考慮RNA 運(yùn)行作用的近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)分析

白久林，李晨輝，龔彥安，王宇航

(1. 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(重慶大學(xué))，重慶 400045；2. 大連理工大學(xué)海岸和近海工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，大連 116024)

風(fēng)能具有環(huán)保、易獲得、可再生的特點(diǎn)，是改善環(huán)境污染、實(shí)現(xiàn)可持續(xù)發(fā)展的重要清潔能源。目前，我國正在大力發(fā)展風(fēng)電產(chǎn)業(yè)，尤其是海上風(fēng)電，裝機(jī)容量已位居世界前列[1-2]。海上風(fēng)電機(jī)組主要安裝在距海岸線20 km～30 km 的近海，支撐結(jié)構(gòu)常采用單樁基礎(chǔ)和鋼塔筒[3]。單樁鋼塔筒支撐結(jié)構(gòu)是典型的高柔結(jié)構(gòu)，其基準(zhǔn)周期長(zhǎng)，并且長(zhǎng)期遭受風(fēng)、浪等復(fù)雜環(huán)境荷載作用[4]，塔頂位移大、塔筒變形明顯、振動(dòng)問題突出，給風(fēng)電機(jī)組的安全運(yùn)行帶來巨大隱患[5]。因此，系統(tǒng)研究近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)的復(fù)雜耦合動(dòng)態(tài)響應(yīng)、掌握其時(shí)變振動(dòng)機(jī)理具有重要意義。

針對(duì)近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)在風(fēng)、浪等復(fù)雜環(huán)境荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)及振動(dòng)特性，諸多學(xué)者對(duì)其開展了研究。陳小波等[6]和李德源等[7]基于三維氣動(dòng)-水動(dòng)模型，進(jìn)行了海上風(fēng)電結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的計(jì)算。李凱文等[8]和彭文春等[9]分別考慮流固耦合效應(yīng)開展了海上單樁式風(fēng)電塔的動(dòng)力響應(yīng)研究。S?RUM 等[10]對(duì)比了3 種風(fēng)電耦合仿真軟件SIMA、vpOne、OpenFAST 對(duì)海上風(fēng)電結(jié)構(gòu)泥線彎矩響應(yīng)及疲勞損傷的計(jì)算結(jié)果。MORATO 等[11]對(duì)IEC-61400-3 規(guī)定的多種極限風(fēng)、浪荷載工況進(jìn)行了對(duì)比分析，確定了荷載工況的最不利組合。王文華[12]從時(shí)域、頻域分別分析了固定式海上風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)在典型風(fēng)-浪作用下的動(dòng)力響應(yīng)。HU 等[13]采用實(shí)驗(yàn)手段分析了海上風(fēng)電結(jié)構(gòu)在施工期承受風(fēng)-浪-流多荷載耦合作用下的動(dòng)力響應(yīng)。劉皓明等[14]研究了風(fēng)、浪對(duì)海上風(fēng)電機(jī)組振動(dòng)特性的影響。另外，風(fēng)電結(jié)構(gòu)在地震作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)也得到了諸多學(xué)者的研究[15-18]。

可以看出，目前研究多集中于動(dòng)力有限元法的分析[6-9,13]，其分析模型無法考慮風(fēng)輪-機(jī)艙組件(rotor-nacelle assembly, RNA)的運(yùn)行作用。事實(shí)上，除了風(fēng)-浪等復(fù)雜環(huán)境荷載，RNA 運(yùn)行作用也會(huì)對(duì)海上風(fēng)電結(jié)構(gòu)的動(dòng)力行為產(chǎn)生重要影響，其主要因素包括細(xì)長(zhǎng)葉片與高柔塔筒的相互作用、風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的氣動(dòng)效應(yīng)、伺服系統(tǒng)的非線性控制等。遺憾的是，目前的研究鮮有系統(tǒng)、全面地考慮RNA 運(yùn)行作用對(duì)風(fēng)電結(jié)構(gòu)的影響：① 多數(shù)分析僅建立葉片-塔筒結(jié)構(gòu)模型，探究細(xì)長(zhǎng)葉片尺寸對(duì)塔筒的作用，未考慮旋轉(zhuǎn)風(fēng)輪和伺服控制的影響；② 未考慮RNA 運(yùn)行中，風(fēng)-浪、風(fēng)-伺服控制的相關(guān)性；③ 部分研究[10-12]考慮了RNA 運(yùn)行作用，但并未聚焦RNA 運(yùn)行作用帶給近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的具體影響。

