海上风机（精选5篇）
海上风机 篇1
引言
随着全球气候恶化和环境破坏的日益严重, 节能减排和发展新能源已成为一个世界上的共识。由世界气象组织的资料可知, 在太阳对地球辐射的能量中, 有将近3%的能量会转变为风能, 每年在全球范围内的风能总量将近3×109MW, 这些能量中可利用的能量也可达到2×107MW, 每年地球上可供开发利用的风能的总量也仅仅是这些能量的十分之一。风能资源极大程度地取决于地形, 大多处于大陆的收缩地带和沿海地区。我国的风力资源位列美国和俄罗斯之后, 即为世界第三。根据中国气象科学研究院的资料可以了解到, 中国的风能储量也十分丰富, 可达4000GW。
海洋环境不同于陆上, 风机桩基础处于半埋入状态, 桩基除受风力作用而产生的振动荷载作用以外, 还受到了浪、流等的冲击载荷, 其桩基振动无法避免。因此, 有必要对水平和竖向荷载耦合作用下部分埋入群桩的振动特性作进一步的研究。如果能将这一部分振动合理运用转化为电能, 则能大幅提高风机的发电效率, 使发电成本大幅降低。且由于部分振动能转化为电能, 也减少了振动能在桩基上累积形成的疲劳破坏。这必将推动风电的大力发展。
1振动发电背景
振动发电机主要有压电式、静电式和电磁式三种。电磁式微型发电机是通过电场将机械能转化为电能。分布在振动质量块的周围的线圈在固定磁体产生的磁场中, 根据法拉第定律, 由于通过绕组线圈的磁通量发生变化, 会产生电势差。但是这个电压值很小, 所以必须增大到可以被使用的能源。增大的方法包括增大磁场或增加绕组线圈的圈数。
1.1磁化环形永磁体振动发电装置
图1中的结构是《一种新型振动发电机装置及其建模与实验研究》中提出的振动发电装置, 主要由内圆筒、外圆筒、外侧线圈、内侧线圈和钕铁硼永磁体和空心轴六个部分组成。振动发电装置的圆柱型外圆筒上缠绕着外侧绕组, 管中放置着环形永磁体。共有三个环形永磁体用两个用词弹簧连接, 位于中部的环形永磁体, 由于受斥力作用位于上下两固定的环形永磁体之间, 永磁体中相对的两面具有相同的极性, 两端永磁体固定。在环形永磁体内侧的空心轴上也缠绕了一定匝数的线圈, 以便提高振动产生磁场能量的利用效率, 同时为了提高输出电压等级, 可以将内外线圈绕组串联。当受到外部的激振后, 中间的环形永磁体由于受到两端固定的环形永磁体的斥力的作用, 做往复的振动, 从而改变内外绕组线圈的磁通量, 从而产生电动势。
输出电压与功率的特性曲线如图2所示, 在电流为10.6m A, 电压为2.7V时, 最大有效输出功率为28.3m W[1]。
1.2悬臂式振动发电装置
永磁体振动发电技术不仅在汽车活塞, 人行道等较为宏观的振动中有所应用, 在微机电领域也得到广泛应用。通过将永磁体和感应线圈, 整流稳流等电能处理电路集成到微机电系统中, 通过外部的振动使集成电路中的线圈与永磁体产生相对和往复的运动, 从而产生感应电动势。但是由于微机电系统中的振动的振幅相对于其他领域要小很多, 从而产生的感应电动势也很小, 所以必须多采用一些特殊结构对振动的幅值进行放大, 比如悬臂梁结构。永磁振动发电机典型悬臂梁结构如图3所示。
永磁振动发电机悬臂梁的自然频率为3.5-4.5k Hz, 所用钕铁硼永磁体尺寸为8mm×8mm×8mm、剩磁为1.18T。线圈电阻为580Ω, 负载电阻为250Ω, 最大输出电压和功率分别为50m V和0.4μW[2]。
1.3内置式振动发电装置
