陳嘉豪,尹梓煒,朱容寬,馬兆榮,景雪嬌,李炎
(1.中國能源建設(shè)集團(tuán)廣東省電力設(shè)計(jì)研究院有限公司,廣州510663;2.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院,天津200240)
由于傳統(tǒng)化石能源的過度開采與使用導(dǎo)致氣候變化和環(huán)境污染等問題日益嚴(yán)重,使得能源開發(fā)轉(zhuǎn)向可再生的綠色能源。近年來,隨著大容量機(jī)組技術(shù)的日漸成熟,以海上風(fēng)電為代表的綠色能源在國內(nèi)外蓬勃發(fā)展。GWEC市場(chǎng)展望,預(yù)計(jì)到2023年,海上風(fēng)電新裝機(jī)容量將會(huì)超過55 GW[1],并將助力全球碳達(dá)峰目標(biāo)的實(shí)現(xiàn)。
隨著近岸優(yōu)質(zhì)風(fēng)場(chǎng)資源逐漸被開發(fā)殆盡,海上風(fēng)電未來將不斷走向深遠(yuǎn)海。在過去,近海淺水風(fēng)場(chǎng)主要以著床式的固定式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)為主,包括單樁、導(dǎo)管架等,這些基礎(chǔ)通常需要進(jìn)行海上樁基施工作業(yè),基礎(chǔ)設(shè)計(jì)頻域介于1倍到3倍風(fēng)輪轉(zhuǎn)子頻率之間,隨著水深的進(jìn)一步增加,基礎(chǔ)造價(jià)和施工成本將急劇上升[2]。相比而言,漂浮式海上風(fēng)機(jī)則屬于順應(yīng)式柔性結(jié)構(gòu),通過系泊與海床連接,基礎(chǔ)造價(jià)和施工安裝成本隨水深變化的敏感度較傳統(tǒng)固定式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)低,未來有望通過技術(shù)進(jìn)步和產(chǎn)業(yè)鏈的發(fā)展,進(jìn)一步提高其經(jīng)濟(jì)競(jìng)爭(zhēng)力[3]。漂浮式風(fēng)機(jī)的基礎(chǔ)形式借鑒于過往船舶與海洋工程的相關(guān)浮體經(jīng)驗(yàn),可大致劃分為半潛型式,立柱型式,張力腿型式和駁船型式[3],如圖1所示。目前,在歐洲和日本已經(jīng)有部分漂浮式樣機(jī)和小規(guī)模商業(yè)化漂浮式風(fēng)場(chǎng)建設(shè)投產(chǎn)[4-6]。ETI預(yù)測(cè),漂浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)技術(shù)將在亞洲、美國和歐洲具有廣闊的市場(chǎng)空間和發(fā)展前景[7]。
圖1 海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)形式[3]Fig.1 Foundation form of offshore wind turbines[3]
然而,相比于傳統(tǒng)的海上風(fēng)機(jī)固定式基礎(chǔ),漂浮式風(fēng)機(jī)在風(fēng)浪環(huán)境下,自身運(yùn)動(dòng)幅度、速度和加速度都比較大,容易造成風(fēng)輪入流風(fēng)速的劇烈變化,湍流度增加,給功率穩(wěn)定性和結(jié)構(gòu)安全帶來較大的挑戰(zhàn)。因此,如何以較低的成本有效地提升漂浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的運(yùn)動(dòng)阻尼,從而優(yōu)化基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)特性,是一個(gè)重要且現(xiàn)實(shí)的研究課題之一。
傳統(tǒng)船舶減搖方式,包括減搖鰭、舭龍骨、減搖水艙等,而油氣平臺(tái)則更普遍地采用垂蕩板結(jié)構(gòu)。垂蕩板是一種簡(jiǎn)單而有效的浮體水動(dòng)力性能調(diào)節(jié)裝置,一方面可以通過改變浮體的運(yùn)動(dòng)附加質(zhì)量,從而調(diào)節(jié)浮體的垂蕩固有周期,另一方面則通過垂蕩板邊緣泄渦而增加系統(tǒng)的垂蕩阻尼。漂浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)作為無動(dòng)力浮體結(jié)構(gòu),可參考借鑒油氣平臺(tái)的垂蕩板結(jié)構(gòu),探索垂蕩板結(jié)構(gòu)對(duì)漂浮式風(fēng)機(jī)的阻尼調(diào)節(jié)作用。