風(fēng)力發(fā)電塔筒極端動力荷載作用下破壞的對比研究

戴靠山， 趙 志， 毛振西

(1.四川大學(xué) 土木工程系，成都 610065; 2.同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092)

我國風(fēng)電裝機(jī)容量自2011年以來一直居世界第一位，截止到2017年底占全球總?cè)萘康?4.8%[1]。但我國受臺風(fēng)影響嚴(yán)重，近年來發(fā)生了許多強(qiáng)風(fēng)致風(fēng)力發(fā)電塔筒(以下簡稱風(fēng)電塔)破壞的事故[2-3]；另外我國屬于地震頻發(fā)地區(qū)，隨著部分風(fēng)場建立在了地震區(qū)，風(fēng)電塔在強(qiáng)震下也具有破壞的危險性[4]。風(fēng)和地震雖然同為動力作用，但作用方式、頻譜特性等性質(zhì)均不同[5-6]，因此風(fēng)電塔的響應(yīng)規(guī)律也存在差異[7]。陸上風(fēng)電塔一般為近圓柱單管鋼薄壁細(xì)長結(jié)構(gòu)，冗余度較小，一旦發(fā)生局部屈曲即可能倒塌[8-10]，另外同一風(fēng)場的風(fēng)電塔一般是相似設(shè)計的，一旦極端作用下響應(yīng)超過破壞閾值，所有風(fēng)電塔都會面臨破壞風(fēng)險。因此風(fēng)電塔在極端作用下破壞的對比研究對于設(shè)計具有一定指導(dǎo)意義。

對于風(fēng)電塔極端作用下破壞的研究，除了破壞實(shí)例的現(xiàn)場調(diào)查，數(shù)值模擬也是相對可靠的手段，由于結(jié)構(gòu)破壞的機(jī)理復(fù)雜并且需要考慮材料的彈塑性，一般使用有限元軟件建立精細(xì)的風(fēng)電塔模型，采用非線性動力時程分析的方法進(jìn)行精確計算。另外，風(fēng)與地震兩種動力作用頻譜特性區(qū)別較大，風(fēng)電塔作為一種細(xì)長且頂部質(zhì)量較大的結(jié)構(gòu)，自振周期較長，顯然動力作用的頻譜特性及結(jié)構(gòu)模態(tài)與破壞可能存在關(guān)系。本文基于某典型風(fēng)電塔，使用ABAQUS建立精細(xì)化有限元模型，分別在強(qiáng)風(fēng)和強(qiáng)震下進(jìn)行非線性動力時程分析，探討風(fēng)力發(fā)電塔在極端作用下破壞的規(guī)律性。因風(fēng)電塔上部一般裝有加速度傳感器，極端狀況下會對于風(fēng)輪進(jìn)行制動停機(jī)，故本文的研究限于風(fēng)電塔的停機(jī)工況。

1 模型建立和外部輸入

1.1 模型建立

本文研究對象為某典型1.5 MW三葉片水平軸風(fēng)電塔，在Sadowski等的研究中有其詳細(xì)參數(shù)。塔筒為近圓柱空心單管鋼結(jié)構(gòu)，總高度為61.8 m，輪轂高度為64.65 m，底部最大直徑為4 355 mm，頂部最小直徑為2 955 mm，底部最大厚度為25 mm，頂部最小厚度為10 mm，塔筒總重約90 t。塔筒分為多段預(yù)制加工，使用焊接連接，在塔段間存在著部分由于厚度變化的幾何不連續(xù)處。在塔筒13.39 m和34.19 m處設(shè)有法蘭，塔底設(shè)有帶有加強(qiáng)梁的門洞。塔頂設(shè)有1.5 MW的WindPACT風(fēng)機(jī)系統(tǒng)[11]，單葉片總長為32.8 m，質(zhì)量為3.35 t；輪轂和機(jī)艙重心相對于塔筒中心的偏心距分別為2.5 m和1 m，重量為16.83 t和60 t。

