海上风力机锥体结构抗冰性能分析
发布时间：2021-07-01 19:45
为降低海冰对结构碰撞造成的损伤,提出在风力机与海平面交界处安置抗冰锥体。基于Matlock与Ralston方法建立海冰与结构碰撞载荷计算模型,通过开发海冰载荷计算模块并将其与开源软件FAST结合,建立海上风力机在湍流风与海冰实时耦合下的动力学仿真模型。结果表明:未安装锥体时,塔基剪切力最大值、均值和标准差均随海冰厚度和海冰移速的增加而增大,其中海冰厚度对最大值和均值的影响较为显著,而海冰移速对标准差的影响较大;安装锥体后,塔基剪切力最大值与均值分别减小67.8%与41.6%,其标准差显著减小并趋于稳定,从而使得结构疲劳载荷降低。
【文章来源】：动力工程学报. 2018,38(09)北大核心CSCD
【文章页数】：7 页
【部分图文】：
图１安装锥体前后海上风力机的示意图（ａ）
碎极限应变率／ｓ－１０．０１海冰移速／（ｍ·ｓ－１）０．３海冰厚度／ｍ０．５水的密度／（ｋｇ·ｍ－３）１０００海冰密度／（ｋｇ·ｍ－３）９００等［２０］采用弹簧阻尼系统建立了柔性结构强迫冰激振动模型。通过观测位于虎克湾海洋结构的冰力变化，Ｍａｔ－ｌｏｃｋ等［２０］将结构位移对海冰载荷的反馈作用引入冰激振动模型，提出冰－锥相互作用模型。如图２所示，采用等距排列的线性冰齿表示海冰，结构与海图２Ｍａｔｌｏｃｋ冰－锥作用力模型Ｆｉｇ．２Ｍａｔｌｏｃｋｍｏｄｅｌｏｆｉｃｅ－ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ冰之间的作用视为弹簧阻尼振子，其中ｍ为质量，ｃ为阻尼。冰齿与振子逐一接触，产生线弹性力，即为强迫振动下结构所受的海冰载荷。每个冰齿存在形变极限，超过极限后会发生断裂、破碎，可忽略其对之后冰齿与振子的影响。假设弹簧振子初始位置为ｘ，第Ｎ段冰齿形变量为Δ。Δ＝ｚ（ｔ）－ｘ（ｔ）－Ｐ（Ｎ－１）（１）式中：ｔ为时间；ｘ（ｔ）为弹簧振子位置；Ｐ为相邻冰齿间距；ｚ（ｔ）为冰齿位移。ｚ（ｔ）可表示为：ｚ（ｔ）＝νｉｃｅｔ＋ｚ０（２）式中：νｉｃｅ为冰齿移速；ｚ０为冰齿初始位置。海冰载荷Ｆｉｃｅ表示为：Ｆｉｃｅ＝ＫｉｃｅΔ，０＜Δ＜Δｍａｘ０，Δ≤０或Δ＝Δ烅烄烆ｍａｘ（３）式中：Ｋｉｃｅ为弹簧刚度；Δｍａｘ为冰齿极限形变量。２．
）０．３（１８）式中：ｕ（ｚ）为高度ｚ处的风速；ｕｈｕｂ为轮毂高度处的风速；ｚｈｕｂ为轮毂高度。由空间相干模型获得水平风速，同一高度相邻两点满足下式：Ｓｇ，ｈ（ｆ）＝Ｃ（Δｒ，ｆ）Ｓｇ，ｇ槡（ｆ）·Ｓｈ，ｈ（ｆ）（１９）式中：ｆ为频率；Ｓｇ，ｇ（ｆ）和Ｓｈ，ｈ（ｆ）分别为节点ｇ和ｈ的功率谱密度；Ｓｇ，ｈ（ｆ）为交叉谱密度；Ｃ（Δｒ，ｆ）为光谱相干系数。图３为风力机轮毂高度处的风速时域分布。４结果与分析分别计算海冰厚度为０．５ｍ、海冰移速为０．３ｍ／ｓ、无锥体时风力机在不同工况下的塔基剪切力，风力机分别在风冰耦合、湍流风和海冰作用下的塔基剪切力如图４所示。图３风力机轮毂高度处的风速时域分布Ｆｉｇ．３Ｗｉｎｄｓｐｅｅｄｖａｒｉａｔｉｏｎｉｎｔｉｍｅｄｏｍａｉｎａｔｈｕｂｈｅｉｇｈｔｏｆｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅ图４不同工况下的塔基剪切力Ｆｉｇ．