海中風電塔抗震分析及CFRP加固應用

1. 選題背景及意義

自“碳達峰、碳中和” 目標提出后，我國各行業紛紛調整發展模式，作為碳排放量較大的發電行業也在大力推進低碳發電。由于風力發電 CO2 排放強度低且我國沿海地區風力資源豐富，因此海上風電成為發電行業備受關注的領域， 2014 年至 2024 年間我國海上新增裝機容量如圖 1 所示， 僅 2021年， 我國海上風電裝機增量就高達 4505WM。

圖 1 海上風電裝機增量統計及預測

海上風電場建設地點與我國沿海地震帶分布重合度較高，地震是危害最大且發生頻率最高的自然災害之一，由于地震的發生具有突發性和不可預測性，因此地震能在短時間內對結構造成巨大破壞。由于風電塔上部質量較大，且塔筒支撐結構徑厚比大，因此在地震或波浪等荷載作用下底部會產生巨大彎矩，造成結構屈曲或整體倒塌(如圖 2 所示)， 導致發電中斷， 影響電力供應 。

圖 2 風電塔結構屈曲與倒塌

海上風電塔除面臨地震災害外還面臨長期海洋腐蝕的影響，氯離子腐蝕、生物腐蝕等均會對風電塔筒及基礎造成不同程度的損傷。遭受長期腐蝕的風電塔會出現腐蝕坑洞，在波浪、臺風或地震等荷載作用下破壞概率更高，抗 災能力更差。 據統計， 海洋平臺中有 7%~9%出現事故，其中事故原因大多數都是由腐蝕疲勞損傷引起的[1]。

基于以上原因，本案例以典型單樁式海上風電塔結構為例， 進行海洋腐蝕環境中風電塔抗震性能與CFRP加固模擬計算。為海上風電塔結構有限元建模及CFRP加固建模提供依據和思路，為海上風電塔結構加固設計提供參考。

2.風電塔腐蝕模型建立

2.1海上風電塔腐蝕建模方法

《海上風電場鋼結構防腐蝕技術標準》將海中鋼結構所處海洋環境分為五個區，分別為：大氣區、浪濺區、潮汐區、全浸區、海泥區，如圖3所示，各區域腐蝕程度的差別導致風電塔在地震作用下更容易出現局部屈曲破壞為了模擬風電塔筒不同區域的腐蝕情況，討論以下兩種腐蝕模擬建模方式。

圖3 單樁式海上風電塔區域分布

（1）利用Python腳本建立隨機腐蝕坑

目前對于腐蝕坑深度的研究表明腐蝕坑深度的分布規律復合正態分布、對數正態分布和威布爾分布[2-3]。按照圖4所示編程流程，運用Python腳本，定義腐蝕參數[R_外，R_內，L，`d，μ，σ，P₀]，在ABAQUS中運行Python腳本，建立不同腐蝕率的風電塔筒模型。

圖4 編程流程示意圖 

帶有隨機腐蝕坑的風電塔有限元模型如圖5所示。由于不規則腐蝕坑的存在，導致塔筒在ABAQUS中難以劃分網格，且在種子密度較大時，網格數量會大幅增加，這使得分析求解變得十分耗時，且由于網格質量較差，導致結果出現不收斂。因此該方法雖然可以較為準確的模擬塔筒腐蝕，但是對于計算來說并不適用。尤其是對于整體結構分析時，計算量會非常大。

圖5 腐蝕 20 年后結構有限元模型

如圖6為一個帶腐蝕坑的低碳鋼拉伸試件，其網格數量達到107866，且腐蝕坑區域網格質量較差。在進行簡單的拉伸模擬時由于網格數量較多導致計算緩慢。計算機硬件為i5-10400CPU，16G運存情況下計算時間為1小時。

圖6 帶腐蝕坑的低碳鋼拉伸模型

雖然Python腳本給隨機腐蝕建模帶來了很大的便利性，但是在大型結構或整體結構模擬過程中由于單元數量過多或結構過于復雜，導致隨機腐蝕建模不太適用，因此下文討論一種更為便捷的簡化建模方法。

（2）減小塔筒壁厚的簡化建模

減小塔筒壁厚的簡化建模方法以不同地區鋼材腐蝕速度為基礎進行，我國不同地區鋼材腐蝕速度如圖7所示。

圖7 不同地區鋼材腐蝕速度的比較

根據不同地區鋼材腐蝕速度及隨機腐蝕與等效腐蝕之間的擬合關系，可以得到較為簡化的腐蝕建模方法。簡化的建模方法不再建立實際的腐蝕坑模型，而是以減小塔筒厚度的方式描述腐蝕的強弱。按照該方法計算塔筒區段不同腐蝕時間的等效殘余壁厚如圖 8 所示 .

