地震作用下海上风机TMD控制

崔 浩，王文华，王 滨，李 颖，李 昕

(1.国华江苏风电有限公司，江苏盐城224000；2.大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室，辽宁大连116024；3.中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江杭州311122；4.浙江科技学院中德工程师学院，浙江杭州310023)

0 引 言

风机地震反应分析目前已经开展了大量的数值以及试验研究。Prowell等[1]开展了陆上风机的全尺寸振动台试验，并进一步在FAST中建立了地震以及风荷载联合作用下的陆上风机耦合模型[2，3]；Zheng等[4]开展了地震以及波浪荷载联合作用下的海上风机动力模型试验；Wang等[5]基于弹性相似律以及佛汝德数相似，在保证上部空气动力荷载(气动推力)的前提下开展了地震、风以及波浪荷载联合作用下的海上风机结构动力模型试验。现阶段已有学者将TMD、TLD以及TLCD等应用于海上风机的振动控制，上述振动控制方法的基本原理可参考Connor[6]以及周福霖等[7]的相关著作。Dinh，Stewart，Lackner等[8-10]分别研究了TMD控制下不同基础结构型式的海上风机在风浪荷载联合作用下的动力反应，并总结了TMD基本设计参数对于结构反应控制效果的影响。Colwell，Chen等[11-12]分别采用耦合模型及动力试验模型验证了TLCD在不同荷载工况下对于海上风机结构反应的控制效果。

表1 NREL 5MW基准风机基本参数

本文首先建立了地震、风以及波浪联合作用下的海上风机运动控制方程，并依据该方程在FAST中添加地震荷载计算模块建立了上述荷载联合作用下的海上风机整体耦合分析模型，同时依据地震作用下海上风机的结构动力反应特性，施加相应的TMD控制，以减小地震作用下海上风机的动力反应。

1 海上风机有限元模型

1.1 广义的运动控制方程

有关地震、风以及波浪荷载联合作用下的耦合模型介绍可参考文献[14]的研究，本文只给出上述荷载作用下海上风机广义的运动控制方程，即

(1)

地震荷载为

(2)

(3)

1.2 海上风机基本参数

本文参考NREL 5MW基准风机[13]和我国某海域海上风电场多桩基础结构形式建立本次研究的样本风机，有关NREL 5MW基准风机基本参数如表1所示。

图1 地震波时程

1.3 海上风机地震计算工况

为了研究地震荷载作用下海上风机结构的动力反应特性，首先选取4种实测地震波时程进行地震荷载单独作用下风机结构动力反应计算，4种地震波分别为Elcentro、Taft、Northridge、Chichi，其时程曲线如图1所示。同时为了进一步研究不同TMD的控制效果，各地震波进行6种TMD控制对比试验。

2 地震作用下海上风机的结构动力响应

2.1 风机塔筒加速度反应

地震荷载作用下机舱顶部加速度反应极值对比如表2所示，沿塔筒高度的加速度动力放大系数变化如图2所示。由表2可知，由于整体结构模型上部结构转子叶片的影响造成机舱位置加速度均小于地震波时程的加速度峰值，而由图2可知虽然Northridge波峰值加速度较小，但却激发了最大的风机塔筒动力放大系数。这主要是由于该地震波的控制频率接近风机塔筒二阶频率。同时包含丰富的高频分量，在该地震波作用下塔筒二阶频率及上述高频分量成为了塔筒加速度反应的控制频率。

表2 机舱位置加速度时程极值对比 m/s2

图2 风机塔筒加速度动力反应放大系数

2.2 风机基础反应

各地震荷载时程作用下的风机基础时程反应统计值对比如表3所示。从对比中可以得出基础反应极值与地震加速度峰值密切相关，因此在Chichi波作用下产生了最大的基础反应，虽然Northridge波激发了最大的风机塔筒动力反应放大系数，但是由于基础反应与塔筒加速度反应的控制频率不同，所以相对于其他实测地震波时程Northridge波激发的风机基础反应较小。