如圖1，在ABAQUS有限元建模中，塔筒使用3D殼單元分25段建立，單元選擇為S4R類型，由于兩個塔段之間厚度與直徑會發(fā)生變化，根據(jù)Sadowski等的研究破壞容易發(fā)生在這些幾何不連續(xù)處，因此在劃分網(wǎng)格時使用偏心網(wǎng)格布 置，即在塔段連接處網(wǎng)格加密。葉片采用梁單元分14段建立，截面使用廣義截面定義，匹配實(shí)際葉片截面的面積、慣性矩、極慣性矩，每個葉片段的質(zhì)量采用集中質(zhì)量點(diǎn)的方式施加。集中質(zhì)量的輪轂和機(jī)艙采用剛性耦合的方式耦合至塔頂截面。法蘭近似設(shè)置為殼單元，并通過增加厚度和質(zhì)量密度的方式來近似反映其對于塔筒質(zhì)量剛度的突變效應(yīng)。根據(jù)門洞的實(shí)際尺寸，對于底部塔段進(jìn)行切割，并依照實(shí)際情況，在門框處使用梁單元進(jìn)行加固。另外，建模中還進(jìn)行了自接觸設(shè)置，以準(zhǔn)確模擬局部屈曲時材料會相互接觸的真實(shí)狀況。

塔筒的鋼材型號為S355，本構(gòu)采用線性強(qiáng)化彈塑性模型，屈服應(yīng)力為355 MPa，極限應(yīng)力為470 MPa，極限應(yīng)變?yōu)?.547，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3。鋼材的質(zhì)量密度取為7 850 kg/m3。葉片由玻璃鋼制成，在分析中僅考慮其彈性，彈性模量取為21 GPa。根據(jù)現(xiàn)有的研究成果[12]，風(fēng)電塔停機(jī)工況的結(jié)構(gòu)阻尼比取為1%，使用瑞利阻尼的形式輸入。

圖1 風(fēng)電塔模型(mm)

為了考慮土-結(jié)構(gòu)相互作用，模型基于彈簧-阻尼壺-質(zhì)量點(diǎn)的簡化方式[13]，將塔底面剛性耦合至一個參考點(diǎn)，設(shè)置考慮三個平動、三個轉(zhuǎn)動共六自由度的Spring/Dashpot單元，如圖2所示。根據(jù)該風(fēng)電塔設(shè)計圖紙與場地條件，基礎(chǔ)半徑為6.4 m，土體剪切模量為109.31 MPa，泊松比為0.28，密度為1.9 g/cm3，由Wolf提出的簡化公式，可確定六個方向上的彈簧剛度、阻尼壺阻尼系數(shù)和集中質(zhì)量。

圖2 彈簧-阻尼壺-質(zhì)量點(diǎn)模型

1.2 風(fēng)荷載輸入

使用風(fēng)電塔風(fēng)場生成軟件Turbsim[14]生成風(fēng)速時程，根據(jù)IEC 61400-1規(guī)范[15]，該風(fēng)電塔為IIa類，湍流強(qiáng)度為0.16，脈動風(fēng)速譜選用IEC Kaimal譜，風(fēng)剖面采用指數(shù)型剖面，冪指數(shù)為0.2，持續(xù)時間為280 s，時間步長為0.01 s。在風(fēng)機(jī)正常的情況下，極端風(fēng)況時槳距角會調(diào)整至順槳狀態(tài)以最大限度減小風(fēng)荷載，但Dai等的研究表明，這時隨著風(fēng)向突變沿著風(fēng)輪平行方向入流會成為最不利工況(圖1中的Z方向)，因此本文取這種工況生成風(fēng)場。為了使塔筒進(jìn)入彈塑性狀態(tài)，經(jīng)過試算，調(diào)整輪轂處平均風(fēng)速為55 m/s，相當(dāng)于基本風(fēng)壓0.9 kN/m2?？紤]到風(fēng)具有隨機(jī)性，因此使用風(fēng)況相同但隨機(jī)數(shù)種子不同的三條風(fēng)速時程進(jìn)行計算。其中一條典型風(fēng)速時程的脈動風(fēng)速功率譜與IEC Kaimal譜的對比如圖3，可以看到脈動風(fēng)速時程模擬結(jié)果較好。

