風(fēng)電機(jī)組純鋼塔架和組合式塔架動(dòng)力特性對(duì)比研究

摘要：對(duì)某風(fēng)電場(chǎng)2.0 MW風(fēng)電機(jī)組120m高單管式風(fēng)力發(fā)電鋼塔和鋼-混凝土組合式風(fēng)力發(fā)電塔的振動(dòng)進(jìn)行長(zhǎng)期監(jiān)測(cè)，分別采用峰值拾取法（PP）和隨機(jī)子空間法（SSI）對(duì)塔架的模態(tài)參數(shù)進(jìn)行識(shí)別和分析，并與數(shù)值分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。結(jié)果表明：兩座塔架的振動(dòng)主要以前三階模態(tài)為主，高階模態(tài)的影響不可忽略。相較于鋼-混凝土組合塔架，純鋼塔架受塔頂葉輪轉(zhuǎn)動(dòng)的影響更大，更易發(fā)生共振。模態(tài)阻尼中氣動(dòng)阻尼占比較大，其與環(huán)境風(fēng)速和槳距角關(guān)系密切，與風(fēng)速呈非線性關(guān)系，并且在槳葉變槳時(shí)變化明顯。對(duì)比實(shí)測(cè)識(shí)別和數(shù)值分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)，兩座塔架的模態(tài)頻率以及混塔的振型數(shù)值分析結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果比較吻合，鋼塔的振型數(shù)值分析結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果存在差異，在運(yùn)維養(yǎng)護(hù)時(shí)應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注。

關(guān)鍵詞：風(fēng)力發(fā)電塔；模態(tài)識(shí)別；振動(dòng)特性；氣動(dòng)阻尼；有限元分析

中圖分類(lèi)號(hào)：TK83;TU391;TU398文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0引言

塔架是風(fēng)電機(jī)組支撐結(jié)構(gòu)的重要組成部分之一，起到承上啟下的作用，一旦倒塌會(huì)造成巨額經(jīng)濟(jì)損失甚至人員傷亡。風(fēng)荷載是導(dǎo)致風(fēng)電機(jī)組倒塌的重要因素之一，隨著風(fēng)電機(jī)組裝機(jī)容量的增加，塔架高度向超高化、葉輪向大型化方向發(fā)展1，從而使塔架結(jié)構(gòu)對(duì)風(fēng)荷載更加敏感。因此，識(shí)別塔架結(jié)構(gòu)的模態(tài)參數(shù)、了解高塔架的振動(dòng)特性對(duì)保障風(fēng)電機(jī)組的正常運(yùn)行至關(guān)重要。直接利用環(huán)境激勵(lì)下的振動(dòng)響應(yīng)數(shù)據(jù)進(jìn)行塔架結(jié)構(gòu)模態(tài)參數(shù)的識(shí)別可實(shí)現(xiàn)對(duì)風(fēng)電機(jī)組實(shí)時(shí)在線模態(tài)分析，能有效降低振動(dòng)測(cè)試成本，是目前常用的模態(tài)分析方法[2]。Carne等3最早開(kāi)始研究風(fēng)電機(jī)組的模態(tài)參數(shù)識(shí)別，認(rèn)為相較于理論模態(tài)分析方法和實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)分析方法，環(huán)境激勵(lì)法實(shí)用性最強(qiáng)；馬人樂(lè)等[4采用峰值拾取法和半功率帶寬法對(duì)內(nèi)蒙古某風(fēng)電場(chǎng)的風(fēng)電機(jī)組塔架前兩階模態(tài)頻率和阻尼比進(jìn)行了識(shí)別；趙艷5采用隨機(jī)子空間法對(duì)某1.5MW風(fēng)電機(jī)組進(jìn)行了為期一年的實(shí)測(cè)，識(shí)別出風(fēng)力發(fā)電鋼塔在6種不同工況下的前兩階自振頻率和阻尼比，并分析了風(fēng)力機(jī)啟停機(jī)過(guò)程的振動(dòng)特點(diǎn)；Saudil？采用頻域分解法和隨機(jī)子空間法對(duì)處于地震高發(fā)地帶的兩臺(tái)風(fēng)力發(fā)電鋼塔的前三階模態(tài)頻率、振型和阻尼比進(jìn)行了識(shí)別。

