戴靠山　盛　超

(同濟大學土木工程防災(zāi)國家重點實驗室,上海 200092)

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風力發(fā)電機臺風荷載響應(yīng)分析

戴靠山*盛超

(同濟大學土木工程防災(zāi)國家重點實驗室,上海 200092)

摘要首先考察了臺風風場特征參數(shù),包括物理參數(shù)、極值風速、風剖面、湍流強度、湍流積分尺度和脈動風速功率譜,在基于臺風特征參數(shù)的基礎(chǔ)上,結(jié)合環(huán)太平洋地區(qū)主要國家現(xiàn)行風荷載規(guī)范進行臺風荷載頻域計算,建立風力發(fā)電機有限元模型并進行臺風荷載響應(yīng)分析。結(jié)果表明,美國規(guī)范計算的結(jié)構(gòu)響應(yīng)值最大,中國規(guī)范次之,澳大利亞規(guī)范最小,且三者均大約為《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)計算值的1.8倍;對于風電塔這種塔頂處機艙和葉片質(zhì)量占總體結(jié)構(gòu)比重大的特殊結(jié)構(gòu),利用規(guī)范進行頻域分析得到的風荷載進行抗臺風設(shè)計和驗算偏于不安全,建議采用基于臺風特征參數(shù)的時域分析來構(gòu)造臺風荷載。

關(guān)鍵詞風力發(fā)電機, 臺風, 風荷載, 荷載規(guī)范, 頻域分析

Wind Turbine Tower Structural Responses Under Typhoon Loads

DAI Kaoshan*SHENG Chao

(State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering,Tongji University,Shanghai 200092,China)

AbstractThis paper first analyzed characteristics of the typhoon wind field,including physical parameters,extreme wind speed,wind profile,turbulence intensity,turbulence integral scale,and power spectral density of fluctuating wind speed.A finite element model of an 1.5 MW wind turbine tower was developed and wind loads were constructed based on Chinese,American and Australian codes,respectively with parameters that represent typhoon characteristics.Structural responses of this wind turbine tower under different loading scenarios were compared.The results show that the tower responds most significantly under the wind loads being established by following the American code.The responses of the tower considering the typhoon characteristics are about 1.8 times of the responses being estimated by directly using Chinese Load Code for the Design of Building Structures (GB 50009-2010).

Keywordswind power structure, typhoon, wind load, loading code, frequency domain analysis

1引言

隨著全球化石能源的日益衰竭和對二氧化碳氣體排放的嚴格控制,新型清潔能源的開發(fā)和利用受到了越來越多的重視。近些年,風能作為一種易獲取的綠色能源在全球的發(fā)展十分迅速[1],為了充分利用海上和沿海風場資源,中國東南沿海、美國等環(huán)太平洋地區(qū)新建了大量海上和沿海風力發(fā)電場,但是這些地區(qū)易于受到熱帶氣旋等極端天氣的侵擾。每年夏季都會有臺風在以上沿海地區(qū)登陸,臺風引起的極端天氣已經(jīng)給風力發(fā)電場造成了很大的經(jīng)濟損失,2003年3月臺風“Erica”侵襲南太平洋島國新喀里多尼亞,造成Plum風場20臺風力發(fā)電機毀壞或部分損壞[2],2006年8月10日,臺風“桑美”登陸浙江省,蒼南鶴頂山風電場28臺風力發(fā)電機組全部受損,其中5臺倒塌,損失慘重[3]。

IEC61400標準[4]和GL指南[5]是國際上關(guān)于風力發(fā)電機組的主流設(shè)計認證標準,借鑒以上設(shè)計認證標準,不同國家也編制了各自的風力發(fā)電機組設(shè)計標準,如日本的風力發(fā)電設(shè)備支持物構(gòu)造設(shè)計指針及解說[6]、中國的風力發(fā)電機組設(shè)計國家標準(GB/T18451.1)[7]。IEC61400標準和GL指南對于風荷載設(shè)計工況是通過考慮正常和極限風速兩種情況,其中極限風速規(guī)定為1年一遇和50年一遇的極端風速。然而,IEC61400和GL考察的對象是歐洲風場環(huán)境,由于歐洲極少受臺風這種熱帶氣旋現(xiàn)象造成的極端天氣的影響,所以IEC和GL標準并沒有對抗臺風設(shè)計提供依據(jù)和參考[8]。此外,工程人員一般還偏向于根據(jù)各國風荷載規(guī)范[9-11]來進行風荷載設(shè)計和驗算,但各國風荷載規(guī)范考慮更多的是良態(tài)風及其風場特性,以上標準和規(guī)范是否能有效地應(yīng)用于風力發(fā)電機組的抗臺風分析成為風電領(lǐng)域需要關(guān)注的問題。

