塔架设计

塔架设计（共8篇）

塔架设计 篇1

1 工程概况

某市体育场的外围广场内设置两个景观装饰塔架,塔架中间平面投影为正三角形。结构形式为拉线式塔桅结构,中间为格构塔身。沿高度斜向布置了三根钢索,平面投影为绕中心每120°一根钢拉索。塔架高度为66.700m,三个方向的钢索在46.000m处拉住塔架(钢索的水平投影长度为32.500m),以保证结构的直立和稳定。为建筑效果采用相贯节点。塔架正立面图见图1。

2 内力分析

塔桅结构属于空间静定结构,荷载作用下,结构受力很复杂。塔身本身是具有相当刚度的连续弹性体,是一个下端固定,上部悬臂的空间连续桁架。钢拉索是上端连接于杆身,下端固定在地面上的斜向拉索。拉索作为中间塔架的弹性支座,在水平方向随着作用力的变化而发生非线性位移[1]。

塔架的刚度和拉索提供的预应力刚度构成了结构的整体刚度。设计中应进行初始状态和工作状态的分析和计算。以保证结构始终处于平衡和稳定,结构能够正常工作。初始状态是指结构在预应力作用下的自平衡状态。工作状态是指结构在各种组合外荷载的作用下的平衡状态。

初始状态的分析实质上是进行拉索预应力的布置和拉索预应力大小的确定。预应力的设计应使预应力分布到整个结构中,从而使预应力对结构提供有效的刚度。应保证拉索在结构工作过程始终处于受拉状态,防止拉索受压退出工作使结构变成几何可变体系,导致结构失稳[2]。

初始状态的预应力分布的分析是结构承载性能分析的基础。在此阶段假定的杆件截面、预应力分布能否满足工作状态下结构强度、稳定和变形的要求,还有待工作状态下各种荷载工况组合作用计算结果的验证。这是一个反复调整的过程,直到调整合适为止。

拉索在低应力状态下可以认为是线弹性材料。因此,应控制拉索在不利荷载作用下索内的应力水平,使其不致于过高。另外,考虑到拉索的徐变,松弛及施工因素,也应使拉索内的预应力水平在不利荷载下不致太低。所以在初始状态下,拉索内的预应力的大小应控制在合适的范围内。

3 有限元分析模型

结构的非线形问题包括状态非线形,材料非线形和几何非线形。如果结构经受大变形,它变化的几何形状,可能会引起结构的非线形响应。这就是结构的几何非线形问题。

拉索具有大位移、低应变的变形特征。由于索结构工作中处于弹性阶段,应力与应变的关系仍可认为遵从虎克定律。拉索变形特征一力与位移的关系是非线性,其中非线性项的数值不像小变形问题那样相对线性项可以略去。因此在有限元分析时,可以不考虑结构材料的非线性,仅考虑几何非线性的影响。斜拉索由于其自重垂度的影响,呈现很强的几何非线性。其平衡方程须建立在变形后的几何位置上。斜拉索的这种性质,也使与之组合的结构反映出不可忽视的非线性问题。目前拉索有限元分析法,主要有四种方法模拟索:

1)等效弹性模量法

每一根索用一个杆单元模拟,采用修正斜拉索弹性模量的方法来描述索的非线性行为。这就是所谓的“等效弹性模量法”由Ernst在1965年首先提出。具体公式如下:

式中,Eeq为等效弹性模量;E为索的弹性模量;L为索的水平投影长度;W为索的单位长度重量;A为索的横截面面积;T为索的拉力。

可见修正的弹性模量是索端力的函数,导致了索端力与索端位移呈非线性。

2)多链杆单元法

采用多个杆单元来模拟索曲线,通过多个杆单元节点来定义拉索中间点的运动,从而模拟索的非线性行为。计算动力问题时可以得到拉索本身的振动模态。本方法的缺点是引入许多附加自由度,计算中许多情况下无法收敛。一般情况下应慎用。

3)多节点曲线单元

有多种单元模型如:抛物线索单元、2节点曲线单元、3节点等参数索单元等。它们共同点是引入高次函数作为单元的插值函数,近似考虑索垂度的影响。但这种单元的列式和计算随着节点数的增加而趋复杂,且不易得出刚度的显示表达式,也不能精确模拟悬链线特性。

4)悬链线索单元法。

将索模拟成基于弹性悬链精确解的索单元。这种方法根据弹性索的精确解析式导出索元的切线刚度矩阵,并得到索形和索端力,不存在任何近似成份,且能适应各种情况,因此是一个精度高、通用性强的方法。

显然第四种悬链线单元法的模型最为精确。其它三种模型都有不同程度的简化和缺点。但目前现有的分析程序单元模型大多还没有悬链线索单元模型。本工程采用只拉杆单元模拟索,采用修正斜拉索弹性模量的方法来描述索的非线性行为。分析比较还是可以满足工程精度要求[3]。

本工程的有限元分析采用ANSYS中运用几何非线性问题分析的杆单元。分析中采用LINK8单元模拟结构中的桁架杆件,用LINK10单元模拟其中斜向拉索。

LINK8单元只承受轴向力,不承受弯距和剪力,且具有塑性蠕变、膨胀、应力刚化、大变形、大应变单元死活等功能。LINK10单元具有双线性刚度矩阵特性,使其成为一个轴向仅受拉或仅受压的单元。使用只承受拉力选项时,如果单元受压,刚度就消失,以此模拟拉索松弛。本单元不承受弯距和剪力,只能轴向承受拉力和压力,具有应力刚化、大变形、大应变功能[4]。

4 结构计算

作用在结构上的荷载按国标《建筑结构荷载规范》和《高耸结构设计规范》的规定取值。其中水平风荷载按《建筑结构荷载规范》表7.3.1第34项要求分别按三个方向作用(设为三种工况,见图1)进行计算[5]。

设计中分以下四种工况,按标准值组合进行计算:

①恒+索内初始预应力,内力分布见图2。

②恒+索内初始预应力+风1,内力分布见图3。③恒+索内初始预应力+风2,内力分布见图4。

④恒+索内初始预应力+风3,内力分布见图5。

设计应满足的三个要素:

①拉索内力控制在(5%～3 0%)断绳力范围内。

本工程拉索的的内力最大值270kN,最小值90kN,初始态下拉索内力值为170kN。拉索的断绳力为940kN。

②按塔架的水平位移满足《高耸结构设计规范》的变形要求。

本工程塔架顶点水平位移最大值为183mm,为塔架高度的1/364,满足规范要求。

③杆件满足强度稳定计算要求。

本工程格构塔架主管的内力最大值334kN。经验算杆件满足强度稳定计算要求。

5 模态分析

为了确定结构的固有频率和振型,又进行了模态分析,结构的前10个频率见表1。

结构前5个振型见图6。

可见第1振型、第2振型为平动,第3振型为空间扭转,前5个频率较为集中,显示结构变形以前5个振型为主。

6 结论

计算结果表明,采用有限元分析程序分析预应力索杆体系计算方便快捷,计算结果准确可靠,符合工程实际情况。

摘要：利用有限元软件ANSYS，对拉线式塔桅结构初始预应力状态和工作状态下的结构受力性能进行了深入分析。分析结果表明，利用ANSYS软件可以方便解决有预应力的结构的非线性问题。

关键词：塔架结构,拉索,非线性,有限元分析

参考文献

[1]GB 135-90高耸结构设计规范[S]．

[2]钱若军，扬联萍，胥传熹．空间格构结构设计[M]．南京：东南大学出版社，2007．

[3]夏桂云，李传习，张建仁．斜拉索非线性分析[J]．长沙交通学院学报2001(3)：47-50．．

[4]博嘉科技．有限元分析软件-ANSYS融会与贯通[M]．北京：中国水利水电出版社，2002．

[5]GB 50001-2001建筑结构荷载规范[S]．

塔架设计 篇2

风力发电做为一种清洁的可再生能源，具有无污染，占地少．储量大．投资短等特点，塔架是风力发电机组的重要支撑部．现多采用钢制塔架，塔架一般在５０－１００m之间，受运输等条件影响。一般将塔架进行分段制作．每段２０Ｍ，重量４５Ｔ以下，两塔架之间采用螺栓连接，法兰是塔架的结构中最关键的部件，直径一般都有在３－５Ｍ，厚度为６０－１７０ＭＭ之间，采用低合金钢．Ｑ３４５或Ｑ３４５Ｅ，目前法兰制做主要有两种方法，一种是整体铸造．一种是Ｚ向钢板割制，前者这种方法成本高，周期长，不利于批量生产，后者则受钢板规格的限制，对于风力发电机组的法兰，很难按照法兰的尺寸厚度采购，因此．大型风力发电机组法兰的制做仍是目前待解决的问题．