圖3 脈動風(fēng)速功率譜比較

為了更加精確地求得由于葉片氣動效應(yīng)引起的頂部風(fēng)荷載，目前常用的方式是使用考慮氣彈耦合的風(fēng)機(jī)設(shè)計軟件，例如FAST[16]，建立多體動力學(xué)模型并進(jìn)行彈性時程求解，將FAST計算得到的塔頂反力輸出作為有限元模型中的塔頂風(fēng)荷載輸入，進(jìn)行結(jié)構(gòu)非線性分析[17]。此聯(lián)動分析方法既發(fā)揮了FAST軟件基于葉素-動量理論求解氣彈耦合荷載的優(yōu)勢，又可以實(shí)現(xiàn)基于有限元軟件對于塔筒非線性的計算分析。因此，本文采取此方法對該風(fēng)電塔在FAST中建模并設(shè)置為停機(jī)工況，其塔筒及葉片參數(shù)與有限元模型相同。將Turbsim模擬的風(fēng)場輸入FAST進(jìn)行彈性時程分析后，提取輪轂處迎風(fēng)向的力和彎矩施加到有限元模型的輪轂質(zhì)量點(diǎn)上，以此來反映風(fēng)輪處的總風(fēng)荷載，其中一條典型塔頂風(fēng)力時程，如圖4所示。

圖4 塔頂風(fēng)荷載時程圖

塔身風(fēng)荷載使用建筑荷載規(guī)范[18]中的相關(guān)方法計算，圓柱的風(fēng)載體型系數(shù)保守取為1.2，空氣密度取為1.225 kg/m3。將整個塔筒離散為25個塔段，結(jié)合塔段受風(fēng)面積，沿高度輸入25條風(fēng)荷載時程。在Z向受風(fēng)時，機(jī)艙側(cè)面的迎風(fēng)面比較大，因此也使用規(guī)范規(guī)定的方法計算機(jī)艙的風(fēng)荷載，機(jī)艙通常為長方體，風(fēng)載體型系數(shù)取為1.3。對于圓形截面高聳結(jié)構(gòu)，有可能發(fā)生由于旋渦脫落引起的橫風(fēng)向振動，但是在時程分析中實(shí)現(xiàn)相關(guān)計算需要使用計算流體力學(xué)的相關(guān)理論，為了簡化分析，本文暫不考慮橫風(fēng)向渦流干擾。

1.3 地震輸入

由于風(fēng)電塔上部有偏心質(zhì)量分布且底部只有一個方向有門洞，在水平地震作用下可能產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，并且Sadowski等指出豎向地震動可能改變破壞位置，因此為了準(zhǔn)確模擬風(fēng)電塔的破壞情況，使用三向地震動進(jìn)行時程計算。從PEER數(shù)據(jù)庫[19]選擇適用于該風(fēng)電塔場地(硬土場地)的經(jīng)典地震動記錄：El Centro波、Kobe波、Taft波，時間步長為0.01 s，三條波的具體信息如表1所示。為了使結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性破壞階段，通過試算將水平向峰值加速度(PGA)調(diào)整至2.5 g。根據(jù)最大PGA方向的調(diào)幅比例，其余兩向地震動也進(jìn)行等比例調(diào)幅。

