海上風力機錐體結構抗冰性能分析

許子非， 葉柯華， 李 春， 楊 陽

(上海理工大學 能源與動力工程學院，上海 200093)

風能具有資源廣闊和技術成熟等優點，可緩解日益突出的環境問題，減少溫室氣體排放，是公認最具潛力的清潔能源之一。2016年，全球新增裝機容量為54.6 GW，其中我國占42.8%[1]。陸地優質風場隨著風電產業的高速發展而趨于飽和，海上風能資源豐富、質量更佳，高效利用海上風能資源已成為必然趨勢。根據海水深度和基礎形式，海上風力機可分為淺海固定式與深海漂浮式[2]。因成本和技術限制，漂浮式基礎海上風力機尚未大規模應用，海上風電建設主要以固定式基礎為主，其中樁柱式基礎是最常見的。因置于近海岸，樁柱式風力機較漂浮式風力機更易于安裝維護，結構更加穩定。嚴寒海域是樁柱式風力機的在役環境之一，其基礎結構無法避免海冰撞擊。長期工作于海冰碰撞環境，塔架及其支撐結構的安全會受到嚴重威脅。

目前，針對海上風力機的研究大多考慮泥沙、船舶、湍流風、地震和波浪等方面的作用，涉及海冰作用的文獻很少。駱少明等[3]研究了海底泥沙對海上樁柱式風力機塔架的作用，表明泥沙形變對風力機的影響不容忽視。李德源等[4]計算了近海風力機圓筒形塔架在氣動載荷與波浪載荷聯合作用下的動力學響應，分析了塔架疲勞及振動特性。周紅杰等[5]研究了單樁基礎海上風力機遭遇船舶撞擊時的動力學響應特性，發現隨海冰移速的增大，碰撞持續時間延長，最大接觸力增大。楊陽等[6]研究了在湍流風與地震激勵聯合作用下風力機的結構動力學響應，發現地震激勵對塔基所受載荷和塔頂位移有顯著影響。Wei等[7]研究了近海風力機導管架在波浪載荷下的動態響應，認為即使較小的波浪載荷也能加劇塔架結構的動態響應。

雖然關于海冰載荷對海上風力機動態響應的研究較少[8-9]，但國內外學者對海洋平臺遭受海冰碰撞的問題已開展了大量研究，其中M??tt?nen等[10]通過攝像觀察錐體上冰破碎的過程，發現海冰在較窄錐體上發生彎曲破壞，且碎冰會被錐體斜面迅速清除?，F代風力機作為目前最大的旋轉機械，風輪半徑甚至超過最大的飛機翼展[11-12]。氣流通過旋轉的風輪產生氣動力，其對風力機系統的影響遠大于傳統海洋平臺，故氣動載荷與海冰載荷聯合作用顯得尤為重要[13]。塔架的力學結構屬于細長彈性體，增大其尺寸一方面會增加柔性[14]，其靜定結構對風速更加敏感，致使塔架比一般結構更易失效[15]，另一方面大高徑比表現出的強柔性特征在海冰激勵下加劇了其動態響應的復雜程度[16]。

為此，筆者考慮海冰載荷與湍流風載荷的聯合作用，以NREL 5 MW近海單樁柱風力機為研究對象，基于開源軟件FAST的預留數據接口，通過Ralston與Matlock模型計算海冰載荷，建立風力機在湍流風及海冰載荷耦合作用下的動力學仿真模型。在風力機與海平面交界處安裝45°錐角的錐體，計算在不同厚度及海冰移速的海冰碰撞條件下塔架的動力學響應特性，并與未安裝錐體的風力機進行對比，以研究錐體的抗冰性能，為寒冷海域海上風力機結構設計提供參考。

1 仿真及模型參數

1.1 仿真平臺FAST

FAST是由美國可再生能源實驗室(NREL)開發并用于風力機氣動彈性計算及結構動力學仿真的開源軟件[17]。FAST將風力機系統視為有限自由度的剛柔復合系統，基于Kane方法建立風力機系統多體動力學模型，采用模態截斷法描述系統柔性部件，建立風力機結構動力學耦合方程[18]，可用于計算風力機疲勞特性、非定常氣動力和結構動力學特性等。FAST對于計算風力機氣動彈性及動力具有較高的可靠性，其開源特性為拓展研究和增加功能提供了基礎。

1.2 風力機及錐體模型

將錐體置于風力機樁柱與海平面交界處。圖1給出了安裝錐體前后海上風力機的示意圖。表1給出了主要結構的幾何參數和整體性能參數。表2給出了錐體參數及海冰物性參數。

(a)安裝前(b)安裝后

圖1 安裝錐體前后海上風力機的示意圖

Fig.1 Schematic diagram of the offshore wind turbine with and without ice breaking cone