在以往,已有一些研究開始關(guān)注垂蕩板的水動(dòng)力特性。Thiagarajan和Troesch[8]通過對(duì)裸圓柱體進(jìn)行水池強(qiáng)迫試驗(yàn),表明試驗(yàn)柱體底部的圓盤能有效的產(chǎn)生垂蕩阻尼,并且阻尼大小與震蕩幅度有關(guān)。吳維武等人[9]采用計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent對(duì)不同形狀和開孔率的垂蕩板的水動(dòng)力特性進(jìn)行了研究,結(jié)果表明不同的KC數(shù)范圍,開孔對(duì)垂蕩板阻尼的影響不盡相同。目前,一些半潛型漂浮式風(fēng)機(jī)的平臺(tái)設(shè)計(jì)也借鑒垂蕩板,以優(yōu)化平臺(tái)運(yùn)動(dòng)性能。Wang等人[10]通過CFD方法對(duì)OC4-5 MW半潛型浮式風(fēng)機(jī)的縱搖運(yùn)動(dòng)進(jìn)行了水動(dòng)力研究,結(jié)果表明平臺(tái)縱搖運(yùn)動(dòng)速度最大的時(shí)候,垂蕩板邊緣泄渦產(chǎn)生的阻尼也達(dá)到極大值,有效地提升水動(dòng)力阻尼。
雖然部分研究者已經(jīng)開始關(guān)注到了垂蕩板在優(yōu)化漂浮式風(fēng)機(jī)運(yùn)動(dòng)性能的潛力,但是關(guān)于垂蕩板的設(shè)計(jì)及漂浮式風(fēng)機(jī)阻尼的改善特性研究仍然不足。因此,本文將針對(duì)國內(nèi)海域普遍適用的半潛型浮式風(fēng)機(jī)開展垂蕩板阻尼結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)以及阻尼性能的定量化研究,為后續(xù)的工程設(shè)計(jì)提供有益的參考。
本文采用的漂浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)為OO-Star漂浮式風(fēng)機(jī),該浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)是一個(gè)“Y”型浮筒結(jié)構(gòu),中間設(shè)計(jì)錐形立柱結(jié)構(gòu)以支撐DTU 10 MW風(fēng)機(jī),外圍設(shè)置三個(gè)立柱結(jié)構(gòu),具體結(jié)構(gòu)形式和尺寸如圖2所示。浮式基礎(chǔ)的原始設(shè)計(jì)水深為130 m,吃水為22 m,排水量2.350 9×104m3。具體結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1,更多的基礎(chǔ)細(xì)節(jié)可參考文獻(xiàn)[11]。
圖2 漂浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)視圖Fig.2 Dimension of the OO-Star floating offshore wind turbines
表1 OO-Star漂浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)參數(shù)Tab.1 Basic parameters of the OO-Star floating wind turbines
本文在原有垂蕩板的基礎(chǔ)上,改進(jìn)垂蕩板的結(jié)構(gòu)型式,包括垂蕩板外伸尺寸、垂蕩板的甲板和底板外伸(本文稱為邊鋒),見圖3。
圖3 阻尼結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Diagram of the heave-plate structure
原模型垂蕩板圓盤直徑22.8 m,高0.5 m,無邊鋒延伸。為了研究垂蕩板形狀參數(shù)對(duì)浮體水動(dòng)力阻尼的影響,設(shè)置對(duì)照模型。模型垂蕩板的圓盤直徑D分別為22.8 m、23.8 m、24.8 m;邊鋒延伸部分寬度S分別0.2 m、0.4 m、0.6 m;垂蕩板高H分別為0.5 m、0.6 m、0.7 m,立柱參數(shù)不變。計(jì)算分析阻尼結(jié)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)衰減特性。阻尼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案見表2。