另一种永磁体内置式振动发电机的结构如图4所示, 机构内部放置着圆柱形的永磁铁, 该永磁铁是主要的运动部件, 同时永磁体四周缠绕着电枢绕组, 绕组与发电机的外壁通过非导磁的零件连接。圆柱形永磁体与弹簧之间通过发电机外壳上固定着的非导磁弹簧座连接。该发电机振动发电的原理是:当外部的振动引起该发电机的振动时, 外部的振动将会由磁体4和弹簧5共同构成的拾振系统转变为永磁体在上下方向上的振动, 电枢绕组3与永磁体之间会在这个过程中产生位置的相对运动, 电枢绕组3会产生由切割磁感线引起的感应电动势, 通过电磁感应产生的电流由桥式整流和引线9传输到储存电能的设备或用电设备, 进而达到将机械能转变为电能的目的[3]。
2原理
考虑到海上风机的振动特性以及发电机是否适用于海上风机, 内置式振动发电机更加适用于通过海上风机的振动发电。应用永磁体与外壳的相对运动进行发电。永磁振动发电装置是指在外部机械振动过程中, 装置中的永磁体和感应线圈产生相对位移, 线圈在磁场中不断切割磁感线, 从而将机械能转化为电能。
基于桩基的机械振动, 永磁体和感应线圈之间产生相对位移, 感应线圈上会产生感应电动势这种设计模式是用拾振机构将线圈振子或永磁振子连接起来, 线圈会在外部振动的影响下反复切割磁感线, 通过线圈内部磁通量的变化产生电动势, 实现机械能到电能的转换。由于不同的磁体和线圈, 永磁体式振动发电装置输出功率一般在m W级以上, 有的甚至能达到k W级。
阻尼的大小可以运用次生阻尼和结构阻尼来调节。由于装置的尺寸有一定的限制, 装置所允许的最大位移也相应由一定的限制, 可以用ζ来调节装置所允许的最大位移。由相关公式可得到, 应将质量块的振幅以及振源的振幅和频率等都纳入考虑的范围。系统的品质因子会在外部作用的减速度较大的情况下随着阻尼的增加而减小, 进而该机构对于振动频率的灵敏度也会减小。容易忽视的一点是, 由于振动会在振幅过大的情况下产生非线性效应, 机构将不再轻易地持续出现共振。这将使得装置更加难以维持在共振状态。为了使装置振动发电的输出功率最大化, 以下几个方面值得注意:
(1) 所设计的振动发电机系统的结构特点应与环境中的振动特点相配。在设计一个新的振动发电机时, 应首要考虑该装置所处环境的振动特性, 如振幅、频率等。输出的功率反比于系统固有的角频率。所以, 在加速度的峰值随着频率减小或不变的情况下, 应设计合理的机构进而降低该机构工作时的固有频率, 同时也要满足机构的固有频率在振源频率的范围内的要求。
(2) 尽可能增大装置质量块的质量, 同时也满足装置要求的尺寸。
(3) 使ζ尽可能小, 同时也满足装置要求的尺寸。
3结束语
该装置通过接受桩基础振动, 采用永磁体内置式结构的电磁式发电机。将机械能转化为电能, 在一定程度上提高了海上风机的发电效率。对于清洁能源的利用、推广做出了贡献。
同时还存在一定的问题:
(1) 发电量较小, 有待进一步实验的进行, 对线圈、永磁体的尺寸进行调整、改进。提高输出电压、能量转化效率。
(2) 需要通过实验验证增加该装置后对风机桩基础强度、稳定性的影响。极其能量转化后对桩基础的保护效果。
(3) 如装置效率过低、在海上风机桩基础上收益较低, 可考虑将该装置投入到其他领域。例如, 地下通道置埋式振动发电、心脏起搏器微型电源等。
参考文献
[1]杨晓光, 汪友华, 张波, 等.一种新型振动发电机装置及其建模与实验研究[J].电工技术学报, 2013, 28 (1) :113-116.
[2]王志华.超磁致伸缩式与永磁式振动发电的理论与实验研究[D].河北工业大学.
[3]成化彩, 张学义, 史立伟, 等.永磁体内置式微型振动发电机的研究[J].微电机, 2010, 45 (1) :16-25.
海上风机 篇2
它有着巨大的身躯和叶翼，它的风轮高度超过40层楼，机舱上甚至可以起降直升机，银白色的皮肤使它在阳光的照耀下更加焕发光彩，它就这样屹立在西太平洋上，转动着它弧度优美的叶翼，为人类源源不断地输送着清洁的电能……它就是影片的主角——SL5000!
