盆式調諧/顆粒阻尼器在風力發(fā)電塔振動控制中的實測研究

陳俊嶺 李哲旭 黃冬平

(1同濟大學建筑工程系, 上海 200092)(2同濟大學建筑設計研究院(集團)有限公司, 上海 200092)

盆式調諧/顆粒阻尼器在風力發(fā)電塔振動控制中的實測研究

陳俊嶺1李哲旭1黃冬平2

(1同濟大學建筑工程系, 上海 200092)(2同濟大學建筑設計研究院(集團)有限公司, 上海 200092)

基于調諧質量阻尼器和顆粒阻尼器的工作原理,提出了一種適用于風力發(fā)電塔架振動控制的盆式調諧/顆粒阻尼器．為了研究阻尼器的減振效果,以某1.5 MW陸上風機為樣機,設計、制作并分階段將阻尼器安裝在塔頂平臺．在塔頂布置加速度傳感器測得急停工況和正常運行工況下風力發(fā)電塔頂部的動力響應．采用峰值法得到急停工況下塔架的一階模態(tài)阻尼比,采用散點法得到運行工況下阻尼器的減振效率．實測分析結果表明,該阻尼器不僅可以有效增加急停工況下塔架垂直主軸方向的一階模態(tài)阻尼比,還可有效減小大風條件下風機運行工況下塔架的振動．

風力發(fā)電塔架;振動控制;調諧質量阻尼器;顆粒阻尼器

風力發(fā)電具有清潔無污染、單機容量大、經濟效益好等優(yōu)點,是最具發(fā)展?jié)摿Φ男履茉粗唬陙?我國的風電行業(yè)發(fā)展迅猛,風機的單機容量和塔架的高度不斷增加,但基于強度設計的塔架剛度并未隨著塔架高度成比例增加,導致塔架的自振頻率進一步降低,對風荷載、波浪荷載、地震作用等外部激勵作用更加敏感,振動問題也越來越嚴峻．風機的過大振動不僅會降低風機的發(fā)電效率,還會縮短主體結構的疲勞壽命[1]．因此如何在不影響風機正常運行的情況下,高效、經濟地降低風機的振動,成為風電行業(yè)急需解決的問題．結構振動控制理論已經發(fā)展數十年,很多學者針對高聳結構提出了許多行之有效的振動控制方法[2-4]．普通高聳結構上部一般設有可供旅游、觀光的塔樓,塔樓內有足夠的空間設置控制裝置,但風力發(fā)電塔架大多為單管塔筒形式,塔筒內有電纜、安全繩索、爬梯、平臺等配件,內部空間有限．為了獲取最大能量,機艙會根據風速方向的變化自動偏航,使得風機的振動方向不斷發(fā)生改變．因此傳統(tǒng)的對普通高層及高聳結構有效的調諧質量阻尼器(tuned mass damper,TMD)裝置無法直接用于風力發(fā)電塔,已有的關于風機振動控制的研究大部分還停留在理論分析、數值分析、室內試驗或概念設計層面[5-6]．本文在已有結構振動控制方法的基礎上,根據風機的結構特點和工作原理,提出適合風機塔架振動控制、安裝方便、構造簡單、減振效果各向同性的盆式調諧/顆粒阻尼器,以某1.5 MW陸上風機為樣機,通過實測阻尼器安裝前后急停工況和正常運行工況下塔架動力響應來評價阻尼器的減振效果．

1 盆式調諧/顆粒阻尼器

Chen等[6]提出了一種安裝在風力發(fā)電塔架頂部的調諧滾球阻尼器,通過模型振動臺試驗驗證了其減振效果．但由于調諧滾球阻尼器的自振頻率與容器半徑有關,按風機原型設計的阻尼器半徑較大,在實際工程中沒有安裝的可行性．顆粒阻尼器是一種在密閉容器內填充微小顆粒,利用顆粒之間以及顆粒與容器壁之間碰撞和摩擦來消耗系統(tǒng)振動能量的減振技術[7],具有概念簡單、布置靈活、造價低廉等優(yōu)點．但一般顆粒阻尼器中的顆粒多層堆疊,限制了顆粒多方向滾動或滑動、摩擦和碰撞的幾率,不能最大程度發(fā)揮顆粒阻尼器的效率．本文基于調諧滾球阻尼器和顆粒阻尼器的減振原理,提出一種可安裝在塔架頂部平臺或機艙內的盆式調諧/顆粒阻尼器(見圖1)．容器采用玻璃鋼材質,外直徑為520 mm,單層高度為160 mm．多個容器可以沿高度方向堆疊在一起,采用螺栓進行連接,頂層采用有機玻璃封板以保證容器的封閉性．鋼球可沿球面底板向任意方向滾動,并通過容器壁限制鋼球行程．

