基于防屈曲支撐的導管架大型風機冰激振動響應(yīng)分析

宋 丹,張紀剛,*,馬哲昊,張鵬飛,趙國良,宋罕宇

(1.青島理工大學 土木工程學院,青島 266525;2.中建八局 第二建設(shè)有限公司青島分公司,青島 266061;3.青島第一市政工程有限公司,青島 266034;4.中國建筑上海設(shè)計院有限公司,上海 200063)

在低碳環(huán)保的大背景下,綠色能源長遠發(fā)展的目標明確。其中風能憑借環(huán)保、無公害、產(chǎn)能大等優(yōu)點成為發(fā)展最快的清潔能源之一。發(fā)展風電是我國實現(xiàn)“雙碳目標”的重要途徑,隨著陸地風電場的飽和,海上風電已成為我國“十四五”能源轉(zhuǎn)型的重要戰(zhàn)略發(fā)展路線[1]。目前,我國海上風機重點安裝在空氣密度較高、風能密度較大的中高緯度寒區(qū)海域。渤海海域是我國唯一的高緯度寒區(qū)海域,同時也是我國領(lǐng)海海域中風能儲量密度最大的海域[2]。因此,渤海海域是我國發(fā)展海上風電產(chǎn)業(yè)的重點海域。然而,在冬季受冷空氣和寒潮的影響,渤海冰情較為嚴重,重冰期甚至會導致結(jié)構(gòu)關(guān)鍵位置發(fā)生破壞進而倒塌[3-4]。其次,一般情況下,高聳柔性的導管架大型風機支撐構(gòu)件都是薄壁空心圓筒形結(jié)構(gòu),這類鋼結(jié)構(gòu)桿件細長比較大,在地震、風、冰等極端荷載下易發(fā)生屈曲破壞。一旦發(fā)生屈曲,支撐的剛度和承載能力會迅速下降,導致主體結(jié)構(gòu)突然承受更大的荷載,最終可能造成整個結(jié)構(gòu)破壞失效。

針對海上風機結(jié)構(gòu)冰激振動問題,國內(nèi)外學者進行了相關(guān)研究:BARKER和GRAVESEN等[5-6]以丹麥海域海上風機為研究對象,對加錐和無錐樁腿進行了冰激振動實驗并分析了海上風機在風-冰聯(lián)合作用下的影響;張大勇等[7]根據(jù)多年現(xiàn)場冰與結(jié)構(gòu)作用監(jiān)測數(shù)據(jù)和對冰荷載的研究成果,提出了海上風機結(jié)構(gòu)設(shè)計中需考慮的失效模式及評價方法,并以渤海某典型風機為例進行抗冰性能評價;黃焱等[8]利用ANSYS有限元軟件建立單柱三樁式結(jié)構(gòu)為支撐的海上風電模型,采用概化冰力函數(shù)確定的動冰力時程,對結(jié)構(gòu)進行不同海冰工況下的瞬態(tài)動力分析;闖振菊等[9]利用FAST軟件建立了導管架式一體化風機數(shù)值模型,研究樁腿加抗冰錐體前后結(jié)構(gòu)的抗冰性能,研究表明安裝抗冰錐體后的冰激振動降低明顯。上述大部分學者研究單樁風機較多,研究大型導管架支撐結(jié)構(gòu)冰激振動問題較少。

關(guān)于海上風機支撐結(jié)構(gòu)屈曲問題,部分學者也進行過針對性研究:趙聰杰[10]開展臺風環(huán)境下海上風機的易損性分析,研究表明塔筒和導管架支撐結(jié)構(gòu)在臺風作用下的主要破壞形式分別為屈曲和屈服破壞;YAN等[11]通過ANSYS有限元軟件分析了10 MW單樁海上風機在地震、風等多種環(huán)境荷載作用下的動力響應(yīng)和屈曲,研究發(fā)現(xiàn)由于屈曲的發(fā)生,環(huán)境載荷的變化將導致屈曲模態(tài)之間的過渡;PATIL等[12]通過GH Bladed軟件建立了1.65 MW的風機模型,計算了結(jié)構(gòu)在地震與風荷載下的動力響應(yīng),分析表明風機支撐結(jié)構(gòu)在地震作用下極易發(fā)生局部屈曲。但上述學者僅對單樁風機進行了研究且忽略了冰荷載的影響。

