陳俊嶺+陽(yáng)榮昌+馬人樂(lè)

摘要：為解決傳統(tǒng)單管風(fēng)力發(fā)電塔架在大型風(fēng)電機(jī)組應(yīng)用中加工、制作、安裝和運(yùn)輸成本大幅上升的問(wèn)題，提出一種新型組合式塔架結(jié)構(gòu)，并對(duì)其進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì).該塔架上部為傳統(tǒng)單管式塔架，下部為四角鋼十字形組合截面塔柱的格構(gòu)式塔架.通過(guò)對(duì)四角鋼十字形組合截面的軸壓極限承載力進(jìn)行分析，得到組合截面的穩(wěn)定系數(shù)曲線.基于粒子群算法，綜合考慮應(yīng)力、頻率和長(zhǎng)細(xì)比約束等因素，對(duì)下部格構(gòu)式塔架的形狀和桿件截面進(jìn)行優(yōu)化.分析結(jié)果表明，組合式塔架結(jié)構(gòu)可以解決傳統(tǒng)單管式風(fēng)力發(fā)電塔架的運(yùn)輸問(wèn)題，且用鋼量節(jié)省約34%.

關(guān)鍵詞：風(fēng)力發(fā)電塔;格構(gòu)式塔架;結(jié)構(gòu)優(yōu)化;粒子群算法;四角鋼十字形組合截面

中圖分類號(hào)：TK83;TU359 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

Structural Design Optimization of a Composite

Tower for Large Wind Turbine Systems

CHEN Jun-ling， YANG Rong-chang， MA Ren-le

（Dept of Structural Engineering， Tongji Univ， Shanghai200092， China）

Abstract：Traditional tubular wind turbine towers may result in a great increase in the fabricating， mounting and transporting cost for large wind turbine systems. A new composite tower was proposed and then the structural optimization was carried out. The new structure is composed of a lattice tower at the bottom with four-angle combined cross-section legs and the steel tube at the top. The stability coefficients curve of the four-angle combined cross-section column subjected to axial compression was first obtained by a series of ultimate bearing capacity analyses. Considering the strength， frequency and slenderness ratio as constraint conditions， the shape and section optimization of the lower lattice tower was carried out. The optimal results show that the proposed structural system can resolve the scarcity of traditional tubular ?steel ?towers in transportation and has a 34% less steel consumption.

Key words：wind turbines; lattice tower; structural optimization; particle swarm optimization; four-angle combined cross-section

隨著傳統(tǒng)化石能源的不斷消耗，能源問(wèn)題已經(jīng)成為世界各國(guó)共同面對(duì)的一個(gè)巨大挑戰(zhàn)，發(fā)展風(fēng)電技術(shù)成為解決能源問(wèn)題的有效途徑之一.增加輪轂高度可獲得更大的電力生產(chǎn)能力，這要求更高的支撐塔架把機(jī)艙和葉片等部件舉到設(shè)計(jì)高度.單管塔結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)單、占地面積小、外形美觀，因此在風(fēng)力發(fā)電塔中應(yīng)用非常普遍.但隨著塔架高度的增加，鋼管的直徑越來(lái)越大，導(dǎo)致鋼板厚度越來(lái)越大、加工困難、經(jīng)濟(jì)性變差[1].當(dāng)輪轂高度超過(guò)100 m后，鋼管直徑還可能超過(guò)公路運(yùn)輸限高，使得運(yùn)輸困難.因此，研究人員開始尋求可替代的結(jié)構(gòu)形式，格構(gòu)式塔架開始進(jìn)入人們的視野.鄭瑞杰和馬人樂(lè)[2] 提出一種新型變截面構(gòu)架式風(fēng)力發(fā)電塔架并以某3 MW風(fēng)機(jī)為例進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，指出構(gòu)架式塔架相比單管式塔架具有剛度大和運(yùn)輸方便等優(yōu)點(diǎn).Dehm[3]介紹了德國(guó)某2.5 MW風(fēng)電機(jī)組160 m高全格構(gòu)式角鋼塔架的設(shè)計(jì)和施工，指出格構(gòu)式塔架可用于建造更高的風(fēng)力發(fā)電塔架.Seidel[4]介紹了某5 MW風(fēng)電機(jī)組的支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，其上部為單管塔，下部格構(gòu)式鋼管塔架的塔柱和斜桿之間通過(guò)鑄鋼節(jié)點(diǎn)連接.本文結(jié)合格構(gòu)式角鋼塔架和單管塔架的優(yōu)點(diǎn)，提出一種下部為格構(gòu)式角鋼塔架、上部單根鋼管組合而成的新型風(fēng)力發(fā)電塔架結(jié)構(gòu)形式，并以某輪轂高度110 m的1.5 MW風(fēng)力機(jī)為原型，采用粒子群優(yōu)化算法，考慮結(jié)構(gòu)頻率等約束條件對(duì)組合塔架進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì).