為科學(xué)、合理地認(rèn)識(shí)風(fēng)電結(jié)構(gòu)的動(dòng)力行為，全面、系統(tǒng)地探究近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)在運(yùn)行狀態(tài)下的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律，本文針對(duì)單樁式近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)，建立了考慮風(fēng)-浪、風(fēng)-伺服控制相關(guān)性的結(jié)構(gòu)耦合分析模型，考察了在RNA 變速和變槳控制策略下近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)的復(fù)雜耦合動(dòng)態(tài)響應(yīng)特征，揭示了近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)在切入、額定、停機(jī)狀態(tài)下的多模式振動(dòng)機(jī)理，為海上風(fēng)電機(jī)組的安全運(yùn)行提供支撐和保障。

1 計(jì)算模型

1.1 NREL 5MW 模型

本文的結(jié)構(gòu)模型選用NREL 5MW 單樁風(fēng)電塔[19]。NREL 5MW 是一款傳統(tǒng)的3 葉片水平軸上風(fēng)型風(fēng)機(jī)模型，該模型的開發(fā)綜合考慮了多個(gè)風(fēng)機(jī)的原型數(shù)據(jù)，并充分汲取了多項(xiàng)風(fēng)電研發(fā)項(xiàng)目的成果，目前在全球被廣泛應(yīng)用于風(fēng)電領(lǐng)域的相關(guān)研究中，模型參數(shù)如表1 所示。NREL 5MW 的伺服控制策略采用整體變速變槳控制，以風(fēng)速作為調(diào)節(jié)依據(jù)：當(dāng)風(fēng)速大于切入風(fēng)速時(shí)，RNA 運(yùn)行，變速控制啟動(dòng)，風(fēng)輪轉(zhuǎn)速隨風(fēng)速變化；當(dāng)風(fēng)速達(dá)到額定風(fēng)速時(shí)，變槳控制啟動(dòng)，風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)保持額定轉(zhuǎn)速，槳距角隨風(fēng)速變化；當(dāng)風(fēng)速超過切出風(fēng)速后，風(fēng)電機(jī)組停機(jī)。以上3 個(gè)階段分別為切入狀態(tài)、額定狀態(tài)、停機(jī)狀態(tài)，具體調(diào)節(jié)策略如圖1所示。

1.2 OpenFAST

本文采用OpenFAST(fatigue, aerodynamics,structures, turbulence，F(xiàn)AST)[20]進(jìn)行風(fēng)電耦合仿真分析。如圖2 所示，該軟件集成了空氣動(dòng)力學(xué)、水動(dòng)力學(xué)、結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)、伺服控制系統(tǒng)等多項(xiàng)計(jì)算模塊，可進(jìn)行彈性動(dòng)力響應(yīng)分析及疲勞荷載計(jì)算。基于多體動(dòng)力學(xué)理論，風(fēng)電塔通過凱恩方程和模態(tài)法進(jìn)行建模[21]，塔筒結(jié)構(gòu)和伺服控制系統(tǒng)分別集成在ElastoDyn 和ServoDyn 模塊中。本文選用的NREL 5MW 單樁風(fēng)電塔模型可通過ServoDyn 模塊考慮旋轉(zhuǎn)風(fēng)輪和伺服控制對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響，其特征頻率如表2 所示[22]。

表2 NREL 5MW 單樁風(fēng)電塔特征頻率Table 2 Characteristic frequency of NREL 5MW monopile wind turbine

