單樁式海洋風(fēng)電裝置風(fēng)振數(shù)值分析和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)研究

李凱文,黃帥

(1. 廣東電網(wǎng)能源發(fā)展有限公司,廣東 廣州 510160；2. 應(yīng)急管理部國(guó)家自然災(zāi)害防治研究院,北京100085)

0 引言

隨著風(fēng)電裝置大型化的發(fā)展,其結(jié)構(gòu)的柔性也逐漸顯著,由于空氣動(dòng)力、慣性力和彈性力等交變荷載的作用產(chǎn)生振動(dòng)或變形,尤其是基礎(chǔ)沖刷將會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性產(chǎn)生顯著影響,影響系統(tǒng)運(yùn)行的可靠性,甚至?xí)?dǎo)致風(fēng)電機(jī)整體倒塌,造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失。國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)展開相關(guān)研究,但現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試環(huán)境與條件相對(duì)惡劣,海上風(fēng)大浪急,現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)具有局限性[1—2]?，F(xiàn)有研究主要集中在針對(duì)風(fēng)電機(jī)結(jié)構(gòu)數(shù)值進(jìn)行仿真模擬,文獻(xiàn)[3]分析了風(fēng)浪對(duì)海上風(fēng)電機(jī)動(dòng)力特性的影響；文獻(xiàn)[4]對(duì)p-y曲線法在海上單樁基礎(chǔ)風(fēng)電機(jī)的適用性進(jìn)行了修正；文獻(xiàn)[5]利用Fluent軟件對(duì)風(fēng)電機(jī)葉輪的氣動(dòng)性能進(jìn)行了數(shù)值仿真研究；文獻(xiàn)[6]根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)p-y曲線法在海上單樁基礎(chǔ)在動(dòng)力作用下的適用性進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[7]利用ANSYS建立了風(fēng)電機(jī)塔架模型,對(duì)其固有頻率和振型進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[8]對(duì)風(fēng)電機(jī)葉片的流固耦合效應(yīng)進(jìn)行了分析；文獻(xiàn)[9]對(duì)風(fēng)電機(jī)葉片進(jìn)行考慮流固耦合的數(shù)值模擬,分析了葉片與流場(chǎng)的相互作用對(duì)葉片和結(jié)構(gòu)特性的影響；文獻(xiàn)[10]研究了風(fēng)場(chǎng)模型中強(qiáng)耦合算法與弱耦合算法的區(qū)別；文獻(xiàn)[11]對(duì)大型海上單樁基礎(chǔ)風(fēng)電機(jī)樁土相互作用數(shù)值模擬進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[12—13]研究建模參數(shù)變化對(duì)風(fēng)電機(jī)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的影響。

綜上所述,盡管對(duì)風(fēng)電裝置結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬及其數(shù)值方法研究方面取得了階段性的成果,但以往研究主要是對(duì)單葉片或是基礎(chǔ)的分析,未將風(fēng)電機(jī)整機(jī)的風(fēng)振反應(yīng)納入探討。文中針對(duì)實(shí)際風(fēng)電機(jī)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn),建立了“風(fēng)輪-機(jī)艙-塔架-基礎(chǔ)”耦合的整機(jī)模型,并與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析,驗(yàn)證了精細(xì)化模擬的準(zhǔn)確性。

1 風(fēng)電機(jī)塔架振動(dòng)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)

1.1 工程概況

現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的風(fēng)電機(jī)組位于某海洋風(fēng)電場(chǎng),選取其中的單個(gè)風(fēng)電裝置為監(jiān)測(cè)對(duì)象,該風(fēng)電裝置裝機(jī)容量3.0 MW,輪轂高度86 m,塔架高度75 m,塔筒底部直徑4.5 m,壁厚50 mm,塔筒頂部直徑3.07 mm,壁厚20 mm,塔筒材料采用Q345；葉輪為三葉片形式,直徑110 m；機(jī)艙罩為矩形結(jié)構(gòu),尺寸為12.9 m×5.0 m×5.9 m；風(fēng)電機(jī)切入風(fēng)速3.0 m/s,切出風(fēng)速25 m/s。采用單樁式鋼管基礎(chǔ),樁徑5.0 m,樁長(zhǎng)43 m,壁厚60 mm,樁基材料采用Q345。工程場(chǎng)地土的類型屬于中軟場(chǎng)地土,沿樁身方向向下,土層類型分別為粉砂層1、粉土層、粉砂層2、層狀粉土層、粉質(zhì)黏土層以及粉細(xì)砂層。各土層物理力學(xué)性能指標(biāo)見表1。

