郭濤，朱磊，伍立說，蘭劍

（中交疏浚技術裝備國家工程研究中心有限公司，上海 201208）

我國可利用的海上風能儲量占總儲量的75%，約7.5×105MW。從發(fā)電經(jīng)濟性考慮，海上阻礙少，風力持續(xù)強勁，適合安裝大型風力透平，是良好的風力發(fā)電場所。海上風力電站分為固定式與漂浮式兩種，前者立在海底陸地上，一般安裝在水深不超過80 m的近岸區(qū)域；后者無需海底固定，降低了建設成本，必要時還可以移動位置，是深水海域中風力電站的不二選擇。目前日本等國在漂浮風電領域發(fā)展迅速，已走在世界前列[1]。但是漂浮式海上風力電站由于沒有固定端，在不穩(wěn)定風力、海面波浪力等外在激勵下容易發(fā)生搖擺，可能影響葉片轉動及發(fā)電機組的穩(wěn)定運行。

調頻振子阻尼（Tuned Mass Damper，以下簡稱TMD）[2]、調頻液柱阻尼器（Tuned Liquid Column Damper，以下簡稱 TLCD）[3]、調頻液體阻尼器（Tuned Liquid Damper，以下簡稱 TLD）[4]常作為內置的被動阻尼裝置被用于樓宇、橋梁、海上浮臺等大型建筑減振[4-6]，也被建議用于抑制海上漂浮電站搖擺[7]。其原理是通過調頻共振從結構上吸收能量，并依靠振子阻尼后液體晃蕩阻尼消耗能量?；谙嗨圃恚环N將調頻振子放在晃蕩液體中的聯(lián)合減振器[8-9]被提出，其同時具有TMD吸能作用穩(wěn)定及TLD自身耗能效果顯著的優(yōu)勢，本文將設計此類減振器并用于抑制懸浮塔柱式風力電站在涌浪作用下?lián)u擺振動，通過數(shù)值計算預測減振效果并優(yōu)化減振器，為漂浮式風力電站的減振設計提供思路。

1 物理模型

選擇世界上首個漂浮式風力發(fā)電站——挪威國家石油海德羅公司于2009年在北海試運行的Hywind風力發(fā)電站作為減振對象的參考原型，見圖1。該電站水上部分高65 m，水下部分約100 m，總重達5.3×106kg，葉片及發(fā)電機組部分重1.38×105kg，位于塔柱頂部?？招乃闹饕牧蠟槊芏? 500 kg/m3的玻璃纖維，壁厚約為0.25 m。水下的圓柱式浮臺直徑為8.3 m，底部放入水和巖石當作壓艙物，浮力柱通過3根錨鏈與海底固定。假設壓艙物平均密度2 500 kg/m3，計算可得重心約在水下65 m處，錨鏈聯(lián)接在重心附近以防止塔柱平移，電站塔柱繞重心扭轉的轉動慣量約為8.6 ×109kg·m2。

圖1 Hywind風力發(fā)電站的基本結構（m）Fig.1 Basic structure of Hywind wind turbine station(m)

在發(fā)電機組運行時，常規(guī)風力缺乏周期性，其對塔柱的搖晃影響較小，周期相對穩(wěn)定的涌浪是導致塔柱搖晃的主要因素。根據(jù)中國海浪環(huán)境預報中心發(fā)布的數(shù)據(jù)，我國沿海的海浪有效波高一般不超過5 m，周期在5 s左右。本文采用如下假設：

1）漂浮式風力發(fā)電機在6級海況以下條件時能夠平穩(wěn)運行，而在更惡劣天氣及海況下停止運行。假設導致漂浮式電站搖晃的波浪為由6級海況風導致的單一波形涌浪，近似為Stokes二階波，浪高5 m，周期5 s。

2）受海水的阻礙作用，電站塔柱的單次自由搖晃將在2個周期內平復，即塔柱自由扭轉振動的阻尼比約為0.5。

圖2給出了塔柱漂浮在水中時，浮力維持其穩(wěn)定的受力示意圖。塔柱的浮心位置高于重心，發(fā)生扭轉偏移后，浮力將提供一個與扭轉角度相反方向的扭矩使其回到豎直平衡位置。

圖2 電站塔柱穩(wěn)定漂浮的受力示意圖Fig.2 Force schematic for stable floating of the station tower