最好方法是将整体法兰分为４－６块，采用合理的拼焊工艺及焊后热处理，解决整体法兰的制做的难题．法兰按圆周６等分每两片之间对接焊缝．焊后热处理．．！拼缝开Ｘ坡口，多层多道焊．！焊后６００Ｃ保温６小时．然后后以３７Ｃ／Ｈ．降到３００Ｃ．出炉空冷． 风电塔筒及法兰的焊接工装采用可移动的龙门架式．可程控实现Ｘ．Ｙ．Ｚ轴的位移，配有旋转变位机（精度高）或者配辊轮架配上跟踪系统实现全自动焊接

焊接工艺采用世界上先进的德国CLOOS TANDEM 气保双丝焊技术，此技术拥有高效的熔敷效率（30kg/h）.焊接3mm的板材时．焊接速度最高可达６m/min.焊接３５以上的厚板时，平均速度可达１m/min.这种高效的焊接速度从而使热输入量非常小．平均热输入量还小于单丝气保焊的热输入量：

此工艺的工作原理是：两个逆变数字化焊接电源，两根焊丝通两个送丝机在一把双丝焊枪里的两个导电嘴送丝，在两个电源内部配有可升级的程控协调硬件和软件，使两根焊丝按程序设定工作，避免两个电弧之间互相干扰，而是互相利用彼此的热量和磁场所，达到共用一个熔池的目的，此工艺前丝与后丝的参数分别可通过各自的电源进行设定，焊丝直径，材质，送丝速度，电流，电压弧长，脉冲频率，负载率等等都可一样，也可不一样，根据工艺要求自行设定．另外，此工艺的电源本身具有焊接专家数字化一元化的操作系统，你只需选择你所要焊的材质，板材的厚度，它会自动匹配焊接电流，送丝速度及电压等等，操作起来非常方便，虽然本机拥有一元化的系统，减少了对焊工技术水平的依赖，但也并不是说此机什么参数都是机器自动选择的．没有人为的选择和想像空间，本机内拥有50-20000个焊接参数可选择和调用，可发发挥你的充分想像达到焊接实验的目的，可以把实验数据保存在本机内，方便下次焊接时直接调用．

此工艺属于大功率的焊接，两电源的总基值电流输出可达1000Ａ（100%暂载率），叠加脉冲焊接电流可达1500Ａ，采用常规气体保护，焊接过程无须焊剂保护和烘干处理！不需要清渣处理，所以此工艺是代替埋弧焊的最佳高效工艺！

风电机组塔架优化设计系统分析 篇3

1 风电机组塔架优化设计系统结构分析

根据操作需求和功能的不同, 可以将整个风电机组塔架优化设计系统分为三个层面, 其分别是系统用户界面层、系统应用服务层以及系统数据存储层。

1.1 系统用户界面层

系统用户界面层相当于是整个系统的窗门, 在该层面的用户可以通过相关操作对整个系统的运行进行控制。同时, 系统也会将自身的运行情况和数据信息通过窗口的形式展现给用户, 使用户能够对整个系统的运行情况进行详细了解, 进而确保整个系统的高效、精确运行。

1.2 系统应用服务层

在该层, 用户可以对整个系统的具体运行情况和操作进行控制, 进而实现对风电机组塔架进行快速设计, 并对设计进行进一步优化。在该层面, 对Pro/E5.0软件系统的交互集成, 主要是通过Pro/Toolkit API来实现。

1.3 系统数据存储层

在整个优化设计系统中, 数据存储层是最重要的组层部分, 是整个系统得以实现运行和操作的基础。数据存储层的主要作用, 就是对系统运行过程中的相关数据进行存储。按照存储数据的不同, 可以将整个数据存储层细分为四个数据库, 分别是参数库、实例库、规则库以及模板库。

1.3.1 参数库

参数库, 顾名思义, 其主要作用就是对风电机组塔架的设计参数进行存储, 其中, 主要包括风电机组本身的技术参数、塔架设计的基本参数、塔架材料参数、零部件几何参数以及塔架设计优化参数等。

1.3.2 规则库

规则库所存储的主要是风电机组塔架优化设计中的装配约束关系, 而这些装配约束关系数据, 都是以固定的规则格式存储在规则库中, 当系统运行需要时, 直接对其进行调用。

1.3.3 实例库

该数据库内存储的主要是已经设计成功的风电机组塔架设计优化案例, 详细包括了整个塔架设计过程中所涉及到的相关数据、规则以及零部件配置信息等, 主要作用是为了给风电机组塔架设计优化提供可供参考的设计依据。

1.3.4 模板库

该数据库的主要作用是对塔架优化设计的模板文件进行存储, 通过这些模板文件能够直接对塔架的整体骨架进行快速组装和设计。而这些模板文件都存储在指定目录之下, 当系统设计需要时可以直接通过目录进行调用。

2 风电机组塔架优化设计系统功能分析

在风电机组塔架优化设计系统中, 按照系统功能的不同, 可以将整个优化设计系统分为四个功能模块, 其分别是结构配置模块、分析优化模块、参数化设计模块和设计输出模块。

2.1 结构配置模块

结构配置模块的主要作用是对整个塔架的总体结构进行详细设计和对塔架中零部件的结构组成配置进行设定。通过结构配置模块, 设计人员能够对的整个塔架的结构进行初步设定, 并根据优化设计需求对塔架所需零部件进行合理选择。

首先, 设计人员要在对风电机组塔架设计具体需求的基础上, 对整个风电机组塔架的总体结构进行初步设计, 并由企业管理人员对初步设计方案进行审查, 确定设计方案满足要求之后存储方案继续进行下一设计环节。其次, 在完成塔架总体结构设计之后, 设计人员应该在塔架总体结构初步设计的基础上对整个塔架的零部件进行选择, 同时, 为了确保选择的合理性, 设计人员应该从现有结构模型中进行选择, 以确定所选零部件的性能属性能够满足塔架优化设计要求, 确定没有问题之后, 、对零部件选择方案进行存储。

在此过程中设计人员还应该注意, 不论是在接下来的设计中发现塔架总体结构设计中出现问题, 还是企业要对塔架设计进行适当调整, 设计人员都应该在原有设计方案之下对塔架的总体设计进行调整和修改, 并将修改之后的方案进行存储。

2.2 分析优化模块

该功能模块的主要作用是对塔架总体结构的设计进行分析, 并对分析结果进行优化处理。在该功能模块, 设计者需要先从结构配置模块中取出塔架总体结构设计的主要数据, 并针对结构数据对初始参数进行准确设定。然后, 再利用有限元分析软件建立起有限元分析模型, 病通过求解器对塔架总体结构的静态强度和模拟形态进行详细计算和分析, 得出优化结果。最后, 根据优化结果对塔架总体结构进行优化设计, 并再次将优化结果存储。

2.3 参数化设计模块

在通过以上两个模块对整个风电机组塔架总体设计进行确定之后, 就需要通过参数化设计模块对塔架总体结构的相关设计参数进行提出分析和构建零件三维模型。通过参数化设计模块, 设计人员可以在对塔架总体设计结构的相关参数进行提出之后, 利用Pro/E二次开发接口将所得参数层输送到参数化程序中, 由该程序对整个塔架的总体结构进行计算分析和参数化, 然后生成塔架零件的三维模型, 为塔架零件的选择和构造提供科学有效的参考依据。

2.4 设计输出模块

设计输出模块的主要作用是将确定整体设计塔架的结构转化成二维工程图进行输出, 附带详细的总体结构图、部件图和零件图, 并注明详细尺寸和材料具体要求, 以确保整个塔架优化设计的顺利实现。

3 结束语

风电机组塔架优化设计系统, 是当前对风电机组塔架进行优化设计效率最高的一种设计方式, 但是由于该系统在塔架优化设计中应用的时间并不是很长, 所以多数设计人员对其并不是很了解, 也无法进行高效利用。因此, 作为设计人员, 应该不断加强学习, 加深对优化设计系统的了解和掌握, 进而不断提升自身的设计水平和设计效率。

摘要：风电机组塔架优化设计系统是当前应用较为广泛的一种设计方式, 设计效率较高。文中从风电机组塔架优化设计系统结构和风电机组塔架优化设计系统功能两个主要方面对系统进行了详细分析, 旨在加强设计人员对系统的了解, 进一步提高设计效率。

关键词：风电机组,塔架设计,优化设计,设计系统

参考文献

[1]矜岳亮.风电机组发电机的技术发展和展望[J].电力与能源, 2011 (02) .