SL5000是世界上最大的海上风电机，但建造出这么一个海上巨无霸可不是件容易的事，光说要制造出这样前所未有的超级巨型风电机本身就充满挑战性，最后还要把SL5000安装在海面起伏不定、天气变幻莫测的西太平洋上，就更是难上加难。但是中国的技术人员可没有放弃，反而知难而进，他们计算出SL5000各个部件的尺寸，再交由中国风电行业最有实力的工厂制造出来。尤其对于SL5000最关键、难度也最大的三个部件：主机架、叶片和轴承，负责制造的工厂更是谨慎得不能再谨慎，他们采取一切方法保证每个部件的误差达到最小。最后，SL5000的各个部件被完美地制造出来，虽然在组装部件和放置固定的过程中遇到意外的困难，但在技术人员的共同努力下，SL5000最终屹立在西太平洋上。
海上风机基础结构设计标准研究 篇3
关键词：海上,风机,结构,设计标准
上世纪90年代欧洲国家开始研发海上风机, 并在装机容量等方面取得了一定成果。世界上第一座海上风场于1991年开始运行, 建有11台海上风力发电机组, 安装在丹麦的Vendeby。2000年后国外海上风电得到了迅速发展, 截止到2012年全球风机总装机容量达到258.9千兆瓦。近年来我国在海上风电场建设上也加快了步伐, 为改善能源结构, 正在逐步加大海上风电项目的开发力度。2007年6月我国颁布了《可再生能源中长期发展规划》, 该规划提出到2010年全国风电总装机容量达到500万千瓦, 并建成1-2个10万千瓦级海上风电试点项目;到2020年全国风电总装机容量达到3000万千瓦, 并建成100万千瓦海上风电。2007年启动的“国家科技支撑计划”将能源作为重点领域, 提出要在“十一五”期间组织实施“大功率风电机组研制与示范”项目, 组建近海试验风电场, 形成海上风电技术。同年, 我国首个经国家发展和改革委员会核准的海上风电场——上海东海大桥10万千瓦海上风电场项目开工建设, 到2010年已经建成投产。海上风机基础的研究同步于海上风机的发展, 在世界范围还处于起步阶段, 欧洲在风场的开发方面已经初见规模, 对于风机基础的研究也处于领先地位, 国内对于海上风机的基础研究还刚刚起步, 这方面的研究成果还很少。目前我国还没有关于海上风机基础结构的行业标准, 因此进行海上风机基础结构设计标准研究对海上风机基础结构设计是非常有益的。
1 海上风力发电现状
风能作为一种清洁的可再生能源, 越来越受到世界各国的重视。2012年全球风电机组新安装量为37.5千兆瓦, 累计安装总量达258.9千兆瓦。近几年, 世界风能市场每年都在快速增长, 预计未来20-25年内, 世界风能市场每年将递增25%。世界各国不仅在风能开发利用方面的投资将持续增长, 而且风力发电设备制造业将成为许多国家最热门的经济领域, 相应的市场规模也将急剧扩大。
我国风电行业发展比较迅速, 但与国际风电行业的发展水平还有很大差距, 国内的风力发电设备主要依靠进口, 对外依赖性强, 虽然风电成本已下降很多, 但相比火电成本的优势在短期内并不会明显突出, 风电行业的发展还有很多的阻碍因素。2006年我国开始实施《可再生能源法》, 风电建设步伐明显加快。2009年中国成为世界第一大风电装机市场, 到2012年底, 全国装机总容量达到约26.1千兆瓦。根据国家规划, 到2020年中国风电装机规模将达3000万千瓦, 发展前景非常可观。
国外海上风力发电开发主要集中在欧洲。欧洲海上风电研究始于80年代, 丹麦、瑞典、荷兰、英国是最早进行海上风电开发的国家。欧洲的海上风电在全球一枝独秀, 到2012年底, 欧洲累计建成55个海上风电场, 累计装机容量4955兆瓦。其中, 英国是海上风电发展最快的国家, 占据了欧洲市场份额的60%。
我国的海上风能资源十分丰富, 东部沿海地区经济发达, 海上可开发风能资源约为7.5亿千瓦, 具有开发利用风电的良好市场条件和巨大资源潜力。因此, 国家正在积极筹建海上风电场, 如广东南澳20MW海上风电场、上海600MW海上风电厂、浙江岱山200MW海上风电场、江苏如东和东台两个200M W海上风电场以及河北黄骅200MW海上风电场。