風荷載分析一般可以分成時域分析和頻域分析[12],時域分析是指基于特定的假設(shè)如隨機平穩(wěn),利用一些算法如諧波疊加法和線性濾波器法等生成脈動風速時程來進行動力時程分析;頻域分析基于結(jié)構(gòu)響應(yīng)線性迭加的原則,概念清晰、簡便,因此在工程中應(yīng)用廣泛,各國風荷載規(guī)范大多采用頻域分析方法。然而,各國風荷載規(guī)范統(tǒng)計范圍良態(tài)風占比重較大,并且已有研究表明臺風風場模型及其特征參數(shù)與良態(tài)風風場存在差異[13-14,26-27],故簡單地在良態(tài)風特性基礎(chǔ)上提高相關(guān)標準和規(guī)范中的基本風壓(風速)來進行風力風電機組抗臺風設(shè)計和驗算的做法值得商榷。本文首先考察了臺風風場特征參數(shù),在此基礎(chǔ)上結(jié)合環(huán)太平洋地區(qū)主要國家的現(xiàn)行風荷載規(guī)范進行臺風荷載頻域計算,構(gòu)建某典型風力發(fā)電機有限元模型并開展臺風荷載響應(yīng)分析。

2臺風特性及風荷載規(guī)范

2.1　臺風特性及參數(shù)

臺風是熱帶氣旋(Tropical Cyclone)的一種,根據(jù)熱帶氣旋中心附近最大風力可劃分為熱帶低壓、熱帶風暴、強熱帶風暴、臺風、強臺風和超強臺風六個等級。熱帶氣旋一般形成于熱帶或是副熱帶26℃以上廣闊海面上,夏季大量海水蒸發(fā)形成了一個低氣壓中心,隨著氣壓的變化和地球自身的運動,空氣也旋轉(zhuǎn)起來,繼而形成了一個逆時針旋轉(zhuǎn)的空氣漩渦,當溫度保持不下降,熱帶氣旋旋轉(zhuǎn)越來越強烈,最后就發(fā)展形成臺風。一個成熟的臺風結(jié)構(gòu)在水平方向包括三個部分:最外層為外圍大風區(qū),自臺風邊緣到渦旋區(qū)外緣,半徑200~300 km,其主要特點是風速向中心急增,風力可達6級以上;中間層為漩渦風雨區(qū),從大風區(qū)邊緣到臺風眼壁,半徑約100 km,是臺風中對流和風、雨最強烈區(qū)域,破壞力最大;最內(nèi)層為臺風眼區(qū),半徑5~30 km,多呈圓形,風速迅速減小或靜風。在豎直方向可以分為低空流入層(約在3 km以下)、中間上升氣流層(在3~7.6 km范圍)和高空流出層(約在7.6 km以上)三個區(qū)域。研究表明臺風眼中心區(qū)的臺風邊界層(Cyclone Boundary Layer)與大氣邊界層(Atmospheric Boundary Layer)風場特性的差異主要表現(xiàn)在三大方面:極值風速大、風向變化迅速、湍流異常[15]。從臺風荷載分析的角度來看,需要重點關(guān)注風速強烈的臺風眼中心區(qū)的臺風邊界層(CBL)特征參數(shù),包括物理參數(shù)、極值風速、風剖面、湍流強度、湍流積分尺度和脈動風速功率譜。

1) 物理參數(shù)