环境风值对火炬塔架设计的影响 篇4

1 塔架结构形式的确定

塔架主体为钢结构, 它不承受火炬头和筒体的垂直荷载, 只作为筒体的水平支撑承受火炬筒体因风、地震等产生的水平荷载, 以保证火炬筒体不产生过大的横向变形和倾覆。受力科学、造型美观、经济合理是塔架设计中的主要考虑因素, 塔架平面形式通常采用正三角形或正方形, 经比较, 在相同高度、技术条件、气候条件的情况下, 正三角形塔架比正方形塔架可节省钢材10%左右, 且具有空间刚度大、占地面积小, 结构造型简洁明快的特点。因此我接收站火炬塔架选用正三角形塔架结构。

2 风向对火炬塔选址的影响

按照《石油化工企业设计防火规范》规定火炬不仅应该布置在厂区的边缘, “全厂性的高架火炬还应设于生产区全年最小频率风向的上风侧”。这是由于一旦发生火雨时, 借助风力会使火势蔓延至其它区域, 将火炬设置在全年最小频率风向的上风侧可使火灾危险性降到最低。

下图为我接收站现场1992~2004年气象记录数据风向玫瑰图。由图可见, 本项目现场最小频率风向是西南风, 其次为东北风。但考虑将来在接收站西面会建设一个煤码头;同时考虑规范要求对可能携带可燃液体的高架火炬与装置、周边敏感区的防火间距为90米的要求, 综合气象条件和现场地形条件, 我接收站火炬塔的位置设置在接收站东北角陆域地带。

3 风速对火炬塔设计高度的影响

塔架高度取决于火炬排放高度, 火炬高度按照以下公式计算:

式中 (1)

hf-火炬筒体高度, m

ε-热辐射率, 简化时可取0.2

φ-有风时火焰倾斜角度

Vw-火炬出口处最大平均风速m/s

Va-火炬筒体内气体允许线速度m/s

q-火炬的热辐射强度KW/m2

X-最大受热点到火炬筒体中心线的水平距离m

h-火焰高度m, 马赫数0.2~0.5, 简化计算取120Df

ht-最大受热点至地面的垂直距离m

Qf-火焰放出的总热量KW/h

由上式看见, 当火炬排放量、排放组分及最大允许热辐射强度确定后, 影响火炬高度的主要参数即为火焰倾斜角度和火炬出口处最大平均风速。

由于燃烧的不稳定性及大量高温气流的上升, 促成火焰不按理想状态垂直向上, 而是不定向摆动, 在风力的作用下火焰会明显向下风向倾斜 (如下图) , 风力越大倾斜角度越大。当火炬排放量及马赫数确定后, 火焰倾角只与火炬出口处最大平均风速有关。按照相关气象报告, 我单位选取5级风速即10.7米/秒作为火炬出口处的最大平均风速计算值。

最后经计算确定, 火焰倾斜角度为火炬排放高度最终确定为100米, 塔架总高度为97米。

4 风速对火炬塔结构强度设计的影响

根据高耸结构设计规范 (GB50135-2006) , 像火炬塔架等高耸结构在强度设计时除了考虑自重等永久荷载, 还要计算风荷载、安装检修荷载、覆冰荷载、温度作用等活荷载的作用。钢塔架是自立式高耸空间桁架结构, 风荷载是作用在结构上的主要荷载, 对塔架内力起决定性的作用。

考虑到接收站地处宁波北仑穿山半岛, 近海, 台风登陆频繁。据相关气象调查分析研究报告显示, 1953~1996年44年中, 共有121个台风影响该地区, 年平均有2.8个。给该地区造成严重影响的台风有20个 (过程雨量大于等于200毫米) , 差不多每2年就有一个。设计单位对100年一遇的极限风速进行了塔架强度校核, 此时的风压值为1.18k N/m2并以此为依据提出了加固方案。

4.1 加固前校核结果

上图计算结果显示, 塔架主杆件最大应力为194MPa, 应力比为0.96, 处于第一节塔柱处。规范要求, 当结构重要性安全系数为1.1时, 杆件应力比应小于0.9。因此设计结果无法满足百年一遇极限风压的要求。为此, 设计单位提出了对塔底部塔柱进行加强, 即在24.7米以下的塔柱内灌注C30细石混凝土, 从而大大增强了塔柱承载力, 对加固结果进行校核结果如下。

4.2 加固后校核结果

塔架结构加固后, 在荷载组合作用下, 塔架主杆件最大应力比为0.87, 位于第2节塔柱处, 如上图所示第1节塔柱应力比为0.64, 比加固前0.96改善很多。

5 结论

本文旨在探讨环境风值对我接收站火炬塔架设计的影响。充分考虑外界风因素, 不仅能够优化火炬塔架设计, 同时还能增强塔架安全性, 提高沿海地区火炬塔架抵抗台风的能力。

参考文献

[1]王功礼、梁月霞.火炬设计计算[J].石油规划设计, 1997, 89 (5) :9-11, 41

[2]胡景沧.石油化工厂高架火炬的安全距离探讨[J]..石油化工设计, 2000, 17 (1) :55-63.

[3]张洪波.放空火炬系统的计算与安全因素[J]山西建筑, 2005, 19:4

[4]杨旭耀、王宝辉.炼油厂火炬高度计算中的若干问题的探讨[J]甘肃.2007-23-9

塔架设计 篇5

塔架是风力机的主要承载部件,受到多种载荷的共同作用,它除了要支撑风力机自身的重量和风轮旋转时产生的动载荷之外,还受到自然风的作用。

影响风力机塔架可靠性的因素主要有几何尺寸偏差、偏航和变桨距系统[1]调节的滞后性以及其本身精度所导致的不确定性、材料本身特性及加工工艺所导致的力学特性不确定性、风况的多变性和使用环境的复杂性等。丹麦技术大学的Hansen等[2]分析了风力机的风载荷与塔架的耦合特性,提出了考虑空气动力学和结构动力学干扰的设计模型,深入研究了风机流固耦合下的动态响应。希腊的N.Bazeos等[3]分析了钢塔架对风力机运行可靠性的影响,并且对静态、地震情景下的稳定性问题进行了分析,对风机的稳健性设计提供了理论依据。国内的很多大学和院校对塔架也进行了深入的研究,如内蒙古科技大学的王振宇[4]的《大型风力发电机塔架弹塑性地震分析与设计》,沈阳工业大学的王海军[5]的《风力发电机塔架抗风抗震分析》,都针对风机的稳健性设计提出了分析技术指标。

目前,国内塔架设计通常应用的经验设计法过程是:类比—经验设计—制造样机—性能测试—样机尺寸修改—再制造样机—直至满意。这种方法对设计者经验要求高,且费用高、效率低[6]。因此,可靠性设计方法对风力发电的发展具有重要意义。概念设计阶段是整个设计过程中十分重要的一个阶段,决定了整个设计过程中80%的性能与成本[7]。笔者主要研究如何在概念设计阶段通过可靠性设计方法建立塔架结构优化数学模型,以实现塔架结构参数的优化设计。