2 模態(tài)分析

通常在風(fēng)電塔有限元建模中，為了加快計算效率可將葉片簡化為偏心質(zhì)量點(diǎn)，或建立葉片但不考慮土結(jié)構(gòu)相互作用，但是葉片的質(zhì)量剛度分布和土結(jié)構(gòu)相互作用(SSI)會對于結(jié)構(gòu)自振特性產(chǎn)生影響，為了探求葉片和SSI對于風(fēng)電塔自振特性影響程度，本文使用ABAQUS對于風(fēng)電塔是否建模葉片、是否考慮SSI共四個模型分別進(jìn)行了模態(tài)分析，并與該風(fēng)電塔的模態(tài)實(shí)測結(jié)果[20]進(jìn)行對比，如表2和表3所示?？梢钥吹剑Ｈ~片以及考慮SSI會使頻率減小，除了X方向的一階模態(tài)，結(jié)果更靠近實(shí)測值，該方向上誤差變大的原因可能是由于實(shí)測時葉片的槳距角以及方位角與有限元模型設(shè)置不同。建模葉片和考慮SSI的模型對應(yīng)的塔筒彎曲振型圖如圖5，可以看到風(fēng)電塔葉片和振型產(chǎn)生耦合，尤其對于高階振型耦合嚴(yán)重。

表2 X向自振頻率和誤差

表3 Z向自振頻率和誤差

圖5 風(fēng)電塔前三階彎曲振型圖

為了明確外部作用的頻譜特性與結(jié)構(gòu)模態(tài)的關(guān)系，對于風(fēng)速時程和地震加速度時程(水平地震動)進(jìn)行功率譜分析，考慮到風(fēng)和地震的輸入性質(zhì)及強(qiáng)度指標(biāo)不同，將分析結(jié)果進(jìn)行最大值歸一化處理，使兩者的頻譜分析結(jié)果具有對比意義。外部作用的頻譜分析結(jié)果及結(jié)構(gòu)模態(tài)對應(yīng)分布如圖6?？梢钥吹?，風(fēng)速頻譜能量在結(jié)構(gòu)基本頻率前分布較高，而地震頻譜能量則在結(jié)構(gòu)高階頻率也有較高分布，因此兩種極端作用下風(fēng)電塔可能因和結(jié)構(gòu)自振特性關(guān)聯(lián)頻段不同而存在不同的破壞規(guī)律。

3 非線性時程分析

3.1 強(qiáng)風(fēng)下塔筒破壞過程

在三組強(qiáng)風(fēng)下的非線性時程模擬中，有兩組發(fā)生了倒塌破壞，由于破壞模式接近，因此只對于其中一組風(fēng)場(風(fēng)場3)下的塑性鉸云圖和應(yīng)力云圖進(jìn)行展示，如圖7和圖8所示，由于本文關(guān)注的是塔筒破壞，為了視圖清晰，在圖中將葉片隱去，只展示塔筒的破壞過程?；谒苄糟q發(fā)展情況，選取產(chǎn)生初始塑性鉸、塑性鉸發(fā)展、全截面塑性鉸、倒塌四個時刻(從左至右)來展現(xiàn)風(fēng)電塔的塑性發(fā)展和破壞?？梢钥闯觯瑥?qiáng)風(fēng)下風(fēng)電塔進(jìn)入彈塑性狀態(tài)時，塑性鉸和應(yīng)力較大位置首先在底部出現(xiàn)，隨后有上部發(fā)展的趨勢，塑性鉸以塔段間幾何不連續(xù)處為中心間隔分布。對于該風(fēng)電塔，全截面穩(wěn)定塑性鉸和應(yīng)力集中位置均出現(xiàn)在塔筒底部約8.8 m處，該位置為幾何不連續(xù)處，厚度由19 mm變化至18 mm，最終風(fēng)電塔在該處發(fā)生倒塌。

聚類是一種數(shù)據(jù)挖掘過程，即使用挖掘工具對已知數(shù)據(jù)隱藏的關(guān)系和模型進(jìn)行辨識. 聚類是按照樣本一定的相似性實(shí)現(xiàn)對樣本進(jìn)行分組，與分類不同，屬于一種非監(jiān)督類的分析方法，在商業(yè)上，多用于用戶畫像，分析不同客戶群體的特征. 街道交通指數(shù)聚類，其目的是對大量數(shù)據(jù)進(jìn)行分析挖掘，識別不同地區(qū)的擁堵模式，找出影響因素，為治理交通擁堵、引導(dǎo)交通出行奠定基礎(chǔ).