目前，陸上風(fēng)電機(jī)組在中國(guó)風(fēng)電市場(chǎng)中仍占主導(dǎo)地位，單管式鋼塔架和鋼-混凝土組合式塔架是兩種主流的塔架型式，在實(shí)際項(xiàng)目中如何選型一直存在較大爭(zhēng)議。雖有學(xué)者采用不同方法對(duì)風(fēng)力發(fā)電塔進(jìn)行了模態(tài)參數(shù)識(shí)別，但主要集中在鋼塔架方面。本文以某風(fēng)場(chǎng)120 m高2 MW風(fēng)電機(jī)組全鋼塔架和鋼-混凝土組合式塔架為例，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)對(duì)兩座塔架的模態(tài)參數(shù)進(jìn)行識(shí)別，并與有限元分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以了解兩種塔架的動(dòng)力特性和影響因素，以期為塔架的設(shè)計(jì)選型、數(shù)值模擬以及維護(hù)巡檢等決策提供依據(jù)。

1現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)及識(shí)別方法

1.1實(shí)測(cè)方案

本文實(shí)測(cè)對(duì)象為河南省滑縣某低風(fēng)速區(qū)風(fēng)場(chǎng)2 MW風(fēng)電機(jī)組單管式純鋼塔架和鋼-混凝土組合式塔架。鋼塔架總高122.337 m，共分為5段在工廠制作完成后運(yùn)輸?shù)浆F(xiàn)場(chǎng)吊裝；組合式塔架總高117.746 m，由下部32.01 m混凝土段、中部1.42 m過(guò)渡段和上部84.316m鋼塔段組成。為了監(jiān)測(cè)塔架動(dòng)力響應(yīng)，在塔頂和中間平臺(tái)共布置10個(gè)單軸加速度傳感器，測(cè)點(diǎn)布置如圖1所示，其中FA方向?yàn)榕c風(fēng)輪平面垂直方向，即前后振動(dòng)方向；SS方向?yàn)榕c風(fēng)輪平面平行方向，即側(cè)向振動(dòng)方向；箭頭方向代表傳感器平動(dòng)加速度信號(hào)測(cè)量方向。1、3、5、7、9號(hào)和2、4、6、8、10號(hào)傳感器分別測(cè)量FA方向和SS方向的加速度響應(yīng)?？紤]到實(shí)測(cè)直接獲得的加速度數(shù)據(jù)受環(huán)境等因素干擾較大，在進(jìn)行模態(tài)參數(shù)識(shí)別前先對(duì)振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行去直流、去趨勢(shì)、平滑和濾波等預(yù)處理，從而濾除噪聲或虛假成分、提高信噪比，分離頻率分量。

1.2識(shí)別方法

峰值拾取法是常用的頻域模態(tài)識(shí)別方法之一，本文結(jié)合修正的平均周期圖法，通過(guò)分段、重疊和平均的方式增強(qiáng)信號(hào)幅值，以便于判斷峰值位置，拾取模態(tài)頻率，其原理見(jiàn)圖2，功率譜密度函數(shù)如式（1）7。在得到模態(tài)頻率后，在峰值處采用半功率帶寬法識(shí)別結(jié)構(gòu)模態(tài)阻尼比，如式（2）。

式中：P——功率譜；L——數(shù)據(jù)分段數(shù)量；M——每段數(shù)據(jù)的樣本數(shù)量；N ——總分段數(shù)；n ——數(shù)據(jù)某一段；x：（n）——加漢寧窗的時(shí)間序列數(shù)據(jù)；j——虛部符號(hào)；w——角速度，rad/s;f、f？——結(jié)構(gòu)頻域響應(yīng)半功率點(diǎn)處的頻率，Hz;fo——結(jié)構(gòu)頻域響應(yīng)峰值處的頻率，Hz。

