崔 浩，王文華，王 濱，李 穎，李 昕

(1.國華江蘇風電有限公司，江蘇鹽城224000；2.大連理工大學海岸和近海工程國家重點實驗室，遼寧大連116024；3.中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，浙江杭州311122；4.浙江科技學院中德工程師學院，浙江杭州310023)

0 引 言

風機地震反應分析目前已經(jīng)開展了大量的數(shù)值以及試驗研究。Prowell等[1]開展了陸上風機的全尺寸振動臺試驗，并進一步在FAST中建立了地震以及風荷載聯(lián)合作用下的陸上風機耦合模型[2，3]；Zheng等[4]開展了地震以及波浪荷載聯(lián)合作用下的海上風機動力模型試驗；Wang等[5]基于彈性相似律以及佛汝德數(shù)相似，在保證上部空氣動力荷載(氣動推力)的前提下開展了地震、風以及波浪荷載聯(lián)合作用下的海上風機結(jié)構(gòu)動力模型試驗?，F(xiàn)階段已有學者將TMD、TLD以及TLCD等應用于海上風機的振動控制，上述振動控制方法的基本原理可參考Connor[6]以及周福霖等[7]的相關著作。Dinh，Stewart，Lackner等[8-10]分別研究了TMD控制下不同基礎結(jié)構(gòu)型式的海上風機在風浪荷載聯(lián)合作用下的動力反應，并總結(jié)了TMD基本設計參數(shù)對于結(jié)構(gòu)反應控制效果的影響。Colwell，Chen等[11-12]分別采用耦合模型及動力試驗模型驗證了TLCD在不同荷載工況下對于海上風機結(jié)構(gòu)反應的控制效果。

表1 NREL 5MW基準風機基本參數(shù)

本文首先建立了地震、風以及波浪聯(lián)合作用下的海上風機運動控制方程，并依據(jù)該方程在FAST中添加地震荷載計算模塊建立了上述荷載聯(lián)合作用下的海上風機整體耦合分析模型，同時依據(jù)地震作用下海上風機的結(jié)構(gòu)動力反應特性，施加相應的TMD控制，以減小地震作用下海上風機的動力反應。

1 海上風機有限元模型

1.1 廣義的運動控制方程

有關地震、風以及波浪荷載聯(lián)合作用下的耦合模型介紹可參考文獻[14]的研究，本文只給出上述荷載作用下海上風機廣義的運動控制方程，即

(1)

地震荷載為

(2)

(3)

1.2 海上風機基本參數(shù)

本文參考NREL 5MW基準風機[13]和我國某海域海上風電場多樁基礎結(jié)構(gòu)形式建立本次研究的樣本風機，有關NREL 5MW基準風機基本參數(shù)如表1所示。

圖1 地震波時程

1.3 海上風機地震計算工況

為了研究地震荷載作用下海上風機結(jié)構(gòu)的動力反應特性，首先選取4種實測地震波時程進行地震荷載單獨作用下風機結(jié)構(gòu)動力反應計算，4種地震波分別為Elcentro、Taft、Northridge、Chichi，其時程曲線如圖1所示。同時為了進一步研究不同TMD的控制效果，各地震波進行6種TMD控制對比試驗。

2 地震作用下海上風機的結(jié)構(gòu)動力響應

2.1 風機塔筒加速度反應

地震荷載作用下機艙頂部加速度反應極值對比如表2所示，沿塔筒高度的加速度動力放大系數(shù)變化如圖2所示。由表2可知，由于整體結(jié)構(gòu)模型上部結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)子葉片的影響造成機艙位置加速度均小于地震波時程的加速度峰值，而由圖2可知雖然Northridge波峰值加速度較小，但卻激發(fā)了最大的風機塔筒動力放大系數(shù)。這主要是由于該地震波的控制頻率接近風機塔筒二階頻率。同時包含豐富的高頻分量，在該地震波作用下塔筒二階頻率及上述高頻分量成為了塔筒加速度反應的控制頻率。

表2 機艙位置加速度時程極值對比 m/s2

圖2 風機塔筒加速度動力反應放大系數(shù)

2.2 風機基礎反應

各地震荷載時程作用下的風機基礎時程反應統(tǒng)計值對比如表3所示。從對比中可以得出基礎反應極值與地震加速度峰值密切相關，因此在Chichi波作用下產(chǎn)生了最大的基礎反應，雖然Northridge波激發(fā)了最大的風機塔筒動力反應放大系數(shù)，但是由于基礎反應與塔筒加速度反應的控制頻率不同，所以相對于其他實測地震波時程Northridge波激發(fā)的風機基礎反應較小。