表1 土層物理力學(xué)性能指標(biāo)Table 1 Physical and mechanical performance index of soil

1.2 傳感器布置方案

加速度監(jiān)測(cè)點(diǎn)沿風(fēng)電機(jī)塔架高度方向布設(shè),各組測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)布置在平臺(tái)一至平臺(tái)五處,在觀測(cè)點(diǎn)處放置一個(gè)單向加速度傳感器,利用動(dòng)態(tài)信號(hào)處理系統(tǒng)記錄強(qiáng)風(fēng)荷載作用下加速度的變化情況[14]。測(cè)試項(xiàng)目為風(fēng)電機(jī)塔架的水平向振動(dòng)加速度。測(cè)點(diǎn)布置和監(jiān)測(cè)設(shè)備連接如圖1所示。

圖1 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的布設(shè)Fig.1 The arrangement of sensors at the monitoring

1.3 自振頻率的測(cè)試

固有頻率是反映結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的重要參數(shù),現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)中采用急剎車試驗(yàn)來測(cè)定風(fēng)電機(jī)系統(tǒng)的固有頻率。對(duì)風(fēng)電機(jī)進(jìn)行急剎車試驗(yàn),即當(dāng)風(fēng)電機(jī)葉輪轉(zhuǎn)速減至3.0 r/min時(shí),進(jìn)行急停試驗(yàn),測(cè)試可以得到各個(gè)測(cè)點(diǎn)加速度時(shí)程曲線[15],試驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖2所示。

圖2 急剎車測(cè)試時(shí)塔架頂部測(cè)點(diǎn)的自功率譜Fig. 2 Torsional power spectrum curve on top of the tower at braking test

由圖2可以看出,2次急剎車試驗(yàn)的監(jiān)測(cè)結(jié)果基本相近,對(duì)2次試驗(yàn)所測(cè)頻率取平均值,得到該風(fēng)電機(jī)整機(jī)結(jié)構(gòu)的基本自振頻率為0.329 Hz,阻尼比為0.009 5。文中所研究的風(fēng)電機(jī)葉輪的轉(zhuǎn)速范圍為6.5～13.2 r/min,則風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)頻率為0.108～0.22 Hz,風(fēng)輪葉片通過頻率為0.325～0.66 Hz,塔架的自振頻率在葉輪頻率和葉片的通過頻率之間,屬于柔性塔。流固耦合效應(yīng)對(duì)柔性塔結(jié)構(gòu)的影響較大,風(fēng)電機(jī)運(yùn)行時(shí)風(fēng)輪振動(dòng)易與結(jié)構(gòu)共振引起異常振動(dòng)。風(fēng)電機(jī)運(yùn)行時(shí)風(fēng)輪振動(dòng)的激勵(lì)頻率允許范圍可以參照《海上風(fēng)力發(fā)電機(jī)組認(rèn)證規(guī)范》,根據(jù)式(1)進(jìn)行計(jì)算。

(1)

式中：fR為激勵(lì)頻率,指正常運(yùn)行范圍內(nèi)風(fēng)輪的旋轉(zhuǎn)頻率或風(fēng)輪葉片通過頻率；f0,n為支撐結(jié)構(gòu)的第n階固有頻率。

由式(1)可知,若風(fēng)輪轉(zhuǎn)速在6.5～6.9 r/min持續(xù)運(yùn)行,風(fēng)輪激勵(lì)會(huì)引起與風(fēng)電機(jī)整個(gè)系統(tǒng)的共振。因此,在風(fēng)電機(jī)運(yùn)行過程中,應(yīng)對(duì)其運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè),并控制風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)頻率靠近激勵(lì)頻率,防止風(fēng)電機(jī)系統(tǒng)因共振而產(chǎn)生破壞。