表2 阻尼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案Tab.2 Design schemes of the heave-plate structure
1.3.1 粘性阻尼力(矩)系數(shù)計(jì)算方法
以垂蕩運(yùn)動(dòng)為例,給定浮體運(yùn)動(dòng)形式為a=Asin(ωt),其中A為浮體運(yùn)動(dòng)幅值,ω為波浪頻率。根據(jù)CFD計(jì)算所得浮體受力曲線,可整理得到浮體受力的數(shù)學(xué)表達(dá)形式為F=F0sin(ωt+φ),其中受力幅值F0和相位差φ可根據(jù)曲線得到。將運(yùn)動(dòng)和受力方程進(jìn)行整理得到如下方程形式:
基于自由運(yùn)動(dòng)方程:
式中:
μ——附加質(zhì)量;
λ——阻尼系數(shù);
F——浮體受力。
因此,阻尼系數(shù)可表示為:
附加質(zhì)量表示為:
由上述過程計(jì)算得到風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的粘性阻尼(力矩)系數(shù)。
1.3.2 計(jì)算域與網(wǎng)格設(shè)置
模型的計(jì)算域劃分及邊界條件選取如圖4所示。使用ICEM CFD進(jìn)行網(wǎng)格劃分。
圖4 模型計(jì)算域及邊界條件Fig.4 Computational region and boundary conditions
由于FLUENT計(jì)算時(shí)采用動(dòng)方法,為避免結(jié)構(gòu)物周圍網(wǎng)格變形過大,將流場(chǎng)的網(wǎng)格劃分為如下三個(gè)部分:
1)結(jié)構(gòu)物周圍采用剛性網(wǎng)格,計(jì)算時(shí)隨結(jié)構(gòu)物一起運(yùn)動(dòng),該部分選取尺寸較小的四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分。
2)剛性網(wǎng)格外為變形區(qū)域,采用尺寸略大的四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分。
3)為節(jié)約計(jì)算時(shí)間,其余區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化大尺寸四面體網(wǎng)格,該區(qū)域距離物體較遠(yuǎn),對(duì)結(jié)構(gòu)的受力計(jì)算影響較小,且粗網(wǎng)格還可以起到人工阻尼的作用,減少側(cè)壁面反射波影響。
為保證計(jì)算精度,每個(gè)部分流場(chǎng)網(wǎng)格都在自由液面處對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行了加密。選取垂蕩板圓盤直徑為23.8 m,垂蕩板高0.5 m,邊鋒延伸0.2 m的模型為例,圖5為該模型計(jì)算域中縱截面的網(wǎng)格示意,圖中模型網(wǎng)格總數(shù)為422萬個(gè)。為了說明計(jì)算結(jié)果的正確性和可靠性,此處進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,即驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果對(duì)于網(wǎng)格密度變化的敏感性。通過改變網(wǎng)格的疏密,觀察計(jì)算結(jié)果的變化,若其變化幅度在允許的范圍之內(nèi),就可以說明網(wǎng)格誤差在可接受精度范圍內(nèi)。因此,對(duì)模型重新劃分網(wǎng)格,使得網(wǎng)格數(shù)量分別為212萬個(gè)和821萬個(gè)。
圖5 計(jì)算域截面網(wǎng)格(422萬網(wǎng)格)Fig.5 Section mesh of the computational region
各個(gè)網(wǎng)格模型的計(jì)算附加質(zhì)量和阻尼系數(shù)結(jié)果如表3所示,計(jì)算結(jié)果對(duì)于網(wǎng)格密度變化的敏感性很小,網(wǎng)格無關(guān)性得以驗(yàn)證。
表3 不同網(wǎng)格數(shù)的計(jì)算結(jié)果Tab.3 Results with different mesh quantities
1.3.3 計(jì)算域與網(wǎng)格設(shè)置
