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,由于空氣動力、慣性力和彈性力等交變荷載的作用產(chǎn)生振動或變形,尤其是基礎(chǔ)沖刷將會對結(jié)構(gòu)動力特性產(chǎn)生顯著影響,影響系統(tǒng)運行的可靠性,甚至?xí)?dǎo)致風(fēng)電機整體倒塌,造成巨大的經(jīng)濟損失。國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)展開相關(guān)研究,但現(xiàn)場測試環(huán)境與條件相對惡劣,海上風(fēng)大浪急,現(xiàn)場監(jiān)測具有局限性[1—2]?，F(xiàn)有研究主要集中在針對風(fēng)電機結(jié)構(gòu)數(shù)值進行仿真模擬,文獻[3]分析了風(fēng)浪對海上風(fēng)電機動力特性的影響；文獻[4]對p-y曲線法在海上單樁基礎(chǔ)風(fēng)電機的適用性進行了修正；文獻[5]利用Fluent軟件對風(fēng)電機葉輪的氣動性能進行了數(shù)值仿真研究；文獻[6]根據(jù)現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)對p-y曲線法在海上單樁基礎(chǔ)在動力作用下的適用性進行了研究；文獻[7]利用ANSYS建立了風(fēng)電機塔架模型,對其固有頻率和振型進行了研究；文獻[8]對風(fēng)電機葉片的流固耦合效應(yīng)進行了分析；文獻[9]對風(fēng)電機葉片進行考慮流固耦合的數(shù)值模擬,分析了葉片與流場的相互作用對葉片和結(jié)構(gòu)特性的影響；文獻[10]研究了風(fēng)場模型中強耦合算法與弱耦合算法的區(qū)別；文獻[11]對大型海上單樁基礎(chǔ)風(fēng)電機樁土相互作用數(shù)值模擬進行了研究；文獻[12—13]研究建模參數(shù)變化對風(fēng)電機結(jié)構(gòu)動力特性的影響。

綜上所述,盡管對風(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單葉片或是基礎(chǔ)的分析,未將風(fēng)電機整機的風(fēng)振反應(yīng)納入探討。文中針對實際風(fēng)電機的結(jié)構(gòu)特點,建立了“風(fēng)輪-機艙-塔架-基礎(chǔ)”耦合的整機模型,并與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)進行對比分析,驗證了精細(xì)化模擬的準(zhǔn)確性。

1 風(fēng)電機塔架振動現(xiàn)場監(jiān)測

1.1 工程概況

現(xiàn)場監(jiān)測的風(fēng)電機組位于某海洋風(fēng)電場,選取其中的單個風(fēng)電裝置為監(jiān)測對象,該風(fēng)電裝置裝機容量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43 m,壁厚60 mm,樁基材料采用Q345。工程場地土的類型屬于中軟場地土,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)測點沿風(fēng)電機塔架高度方向布設(shè),各組測點對應(yīng)布置在平臺一至平臺五處,在觀測點處放置一個單向加速度傳感器,利用動態(tài)信號處理系統(tǒng)記錄強風(fēng)荷載作用下加速度的變化情況[14]。測試項目為風(fēng)電機塔架的水平向振動加速度。測點布置和監(jiān)測設(shè)備連接如圖1所示。

圖1 現(xiàn)場監(jiān)測點的布設(shè)Fig.1 The arrangement of sensors at the monitoring

1.3 自振頻率的測試

固有頻率是反映結(jié)構(gòu)動力特性的重要參數(shù),現(xiàn)場監(jiān)測中采用急剎車試驗來測定風(fēng)電機系統(tǒng)的固有頻率。對風(fēng)電機進行急剎車試驗,即當(dāng)風(fēng)電機葉輪轉(zhuǎn)速減至3.0 r/min時,進行急停試驗,測試可以得到各個測點加速度時程曲線[15],試驗數(shù)據(jù)如圖2所示。

圖2 急剎車測試時塔架頂部測點的自功率譜Fig. 2 Torsional power spectrum curve on top of the tower at braking test

由圖2可以看出,2次急剎車試驗的監(jiān)測結(jié)果基本相近,對2次試驗所測頻率取平均值,得到該風(fēng)電機整機結(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)對柔性塔結(jié)構(gòu)的影響較大,風(fēng)電機運行時風(fēng)輪振動易與結(jié)構(gòu)共振引起異常振動。風(fēng)電機運行時風(fēng)輪振動的激勵頻率允許范圍可以參照《海上風(fēng)力發(fā)電機組認(rèn)證規(guī)范》,根據(jù)式(1)進行計算。

(1)

式中：fR為激勵頻率,指正常運行范圍內(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)運行,風(fēng)輪激勵會引起與風(fēng)電機整個系統(tǒng)的共振。因此,在風(fēng)電機運行過程中,應(yīng)對其運行狀態(tài)進行實時監(jiān)測,并控制風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)頻率靠近激勵頻率,防止風(fēng)電機系統(tǒng)因共振而產(chǎn)生破壞。

2 流固耦合計算方法

2.1 流體力學(xué)運動方程

風(fēng)電機塔架結(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為流體動力粘度；p為流體壓強；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)劃分為無限個單元,其中單個單元的運動方程可表述為：

(4)

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

(5)

2.3 流固耦合動力方程

在流固耦合計算中,分別定義風(fēng)場模型和結(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,可以計算出流場和結(jié)構(gòu)場的應(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)點上：

(7)

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

流固耦合問題的物理實質(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-機艙-塔架-樁基”作為整體來進行研究,并利用ADINA軟件建立三維空間動力有限元模型。風(fēng)輪為三葉片形式,采用3-D solid進行模擬；機艙由長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,單元劃分采用9節(jié)點規(guī)則shell單元,網(wǎng)格密度采用定長值；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)場數(shù)值模型如圖3所示。