盆式調諧/顆粒阻尼器的工作原理結合了調諧滾球阻尼器和顆粒阻尼器的特點:當塔頂的振動位移較小時,鋼球在球面容器內自由滾動的頻率與塔架基頻一致,此時阻尼器的工作機理與調諧質量阻尼器的工作機理相同;當塔頂的振動位移較大時,鋼球與筒壁發(fā)生碰撞,可通過鋼球的滾動、鋼球之間的摩擦、鋼球與圓柱面直壁的碰撞耗散能量并減小塔架的振動幅值,此時阻尼器的工作機理與顆粒阻尼器的工作機理相同．在球面容器內的鋼球滾動頻率f為[6]

圖1 盆式調諧/顆粒阻尼器(單位:mm)

(1)

式中,g為重力加速度;R為容器球面底面半徑;r為鋼球半徑．

由于風力發(fā)電塔架在風荷載作用下的動力響應中一階振型起主要控制作用[8],因此為了達到最佳阻尼器減振效果,阻尼器自振頻率應接近塔架的一階自振頻率．Warburton等[9]提出,當采用TMD系統(tǒng)對隨機荷載激勵下的無阻尼單自由度體系進行減振時,阻尼器與結構最優(yōu)效率比αopt按下式計算:

(2)

式中,μ為阻尼器質量與被控結構一階模態(tài)質量的比值．因風力發(fā)電塔架的結構阻尼比很小,可直接按式(2)確定阻尼器的最優(yōu)調諧比．通過實測阻尼器安裝前風機塔頂的加速度,得到塔架一階自振頻率為0.371Hz,則可確定盆式調諧/碰撞阻尼器的設計頻率為0.365Hz．同時，容器內鋼球的直徑為110mm,由式(1)可計算得到盆式容器的球面底面半徑為1 360mm．

2 實測方案

為了研究阻尼器真實的減振效果,本文以某1.5MW陸上風機為樣機制作并安裝阻尼器．風機輪轂高度為80m,葉輪直徑為87m,額定葉輪轉速為17.4r/min,額定運行風速為11.5m/s．通過模態(tài)分析得到風機一階模態(tài)質量為122.5t．每個容器內放置7個直徑為110mm的鍛造鋼球,單個鋼球質量為5.5kg,鋼球總質量為風機一階模態(tài)質量的1%,將224個鋼球分散放置在32個阻尼器容器內．圖2為阻尼器布置示意圖,阻尼器布置在塔架頂層偏航平臺,每層布置8個阻尼器,共疊放4層．阻尼器容器和鋼球分批次從機艙吊物孔吊入機艙內．測試過程分無阻尼、μ=0.5% ，1.0%三個階段(見表1)．在塔架頂層偏航平臺布置加速度傳感器以采集塔架頂部振動加速度信號(見圖3),采集頻率為20Hz．風機運行參數(功率、葉輪轉速、偏航角、槳距角、風速等)由風機上自帶SCADA系統(tǒng)提供,數據采集頻率為1Hz．

圖2 偏航平臺阻尼器布置

μ/%阻尼器數鋼球數鋼球總質量/t00000.5161120.611.0322241.23

圖3 加速度傳感器布置

3 減振效果評價

3.1 急停工況

急停測試是識別風機模態(tài)阻尼的常用方法[10],風機在急停工況下葉輪主軸瞬時抱死,葉片在第60～75 s之間即調成順槳方向(見圖4(a)),作用在風機上的風荷載瞬時減小,塔架的動力響應瞬時增大，然后自由衰減(見圖4(b))．為了消除葉片順槳過程中氣動阻尼的影響,取圖4(b)中第80～110 s的振動衰減曲線，采用峰值法計算塔架主軸方向的一階模態(tài)阻尼比．每個階段均進行了各2次急停工況的實測，以保證測試結果的可重復性．

(a) 槳距角

(b) 主軸方向加速度

急停工況下主軸方向一階模態(tài)阻尼比見表2．由表可以看出,安裝阻尼器后風機主軸方向的一階模態(tài)阻尼比增加,且阻尼器質量越大,阻尼比增加幅度越大．通過安裝在塔頂平臺的攝像頭發(fā)現(xiàn),急停工況下鋼球沿風機主軸方向劇烈滾動,并與容器壁發(fā)生激烈碰撞,有效耗散了風機的振動能量,加快了塔架的振動衰減,減小了急停工況對風機的損傷．