將發(fā)電工況下波浪的譜峰周期作為浮體強(qiáng)迫運(yùn)動(dòng)的周期,選取風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)垂蕩和橫搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的有義值,由此規(guī)定簡(jiǎn)諧強(qiáng)迫運(yùn)動(dòng)形式如表4所示。
表4 測(cè)試工況參數(shù)Tab.4 Parameters in test cases
將劃分好的網(wǎng)格文件導(dǎo)入FLUENT商業(yè)軟件,把上述強(qiáng)迫運(yùn)動(dòng)編寫為用戶自定義函數(shù)(UDF文件)來定義物體的簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng),定義簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)周期T=7.5 s,垂蕩運(yùn)動(dòng)幅值A(chǔ)=1.75 m,橫搖運(yùn)動(dòng)A=1.29°。計(jì)算采用Standard k-ε湍流模型,以及PISO求解格式。
為了研究垂蕩板邊鋒延伸寬度變化對(duì)浮式風(fēng)機(jī)水動(dòng)力阻尼系數(shù)的影響,將原模型及模型方案1、2、3的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。各模型無因次阻尼系數(shù)計(jì)算結(jié)果見表5,邊鋒外伸量S變化時(shí)風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)垂蕩阻尼的變化趨勢(shì)見圖6,風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)橫搖阻尼的變化趨勢(shì)見圖7。
表5 邊鋒延伸寬度對(duì)阻尼的影響Tab.5 Damping impact from the wing extension
圖6 邊鋒延伸寬度對(duì)基礎(chǔ)垂蕩阻尼的影響Fig.6 Damping variation of heave motion from the wing extension of heave-plate
圖7 邊鋒延伸寬度對(duì)基礎(chǔ)橫搖阻尼的影響Fig.7 Damping variation of roll motion from the wing extension of heave-plate
由圖表數(shù)據(jù)可知,隨著邊鋒外伸S的增大,基礎(chǔ)垂蕩粘性阻尼系數(shù)隨之增大。由此可得,在一定范圍內(nèi)增大S,能增加垂蕩板垂蕩阻尼性能。當(dāng)垂蕩板邊鋒延伸S為0.6 m時(shí),垂蕩粘性阻尼系數(shù)增大近10%,阻尼性能增加效果較為明顯。
從圖表數(shù)據(jù)來看,隨著S的增大,基礎(chǔ)橫搖粘性阻尼系數(shù)總體也呈增大趨勢(shì)。由此可得,在一定范圍內(nèi)增大S,能增加垂蕩板橫搖阻尼性能。但是相比于垂蕩運(yùn)動(dòng)方向的阻尼變化值,橫搖運(yùn)動(dòng)方向的增阻效果并不十分明顯。
為了研究垂蕩板高度變化對(duì)浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)阻尼系數(shù)的影響,把原模型及模型方案1、4、5的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析。各模型無因次阻尼系數(shù)計(jì)算結(jié)果見表6,垂蕩板高度H變化時(shí)風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)垂蕩阻尼的變化趨勢(shì)見圖8,基礎(chǔ)橫搖阻尼的變化趨勢(shì)見圖9。
表6 垂蕩板高度變化時(shí)風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)阻尼的影響Tab.6 Damping impact from height of heave-plate
圖8 垂蕩板高度變化對(duì)基礎(chǔ)垂蕩阻尼的影響Fig.8 Damping variation of heave motion from the height of heave-plate
由圖表數(shù)據(jù)可知,隨著垂蕩板高度H的增大,基礎(chǔ)垂蕩方向的水動(dòng)力粘性阻尼系數(shù)隨之增大。由此可得,在一定范圍內(nèi)增大垂蕩板高度,能增加垂蕩板的垂蕩阻尼性能。當(dāng)垂蕩板高度為0.7 m時(shí),阻尼增大7%。