表3 風機基礎時程反應統(tǒng)計值對比

3 TMD控制下的海上風機結(jié)構(gòu)反應

3.1 TMD基本參數(shù)

依據(jù)地震作用下的海上風機結(jié)構(gòu)反應動力特性確定TMD的布置方案，其中機艙TMD布置如圖3所示。

圖3 風機機艙TMD布置示意

依據(jù)周福霖等[8]提出的TMD基本參數(shù)設計準則選取其基本設計參數(shù)，TMD基本設計參數(shù)如表4所示，其中，μ為質(zhì)量比；mTMD為阻尼器質(zhì)量；fopt為控制頻率比；kTMD為阻尼器的剛度；ζopt為阻尼器的阻尼比；cTMD為阻尼器的阻尼系數(shù)；fTMD為阻尼器的控制頻率；位置1代表阻尼器布置于風機機艙內(nèi)部，位置2代表阻尼器布置于風機塔筒底部。

3.2 TMD控制下的風機機艙加速度

TMD控制下風機機艙加速度時程反應如圖4所示，可知TMD方法顯著降低了地震作用下的塔筒頂部加速度的時域和頻率反應。進一步對比機艙加速度統(tǒng)計值，如表5、6所示。由表5、6可知，對于不同地震波時程TMD均能夠有效地降低機艙位置的加速度反應時程，并且布置于機艙位置的控制頻率為整體結(jié)構(gòu)基頻的TMD具有更為有效的控制效果。但是對于塔筒最大加速度反應統(tǒng)計值，上述TMD的控制效果均不明顯，這是由于上述TMD的設計頻率并未包含該反應的控制頻率。

表4 TMD基本設計參數(shù)

表5 TMD控制下風機機艙加速度反應統(tǒng)計值對比(El centro波)

表6 TMD控制下風機機艙加速度反應統(tǒng)計值對比(Chichi波)

圖4 TMD控制下的機艙加速度時程反應對比(El centro波)

3.3 TMD控制下風機基礎反應對比

TMD控制下風機基礎時程反應對比如圖5所示，統(tǒng)計值對比如表7、8所示。由圖 5可知，對于風機基礎反應El centro波工況下的控制效果明顯優(yōu)于Chichi波作用工況，因此對于高烈度地震荷載TMD的控制效果將顯著的受到地震峰值加速度以及控制頻率的影響。由表7、8可知，對于El centro波布置于塔筒底部位置的控制頻率為整體結(jié)構(gòu)二階頻率的TMD的控制效果更為明顯，機艙位置的TMD并不能有效的控制風機基礎反應，特別是對于基底剪力。而對于Chichi波，并不能得出與El centro波相同的結(jié)論，此時機艙位置TMD對于該地震波作用下的傾覆力矩具有較為明顯的控制效果。

表7 TMD控制下的風機基礎反應統(tǒng)計值對比(El centro波)

表8 TMD控制下的風機基礎反應統(tǒng)計值對比(Chichi波)

圖6 TMD控制下的風機基礎傾覆力矩時程反應對比

4 結(jié) 論

通過地震作用下海上風機動力反應分析以及TMD振動控制研究可知：①由于地震控制頻率的影響將激發(fā)海上風機局部結(jié)構(gòu)高頻分量，比如前述Northridge波作用下的風機機艙二階頻率。同時海上風機基礎反應顯著地受到地震峰值加速度的影響。②TMD方法能夠有效地降低塔筒頂部位置的加速度反應時程，但由于各位置加速度反應控制頻率的差異，TMD并不能全面地降低海上風機結(jié)構(gòu)的加速度反應，比如前述地震作用下機艙最大加速度。③TMD對于風機基礎反應控制的效果顯著地受到地震波類型的影響，因此對于地震工況下實際海上風機基礎反應控制有必要依據(jù)場地條件選取多條實測和人工合成地震波進行振動控制效果對比驗證，從而選取最優(yōu)振動控制方案。

綜上所述，采用TMD不能同時有效的降低海上風機局部和整體結(jié)構(gòu)反應，并且各反應對應的有效控制方法不相同。此外，上述對比未考慮與風和波浪荷載的組合工況，但需注意到風浪荷載與地震荷載的差異將會造成海上風機結(jié)構(gòu)反應具有更為豐富的控制頻率，因此有必要在現(xiàn)有研究的基礎上進一步開展研究工作，提出更為有效的控制方法。