1 組合式塔架

對(duì)于一般的電視塔、輸電塔等高聳結(jié)構(gòu)，雖然風(fēng)荷載在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中起控制作用，但由于風(fēng)荷載的頻遇值較低，一般不會(huì)引起結(jié)構(gòu)疲勞破壞.風(fēng)電機(jī)組塔架則不同，不僅要承受很強(qiáng)的風(fēng)荷載，還要承受風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的周期性作用力，疲勞荷載往往成為影響結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的重要因素.由于應(yīng)力集中、焊接缺陷、殘余應(yīng)力等因素的影響，焊接結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度遠(yuǎn)低于鋼材的強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，因此風(fēng)電機(jī)組格構(gòu)式塔架的構(gòu)件之間應(yīng)盡量避免焊接.常見的格構(gòu)式塔架構(gòu)件一般為角鋼或鋼管，角鋼構(gòu)件制作簡(jiǎn)單，工廠簡(jiǎn)單切割和鉆孔后現(xiàn)場(chǎng)螺栓連接即可;鋼管構(gòu)件或鋼管與角鋼之間采用法蘭、單剪或雙剪連接，但不管采用哪種連接方式，鋼管上均需焊接連接件.為充分利用材料的疲勞強(qiáng)度，提高塔架結(jié)構(gòu)的抗疲勞性能，新型風(fēng)力發(fā)電組合式塔架（圖1（a）），單管式塔架（圖1（b））除局部節(jié)點(diǎn)采用對(duì)接焊外，主要構(gòu)件之間均采用摩擦型高強(qiáng)螺栓連接.

由于風(fēng)電機(jī)組頂部機(jī)艙、葉片等部件的重量和迎風(fēng)面積較大，導(dǎo)致塔柱內(nèi)力比一般高聳結(jié)構(gòu)大很多.為此，下部格構(gòu)式塔架的塔柱采用四角鋼十字形組合截面（圖2（a）），橫桿、斜桿和橫膈等桿件采用單角鋼或雙角鋼T形截面（圖2（b）），通過(guò)間隔設(shè)置的填板和螺栓保證組合截面的協(xié)同受力.塔架斜桿與水平軸夾角為45°左右.為防止塔身和葉片碰撞，葉片范圍內(nèi)塔架為單根鋼管.主要構(gòu)件（包括角鋼和鋼管）材料均為Q345B，高強(qiáng)螺栓為10.9級(jí).

格構(gòu)式塔架頂部的寬度B1根據(jù)上部單管塔底部的直徑D、變坡角β和轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)高度h確定.

B1=20.5D+htan β. （1）

輪轂高度和風(fēng)輪直徑確定后，格構(gòu)式塔架高度H便相應(yīng)確定.當(dāng)保持斜桿與水平軸的夾角不變時(shí)，格構(gòu)式塔架各段寬度為等比數(shù)列.若給定塔架底部寬度B0，便可利用遞推關(guān)系由H，B0和B1 3個(gè)參數(shù)確定格構(gòu)式塔架的幾何形狀.

2 四角鋼十字形組合構(gòu)件極限承載力

根據(jù)GB 50017-2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[5]第5.1.2條規(guī)定，四角鋼十字形組合截面作為軸心受力構(gòu)件時(shí)，穩(wěn)定系數(shù)按b類截面計(jì)算，構(gòu)件的長(zhǎng)細(xì)比不得小于5.07b/t.風(fēng)電機(jī)組的機(jī)艙和葉片安裝在塔架頂部，使得塔頂作用有較大的重力荷載和風(fēng)荷載，因此四角鋼十字形組合截面塔柱的內(nèi)力較大，角鋼需要采用L180×14，L180×16，L180×18等規(guī)格， 板件的寬厚比b/t為10～12.85，因此構(gòu)件的長(zhǎng)細(xì)比小于50.7～65時(shí)不能按規(guī)范公式進(jìn)行穩(wěn)定承載力驗(yàn)算.本文為后續(xù)組合式塔架優(yōu)化分析的開展，采用通用有限元分析軟件ANSYS對(duì)四角鋼十字形組合截面的軸壓承載力進(jìn)行了深入研究.