將漂浮式電站塔柱簡化為僅繞通過重心的水平軸扭轉的單自由度剛體，采用Morison公式[10]初步估算波浪對豎直塔柱的作用力。

在塔柱扭轉角度不大時，浮心在塔柱上的位置可認為保持不變、浮力大小仍等于重力，則浮力提供的力矩為：

式中：m、g為塔柱質量及重力加速度；yB、yG為浮心及重心的y方向坐標值；yB0、yG0為塔柱完全豎直，未發(fā)生偏轉時的浮心及重心的y坐標值。

由式（1）可得，浮力提供的扭矩剛度系數(shù)KR約為7.8×108N·m/rad，假設海水提供的扭轉振動阻尼比ξ約為0.5，則浮力扭矩的實際扭阻力系數(shù)C 可用式（2）計算，約為 2.59×109N·m·s/rad。

式中：JR為物體繞重心扭轉的轉動慣量，kg·m2。

在浮力矩的作用下，Hywind塔柱繞重心的固有扭轉頻率約為0.047 8 Hz，僅為涌浪激勵頻率的1/4左右。塔柱的固有頻率與波浪的頻率相差巨大，不會在任何波浪下發(fā)生共振扭轉。其穩(wěn)態(tài)受迫扭轉的角位移滯后于激勵扭矩的相位差可以通過下式計算：

式中：φ為滯后相位差，取值范圍為 [0，π]；λ為激勵頻率與固有頻率之比。

塔柱的穩(wěn)態(tài)受迫扭轉角幅值略小于0.007 rad，但由于扭轉半徑較大，位于塔頂?shù)陌l(fā)電機組仍會發(fā)生幅值1 m左右的近似水平的搖晃，線加速度幅值約為1.4 m/s2。受迫扭轉的角位移滯后于激勵扭矩的相位差約為0.9π。

2 減振器的設計

塔柱頂部安裝有發(fā)電機組，空間有限，若加裝減振器，除成本較高、維護困難外，還將增加頂部設施的體積與表面積，同時使得電站重心明顯上移，不利于塔柱扭振的衰減。基于安裝調節(jié)方便、節(jié)約成本、維持塔柱外形等多方面考慮，選擇將減振器設置在海平面附近的塔柱內腔中。塔柱內徑約為7.8 m，當減振器為TMD時，扣除一定的安裝、維護空間后，實際可用于安裝調頻振子的圓柱腔直徑在6 m左右。為避免振子撞擊塔柱壁面，振子的形狀及許用振幅受限。為保證減振效果，可將多個減振器疊加使用。本文設計了TMD、TLD、聯(lián)合減振器3種減振裝置并進行了對比，具體構造見圖3。

當減振器需要提供與激勵波浪力矩方向相反的扭矩，即減振力矩與波浪力矩相位差約為π時，減振器性能達到最優(yōu)。TMD及TLD的自由頻率可由線性振動或駐波頻率的理論公式進行預測，其優(yōu)化設計可利用遺傳算法、蟻群算法等多種搜索技術較快地確定最優(yōu)的頻率比及阻尼參數(shù)[11-12]；聯(lián)合減振器內存在液體晃蕩與壁面位移、振子振動相互作用的復雜耦合關系，僅靠理論或經(jīng)驗分析難以確定優(yōu)化導向，需結合數(shù)值模擬結果及經(jīng)驗分析進行多次調試才能找到較優(yōu)解。最終減振器的設計參數(shù)如下：

圖3 3種減振器的構造示意圖Fig.3 Structure sketches of 3 types of dampers

TMD：選用彈簧振子作為吸能部件，振子為底部邊長1.12 m，高5.35 m的長方柱體，彈簧的水平剛度系數(shù)為9.33×104N/m，阻尼系數(shù)為5 880 N·s/m，振子的相對振幅不超過2.5 m。振子質量約為Hywind電站總質量的1%。

TLD：選擇5.3 m底面邊長，高1 m的空間為單個TLD空腔，內部充有0.6 m深的水，水的質量約為1.68×104kg。3個晃蕩減振器豎向疊加約占用3.2 m的塔柱內高度，水質量約是電站總質量的0.95%。

聯(lián)合減振器：TLD水箱中置入尺寸為0.9 m×5.3 m×0.4 m的鋼制振子并充入0.56 m深的水。振子質量約為1.5×104kg，彈簧剛度系數(shù)約為2.78×104N/m，水質量約為1.57×104kg，振子的最大振幅不超過2 m，3個聯(lián)合減振器的質量約為電站總質量的1.82%。

