戴靠山等：运转工况下风电塔抗震分析 ·1603· 2.2塔顶荷载输入及检验 表1叶素理论计算结果 在使用有限元软件对于运转工况下风电塔建模 Table 1 Calculation results based on blade element theory 时，塔顶荷载的计算难以精确仿真，因此塔顶荷载采用 段号升力系数阻力系数升力/kN 阻力/kN推力/kN FAST模型求解并导入ABAQUS,各风况参数与1.2节 0.50 0.00 0.35 0.00 0.13 中相同.另外值得注意的是，在运转工况下塔身风荷 2 1.13 0.57 1.19 0.60 1.19 载相较于塔顶荷载很小m),因此在ABAQUS模型中忽 1.50 0.18 2.47 0.30 1.99 略塔身风荷载作用.FAST计算的塔顶荷载时程如图 4 1.64 0.02 3.90 0.06 3.17 10,截去前10s由于启动变桨造成的荷载失真段. 5 1.43 0.01 4.27 0.03 3.69 塔顶风荷载通常使用经验公式[]或基本叶素理 1.20 0.01 4.40 0.04 3.95 论[近似计算，为了确保FAST计算的可靠性，本文将 1 08 0.04 4.31 FAST计算结果和基于基本叶素理论近似计算所得的 .06 0.05 4.98 结果进行对比验证.计算时近似取桨距角为变桨过程 9 0.9 0.0 5.2 中的平均桨距角14.2°，叶片各位置处的风速近似取 0.05 4.86 轮毂处风速15ms且保持不变，叶片单元段分为15 10 0.79 0.01 4.91 0.05 4.71 段，升阻力系数、翼型参数、风轮转速等数据均取FAST 11 0.70 0.01 4.68 0.06 4.52 模型中的数值，计算的平均值与FAST导出的荷载时 12 0.61 0.01 4.32 0.06 4.20 程对比如图10，典型的结果如表1所示. 13 0.52 0.01 3.77 0.06 3.68 可以看到基于基本叶素理论计算得到的单叶片推 14 0.49 0.01 3.65 0.05 3.57 力约为52kN,因此塔顶荷载近似为156kN,由于计算 15 0.42 0.01 3.09 0.05 3.03 过程中有较多近似性且未考虑叶尖损失、动态失速等 合计 51.98 复杂模型，和FAST提取的塔顶荷载时程平均值129 kN比较，有一定的差距，但差距大致是可以接受，表明 表2自振周期对比表 本文对FAST使用的合理性. Table 2 Comparison of natural vibration period 类型 第一周期，T/s 第二周期，T2/s 250 一基于基本叶素理论计算的平均值 FAST模型 2.01 0.21 -FAST计算结果(ABAQUS导人) ABAOUS模型 2.03 0.23 200 实测值 2.04 0.26 150 震标准调幅为0.127g,轮毂平均风速取15ms1,地震 动在风时程的75s时输入，试算表明塔筒仍处于弹性， 分别比较风震组合角为0°或90°的塔顶位移时程，如 图11所示.可以看出，在弹性阶段的响应很接近，证 5015 3045607590105120135150 明了荷载输入和模型建立较为准确.此时风震组合角 时间s 0°或90°响应最大值是接近的原因在于地震的幅值较 图10塔顶荷载对比图 小，符合1.3.4中计算的结果. Fig.10 Tower top loading comparison 2.4倒塔分析 2.3模型对比验证 通过试算，将地震动调幅至2.42g,轮毂处平均风 2.3.1自振周期的对比 速保持15m·s,进行运转工况下的倒塔分析.设置 本文作者对该风电塔进行过现场实测].将 风震组合角为前文讨论的最不利组合角90°，追踪塑 FAST和ABAQUS模型模态分析得到前二阶自振周 性铰的发展情况并观察倒塔模式，如图12所示 期，与该风电塔的实测值进行对比，如表2所示，可以 可以看出，塑性铰首先在塔底出现，并逐渐向上发 看到FAST模型、ABAQUS模型和实测值的结果基本 展，随后在中上部单元段连接处（塔筒高度的2/3处） 一致 稳定，最终在98.9s发生倒塔，和文献[13-14]得出的 2.3.2弹性阶段模型对比检验 最危险部位或倒塔位置类似，可以推测在地震下该风 FAST和ABAQUS均能在弹性阶段进行计算，地 电塔的响应可能受高阶振型影响较大.但由于风电塔 震动取EI Centro南北方向加速度记录，由于该风电塔 倒塔位置与几何尺寸、结构动力特性及地震频谱有关， 建在六度设防区，根据抗震规范[按六度设防罕遇地 对于和本文不同设计的其他风电塔倒塔模式仍需进一戴靠山等: 运转工况下风电塔抗震分析 2郾 2 塔顶荷载输入及检验 在使用有限元软件对于运转工况下风电塔建模 时,塔顶荷载的计算难以精确仿真,因此塔顶荷载采用 FAST 模型求解并导入 ABAQUS,各风况参数与 1郾 2 节 中相同. 