時(shí)域方法中隨機(jī)子空間法（stochastic subspaceidentification，SSI）是基于系統(tǒng)的狀態(tài)空間模型。假定環(huán)境激勵(lì)和測(cè)量過(guò)程中產(chǎn)生的噪聲為白噪聲，同時(shí)將結(jié)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)方程導(dǎo)入狀態(tài)空間并建立狀態(tài)方程，結(jié)合穩(wěn)定圖法進(jìn)行定階，從而獲得結(jié)構(gòu)的模態(tài)參數(shù)8]。本文在采用SSI法進(jìn)行模態(tài)參數(shù)識(shí)別時(shí)引入分層聚類(lèi)9的方法，該方法通過(guò)對(duì)模態(tài)距離的判斷來(lái)合并反映同一模態(tài)參數(shù)的穩(wěn)定點(diǎn)，區(qū)分不同模態(tài)參數(shù)的穩(wěn)定點(diǎn)，從而實(shí)現(xiàn)模態(tài)參數(shù)的自動(dòng)識(shí)別。識(shí)別流程如圖3所示。模態(tài)間距的計(jì)算公式為：

式中：d;-;——模態(tài)i和模態(tài)j的距離；f;、f;——模態(tài)i和模態(tài)j的頻率；M，——模態(tài)i和模態(tài)j的振型置信度；φ和φ”——識(shí)別模態(tài)的第m和第n階振型，n=m+1。

2急停工況

風(fēng)力機(jī)在緊急停機(jī)工況下葉輪主軸瞬時(shí)抱死，葉片迅速調(diào)成順槳方向以減小作用于風(fēng)力機(jī)上的風(fēng)荷載，塔架上的動(dòng)力響應(yīng)會(huì)瞬時(shí)增大然后自由衰減，因此急停后的振動(dòng)可視為自由衰減振動(dòng)，通過(guò)急停測(cè)試塔架的模態(tài)阻尼是行業(yè)內(nèi)的常用方法[10]。本文對(duì)純鋼塔架和組合式塔架分別進(jìn)行3次急停實(shí)測(cè)以保證測(cè)試結(jié)果的可重復(fù)性。以某次急停下FA方向采集得到的加速度信號(hào)為例，采用修正的平均周期圖法得到各通道的歸一化功率譜密度函數(shù)如圖4所示。從圖4可看出，急停工況下兩種塔架的前兩階模態(tài)均被激發(fā)，結(jié)合傳感器布置位置（圖1）可知，越接近塔底，二階模態(tài)占比越大，且鋼-混凝土組合式塔架二階響應(yīng)影響范圍較純鋼塔架更大，超過(guò)塔身高度的4/5。拾取圖4中的峰值，獲得對(duì)應(yīng)峰值處的頻率f（此處為多次測(cè)量得到的頻率平均值），采用半功率帶寬法獲得對(duì)應(yīng)階數(shù)的阻尼比ξa（此處為多次測(cè)量得到的阻尼比平均值）。繪制3次實(shí)測(cè)所獲各通道頻率和阻尼比的箱線圖，如圖5、圖6所示，其中f-FA是順風(fēng)向一階，2f-SS是橫風(fēng)向二階，以此類(lèi)推。

從圖5可看出，峰值拾取法識(shí)別的兩座塔架的頻率結(jié)果分布很集中，純鋼塔架一階頻率的平均值為0.150 Hz，組合式塔架為0.272 Hz。純鋼塔架FA方向二階頻率的平均值為1.279 Hz，SS方向?yàn)?.284 Hz;組合式塔架FA方向二階頻率的平均值為1.851 Hz，SS方向?yàn)?.858 Hz。相較于頻率識(shí)別結(jié)果，圖6所示半功率帶寬法識(shí)別的阻尼比結(jié)果離散性較大，兩座塔架的二階模態(tài)阻尼比均高于一階。一方面，這是由于半功率帶寬法本身受功率譜峰值處的瓣寬和頻率數(shù)值影響較大，加之塔架模態(tài)阻尼比本身很小，細(xì)微的差距就會(huì)造成較大的誤差；另一方面，每次急停過(guò)程中氣動(dòng)阻尼都會(huì)隨環(huán)境風(fēng)速、風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速和槳葉的轉(zhuǎn)動(dòng)發(fā)生變化，這會(huì)對(duì)阻尼比的識(shí)別結(jié)果產(chǎn)生影響。相較于峰值拾取法和半功率帶寬法，SSI法理論清晰，避免了頻域法中因傅里葉變換等處理造成的分辨誤差，可識(shí)別到結(jié)構(gòu)更高階次的模態(tài)參數(shù)，因此本文對(duì)運(yùn)行工況下的塔架模態(tài)參數(shù)識(shí)別采用SSI法。