４Ｓｈｅａｒｆｏｒｃｅｏｎｔｏｗｅｒｂａｓｅｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｗｏｒｋｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ图５给出了不同工况下风力机塔基剪切力的最大值、均值和标准差。由图４和图５可知，塔基剪切力随时间波动剧烈，在风冰耦合作用下塔基剪切力最大值、均值和标准差均达到最大。由塔基剪切力最大值可知，湍流风作用对塔基剪切力的影响大于海冰载荷；由塔基剪切力均值可知，海冰与湍流风作用对风力机塔基的影响效果相当；由塔基剪切力标准差可知，与海冰作用相比，风力机在湍流
【参考文献】：
期刊论文
[1]单桩基础海上风力机遭遇船舶撞击的动力响应分析[J]. 周红杰,李春,丁勤卫,郝文星. 水资源与水工程学报. 2017(03)
[2]高速强湍流风况下的风力机结构动力学响应[J]. 杨阳,李春,缪维跑,叶柯华,叶舟. 动力工程学报. 2016(08)
[3]湍流风场与地震激励联合作用下的风力机结构动力学响应[J]. 杨阳,李春,缪维跑,叶舟,吴攀. 振动与冲击. 2015(21)
[4]风波联合作用下5MW海上风力机的疲劳载荷特性分析[J]. 安利强,孙少华,周邢银. 可再生能源. 2014(07)
[5]泥沙对海上风力机单桩式塔架的作用分析[J]. 骆少明,刘波宏,李德源,袁茂圣. 太阳能学报. 2013(11)
[6]海上风力机塔架在风波联合作用下的动力响应数值分析[J]. 李德源,刘胜祥,张湘伟. 机械工程学报. 2009(12)
[7]冰力作用下锥体的合理结构形式及在柱体上设计锥体的合理性探讨[J]. 史庆增,彭忠. 中国海上油气. 2005(05)
博士论文
[1]水平轴风力机三维空气动力学计算模型研究[D]. 王强.中国科学院研究生院（工程热物理研究所） 2014
硕士论文
[1]基于FAST软件的大型风力发电机组系统建模与控制研究[D]. 熊海洋.重庆大学 2014
本文编号：3259756
【文章来源】：动力工程学报. 2018,38(09)北大核心CSCD
【文章页数】：7 页
【部分图文】：
图１安装锥体前后海上风力机的示意图（ａ）
碎极限应变率／ｓ－１０．０１海冰移速／（ｍ·ｓ－１）０．３海冰厚度／ｍ０．５水的密度／（ｋｇ·ｍ－３）１０００海冰密度／（ｋｇ·ｍ－３）９００等［２０］采用弹簧阻尼系统建立了柔性结构强迫冰激振动模型。通过观测位于虎克湾海洋结构的冰力变化，Ｍａｔ－ｌｏｃｋ等［２０］将结构位移对海冰载荷的反馈作用引入冰激振动模型，提出冰－锥相互作用模型。如图２所示，采用等距排列的线性冰齿表示海冰，结构与海图２Ｍａｔｌｏｃｋ冰－锥作用力模型Ｆｉｇ．２Ｍａｔｌｏｃｋｍｏｄｅｌｏｆｉｃｅ－ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ冰之间的作用视为弹簧阻尼振子，其中ｍ为质量，ｃ为阻尼。冰齿与振子逐一接触，产生线弹性力，即为强迫振动下结构所受的海冰载荷。每个冰齿存在形变极限，超过极限后会发生断裂、破碎，可忽略其对之后冰齿与振子的影响。假设弹簧振子初始位置为ｘ，第Ｎ段冰齿形变量为Δ。Δ＝ｚ（ｔ）－ｘ（ｔ）－Ｐ（Ｎ－１）（１）式中：ｔ为时间；ｘ（ｔ）为弹簧振子位置；Ｐ为相邻冰齿间距；ｚ（ｔ）为冰齿位移。ｚ（ｔ）可表示为：ｚ（ｔ）＝νｉｃｅｔ＋ｚ０（２）式中：νｉｃｅ为冰齿移速；ｚ０为冰齿初始位置。海冰载荷Ｆｉｃｅ表示为：Ｆｉｃｅ＝ＫｉｃｅΔ，０＜Δ＜Δｍａｘ０，Δ≤０或Δ＝Δ烅烄烆ｍａｘ（３）式中：Ｋｉｃｅ为弹簧刚度；Δｍａｘ为冰齿极限形变量。２．