2 海冰載荷

2.1 Matlock動態海冰載荷模型

冰激振是指結構在海冰碰撞、破碎、堆積并滑落形成的交變載荷作用下發生的振動。Peyton[19]通過室內冰池實驗和實地觀測，發現庫克灣海冰保持1 Hz的破碎頻率，不受結構形式的影響。Matlock等[20]采用彈簧阻尼系統建立了柔性結構強迫冰激振動模型。

表1 近海風力機模型參數

表2 抗冰錐體及海冰物性參數

通過觀測位于虎克灣海洋結構的冰力變化，Matlock等[20]將結構位移對海冰載荷的反饋作用引入冰激振動模型，提出冰-錐相互作用模型。如圖2所示，采用等距排列的線性冰齒表示海冰，結構與海冰之間的作用視為彈簧阻尼振子，其中m為質量，c為阻尼。冰齒與振子逐一接觸，產生線彈性力，即為強迫振動下結構所受的海冰載荷。每個冰齒存在形變極限，超過極限后會發生斷裂、破碎，可忽略其對之后冰齒與振子的影響。

圖2 Matlock冰-錐作用力模型

假設彈簧振子初始位置為x，第N段冰齒形變量為Δ。

Δ=z(t)-x(t)-P(N-1)

(1)

式中：t為時間；x(t)為彈簧振子位置；P為相鄰冰齒間距；z(t)為冰齒位移。

z(t)可表示為：

z(t)=νicet+z0

(2)

式中：νice為冰齒移速；z0為冰齒初始位置。

海冰載荷Fice表示為：

(3)

式中：Kice為彈簧剛度；Δmax為冰齒極限形變量。

2.2 Ralston海冰模型

在樁柱上加裝錐體后，海冰與結構接觸時海冰發生彎曲，由于彎曲強度遠小于擠壓強度，因此海冰在錐體上主要發生彎曲破壞[21]，此時采用Ralston模型[22]計算海冰載荷。

(4)

(5)

式中：RH和RV分別為水平海冰載荷與垂直海冰載荷；σf為冰彎曲強度；h為海冰厚度；D為結構水線直徑；ρi為冰的密度；hR為爬升厚度；DT為錐體頂端直徑。

A1、A2、B1、B2、A3和A4由錐體角度和冰-錐摩擦因數決定，其表達式為：

(6)

A2=(λ2+λ-2)/12

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

式中：μ為冰-錐摩擦因數；α為錐體上升角；λ=d/R，其中d為周向裂紋直徑，R為錐體水線半徑，R=D/2。

函數g(α,μ)、f(α,μ)、h(α,μ)和E(sinα)表示為：

(12)

f(α,μ)=sinα+μcosαF(sinα)

(13)

(14)

(15)

(16)

3 風載荷模型

通過TurbSim模擬風力機運行環境，以Kaimal湍流風譜(即功率譜)模型建立額定風速(11.4 m/s)的風譜，對功率譜進行逆快速傅里葉變換，繼而得到風速時域波動。Kaimal湍流風譜模型[23]定義為：

(17)

風速隨高度的增加而增大，在高度z處的風速為：

u(z)=uhub(z/zhub)0.3

(18)

式中：u(z)為高度z處的風速；uhub為輪轂高度處的風速；zhub為輪轂高度。

由空間相干模型獲得水平風速，同一高度相鄰兩點滿足下式：

(19)

式中：f為頻率；Sg,g(f)和Sh,h(f)分別為節點g和h的功率譜密度；Sg,h(f)為交叉譜密度；C(Δr,f)為光譜相干系數。

圖3為風力機輪轂高度處的風速時域分布。

4 結果與分析

分別計算海冰厚度為0.5 m、海冰移速為0.3 m/s、無錐體時風力機在不同工況下的塔基剪切力，風力機分別在風冰耦合、湍流風和海冰作用下的塔基剪切力如圖4所示。

圖3 風力機輪轂高度處的風速時域分布

圖4 不同工況下的塔基剪切力

圖5給出了不同工況下風力機塔基剪切力的最大值、均值和標準差。由圖4和圖5可知，塔基剪切力隨時間波動劇烈，在風冰耦合作用下塔基剪切力最大值、均值和標準差均達到最大。由塔基剪切力最大值可知，湍流風作用對塔基剪切力的影響大于海冰載荷；由塔基剪切力均值可知，海冰與湍流風作用對風力機塔基的影響效果相當；由塔基剪切力標準差可知，與海冰作用相比，風力機在湍流風作用下塔基剪切力的波動更劇烈。