表2 急停工況下主軸方向的一階模態(tài)阻尼比

3.2 運行工況

由于運行工況下風機的外界荷載輸入條件未知,傳統(tǒng)的基于已知激勵的試驗模態(tài)分析方法不適用于運行狀態(tài)下的風機,因此本文提出采用散點圖法評價阻尼器的減振效果．風荷載是風機正常運行工況下的主要荷載,可以表示為平均風和脈動風的疊加.通常假定脈動風是零均值的平穩(wěn)隨機過程,脈動風速的方差則可以衡量風速變化的離散程度和脈動風的能量水平．若2個時間段內對應風速的平均值、方差和葉輪轉速的平均值和方差均相近,則可認為2個時間段內的風荷載條件相似．因此,可繪制出不同時間段內加速度響應方差與風速、葉輪轉速統(tǒng)計值關系的散點圖,從而評價阻尼器的減振效果,處理流程如下:

① 將正常運行工況下的實測數據按照時間長度t劃分時間分段.

② 對各時間段內的風速、葉輪轉速和加速度響應數據進行分析,獲取各時間段風速和葉輪轉速的平均值及方差,以及加速度響應的方差.

③ 以平均風速和平均葉輪轉速為變量，對各時間段進行排序.對于不同時間段,當彼此的平均風速和平均葉輪轉速數據偏差在一定范圍δ內時,可認為彼此的平均風速和平均葉輪轉速相同.

④ 指定平均風速及平均葉輪轉速,并按照設定的可接受偏差范圍δ,提取滿足指定平均風速和平均葉輪轉速的各時間分段風速和加速度的方差.

⑤ 以風速方差為橫坐標,前后方向振動加速度方差為縱坐標,繪制指定平均風速和平均葉輪轉速下的散點圖.

⑥ 通過對比不同階段指定平均風速和平均葉輪轉速下散點圖的差異，來研究阻尼器的減振效果．

考慮到運行工況下風力發(fā)電塔垂直主軸方向和扭轉方向的振動較小,故僅對主軸方向的塔架振動進行分析．繪制平均風速分別為9.0,10.5和12.0 m/s條件下的散點圖(見圖5(a)、圖6(a)和圖7(a)),對應的平均葉輪轉速分別為16.4,16.8,和17.4 r/min,時間段長度取為2 min,可接受偏差范圍δ取為5%．為了更加清晰地比較阻尼器安裝前后塔架的動力響應,采用二次項函數對各階段散點進行擬合,擬合曲線如圖5(b)～圖7(b)所示．

從圖5～圖7可以看出,平均風速為9.0 m/s時,阻尼器安裝前后散點圖的分布范圍和離散程度沒有明顯差異,擬合出的曲線也非常接近．當平均風速為10.5 m/s時,阻尼器安裝前后的散點圖出現(xiàn)分層趨勢,擬合曲線呈現(xiàn)出明顯的分離趨勢, 且阻尼器質量越大,散點圖和擬合曲線的位置就越偏下;當平均風速為12.0 m/s時,阻尼器安裝前后的散點圖和擬合曲線分層趨勢更加明顯,且阻尼器質量越大,散點圖和擬合曲線的位置越低． 這主要是由于隨著平均風速的提高,塔架頂部加速度增大,振動更加顯著．當平均風速為9.0 m/s時,由于塔架的振動較小,鋼球需要克服與容器底面的摩擦以及鋼球之間的相互擠壓,因此鋼球在容器內的滾動幅度很小甚至難以滾動,耗散的能量較少,表現(xiàn)在對塔架的減振作用并不明顯．當平均風速為10.5和12.0 m/s時,風速的增大導致塔架振動增大,鋼球在容器內的滾動幅度隨之增大,此時鋼球之間的摩擦、鋼球與容器底部的摩擦以及鋼球與容器壁的碰撞均可耗散能力,因此阻尼器可以起到減小塔架振動的作用,且隨著平均風速和阻尼器質量的增加，阻尼器的減振作用更加顯著．將阻尼器減振系數η定義為

(a) 散點圖

(b) 擬合曲線

(a) 散點圖

(b) 擬合曲線

(a) 散點圖

(b) 擬合曲線

(3)

不同平均風速下阻尼器的減振系數如表3所示,從表中可以看出,風速較大時,安裝阻尼器后風機塔架在正常運行工況下的減振系數明顯增大,這說明塔架的振動明顯減小;風速較小時,阻尼器的減振系數很小,說明阻尼器的減振效果不明顯．但值得注意的是,因風速較小時塔架本身的振動較小,這種振動并不影響風機的疲勞壽命,因此阻尼器的設計沒有必要考慮微風下的塔架振動．

表3 運行工況下阻尼器減振系數

4 結論

1) 安裝盆式調諧顆粒阻尼器可有效增加急停工況下塔架主軸方向的一階模態(tài)阻尼比,且阻尼器質量越大,阻尼比增加幅度越大.