3運(yùn)行工況

本文分別對(duì)同一風(fēng)場(chǎng)中相同機(jī)組容量和塔架高度的純鋼塔架和組合式塔架進(jìn)行了為期近3個(gè)月的實(shí)測(cè)。實(shí)測(cè)期間加速度采樣頻率為100 Hz，每隔5分鐘采用SSI法對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行模態(tài)參數(shù)識(shí)別。與此同時(shí)，風(fēng)場(chǎng)SCADA系統(tǒng)也以1/6～1/8 Hz的頻率采集風(fēng)力機(jī)和周?chē)h(huán)境的相關(guān)參數(shù)，包括風(fēng)速、轉(zhuǎn)速和槳距角等。SSI法識(shí)別出的頻率包括塔架結(jié)構(gòu)自身的模態(tài)頻率和外界激勵(lì)頻率，其中外界激勵(lì)頻率主要是葉輪旋轉(zhuǎn)所產(chǎn)生的頻率，其數(shù)值一般為與轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)的頻率P和3P（3個(gè)葉片）的倍數(shù)3nP（n=1，2，…）。當(dāng)葉輪轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的激勵(lì)頻率和結(jié)構(gòu)自身頻率產(chǎn)生交集時(shí)塔架會(huì)發(fā)生共振，導(dǎo)致振幅增大。通過(guò)繪制識(shí)別頻率與轉(zhuǎn)速的關(guān)系圖可判斷實(shí)測(cè)期間葉輪倍頻是否與結(jié)構(gòu)自身頻率產(chǎn)生交集，以及哪些倍頻會(huì)與塔架結(jié)構(gòu)頻率產(chǎn)生交集，從而對(duì)塔架結(jié)構(gòu)的安全性進(jìn)行評(píng)估。實(shí)測(cè)期間純鋼塔架和組合式塔架的識(shí)別頻率與葉輪轉(zhuǎn)速的關(guān)系如圖7所示。圖7中黑色散點(diǎn)為所有的頻率識(shí)別結(jié)果，由于在兩個(gè)方向上的識(shí)別頻率差距不大，本文僅以FA方向?yàn)槔瑘D中f、2f、3f分別代表一階、二階、三階模態(tài)頻率。

從圖7可看出，對(duì)純鋼塔架而言，識(shí)別頻率中主要包括結(jié)構(gòu)的前3階模態(tài)頻率和葉輪的1、3、6、9、12、15、45、90倍頻產(chǎn)生的激勵(lì)頻率；對(duì)組合式塔架來(lái)說(shuō)，識(shí)別頻率中主要包括結(jié)構(gòu)的前3階模態(tài)頻率和葉輪的1、3、6、9、45倍頻產(chǎn)生的激勵(lì)頻率。純鋼塔架葉輪的激勵(lì)頻率P和一階模態(tài)頻率f存在交點(diǎn)，激勵(lì)頻率6P、9P、12P、15P和二階模態(tài)頻率2f存在交點(diǎn)，激勵(lì)頻率45P和三階模態(tài)頻率3f存在交點(diǎn)；組合式塔架葉輪的激勵(lì)頻率3P與f存在交點(diǎn)，9P與2f存在交點(diǎn)，這些交點(diǎn)所在的轉(zhuǎn)速附近，塔架可能會(huì)出現(xiàn)共振，加速結(jié)構(gòu)的疲勞損傷。相比于組合式塔架，純鋼塔架的葉輪倍頻更容易接近塔架自身的模態(tài)頻率（交點(diǎn)更多），可能會(huì)使塔架的振幅顯著增大，易產(chǎn)生共振，因此需格外關(guān)注。