2.1有限元模型

桿件的計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖3所示，其中v0為桿件初彎曲（扭轉(zhuǎn)屈曲時(shí)為初始缺陷幅值），取桿件長(zhǎng)度的1/1 000[6]，基于一致模態(tài)缺陷法引入初始幾何缺陷.角鋼和填板用Shell181單元模擬，采用接觸單元Conta173和Targe170模擬角鋼之間組合作用，通過(guò)結(jié)點(diǎn)耦合模擬填板和角鋼之間的螺栓連接.角鋼的殘余應(yīng)力分布形式與文獻(xiàn)[5]中柱子曲線殘余應(yīng)力分布形式一致，即按對(duì)稱分布模式考慮（圖4（a）），其中正號(hào)代表受拉，負(fù)號(hào)代表受壓，fy為鋼材的屈服強(qiáng)度，取為345 MPa.β可在區(qū)間[0.15，0.3]內(nèi)取值，本文取0.2.鋼材本構(gòu)采用理想彈塑性模型，如圖4（b）所示，彈性模量E取2.06×105MPa，泊松比取0.3.

2.2模型驗(yàn)證

國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者對(duì)雙角鋼十字形組合截面柱的承載力進(jìn)行了試驗(yàn)和理論研究[7-10].為驗(yàn)證本文有限元模型的正確性，選取劉紅軍和李正良[9]單節(jié)間偏心受壓試驗(yàn)中L14-2-a和L14-2-b兩根試件進(jìn)行模擬，角鋼截面為L(zhǎng)160×14，試件長(zhǎng)度為1 860 mm，長(zhǎng)細(xì)比為30.L14-2-a試件的壓力差為20%，L14-2-b試件的壓力差為30%（文獻(xiàn)[9]通過(guò)壓力差確定偏心距）.角鋼的屈服強(qiáng)度根據(jù)給定的材性試驗(yàn)結(jié)果確定，有限元模型的邊界條件、荷載條件、材料本構(gòu)模型及其他相關(guān)參數(shù)和文獻(xiàn)[9]一致，有限元模型如圖5所示.

圖6為試件L14-2-b在極限荷載下的應(yīng)力分布和變形圖.從圖中可以看出，角鋼的破壞模式以彎曲失穩(wěn)為主.提取C點(diǎn)沿桿軸方向應(yīng)變隨荷載變化的曲線，并與文獻(xiàn)[9]給出的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，如圖7所示.從圖7可以看出，本文計(jì)算結(jié)果和文獻(xiàn)[9]試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，最大值略小于試驗(yàn)值，試件L14-2-a和L14-2-b的誤差分別為-6%和-1%，驗(yàn)證了雙角鋼組合截面有限元模型的正確性.

2.3十字形組合截面穩(wěn)定系數(shù)

取四角鋼十字形組合截面構(gòu)件的長(zhǎng)細(xì)比λx范圍為[20，150]，選取型號(hào)L180×14，L180×16，L180×18，L200×14，L200×16，L200×18，L200×20和L200×24的等邊角鋼為分析對(duì)象.當(dāng)角鋼肢背間距δ （即填板厚度）為2t/3～1.5t（t為角鋼厚度）時(shí)，對(duì)組合截面的回轉(zhuǎn)半徑影響不大，分析時(shí)取δ=t.根據(jù)GB 50017-2003 [5]第5.1.5條規(guī)定，填板間距取為40i，i為截面回轉(zhuǎn)半徑.基于2.1節(jié)方法建立四角鋼十字形組合截面有限元模型如圖8所示.