1 可靠性设计理论

一般工程问题可以数学描述为一个包括设计变量、设计参数、设计目标和约束条件的优化设计模型。解决工程问题的过程就是求解这个优化设计模型的过程。假设有n个设计变量,其中包括n1个随机变量X=[X1,X2,…,Xn1]和n2个确定变量d=[d1,d2,…,dn2]。有m个设计参数,其中包括m1个随机参数P=[P1,P2,…,Pm1]和m2个确定性参数q=[q1,q2,…,qm2]。由于随机变量一般由概率特性来描述,如分布类型、期望和标准差,它具有不可控的特性,实际上真正的设计变量是其分布参数,在此本研究用设计变量的期望作为设计变量。则可靠性设计模型可表示为:

式中:μX,μP—随机设计变量和设计参数的均值;dkl,dku—确定设计变量的上、下限;μsl,μsu—随机设计变量均值的上、下限。

可靠性设计模型有内外两个循环,外循环为设计变量寻优的过程,内循环是可靠性分析的过程,可靠性设计模型示意图如图1所示。

2 塔架结构可靠性设计建模

在概念设计阶段,风力机塔架结构可靠性设计建模主要由以下3部分组成:(1)定义塔架结构设计变量及设计参数;(2)建立目标函数;(3)分析塔架失效模式及约束条件。

2.1 定义塔架结构设计变量及设计参数

已知某型号风力机额定输出功率为1 500 k W,发电机效率为90%,机舱质量为50 t,风轮直径为77 m,塔高80 m,塔架的可靠度满足βi>3.1(i=1,2),现拟通过塔架结构设计使其在满足一定可靠性要求的前提下,塔架质量最小,成本最低。

塔架材料选为Q345D,材料抗弯疲劳强度Rσ满足正态分布,均值为μR=295 MPa,并根据经验公式[8,9],本研究取弯曲应力变异系数为CS=0.15,取材料疲劳强度变异系数为CR=0.1。同时,根据塔架上端与偏航系统配合要求,本研究取其外径为2.7 m,塔架下段外径为4 m。同时为减少计算量,通常将塔架简化为3段等高的锥形筒状薄壁筒体。本研究设定塔架从上到下3段筒体的壁厚分别为δ1,δ2,δ3;外径分别为d1,d2,d3,d4;塔架总高为h。整个概念设计阶段,塔架结构设计变量分别为从上到下3段筒体的壁厚δ1,δ2,δ3,塔架结构参数如图2所示。

2.2 建立目标函数

本研究设定塔架从上到下3段筒体的壁厚分别为δ1,δ2,δ3,外径分别为d1,d2,d3,d4;塔架总高为h。则塔架的总体积为:

塔架受钢材价格影响波动很大,当钢材价格约为5 000元/t时,塔架的成本约为10 000元/t,塔架成本为:

则目标函数为使塔架成本最小。

2.3 分析塔架失效模式及约束条件

塔架结构所受的载荷和作用力可分为3类:永久载荷、可变载荷和偶然载荷等。永久载荷有结构自重、固定设计重、结构上的物料重、基础上的土重、土压力等;可变载荷有风载荷、裹冰载荷、雪载荷、安装或检修载荷、塔楼楼面或平台的活载荷、温度变化、基础不均匀沉陷等;偶然载荷是指在整个设计基准期内不一定出现而一旦出现其量值很大的载荷,如地震作用等。

塔架的简化受力分析如图3所示。塔架主要受自身重力Gh、风载荷Fw以及来自机舱的作用力,机舱的作用力包括从叶片传递过来的风轮轴向推力Ft及机舱本身所受的重力Gt。根据悬臂梁的定义:梁的一端为不产生轴向、垂直位移和转动的固定支座,另一端为自由端(可以产生平行于轴向和垂直于轴向的力),可以将塔架简化为悬臂梁结构。

2.3.1 工作风速下弯曲疲劳失效

大型风力机通常选用圆筒型钢结构塔架,对于圆筒型塔架来说,概念设计阶段需要考虑的失效形式主要有工作风速下弯曲疲劳失效、极端风速下弯曲疲劳失效、挠度过大、失稳等。

塔架在风载的交变应力作用下很容易发生弯曲疲劳失效。在工作风速下,塔架所受的风载主要来自于叶片推力Ft,可求得塔架工作风速下的弯曲应力为:

式中:W—塔架底部抗弯截面系数;h—塔架高度。

在求取塔架弯曲应力可靠度时,本研究采用中心点法。则可得塔架工作风速下弯曲疲劳可靠度为:

式中:β1—塔架工作风速下弯曲疲劳可靠度;μR,CR—抗弯疲劳强度的均值与变异系数;CS—弯曲疲劳应力的变异系数。

2.3.2 极端风速下弯曲疲劳应力

对于不同的安装地点,风机尺寸等参数是不同的。考虑到风速特性的地区差异性,IEC国际标准给出了4个风机等级,这4个风机等级是依据风速和湍流密度来划分的。IEC61400中规定了一个“参考风速”Vref,它被用来定义风机等级的基本参数。风机等级划分如表1所示,其中A,B,C分别用来表征从高到低的湍流特性范畴,而Iref则表示在15 m/s的平均风速时,湍流密度的均值。S等级在特殊的风况下(如暴风带、海上区域等)或特殊安全等级下使用。

根据IEC标准规定,轮毂中心高度上50年极端风速由1.4倍的Vref得到。本研究选取风机等级为Ⅱ级,则对应的50年难得一遇的极端风速为:

当风速超过切出风速时,风轮锁定,变桨距系统调节桨距角以减少风轮所受的风载。在极端风速下,理论上风轮受到的风载近乎为0,塔架所受弯曲疲劳应力主要来自于塔架自身。则塔架自身单位面积所受的风载为:

式中:μs—塔架风载体型系数,βh—h高度处的风振系数,ρ—空气密度。

根据GB 50135-2006《高耸结构设计规范》,可以求得塔架风载系数μs=0.52,风振系数βh=2.2。则极端风速下弯曲疲劳应力为:

式中:W—塔架底部抗弯截面系数,h—塔架高度。

本研究采用中心点法,可得塔架极端风速下弯曲疲劳可靠度为:

式中:β2—塔架极端风速下弯曲疲劳可靠度;μR,CR—抗弯疲劳强度的均值与变异系数;CS—弯曲疲劳应力的变异系数。

2.3.3 挠度约束

风力机塔架是一种特殊的高耸钢结构形式,根据《高耸结构设计规范》的相关规定,在以风载荷为主的作用下,结构的最大位移应不超过塔高的1/75。

塔架总体载荷示意图如图4所示,塔架所受的风载荷主要有风轮传递给塔架的推力Ft和塔架自身单位面积所受的风载pw,显然塔架的最大挠度发生在塔顶位置,现利用单位载荷法推导塔顶处最大挠度wmax计算公式。

本研究利用截面法,结合图4给出的塔架载荷示意图,可推得离地面高度为η处截面承受的弯矩M(η)为:

式中:D(y)—y处塔架的外径。

基于图2可得其表达式为:

式中:D1,D4—塔架底端和上端外径。

假设塔顶承受单位载荷,则由该载荷在离地面高度为η处截面引起的弯矩为:

则根据单位载荷法,可得最大挠度wmax的计算公式为:

式中:EI(η)—沿高度变化的截面抗弯刚度。

利用图2给出的锥形筒状塔架截面示意图,可得截面抗弯刚度EI(η)的表达式为:

式中:E—材料弹性模量;d(η),D(η)—距离地面高度η处截面的内、外径,其具体表达式为:

综合上述公式可得,塔架顶端挠度wmax计算表达式为:

其中,

2.3.4 稳定性约束

对于圆筒型风力机塔架结构,机组运行时,塔架在外载荷的作用下发生变形和位移,作用在塔顶的轴向压力会产生对塔架各截面的弯矩,当外载荷达到一定的值时,弯矩的增大会导致塔架某一截面超过其屈服极限,局部失稳,使得塔架发生破坏。根据《高耸结构设计规范》规定,为保证塔架的稳定性,单管塔需满足径厚比d/δ�100。大量工程实践表明,该规定具有较大的安全余量。根据经验,对于Q345D钢来说,只要满足d/δ�245即可[10]。

结合式(3、5、9、17),得到塔架概念设计阶段的可靠性数学模型为:

3 设计结果及分析

根据风力机塔架概念设计可靠性数学模型,本研究利用i SIGHT优化软件进行编程计算,i SIGHT会根据给出的目标函数和设定的边界条件进行求解,获得优化后的塔架壁厚δ1,δ2,δ3,得到的结果如表2所示。

由表2可见,本研究采用可靠性设计优化方法,在保证塔架强度、刚度、稳定性基本不受影响的情况下,减小了塔架的壁厚,从而缩减了塔架的总体积,在一定幅度上减少了塔架的成本。

塔架成本最优值与塔架下端外径的关系如图5所示。结果表明,塔架成本随着塔架下端外径的增加而降低。因此,研究者应尽可能增大塔架下端外径。根据《中华人民共和国道路交通安全法实施条例》,受交通条件所限,塔架直径不得超过4 m。因此,目前兆瓦级风力机塔架的下端直径通常为4 m。

3 结束语

本研究探讨了塔架概念设计阶段所要完成的设计。首先在简化了塔架力学模型的基础上,分析了塔架的失效模式,并采用中心点法建立了塔架的可靠性设计模型,最终基于i SIGHT编程,实现了概念设计阶段的风力机塔架结构可靠性设计。

该研究可为风力发电机塔架的结构优化设计提供一定的帮助,具有一定的工程实践价值。

参考文献

[1]窦真兰.大型风机变浆距控制系统的研究[J].电机与控制运用,2011,38(3):38-44.

[2]HANSEN M O L,SRENSEN J N,VOUTSINAS S,et al.State of the art in Wind Turbine aero dynamics and aero elastieity[J].Progress in AerosPace Seience,2006,42(4):285-330.

[3]BAZEOS N,HATZIGEORGIOU G D,HONDROS I D,et al.Statie,seismic and stability analyses of a Prototype Wind turbine steel tower[J].Engineering Struetures,2002,24(8):1015-1025.

[4]李斌,王振宇.大型风力发电机塔架弹塑性地震分析[J].内蒙古科技大学学报,2010,29(1):89-91.

[5]王海军,刘日新.风力发电机塔架抗风抗震分析[C]//全国固体力学大会.武汉:[出版者不详],2010:[起止页码不详].

[6]刘日新.风力机塔架的设计方法研究[D].沈阳:沈阳工业大学建筑工程学院,2011.

[7]李俊峰,高虎,王仲颖等.中国风电发展报告[R].北京:中国环境科学出版社,2008.

[8]高险峰,马人乐.风载下塔架结构的可靠度分析[J].特种结构,2001,18(4):32-35.

[9]高险峰,何敏娟.基于可靠度的塔架最优化设计方法[J].结构工程师,2002,15(1):1-5.

窑尾预热器塔架纠偏及加固 篇6

1 预热器框架的基本情况

原车间结构形式:下部为混凝土结构, 上部为钢结构, 柱子采用钢管混凝土柱, 钢梁采用H型钢, 楼板为花纹钢板, 柱间支撑为钢管。

根据2011年5月25日检测结果分析得出:

1) 沿生产线布置方向 (纵向) 的最小倾斜率为1/371, 与之垂直方向 (横向) 的最小倾斜率为1/83 (见图1, 图中所列各柱的倾斜率为柱最高处测量值相对于最低处测量值的倾斜率, 下图同) 。JCJ03—90《水泥机械设备安装工程施工及验收规范》 (以下简称规范) 规定侧向倾斜率应小于1/450, 该预热器框架的横向和纵向倾斜率均超出了规范限值, 不能满足设备运行的工艺要求。

2) 因地基不均匀沉降, 钢筋混凝土底层框架柱的倾斜率大部分超出规范规定的限值1/750 (见图2) , 窑尾塔架钢柱 (GZ) 各层倾斜量见图3。

3) 上部钢框架因基础不均匀沉降, 已发现少量钢管支撑在两端对接焊缝处断裂, 为确保上部钢框架的安全, 对焊缝进行探伤检测, 结果表明绝大部分焊缝未达到设计要求。

综上分析原结构不能满足设备运行要求, 需进行加固修复。

2 预热器框架纠偏加固方案

该预热器框架因地基不均匀沉降引起的钢塔架倾斜以横向为主, 最小纵向倾斜率也超出规定限值, 对此, 拟采用截柱顶升纠偏方法, 具体做法:截柱顶升拟在底层钢筋混凝土框架柱上进行, 先截断沉降量最大的2/A轴柱 (见图4) , 顶升3mm观测上部结构的反应, 无异常后再截1/A轴柱, 将1/A、2/A轴柱同步顶升进行横向纠偏, 待横向纠偏完毕, 1/A轴柱恢复后, 再截断2/B轴柱, 同步顶升2/A、2/B轴柱, 进行纵向纠偏。

以上钢筋混凝土柱截断部位取在离地面高度2.0m的位置, 截柱前先在断口上下位置安装预应力筋、植筋、钢板、钢连梁和拉杆等, 防止柱截断后上、下截面产生水平错位 (见图5) 。

具体步骤:

1) 柱截断:将1.6m边长的正方形柱横截面用十字线分成四等份, 按图5切除混凝土的阴影部分, 插入千斤顶, 根据理论计算值, 使千斤顶分别在1/A、2/A柱上产生15 000k N和12 100k N的顶升力。然后用绳锯分别锯断1/A、2/A柱横截面的余下部分, 使柱完全切断, 绳锯锯断的断口处立即插入薄钢板, 只留<3mm宽的缝隙, 防止千斤顶失效后柱往下移, 千斤顶额定顶升力应有0.5倍的安全储备, 并有1支备用千斤顶。

2) 顶升纠偏:1/A、2/A柱同步顶升, 每次顶升3mm后, 插入3mm厚的钢板防护, 测量钢塔架的横向侧移, 与理论侧移值比较, 无异常后再进行下一步的顶升, 直至钢塔架横向扶正, 理论顶升量为197mm, 具体顶升量以钢塔架水平侧移监测结果进行判定。

3) 截断柱强度恢复:凿出1/A柱插入钢板的断口处的纵向钢筋头, 分两批次抽出1/4截面的防护钢板, 钢筋采用对接焊恢复, 1/4截面封边后灌入早强灌浆料并养护 (见图6) 。

灌浆料强度达到要求后, 再分两次拆除千斤顶, 同样凿出放置千斤顶的柱断口处的纵向钢筋头, 采用钢筋对接焊恢复, 在放置千斤顶的空腔内灌注微膨胀细石混凝土并养护。

4) 采用同样方法截断2/B轴柱, 对2/A、2/B柱进行顶升纠偏, 每顶升一步, 观测钢塔架的纵向侧移, 直至钢塔架纵向扶正, 理论顶升量为42mm, 然后恢复2/A、2/B柱。

5) 拆除钢连梁和拉杆, 将断口处的钢板上下对接焊, 钢板与混凝土之间灌注建筑结构胶对柱断口补强加固 (见图7) 。

3 纠偏加固方案的实施

3.1 纠偏准备工作

1) 将窑尾烟室与窑筒体连接处拆除, 分解炉仍保持在原位置不变, 三次风管与分解炉锥部连接处脱开, C1出口风管仍保持与预热器固定, 入窑提升机与窑尾塔架固定位置不动。

2) 在塔架6.8m处平台周边设置水平基准点和竖向观测基准点, 在塔架顶部四角设置竖向观测基准点。

3) 定制5支Φ800mm的10 000k N千斤顶, 塔架另设避雷接地线。

4) 按图5所示凿去柱截断部位钢筋混凝土保护层, 氧割纵筋, 上、下1.5m范围植筋, 交接面处理, 外包12mm厚的Q235B钢板, 焊接钢连梁和斜拉杆, 用补预应力钢筋、水钻先切除横截面上的两个阴影部分截面, 切除高度能保证千斤顶插入, 切除后上、下表面修平, 用无机料浆和厚钢板将上、下面整平, 插入千斤顶并确保千斤顶能均匀受压, 断口截面处上、下安装临时拉杆, 安装千斤顶加力至理论值轴压力大小, 用绳锯切割剩余的一个1/4截面, 在切缝中插垫薄钢板, 再用绳锯切割余下的1/4截面, 并插入薄钢板。

