基于防屈曲支撑的导管架大型风机冰激振动响应分析

宋 丹,张纪刚,*,马哲昊,张鹏飞,赵国良,宋罕宇

(1.青岛理工大学 土木工程学院,青岛 266525;2.中建八局 第二建设有限公司青岛分公司,青岛 266061;3.青岛第一市政工程有限公司,青岛 266034;4.中国建筑上海设计院有限公司,上海 200063)

在低碳环保的大背景下,绿色能源长远发展的目标明确。其中风能凭借环保、无公害、产能大等优点成为发展最快的清洁能源之一。发展风电是我国实现“双碳目标”的重要途径,随着陆地风电场的饱和,海上风电已成为我国“十四五”能源转型的重要战略发展路线[1]。目前,我国海上风机重点安装在空气密度较高、风能密度较大的中高纬度寒区海域。渤海海域是我国唯一的高纬度寒区海域,同时也是我国领海海域中风能储量密度最大的海域[2]。因此,渤海海域是我国发展海上风电产业的重点海域。然而,在冬季受冷空气和寒潮的影响,渤海冰情较为严重,重冰期甚至会导致结构关键位置发生破坏进而倒塌[3-4]。其次,一般情况下,高耸柔性的导管架大型风机支撑构件都是薄壁空心圆筒形结构,这类钢结构杆件细长比较大,在地震、风、冰等极端荷载下易发生屈曲破坏。一旦发生屈曲,支撑的刚度和承载能力会迅速下降,导致主体结构突然承受更大的荷载,最终可能造成整个结构破坏失效。

针对海上风机结构冰激振动问题,国内外学者进行了相关研究:BARKER和GRAVESEN等[5-6]以丹麦海域海上风机为研究对象,对加锥和无锥桩腿进行了冰激振动实验并分析了海上风机在风-冰联合作用下的影响;张大勇等[7]根据多年现场冰与结构作用监测数据和对冰荷载的研究成果,提出了海上风机结构设计中需考虑的失效模式及评价方法,并以渤海某典型风机为例进行抗冰性能评价;黄焱等[8]利用ANSYS有限元软件建立单柱三桩式结构为支撑的海上风电模型,采用概化冰力函数确定的动冰力时程,对结构进行不同海冰工况下的瞬态动力分析;闯振菊等[9]利用FAST软件建立了导管架式一体化风机数值模型,研究桩腿加抗冰锥体前后结构的抗冰性能,研究表明安装抗冰锥体后的冰激振动降低明显。上述大部分学者研究单桩风机较多,研究大型导管架支撑结构冰激振动问题较少。

关于海上风机支撑结构屈曲问题,部分学者也进行过针对性研究:赵聪杰[10]开展台风环境下海上风机的易损性分析,研究表明塔筒和导管架支撑结构在台风作用下的主要破坏形式分别为屈曲和屈服破坏;YAN等[11]通过ANSYS有限元软件分析了10 MW单桩海上风机在地震、风等多种环境荷载作用下的动力响应和屈曲,研究发现由于屈曲的发生,环境载荷的变化将导致屈曲模态之间的过渡;PATIL等[12]通过GH Bladed软件建立了1.65 MW的风机模型,计算了结构在地震与风荷载下的动力响应,分析表明风机支撑结构在地震作用下极易发生局部屈曲。但上述学者仅对单桩风机进行了研究且忽略了冰荷载的影响。

本文以渤海某10 MW四桩导管架大型风机为研究对象,利用ANSYS有限元软件建立该风机结构的足尺模型。考虑结构几何、材料的非线性特性,对其进行屈曲分析,将易发生屈曲的杆件换成防屈曲支撑,并对替换前后的导管架风机结构在3条挤压冰荷载下的振动响应进行对比分析,以期为其他同类型海上风机结构设计与研究工作提供参考。

1 海上导管架风机有限元模型

1.1 风机模型

利用ANSYS有限元分析软件对渤海某四桩导管架风机建立简化模型,如图1所示。取渤海平均海平面作为零高程面建立O-XYZ坐标系,水平向东为X轴正向,垂直于水面向上为Y轴正向,水平向南为Z轴正向。模型中的所有杆件均采用beam188单元进行创建。将机舱(总质量为446 036 kg)和轮毂(包含叶片,总质量为230 667 kg)各自简化成一个质量单元,选用mass21单元模拟,以集中质量的形式分别施加在塔筒顶部和机舱单元前端。已知该风机所处海域的土壤为硬黏土,因此采用自泥面垂直向下延长四倍桩直径作为等效桩长、桩腿底部固接的方法来简化模拟非弹性土和桩的相互作用[13]。

