海中风电塔抗震分析及CFRP加固应用
海中风电塔抗震分析及CFRP加固应用
选题背景及意义
自“碳达峰、碳中和” 目标提出后，我国各行业纷纷调整发展模式，作为碳排放量较大的发电行业也在大力推进低碳发电。由于风力发电 CO2 排放强度低且我国沿海地区风力资源丰富，因此海上风电成为发电行业备受关注的领域， 2014 年至 2024 年间我国海上新增装机容量如图 1 所示， 仅 2021年， 我国海上风电装机增量就高达 4505WM。
图 1 海上风电装机增量统计及预测
海上风电场建设地点与我国沿海地震带分布重合度较高，地震是危害最大且发生频率最高的自然灾害之一，由于地震的发生具有突发性和不可预测性，因此地震能在短时间内对结构造成巨大破坏。由于风电塔上部质量较大，且塔筒支撑结构径厚比大，因此在地震或波浪等荷载作用下底部会产生巨大弯矩，造成结构屈曲或整体倒塌(如图 2 所示)， 导致发电中断， 影响电力供应 。
图 2 风电塔结构屈曲与倒塌
海上风电塔除面临地震灾害外还面临长期海洋腐蚀的影响，氯离子腐蚀、生物腐蚀等均会对风电塔筒及基础造成不同程度的损伤。遭受长期腐蚀的风电塔会出现腐蚀坑洞，在波浪、台风或地震等荷载作用下破坏概率更高，抗 灾能力更差。 据统计， 海洋平台中有 7%~9%出现事故，其中事故原因大多数都是由腐蚀疲劳损伤引起的[1]。
基于以上原因，本案例以典型单桩式海上风电塔结构为例， 进行海洋腐蚀环境中风电塔抗震性能与CFRP加固模拟计算。为海上风电塔结构有限元建模及CFRP加固建模提供依据和思路，为海上风电塔结构加固设计提供参考。
2.风电塔腐蚀模型建立
2.1海上风电塔腐蚀建模方法
《海上风电场钢结构防腐蚀技术标准》将海中钢结构所处海洋环境分为五个区，分别为：大气区、浪溅区、潮汐区、全浸区、海泥区，如图3所示，各区域腐蚀程度的差别导致风电塔在地震作用下更容易出现局部屈曲破坏为了模拟风电塔筒不同区域的腐蚀情况，讨论以下两种腐蚀模拟建模方式。
图3 单桩式海上风电塔区域分布
（1）利用Python脚本建立随机腐蚀坑
目前对于腐蚀坑深度的研究表明腐蚀坑深度的分布规律复合正态分布、对数正态分布和威布尔分布[2-3]。按照图4所示编程流程，运用Python脚本，定义腐蚀参数[R外，R内，L，`d，μ，σ，P0]，在ABAQUS中运行Python脚本，建立不同腐蚀率的风电塔筒模型。
图4 编程流程示意图
带有随机腐蚀坑的风电塔有限元模型如图5所示。由于不规则腐蚀坑的存在，导致塔筒在ABAQUS中难以划分网格，且在种子密度较大时，网格数量会大幅增加，这使得分析求解变得十分耗时，且由于网格质量较差，导致结果出现不收敛。因此该方法虽然可以较为准确的模拟塔筒腐蚀，但是对于计算来说并不适用。尤其是对于整体结构分析时，计算量会非常大。
图5 腐蚀 20 年后结构有限元模型
如图6为一个带腐蚀坑的低碳钢拉伸试件，其网格数量达到107866，且腐蚀坑区域网格质量较差。在进行简单的拉伸模拟时由于网格数量较多导致计算缓慢。计算机硬件为i5-10400CPU，16G运存情况下计算时间为1小时。
图6 带腐蚀坑的低碳钢拉伸模型
虽然Python脚本给随机腐蚀建模带来了很大的便利性，但是在大型结构或整体结构模拟过程中由于单元数量过多或结构过于复杂，导致随机腐蚀建模不太适用，因此下文讨论一种更为便捷的简化建模方法。
（2）减小塔筒壁厚的简化建模
减小塔筒壁厚的简化建模方法以不同地区钢材腐蚀速度为基础进行，我国不同地区钢材腐蚀速度如图7所示。
图7 不同地区钢材腐蚀速度的比较
根据不同地区钢材腐蚀速度及随机腐蚀与等效腐蚀之间的拟合关系，可以得到较为简化的腐蚀建模方法。简化的建模方法不再建立实际的腐蚀坑模型，而是以减小塔筒厚度的方式描述腐蚀的强弱。按照该方法计算塔筒区段不同腐蚀时间的等效残余壁厚如图 8 所示 .