5) 按A轴柱截断部位的高度对应将B轴柱面朝A轴侧面的纵筋凿出并割断, A轴柱顶升过程中, 允许B轴柱局部开裂。

6) 与塔架相连的设备或管道应脱开, 不应影响塔架的侧向变形, 设抗风缆绳。

7) 在6.8m平台第一层钢塔架的钢管柱和斜撑上贴应变片, 监测轴力的变化。

3.2 结构恢复

1) 塔架顶升纠偏至满足规范要求后, 即可对插入钢板的截面抽出钢板灌注C40无机灌浆料并养护, 待强度达到100%后, 卸除千斤顶, 最后将切断的钢筋对接焊, 空腔处用C35微膨胀细石混凝土灌密实养护。

2) 柱截断处上下包钢板用12mm厚钢板坡口对焊, 切除临时拉杆, 外包钢板内灌注结构胶, 钢板外表面防护见图7。

3) 1/B轴柱裂缝灌浆后, 割断的钢筋对接焊, 再按A轴柱外包粘钢板方法加固。

3.3 钢筋混凝土底层框架柱修形及框架基础加固

框架基础采用的是钢筋混凝土结构, 从基准面 (±0.000m) 往下4.5m处有一座2.5m高的钢筋混凝土承台。框架柱修形采用植筋技术, 将倾斜一侧的柱面通过加大截面使柱表面垂直, 进而避免或减少柱受压产生的附加弯矩, 确保结构的安全。植筋深度水平方向为440mm, 垂直方向为400mm, 具体做法见图8, 截面由1 600×1 600mm增大到2 040×2 040mm, 钢筋混凝土框架柱修形应在塔架纠偏完成后实施。同时为了巩固框架基础, 在原承台四周距其1.1m的地方均布有直径为1.3m, 深度达25m的钢筋混凝土立柱, 钢筋混凝土立柱顶部与承台底部平齐, 然后采用植筋技术将所有钢筋混凝土立柱与原承台连成一体, 具体做法见图9。

3.4 预热器整个钢框架的加固

鉴于钢管柱对接焊缝缺陷在4mm左右, 对不合格的钢管柱对接焊缝采用外粘钢板加固, 即外包用12mm厚的Q235B钢板卷成直径比原钢管柱大30mm的钢管, 并在空腔处灌注专用结构胶。不合格的钢支撑焊缝采用外焊钢板加固, 钢梁节点对接焊缝不合格处也采用补钢板加固, 钢结构塔架加固宜在塔架纠偏前实施。

4 效果

塔架设计 篇7

为了全面掌握偏心支撑窑尾结构的耗能特性, 该文对不同耗能梁段长度的典型单层偏心支撑窑尾框架结构进行低周反复荷载弹塑性分析, 得到不同耗能梁段长度的单层偏心支撑窑尾结构的受力状态和滞回曲线, 定量的计算出结构所耗散的能量, 以此为依据比较不同耗能梁段长度结构的延性和耗能能力, 为偏心支撑窑尾框架结构设计提供依据。

1 工程背景和单层计算模型

以某6 000t/d规模水泥生产线建设工程的烧成窑尾框架结构为分析对象。该结构共八层, 总高91.71m。其底部为钢筋混凝土结构, 上部为钢框架-支撑结构体系。框架柱和梁为H型钢梁, 支撑则采用空心钢管, 由于篇幅限制, 构件详细几何尺寸省略。结构标准层平面图和立面图如图1、图2所示。

选取混凝土-钢框架窑尾结构第四层作为偏心支撑框架单元作为研究对象, 其跨度为15m, 层高12.51m, 在边跨设置偏心支撑, 三维实体单元如图3所示, 耗能梁段长度及编号见表1。梁、柱和支撑均采用Q345钢, 泊松比取0.3。钢材的弹性模量取2.1×105MPa, 所有材料为均质的各向同性材料。为提高模型模拟的可靠性和真实性, 模型尽可能的与偏心支撑钢框架在实际结构中的受力状态一致。该模型中约束了框架柱底所有自由度, 即认为框架柱脚采用刚接。考虑平面外梁对框架的侧向支撑作用, 同时约束了梁柱节点位置处的平面外自由度。

/m

注:L为耗能梁段长度。

2 计算结果及其分析

2.1 塑性区发展

偏心支撑相比于中心支撑最大的区别在于可以通过合理设计使耗能梁段先于其它构件屈服, 从而起到保护结构 (主要是支撑) 的作用。为验证这一点, 并分析偏心支撑框架在支撑与耗能梁段两种不同连接形式下进入塑性的先后顺序, 提取模型等效应力刚超过材料屈服应力时的应力云图, 由于模型较多, 选取部分如图4、图5所示。

从图4、图5中可以看出, 在水平荷载作用下, 中心支撑窑尾结构在梁端和支撑两边均有较大应力, 支撑和梁连接部位均已屈服;而偏心支撑窑尾结构耗能梁段首先进入塑性, 支撑斜杆、框架柱和框架梁等构件均尚处于弹性阶段, 尤其是支撑尚处于平直状态, 这说明通过合理的设计, 可以保证耗能梁段有效保护支撑斜杆, 避免了支撑等其他构件的过早屈服起到结构保险丝的作用。

2.2 耗能能力分析

在对单层模型施加位移控制的低周反复荷载, 加载制度采用ECCS的完全加载制度:先施加单向力荷载, 得到单向荷载作用下的荷载-位移曲线, 再采用“通用屈服弯矩法” (G.Y.M.M) 确定结构的屈服点, 从而确定屈服荷载Py和对应的屈服位移Δy;在前一阶段得到屈服位移Δy之后, 对结构加载低周往复位移荷载, 该文中所有模型循环加载按Δy/4、Δy/2、3Δy/4、Δy、2Δy、3Δy……方式进行, 每级位移循环一次, 直至模型破坏 (分析结果不再收敛) 。加载程序如图6所示。

分析过程中, 当梁端水平位移大于模型的弹性极限位移时, 模型的耗能梁端最先出现塑性区, 耗能梁段开始耗能。加载结束后, 可得到模型梁端水平力与水平位移的关系曲线, 即模型的滞回曲线。图7和图8为中心支撑 (K-0) 和偏心支撑 (K-12) 的滞回曲线 (注:由于篇幅限制, 其他耗能梁段长度滞回曲线省略) 。

从图7、图8可以看到, 中心支撑和偏心支撑模型的滞回曲线都非常饱满, 不存在中捏现象, 模型均表现出良好的延性和耗能能力, 但中心支撑模型耗能明显略低于偏心支撑模型耗能。对模型的滞回曲线进行数值积分, 即可得出位移控制的低周反复加载作用下模型耗散的能量, 见表2。

/MJ

从表2可以看到, 耗能梁段长度在0.6m增加到1.6m时, 结构耗能能力最好, 耗能梁段长度在1.6m增加到2.0m时, 随着耗能梁段长度增大, 结构耗能能力反而下降。这是因为耗能梁段较短的模型在进入塑性阶段后, 耗能梁段更早更充分地发生了剪切塑性变形, 模型的耗能性能更好, 但是如果耗能梁段过短, 会使模型发生塑性剪切变形的区域变小, 也会影响偏心支撑框架耗能能力的发挥。

3 结论

a.耗能梁段在大震中的剪切塑性变形使偏心支撑框架具有良好的减震耗能能力和刚度退化机制, 在大震作用下, 偏心支撑窑尾结构的柱底内力和梁端弯矩均小于中心支撑窑尾结构, 偏心支撑框架具有较好的抗震性能。抗震烈度为8度和9度地区建议窑尾结构采用偏心支撑框架。

b.对于该文的工程窑尾结构, 采用耗能梁段长度在0.6~2.0m的偏心支撑框架, 可改善窑尾结构的抗震性能。耗能梁段长度在0.8m以上的偏心支撑框架的延性系数大于4.0, 可以达到延性设计的目的。

参考文献

[1]管克俭, 王新武, 彭少民.偏心支撑钢框架耗能特性和简化分析[J].武汉理工大学学报, 2002, 12:37-40.

[2]赵宝成, 于安林, 蒋思成, 等.Y形偏心钢支撑RC框架结构滞回性能试验研究[J].地震工程与工程振动, 2013, 3301:47-53.