圖8 不同區段等效腐蝕壁厚

根據圖8所示不同腐蝕時間所對應的殘余塔筒厚度即可建立不同腐時間的海上風電塔，同時由于沒有隨機腐蝕坑的影響，在網格劃分和數值計算上都會節省大量時間。

2.2海上風電塔其他部件建模

（1）樁土相互作用模擬

常用的樁土相互作用計算方法包括假想嵌固點法、m法及p-y曲線法，由于m法及p-y曲線法需要設置大量的非線性彈簧約束，在計算過程中不易收斂，因此選用假想嵌固點法模擬風電塔樁土相互作用。假想嵌固點法示意圖如圖9所示，樁的受彎計算長度等于樁在土面以上的自由長度與樁在土中的嵌固深度之和。

圖9 假想嵌固點法示意圖

（2）風電塔上部結構建模

風電塔筒為錐形，分上、中、下三部分，塔筒頂部直徑3.07m，底部直徑4.5m，頂部塔筒厚度20mm，底部塔筒厚度50mm。在ABAQUS中利用旋轉命令建立錐形塔筒模型，網格采用C3D8R實體單元，樁基礎按照假想嵌固點法，截取12.346m鋼管樁并將底部固定，材料為Q345鋼材。上部結構包括機艙、輪轂及葉片，機艙內主要為齒輪箱、發電機等，在建模時將機艙及輪轂簡化為整體結構，且不考慮其塑性變形，彈性模量按照鋼材輸入206GPa，材料密度按照機艙總重進行等效機艙總質量為131.427t，等效密度為361kg/m³。葉片由玻璃復合纖維材料制成，計算時不考慮其塑性破壞，其彈性模量為28GPa，泊松比0.3，密度為66.18 kg/m³。葉片、輪轂及機艙之間采用“Tie”約束，不考慮風電塔在地震過程中偏航，同時機艙底部與塔筒頂部采用“Tie”約束模擬實際工程的螺栓連接。網格劃分時，葉片及輪轂采用C3D10單元，機艙采用C3D8R單元，風電塔整體有限元模型如圖10所示。

圖10 風電塔整體結構有限元模型

2.3風電塔模型地震加載

根據《建筑抗震設計規范》（GB50011-2010）的要求，選取El Centro、Nihonkai-Chubu、Hyogoken-Nanbu三種不同類型地震動作為數值模擬輸入地震動。地震加速度時程如圖11所示。將所選地震記錄調整為不同的PGA值(0.07g、0.2 g、0.40 g)，對于El Centro和Nihonkai-Chubu地震，僅考慮水平地震動輸入，對于Hyogoken-Nanbu地震，考慮水平地震動和豎向地震動的雙向輸入，按照規范要求，豎向地震加速度峰值取水平峰值的0.65倍。

由于要考察結構的非線性發展情況，因此選用ABAQUS中的動力顯示分析步，同時考慮材料非線性和幾何非線性的影響。在模型中施加地震時，解開X方向的平移約束，同時添加A1邊界條件作為地震加速度輸入邊界。

3.地震類型及峰值加速度對結構響應的影響

在El Centro地震作用下，當PGA=0.07g、0.2g和0.4g時，風電塔頂部位移最大值MDT（The Maximum Displacement of the Top）分別為0.051m， 0.122m和0.245m，地震峰值加速度增加分別導致結構MDT值增加136%和378%，且峰值出現時間不同；在Nihonkai-Chubu地震作用下，三種峰值加速度下結構的頂部位移分別為0.211m， 0.493m和0.989m；在Hydrogen地震作用下，結構MDT值分別為0.031m， 0.085m和0.170m；比較以上結果可以看出，El Centro地震作用下結構出現最大位移的時間存在變化，但是其他兩類地震作用下結構最大位移值未發生變化。