图1 四桩导管架风机有限元模型

结构自上而下包括机舱、塔筒、过渡段、导管架、桩腿,其中轮毂到偏航轴的距离为7.1 m;塔筒和过渡段斜撑均采用下大上小的变截面形式;导管架上部间距为12 m,底部间距为32 m,四根导管腿在每个立面(前、后、左、右立面)由三个大小不一的交叉支撑连接,自上而下分为第一层、第二层、第三层;四根竖直桩腿按正方形分布。材料均采用Q345B钢材,其材料属性见表1,构件具体尺寸参数见表2。

表1 钢材的材料属性

表2 截面尺寸参数 m

1.2 模态分析

利用ANAYS有限元软件对导管架风机结构进行模态分析,通过模态分析得到振型和固有频率,如表3和图2所示,由于篇幅有限,仅列出原结构的第1,3,5,7阶模态振型图。

表3 导管架风机前7阶频率

图2 原结构模态振型

由于工程计算只关心风机结构前两阶的固有频率[14],因此将本文有限元模型的前两阶频率与原风机结构的基频(0.24～0.25 Hz)进行对比,其结果均在合理范围内,从而验证了建模方法的正确性。

2 屈曲分析

2.1 线性屈曲分析

考虑X正向来冰(不考虑遮蔽效应),将四个水平方向、大小为1 kN的载荷分别施加在风机结构与海冰作用(标高EL+0.0)处,即分别施加在导管架结构中的四根主导管腿上。在ANSYS中进行线性屈曲分析,并提取前3阶屈曲模态,如图3所示。

图3 导管架风机结构屈曲模态

由图3可知,结构变形最大的位置主要发生在导管架第二层前、后立面的受压支撑中。由于海冰与导管腿发生相互作用时,该处支撑除自身长细比较大外还承受着更大的冰荷载,是主要的受力构件,所以此处更容易发生破坏。

2.2 非线性屈曲分析

为了模拟真实构件的屈曲行为, 将第1阶屈曲模态变形的1%作为初始缺陷施加到原结构上(通常第1阶屈曲模态是结构最易达到的变形形状)。海上风机属于低阻尼结构,考虑Rayleigh阻尼,取阻尼比为0.02[15]。

牛顿-拉夫森(Newton-Raphson)迭代法能获得比较精确的屈曲响应,因此采用该方法进行非线性屈曲分析。以线性屈曲分析得到的临界荷载为最终荷载对结构进行推覆分析,得到结构屈曲图(图4),空间位移最大值出现在186号节点。由于风机模型前后对称,因此在ANSYS后处理中仅提取186号节点的压应力和位移数值。为让曲线表达更直观,将压应力值加负号变为正值,得该节点的应力-位移曲线如图5所示。

图5 186号节点应力-位移曲线

由图5可知,支撑压应力达到251.3 MPa后开始下降,而位移却继续增大。根据压杆稳定性的定义[16]可知,导管架第二层前、后立面的受压支撑发生了屈曲破坏。因此,针对这一现象的发生,本文提出基于防屈曲支撑的新型导管架大型风机结构。

3 防屈曲支撑有限元模型

防屈曲支撑(Buckling Restrained Brace,BRB)克服了普通支撑受压屈曲的缺点,是一种轴向受压时能达到屈服而不屈曲的构件,其延性和滞回耗能能力高,兼有普通支撑和耗能构件的双重作用,为主体结构提供抗侧刚度的同时还能提供阻尼。普通支撑和BRB的受力过程及荷载-位移曲线关系如图6所示[17]。

图6 两类支撑受力过程及荷载-位移曲线关系

3.1 模型介绍

BRB风机结构与原风机结构相似(下文简称BRB结构、原结构),仅需将图3中第二层前、后立面的受压支撑替换为BRB。本文选用只承受轴向拉压荷载且不会出现屈曲失稳现象的link8单元简化模拟BRB[18]。为了充分发挥BRB延性和滞回耗能能力高的优势,选取屈服强度为160 MPa的低屈服点钢材[19],其余材料属性与原结构相同。用BRB代替原来的杆件需遵循的原则就是替换的BRB承载能力要和原来杆件承载能力保持相当,其中BRB内核单元的截面面积可利用式(1)确定[20]。钢材本构选用考虑包辛格效应的双线性随动强化模型(BKIN)[21],取剪切模量Et=0.03E,其应力-应变关系如图7所示。

图7 钢材应力-应变曲线

(1)