風(fēng)、波浪作為主要荷載，分別通過獨(dú)立的計(jì)算模塊施加在結(jié)構(gòu)的計(jì)算節(jié)點(diǎn)上。來流風(fēng)可通過Inflow Wind 模塊定義，輸入至AeroDyn 模塊進(jìn)行氣動(dòng)荷載計(jì)算，并最終施加在ElastoDyn 中的葉片、塔筒計(jì)算節(jié)點(diǎn)上。波浪可通過HydroDyn 模塊進(jìn)行水動(dòng)力荷載計(jì)算，并施加在SubDyn 模塊中的單樁基礎(chǔ)計(jì)算節(jié)點(diǎn)上。

2 環(huán)境荷載

RNA 運(yùn)行中，來流風(fēng)速不僅影響變速變槳控制的參數(shù)調(diào)節(jié)，還決定了氣動(dòng)荷載的計(jì)算；此外，風(fēng)是波浪形成的重要原因，風(fēng)速大小會(huì)影響波浪參數(shù)的取值[23]，故考慮風(fēng)-浪相關(guān)性可簡(jiǎn)化研究變量。因此，風(fēng)速是近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)分析的基礎(chǔ)條件，正確模擬風(fēng)場(chǎng)是開展近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)動(dòng)力研究的重要前提。

考慮到風(fēng)切變對(duì)風(fēng)輪氣動(dòng)荷載的影響，平均風(fēng)采用指數(shù)律風(fēng)剖面模型，不同高度平均風(fēng)速為：

式中：Uz為不同高度z處平均風(fēng)速；Uhub為輪轂高度處zhub=90 m 的 平均風(fēng)速； α為粗糙度指數(shù)，根據(jù)IEC 61400-1[24]建議取0.14。

脈動(dòng)風(fēng)采用Von Karman 譜進(jìn)行模擬，其中順風(fēng)向湍流功率譜為：

2.1 風(fēng)場(chǎng)與風(fēng)荷載

式中： σx為x向湍流強(qiáng)度；f為風(fēng)湍流頻率；L為積分尺度參數(shù)。

基于式(1)、式(2)，采用Turbsim 軟件[25]生成三維湍流風(fēng)場(chǎng)。如圖3 所示，風(fēng)速網(wǎng)格上設(shè)有31×31 個(gè)風(fēng)速點(diǎn)，覆蓋區(qū)域尺寸為145 m×145 m。

湍流風(fēng)場(chǎng)的模擬可定義x向輪轂中心處的平均風(fēng)速，根據(jù)IEC-61400-1[24]選擇B 級(jí)湍流特性及正常湍流模型(NTM)進(jìn)行計(jì)算。

本文采用葉素動(dòng)量理論(blade element momentum method，BEM)[26]計(jì)算風(fēng)輪上的氣動(dòng)載荷。圖3示意了BEM 計(jì)算的葉素控制單元，氣動(dòng)推力及扭矩可對(duì)葉片長(zhǎng)度方向上的單元荷載積分得到：

式中：T和M分別為氣動(dòng)推力和扭矩；B為葉片數(shù)；ω指為葉片旋轉(zhuǎn)角速度；c為弦長(zhǎng)； φ為入流角；r為葉素控制體的半徑； ρ為空氣密度；v0為風(fēng)輪上游無窮遠(yuǎn)處風(fēng)速；a和a′分別為軸向和切向誘導(dǎo)因子；Cn和Ct分別為法向力系數(shù)和切向力系數(shù)，由法向力Fn和切向力Ft進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化處理得來，如圖4 所示；圖中，相對(duì)速度vrel為空氣圍繞葉素的局部流速，垂直于和平行于vrel流速方向的力分別為升力Fl和阻力Fd；法向力Fn和切向力Ft為升力Fl和阻力Fd關(guān)于風(fēng)輪平面垂直與平行的分量合力。