3 數(shù)值模擬方法及結果

減振器抑制涌浪導致的漂浮式風力發(fā)電站扭振的過程中，塔柱受到3種力：涌浪的沖擊力，海水浮力及減振器的抑制力。當減振器為TLD時，還需考慮TLD內的液體晃蕩；當減振器為聯(lián)合減振器時，減振器內存在著振子-晃蕩液體-減振器三者之間的耦合作用。數(shù)值計算中若考慮所有的耦合因素，計算資源消耗過大。考慮到減振器的設計、優(yōu)化以數(shù)值結果為導向，需要多次模擬塔柱的減振過程，而本問題中對塔柱扭轉運動最敏感的是減振器的響應；其次是波浪的運動，而海水的浮力、阻力則最容易預測，因此本文提出了一種兼顧精度與效率的求解策略（圖4），具體如下：

1）將海水浮力與塔柱的耦合關系根據(jù)式（1）簡化為線性的扭矩彈簧，將海水的阻尼作用根據(jù)式（2）簡化為扭矩彈簧的扭阻力系數(shù)。

2） 將表征海水浮力的扭矩彈簧施加在塔柱上，考慮波浪變形與塔柱扭振的耦合作用而忽略減振器作用，求解波浪對塔柱的穩(wěn)定周期作用力。

3）將周期的波浪作用力視為單向輸入載荷，將海水浮力視為帶阻尼的扭矩彈簧，數(shù)值求解此條件下電站塔柱與減振器的耦合響應。

圖4 數(shù)值計算塔柱搖擺過程中耦合關系的簡化Fig.4 Simplified coupling relationship in numerical simulations for the vibration responses of the turbine tower

使用商用軟件ANSYS Workbench內部模塊分離求解并雙向耦合的方法對該問題進行數(shù)值模擬，固體域用Mechanical模塊按有限元法求解基于虛功原理的單元平衡矩陣方程式（4）；流體域的氣-水兩相流動使用CFX模塊求解連續(xù)方程及Navier-Stokes方程式（5），兩相共用同一流場及標準K-ε湍流模型，浮力效應通過密度差模型體現(xiàn)，兩相體積分數(shù)rα及rβ滿足式（6），采用連續(xù)表面張力模型計算氣與水的自由界面并根據(jù)單元的體積權重進行界面光順。

式中：[M]、[C]和[K]分別為質量矩陣、阻尼矩陣及剛度矩陣；{x（t）}及{Fa（t）}分別為時刻的節(jié)點位移向量及載荷向量；u、ρ、p、μ分別為流體速度矢量、密度、壓力、黏性系數(shù)。在一個時間步內，兩個求解器在流固交界面上多次傳遞流體壓力與結構位移的計算結果來更新邊界條件直至收斂，從而實現(xiàn)隱式精度。詳細數(shù)值計算方法見文獻[13]。

求解波浪對塔柱的作用力時，由于波浪運動的影響水深通常為波長的一半左右，且水平方向上5倍于塔柱直徑外的流體區(qū)域對塔柱的影響較小，故選取42 m×42 m×40 m的區(qū)域作為計算域，其中水下部分28 m，水上12 m。用高24 m，直徑8.3 m的剛性圓柱來表征塔柱，其位于計算域中央，水下部分20 m，水上8 m。此采用結構化網(wǎng)格劃分計算域，網(wǎng)格總數(shù)為2 187 000，最小網(wǎng)格尺寸0.1 m。

按Stokes二階波的波面方程式（7）給定計算域內兩相分布。波上游為開口邊界，水相速度由式（8）確定，氣相速度為0；其它邊界設置為開口壓力邊界，水相壓力由式（9）決定，氣相相對壓力為0。當流體流出計算域時壓力表現(xiàn)為背壓，當流體流入計算域時，該壓力為總壓。圓柱僅具有繞質點水平扭轉的自由度，重心位于水下65 m處，轉動慣量為 8.6 × 109kg·m2。

式中：x、y分別為波浪行進的水平方向及豎直方向；L為波長；h為波高；k為波數(shù)，定義為2π/L；ω為波浪角頻率；d為水深；ux、uy分別為水質點的水平速度與豎直速度；Pw為波浪中的壓力。

計算時間步長取0.062 5 s，為1個波浪周期的1/80。經(jīng)過3個波浪周期后，波浪對塔柱的作用力有了基本穩(wěn)定的周期性變化，圖5給出了數(shù)值結果與Morison公式計算得到的波浪力對比。由圖中可見，盡管波浪力的數(shù)值解與Morison公式解幅值上相近，但變化規(guī)律有差異，其在正向幅值上略有增大而在負向力上更加平緩。這是因為數(shù)值計算中考慮了柱體的搖晃以及阻礙波浪后造成柱體周圍的水質點粒子的運動變化，理論上預測精度更高。