受氣動(dòng)阻尼的影響，塔架模態(tài)阻尼比識(shí)別結(jié)果浮動(dòng)較大。氣動(dòng)阻尼主要產(chǎn)生于來(lái)流風(fēng)與葉片的相互作用，主要受環(huán)境風(fēng)速和槳距角的影響。以FA方向?yàn)槔?，分別繪制實(shí)測(cè)期間風(fēng)速與模態(tài)阻尼比、槳距角與模態(tài)阻尼比散點(diǎn)圖，如圖8和圖9所示。塔架總阻尼比由結(jié)構(gòu)阻尼比和氣動(dòng)阻尼比構(gòu)成，其中塔架結(jié)構(gòu)阻尼比可視為定值，因此實(shí)測(cè)期間塔架模態(tài)阻尼比的變化即可反映其氣動(dòng)阻尼的變化。由圖8可知，氣動(dòng)阻尼與風(fēng)速有先上升后下降的非線性關(guān)系，這與陳超等11的理論研究成果一致。對(duì)于純鋼塔架來(lái)說(shuō)，當(dāng)風(fēng)速達(dá)到6 m/s時(shí)，氣動(dòng)阻尼開(kāi)始隨風(fēng)速的增大而降低；對(duì)于組合式塔架來(lái)說(shuō)，當(dāng)風(fēng)速達(dá)到5 m/s時(shí)，氣動(dòng)阻尼開(kāi)始隨風(fēng)速的增大而降低。由圖9可知，額定轉(zhuǎn)速下槳距角在0°～20°之間變化時(shí)，氣動(dòng)阻尼會(huì)比槳距角在0°附近保持不變時(shí)更小，這是由于變槳系統(tǒng)頻繁地執(zhí)行變槳命令所導(dǎo)致的氣動(dòng)阻尼減小甚至為負(fù)值[12]。

由于實(shí)測(cè)期間數(shù)據(jù)量較多，不易觀察到阻尼比隨風(fēng)速和槳距角的變化規(guī)律，下文以純鋼塔架為例，結(jié)合環(huán)境和風(fēng)力機(jī)運(yùn)行參數(shù)分別對(duì)啟動(dòng)-停機(jī)和正常運(yùn)行工況的模態(tài)阻尼比識(shí)別結(jié)果進(jìn)行分析。

3.1停機(jī)-啟動(dòng)過(guò)程

選取某時(shí)段內(nèi)風(fēng)力機(jī)從停機(jī)再到啟動(dòng)狀態(tài)的相關(guān)運(yùn)行參數(shù)，風(fēng)速、轉(zhuǎn)速和槳距角隨時(shí)間的變化如圖10a和圖10b所示。整個(gè)過(guò)程環(huán)境風(fēng)速在平均風(fēng)速（6.31 m/s）上下波動(dòng)。在停機(jī)時(shí)，葉片迅速完成變槳，槳距角從0°變?yōu)?0°，轉(zhuǎn)速也由額定轉(zhuǎn)速降至0附近，轉(zhuǎn)速變化和槳距角變化幾乎同步完成；在啟動(dòng)工況下，風(fēng)力機(jī)葉片在瞬間完成90°到0°的變槳，葉輪轉(zhuǎn)速也從0迅速增大，但受風(fēng)速影響轉(zhuǎn)速未達(dá)到額定轉(zhuǎn)速。該時(shí)段內(nèi)阻尼比隨時(shí)間的變化如圖10c所示?？梢钥闯?，在停機(jī)和啟動(dòng)的兩次變槳過(guò)程中，阻尼比有較為明顯的波動(dòng)，這主要是由氣動(dòng)阻尼引起的，而且氣動(dòng)阻尼貢獻(xiàn)為正，導(dǎo)致模態(tài)阻尼比顯著增大。在停機(jī)狀態(tài)下，氣動(dòng)阻尼貢獻(xiàn)較小，模態(tài)阻尼比可視為結(jié)構(gòu)自身阻尼比。