2.2 考慮風(fēng)-浪相關(guān)的波浪荷載

波浪的形成源于風(fēng)與水質(zhì)點(diǎn)摩擦產(chǎn)生的振動(dòng)，風(fēng)速大小會(huì)影響波浪參數(shù)，故考慮風(fēng)、浪間相關(guān)性。徐嘯等[27]利用臺(tái)灣海峽中部2 號(hào)大浮標(biāo)2017 年全年實(shí)測(cè)資料研究了基本海浪參數(shù)與平均風(fēng)速的關(guān)系。其中，有義波高Hs與距海平面10 m高度處平均風(fēng)速U10的關(guān)系為：

需要注意的是，盡管式(5)和式(6)是基于臺(tái)灣海峽中部局部海域的風(fēng)-浪情況所獲得，但考慮到此類公式的稀缺性，同時(shí)其他海域具有類似的風(fēng)浪關(guān)系，因此，本文選擇采用此公式進(jìn)行波浪參數(shù)的計(jì)算。

由式(5)和式(6)求取的波浪參數(shù)可代入JONSWAP 譜進(jìn)行海浪條件的模擬，并使用莫里森方程[28]計(jì)算單樁基礎(chǔ)所受波浪荷載：

式中： ρ為海水密度，取1027 kg/m3；D為單樁直徑；u及u˙分別為水質(zhì)點(diǎn)在z高度處垂直于單樁基礎(chǔ)軸線的速度分量和加速度分量；CD為拖曳力系數(shù)，CM為慣性力系數(shù)，根據(jù)我國《海上風(fēng)力發(fā)電機(jī)組認(rèn)證規(guī)范》[29]建議，分別取0.65 和1.6。

2.3 工況選取

選取3 種不同工作狀態(tài)下的典型風(fēng)速進(jìn)行風(fēng)場(chǎng)及波浪模擬，風(fēng)、浪工況條件如表3 所示，部分風(fēng)、浪曲線如圖5 所示。本文湍流風(fēng)、波浪均沿x軸正向?qū)Y(jié)構(gòu)施加，坐標(biāo)軸方向規(guī)定如圖2 所示。

表3 工況條件Table 3 Case condition

3 考慮RNA 運(yùn)行作用的結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析

本文在考慮RNA 運(yùn)行的結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析中，時(shí)間步距設(shè)為0.005 s，計(jì)算時(shí)長(zhǎng)取1000 s，取后600 s數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，以消除結(jié)構(gòu)瞬態(tài)響應(yīng)的影響。此外，RNA 運(yùn)行作用，簡(jiǎn)化了偏航控制(x向輸入來流風(fēng))，重點(diǎn)聚焦變速、變槳控制，并基于此進(jìn)行近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)塔頂位移和加速度響應(yīng)的研究。

3.1 風(fēng)-浪耦合作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)

3.1.1 切入狀態(tài)

當(dāng)風(fēng)速大于切入風(fēng)速(3 m/s)時(shí)，風(fēng)電機(jī)啟動(dòng)并運(yùn)轉(zhuǎn)。此狀態(tài)下，為捕獲最大風(fēng)能，風(fēng)輪采用變速控制，葉片的槳距角保持0°，此時(shí)發(fā)電功率未達(dá)到額定功率。近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)塔頂(輪轂高度處)響應(yīng)時(shí)程如圖6 所示，圖6(a)給出了塔頂位移軌跡曲線，可以看出，雖然風(fēng)、浪荷載皆從x向?qū)Y(jié)構(gòu)施加，但塔頂在x向和y向均存在不同程度的偏移，可以推斷近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)在風(fēng)、浪耦合作用下存在靜態(tài)變形的同時(shí)在“斜向”(x軸與y軸之間)進(jìn)行往復(fù)運(yùn)動(dòng)。由圖6(b)、圖6(c)可以看出，塔頂前后向、側(cè)向的位移隨風(fēng)輪轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)的變化而變化，風(fēng)輪轉(zhuǎn)速越快，塔頂位移越大。塔頂前后向位移時(shí)程曲線較為稀疏，運(yùn)動(dòng)周期較長(zhǎng)，主要由風(fēng)輪轉(zhuǎn)速?zèng)Q定；塔頂側(cè)向位移曲線較為密集，同時(shí)也受風(fēng)輪轉(zhuǎn)速的影響。綜上可看出，x向的偏移源于在該方向施加的風(fēng)、浪荷載，而y向的偏移是由風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)帶動(dòng)的；另外，隨著風(fēng)輪轉(zhuǎn)速的提升，前后向、側(cè)向位移同時(shí)增加，這將導(dǎo)致塔頂?shù)摹靶毕颉边\(yùn)動(dòng)，其最大偏移點(diǎn)對(duì)應(yīng)于風(fēng)輪峰值轉(zhuǎn)速。