2 流固耦合計(jì)算方法

2.1 流體力學(xué)運(yùn)動(dòng)方程

風(fēng)電機(jī)塔架結(jié)構(gòu)流固耦合的區(qū)域可以描述為風(fēng)壓引起塔架結(jié)構(gòu)的變形,而后者反過來影響風(fēng)壓分布。流體可以分為不可壓縮流體和可壓縮流體,而空氣是最常見的不可壓縮流體之一。三維不可壓縮粘性流體的Navier-Stokes方程[13,16—17]為：

divu=0

(2)

(3)

式中：u為流體速度,u=(u1,u2,u3),其中u1,u2,u3分別為x,y,z方向上的速度分量；x1為體積上x方向,x2為體積上y方向,x3為體積上z方向；μ為流體動(dòng)力粘度；p為流體壓強(qiáng)；Fi為作用在流體區(qū)域上的體積力。

2.2 彈性結(jié)構(gòu)體有限元方程

將結(jié)構(gòu)劃分為無限個(gè)單元,其中單個(gè)單元的運(yùn)動(dòng)方程可表述為：

(4)

結(jié)構(gòu)整體的運(yùn)行方程式可以根據(jù)單元的運(yùn)動(dòng)方程作為基礎(chǔ)按一定方式疊加而得到：

(5)

2.3 流固耦合動(dòng)力方程

在流固耦合計(jì)算中,分別定義風(fēng)場(chǎng)模型和結(jié)構(gòu)模型。結(jié)構(gòu)模型基于Lagrangian坐標(biāo)系,位移是基本未知量,而流體模型采用Arbitrary-Lagrangian-Eulerian坐標(biāo)系,流體在力的作用下引起界面變形,并傳遞至結(jié)構(gòu)引起結(jié)構(gòu)的變形,通過流固耦合求解,可以計(jì)算出流場(chǎng)和結(jié)構(gòu)場(chǎng)的應(yīng)力應(yīng)變、位移、加速度等,應(yīng)用在流固耦合界面的基本條件是位移協(xié)調(diào)和力平衡,具體如下：

(6)

式中：uf為流體模型的位移；us為結(jié)構(gòu)模型的位移；τf為流體模型的應(yīng)力；τs為結(jié)構(gòu)模型的應(yīng)力。

根據(jù)力平衡條件,在流固耦合界面上,流體的分布力根據(jù)下式積分為集中力施加到相應(yīng)的結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)上：

(7)

式中：ud為結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的位移；S為流固耦合界面的面積。

流固耦合問題的物理實(shí)質(zhì)就是聯(lián)合求解方程組式(2)—式(4)和式(7)。

3 基于流固耦合的數(shù)值模擬方法

3.1 數(shù)值模型

將“風(fēng)輪-機(jī)艙-塔架-樁基”作為整體來進(jìn)行研究,并利用ADINA軟件建立三維空間動(dòng)力有限元模型。風(fēng)輪為三葉片形式,采用3-D solid進(jìn)行模擬；機(jī)艙由長(zhǎng)方體在輪轂處切割一定傾角,采用3-D solid單元模擬；塔架采用殼體分段建立,單元?jiǎng)澐植捎?節(jié)點(diǎn)規(guī)則shell單元,網(wǎng)格密度采用定長(zhǎng)值；樁基礎(chǔ)采用beam單元模擬,樁土相互作用采用p-y曲線法[18]予以考慮,并在結(jié)構(gòu)模型所有受風(fēng)荷載的邊界面上設(shè)定流固耦合邊界條件,采用小變形假設(shè),具體如表2所示。風(fēng)場(chǎng)數(shù)值模型如圖3所示。

表2 計(jì)算域的邊界條件(縮尺比1∶1)Table 2 Boundary conditions with scale of 1∶1

圖3 風(fēng)電裝置模型Fig.3 Model of the wind power installation

3.2 監(jiān)測(cè)時(shí)的風(fēng)速

現(xiàn)場(chǎng)風(fēng)速可以通過風(fēng)電機(jī)機(jī)艙頂部的測(cè)風(fēng)系統(tǒng)進(jìn)行實(shí)時(shí)記錄,風(fēng)速采集頻率為10 Hz?，F(xiàn)場(chǎng)測(cè)試隨機(jī)風(fēng)速情況如圖4所示。

