單樁式海洋風電裝置風振數值分析和現場監測研究

李凱文,黃帥

(1. 廣東電網能源發展有限公司,廣東 廣州 510160；2. 應急管理部國家自然災害防治研究院,北京100085)

0 引言

隨著風電裝置大型化的發展,其結構的柔性也逐漸顯著,由于空氣動力、慣性力和彈性力等交變荷載的作用產生振動或變形,尤其是基礎沖刷將會對結構動力特性產生顯著影響,影響系統運行的可靠性,甚至會導致風電機整體倒塌,造成巨大的經濟損失。國內外學者已經展開相關研究,但現場測試環境與條件相對惡劣,海上風大浪急,現場監測具有局限性[1—2]。現有研究主要集中在針對風電機結構數值進行仿真模擬,文獻[3]分析了風浪對海上風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風電機的適用性進行了修正；文獻[5]利用Fluent軟件對風電機葉輪的氣動性能進行了數值仿真研究；文獻[6]根據現場監測數據對p-y曲線法在海上單樁基礎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]對風電機葉片的流固耦合效應進行了分析；文獻[9]對風電機葉片進行考慮流固耦合的數值模擬,分析了葉片與流場的相互作用對葉片和結構特性的影響；文獻[10]研究了風場模型中強耦合算法與弱耦合算法的區別；文獻[11]對大型海上單樁基礎風電機樁土相互作用數值模擬進行了研究；文獻[12—13]研究建模參數變化對風電機結構動力特性的影響。

綜上所述,盡管對風電裝置結構數值模擬及其數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的分析,未將風電機整機的風振反應納入探討。文中針對實際風電機的結構特點,建立了“風輪-機艙-塔架-基礎”耦合的整機模型,并與現場監測數據進行對比分析,驗證了精細化模擬的準確性。

1 風電機塔架振動現場監測

1.1 工程概況

現場監測的風電機組位于某海洋風電場,選取其中的單個風電裝置為監測對象,該風電裝置裝機容量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；機艙罩為矩形結構,尺寸為12.9 m×5.0 m×5.9 m；風電機切入風速3.0 m/s,切出風速25 m/s。采用單樁式鋼管基礎,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、粉質黏土層以及粉細砂層。各土層物理力學性能指標見表1。

表1 土層物理力學性能指標Table 1 Physical and mechanical performance index of soil

1.2 傳感器布置方案

加速度監測點沿風電機塔架高度方向布設,各組測點對應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,利用動態信號處理系統記錄強風荷載作用下加速度的變化情況[14]。測試項目為風電機塔架的水平向振動加速度。測點布置和監測設備連接如圖1所示。

圖1 現場監測點的布設Fig.1 The arrangement of sensors at the monitoring

1.3 自振頻率的測試

固有頻率是反映結構動力特性的重要參數,現場監測中采用急剎車試驗來測定風電機系統的固有頻率。對風電機進行急剎車試驗,即當風電機葉輪轉速減至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],試驗數據如圖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次急剎車試驗的監測結果基本相近,對2次試驗所測頻率取平均值,得到該風電機整機結構的基本自振頻率為0.329 Hz,阻尼比為0.009 5。文中所研究的風電機葉輪的轉速范圍為6.5～13.2 r/min,則風輪旋轉頻率為0.108～0.22 Hz,風輪葉片通過頻率為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。流固耦合效應對柔性塔結構的影響較大,風電機運行時風輪振動易與結構共振引起異常振動。風電機運行時風輪振動的激勵頻率允許范圍可以參照《海上風力發電機組認證規范》,根據式(1)進行計算。

(1)

式中：fR為激勵頻率,指正常運行范圍內風輪的旋轉頻率或風輪葉片通過頻率；f0,n為支撐結構的第n階固有頻率。

由式(1)可知,若風輪轉速在6.5～6.9 r/min持續運行,風輪激勵會引起與風電機整個系統的共振。因此,在風電機運行過程中,應對其運行狀態進行實時監測,并控制風輪旋轉頻率靠近激勵頻率,防止風電機系統因共振而產生破壞。

2 流固耦合計算方法

2.1 流體力學運動方程

風電機塔架結構流固耦合的區域可以描述為風壓引起塔架結構的變形,而后者反過來影響風壓分布。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為作用在流體區域上的體積力。

2.2 彈性結構體有限元方程

將結構劃分為無限個單元,其中單個單元的運動方程可表述為：

(4)

結構整體的運行方程式可以根據單元的運動方程作為基礎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,分別定義風場模型和結構模型。結構模型基于Lagrangian坐標系,位移是基本未知量,而流體模型采用Arbitrary-Lagrangian-Eulerian坐標系,流體在力的作用下引起界面變形,并傳遞至結構引起結構的變形,通過流固耦合求解,可以計算出流場和結構場的應力應變、位移、加速度等,應用在流固耦合界面的基本條件是位移協調和力平衡,具體如下：

(6)