3.2正常運(yùn)行工況

正常運(yùn)行工況下某時(shí)段內(nèi)塔架風(fēng)速-時(shí)間和轉(zhuǎn)速-時(shí)間的變化以及阻尼比-風(fēng)速的變化如圖11所示。所選取時(shí)段內(nèi)風(fēng)力機(jī)槳距角基本維持在0°，轉(zhuǎn)速由10 r/min增至12.3 r/min（額定轉(zhuǎn)速），風(fēng)速?gòu)?.4 m/s增至8.7 m/s。從圖11可看出，當(dāng)風(fēng)速大于6 m/s時(shí)，塔架阻尼比隨風(fēng)速的增大有明顯下降的趨勢(shì)，說(shuō)明氣動(dòng)阻尼對(duì)塔架振動(dòng)的抑制作用隨風(fēng)速的增大而減弱，與圖8變化規(guī)律一致。

4 數(shù)值分析

為進(jìn)一步分析實(shí)測(cè)結(jié)果，采用ABAQUS建立純鋼塔架和組合式塔架的精細(xì)化有限元模型，機(jī)艙和輪轂按照廠家提供的實(shí)際參數(shù)建立為長(zhǎng)方體和半球體，參考文獻(xiàn)[13]對(duì)葉片進(jìn)行簡(jiǎn)化建模：葉片厚度取0.3 m，同時(shí)根據(jù)葉片中間寬兩邊窄的形態(tài)選擇合適的參數(shù)，保證葉片長(zhǎng)度與葉輪半徑一致，塔頂系統(tǒng)整體質(zhì)量和重心坐標(biāo)位置與實(shí)際一致，塔頂系統(tǒng)相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表1。塔架、連接法蘭、門(mén)洞門(mén)框以及葉輪均采用八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分實(shí)體單元（C3D8R），網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù)（Structured）劃分；混塔段的鋼筋及高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力鋼絞線采用三維兩節(jié)點(diǎn)桿單元（T3D2）[14]。純鋼塔架和組合式塔架的鋼塔部分鋼材牌號(hào)均為Q345，混凝土塔筒內(nèi)鋼筋牌號(hào)為HRB400，以上兩種材料均采用理想彈塑性本構(gòu)關(guān)系；組合式塔架混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，采用CDP本構(gòu)關(guān)系。

實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)SSI識(shí)別和有限元數(shù)值分析得到的塔架頻率見(jiàn)表2，模態(tài)振型如圖12所示。

從表2和圖12可看出，兩座塔架的模態(tài)頻率以及混塔的振型數(shù)值分析結(jié)果和實(shí)測(cè)結(jié)果比較吻合，但鋼塔的振型數(shù)值分析結(jié)果和實(shí)測(cè)結(jié)果存在差異。對(duì)于純鋼塔架，實(shí)測(cè)與有限元分析得到的一階振型幅值均隨塔高的增加而增加，但實(shí)測(cè)識(shí)別的一階振型沿塔高幾乎為線性增加，有限元分析所得的一階振型有明顯的彎曲變形。造成這一結(jié)果的直接原因是實(shí)測(cè)的一階振型在塔架中下段存在比較明顯的增幅，導(dǎo)致塔架振型上部的曲率基本不變。對(duì)于純鋼塔架的二階、三階振型，實(shí)測(cè)結(jié)果與有限元分析得到的振型彎曲形狀基本一致，但實(shí)測(cè)振型的彎折點(diǎn)位置始終低于有限元分析結(jié)果。結(jié)合一階振型分析，可能的原因是純鋼塔架靠近塔底位置處存在薄弱部位或者地基較柔，導(dǎo)致塔架中下段部位較柔，實(shí)際剛度小于理論剛度，從而使得實(shí)測(cè)各階模態(tài)振型在塔架中下段幅值較大，彎折點(diǎn)下移，而在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中塔架中下段位置處的振動(dòng)也會(huì)更加明顯，需要進(jìn)一步深入研究。