圖4 監(jiān)測(cè)現(xiàn)場(chǎng)隨機(jī)風(fēng)速Fig.4 Random velocity monitoring site

3.3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

文中采用有限元軟件對(duì)風(fēng)電機(jī)系統(tǒng)進(jìn)行模態(tài)分析,風(fēng)電機(jī)結(jié)構(gòu)前4階典型振型模態(tài)如圖5所示。

圖5 風(fēng)電機(jī)前4階模態(tài)振型Fig.5 The first four modal shapes and frequencies of typical wind turbine

由圖5可知,風(fēng)電機(jī)塔架的振動(dòng)形式主要表現(xiàn)為側(cè)向彎曲振動(dòng)和實(shí)測(cè)得到的振動(dòng)形式相同,考慮樁土相互作用時(shí)風(fēng)電機(jī)塔架一階頻率0.320 Hz,實(shí)測(cè)值為0.329 Hz,通過比較可知,風(fēng)電機(jī)塔架結(jié)構(gòu)頻率數(shù)值模擬值比實(shí)測(cè)值偏低,相差2.89%,從工程意義上來講滿足工程要求。

文中基于流固耦合理論,對(duì)在風(fēng)速作用下,風(fēng)場(chǎng)與結(jié)構(gòu)的流固耦合作用進(jìn)行了模擬分析,圖6、圖7為流場(chǎng)中典型的軸截面部分流速、湍流、流速以及氣動(dòng)壓力云圖。

圖6 風(fēng)電機(jī)正面和側(cè)面絕對(duì)速度矢量流場(chǎng)Fig.6 The front and side absolute flow velocity vector of wind turbines

圖7 風(fēng)電機(jī)正面和側(cè)面流場(chǎng)壓力分布Fig.7 Front and side pressure distribution of the flow field of wind

從圖6可以看出,風(fēng)場(chǎng)模型中,沿風(fēng)電機(jī)流固耦合邊界面處出現(xiàn)明顯的速度集中區(qū)域,并在流固耦合邊界面上流速方向改變,風(fēng)速在不同程度上受到結(jié)構(gòu)的阻礙作用。從圖7可以看出,風(fēng)電機(jī)流固耦合邊界面上流場(chǎng)壓力集中,區(qū)域外側(cè)氣體壓強(qiáng)未受到擾動(dòng),風(fēng)電機(jī)迎風(fēng)面壓力與背風(fēng)面變化較大,說明文中提出的流固耦合的數(shù)值模擬方法能較好地反映風(fēng)電機(jī)的流固耦合性質(zhì)。此外,從圖中可以明顯地觀測(cè)到風(fēng)電機(jī)整機(jī)的氣動(dòng)特性和風(fēng)速的流動(dòng)現(xiàn)場(chǎng),及其風(fēng)速、流速等重要?dú)鈩?dòng)參數(shù)的分布特點(diǎn),并能很好地顯示出風(fēng)電機(jī)周圍的流場(chǎng)分布。

4 與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果對(duì)比分析

為了驗(yàn)證數(shù)值模型的合理性,在風(fēng)電機(jī)塔架沿塔筒高度方向設(shè)置了多個(gè)測(cè)點(diǎn),并計(jì)算了各個(gè)測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)情況,對(duì)比分析表明,不同測(cè)點(diǎn)的計(jì)算結(jié)果存在差異,但各測(cè)點(diǎn)結(jié)果的變化趨勢(shì)相似。圖8、圖9比較了塔架不同高度位置測(cè)點(diǎn)塔門方向與塔門法向加速度值的現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果。圖中現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)為塔門方向與塔門法向的加速度監(jiān)測(cè)值,A5-2測(cè)點(diǎn)布設(shè)于塔架高度73.5 m處,A4-2測(cè)點(diǎn)布設(shè)于塔架高度44.8 m處,數(shù)值模擬中觀測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)于現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試中的測(cè)點(diǎn)。

圖8 塔架73.5 m處加速度模擬值與監(jiān)測(cè)值Fig.8 Simulation and site monitoring values of acceleration at tower 73.5 m

圖9 塔架44.8 m處加速度模擬值與監(jiān)測(cè)值Fig.9 Simulation and site monitoring values of acceleration at tower 44.8 m