對(duì)塔頂位移和加速度的時(shí)程響應(yīng)進(jìn)行快速傅里葉變換(FFT)。如圖7(a)所示，塔頂位移主要由0.006 Hz 的低頻響應(yīng)控制，位移時(shí)程曲線體現(xiàn)為隨風(fēng)輪轉(zhuǎn)速變化的長(zhǎng)周期運(yùn)動(dòng)，這表明結(jié)構(gòu)受到變速控制影響而發(fā)生了“緩慢運(yùn)動(dòng)”，此時(shí)塔頂前、后向主頻振動(dòng)并不明顯，而側(cè)向主頻振動(dòng)較為突出。另外，圖7(b)給出了塔頂前后向、側(cè)向加速度頻譜，可以看出風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)3P 作用對(duì)塔頂?shù)膽T性作用影響顯著。

3.1.2 額定狀態(tài)

當(dāng)風(fēng)速大于額定風(fēng)速(11.4 m/s)時(shí)，發(fā)電功率達(dá)到額定。此狀態(tài)下，為使輸出功率保持穩(wěn)定，風(fēng)輪采用變槳控制，風(fēng)輪轉(zhuǎn)速保持12.1 r/min。圖8給出了額定狀態(tài)下塔頂響應(yīng)時(shí)程。對(duì)比圖6(a)和圖8(a)可知，塔頂在x向和y向仍存在不同程度的偏移。與切入狀態(tài)不同的是，此時(shí)塔頂整體運(yùn)動(dòng)軌跡并未朝“斜前方”發(fā)展，而是穩(wěn)定地圍繞平均偏移點(diǎn)進(jìn)行運(yùn)動(dòng)。圖8(b)展示了此狀態(tài)下塔頂前后向位移與槳距角調(diào)整的動(dòng)態(tài)關(guān)系，變槳會(huì)改變風(fēng)輪的氣動(dòng)荷載從而導(dǎo)致位移的變化。此外還可以看出，額定狀態(tài)下塔頂前后向位移曲線更加密集，運(yùn)動(dòng)頻率加快。由圖8(c)可知，塔頂側(cè)向位移并未受到變槳的顯著影響，這是由于側(cè)向位移對(duì)變速控制更加敏感，風(fēng)輪轉(zhuǎn)速在此狀態(tài)達(dá)到額定，其旋轉(zhuǎn)作用對(duì)塔頂側(cè)向位移的影響保持穩(wěn)定。

圖9 給出了額定狀態(tài)下塔頂位移、加速度響應(yīng)的頻域分析。由圖9(a)可知，塔頂前后向位移的頻譜分布較切入狀態(tài)發(fā)生了巨大的變化，由氣動(dòng)原因產(chǎn)生的超低頻峰值由切入狀態(tài)的0.006 Hz轉(zhuǎn)移到了0.07 Hz，結(jié)構(gòu)主頻0.27 Hz 處的振動(dòng)幅值也有所提升，此時(shí)塔頂前后向位移的運(yùn)動(dòng)特性由氣動(dòng)振動(dòng)和主頻振動(dòng)共同決定；相較于切入狀態(tài)，此狀態(tài)下塔頂側(cè)向位移以結(jié)構(gòu)主頻振動(dòng)為主，0.006 Hz 處峰值消失，其原因是風(fēng)輪轉(zhuǎn)速達(dá)到額定，變速控制的影響顯著降低。圖9(b)給出了額定狀態(tài)下塔頂加速度響應(yīng)的頻譜分析，可以看出，風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)3P 作用對(duì)塔頂前后向的慣性作用非常顯著，對(duì)側(cè)向影響微乎其微。