图8 不同区段等效腐蚀壁厚
根据图8所示不同腐蚀时间所对应的残余塔筒厚度即可建立不同腐时间的海上风电塔，同时由于没有随机腐蚀坑的影响，在网格划分和数值计算上都会节省大量时间。
2.2海上风电塔其他部件建模
（1）桩土相互作用模拟
常用的桩土相互作用计算方法包括假想嵌固点法、m法及p-y曲线法，由于m法及p-y曲线法需要设置大量的非线性弹簧约束，在计算过程中不易收敛，因此选用假想嵌固点法模拟风电塔桩土相互作用。假想嵌固点法示意图如图9所示，桩的受弯计算长度等于桩在土面以上的自由长度与桩在土中的嵌固深度之和。
图9 假想嵌固点法示意图
（2）风电塔上部结构建模
风电塔筒为锥形，分上、中、下三部分，塔筒顶部直径3.07m，底部直径4.5m，顶部塔筒厚度20mm，底部塔筒厚度50mm。在ABAQUS中利用旋转命令建立锥形塔筒模型，网格采用C3D8R实体单元，桩基础按照假想嵌固点法，截取12.346m钢管桩并将底部固定，材料为Q345钢材。上部结构包括机舱、轮毂及叶片，机舱内主要为齿轮箱、发电机等，在建模时将机舱及轮毂简化为整体结构，且不考虑其塑性变形，弹性模量按照钢材输入206GPa，材料密度按照机舱总重进行等效机舱总质量为131.427t，等效密度为361kg/m3。叶片由玻璃复合纤维材料制成，计算时不考虑其塑性破坏，其弹性模量为28GPa，泊松比0.3，密度为66.18 kg/m3。叶片、轮毂及机舱之间采用“Tie”约束，不考虑风电塔在地震过程中偏航，同时机舱底部与塔筒顶部采用“Tie”约束模拟实际工程的螺栓连接。网格划分时，叶片及轮毂采用C3D10单元，机舱采用C3D8R单元，风电塔整体有限元模型如图10所示。
图10 风电塔整体结构有限元模型
2.3风电塔模型地震加载
根据《建筑抗震设计规范》（GB50011-2010）的要求，选取El Centro、Nihonkai-Chubu、Hyogoken-Nanbu三种不同类型地震动作为数值模拟输入地震动。地震加速度时程如图11所示。将所选地震记录调整为不同的PGA值(0.07g、0.2 g、0.40 g)，对于El Centro和Nihonkai-Chubu地震，仅考虑水平地震动输入，对于Hyogoken-Nanbu地震，考虑水平地震动和竖向地震动的双向输入，按照规范要求，竖向地震加速度峰值取水平峰值的0.65倍。
由于要考察结构的非线性发展情况，因此选用ABAQUS中的动力显示分析步，同时考虑材料非线性和几何非线性的影响。在模型中施加地震时，解开X方向的平移约束，同时添加A1边界条件作为地震加速度输入边界。
3.地震类型及峰值加速度对结构响应的影响
在El Centro地震作用下，当PGA=0.07g、0.2g和0.4g时，风电塔顶部位移最大值MDT（The Maximum Displacement of the Top）分别为0.051m， 0.122m和0.245m，地震峰值加速度增加分别导致结构MDT值增加136%和378%，且峰值出现时间不同；在Nihonkai-Chubu地震作用下，三种峰值加速度下结构的顶部位移分别为0.211m， 0.493m和0.989m；在Hydrogen地震作用下，结构MDT值分别为0.031m， 0.085m和0.170m；比较以上结果可以看出，El Centro地震作用下结构出现最大位移的时间存在变化，但是其他两类地震作用下结构最大位移值未发生变化。
图12 风电塔结构顶部位移时程曲线
三种地震动作用下，塔筒顶部位移均随 PGA 增大引起的结构顶部最大位移及最大加速度值 MAT（ The Maximum Acceleration of the Top） 如表1 所示。由表可知远场地震作用下结构顶部位移最大值及加速度最大值较进场地震大，但随地震加速度峰值变大时，近场地震作用下结构的位移最大值及加速度最大值变化幅度最大，即在远场 Nihonkai-Chubu 地震作用下结构加速度明显大于其他两种地震，但是对于峰值加速度随 PGA 的增量而言 El Centro地震及 Hyogoken-Nanbu 地震要大于 Nihonkai-Chubu 地震。 此外，在远场地震作用下结构最大位移明显增加， 即对于风电塔结构而言，远场地震所引起的结构位移变化更明显。
表1 PGA 变化对结构动力响应的影响
4.CFRP在加固海上风电塔腐蚀区域的模拟
CFRP应用于钢筋混凝土结构及其他钢结构的研究已相对成熟，但在海上风电塔加固中的应用相对欠缺，因此本案例进一步探讨CFRP在加固海上风电塔腐蚀区域的模拟。