由圖8可知,計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果在幅值和相位上存在一定的差異,分析認(rèn)為這些差異是由于模型中約束及荷載邊界條件與實(shí)際情況間的差異所致,但總體來說計(jì)算得到的結(jié)果同實(shí)測(cè)結(jié)果的變化趨勢(shì)接近,表明文中模型較為合理,可用于大型風(fēng)電機(jī)塔架結(jié)構(gòu)風(fēng)振反應(yīng)分析中。

圖10 比較了風(fēng)電機(jī)塔架不同高度測(cè)點(diǎn)塔門方向和塔門法向加速度峰值的計(jì)算值與監(jiān)測(cè)值。由于現(xiàn)場(chǎng)情況復(fù)雜,實(shí)測(cè)得到的各測(cè)點(diǎn)加速度峰值隨風(fēng)電機(jī)塔架高度不同而波動(dòng),但總的趨勢(shì)仍然是逐漸增加,且與數(shù)值模擬相比,在峰值和遞增規(guī)律上基本一致。

圖10 塔架不同高度處加速度峰值模擬值與監(jiān)測(cè)值Fig.10 Simulation and site monitoring values of peak acceleration at different tower heights

風(fēng)電機(jī)塔架頂部塔門法向測(cè)點(diǎn)數(shù)值模擬結(jié)果為510 gal,與監(jiān)測(cè)值相差17.3%,塔門方向觀測(cè)點(diǎn)數(shù)值模擬值為1.7 gal,與監(jiān)測(cè)值相差15%。雖然數(shù)值模擬值與監(jiān)測(cè)值具有一定的差異,但是綜合考慮數(shù)值模擬模型與實(shí)際模型存在一定的差異、實(shí)際風(fēng)電機(jī)周邊流場(chǎng)環(huán)境極為復(fù)雜以及監(jiān)測(cè)本身也存在誤差等情況,從工程應(yīng)用研究的方面來說,是可以接受的。此外,從圖中還可以看出,隨著塔架高度的增加,塔架的直徑與壁厚的變化會(huì)對(duì)塔架的動(dòng)力響應(yīng)產(chǎn)生影響。因此,在風(fēng)電機(jī)塔架的加速度分析中,不能簡(jiǎn)單地乘以一個(gè)相同系數(shù)來處理不同高度加速度變化量。

5 結(jié)論

文中通過對(duì)風(fēng)電機(jī)塔架進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)與數(shù)值模擬對(duì)比分析可以得到以下結(jié)論：

(1) 通過現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)測(cè)得了風(fēng)電機(jī)整機(jī)系統(tǒng)基本振動(dòng)頻率,該頻率與風(fēng)輪振動(dòng)的激勵(lì)頻率允許范圍較為接近,容易引發(fā)風(fēng)輪激勵(lì)與塔架結(jié)構(gòu)共振,因此在風(fēng)電機(jī)運(yùn)行中,須予以重視。

(2) 采用p-y曲線法模擬樁土相互作用,采用“風(fēng)輪-機(jī)艙-塔架-基礎(chǔ)”整機(jī)建模方法,并對(duì)其進(jìn)行模態(tài)分析,分析結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果較為吻合,驗(yàn)證了整機(jī)建模的合理性。

(3) 考慮風(fēng)荷載與風(fēng)電機(jī)整機(jī)結(jié)構(gòu)的流固耦合效應(yīng)的動(dòng)力響應(yīng)分析,并與現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)監(jiān)測(cè)結(jié)果較為接近,從一定程度上說,采用數(shù)值風(fēng)洞對(duì)風(fēng)電機(jī)整機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行風(fēng)振分析是可靠、可行的,可為風(fēng)電機(jī)塔架風(fēng)致振動(dòng)的判別以及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

(4) 不同約束條件下風(fēng)電機(jī)系統(tǒng)的固有頻率不同,因此在風(fēng)電機(jī)塔架結(jié)構(gòu)施工中,可通過控制樁基礎(chǔ)的約束程度來控制風(fēng)電機(jī)塔架的固有頻率,以避免風(fēng)電機(jī)整機(jī)系統(tǒng)共振。