熱帶氣旋在海上形成,受到海上空氣高濕度和高溫的影響,海平面上蒸發(fā)產(chǎn)生大量的水蒸氣,水的分子質(zhì)量比正常大氣的分子質(zhì)量要小,因此臺風中心區(qū)的空氣密度要小于正常大氣的空氣密度,此外臺風中心區(qū)的空氣稀薄,導(dǎo)致其大氣壓強和濕度都比正常的大氣壓強和濕度要小,臺風眼中心區(qū)的典型物理參數(shù)歸納如表1所示。

表1臺風眼大氣物理參數(shù)[16]

2) 極值風速

極值風速是臺風荷載分析的一個重要特征參數(shù)。極值風速分析是指根據(jù)大量風速樣本,采用不同的極值模型得到一定重現(xiàn)期的風速。常用的極值模型包括Generalized Extreme Value (GEV)分布和Generalized Pareto Distribution(GPD)[17]。

GEV極值模型的分布函數(shù)為:

(1a)

(1b)

式中,k是形狀系數(shù);y是標準變量。

當k=0時,該極值模型將退化成Gumbel分布。

近些年來,學者常采用基于越界閾值法(POT)的GPD極值模型:

(2)

式中,α是尺度參數(shù); ξ是閾值。

當k=0時GPD模型退化成指數(shù)分布。

文獻[18]根據(jù)1949—2005年上海熱帶氣旋年鑒,分析了上海的極值風速分布,并給出了100年重現(xiàn)期的臺風風速,但是相對于實測極值風速該結(jié)果偏小。文獻[19]采用復(fù)合極值分布分析了臺灣地區(qū)臺風極值風速,但是由于采用的分析風速樣本不完整,不能很全面地表征某一地區(qū)的極值風速。臺風型風力發(fā)電機組仿真設(shè)計技術(shù)規(guī)范給出了表2所規(guī)定的極值風速等級指標[20],而文獻[21]針對登陸菲律賓的50個氣象站臺風資料進行極值風速分析后推薦極值風速Vref為58 m/s。

表2臺風型風力發(fā)電機組等級基本參數(shù)

Table 2　Classification of extreme wind speedfor the wind turbine design under typhoons

3) 風剖面

大氣邊界層(ABL)的風剖面用來描述不同高度處的平均風速分布。根據(jù)不同地貌類型風剖面參數(shù)和梯度風高度會有所調(diào)整,其對數(shù)型表達式如下:

(3)

Davenport在大量觀測資料的基礎(chǔ)上擬合成指數(shù)型形式,并為大多數(shù)國家規(guī)范所采用,其表達式如下:

(4)

式中,zref為參考高度;U(zref)為參考高度處的平均風速;α表示地面粗糙度指數(shù)。

不同的風場和邊界層特性,理應(yīng)采用不同的模型表達式,目前臺風邊界層(CBL)風剖面模型尚存爭論。文獻[22]認為需要結(jié)合指數(shù)型和對數(shù)型。對于風力發(fā)電機這種結(jié)構(gòu),其塔架高度一般小于150 m,在這種高度下的臺風中心區(qū)的風剖面,文獻[23]指出可以用對數(shù)型描述。而文獻[24]對大量臺風風場實測資料研究后得出,臺風風眼處和外圍區(qū)域都可近似采用指數(shù)律和對數(shù)律描述平均風速風剖面,而工程中指數(shù)型形式的風剖面更便于計算,故被大部分的規(guī)范所采用。

4) 湍流強度

湍流強度定義為脈動風速根方差和平均風速之比。平均風速有一確定的方向,而脈動風分量在空間三個方向上都存在,湍流強度Ii的表達式如下:

(5)

式中,i為u,v,w；σi(z)為z高度處脈動風速根方差在縱向、橫向和豎向的分量。

當前大部分國家規(guī)范中湍流強度都采用指數(shù)率的形式,如下所示:

(6)

式中,I(z)為湍流強度,隨高度的增加而降低；c,d是跟地形、地貌相關(guān)的參數(shù)。

湍流強度是表征脈動風速相比于平均風速離散程度的重要特征參數(shù)。文獻[25]根據(jù)三次臺風實測資料提出了與10 m風速相關(guān)沿高度分布的平均湍流強度擬合公式,所測湍流強度與大氣邊界層(ABL)的湍流強度值無較大差異;文獻[16-17,26-27]均指出現(xiàn)場實測臺風邊界層(CBL)的湍流強度與大氣邊界層(ABL)的變化不大。