從圖表數(shù)據(jù)來看,隨著垂蕩板高度H的增大,粘性阻尼系數(shù)總體呈增大趨勢(shì)。由此可得,在一定范圍內(nèi)增大垂蕩板高度,能增加垂蕩板橫搖阻尼性能,但增長(zhǎng)效果小于5%。
圖9 垂蕩板高變化時(shí)基礎(chǔ)橫搖阻尼的影響Fig.9 Damping variation of roll motion from the height of heave-plate
為了研究垂蕩板圓盤直徑變化對(duì)垂蕩阻尼系數(shù)的影響,把原模型及模型方案1、6、7的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析。各模型無因次阻尼系數(shù)計(jì)算結(jié)果見表7,圓盤直徑D變化時(shí)風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)垂蕩阻尼的變化趨勢(shì)見圖10。基礎(chǔ)橫搖阻尼的變化趨勢(shì)見圖11。
表7 圓盤直徑變化時(shí)風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)垂蕩阻尼的變化Tab.7 Damping impact from the diameter of heave-plate
圖10 垂蕩板圓盤直徑對(duì)基礎(chǔ)垂蕩阻尼的影響Fig.10 Damping variation of heave motion from the diameter of heave-plate
圖11 垂蕩板圓盤直徑對(duì)基礎(chǔ)橫搖阻尼的變化Fig.11 Damping variation of roll motion from the diameter of heave-plate
從圖表數(shù)據(jù)來看,隨著圓盤直徑D的增大,浮式基礎(chǔ)垂蕩運(yùn)動(dòng)的粘性阻尼系數(shù)隨之增大。由此可得,在一定范圍內(nèi)增大圓盤直徑,能增加垂蕩板的垂蕩阻尼性能,并且隨著圓盤直徑增加呈非線性增長(zhǎng)趨勢(shì),增阻效果明顯,圓盤直徑增加2 m(相比于原模型增加8.77%)時(shí),垂蕩阻尼增加可達(dá)15.12%。
從圖表數(shù)據(jù)來看,隨著圓盤直徑D的增大,浮式基礎(chǔ)橫搖運(yùn)動(dòng)的粘性阻尼系數(shù)增大。由此可得,在測(cè)試范圍內(nèi)增大圓盤直徑,能增加垂蕩板的橫搖阻尼性能。圓盤直徑增加2 m(相比于原模型增加8.77%)時(shí),基礎(chǔ)橫搖方向的運(yùn)動(dòng)阻尼增加值可達(dá)17.32%,增阻效果較為顯著。
對(duì)比前述的結(jié)果,相對(duì)其他參數(shù)而言,增加垂蕩板直徑D,垂蕩板阻尼增長(zhǎng)效果最為顯著,其次是增加邊鋒延伸長(zhǎng)度,而增加垂蕩板高度所帶來的基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)阻尼增加值十分有限。
根據(jù)之前模型計(jì)算結(jié)果分析,調(diào)整垂蕩板的尺寸,進(jìn)一步提高垂蕩板的阻尼性能。調(diào)整優(yōu)化后垂蕩板的尺寸為:直徑24.8 m、高0.7 m、邊鋒延伸0.6 m的垂蕩板。按照調(diào)整后垂蕩板的尺寸,計(jì)算浮式基礎(chǔ)的垂蕩及橫搖阻尼性能。將計(jì)算結(jié)果與原模型進(jìn)行對(duì)比,可以看出優(yōu)化后阻尼性能得到了理想的提升,具體阻尼系數(shù)增長(zhǎng)情況如表8所示。優(yōu)化后,該浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)的阻尼提升25%以上。
相關(guān)研究表明[12],阻尼產(chǎn)生的根本原因是結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)泄渦時(shí)對(duì)動(dòng)能的耗散。對(duì)于風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)來說,其在運(yùn)動(dòng)過程中產(chǎn)生、脫落的漩渦越多,能量耗散越大,阻尼性能也就越好。
如圖12中,紅色部分表示較大的正漩渦,黃色部分表示較小的正漩渦,深藍(lán)色部分表示較大的負(fù)漩渦,淺藍(lán)色部分表示較小的負(fù)漩渦。隨著外伸邊鋒的增大,運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生漩渦的范圍會(huì)擴(kuò)大,產(chǎn)生的漩渦量會(huì)增多,從而耗散更多能量,使得模型結(jié)構(gòu)阻尼增加。