對(duì)不同長(zhǎng)細(xì)比構(gòu)件進(jìn)行線性屈曲分析，發(fā)現(xiàn)四角鋼十字形組合截面構(gòu)件的屈曲模態(tài)和桿件長(zhǎng)細(xì)比及板件寬厚比有關(guān).當(dāng)桿件長(zhǎng)細(xì)比較小時(shí)，構(gòu)件一階屈曲模態(tài)為扭轉(zhuǎn)屈曲;當(dāng)桿件長(zhǎng)細(xì)比較大時(shí)，構(gòu)件一階屈曲模態(tài)為彎曲屈曲.扭轉(zhuǎn)屈曲和彎曲屈曲的臨界長(zhǎng)細(xì)比與板件寬厚比近似成線性關(guān)系，擬合公式為：

λcr=5.129b/t-6.280. （2）

記有限元分析所得構(gòu)件極限承載力N與構(gòu)件截面面積A及屈服強(qiáng)度f(wàn)y乘積的比值為穩(wěn)定系數(shù)φ，即φ=N/（Afy），構(gòu)件正則化長(zhǎng)細(xì)比λn=λfy/E/π與穩(wěn)定系數(shù)關(guān)系曲線如圖9所示，并與GB 50017-2003 [5]中b曲線和歐拉公式計(jì)算結(jié)果對(duì)比.從圖9（a）中可以看出，總體上，有限元分析結(jié)果介于b曲線和歐拉公式之間：當(dāng)桿件長(zhǎng)細(xì)比較小時(shí)，穩(wěn)定系數(shù)接近于1，近乎于強(qiáng)度破壞;而當(dāng)桿件長(zhǎng)細(xì)比較大時(shí)，有限元計(jì)算結(jié)果和規(guī)范中b曲線更為接近.

選取有限元計(jì)算結(jié)果的下限值擬合四角鋼組合十字形截面的柱子曲線，擬合時(shí)采用分段函數(shù)的方式，并保持曲線的連續(xù)性.當(dāng)0.261≤λn<0.456時(shí)，φ取為常數(shù);當(dāng)λn≥0.456時(shí)，選用GB 50017-2003 [5]所采用的Perry公式形式的表達(dá)式（3），求得α2=0.931，α3=0.250，擬合曲線見圖9（b）.

φ=12λ2n（α2+α3λn+λ2n）-α2+α3λn+λ2n2-4λ2n.（3）

3 組合式塔架設(shè)計(jì)優(yōu)化

一般而言，風(fēng)力發(fā)電機(jī)組中的塔架結(jié)構(gòu)造價(jià)約占總造價(jià)的20%左右，且隨著功率的增加進(jìn)一步加大.因此，采用優(yōu)化算法對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)對(duì)進(jìn)一步降低結(jié)構(gòu)造價(jià)有重要意義.Gencturk等[11]基于禁忌搜索算法對(duì)某100 kW小型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組角鋼塔架的桿件尺寸進(jìn)行了優(yōu)化.Zwick等 [12]以風(fēng)電機(jī)組塔架生命周期為目標(biāo)函數(shù)，采用迭代優(yōu)化方法對(duì)某100 m高的格構(gòu)式鋼管塔架的桿件厚度進(jìn)行了優(yōu)化，并對(duì)關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行了敏感性分析.鄭瑞杰和馬人樂(lè)[2]采用遺傳算法（GA）對(duì)所提出的構(gòu)架式風(fēng)力發(fā)電塔架進(jìn)行了截面尺寸優(yōu)化和形狀優(yōu)化，表明構(gòu)架式風(fēng)力發(fā)電塔架比傳統(tǒng)單管塔可降低17%的成本.粒子群算法（Particle Swarm Optimization，簡(jiǎn)稱PSO）是由Kennedy和 Eberhart[13]基于對(duì)鳥群覓食行為的研究而提出的一種新的進(jìn)化算法，因其具有高效、魯棒性好和容易編程實(shí)現(xiàn)且可以處理非線性問(wèn)題的特點(diǎn)而廣泛應(yīng)用于工程優(yōu)化設(shè)計(jì)[14].本文采用粒子群算法對(duì)新型塔架下部的格構(gòu)式塔架的形狀和桿件截面進(jìn)行優(yōu)化.

3.1粒子群算法

PSO在數(shù)學(xué)上可描述為：若種群中有n個(gè)粒子，表示成X=（X1 X2 … Xn），每個(gè)粒子為d維向量Xi=（xi1 xi2 … xid）T，其中的元素xij（i=1， 2， …， n; j=1， 2， …， d）對(duì)應(yīng)于每個(gè)需要優(yōu)化的變量.每個(gè)粒子對(duì)應(yīng)的速度記為Vi=（vi1 vi2 … vid）T，個(gè)體最優(yōu)位置記為Pbesti=（Pbesti1 Pbesti2 … Pbestid）T;群體的最優(yōu)位置記為Gbesti=（Gbesti1 Gbesti2 … Gbestid）T.每個(gè)粒子中第k個(gè)元素更新速度和位置的規(guī)則分別為：

vt+1ik=wvtik+c1ξPtbestik-xtik+

c2ηGtbestk-xtik; （4）

xt+1ik=xtik+rvtik. （5）

式中：t為當(dāng)前迭代步，則（t+1）為下一迭代步;w為慣性權(quán)重，取值為0.1～0.9，本文采用線性遞減的慣性權(quán)重;c1和c2為加速度因子，根據(jù)文獻(xiàn)[14]分析結(jié)果取c1=3，c2=1;ξ和η為0～1的隨機(jī)數(shù);r為約束因子，取值為1.