5) 湍流積分尺度

(7)

根據(jù)定義,湍流積分尺度的計算需依據(jù)空間多點同步測量,往往比較難以實現(xiàn),為便于實際工程應(yīng)用,基于自相關(guān)函數(shù)服從指數(shù)衰減率的Taylor假設(shè)等前提條件提出了湍流積分尺度的簡化表達式。例如,Dyrbe和Hansen模型[28]縱向湍流積分尺度表達式如下:

(8)

文獻[16]詳細比較了12種湍流積分尺度,通過與實測臺風湍流積分尺度對比發(fā)現(xiàn),實測和模型的離散性很大,然而Dyrbe模型為各種湍流積分尺度的最外圍包絡(luò)曲線。

6) 脈動風速功率譜

脈動風速功率譜是湍流動能在不同頻率的分布密度,用來描述不同尺度漩渦的動能對湍流脈動動能的貢獻。不同的學者提出了諸多的脈動風速功率譜模型,如Davenport譜、Kaimal譜、Von Karman 譜、Harris譜等。其中應(yīng)用最廣泛的是60年代Davenport根據(jù)大量實測風速資料擬合得到的沿高度不變的縱向脈動風速譜,表達式如下[29]:

(9)

式中,χ=1 200 n/U(10);n是頻率(單位:Hz);u*是剪切流動速度。

此外美國著名空氣動力學家Von Karman提出自由大氣層的水平脈動風速譜如下[30]:

(10)

需要指出的是Davenport譜雖然是大量樣本平均擬合后的結(jié)果,但是由于擬合的樣本中良態(tài)風占絕大多數(shù),因此不能夠較好地表征臺風特性。通過與實測臺風數(shù)據(jù)對比分析,文獻[16,31]均指出臺風縱向脈動風速功率譜與Von Karman 經(jīng)驗譜吻合較好,文獻[32]也特別強調(diào),Von Karman譜與實測臺風譜符合最好,而Davenport譜與實測譜符合最差。

2.2　中、美、澳風荷載規(guī)范

1) 中國規(guī)范[9]

風力發(fā)電機塔架結(jié)構(gòu)高寬比值大,屬于高柔型結(jié)構(gòu),依據(jù)中國《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2010)[9],對于此類結(jié)構(gòu)的風壓標準值wk(kN/m)計算如下:

(11)

式中,μs風荷載體型系數(shù);μz風壓高度變化系數(shù);w0基本風壓(kN/m)。

式(11)中βz為高度z處的風振系數(shù),表達式如下:

(12)

式中,g為峰值因子;I10為10 m高度名義湍流強度;R為共振分量因子;Bz為背景分量因子。

2)美國規(guī)范[10]

美國規(guī)范《ASCE 7-10“Minimum Design Loads for Buildings and Other Structures”》[10]將結(jié)構(gòu)分為體型細長、自振頻率小于1 Hz或高寬比大于4的柔性結(jié)構(gòu)和一般結(jié)構(gòu)兩類,對于風電塔采用柔性結(jié)構(gòu)計算如下:

p=qGfCp-qi(GCpi)

(13)

式中,q,qi分別為結(jié)構(gòu)外、內(nèi)壓；G為與脈動風的背景響應(yīng)有關(guān)的陣風系數(shù)；Cp為風載體型系數(shù)；與建筑物幾何參數(shù)、風向相關(guān)；GCpi為內(nèi)壓系數(shù)。

式(13)中高度z處的風壓qz計算如下:

qz=0.613KzKztV2I

(14)

式中,0.613相當于0.5ρ; V為根據(jù)空曠平坦地面上離地高度10 m處所統(tǒng)計的50年一遇的平均時距為3 s的年最大平均風速,單位為m/s;Kz為與高度和地形條件有關(guān)的地形影響系數(shù);Kzt為與局部的地形條件有關(guān)的影響系數(shù);I為結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)。

3) 澳大利亞規(guī)范[11]