5結(jié)論

本文以某風(fēng)電場(chǎng)2 MW風(fēng)電機(jī)組120 m高純鋼塔架和鋼-混凝土組合式塔架為例，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)對(duì)兩座塔架的模態(tài)參數(shù)進(jìn)行識(shí)別，研究?jī)深?lèi)塔架的振動(dòng)特性及模態(tài)參數(shù)影響因素，并與數(shù)值分析結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，得到主要結(jié)論如下：

1）實(shí)測(cè)期間兩座塔架振動(dòng)主要以前3階模態(tài)為主，高階模態(tài)的影響不可忽略，且組合式塔架受高階模態(tài)影響范圍更大。

2）塔架類(lèi)型不同，其振動(dòng)特性也不同，具體表現(xiàn)在結(jié)構(gòu)較柔的純鋼塔架振幅更大、受塔頂葉輪轉(zhuǎn)動(dòng)影響更大、更易發(fā)生共振。

3）塔架模態(tài)阻尼中的氣動(dòng)阻尼占比較大，且受環(huán)境風(fēng)速和槳距角影響較大，氣動(dòng)阻尼與風(fēng)速呈明顯的非線性關(guān)系，隨風(fēng)速的增大呈先上升后下降的趨勢(shì)；氣動(dòng)阻尼在啟停機(jī)的變槳過(guò)程中增幅明顯。

4）純鋼塔架和組合式塔架的實(shí)測(cè)模態(tài)頻率以及組合式塔架的實(shí)測(cè)振型與數(shù)值分析較為一致，但純鋼塔架靠近塔底部位的實(shí)測(cè)振幅較大，在運(yùn)維養(yǎng)護(hù)時(shí)需格外關(guān)注。

[參考文獻(xiàn)]

[1]陳俊嶺，高潔，趙邦州，等.風(fēng)電機(jī)組鋼塔架與鋼-混凝土組合塔架動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比分析[J].太陽(yáng)能學(xué)報(bào)，2023，44（3）：225-231.

CHEN J L，GAO J，ZHAO B Z，etal.Comprehensiveanalysis of dynamic response of steel and steel-concretecombined wind turbine towers [J].Acta energiae solarissinica，2023，44（3）：225-231.

[2]徐立新.運(yùn)行狀態(tài)下模態(tài)參數(shù)識(shí)別方法的研究[D].南京：南京航空航天大學(xué)，2009.

XU L X.Investigation on the method of modalidentification under operational condition [D].Nanjing：Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，2009.

[3]CARNE T，LOBITZ D，NORD A，etal.Finiteelementanalysis and modal testing of a rotating wind turbine[C]//Proceedings of the 23rd Structures，StructuralDynamicsand Materials Conference，New Orleans，LA，USA，1982：AIAA1982-697.

[4]馬人樂(lè)，馬躍強(qiáng)，劉慧群，等.風(fēng)電機(jī)組塔筒模態(tài)的環(huán)境脈動(dòng)實(shí)測(cè)與數(shù)值模擬研究[J].振動(dòng)與沖擊，2011，30（5）：152-155.

MA R L，MAYQ，LIUH Q，etal.Ambient vibration testand numerical simulation for modes of wind turbine towers[J].Journal of vibration and shock，2011，30（5）：152-155.

[5]趙艷.風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)振動(dòng)監(jiān)測(cè)及動(dòng)力響應(yīng)研究[D].杭州：浙江大學(xué)，2018.

ZHAO Y.Vibration monitoring and dynamic responseanalysis of a wind turbine [D].Hangzhou：ZhejiangUniversity，2018.

[6]SAUDIG.Experimental modal identification of full-scalewind turbine towers [C]/IOMAC 2017-7th InternationalOperational Modal Analysis Conference，Ingolstadt，Germany：International Operational Modal AnalysisConference（IOMAC），2017：216-219.

[7]趙超，趙家鈺，孫清，等.環(huán)境激勵(lì)下輸電塔動(dòng)力特性參數(shù)識(shí)別[J].振動(dòng)與沖擊，2021，40（4）：30-35.

ZHAO C，ZHAO J Y，SUN Q，etal.A study onidentification of dynamic characteristic parameters of atransmission tower under ambient excitations [J].Journalof vibration and shock，2021，40（4）：30-35.