式中：uf為流體模型的位移；us為結構模型的位移；τf為流體模型的應力；τs為結構模型的應力。

根據力平衡條件,在流固耦合界面上,流體的分布力根據下式積分為集中力施加到相應的結構節點上：

(7)

式中：ud為結構節點的位移；S為流固耦合界面的面積。

流固耦合問題的物理實質就是聯合求解方程組式(2)—式(4)和式(7)。

3 基于流固耦合的數值模擬方法

3.1 數值模型

將“風輪-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節點規則shell單元,網格密度采用定長值；樁基礎采用beam單元模擬,樁土相互作用采用p-y曲線法[18]予以考慮,并在結構模型所有受風荷載的邊界面上設定流固耦合邊界條件,采用小變形假設,具體如表2所示。風場數值模型如圖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 風電裝置模型Fig.3 Model of the wind power installation

3.2 監測時的風速

現場風速可以通過風電機機艙頂部的測風系統進行實時記錄,風速采集頻率為10 Hz。現場測試隨機風速情況如圖4所示。

圖4 監測現場隨機風速Fig.4 Random velocity monitoring site

3.3 數值計算結果分析

文中采用有限元軟件對風電機系統進行模態分析,風電機結構前4階典型振型模態如圖5所示。

圖5 風電機前4階模態振型Fig.5 The first four modal shapes and frequencies of typical wind turbine

由圖5可知,風電機塔架的振動形式主要表現為側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,風電機塔架結構頻率數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,對在風速作用下,風場與結構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 風電機正面和側面絕對速度矢量流場Fig.6 The front and side absolute flow velocity vector of wind turbines

圖7 風電機正面和側面流場壓力分布Fig.7 Front and side pressure distribution of the flow field of wind

從圖6可以看出,風場模型中,沿風電機流固耦合邊界面處出現明顯的速度集中區域,并在流固耦合邊界面上流速方向改變,風速在不同程度上受到結構的阻礙作用。從圖7可以看出,風電機流固耦合邊界面上流場壓力集中,區域外側氣體壓強未受到擾動,風電機迎風面壓力與背風面變化較大,說明文中提出的流固耦合的數值模擬方法能較好地反映風電機的流固耦合性質。此外,從圖中可以明顯地觀測到風電機整機的氣動特性和風速的流動現場,及其風速、流速等重要氣動參數的分布特點,并能很好地顯示出風電機周圍的流場分布。

4 與現場監測結果對比分析

為了驗證數值模型的合理性,在風電機塔架沿塔筒高度方向設置了多個測點,并計算了各個測點的振動情況,對比分析表明,不同測點的計算結果存在差異,但各測點結果的變化趨勢相似。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場監測結果和數值模擬結果。圖中現場監測數據為塔門方向與塔門法向的加速度監測值,A5-2測點布設于塔架高度73.5 m處,A4-2測點布設于塔架高度44.8 m處,數值模擬中觀測點對應于現場測試中的測點。

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

由圖8可知,計算結果與實測結果在幅值和相位上存在一定的差異,分析認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果同實測結果的變化趨勢接近,表明文中模型較為合理,可用于大型風電機塔架結構風振反應分析中。

圖10 比較了風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測值。由于現場情況復雜,實測得到的各測點加速度峰值隨風電機塔架高度不同而波動,但總的趨勢仍然是逐漸增加,且與數值模擬相比,在峰值和遞增規律上基本一致。

圖10 塔架不同高度處加速度峰值模擬值與監測值Fig.10 Simulation and site monitoring values of peak acceleration at different tower heights

風電機塔架頂部塔門法向測點數值模擬結果為510 gal,與監測值相差17.3%,塔門方向觀測點數值模擬值為1.7 gal,與監測值相差15%。雖然數值模擬值與監測值具有一定的差異,但是綜合考慮數值模擬模型與實際模型存在一定的差異、實際風電機周邊流場環境極為復雜以及監測本身也存在誤差等情況,從工程應用研究的方面來說,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產生影響。因此,在風電機塔架的加速度分析中,不能簡單地乘以一個相同系數來處理不同高度加速度變化量。

5 結論

文中通過對風電機塔架進行現場監測與數值模擬對比分析可以得到以下結論：

(1) 通過現場監測測得了風電機整機系統基本振動頻率,該頻率與風輪振動的激勵頻率允許范圍較為接近,容易引發風輪激勵與塔架結構共振,因此在風電機運行中,須予以重視。

(2) 采用p-y曲線法模擬樁土相互作用,采用“風輪-機艙-塔架-基礎”整機建模方法,并對其進行模態分析,分析結果與現場監測結果較為吻合,驗證了整機建模的合理性。

(3) 考慮風荷載與風電機整機結構的流固耦合效應的動力響應分析,并與現場振動監測結果較為接近,從一定程度上說,采用數值風洞對風電機整機結構進行風振分析是可靠、可行的,可為風電機塔架風致振動的判別以及結構設計提供依據。

(4) 不同約束條件下風電機系統的固有頻率不同,因此在風電機塔架結構施工中,可通過控制樁基礎的約束程度來控制風電機塔架的固有頻率,以避免風電機整機系統共振。