)較大，且最終的殘余應(yīng)力較大，導(dǎo)致其可靠性降低。

圖9 采用殼單元模擬時(shí)建造過(guò)程中海上風(fēng)電導(dǎo)管架的最大Mises應(yīng)力的變化情況Fig.9 Variation of maximum Mises stress of offshore wind power jacket during construction simulated by shell el‐ement

模擬結(jié)果顯示，在改變了荷載方向后，當(dāng)海上風(fēng)電導(dǎo)管架的Mises應(yīng)力還未完成重新分配時(shí)，其高應(yīng)力區(qū)域?qū)⒗^續(xù)承受荷載，較為危險(xiǎn)。另外，高應(yīng)力區(qū)域集中在中部X形拉筋的交叉連接處（如圖10所示），該區(qū)域內(nèi)的Mises應(yīng)力較大且分布復(fù)雜，易導(dǎo)致導(dǎo)管架的安全裕度不足或失效。X形拉筋的交叉連接區(qū)域通常為焊接區(qū)域，若考慮焊接工藝等因素，此處的應(yīng)力分布更為復(fù)雜，有必要對(duì)其作進(jìn)一步的分析。

圖10 采用殼單元模擬時(shí)立式AXB建造完成后海上風(fēng)電導(dǎo)管架中部X形拉筋的Mises應(yīng)力分布云圖Fig.10 Mises stress distribution nephogram of X‐shaped brace in the middle of offshore wind power jacket after verti‐calAXB construction simulated by shell element

2.4 有限元模擬結(jié)果分析

分別采用梁?jiǎn)卧蜌卧M海上風(fēng)電導(dǎo)管架的3種建造過(guò)程時(shí)，其最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置和對(duì)應(yīng)步驟如表11所示。從表11中可以看出，基于梁?jiǎn)卧哪M對(duì)于確定海上風(fēng)電導(dǎo)管架建造過(guò)程中的危險(xiǎn)步驟有一定的指導(dǎo)作用，但在預(yù)測(cè)最大Mises應(yīng)力及其出現(xiàn)位置等方面還存在明顯不足。對(duì)于海上風(fēng)電導(dǎo)管架的重點(diǎn)部位（如X形拉筋處），使用更能反映實(shí)際結(jié)構(gòu)特征的殼單元是十分有必要的。此外，由表11還可以得出：對(duì)于立式建造工藝，當(dāng)海上風(fēng)電導(dǎo)管架的4根主腿管的長(zhǎng)度差別較小時(shí)，建造路徑對(duì)其成型后的殘余應(yīng)力的影響較小；相比于立式建造工藝，臥式建造工藝會(huì)使海上風(fēng)電導(dǎo)管架中部的X形拉筋處于高應(yīng)力狀態(tài)。因此，針對(duì)本文所研究的海上風(fēng)電導(dǎo)管架，立式建造工藝不僅簡(jiǎn)單［16］且能使其成型后的殘余應(yīng)力更小，是一種更為安全、可靠的建造工藝。

表11 基于不同單元的海上風(fēng)電導(dǎo)管架建造過(guò)程模擬結(jié)果比較Table 11 Comparison of simulation results of offshore wind power jacket construction process based on different elements

3 結(jié) 語(yǔ)

本文基于有限元軟件ANSYS，采用生死單元技術(shù)對(duì)海上風(fēng)電導(dǎo)管架的陸地建造過(guò)程進(jìn)行了深入、細(xì)致的分析。針對(duì)3種不同的建造方式，分別采用梁?jiǎn)卧蜌卧M(jìn)行模擬分析。

模擬結(jié)果表明，采用梁?jiǎn)卧M海上風(fēng)電導(dǎo)管架的重點(diǎn)部位時(shí)存在明顯不足。因此，對(duì)于大型海工結(jié)構(gòu)中的重要構(gòu)件，應(yīng)采用更能夠反映構(gòu)件幾何特征的殼單元進(jìn)行模擬。此外，對(duì)于海上風(fēng)電導(dǎo)管架，立式建造工藝既簡(jiǎn)單又能使建造過(guò)程中構(gòu)件的應(yīng)力和建造完成后導(dǎo)管架的殘余應(yīng)力更小，是一種更為安全、可靠的建造工藝。

綜上所述，海上風(fēng)電承載基礎(chǔ)裝備的建造過(guò)程可以借鑒海洋石油平臺(tái)的建造經(jīng)驗(yàn)。但是，由于海上風(fēng)電承載基礎(chǔ)裝備所受的水平荷載遠(yuǎn)大于海洋石油平臺(tái)，而豎向荷載則要小些，因此對(duì)于前者而言，應(yīng)更多地考慮側(cè)向荷載的影響，如傳遞側(cè)向荷載的X形拉筋等重要構(gòu)件應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注。此外，采用較好的建造工藝可在建造過(guò)程中避免海上風(fēng)電承載基礎(chǔ)裝備的重要構(gòu)件產(chǎn)生較大的應(yīng)力以及在建造完成后的殘余應(yīng)力較小，從而提高其可靠性和安全性。