表2 計算域的邊界條件(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)測時的風(fēng)速

現(xiàn)場風(fēng)速可以通過風(fēng)電機機艙頂部的測風(fēng)系統(tǒng)進行實時記錄,風(fēng)速采集頻率為10 Hz。現(xiàn)場測試隨機風(fēng)速情況如圖4所示。

圖4 監(jiān)測現(xiàn)場隨機風(fēng)速Fig.4 Random velocity monitoring site

3.3 數(shù)值計算結(jié)果分析

文中采用有限元軟件對風(fēng)電機系統(tǒng)進行模態(tài)分析,風(fēng)電機結(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)電機塔架的振動形式主要表現(xiàn)為側(cè)向彎曲振動和實測得到的振動形式相同,考慮樁土相互作用時風(fēng)電機塔架一階頻率0.320 Hz,實測值為0.329 Hz,通過比較可知,風(fēng)電機塔架結(jié)構(gòu)頻率數(shù)值模擬值比實測值偏低,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,對在風(fēng)速作用下,風(fēng)場與結(jié)構(gòu)的流固耦合作用進行了模擬分析,圖6、圖7為流場中典型的軸截面部分流速、湍流、流速以及氣動壓力云圖。

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

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

從圖6可以看出,風(fēng)場模型中,沿風(fēng)電機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)電機流固耦合邊界面上流場壓力集中,區(qū)域外側(cè)氣體壓強未受到擾動,風(fēng)電機迎風(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)電機的流固耦合性質(zhì)。此外,從圖中可以明顯地觀測到風(fēng)電機整機的氣動特性和風(fēng)速的流動現(xiàn)場,及其風(fēng)速、流速等重要氣動參數(shù)的分布特點,并能很好地顯示出風(fēng)電機周圍的流場分布。

4 與現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果對比分析

為了驗證數(shù)值模型的合理性,在風(fēng)電機塔架沿塔筒高度方向設(shè)置了多個測點,并計算了各個測點的振動情況,對比分析表明,不同測點的計算結(jié)果存在差異,但各測點結(jié)果的變化趨勢相似。圖8、圖9比較了塔架不同高度位置測點塔門方向與塔門法向加速度值的現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果。圖中現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)為塔門方向與塔門法向的加速度監(jiān)測值,A5-2測點布設(shè)于塔架高度73.5 m處,A4-2測點布設(shè)于塔架高度44.8 m處,數(shù)值模擬中觀測點對應(yīng)于現(xiàn)場測試中的測點。

圖8 塔架73.5 m處加速度模擬值與監(jiān)測值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)測值Fig.9 Simulation and site monitoring values of acceleration at tower 44.8 m

由圖8可知,計算結(jié)果與實測結(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際情況間的差異所致,但總體來說計算得到的結(jié)果同實測結(jié)果的變化趨勢接近,表明文中模型較為合理,可用于大型風(fēng)電機塔架結(jié)構(gòu)風(fēng)振反應(yīng)分析中。

圖10 比較了風(fēng)電機塔架不同高度測點塔門方向和塔門法向加速度峰值的計算值與監(jiān)測值。由于現(xiàn)場情況復(fù)雜,實測得到的各測點加速度峰值隨風(fēng)電機塔架高度不同而波動,但總的趨勢仍然是逐漸增加,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)測值Fig.10 Simulation and site monitoring values of peak acceleration at different tower heights

風(fēng)電機塔架頂部塔門法向測點數(shù)值模擬結(jié)果為510 gal,與監(jiān)測值相差17.3%,塔門方向觀測點數(shù)值模擬值為1.7 gal,與監(jiān)測值相差15%。雖然數(shù)值模擬值與監(jiān)測值具有一定的差異,但是綜合考慮數(shù)值模擬模型與實際模型存在一定的差異、實際風(fēng)電機周邊流場環(huán)境極為復(fù)雜以及監(jiān)測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對塔架的動力響應(yīng)產(chǎn)生影響。因此,在風(fēng)電機塔架的加速度分析中,不能簡單地乘以一個相同系數(shù)來處理不同高度加速度變化量。

5 結(jié)論

文中通過對風(fēng)電機塔架進行現(xiàn)場監(jiān)測與數(shù)值模擬對比分析可以得到以下結(jié)論：

(1) 通過現(xiàn)場監(jiān)測測得了風(fēng)電機整機系統(tǒng)基本振動頻率,該頻率與風(fēng)輪振動的激勵頻率允許范圍較為接近,容易引發(fā)風(fēng)輪激勵與塔架結(jié)構(gòu)共振,因此在風(fēng)電機運行中,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-機艙-塔架-基礎(chǔ)”整機建模方法,并對其進行模態(tài)分析,分析結(jié)果與現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果較為吻合,驗證了整機建模的合理性。

(3) 考慮風(fēng)荷載與風(fēng)電機整機結(jié)構(gòu)的流固耦合效應(yīng)的動力響應(yīng)分析,并與現(xiàn)場振動監(jiān)測結(jié)果較為接近,從一定程度上說,采用數(shù)值風(fēng)洞對風(fēng)電機整機結(jié)構(gòu)進行風(fēng)振分析是可靠、可行的,可為風(fēng)電機塔架風(fēng)致振動的判別以及結(jié)構(gòu)設(shè)計提供依據(jù)。

(4) 不同約束條件下風(fēng)電機系統(tǒng)的固有頻率不同,因此在風(fēng)電機塔架結(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)電機塔架的固有頻率,以避免風(fēng)電機整機系統(tǒng)共振。