3.1.3 停機(jī)狀態(tài)

當(dāng)風(fēng)速大于切出風(fēng)速(25 m/s)時(shí)，風(fēng)電機(jī)關(guān)閉。此狀態(tài)下，風(fēng)輪停止旋轉(zhuǎn)，葉片順槳(90°)。圖10 給出了近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)的塔頂位移響應(yīng)，相比于切入狀態(tài)和額定狀態(tài)，此狀態(tài)下塔頂前后向位移偏移較小，側(cè)向無明顯偏移，塔頂圍繞x軸上的平均偏移點(diǎn)進(jìn)行運(yùn)動(dòng)。由塔頂位移頻譜圖10(b)可知，0.27 Hz 的主頻處峰值突出，結(jié)構(gòu)發(fā)生一階振動(dòng)，而在切入狀態(tài)與額定狀態(tài)中含量豐富的低頻氣動(dòng)成分幾乎消失，這種變化的原因在于RNA運(yùn)行的非線性作用消失，近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)特點(diǎn)類似傳統(tǒng)高聳結(jié)構(gòu)。

由不同工作狀態(tài)下近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)響應(yīng)的對(duì)比分析可知，RNA 運(yùn)行作用對(duì)塔頂位移有較大的影響，不同控制策略、不同工作狀態(tài)中，塔頂位移響應(yīng)的峰值頻段存在差異。

3.2 結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)特性

為了確定RNA 運(yùn)行作用下的最不利風(fēng)速條件，探究塔頂響應(yīng)隨風(fēng)速增加的變化趨勢(shì)，本文對(duì)計(jì)算模型輸入了3 m/s～30 m/s 范圍內(nèi)的14 個(gè)平均風(fēng)速，研究塔頂位移、加速度動(dòng)力響應(yīng)隨風(fēng)速的變化規(guī)律。

本文對(duì)每個(gè)平均風(fēng)速點(diǎn)考慮10 組算例以消除湍流隨機(jī)性帶來的影響。圖11 給出了近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)塔頂位移、加速度響應(yīng)與平均風(fēng)速的關(guān)系曲線，星標(biāo)虛線代表結(jié)構(gòu)的平均響應(yīng)，用以衡量結(jié)構(gòu)前后向平均偏移量；方形虛線代表響應(yīng)的最大值與最小值，上三角、下三角實(shí)線分表代表響應(yīng)的上、下包絡(luò)線；豎向虛線為三種工作狀態(tài)的分隔線?？梢钥闯?，塔頂響應(yīng)在不同狀態(tài)下表現(xiàn)出了不同的趨勢(shì)。

如圖11(a)所示，在切入狀態(tài)下，近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)塔頂前后向平均偏移和運(yùn)動(dòng)幅度均隨風(fēng)速增加而增加；達(dá)到額定后，平均偏移和運(yùn)動(dòng)幅度隨風(fēng)速增加而緩慢降低；停機(jī)時(shí)，平均偏移驟降。此現(xiàn)象主要是由風(fēng)機(jī)的變速、變槳控制引起。切入狀態(tài)下變速控制起主導(dǎo)作用，風(fēng)速增加會(huì)引起風(fēng)輪轉(zhuǎn)速的提升和塔頂前后向位移的擴(kuò)大；額定狀態(tài)下風(fēng)輪轉(zhuǎn)速保持恒定，槳距角會(huì)隨著風(fēng)速的增加而減小，這致使塔頂位移響應(yīng)隨風(fēng)速的增加而減??；停機(jī)后，變速、變槳控制停止，RNA 運(yùn)行作用消失，塔頂前后向平均偏移驟降。此外，還可以看出，平均風(fēng)速為11.4 m/s 時(shí)，塔頂前后向平均偏移最大，16 m/s 時(shí)塔頂前后向偏移最遠(yuǎn)。如圖11(c)所示，塔頂側(cè)向的平均偏移和運(yùn)動(dòng)幅度同樣隨風(fēng)速的增加而增加，在切出風(fēng)速下最劇烈，并在停機(jī)后驟降，這主要是由風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)所導(dǎo)致。塔頂前后向和側(cè)向的加速度由圖11(b)、圖11(d)分別給出，可以看出，加速度峰值在運(yùn)行狀態(tài)和停機(jī)狀態(tài)下分別與風(fēng)速成線性的正相關(guān)關(guān)系，最大加速度峰值出現(xiàn)在平均風(fēng)速24 m/s 的條件下，并在停機(jī)時(shí)驟降。