圖6 外部作用功率譜及與結(jié)構(gòu)模態(tài)對比

圖7 風(fēng)場3下的塑性鉸云圖

圖8 風(fēng)場3下的應(yīng)力云圖

三組風(fēng)場下的塔頂位移時程如圖9所示，由圖可知，在同一風(fēng)況參數(shù)不同隨機(jī)數(shù)種子的風(fēng)場下，風(fēng)電塔可能在給定計算時長內(nèi)不會倒塌，其全截面塑性鉸及倒塌時刻也可能不同。這表明風(fēng)的隨機(jī)性對于風(fēng)電塔彈塑性階段的響應(yīng)會產(chǎn)生影響。

圖9 強(qiáng)風(fēng)下塔頂位移時程

3.2 強(qiáng)震下塔筒破壞過程

通過非線性時程分析，風(fēng)電塔在Kobe波和Taft波下發(fā)生了倒塌，在El Centro波下沒有發(fā)生倒塌，對于Kobe波和Taft波下的風(fēng)電塔塑性鉸云圖和應(yīng)力云圖如圖10～圖13所示。其塑性鉸和應(yīng)力較大位置首先出現(xiàn)在底部，隨后向上部廣泛發(fā)展，塑性鉸以塔段間幾何不連續(xù)處為中心間隔分布。全截面穩(wěn)定塑性鉸和應(yīng)力集中位置可能出現(xiàn)在兩處，其中在Kobe波下于距基礎(chǔ)25.4 m處出現(xiàn)并發(fā)生倒塌，在Taft波下于39.8 m處出現(xiàn)并發(fā)生倒塌，分別位于整個塔高的2/5和2/3處，這兩個位置均在塔筒截面幾何不連續(xù)處，分別是厚度由14 mm變化到13 mm、11 mm變化到10 mm。

圖10 Kobe地震動下的塑性鉸云圖

圖11 Kobe地震動下的應(yīng)力云圖

圖12 Taft地震動下的塑性鉸云圖

圖13 Taft地震動下的應(yīng)力云圖

三組地震動下的塔頂位移時程圖如圖14所示，曲線是取兩個水平方向上塔頂和塔底的相對位移，再進(jìn)行SRSS合成后得到?？梢钥闯觯珽l Centro波下塔筒基本保持彈性，其余兩條波下，全截面穩(wěn)定塑性一旦產(chǎn)生，歷經(jīng)很短時間即面臨倒塌。綜合三條地震動下的計算結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)在相同PGA的不同天然地震動下，風(fēng)電塔不一定發(fā)生倒塌，若發(fā)生倒塌，塑性鉸發(fā)展趨勢類似，但發(fā)生時刻與倒塌位置可能不同。這表明不同天然地震動下會顯著影響風(fēng)電塔的彈塑性響應(yīng)。

圖14 強(qiáng)震下塔頂位移時程

3.3 對比總結(jié)

對于本文研究的風(fēng)電塔，從強(qiáng)風(fēng)和強(qiáng)震的非線性時程分析結(jié)果對比來看，塑性鉸初始發(fā)生位置均在底部，隨后強(qiáng)震較強(qiáng)風(fēng)塑性鉸向上發(fā)展更加廣泛。在強(qiáng)風(fēng)下在底部(5.9 m)產(chǎn)生全截面塑性鉸并發(fā)生局部屈曲倒塌，與通過實(shí)測或數(shù)值模擬得到的結(jié)論類似(Dai等和Chen等)；在強(qiáng)震下在中上部(25.4 m和39.8 m)產(chǎn)生全截面塑性鉸，進(jìn)而塔身局部屈曲發(fā)生倒塌，這種在強(qiáng)震下風(fēng)電塔破壞位置上移的結(jié)果與其他學(xué)者的研究(Sadowski等和Nuta等)中數(shù)值模擬的結(jié)論類似。無論在強(qiáng)風(fēng)或強(qiáng)震下的分析中，全截面塑性鉸一旦穩(wěn)定產(chǎn)生，風(fēng)電塔可能很快發(fā)生倒塌，這表明風(fēng)電塔的冗余度較低，在設(shè)計中應(yīng)當(dāng)避免其進(jìn)入塑性狀態(tài)。