表8 優(yōu)化后模型阻尼性能對(duì)比Tab.8 Damping comparison between the original model and optimized model
圖12 浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)垂向運(yùn)動(dòng)渦量圖Fig.12 Vorticity contours of the foundation of the floating offshore wind turbine in heave
根據(jù)上述阻尼結(jié)構(gòu)尺寸敏感性分析和泄渦原理分析,為了得到阻尼性能更好的垂蕩板形式,設(shè)計(jì)了一種“梅花形”的垂蕩板。該垂蕩板模型從優(yōu)化后的模型變形而來,邊鋒寬度、板高及圓盤直徑各參數(shù)都保持不變,在減小垂蕩板圓盤面積的同時(shí)增加了垂蕩板圓盤的周長(zhǎng)。網(wǎng)格劃分方法與之前模型相同,均采用“體網(wǎng)格+面網(wǎng)格”的方式。模型網(wǎng)格總數(shù)為459萬個(gè)。垂蕩板整體模型見圖13所示,模型強(qiáng)迫運(yùn)動(dòng)時(shí)歷曲線見圖14所示,阻尼性能計(jì)算結(jié)果對(duì)比見表9。
在其他參數(shù)不變的情況下,“梅花形”垂蕩板垂蕩運(yùn)動(dòng)阻尼性能最佳,其垂蕩阻尼系數(shù)較原始模型提升36.98%。
圖13 “梅花形”整體模型示意圖Fig.13 Schematic diagram of the whole model of cinquofoil
圖14 模型強(qiáng)迫垂蕩運(yùn)動(dòng)時(shí)歷曲線Fig.14 Schematic diagram of the whole model of cinquefoil
表9 “梅花形”垂蕩板阻尼性能計(jì)算結(jié)果Tab.9 Calculation results of damping performance of"quincunx-shaped"heave-plate
本文選取10 MW半潛型浮式風(fēng)機(jī),利用計(jì)算流體力學(xué)的方法研究外立柱垂蕩板結(jié)構(gòu)幾何尺寸變化對(duì)基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)粘性阻尼的影響。數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明,本文優(yōu)化參數(shù)后的垂蕩板能夠明顯地增加基礎(chǔ)的附加質(zhì)量與附加轉(zhuǎn)動(dòng)慣量,增加結(jié)構(gòu)的阻尼,耗散運(yùn)動(dòng)能量,改善結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)性能;帶邊鋒的垂蕩板的阻尼性能與圓盤直徑、邊鋒延伸寬度、垂蕩板高等參數(shù)均有關(guān)。一般來說,在一定范圍內(nèi)增大圓盤直徑、邊鋒延伸寬度、垂蕩板高,均會(huì)增加系統(tǒng)的附加質(zhì)量和垂蕩、橫搖粘性阻尼系數(shù)。
從總體情況來看,對(duì)阻尼性能影響最大的因素是垂蕩板圓盤直徑,尤其是對(duì)于橫搖運(yùn)動(dòng)來說阻尼效果更明顯。其次,增加邊鋒延伸寬度對(duì)增加垂蕩阻尼性能也比較有利,而加大垂蕩板的高度也可增大阻尼,但是增加緩慢。因此,增大阻尼三種措施按照有效性排序?yàn)椋褐睆郊哟?、邊鋒延伸、高度加大。本文優(yōu)化方案中,直徑24.8 m、高0.7 m、邊鋒延伸0.6 m的阻尼結(jié)構(gòu),該阻尼結(jié)構(gòu)無量綱阻尼系數(shù)為:垂蕩阻尼系數(shù)為20.14%,較原結(jié)構(gòu)增大無量綱阻尼系數(shù)14.9%;搖擺阻尼系數(shù)12.30%,較原結(jié)構(gòu)增大無量綱阻尼系數(shù)19.1%。本文設(shè)計(jì)的“梅花型”垂蕩板結(jié)構(gòu)相比原阻尼結(jié)構(gòu)有效提升36.98%的垂蕩阻尼。
但是,在實(shí)際的設(shè)計(jì)過程中,垂蕩板的設(shè)計(jì)尺寸和形式需要進(jìn)一步結(jié)合考慮結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度、施工運(yùn)輸可行性以及經(jīng)濟(jì)性。