3.2待優(yōu)化變量

如前所述，B0為影響塔架形狀的關(guān)鍵參數(shù)，將其確定為待優(yōu)化變量之一.其余待優(yōu)化變量為各桿件的截面尺寸，對(duì)于等邊角鋼主要包括角鋼肢寬和角鋼壁厚，對(duì)于不等邊角鋼還需區(qū)分長(zhǎng)肢寬和短肢寬.常用型鋼表中不等邊角鋼長(zhǎng)肢和短肢的比值平均為1.58，在優(yōu)化分析時(shí)不等邊角鋼只設(shè)置長(zhǎng)肢寬為變量，短肢寬根據(jù)該比值求得.次斜桿角鋼厚度均取10 mm.為盡量減少截面種類和優(yōu)化變量數(shù)目，將各節(jié)段的各類型桿件分組，同一組內(nèi)的桿件幾何尺寸參數(shù)取值相同，同時(shí)根據(jù)長(zhǎng)細(xì)比限值預(yù)估截面尺寸的取值范圍.

3.3優(yōu)化模型

3.3.1有限元模型

采用有限單元法計(jì)算桿件內(nèi)力和塔架結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性.根據(jù)格構(gòu)式塔架中桿件和單管塔的受力特點(diǎn)，分別采用空間桿單元和空間梁?jiǎn)卧M，單管塔和格構(gòu)式塔架之間通過(guò)8個(gè)一端鉸接一端剛接的梁?jiǎn)卧B接，以模擬轉(zhuǎn)換節(jié)點(diǎn)的作用，單元的特性矩陣具體參考文獻(xiàn)[15].該平面內(nèi)的桿件需要在節(jié)點(diǎn)模型中加以校核，整體優(yōu)化分析時(shí)不予考慮.葉片、輪轂和機(jī)艙凝聚成集中質(zhì)量置于塔頂[16]，根據(jù)反迭代法[15]求解結(jié)構(gòu)的一階頻率.

3.3.2約束條件

結(jié)構(gòu)桿件截面優(yōu)化設(shè)計(jì)通常指在給定區(qū)間內(nèi)改變桿件截面或塔架外形幾何尺寸，使得結(jié)構(gòu)重量最小，同時(shí)滿足強(qiáng)度、變形、穩(wěn)定等指標(biāo).對(duì)于文中的塔架結(jié)構(gòu)，目標(biāo)函數(shù)為下部格構(gòu)式塔架的重量最小，約束條件為應(yīng)力約束、長(zhǎng)細(xì)比約束、變形約束、加速度約束和頻率約束，其中變形約束和加速度約束主要是保證機(jī)組的正常運(yùn)行.本文風(fēng)輪轉(zhuǎn)速為9.7 ～19.5 r/min，取塔架一階固有頻率介于1P上限和3P下限的中間值0.4 Hz以避免共振.塔架頂部變形和加速度需要通過(guò)動(dòng)力分析獲取，且對(duì)零部件設(shè)計(jì)不起控制作用，因此優(yōu)化分析時(shí)不予考慮，可放在后續(xù)動(dòng)力分析中校核.塔架優(yōu)化的數(shù)學(xué)描述為：

minimize ?W=∑ρiLiAi，

subject to ?gσi=σi/σ-1≤0，

gλi=λi/λ-1≤0，

gf=f1-f0/0.05f0-1≤0. （6）

式中：ρ為鋼材密度;L為桿件長(zhǎng)度;A為桿件橫截面面積;σ為桿件的計(jì)算應(yīng)力，[σ]為允許應(yīng)力;λ為桿件的計(jì)算長(zhǎng)細(xì)比，[λ]為允許長(zhǎng)細(xì)比;f1為整體塔架一階頻率，f0為目標(biāo)頻率，根據(jù)前文分析取0.4 Hz.通過(guò)構(gòu)造罰函數(shù)的方式將有約束問(wèn)題轉(zhuǎn)化為無(wú)約束問(wèn)題，考慮約束條件的目標(biāo)函數(shù)可表示為：

minimize ? W1=W1+p∑max 0，gi.（7）

式中：p為罰因子，可根據(jù)具體問(wèn)題設(shè)置為一個(gè)較大的數(shù)，本文取10.