2) 當平均風速較小時,因為塔架振動較小,鋼球在容器內的滾動幅度太小,較耗散能量很少,阻尼器對減小風機的振動沒有明顯的作用.

3) 當平均風速較大時,塔架的振動較大,鋼球在容器內的滾動幅度較大,鋼球與鋼球之間的摩擦、鋼球與容器底部的摩擦以及鋼球與容器壁的碰撞均可耗散能力,阻尼器對塔架的減振效果顯著,且減振作用隨平均風速和阻尼器質量的增加而增大．

References)

[2]Pirner M. Actual behaviour of a ball vibration absorber[J].JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics, 2002, 90(8): 987-1005. DOI:10.1016/s0167-6105(02)00215-5.

[3]Pourzeynali S, Lavasani H H, Modarayi A H. Active control of high rise building structures using fuzzy logic and genetic algorithms[J].EngineeringStructures, 2007, 29(3): 346-357. DOI:10.1016/j.engstruct.2006.04.015.

[4]張志強. 合肥電視塔 TMD 頻域和時域的風振控制研究[D]. 南京: 東南大學土木工程學院, 2000.

[5]Colwell S, Basu B. Tuned liquid column dampers in offshore wind turbines for structural control[J].EngineeringStructures,2009, 31(2): 358-368. DOI:10.1016/j.engstruct.2008.09.001.

[6]Chen J, Georgakis C T. Tuned rolling-ball dampers for vibration control in wind turbines[J].JournalofSoundandVibration,2013, 332(21): 5271-5282. DOI:10.1016/j.jsv.2013.05.019.

[7]Lu Z, Lu X, Lu W, et al. Experimental studies of the effects of buffered particle dampers attached to a multi-degree-of-freedom system under dynamic loads [J].JournalofSoundandVibration, 2012, 331(9): 2007-2022.

[8]Prowell I, Veletzos M, Elgamal A, et al. Experimental and numerical seismic response of a 65 kW wind turbine[J].JournalofEarthquakeEngineering, 2009, 13(8): 1172-1190. DOI:10.1080/13632460902898324.

[9]Warburton G B, Ayorinde E O. Optimum absorber parameters for simple systems[J].EarthquakeEngineering&StructuralDynamics,1980, 8(3): 197-217. DOI:10.1002/eqe.4290080302.

[10]Damgaard M, Ibsen L B, Andersen L V, et al. Cross-wind modal properties of offshore wind turbines identified by full scale testing[J].JournalofWindEngineering&IndustrialAerodynamics, 2013, 116(5): 94-108. DOI:10.1016/j.jweia.2013.03.003.

Site measurement of basin tuned and particle damper for vibration control in wind turbine tower

Chen Junling1Li Zhexu1Huang Dongping2

(1Department of Structural Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)(2Architectural Design (Group) Co., Ltd., Tongji University, Shanghai 200092, China)

Based on the work principles of the tuned mass damper and particle damper, a novel basin tuned and particle damper was proposed to suppress the vibration in wind turbine tower. Choosing an onshore wind turbine with a rated power output of 1.5 MW as an experimental prototype, the proposed damper was designed, fabricated and installed on the top platform. The dynamic responses under the case of emergency shut-down and normal operation were obtained by acceleration transducers installed on the top of the wind turbine tower. And then the first order modal damping ratios of wind turbine tower in emergency shut-down case were analyzed by time domain peak values. The scatter graph method was proposed to analyze the control effectiveness of the damper in normal operation. The measurement shows that the damper can effectively increase the first order modal damping ratio of the tower along the fore-aft direction of the wind turbine tower in emergency shut-down case, and suppress the wind-induced vibration of the tower in the normal operation.

wind turbine tower; vibration control; tuned mass damper; particle damper

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.03.026

2016-10-10. 作者簡介: 陳俊嶺(1974—)，女，博士, 副教授, chenjl@#edu.cn.

國家自然科學基金資助項目(51378381).

陳俊嶺,李哲旭,黃冬平.盆式調諧/顆粒阻尼器在風力發(fā)電塔振動控制中的實測研究[J].東南大學學報(自然科學版),2017,47(3):571-575.

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.03.026.

TK83; TU359

A

1001-0505(2017)03-0571-05