圖12 風電塔結構頂部位移時程曲線

三種地震動作用下，塔筒頂部位移均隨 PGA 增大引起的結構頂部最大位移及最大加速度值 MAT（ The Maximum Acceleration of the Top） 如表1 所示。由表可知遠場地震作用下結構頂部位移最大值及加速度最大值較進場地震大，但隨地震加速度峰值變大時，近場地震作用下結構的位移最大值及加速度最大值變化幅度最大，即在遠場 Nihonkai-Chubu 地震作用下結構加速度明顯大于其他兩種地震，但是對于峰值加速度隨 PGA 的增量而言 El Centro地震及 Hyogoken-Nanbu 地震要大于 Nihonkai-Chubu 地震。 此外，在遠場地震作用下結構最大位移明顯增加， 即對于風電塔結構而言，遠場地震所引起的結構位移變化更明顯。

表1 PGA 變化對結構動力響應的影響

4.CFRP在加固海上風電塔腐蝕區域的模擬

CFRP應用于鋼筋混凝土結構及其他鋼結構的研究已相對成熟，但在海上風電塔加固中的應用相對欠缺，因此本案例進一步探討CFRP在加固海上風電塔腐蝕區域的模擬。

圖13 CFRP加固海上風電塔

4.1CFRP有限元建模

在 ABAQUS 中定義 CFRP材料參數時，彈性階段采用 “ENGINEERING CONSTANTS”模型，沿纖維方向的彈性模量 E 取 2.5ｅ 11MPa。為模擬 CFRP 達到極限拉應力后突然斷裂的材料特性，采用 ABAQUS 中的“HASHIN DAMAGE”模型，該模型專門用于模擬材料斷裂后的脆性破壞行為。在 ABAQUS 里設置纖維鋪層角度的方式如圖14 所示，通過 CreateComposite Layup 設置不同纖維層數、每層纖維厚度及每層纖維的鋪層角度。

圖14 CFRP 鋪層設置

4.2CFRP加固效果分析

從位移時程曲線可以看出， 使用 2 層及 4 層 CFRP 加固腐蝕區域及中段塔筒可以有效減小風電塔位移響應及位移極值 2 層 CFRP 加固后位移極值降低 23.7％， 4 層 CFRP 加固后位移極值降低 16.8％ ， 但 CFRP 層數增加為 8 層時， 結構位移極值增加 11.8％， 且殘余位移由 0.091ｍ增加為 0.766ｍ。 結合結構震后殘余變形分析也可以看出， 加固方案 B 中 2 層 CFRP 加固效果最好， 可以有效減小塔筒頂部位移響應及塔筒殘余變形； 4 層 CFRP 加固雖然可以減小結構位移響應， 但導致結構殘余變形加大， 尤其是上段塔筒殘余變形增加明顯； 8 層 CFRP 加固對結構動力響應并未起到有利作用， 一方面增加了結構位移響應值， 另一方面增加了結構殘余位移， 即增加了結構的破壞程度， 尤其增加了結構腐蝕區域下方和上段塔筒的破壞。

（a）2 層 CFRP 加固               （b）4 層 CFRP 加固

（c）8 層 CFRP 加固                     （d）結構殘余變形比較

圖15 加固效果對比

由圖 16結構破壞云圖可以看出， 使用 2 層 CFRP 加固塔筒腐蝕區及中段后結構腐蝕區域下方開始出現屈曲的趨勢， 隨 CFRP 層數增加， 該部位屈曲趨勢逐步發展， 在 8 層 CFRP 加固時結構出現明顯的連續屈曲， 導致結構整體向一側出現傾倒破壞。 塔筒頂部則出現相反的趨勢， 隨 CFRP 層數增加，塔頂彎曲程度逐漸減小。

圖16 結構破壞云圖 

5.結論

（1）風電塔自振頻率較小， 因此對于低頻豐富地震波更為敏感， 在遠場長周期地震作用下風電塔結構的動力響應更大， 破壞更為嚴重， 在進行風電設計時應著重考慮長周期地震對風電塔的影響；

（2）腐蝕導致風電塔自振頻率降低， 使得腐蝕后的風電塔結構對長周期地震的敏感度增加。 由于腐蝕導致塔筒結構壁厚減小， 塔筒屈服彎矩下降， 結構整體抗震性能降低；

（3）CFRP 加固腐蝕風電塔結構可以有效降低結構的動力響應數值， 在進行 CFRP加固設計時， 除對加固區域進行計算外還應對未加固區域及整體結構進行分析， 確保加固區域對未加固不造成負面影響。

參考文獻：

[1]馬愛斌, 江靜華. 海上風電場防腐工程[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.

計算機硬件及耗時情況

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