3.3.3荷載條件

考慮風(fēng)輪傳遞給塔架的荷載，塔身風(fēng)荷載和塔架自重.上部單管塔傳遞給下部格構(gòu)式塔架的荷載來(lái)源于荷載報(bào)告，其中極限荷載工況16個(gè)，等效疲勞荷載1個(gè).表1給出了部分工況的極限荷載（水平合力最大和合彎矩最大）及等效疲勞荷載.極端風(fēng)況下，機(jī)組處于停機(jī)狀態(tài)，塔身風(fēng)荷載根據(jù)GB 50009-2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[17]計(jì)算，風(fēng)速和風(fēng)剖面參數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[18]確定.需要注意的是，風(fēng)荷載計(jì)算時(shí)需要考慮0°和45°兩個(gè)風(fēng)向角.

3.3.4構(gòu)件驗(yàn)算

桿件的應(yīng)力按照GB 50017-2003[5]計(jì)算，塔柱穩(wěn)定系數(shù)按式（3）取，桿件應(yīng)力比控制在0.9以下.需要注意的是，在驗(yàn)算塔架桿件的應(yīng)力時(shí)需要同時(shí)考慮極限強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度.極限強(qiáng)度的驗(yàn)算按照GB 50017-2003[5]執(zhí)行，而疲勞強(qiáng)度的驗(yàn)算按照文獻(xiàn)[18]執(zhí)行.

3.4優(yōu)化結(jié)果

經(jīng)過(guò)2 000次迭代后收斂到比較滿意的結(jié)果，下部格構(gòu)式塔架重量113 t.圖10為格構(gòu)式塔架總重量的進(jìn)化曲線（為便于顯示，只給出前500次迭代的結(jié)果），各變量的優(yōu)化結(jié)果見表2.由于實(shí)際的軋制角鋼有規(guī)格限制，需要根據(jù)實(shí)際情況對(duì)最終的結(jié)果進(jìn)行調(diào)整，調(diào)整時(shí)按照等面積代換的原則.將調(diào)整后的桿件截面代入目標(biāo)函數(shù)中，塔架的總重量為 119 t，塔架的頻率為0.382 Hz.優(yōu)化后，塔架錐角α為85°，斜桿和水平面夾角θ為48.3°，這和通常的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)吻合，從側(cè)面反映了結(jié)果的合理性.傳統(tǒng)單管式塔架重量約為160 t，比組合式塔架重約34%.

4 結(jié)論

本文提出了一種由下部格構(gòu)式角鋼塔架和上部單管塔組合而成的新型風(fēng)電機(jī)組塔架體系.格構(gòu)式塔架的塔柱采用四角鋼十字形組合截面，除局部節(jié)點(diǎn)部位有焊接外，主要構(gòu)件之間均采用摩擦型高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接，可充分利用材料的疲勞強(qiáng)度，提高塔架結(jié)構(gòu)的抗疲勞性能，解決了單管塔應(yīng)用于輪轂高度超過(guò)100 m的風(fēng)電機(jī)組時(shí)在加工、運(yùn)輸方面的局限性，降低了結(jié)構(gòu)用鋼量，具有一定的工程意義.通過(guò)對(duì)四角鋼十字形組合截面的極限承載力分析，發(fā)現(xiàn)該類截面的柱子曲線介于GB 50017-2003[5]的b曲線和歐拉公式之間，為后續(xù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化分析奠定了基礎(chǔ).基于粒子群優(yōu)化算法，對(duì)下部格構(gòu)式塔架進(jìn)行了形狀和截面優(yōu)化，結(jié)果表明四角鋼組合截面作為格構(gòu)式塔架的塔柱具有較高的結(jié)構(gòu)效率;格構(gòu)式塔架錐角為85°、斜桿和水平面的夾角為48°時(shí)，其重量較優(yōu);對(duì)于本文輪轂高度110 m高的1.5 MW風(fēng)力發(fā)電機(jī)，采用組合式塔架比單管塔可節(jié)省鋼材約34%.

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