在計算風荷載之前,澳大利亞規(guī)范《AS/NZS 1170.2:2011》[11]需要確定8個主要方向之中的設(shè)計風速,如下式所示:

(15)

式中,Vsit,β為場地風速；VR為3 s時距年超越概率為50一遇10 m高度處的陣風風速;Md為8個方向的風向乘數(shù);Mz,cat為地形地貌及高度影響修正系數(shù);Ms為考慮遮蔽影響的屏蔽乘數(shù);Mt為特殊地形地貌影響的地形乘數(shù)。

式(15)中結(jié)構(gòu)設(shè)計風壓p表達式如下:

(16)

式中,Vdes,θ為8個主要方向中的最大值;Cfig,Cdyn表示體型系數(shù)和與風振的背景及共振響應(yīng)有關(guān)的動力放大系數(shù)。

3風電塔臺風響應(yīng)分析

3.1　風電塔有限元模型

某風電塔所處地貌類型為我國規(guī)范的B類,風機裝機容量為1.5MW,機艙高度為65 m,塔筒總高63.15 m,塔筒的類型為鋼錐筒,塔筒的底部直徑為4.035 m,頂部直徑為2.955 m。塔筒分成三大部分,由法蘭進行連接,這3部分塔筒由22段不同厚度的塔殼焊接而成。風機頂部有三片葉片,每片葉片長34.5 m,平均寬度約為1.88 m,重8 396.8kg?；A(chǔ)與塔筒由高強預(yù)應(yīng)力螺栓連接,可視作與基礎(chǔ)固結(jié),風電塔詳細尺寸見圖1。

圖1　風電塔詳細尺寸(單位:mm)Fig.1　Detail information of the wind turbine(Unit:mm)

建模采用大型商業(yè)有限元軟件ANSYS,塔筒采用BEAM4梁單元,塔頂?shù)臋C艙與葉片簡化為一個質(zhì)量點利用MASS21單元進行模擬,對MASS21單元賦予正向與側(cè)向的平移質(zhì)量與轉(zhuǎn)動慣量。有限元模型中風電塔同樣分為22段,底部設(shè)置為固接,風電塔建模的初始參數(shù),密度7 800 kg/m3,彈性模量211 GPa,X、Y方向的平移質(zhì)量分別為1.12×105、1.12×105kg,X,Y方向的轉(zhuǎn)動質(zhì)量分別為1.12×106、1.12×106kg·m。通過模態(tài)分析得到前兩階頻率(ANSYS-原)如表3所示。根據(jù)文獻[33]的實測數(shù)據(jù)對有限元模型進行修正,模型經(jīng)過優(yōu)化后計算得到的自振頻率(ANSYS-調(diào))與實測結(jié)果一致,如表3所示。

3.2　臺風荷載計算

為簡化起見,計算只考慮規(guī)范中的順風向風荷載,考察包括不考慮臺風特征參數(shù)的中國規(guī)范和基于臺風特征參數(shù)計算的中國規(guī)范、美國規(guī)范和澳大利亞規(guī)范這四種類型風荷載。

該風場地貌類型為我國規(guī)范的B類,美國規(guī)范屬于C類,澳大利亞規(guī)范屬于2類。風速和風壓的轉(zhuǎn)換關(guān)系采用Bernoulli原理,如下所示:

(17)

式中,w為風壓,不考慮臺風特征參數(shù)的中國規(guī)范采用風場所在地0.55 kPa的基本風壓計算；υ為風速；ρ為臺風眼中心區(qū)空氣密度,采用2.1(1)中的臺風眼中心區(qū)的空氣密度。

極值風速采用表2中的T0類50年一遇輪轂高度處10 min時距的57 m/s風速。其中本次風電塔輪轂高度為65 m,考慮到美國和澳大利亞規(guī)范是采用3 s的陣風風速,采用如下公式換算[34]:

表3實測值及有限元模型自振頻率

Table 3　Measured values and FE natural frequencies

(18)