本文以渤海某10 MW四樁導管架大型風機為研究對象,利用ANSYS有限元軟件建立該風機結(jié)構(gòu)的足尺模型。考慮結(jié)構(gòu)幾何、材料的非線性特性,對其進行屈曲分析,將易發(fā)生屈曲的桿件換成防屈曲支撐,并對替換前后的導管架風機結(jié)構(gòu)在3條擠壓冰荷載下的振動響應(yīng)進行對比分析,以期為其他同類型海上風機結(jié)構(gòu)設(shè)計與研究工作提供參考。

1 海上導管架風機有限元模型

1.1 風機模型

利用ANSYS有限元分析軟件對渤海某四樁導管架風機建立簡化模型,如圖1所示。取渤海平均海平面作為零高程面建立O-XYZ坐標系,水平向東為X軸正向,垂直于水面向上為Y軸正向,水平向南為Z軸正向。模型中的所有桿件均采用beam188單元進行創(chuàng)建。將機艙(總質(zhì)量為446 036 kg)和輪轂(包含葉片,總質(zhì)量為230 667 kg)各自簡化成一個質(zhì)量單元,選用mass21單元模擬,以集中質(zhì)量的形式分別施加在塔筒頂部和機艙單元前端。已知該風機所處海域的土壤為硬黏土,因此采用自泥面垂直向下延長四倍樁直徑作為等效樁長、樁腿底部固接的方法來簡化模擬非彈性土和樁的相互作用[13]。

圖1 四樁導管架風機有限元模型

結(jié)構(gòu)自上而下包括機艙、塔筒、過渡段、導管架、樁腿,其中輪轂到偏航軸的距離為7.1 m;塔筒和過渡段斜撐均采用下大上小的變截面形式;導管架上部間距為12 m,底部間距為32 m,四根導管腿在每個立面(前、后、左、右立面)由三個大小不一的交叉支撐連接,自上而下分為第一層、第二層、第三層;四根豎直樁腿按正方形分布。材料均采用Q345B鋼材,其材料屬性見表1,構(gòu)件具體尺寸參數(shù)見表2。

表1 鋼材的材料屬性

表2 截面尺寸參數(shù) m

1.2 模態(tài)分析

利用ANAYS有限元軟件對導管架風機結(jié)構(gòu)進行模態(tài)分析,通過模態(tài)分析得到振型和固有頻率,如表3和圖2所示,由于篇幅有限,僅列出原結(jié)構(gòu)的第1,3,5,7階模態(tài)振型圖。

表3 導管架風機前7階頻率

圖2 原結(jié)構(gòu)模態(tài)振型

由于工程計算只關(guān)心風機結(jié)構(gòu)前兩階的固有頻率[14],因此將本文有限元模型的前兩階頻率與原風機結(jié)構(gòu)的基頻(0.24～0.25 Hz)進行對比,其結(jié)果均在合理范圍內(nèi),從而驗證了建模方法的正確性。

2 屈曲分析

2.1 線性屈曲分析

考慮X正向來冰(不考慮遮蔽效應(yīng)),將四個水平方向、大小為1 kN的載荷分別施加在風機結(jié)構(gòu)與海冰作用(標高EL+0.0)處,即分別施加在導管架結(jié)構(gòu)中的四根主導管腿上。在ANSYS中進行線性屈曲分析,并提取前3階屈曲模態(tài),如圖3所示。

圖3 導管架風機結(jié)構(gòu)屈曲模態(tài)

由圖3可知,結(jié)構(gòu)變形最大的位置主要發(fā)生在導管架第二層前、后立面的受壓支撐中。由于海冰與導管腿發(fā)生相互作用時,該處支撐除自身長細比較大外還承受著更大的冰荷載,是主要的受力構(gòu)件,所以此處更容易發(fā)生破壞。

2.2 非線性屈曲分析

為了模擬真實構(gòu)件的屈曲行為, 將第1階屈曲模態(tài)變形的1%作為初始缺陷施加到原結(jié)構(gòu)上(通常第1階屈曲模態(tài)是結(jié)構(gòu)最易達到的變形形狀)。海上風機屬于低阻尼結(jié)構(gòu),考慮Rayleigh阻尼,取阻尼比為0.02[15]。