為了闡釋風(fēng)和地震下產(chǎn)生不同破壞位置的現(xiàn)象，對于風(fēng)場1和El Centro波(未發(fā)生倒塌，結(jié)構(gòu)自振特性未明顯改變且可分析時長較長)，取距基礎(chǔ)39.8 m處(二階振型位移較大的位置)的加速度響應(yīng)時程，進(jìn)行功率譜分析，強(qiáng)風(fēng)下響應(yīng)只考慮順風(fēng)向Z方向，強(qiáng)震下響應(yīng)將X和Z兩個方向的功率譜結(jié)果進(jìn)行了SRSS合成。最后以一階頻率處的譜值為基準(zhǔn)進(jìn)行歸一化。可以發(fā)現(xiàn)，在風(fēng)荷載下，風(fēng)電塔一階頻率處的譜值較高，表明塔筒主要受一階振型控制；在地震下，風(fēng)電塔在高階頻率處譜值較高，因此風(fēng)電塔受高階振型影響較大。

圖15 風(fēng)場1和El Centro波下距基礎(chǔ)39.8 m處加速度 響應(yīng)功率譜對比

Fig.15 Comparison of acceleration PSD at 39.8 m above the foundation under Wind Field 1 and El Centro ground motion

結(jié)合前文模態(tài)分析中結(jié)構(gòu)不同的振型圖及倒塌模擬結(jié)果，可以得出結(jié)論，在強(qiáng)風(fēng)下，由于結(jié)構(gòu)受一階振型控制，破壞發(fā)生于底部；在強(qiáng)震下，結(jié)構(gòu)會受到高階振型影響，破壞位置可能發(fā)生上移。

4 結(jié) 論

為了研究風(fēng)電塔在極端作用(風(fēng)和地震)下的破壞規(guī)律，本文使用ABAQUS對于典型風(fēng)電塔建立考慮葉片和土結(jié)構(gòu)相互作用的精細(xì)化有限元模型，在強(qiáng)風(fēng)和強(qiáng)震下進(jìn)行非線性時程分析，得出以下結(jié)論：

(1) 在有限元建模中，考慮葉片及SSI會使數(shù)值模型的自振頻率誤差降低，在精細(xì)化有限元的分析中建議考慮葉片建模及SSI效應(yīng)。

(2) 在極端作用下，塑性鉸均首先在底部出現(xiàn)，隨后向上部發(fā)展，塑性鉸均在幾何不連續(xù)處產(chǎn)生，一旦全截面塑性鉸形成，風(fēng)電塔即面臨倒塌，在設(shè)計時應(yīng)避免結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性狀態(tài)。

(3) 風(fēng)荷載的隨機(jī)性或不同天然地震動會造成風(fēng)電塔不同的破壞過程，對于風(fēng)荷載，主要體現(xiàn)在全截面塑性鉸發(fā)生時刻；對于不同天然地震動，除此之外還會造成不同的倒塌位置。

(4) 對于本文所使用設(shè)計參數(shù)的風(fēng)電塔，強(qiáng)風(fēng)下在底部倒塌，強(qiáng)震下在中部或上部倒塌，倒塌位置均在幾何非連續(xù)處。風(fēng)電塔屬于周期較長的結(jié)構(gòu)，相對低頻的風(fēng)荷載易激發(fā)基本模態(tài)，相對高頻的地震作用可能激發(fā)結(jié)構(gòu)高階模態(tài)，因此呈現(xiàn)不同的破壞位置規(guī)律。