式中,變量下標表示觀測時間。

根據(jù)2.1節(jié)(3)、(4)的介紹,不同高度處平均風速和湍流強度選取各自規(guī)范的風剖面和湍流強度計算公式,其中相關(guān)參數(shù)根據(jù)不同地貌分類來確定。湍流積分尺度和脈動風速功率譜根據(jù) 2.1節(jié)(5)、(6)的分析,分別采用Dyrbe湍流積分尺度模型和Von Karman脈動風速功率譜。

圖2　各規(guī)范風速譜與Von Karman譜計算共振系數(shù)歸一化值Fig.2　Normalized values of theresonance coefficients

按照規(guī)范基于臺風特征參數(shù)的頻域計算中,脈動風速特征參數(shù)與各規(guī)范中的共振系數(shù)(動力放大系數(shù))直接相關(guān)。特別是共振響應(yīng)計算中需要直接對所采用的風速譜進行積分,規(guī)范采用歸一化功率譜代入一階自振頻率來簡化計算共振響應(yīng)分量,本文對不同規(guī)范的風速譜做歸一化處理后,與歸一化后的Von Karman譜在一階自振頻率處取比值來調(diào)整共振響應(yīng)分量的計算。圖2將各規(guī)范風速譜(Davenport譜、Kaimal譜、Harris譜)與Von Karman譜計算共振系數(shù)歸一化處理(黑色虛線表示計算共振系數(shù)比值的臨界線,大于1則表示Von Karman譜計算共振系數(shù)大于原規(guī)范譜值,否則反之)。計算結(jié)果表明,不同高度處Von Karman譜計算出來的共振響應(yīng)分量變化相對較小,除澳大利亞規(guī)范計算所得共振系數(shù)偏小外,總體與各規(guī)范原脈動風速功率譜計算值相近。

對于塔身,根據(jù)上述方法構(gòu)造風荷載進行計算;而對于葉片,則采用簡化方法。臺風登陸之前,風機一般會調(diào)整成停機狀態(tài),此時作用于葉輪的水平軸向力可簡化為[35]

(19)

式中,CDD為阻力系數(shù)取1.1;A為葉片迎風面積,本風機葉片長34.5 m,平均寬度1.88 m,將計算得到的葉片荷載作為一個附加彎矩加到所建風電塔有限元模型的頂部。

3.3　臺風荷載響應(yīng)分析

圖3為根據(jù)各國規(guī)范計算的臺風荷載作用下風電塔不同高度處水平位移。從圖中看出,基于臺風特征參數(shù)的中國規(guī)范和美國規(guī)范所得風荷載計算得到的水平位移基本相同,兩者塔頂位移約為0.22 m,澳大利亞規(guī)范相對要小一點,但各規(guī)范采用臺風特征參數(shù)后的水平位移均比不考慮臺風特征參數(shù)直接采用中國規(guī)范計算的大。

本次計算由于施加的是等效靜力風荷載,風荷載計算時雖然有考慮動力放大因子,但是對于風電塔這種特殊結(jié)構(gòu),塔頂處的機艙和葉片質(zhì)量占總體結(jié)構(gòu)比重大,在脈動風作用下該質(zhì)量的動力效應(yīng)引起的結(jié)構(gòu)內(nèi)力和響應(yīng)也很大。建模時雖然考慮了機艙和葉片的質(zhì)量,但并未考慮脈動風作用下機艙和葉片動力放大效應(yīng)對結(jié)構(gòu)的不利影響,因此計算所得塔頂總體位移值偏小(Δ/H=1/295,H為輪轂高度)。對于風電塔這種特殊結(jié)構(gòu),按照規(guī)范直接進行頻域分析得到的風荷載來進行抗臺風設(shè)計和驗算會偏于不安全。

圖3　風電塔水平位移Fig.3　Horizontal displacements of the wind turbine

圖4　風電塔剪力FxFig.4　Shear forces Fx of the wind turbine

圖4和圖5為各國規(guī)范臺風荷載作用下該風電塔不同高度處剪力圖和彎矩圖。圖4中,在風電塔較高的高度范圍內(nèi),中國規(guī)范與美國規(guī)范計算的剪力值相差不大,隨著高度的下移,中國規(guī)范與美國規(guī)范剪力值偏差越來越大,與澳大利亞規(guī)范剪力值則越來越接近,最后基底剪力值美國規(guī)范比中國規(guī)范和澳大利亞規(guī)范約大30%,各規(guī)范采用臺風特征參數(shù)后的剪力值均比不考慮臺風特征參數(shù)直接采用中國規(guī)范計算的大。