牛頓-拉夫森(Newton-Raphson)迭代法能獲得比較精確的屈曲響應(yīng),因此采用該方法進行非線性屈曲分析。以線性屈曲分析得到的臨界荷載為最終荷載對結(jié)構(gòu)進行推覆分析,得到結(jié)構(gòu)屈曲圖(圖4),空間位移最大值出現(xiàn)在186號節(jié)點。由于風機模型前后對稱,因此在ANSYS后處理中僅提取186號節(jié)點的壓應(yīng)力和位移數(shù)值。為讓曲線表達更直觀,將壓應(yīng)力值加負號變?yōu)檎?得該節(jié)點的應(yīng)力-位移曲線如圖5所示。

圖5 186號節(jié)點應(yīng)力-位移曲線

由圖5可知,支撐壓應(yīng)力達到251.3 MPa后開始下降,而位移卻繼續(xù)增大。根據(jù)壓桿穩(wěn)定性的定義[16]可知,導管架第二層前、后立面的受壓支撐發(fā)生了屈曲破壞。因此,針對這一現(xiàn)象的發(fā)生,本文提出基于防屈曲支撐的新型導管架大型風機結(jié)構(gòu)。

3 防屈曲支撐有限元模型

防屈曲支撐(Buckling Restrained Brace,BRB)克服了普通支撐受壓屈曲的缺點,是一種軸向受壓時能達到屈服而不屈曲的構(gòu)件,其延性和滯回耗能能力高,兼有普通支撐和耗能構(gòu)件的雙重作用,為主體結(jié)構(gòu)提供抗側(cè)剛度的同時還能提供阻尼。普通支撐和BRB的受力過程及荷載-位移曲線關(guān)系如圖6所示[17]。

圖6 兩類支撐受力過程及荷載-位移曲線關(guān)系

3.1 模型介紹

BRB風機結(jié)構(gòu)與原風機結(jié)構(gòu)相似(下文簡稱BRB結(jié)構(gòu)、原結(jié)構(gòu)),僅需將圖3中第二層前、后立面的受壓支撐替換為BRB。本文選用只承受軸向拉壓荷載且不會出現(xiàn)屈曲失穩(wěn)現(xiàn)象的link8單元簡化模擬BRB[18]。為了充分發(fā)揮BRB延性和滯回耗能能力高的優(yōu)勢,選取屈服強度為160 MPa的低屈服點鋼材[19],其余材料屬性與原結(jié)構(gòu)相同。用BRB代替原來的桿件需遵循的原則就是替換的BRB承載能力要和原來桿件承載能力保持相當,其中BRB內(nèi)核單元的截面面積可利用式(1)確定[20]。鋼材本構(gòu)選用考慮包辛格效應(yīng)的雙線性隨動強化模型(BKIN)[21],取剪切模量Et=0.03E,其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖7所示。

圖7 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線

(1)

式中:Pd為BRB支撐設(shè)計承載能力;fc為鋼材屈服點;φ為安全系數(shù),φ=0.9。

對BRB結(jié)構(gòu)進行模態(tài)分析,原結(jié)構(gòu)和BRB結(jié)構(gòu)的前7階振型特征和自振頻率見表4。由表4可知,兩個結(jié)構(gòu)的振型特征保持一致,但頻率稍有變化。由于BRB選用了低屈服點的鋼材,因此需要更大的截面面積來保持與原支撐相同的承載能力,這將導致結(jié)構(gòu)的剛度增大,其頻率也隨之增大。

表4 前7階頻率及振型特征

3.2 模型驗證

為驗證BRB有限元模擬的正確性,本文選用文獻[22]單根BRB低周往復(fù)加載試驗的研究成果,采用相同的加載制度及邊界條件,進行有限元對比分析,滯回曲線對比結(jié)果如圖8所示。從圖8可以看出,數(shù)值模擬的結(jié)果與文獻[22]試驗結(jié)果較為接近,表明本文選取的材料模型能夠較為準確地模擬BRB復(fù)雜的滯回受力特性。

4 結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析及冰激動力響應(yīng)

4.1 冰荷載確定

該海上風機的導管腿屬于直立結(jié)構(gòu),海冰與直立結(jié)構(gòu)相互作用的主要破壞模式是擠壓破壞,因此在ANSYS有限元分析中選取3條擠壓冰(Push1,Push2,Push3)進行動力響應(yīng)分析。3條擠壓冰時程由渤海石油公司在導管腿直徑為1.2 m的海洋平臺上實測而得,風機導管腿直徑為1.65 m,根據(jù)渤海極值靜冰力計算公式(2)看出風機所受冰力的大小與導管腿直徑成正比關(guān)系[23-24]。按該海域100年一遇的設(shè)計冰況,得出導管架單腿所承受的極值靜冰力為9699 kN,冰力作用類型見表5,調(diào)整峰值后的冰力時程如圖9所示。