图13 CFRP加固海上风电塔
4.1CFRP有限元建模
在 ABAQUS 中定义 CFRP材料参数时，弹性阶段采用 “ENGINEERING CONSTANTS”模型，沿纤维方向的弹性模量 E 取 2.5ｅ 11MPa。为模拟 CFRP 达到极限拉应力后突然断裂的材料特性，采用 ABAQUS 中的“HASHIN DAMAGE”模型，该模型专门用于模拟材料断裂后的脆性破坏行为。在 ABAQUS 里设置纤维铺层角度的方式如图14 所示，通过 CreateComposite Layup 设置不同纤维层数、每层纤维厚度及每层纤维的铺层角度。
图14 CFRP 铺层设置
4.2CFRP加固效果分析
从位移时程曲线可以看出， 使用 2 层及 4 层 CFRP 加固腐蚀区域及中段塔筒可以有效减小风电塔位移响应及位移极值 2 层 CFRP 加固后位移极值降低 23.7％， 4 层 CFRP 加固后位移极值降低 16.8％ ， 但 CFRP 层数增加为 8 层时， 结构位移极值增加 11.8％， 且残余位移由 0.091ｍ增加为 0.766ｍ。 结合结构震后残余变形分析也可以看出， 加固方案 B 中 2 层 CFRP 加固效果最好， 可以有效减小塔筒顶部位移响应及塔筒残余变形； 4 层 CFRP 加固虽然可以减小结构位移响应， 但导致结构残余变形加大， 尤其是上段塔筒残余变形增加明显； 8 层 CFRP 加固对结构动力响应并未起到有利作用， 一方面增加了结构位移响应值， 另一方面增加了结构残余位移， 即增加了结构的破坏程度， 尤其增加了结构腐蚀区域下方和上段塔筒的破坏。
（a）2 层 CFRP 加固 （b）4 层 CFRP 加固
（c）8 层 CFRP 加固 （d）结构残余变形比较
图15 加固效果对比
由图 16结构破坏云图可以看出， 使用 2 层 CFRP 加固塔筒腐蚀区及中段后结构腐蚀区域下方开始出现屈曲的趋势， 随 CFRP 层数增加， 该部位屈曲趋势逐步发展， 在 8 层 CFRP 加固时结构出现明显的连续屈曲， 导致结构整体向一侧出现倾倒破坏。 塔筒顶部则出现相反的趋势， 随 CFRP 层数增加，塔顶弯曲程度逐渐减小。
图16 结构破坏云图
5.结论
（1）风电塔自振频率较小， 因此对于低频丰富地震波更为敏感， 在远场长周期地震作用下风电塔结构的动力响应更大， 破坏更为严重， 在进行风电设计时应着重考虑长周期地震对风电塔的影响；
（2）腐蚀导致风电塔自振频率降低， 使得腐蚀后的风电塔结构对长周期地震的敏感度增加。 由于腐蚀导致塔筒结构壁厚减小， 塔筒屈服弯矩下降， 结构整体抗震性能降低；
（3）CFRP 加固腐蚀风电塔结构可以有效降低结构的动力响应数值， 在进行 CFRP加固设计时， 除对加固区域进行计算外还应对未加固区域及整体结构进行分析， 确保加固区域对未加固不造成负面影响。
参考文献：
[1]马爱斌, 江静华. 海上风电场防腐工程[M]. BEIJING BOOK CO. INC.,2015.
[2] Rivas D, Caleyo F, Valor A, et al. Extreme value analysis applied to pitting corrosion experiments in low carbon steel: Comparison of block maxima and peak over threshold approaches[J]. Corrosion Science, 2008, 50(11): 3193-3204.
[3] Wallace J, Reddy R, Pugh D, et al. Sour service pit growth predictions of carbon steel using extreme value statistics[C]//CORROSION 2007. OnePetro, 2007.
[4]Wang D, Song B, Diao S, et al. Seismic Effect of Marine Corrosion and CFRP Reinforcement on Wind Turbine Tower[J]. Applied Sciences, 2022, 12(19): 10136.
计算机硬件及耗时情况
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