圖5　風電塔彎矩MyFig.5　Bending moments My of the wind turbine

圖5中,中國規(guī)范和美國規(guī)范計算的彎矩值在不同高度處基本接近,澳大利亞規(guī)范則相對要小一點,最后基底彎矩值美國規(guī)范最大,中國規(guī)范次之,澳大利亞規(guī)范最小,相對于中國規(guī)范,美國規(guī)范要大8%,澳大利亞規(guī)范要小16%,各規(guī)范采用臺風特征參數(shù)后的彎矩值均比不考慮臺風特征參數(shù)直接采用中國規(guī)范計算的大。

表4為以不考慮臺風特征參數(shù)的中國規(guī)范響應(yīng)計算值歸一化處理后的結(jié)果?？傮w來看,在考慮臺風參數(shù)的條件下,美國規(guī)范和中國規(guī)范計算的結(jié)果相近,澳大利亞規(guī)范則偏小,但是美國規(guī)范計算的剪力值比中國規(guī)范和澳大利亞規(guī)范則大30%左右。通過與各國規(guī)范相比,可以發(fā)現(xiàn)不考慮臺風特征參數(shù)直接采用中國規(guī)范《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)[9]計算的結(jié)果嚴重偏小,各國規(guī)范基于臺風特征參數(shù)計算的結(jié)構(gòu)響應(yīng)值與其相比約為1.8倍,因此在進行臺風荷載分析時,采用《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)[9]規(guī)定的基本風壓進行設(shè)計和驗算嚴重偏于不安全。

表4歸一化后各規(guī)范風電塔響應(yīng)值

Table 4　Normalized responses of thewind turbine tower

4結(jié)論與討論

本文首先考察了臺風風場特征參數(shù),在基于臺風特征參數(shù)的基礎(chǔ)上,結(jié)合環(huán)太平洋地區(qū)主要國家的現(xiàn)行風荷載規(guī)范進行了臺風荷載頻域計算,建立風力發(fā)電機有限元模型并進行臺風荷載響應(yīng)分析,得到如下結(jié)論:

(1) 臺風眼中心區(qū)處大氣物理參數(shù)與正常標準大氣不同,臺風邊界層(CBL)的極值風速與《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)[9]中的基本風速(風壓)相比要大很多,合理的極值風速等級還需經(jīng)過大量臺風風速樣本分析。

(2) 臺風邊界層(CBL)與大氣邊界層(ABL)的湍流特性需區(qū)別對待,不同湍流積分尺度模型與實測數(shù)據(jù)離散性大,Dyber模型的湍流積分尺度為各種模型的包絡(luò),Von Karman脈動風速功率譜能夠較好地和實測臺風風速譜吻合。

(3) 以某典型風電塔結(jié)構(gòu)為例,按中、美、澳規(guī)范基于臺風特征參數(shù)計算的結(jié)構(gòu)響應(yīng)中,美國規(guī)范的計算值最大,中國規(guī)范次之,澳大利亞規(guī)范最小;不考慮臺風特征參數(shù)直接采用《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)[9]計算值的風電塔響應(yīng)偏不安全。

對于風電塔這種特殊結(jié)構(gòu),塔頂處的機艙和葉片質(zhì)量占總體結(jié)構(gòu)比重大,在脈動風作用下該質(zhì)量的動力效應(yīng)引起的結(jié)構(gòu)內(nèi)力和響應(yīng)也很大。按照規(guī)范計算的等效靜力風荷載卻沒有考慮到這一不利影響,因此利用規(guī)范進行頻域分析得到的風荷載,對風電塔這種特殊結(jié)構(gòu)進行抗臺風設(shè)計和驗算偏于不安全,建議采用基于臺風特征參數(shù)的時域分析來構(gòu)造臺風荷載。

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基金項目：國家自然科學基金(51208382)；上海浦江人才計劃(13PJ1407900)；博士點專項基金(20120072120001)

收稿日期：2015-09-10

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