塔架與樁柱是風力機的主要支撐結構，其安全和穩固保障了風力機能正常運行。

圖5 不同工況下塔基剪切力的最大值、均值與標準差

Fig.5 Maximum value, average value and standard deviation of shear force under different working conditions

圖6給出了海冰移速為0.3 m/s、海冰厚度不同(0.1～0.8 m)時塔基剪切力的變化。圖7給出了相同工況下塔基剪切力的最大值、均值和標準差。

由圖6和圖7可知，無錐體時塔基剪切力的變化范圍隨海冰厚度的增加而增大，當海冰厚度為0.8 m時出現極值，塔基剪切力最大值為4 716 kN。當海冰厚度大于0.5 m時，海冰厚度對塔基剪切力影響較小。安裝錐體后，海冰厚度對塔基剪切力幾乎沒有影響，且與無錐體時相比，塔基剪切力最大值可減小9.1%～55.5%，均值可減小3.2%～41.6%，說明錐體可有效減小塔基剪切力。無錐體時塔基剪切力時域變化劇烈，其標準差隨海冰厚度的增加而增大，在海冰厚度為0.8 m處達到最大(858 kN)，當海冰厚度大于0.5 m時，塔基剪切力標準差始終較大，塔基剪切力變化較為劇烈。安裝錐體后，塔基剪切力時域變化較為平穩，其標準差顯著減小，波動范圍為220～225 kN，說明錐體可有效減小海冰載荷變化，從而減小塔架結構的疲勞載荷。

圖8給出了海冰厚度為0.5 m、海冰移速不同(0.1～0.5 m/s)時塔基剪切力的變化，圖9給出了相同工況下塔基剪切力的最大值、均值及標準差。

(a)海冰厚度為0.1 m

(b)海冰厚度為0.2 m

(c)海冰厚度為0.3 m

(d)海冰厚度為0.4 m

(e)海冰厚度為0.5 m

(f)海冰厚度為0.6 m

(g)海冰厚度為0.7 m

(h)海冰厚度為0.8 m

圖6 海冰厚度不同時塔基剪切力的變化

Fig.6 Shear force on tower base at different ice thickness

(a)最大值

(b)均值

(c)標準差

圖7 塔基剪切力最大值、均值與標準差

Fig.7 Maximum value, average value and standard deviation of shear force

(a)海冰移速為0.1 m/s

(b)海冰移速為0.2 m/s

(c)海冰移速為0.3 m/s

(d)海冰移速為0.4 m/s

(e)海冰移速為0.5 m/s

(a)最大值

(b)均值

(c)標準差

由圖8和圖9可知，無錐體時塔基剪切力的變化范圍隨海冰移速的增大而增大，當海冰移速為0.5 m/s時出現極值，塔基剪切力最大值為4 594 kN。安裝錐體后，海冰移速對塔基剪切力的最大值與均值幾乎沒有影響，且與無錐體時相比，塔基剪切力最大值可減小54.9%～67.8%，均值減小13.1%～33.5%，說明錐體可有效減小塔基剪切力。由圖9(c)可看出，無錐體時塔基剪切力的標準差隨海冰移速的增大而顯著增大，說明增大海冰移速使得塔基剪切力時域波動更加劇烈。安裝錐體后，塔基剪切力時域變化平穩，其標準差顯著減小且近乎穩定，說明錐體能有效減小海冰載荷變化，從而減小塔架結構疲勞載荷。

增大海冰厚度和海冰移速均會使塔基剪切力增大，安裝錐體可使塔基剪切力的最大值與標準差趨于穩定，可有效保證風力機支撐結構的安全。

5 結 論

(1)海冰移速為0.3 m/s時，無錐體時塔基剪切力的變化范圍隨海冰厚度的增大而增大，當海冰厚度為0.8 m時出現極值，塔基剪切力最大值為4 716 kN。

(2)安裝錐體后塔基剪切力的最大值與均值顯著減小，其標準差趨于穩定；錐體可減小載荷變化，從而減小結構疲勞載荷。

(3)海冰厚度為0.5 m時，無錐體時塔基剪切力的變化范圍隨海冰移速的增大而增大，當海冰移速為0.5 m/s時出現極值，塔基剪切力的最大值為4 594 kN。

(4)海冰厚度為0.5 m時，安裝錐體后塔基剪切力的最大值與均值顯著減小，其標準差趨于穩定。無錐體時增大海冰移速使得塔基剪切力時域波動劇烈，安裝錐體既能有效減小塔基剪切力的最大值與均值，也能減小海冰載荷變化，從而減小塔架結構疲勞載荷。