圖5 波浪力的Morison公式解與數(shù)值計算結果比較Fig.5 Comparison between the wave force results from the Morison formula and the numerical simulation

計算減振器抑制塔柱的扭轉振動時，波浪力的數(shù)值解作為周期性載荷加載在塔柱的海平面高度處，減振器內的水面晃蕩、振子位移以及晃蕩水與彈簧振子間的耦合作用同樣使用上文介紹的數(shù)值方法求解。初始時刻，塔柱完全直立，減振器處于平衡狀態(tài)，波浪力為0并逐漸增大。計算總時長為30 s，時間步長為0.062 5 s。

圖6給出了聯(lián)合減振器抑振過程中晃蕩水及振子對塔柱的作用力。由圖可見，聯(lián)合減振器中，水的作用力因為振子激勵及自身晃蕩而具有雙峰值的傾向，但仍與振子作用力在數(shù)值及相位上基本保持一致，與波浪提供的激勵力保持接近π的相位差。這說明振子與晃蕩水對塔柱的作用力方向始終與波浪力相反并阻礙著塔柱的受迫扭轉振動。由于減振力是扭振劇烈程度的被動響應，減振力在扭振開始階段較小，隨后增大到理論幅值，在20 s后略有減小，是柱體扭轉振動受到減振器抑制后振幅下降造成的。TLD、TMD獨立減振時，晃蕩水與振子作用力與波浪力的相位差同樣為π；在幅值方面，振子作用力相比聯(lián)合減振器略有增加，晃蕩水的力則略有減小。

圖6 聯(lián)合減振器抑振時水與振子對塔柱的作用力Fig.6 Water and oscillator force on the tower during the combined damper suppressing vibration

圖7對比了3種減振器分別抑制電站扭振時塔柱偏轉角度的變化。由圖可見，TLD、TMD、聯(lián)合減振器分別使塔柱扭轉角度幅值衰減了約8%、11%、17%。雖然在相同的調頻質量下，TMD相比TLD具有更優(yōu)秀的減振效果，但是TMD需要設置滿足剛度要求的彈簧以及系統(tǒng)阻尼，成本較高，且其占用的塔柱內的空間最大；在空間相同的情況下，其抑振能力可能還弱于TLD；TLD設置簡單，成本低廉，但單位質量的減振效果相對較差。聯(lián)合減振器在兩者間取得了平衡，其無需添加系統(tǒng)阻尼，僅需要滿足剛度要求的彈簧，成本較低，最大的優(yōu)勢在于減振器內振子與水可以混合安置，且振子、水的抑振能力并不會比TMD、TLD有明顯削弱，從而在相同的空間中提供了最大程度的減振效果。在減振器體積相同時，其減振能力約是TLD的2倍或TMD的1.5倍。

圖7 3種減振器抑制塔柱扭轉角位移的幅度對比Fig.7 Angular displacement of the tower suppressed by 3 types of dampers

4 結語

本文使用流固耦合數(shù)值方法求解了涌浪、海水、漂浮電站塔柱、減振器之間的相互作用過程，設計了3種減振器方案并通過數(shù)值預測減振效果的方式改進減振方案，使其減振效果達到了同類減振器的較高水平，并得到結論如下：

1）TMD、TLD、聯(lián)合減振器均可抑制涌浪作用下漂浮電站塔柱的扭轉振動，在水平面附近的發(fā)電站塔柱內安裝約1%發(fā)電站質量的減振質量時，TLD可以削弱8%的扭轉角幅值，TMD可以削弱約11%的幅度但需要占用更多的空間。聯(lián)合減振器則可在與TLD相同的空間內安裝約1.8%發(fā)電站質量的減振質量，達到17%的振幅衰減。

2）TMD單位質量的減振效果好，但成本高，占用空間大；晃蕩TLD設置簡單，成本低廉，但單位質量的減振效果較差。聯(lián)合減振器綜合了彈簧振子便于調整相位關系、晃蕩液體成本較低的優(yōu)勢，在相似減振空間、相似費用條件下具有更好的減振效果。

3） 數(shù)值計算中對發(fā)電站柱體所受的波浪載荷、結構參數(shù)、振動形式、耦合關系等都進行了一定的簡化和假設。實際設計中需要更進一步細化參數(shù)并提高耦合計算精度。

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