表3 风机基础时程反应统计值对比

3 TMD控制下的海上风机结构反应

3.1 TMD基本参数

依据地震作用下的海上风机结构反应动力特性确定TMD的布置方案，其中机舱TMD布置如图3所示。

图3 风机机舱TMD布置示意

依据周福霖等[8]提出的TMD基本参数设计准则选取其基本设计参数，TMD基本设计参数如表4所示，其中，μ为质量比；mTMD为阻尼器质量；fopt为控制频率比；kTMD为阻尼器的刚度；ζopt为阻尼器的阻尼比；cTMD为阻尼器的阻尼系数；fTMD为阻尼器的控制频率；位置1代表阻尼器布置于风机机舱内部，位置2代表阻尼器布置于风机塔筒底部。

3.2 TMD控制下的风机机舱加速度

TMD控制下风机机舱加速度时程反应如图4所示，可知TMD方法显著降低了地震作用下的塔筒顶部加速度的时域和频率反应。进一步对比机舱加速度统计值，如表5、6所示。由表5、6可知，对于不同地震波时程TMD均能够有效地降低机舱位置的加速度反应时程，并且布置于机舱位置的控制频率为整体结构基频的TMD具有更为有效的控制效果。但是对于塔筒最大加速度反应统计值，上述TMD的控制效果均不明显，这是由于上述TMD的设计频率并未包含该反应的控制频率。

表4 TMD基本设计参数

表5 TMD控制下风机机舱加速度反应统计值对比(El centro波)

表6 TMD控制下风机机舱加速度反应统计值对比(Chichi波)

图4 TMD控制下的机舱加速度时程反应对比(El centro波)

3.3 TMD控制下风机基础反应对比

TMD控制下风机基础时程反应对比如图5所示，统计值对比如表7、8所示。由图 5可知，对于风机基础反应El centro波工况下的控制效果明显优于Chichi波作用工况，因此对于高烈度地震荷载TMD的控制效果将显著的受到地震峰值加速度以及控制频率的影响。由表7、8可知，对于El centro波布置于塔筒底部位置的控制频率为整体结构二阶频率的TMD的控制效果更为明显，机舱位置的TMD并不能有效的控制风机基础反应，特别是对于基底剪力。而对于Chichi波，并不能得出与El centro波相同的结论，此时机舱位置TMD对于该地震波作用下的倾覆力矩具有较为明显的控制效果。

表7 TMD控制下的风机基础反应统计值对比(El centro波)

表8 TMD控制下的风机基础反应统计值对比(Chichi波)

图6 TMD控制下的风机基础倾覆力矩时程反应对比

4 结 论

通过地震作用下海上风机动力反应分析以及TMD振动控制研究可知：①由于地震控制频率的影响将激发海上风机局部结构高频分量，比如前述Northridge波作用下的风机机舱二阶频率。同时海上风机基础反应显著地受到地震峰值加速度的影响。②TMD方法能够有效地降低塔筒顶部位置的加速度反应时程，但由于各位置加速度反应控制频率的差异，TMD并不能全面地降低海上风机结构的加速度反应，比如前述地震作用下机舱最大加速度。③TMD对于风机基础反应控制的效果显著地受到地震波类型的影响，因此对于地震工况下实际海上风机基础反应控制有必要依据场地条件选取多条实测和人工合成地震波进行振动控制效果对比验证，从而选取最优振动控制方案。

综上所述，采用TMD不能同时有效的降低海上风机局部和整体结构反应，并且各反应对应的有效控制方法不相同。此外，上述对比未考虑与风和波浪荷载的组合工况，但需注意到风浪荷载与地震荷载的差异将会造成海上风机结构反应具有更为丰富的控制频率，因此有必要在现有研究的基础上进一步开展研究工作，提出更为有效的控制方法。