表5 冰力作用類型

圖9 擠壓冰時程

F=3.57mσcD0.5h1.1

(2)

式中:m為形狀系數(shù),圓截面取值0.9;σc為海冰的單軸壓縮強度,MPa;D為導管腿直徑,m;h為冰厚,m。

4.2 擠壓冰作用下風機結(jié)構(gòu)冰激振動響應(yīng)

在圖9所示的擠壓冰作用下分別對施加了初始缺陷的原結(jié)構(gòu)和BRB結(jié)構(gòu)進行冰激振動分析,提取塔筒頂端、導管架頂端以及樁腿頂端三個關(guān)鍵位置的位移、加速度響應(yīng)數(shù)據(jù),其動力響應(yīng)結(jié)果見表6。

表6 結(jié)構(gòu)冰激振動反應(yīng)

由表6可知,BRB結(jié)構(gòu)的冰激振動響應(yīng)明顯小于原結(jié)構(gòu)的冰激振動響應(yīng),不論是位移還是加速度均降低明顯,尤其關(guān)鍵位置的加速度減振效果更為顯著。由此可以看出BRB結(jié)構(gòu)可以有效地減小海上導管架風機結(jié)構(gòu)的冰激振動響應(yīng),具有較好的抗冰激振動效果。

BRB采用屈服應(yīng)力較低的鋼材,能夠在主體結(jié)構(gòu)構(gòu)件發(fā)生屈服之前先行屈服耗能,給結(jié)構(gòu)附加側(cè)向剛度的同時還增大了結(jié)構(gòu)的阻尼,保護主體結(jié)構(gòu)免遭冰激破壞,從而使得BRB結(jié)構(gòu)的冰激振動響應(yīng)小于原結(jié)構(gòu)。

5 結(jié)論

1) 對導管架風機有限元模型進行模態(tài)分析,將低階固有頻率與原風機結(jié)構(gòu)的基頻(0.24～0.25 Hz)進行對比,其結(jié)果均在合理范圍內(nèi),從而驗證了建模方法的正確性。

2) 對原結(jié)構(gòu)進行線性屈曲分析,發(fā)現(xiàn)導管架第二層的受壓斜撐變形過大,后對該風機結(jié)構(gòu)進行非線性屈曲分析,提取第二層支撐變形最大節(jié)點的位移-應(yīng)力曲線,發(fā)現(xiàn)該層支撐遭受極端冰荷載時易發(fā)生屈曲破壞。為防止支撐發(fā)生屈曲破壞,造成海上風機破壞,提出了新型BRB風機結(jié)構(gòu)。

3) 對BRB結(jié)構(gòu)進行模態(tài)分析,與原結(jié)構(gòu)模擬結(jié)果進行對比,結(jié)果表明兩個結(jié)構(gòu)的振型特征保持一致,但頻率稍有變化。由于BRB選用了低屈服點的鋼材,因此需要更大的截面面積來保持與原支撐相同的承載能力,進而提高了結(jié)構(gòu)的剛度,因此BRB結(jié)構(gòu)的頻率較原風機結(jié)構(gòu)的頻率略有提高。

4) 利用ANSYS建立BRB有限元模型,選用文獻[22]的研究成果,采用同樣的加載制度及邊界條件,進行有限元對比分析。結(jié)果表明數(shù)值模擬的結(jié)果與試驗結(jié)果較為接近,表明本文選取的材料模型能夠較為準確地模擬BRB復(fù)雜的滯回受力特性。

5) 通過對替換BRB前后的風機結(jié)構(gòu)在不同擠壓冰荷載作用下的時程響應(yīng)進行研究,發(fā)現(xiàn)BRB結(jié)構(gòu)在不同擠壓冰荷載作用下,均可以減小關(guān)鍵位置的峰值位移、峰值加速度,尤其在Push2作用下的減振效果更為明顯,結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)甚至可減小26%以上。這不僅解決了普通支撐易失穩(wěn)的問題,而且還提高了風機結(jié)構(gòu)的抗冰性能。該研究成果為其他同類型海上風機結(jié)構(gòu)設(shè)計與研究工作提供了參考。