傳統(tǒng)高聳結(jié)構(gòu)的風(fēng)致振動(dòng)以一階主頻振動(dòng)為主，本文提取各算例中結(jié)構(gòu)位移主頻對(duì)應(yīng)頻譜峰值，研究結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)中主頻振動(dòng)隨風(fēng)速變化的規(guī)律。圖12 給出了近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)一階主頻振動(dòng)幅值隨平均風(fēng)速的變化趨勢(shì)。在圖12(a)中，塔頂前后向振動(dòng)幅值在切入狀態(tài)下與風(fēng)速并沒有明確的單調(diào)相關(guān)性；達(dá)到額定后，振動(dòng)幅值隨風(fēng)速增加而變大；停機(jī)后，振動(dòng)幅值顯著增加。這是由于RNA 運(yùn)行時(shí)風(fēng)電結(jié)構(gòu)前后向存在氣動(dòng)阻尼，振動(dòng)會(huì)受到抑制[30-31]，位移響應(yīng)主要由小于0.006 Hz的低頻成分決定，主頻振動(dòng)較弱；停機(jī)后RNA 運(yùn)行作用消失，主頻振動(dòng)成為結(jié)構(gòu)響應(yīng)主要模式。圖12(b)中，近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)塔頂側(cè)向主頻振動(dòng)幅值隨風(fēng)速增加而增加，并在停機(jī)后驟降，其原因是RNA 運(yùn)行狀態(tài)中，風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)放大了塔頂側(cè)向的振動(dòng)。

4 RNA 運(yùn)行作用的影響

為進(jìn)一步研究變速、變槳控制調(diào)節(jié)對(duì)近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)位移、加速度的影響，本文開展了3 組相同工況條件下不同RNA 參數(shù)的近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)模型(見表4)的響應(yīng)對(duì)比分析。

表4 對(duì)比模型Table 4 Comparison model

M1 中RNA 正常運(yùn)行，啟動(dòng)變速、變槳控制；M2 中關(guān)閉電機(jī)，停止風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)，槳距角停止變槳調(diào)節(jié)，但在每組算例中與平均風(fēng)速保持對(duì)應(yīng)，如圖1 所示；M3 中關(guān)閉電機(jī)，轉(zhuǎn)速、槳距角均為0。對(duì)比3 組模型的目的在于進(jìn)一步確定變速變槳控制對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響，分析結(jié)果如圖13 所示。在圖例中，每3 條線標(biāo)相同的線代表一組模型塔頂響應(yīng)，其中實(shí)線代表平均偏移值，短劃線代表最大偏移值，點(diǎn)虛線代表最小偏移值；不同線標(biāo)中，三角形線標(biāo)代表M1 模型，叉形線標(biāo)代表M2 模型，圓形線標(biāo)代表M3 模型。