[8]徐帆.基于密度聚類(lèi)的結(jié)構(gòu)模態(tài)參數(shù)自動(dòng)識(shí)別[D].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2020.

XU F.Automatic identification of structural modalparameters based on density clustering[D].Harbin：Harbin Institute ofTechnology，2020.

[9]MAGALHAES F，CUNHA á，CAETANOE.Onlineautomatic identification of the modal parameters of a longspan arch bridge[J].Mechanical systems and signalprocessing，2009，23（2）：316-329.

[10]陳俊嶺，李哲旭，黃冬平.盆式調(diào)諧/顆粒阻尼器在風(fēng)力發(fā)電塔振動(dòng)控制中的實(shí)測(cè)研究[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2017，47（3）：571-575.

CHEN JL，LI ZX，HUANG D P.Site measurement ofbasin tuned and particle damper for vibration control inwind turbine tower [J].Journal of Southeast University（natural science edition），2017，47（3）：571-575.

[11]CHEN C，DUFFOUR P，DAIKS，etal.Identificationofaerodynamic damping matrix for operating wind turbines[J].Mechanical systems and signal processing，2021，154：107568.

[12]陳嘉豪，胡志強(qiáng).半潛式海上浮式風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)阻尼特性研究[J].力學(xué)學(xué)報(bào)，2019，51（4）：1255-1265.

CHEN JH，HU Z Q.Study on aerodynamic damping ofsemi-submersible floating wind turbines [J].Chinesejournal of theoretical and applied mechanics，2019，51（4）：1255-1265.

[13]王道永.海洋腐蝕環(huán)境中風(fēng)電塔抗震分析及CFRP加固研究[D].北京：北京科技大學(xué)，2022.

WANG D Y.Seismic analysis and CFRP reinforcement ofwind power tower in marine corrosive environment[D].Beijing：University of Science and Technology Beijing，2022.

[14]陳俊嶺，王大偉，馮又全.鋼-混凝土組合式風(fēng)力發(fā)電塔架地震響應(yīng)分析[J].太陽(yáng)能學(xué)報(bào)，2022，43（3）：396-404.

CHEN JL，WANG D W，F(xiàn)ENG Y Q.Seismicresponseanalysis of steel-concrete hybrid wind turbine tower [J].Acta energiaesolaris sinica，2022，43（3）：396-404.

COMPREHENSIVE ANALYSIS ON DYNAMIC CHARACTERISTICS OFFULL STEEL TOWER AND STEEL-CONCRETE COMBINEDWIND TURBINE TOWERS

Chen Junling1，Gao Jie1，F(xiàn)eng Youquan2，Cong Ou3

（1.College of Civil Engineering，TongjiUniversity，Shanghai 200092，China;

2.Tongji Architectural Design（Group）Co.，Ltd.，Shanghai 200092，China;

3.Beijing TENSAM Technology Co.，Ltd.，Beijing 100176，China）

Abstract：The long-term vibration monitoring has been caried out in one 120 m single-tube steel tower and one 120 m steel-concretehybrid tower of 2.0 MW wind turbines in the same wind farm.The modal parameters of both towers are identified and analyzed by peakpicking method （PP）and random subspace method（SSI）respectively and then compared with the numerical analysis results.Itturnsout that the first three vibration modes play a dominant role in the vibration of the two towers，and the influence of the high-ordervibration modes cannot be ignored.Compared with the steel-concrete hybrid tower，the full steel tower is more easily affected by therotation of the rotor at the top of the tower，and so that the resonance is more likely to occur.The aerodynamic damping in the modaldamping is relatively large and greatly ffected by the ambient wind speed and the pitch angle，which has nonlinear relationship with thewind speed and significantly changes as the pitch angle changes.Comparing the measured results with the numerical analysis results，itcan be found that the measured modal frequencies of both towers and the measured mode shapes of the hybrid tower are all wellconsistent with the numerical analysis results，while the measured mode shapes of the full steel tower are difrent from thecorresponding numerical results，in which the more attention should be paid in operation and maintenance.

Keywords：wind turbine tower;modalidentification;dynamiccharacteristics;aerodynamicdamping;finite element analysis