[3]于安林, 赵宝成, 李仁达, 等.K形和Y形偏心支撑钢框架滞回性能试验研究[J].建筑结构, 2010, 40 (31604) :9-12.

[4]李国强, 沈祖炎.钢结构框架体系弹性及弹塑性分析与计算理论[M].上海:上海科学技术出版社, 1998.

[5]钱稼茹.美国偏心支持框架 (EBF) 的极限状态设计与实例[J].钢结构, 1994 (3) :185-189.

[6]中华人民共和国建设部.JGJ 99—98高层民用建筑钢结构技术规程[S].北京:中国建筑工业出版社, 1998.

[7]中国人民共和国住房和城乡建设部.GB 50011—2010建筑抗震设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2010.

[8]Roeder C W, Popov E P.Inelastic Behavior of Eccentrically Braced Steel Frames Under Cyclic Loadings[J].NASA STI/Recon Technical Report N, 1977, 78:20375.

[9]Qix, Change Kl, Tasai C.Seismic Design of Eccentrically Braced Space Frame[J].Journal of Structural Engineering, 1997, 123 (8) :985-997.

[10]Ghaffarzadeht H, Maheri M R.Mechanical Compression Release Device in Steel Bracing System for Retrofitting RC Frames[J].Earthquake Engineer and Engineer Vibration, 2006, 5 (1) :151-158.

基于控制方法的风机塔架减振研究 篇8

大型风力机塔架占风力发电机整机成本的很大比重,塔架制造的主要成本是材料成本。现在风机塔架设计已由刚性塔架设计向柔性塔架设计转变[1]。怎样更好地控制塔架以减小塔架的振动,是进一步减小塔架材料制造用量、增加风机寿命的关键。另外,塔架是支撑机舱的结构件,塔架的振动传导到机舱上,导致机舱和叶片的振动增加,所以塔架振动的控制对减缓风机整机振动具有决定性意义。控制器可以通过变桨及转矩给定的微小改变算法对塔架进行加阻尼运算,有效抑制塔架振动。目前,已有大量学者对塔架加阻算法进行了研究[2-3]。相关文献都能给出了算法的过程和仿真效果[4],但是单纯的加阻算法在风机上应用所存在的风险都没能涉及。

本研究围绕塔架减载问题,研究塔架加阻的柔性振动控制技术,并分析实际应用减振算法的风险和避免方法。首先,分析引发大型变速变距风电机组塔架振动的原因和振动激励源特性; 然后,以某2 MW机组为例,进行振动特性分析,进行加阻滤波桨距控制器设计; 最后,利用许继WRTS-800 和PRDS-600 仿真实验平台对控制策略进行综合验证分析,以疲劳载荷计算结果说明算法的有效性。

1塔架振动原因分析

湍流及阵风扰动、尾流、风切变、偏航回转、塔影效应等引入的载荷波动,都是叶片振动的激励源,当塔架激励源振动频率和塔架的模态频率重合或接近时,就会导致塔架振动急剧增加,所以塔架的减振要从塔架的结构设计到控制器控制干预等设计运行过程全面考虑。首先,设计塔架时,塔架的一阶模态频率应在风轮1P频率和3P频率之间,因为风轮转速的1P频率和3P频率是塔架的主要激励频率,塔架一阶模态频率如果在1P频率之下,则为提高塔架刚度必定增加塔架壁厚或增加塔架直径,导致耗材增加; 塔架一阶模态频率如果在3P频率之上,则因塔架刚度不足容易在运行过程中产生致屈曲的危险[5]。其次,为避免固有频率之间的耦合干扰风轮、机械传动链的固有频率不能于塔架的固有频率过于接近。再次,风机主要激励源频率是可以预知的,如由传动比与电机转速决定的1P、3P及6P频率[6],塔架模态频率设计时应尽量避免接近这些已知敏感频率[7]。

由上述分析可知,正确确定塔架激励源频率是设计及控制塔架振动的先决条件。风轮转速引起塔架的激励源主要有2 个频率: 1因质量不平衡导致的风轮旋转频率,即1P频率; 2因塔影、叶片平面内局部阵风等引起的以叶片穿越频率为基频的激励频率如3P、6P等。

除上述确定性激励频率外,风机运行过程中,有很多不确定频率的激励,对塔架振动的影响也很大,最主要的有: 风剪效应,即随高度增加风速成指数分布,其造成的风轮推力变化频谱包含所有频率成分; 风的湍流变化,湍流风本身就是包含所有频率成分的激励源,所以造成的风轮推力变化频谱包含所有频率成分,风轮推力对塔架的作用力也就包含所有频率成分。

因此,与塔架模态频率接近的激励源是不能在设计过程中完全消除的,研究人员必须借助运行过程中的控制干预,以期尽可能地减少塔架振动。

2塔架振动控制

2. 1 机组坎贝尔图分析

风机主要激励对塔架振动的影响程度,以及风机各模态之间的耦合振动,研究者可以利用整机线性化模型及坎贝尔图加以分析。风机坎贝尔图可以反映整机各部件相互耦合之后的模态特性。在坎贝尔图中,包含了各部件耦合模态频率及各模态振动时相互影响的情况。当模态频率在风轮变速运行范围内,与1P、3P、6P等包络线相交时,即为风机危险运行点,此时需重点分析该部件在相应运行转速下的振动阻尼情况及相应的特殊控制手段[8]。

仿真及分析工具在许继WRTS-800 风力发电机组仿真实验平台和PRDS-600 变桨距仿真实验系统中完成仿真计算工作。WRTS-800 和PRDS-600 仿真实验平台是为开发风机电控系统而设计的集成化仿真实验系统,具有完善的信号采集和信号模拟系统及灵活的通信方案,可方便连接各型号的主控及变桨实物; 内部包含两套风机模型参数输入及计算方法,即以C及Matlab语言为平台的风机模型和以bladed软件为平台的风机模型; 平台可以通过提取风机各部件特征参数快速建立数学模型,可以对风力发电机组进行性能和载荷计算及控制器性能评估,是控制器开发、测试的有效工具; 其中bladed软件所采用的模型和理论方法[9],已得到多家公司的机组设计数据和实测数据的比对验证,被业界所认可。

仿真计算参数基于某2 MW变速变桨机组数据,塔架高78 m,将其塔架划分为48 段。本研究在WRTS-800 和PRDS-600 仿真实验平台上建模并进行模态分析,塔架模态数据如表1 所示。

机组谐振坎贝尔图( 只重点显示塔架部分) 如图l所示。可以看出机组的塔架1 阶前、后模态( 频率0. 37 Hz) 和塔架1 阶侧向模态( 频率0. 373 Hz,与一阶前、后振动模态几乎重合,图中区分不开) ,在风轮转速11 r/min时,和2P斜线有交点,出现谐振情况。2P频率在风机运行中激励源能量不大,不属于主要激励源,在设计塔架时很难避免重合,一旦风机运行中控制0. 37 Hz附近出现激励的较大能量集中,只能通过控制手段消除。

塔架2 阶前、后模态在13. 4 r/min时和风轮转速15P频率有交点,出现谐振情况。15P的激励源能量已经非常有限,这在对风机运行激励谱分析中可以清楚地看出,不到总能量的1% 。

因塔架主要激励源能量与塔架1 阶模态比较接近,且在塔架前、后振动方向上,塔架振动主要考虑塔架一阶前后振动模态的影响。塔架坎贝尔图中塔架1阶前、后振动模态详细频率阻尼信息如表2 所示。由表2 可知,风轮旋转和电机旋转都是塔架振动的主要激励源,风轮旋转中会包含风剪、湍流等引入的各种频率成分,那么对塔架1 阶前、后模态进行加阻控制就十分必要。

2. 2 塔架振动响应分析

塔架对振动源的响应可分解为自由振动响应部分和受迫振动响应部分。其中,自由振动响应频率由塔架模态频率决定,受迫振动响应频率由激励源频率决定。因阻尼的存在,风力机的自由振动的响应部分最终会衰减为0,对结构影响不大; 故可只考虑塔架对受迫振动的响应部分。

假设激励频率为 ω1,激励的输入载荷幅值为P,塔架模态频率为 ω,则在不考虑阻尼项时,塔架振动的响应幅值可表示为:

由式( 1) 可知,当 ω1= ω 时,产生共振现象,即当激振力的频率与塔架模态频率重合时,振动位移将无限增加。当然,因塔架振动阻尼的存在,振动幅值不会达到无限大,但激励频率与塔架共振频率接近时,振动量会成倍增大。为避免运行中的塔架过大振动量,可以从前期设计和运行中控制两方面入手解决。

设计方面,尽量满足塔架的固有频率以避开风轮旋转频率、风轮3P频率这两个主要激励频率的10%以上。塔架模态频率与主要激励频率相对差( 高于额定风速段) 如表3 所示。其中,1P频率为0. 29 Hz,3P频率为0. 87 Hz。由表3 可知,塔架在设计过程中避免了与主要激励产生共振。

2. 3 塔架振动响应模型

塔架的动态响应模型可表示为2 阶阻尼谐振运动,如下式所示:

式中: x—塔架位移,m; F—塔架施加力,N·m,这里主要是风轮推力; ΔF—外部激励变化引起的附加推力,N·m; M,K—塔架模态质量与模态刚度。

由结构动力学知: 塔架频率为 ,单位为rad / s。

在风机运行过程中,其塔架振动的1 阶前、后模态起主要作用。在塔架模态频率和外部激励源频率确定之后,塔架振动量和激励源振幅和塔架阻尼有关,塔架结构阻尼很小,其主要阻尼由气动阻尼提供,如果风轮的气动阻尼较小,小激励便可能引起很大的动态响应。在变桨距控制中,如果能提供一个塔架作用力 ΔF,使ΔF正比于- x,则可以增大气动阻尼,达到塔架减振效果。对控制器来说,能通过改变桨距角来改变风轮推力,从而改变塔架上的推力。这一控制传递函数的输入是塔架的振动速度,输出是变桨角度变化量。因测量塔架的加速度较容易,实际应用时通过塔架振动加速度间接得到塔架速度。

通过风机模型的线性化矩阵,可以得到确定桨矩角下桨距角 Δβ 的变化量导致塔架推力 ΔF的变化量,即 。那么由式( 2) 可知,总阻尼已变为:

依据式( 3) 可以设计需增加的阻尼传递函数增益范围。

2. 4 塔架振动控制反馈传递函数设计

由仿真实验平台,可得到塔架加速度到桨距角输出的线性化模型( 11 m/s风速下) :

因塔架振动特定频率激励如3P频率,虽然能量很大,但距离塔架模态频率很远,不足以引起谐振,在控制中不关心这样的振动响应,故此用一个陷波器与该反馈量串联起来,来滤除塔架加速度不希望出现在传函中的频率。滤波器的2阶传递函数可表示为:(s2+2ξ1ω1s+ω21)/(s2+2ξ2ω2s+ω22)。

其中: 如果 ω1= ω2且 ξ1= 0,即为陷波滤波器,考虑到实验风机的额定风轮转速的3P为0. 87 Hz,取ω1=0.87 Hz;ξ2=0.4。

因变桨响应速度有限,对高频的输入信号,变桨系统根本响应不了,只能造成变桨无效动作,因此传递函数中需加入一个低通滤波器,其传递函数为1 /( τs +1) 。

其中: 时间常数 τ 的取值参考变桨模型响应速度参数,考虑变桨特性取 τ = 0. 3。

设计塔架加阻传递函数如图2 所示。

其中,增益规划要根据式( 3) 的阻尼需求和控制器稳定性需求分析传递函数bode图,在各个风速点上进行规划选取,是该传函设计工作量最大的设计点。在10. 5 m/s风速点,经规划,选择增益值为37. 18。

2. 5 加阻策略的暂时失效及应对

由于加阻算法要求施加力与塔架运动方向相反,本研究对调浆角度增量输出的相位要求比较严格。一旦相位相反,则加阻力即变为激励源。这种情况虽然在传递函数设计时进行了相位补偿,但在整个运行周期内还是不能完全避免。为防止这种现象,控制程序中利用塔架加速度信号经变换出加速度峰峰值这一监测信号,一旦峰峰值超过给定限值,则认为塔架出现谐振情况,控制器加阻使能关闭,并半功率运行固定的时间,以便使塔架脱离谐振状态。

3控制性能分析

本研究在许继WRTS-800 风力发电机组仿真实验平台进行上述控制设计的验证,运行环境采用IEC61400-1-2005 规定的2 类风场湍流模型。笔者利用仿真平台对算法加入前、后进行疲劳载荷计算对比分析。

3. 1 时域仿真数据分析

本研究在12 m/s的湍流风下进行时域仿真,仿真数据表明,风轮转速及发电功率并没有因加阻减振策略的加入而有较大差别,说明策略的加入没有对整体控制造成影响。由策略加入前、后塔架前、后振动情况的部分时域数据可生成的机舱前、后x方向加速度如图3 所示,由图3 可知,减振效果明显。

3. 2 等效疲劳载荷比较

等效疲劳载荷是评估振动对机构寿命损伤的有效方法[10],通过分别对策略增加前、后作等效疲劳载荷对比,可有效评价策略的减振效果。假设应力与载荷是成比例的,可以用载荷来代替应力。假设20 年机组寿命中各部件载荷循环次数为1. 83e8( cycle) ,根据IEC标准规定,假设瑞利分布年平均风速为7. 5 m / s。应用雨流循环计数法来表现疲劳损伤等效载荷。根据Miner假设计算疲劳应力如下:

式中: LN—N次循环等效应力幅,Li— 在第i个bin的应力,ni— 在一个应力变化幅度恒定时段内的载荷循环数,m—S—N曲线的斜率,N— 在机组寿命内允许的循环的次数。

利用仿真平台,取m = 3,计算策略加入前、后塔底My的总疲劳载荷,其结果如表4 所示。由表4 可知,塔架等效疲劳载荷明显减小。

3. 3 风场实验风机验证

为验证减振控制的风场实际运行情况,本研究在张北国家风光储重点实验基地某实验风机上进行了现场测试。其中,1 个月的运行时间不加减振策略,另外1 个月加入相关策略。前、后振动峰峰值统计结果为:额定风速以上时段,加入减振策略后,前、后振动平均峰峰值为0. 48 m/s2; 不加的1 个月统计为0. 61 m/s2,且不加减振策略的1 个月共造成2 次振动过大告警。

策略加入前、后在平均风速均为12 m/s时的两段10 min风场实时采样信号( 合并在一张图中显示) 如图4 所示。由图4 可知,振动控制策略效果明显。

4结束语

本研究通过对塔架振动原因进行分析,阐明了塔架主要激励源的特点,论证了塔架前期设计的优化点,并说明了塔架振动控制不能只依靠设计优化的原因,指出了运行过程中减振控制的必要性。基于上述分析,本研究做了以下研究,并得到了相应的研究结果:

( 1) 通过坎贝尔图分析得到了塔架的振动关注频率;

( 2) 建立了塔架的振动响应方程,在此基础上找到了控制塔架振动的理论基础;

( 3) 设计了塔架减振控制的传递函数,规划了减振策略;

( 4) 指出了减振策略的不足和应对方法;

( 5) 通过实验平台和当前正在风场运行的2 MW风机模型数据验证了策略的可行性;

( 6) 通过实验平台进行载荷计算,进一步验证了策略可行性。

研究结果表明,塔架加阻是必要的。数据分析结果表明,该减振控制策略可以减缓塔架运行过程中的振动值,提高风机寿命。

摘要：为利用控制方法减小兆瓦级风机运行过程中塔架的振动量,对塔架结构动态特性和塔架激励源动态特性进行了分析研究。以某2 MW机组为例,进行了塔架振动情况评估。基于评估结果,设计了增加气动阻尼的塔架振动控制方法,并进一步设计了直接加阻的主动控制结构,结合振动过大时主动降功率运行手段,实现了塔架振动的控制器干预。在许继WRTS-800和PRDS-600仿真实验平台上进行了仿真验证和等效疲劳载荷计算;在实验风场进行了现场实验,并对实验数据进行了统计分析。研究结果表明,采用该方法,塔架等效疲劳载荷明显减小,主动控制减振效果明显。