另外值得注意的是,在运转工况下塔身风荷 载相较于塔顶荷载很小[17] ,因此在 ABAQUS 模型中忽 略塔身风荷载作用. FAST 计算的塔顶荷载时程如图 10,截去前 10 s 由于启动变桨造成的荷载失真段. 塔顶风荷载通常使用经验公式[2] 或基本叶素理 论[18]近似计算,为了确保 FAST 计算的可靠性,本文将 FAST 计算结果和基于基本叶素理论近似计算所得的 结果进行对比验证. 计算时近似取桨距角为变桨过程 中的平均桨距角 14郾 2毅,叶片各位置处的风速近似取 轮毂处风速 15 m·s - 1且保持不变,叶片单元段分为 15 段,升阻力系数、翼型参数、风轮转速等数据均取 FAST 模型中的数值,计算的平均值与 FAST 导出的荷载时 程对比如图 10,典型的结果如表 1 所示. 可以看到基于基本叶素理论计算得到的单叶片推 力约为 52 kN,因此塔顶荷载近似为 156 kN,由于计算 过程中有较多近似性且未考虑叶尖损失、动态失速等 复杂模型,和 FAST 提取的塔顶荷载时程平均值 129 kN 比较,有一定的差距,但差距大致是可以接受,表明 本文对 FAST 使用的合理性. 图 10 塔顶荷载对比图 Fig. 10 Tower top loading comparison 2郾 3 模型对比验证 2郾 3郾 1 自振周期的对比 本文作者对该风电塔进行过现 场 实 测[11] . 将 FAST 和 ABAQUS 模型模态分析得到前二阶自振周 期,与该风电塔的实测值进行对比,如表 2 所示,可以 看到 FAST 模型、ABAQUS 模型和实测值的结果基本 一致. 2郾 3郾 2 弹性阶段模型对比检验 FAST 和 ABAQUS 均能在弹性阶段进行计算,地 震动取 EI Centro 南北方向加速度记录,由于该风电塔 建在六度设防区,根据抗震规范[19]按六度设防罕遇地 表 1 叶素理论计算结果 Table 1 Calculation results based on blade element theory 段号 升力系数 阻力系数 升力/ kN 阻力/ kN 推力/ kN 1 0郾 50 0郾 00 0郾 35 0郾 00 0郾 13 2 1郾 13 0郾 57 1郾 19 0郾 60 1郾 19 3 1郾 50 0郾 18 2郾 47 0郾 30 1郾 99 4 1郾 64 0郾 02 3郾 90 0郾 06 3郾 17 5 1郾 43 0郾 01 4郾 27 0郾 03 3郾 69 6 1郾 20 0郾 01 4郾 40 0郾 04 3郾 95 7 1郾 08 0郾 01 4郾 68 0郾 04 4郾 31 8 1郾 06 0郾 01 5郾 31 0郾 05 4郾 98 9 0郾 91 0郾 01 5郾 12 0郾 05 4郾 86 10 0郾 79 0郾 01 4郾 91 0郾 05 4郾 71 11 0郾 70 0郾 01 4郾 68 0郾 06 4郾 52 12 0郾 61 0郾 01 4郾 32 0郾 06 4郾 20 13 0郾 52 0郾 01 3郾 77 0郾 06 3郾 68 14 0郾 49 0郾 01 3郾 65 0郾 05 3郾 57 15 0郾 42 0郾 01 3郾 09 0郾 05 3郾 03 合计 51郾 98 表 2 自振周期对比表 Table 2 Comparison of natural vibration period 类型 第一周期,T1 / s 第二周期,T2 / s FAST 模型 2郾 01 0郾 21 ABAQUS 模型 2郾 03 0郾 23 实测值 2郾 04 0郾 26 震标准调幅为 0郾 127g,轮毂平均风速取 15 m·s - 1 ,地震 动在风时程的 75 s 时输入,试算表明塔筒仍处于弹性, 分别比较风震组合角为 0毅或 90毅的塔顶位移时程,如 图 11 所示. 可以看出,在弹性阶段的响应很接近,证 明了荷载输入和模型建立较为准确. 此时风震组合角 0毅或 90毅响应最大值是接近的原因在于地震的幅值较 小,符合 1郾 3郾 4 中计算的结果. 2郾 4 倒塔分析 通过试算,将地震动调幅至 2郾 42g,轮毂处平均风 速保持 15 m·s - 1 ,进行运转工况下的倒塔分析. 设置 风震组合角为前文讨论的最不利组合角 90毅,追踪塑 性铰的发展情况并观察倒塔模式,如图 12 所示. 可以看出,塑性铰首先在塔底出现,并逐渐向上发 展,随后在中上部单元段连接处(塔筒高度的 2 / 3 处) 稳定,最终在 98郾 9 s 发生倒塔,和文献[13鄄鄄14]得出的 最危险部位或倒塔位置类似,可以推测在地震下该风 电塔的响应可能受高阶振型影响较大. 但由于风电塔 倒塔位置与几何尺寸、结构动力特性及地震频谱有关, 对于和本文不同设计的其他风电塔倒塔模式仍需进一 ·1603·