圖13(a)對(duì)三組模型的塔頂前后向位移響應(yīng)進(jìn)行了對(duì)比分析。對(duì)比M1 與M2，RNA 運(yùn)行作用放大了結(jié)構(gòu)的平均偏移與運(yùn)動(dòng)幅度：在切入狀態(tài)放大效應(yīng)隨風(fēng)速增加而增加，在額定狀態(tài)隨風(fēng)速增加而減小，額定風(fēng)速下放大效應(yīng)達(dá)到最大。風(fēng)機(jī)切出后M1 與M2 模型差異僅存在于槳距角，此時(shí)位移響應(yīng)幾乎一致。M2 與M3 模型均停止變速、變槳控制，不存在RNA 運(yùn)行作用，唯一的區(qū)別在于槳距角的設(shè)定。M3 模型在切出風(fēng)速后的響應(yīng)大于M2，原因在于此風(fēng)速區(qū)間內(nèi)M3 模型槳距角為保持0°，而M2 槳距角為90°。由此現(xiàn)象可知，前后向平均偏移的驟降僅由槳距角引起，與風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)關(guān)系不大。圖13(c)給出了塔頂側(cè)向位移響應(yīng)，對(duì)比M1 與M2 可知，RNA 運(yùn)行作用放大了結(jié)構(gòu)的側(cè)向偏移，這種放大作用在額定風(fēng)速下達(dá)到最大，在切出風(fēng)速下接近消失。另外，通過對(duì)比可知，切入狀態(tài)的放大作用歸因于變速控制，而額定狀態(tài)下的放大作用主要來源于旋轉(zhuǎn)作用和變槳控制。圖13(b)和圖13(d)分別給出了塔頂前后向、側(cè)向加速度響應(yīng)的變化規(guī)律。可以看出，RNA 運(yùn)行作用大幅提升了塔頂?shù)募铀俣确逯?。不同的是，?duì)于M2 和M3，槳距角對(duì)側(cè)向加速度影響更大。

同樣，探究三種模型一階主頻振動(dòng)幅值隨平均風(fēng)速的變化趨勢(shì)，如圖14 所示。圖14(a)表明，對(duì)于前后向來說，RNA 運(yùn)行作用會(huì)抑制結(jié)構(gòu)主頻振動(dòng)，隨著風(fēng)速的增加，這種抑制會(huì)削弱。另外，槳距角0°與90°時(shí)對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)一階模態(tài)振動(dòng)差異較大。圖14(b)表明，對(duì)于側(cè)向來說，風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)和變槳共同加劇了塔頂側(cè)向的主頻振動(dòng)。

5 結(jié)論

本文通過對(duì)近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)耦合分析模型的計(jì)算和研究，探究了RNA 運(yùn)行作用下，近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)的復(fù)雜耦合動(dòng)態(tài)響應(yīng)特征及多模式振動(dòng)機(jī)理，得到以下結(jié)論：

(1) RNA 運(yùn)行作用下，近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)并不是單純的振動(dòng)，不同工作狀態(tài)的塔頂動(dòng)力響應(yīng)模式不同，變速控制主要影響切入狀態(tài)，變槳控制主要影響額定狀態(tài)。

(2) RNA 運(yùn)行作用下，近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)塔頂前后向塔頂位移響應(yīng)在切入狀態(tài)下以0.006 Hz 的緩慢變形為主；額定狀態(tài)下由0.07 Hz 和主頻0.27 Hz的振動(dòng)共同決定；停機(jī)狀態(tài)下為0.27 Hz 的主頻振動(dòng)。側(cè)向塔頂位移響應(yīng)主要表現(xiàn)為0.27 Hz 的主頻振動(dòng)；由于風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)，結(jié)構(gòu)存在側(cè)向偏移，停機(jī)后側(cè)向振動(dòng)幅度顯著降低。

(3) RNA 運(yùn)行作用下，近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)塔頂前后向平均偏移在額定風(fēng)速11.4 m/s 下達(dá)到最大，峰值偏移在16 m/s 下達(dá)到最大；前后向加速度，側(cè)向位移和加速度均在切出風(fēng)速25 m/s 下達(dá)到最大。

(4) RNA 運(yùn)行作用對(duì)近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)塔頂前后偏移的放大作用在切入狀態(tài)下隨風(fēng)速增加而增加，在額定狀態(tài)下隨風(fēng)速增加而降低；對(duì)塔頂側(cè)向偏移的放大作用始終隨風(fēng)速增加而增加，但在額定狀態(tài)時(shí)的增幅較緩。

(5) RNA 運(yùn)行作用會(huì)抑制近海風(fēng)電結(jié)構(gòu)塔頂前后向主頻振動(dòng)，放大結(jié)構(gòu)側(cè)向主頻振動(dòng)。