）０．３（１８）式中：ｕ（ｚ）为高度ｚ处的风速；ｕｈｕｂ为轮毂高度处的风速；ｚｈｕｂ为轮毂高度。由空间相干模型获得水平风速，同一高度相邻两点满足下式：Ｓｇ，ｈ（ｆ）＝Ｃ（Δｒ，ｆ）Ｓｇ，ｇ槡（ｆ）·Ｓｈ，ｈ（ｆ）（１９）式中：ｆ为频率；Ｓｇ，ｇ（ｆ）和Ｓｈ，ｈ（ｆ）分别为节点ｇ和ｈ的功率谱密度；Ｓｇ，ｈ（ｆ）为交叉谱密度；Ｃ（Δｒ，ｆ）为光谱相干系数。图３为风力机轮毂高度处的风速时域分布。４结果与分析分别计算海冰厚度为０．５ｍ、海冰移速为０．３ｍ／ｓ、无锥体时风力机在不同工况下的塔基剪切力，风力机分别在风冰耦合、湍流风和海冰作用下的塔基剪切力如图４所示。图３风力机轮毂高度处的风速时域分布Ｆｉｇ．３Ｗｉｎｄｓｐｅｅｄｖａｒｉａｔｉｏｎｉｎｔｉｍｅｄｏｍａｉｎａｔｈｕｂｈｅｉｇｈｔｏｆｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅ图４不同工况下的塔基剪切力Ｆｉｇ．４Ｓｈｅａｒｆｏｒｃｅｏｎｔｏｗｅｒｂａｓｅｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｗｏｒｋｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ图５给出了不同工况下风力机塔基剪切力的最大值、均值和标准差。由图４和图５可知，塔基剪切力随时间波动剧烈，在风冰耦合作用下塔基剪切力最大值、均值和标准差均达到最大。由塔基剪切力最大值可知，湍流风作用对塔基剪切力的影响大于海冰载荷；由塔基剪切力均值可知，海冰与湍流风作用对风力机塔基的影响效果相当；由塔基剪切力标准差可知，与海冰作用相比，风力机在湍流
【参考文献】：
期刊论文
[1]单桩基础海上风力机遭遇船舶撞击的动力响应分析[J]. 周红杰,李春,丁勤卫,郝文星. 水资源与水工程学报. 2017(03)
[2]高速强湍流风况下的风力机结构动力学响应[J]. 杨阳,李春,缪维跑,叶柯华,叶舟. 动力工程学报. 2016(08)
[3]湍流风场与地震激励联合作用下的风力机结构动力学响应[J]. 杨阳,李春,缪维跑,叶舟,吴攀. 振动与冲击. 2015(21)
[4]风波联合作用下5MW海上风力机的疲劳载荷特性分析[J]. 安利强,孙少华,周邢银. 可再生能源. 2014(07)
[5]泥沙对海上风力机单桩式塔架的作用分析[J]. 骆少明,刘波宏,李德源,袁茂圣. 太阳能学报. 2013(11)
[6]海上风力机塔架在风波联合作用下的动力响应数值分析[J]. 李德源,刘胜祥,张湘伟. 机械工程学报. 2009(12)
[7]冰力作用下锥体的合理结构形式及在柱体上设计锥体的合理性探讨[J]. 史庆增,彭忠. 中国海上油气. 2005(05)
博士论文
[1]水平轴风力机三维空气动力学计算模型研究[D]. 王强.中国科学院研究生院（工程热物理研究所） 2014
硕士论文
[1]基于FAST软件的大型风力发电机组系统建模与控制研究[D]. 熊海洋.重庆大学 2014
本文编号：3259756
本文链接：https://www.wllwen.com/projectlw/xnylw/3259756.html