式中:Pd为BRB支撑设计承载能力;fc为钢材屈服点;φ为安全系数,φ=0.9。

对BRB结构进行模态分析,原结构和BRB结构的前7阶振型特征和自振频率见表4。由表4可知,两个结构的振型特征保持一致,但频率稍有变化。由于BRB选用了低屈服点的钢材,因此需要更大的截面面积来保持与原支撑相同的承载能力,这将导致结构的刚度增大,其频率也随之增大。

表4 前7阶频率及振型特征

3.2 模型验证

为验证BRB有限元模拟的正确性,本文选用文献[22]单根BRB低周往复加载试验的研究成果,采用相同的加载制度及边界条件,进行有限元对比分析,滞回曲线对比结果如图8所示。从图8可以看出,数值模拟的结果与文献[22]试验结果较为接近,表明本文选取的材料模型能够较为准确地模拟BRB复杂的滞回受力特性。

4 结构的模态分析及冰激动力响应

4.1 冰荷载确定

该海上风机的导管腿属于直立结构,海冰与直立结构相互作用的主要破坏模式是挤压破坏,因此在ANSYS有限元分析中选取3条挤压冰(Push1,Push2,Push3)进行动力响应分析。3条挤压冰时程由渤海石油公司在导管腿直径为1.2 m的海洋平台上实测而得,风机导管腿直径为1.65 m,根据渤海极值静冰力计算公式(2)看出风机所受冰力的大小与导管腿直径成正比关系[23-24]。按该海域100年一遇的设计冰况,得出导管架单腿所承受的极值静冰力为9699 kN,冰力作用类型见表5,调整峰值后的冰力时程如图9所示。

表5 冰力作用类型

图9 挤压冰时程

F=3.57mσcD0.5h1.1

(2)

式中:m为形状系数,圆截面取值0.9;σc为海冰的单轴压缩强度,MPa;D为导管腿直径,m;h为冰厚,m。

4.2 挤压冰作用下风机结构冰激振动响应

在图9所示的挤压冰作用下分别对施加了初始缺陷的原结构和BRB结构进行冰激振动分析,提取塔筒顶端、导管架顶端以及桩腿顶端三个关键位置的位移、加速度响应数据,其动力响应结果见表6。

表6 结构冰激振动反应

由表6可知,BRB结构的冰激振动响应明显小于原结构的冰激振动响应,不论是位移还是加速度均降低明显,尤其关键位置的加速度减振效果更为显著。由此可以看出BRB结构可以有效地减小海上导管架风机结构的冰激振动响应,具有较好的抗冰激振动效果。

BRB采用屈服应力较低的钢材,能够在主体结构构件发生屈服之前先行屈服耗能,给结构附加侧向刚度的同时还增大了结构的阻尼,保护主体结构免遭冰激破坏,从而使得BRB结构的冰激振动响应小于原结构。

5 结论

1) 对导管架风机有限元模型进行模态分析,将低阶固有频率与原风机结构的基频(0.24～0.25 Hz)进行对比,其结果均在合理范围内,从而验证了建模方法的正确性。

2) 对原结构进行线性屈曲分析,发现导管架第二层的受压斜撑变形过大,后对该风机结构进行非线性屈曲分析,提取第二层支撑变形最大节点的位移-应力曲线,发现该层支撑遭受极端冰荷载时易发生屈曲破坏。为防止支撑发生屈曲破坏,造成海上风机破坏,提出了新型BRB风机结构。

3) 对BRB结构进行模态分析,与原结构模拟结果进行对比,结果表明两个结构的振型特征保持一致,但频率稍有变化。由于BRB选用了低屈服点的钢材,因此需要更大的截面面积来保持与原支撑相同的承载能力,进而提高了结构的刚度,因此BRB结构的频率较原风机结构的频率略有提高。

4) 利用ANSYS建立BRB有限元模型,选用文献[22]的研究成果,采用同样的加载制度及边界条件,进行有限元对比分析。结果表明数值模拟的结果与试验结果较为接近,表明本文选取的材料模型能够较为准确地模拟BRB复杂的滞回受力特性。

5) 通过对替换BRB前后的风机结构在不同挤压冰荷载作用下的时程响应进行研究,发现BRB结构在不同挤压冰荷载作用下,均可以减小关键位置的峰值位移、峰值加速度,尤其在Push2作用下的减振效果更为明显,结构振动响应甚至可减小26%以上。这不仅解决了普通支撑易失稳的问题,而且还提高了风机结构的抗冰性能。该研究成果为其他同类型海上风机结构设计与研究工作提供了参考。