目前, 我国尚缺乏海上风电的建设经验, 亟需建立海上风电的设计建设标准和技术规范。国内可借鉴的海上风电场基础目前有两个, 一个是渤海油田海上风力发电示范项目, 该项目利用渤海绥中36-1油田一个闲置的单点系泊系统安装一台1.5MW风机, 基础是一个四腿导管架结构;另外一个上海东海大桥100MW风电场项目, 目前已经建成, 由于考虑到航道的影响, 基础采用的是八腿高桩承台。
2 海上风机基础设计标准研究
2.1 海上结构物设计相关标准
陆地风电场风力发电机已经具备了多年的设计、安装与使用经验。有了这些经验, 整个行业已经了解复杂的风载荷、风机及其支撑结构与基础设计的需求。在陆地风电场取得许多有意义的经验的同时, 海上风电的发展却受到更多因素的制约。用于陆地风机结构设计的标准与指南需要发展适用于与海上风机相关的海洋环境问题, 主要集中于由波浪、海流载荷、冰荷载以及这些载荷对支撑结构和基础的影响。
早期的欧洲海上风电系统主要关注风电场的规模、结构和经济的最优化。近年来, 很多海上风电场在实施的同时其设计及设计规范也正在发展。
海上风机和海洋结构的设计目前主要是依照经验。丹麦的《海上风机技术标准》第一次试图将这些经验融合起来。之后DNV和德国劳式船级社提供了更为成熟的指导方针。为了发展国际都接受的设计标准来指导以后的工程项目, 国际电工标准化机构 (IEC) 做出了大量研究, 其成果为IEC61400-3《海上风力发电机设计设计要求》。
海上风机基础设计相关的标准如下:
美国石油协会的《海上固定平台规划、设计、建造推荐作法》 (API RP-2A工作应力法) 是目前海上结构物设计采用的最广泛的标准, 目前推荐作法更新到第21版。它有超过7000个安装在墨西哥湾、加利福尼亚南部海域以及阿拉斯加等地区的海洋结构物的早期经验, 这些经验使API的推荐作法得以更加精确。除了应用于位于美国联邦海域的平台外, API RP-2A规范被广泛的应用于世界范围内的其它海洋平台。
API RP-2A为遭受波浪、风、流和地震载荷的海上结构物设计提供了一个基础, 然而它没有列出风机支撑结构设计所需的工况。
《海上风力发电机设计要求》IEC61400-3对海上风机基础设计有相关规定。
GL和DNV是一直在积极开发海上风机设计准则的两家船级社。GL有《Guideline_for_the_Certification_of_Offshore_Wind_Turbines_Edition》, DNV有《Design of Offshoe Wind Turbine Structure》。国际标准化组织 (ISO) 也致力于海上风机设计准则开发和标准化的工作。以下将详细介绍各个标准的相关规定。
2.1.1 美国石油学会 (API)
API RP-2A最早发布于1969年。自从发布以来, API RP-2A经历了充实扩展和改进以适应工业生产的变化并吸收了整个行业的经验教训。推荐作法目前更新到第21版。根据API RP-2A设计的各种类型结构包括从深水的平台到位于浅水用来开发边际油田的小型结构。根据API RP-2A设计的结构物位于极端风暴、飓风、地震和海冰的很多区域。因此, API RP-2A提供了有价值的经验基础, 可以用来设计工作于恶劣海洋环境中的结构物。
API RP-2A给出了海洋石油天然气平台设计所需的所有要求。它提供了详细的指导和用来计算杆件受力和承载能力的设计公式 (例如:杆件的弯曲、拉伸、压缩、组合应力、屈曲和疲劳强度等) 。
2.1.2 国际电工委员会 (IEC)
风机的国际指南由I E C技术委员会T C-88于1988年编制。I E C 61400是由TC-88发展而来, 专门用于风机设计与评估的一系列指南。IEC 61400包含10种指南, 涵盖了安全、设计要求、原型风机性能评估等各种主题。在所有的指南中, 61400-1:“设计要求”和61400-3:“海上风力发电机设计要求”对设计过程的贡献最大。IEC61400-3正在进行发展完善。
2.1.3 德国船级社 (GL)
GL于1995年出版了第一版海上风力发电机设计标准, 并于1999, 2004, 2005年被更新并重新发布。
GL的2005版《海上风力发电机认证指南》为海上风力发电机和海上风电场的认证提供了一整套规范。这个指南涵盖了对支撑结构、发电机和叶片的各种要求。
GL的“风力发电机认证指南” (2003版2004年补充) 和“风力发电机的环境监视系统认证指南” (2003) 等指南不仅适用于海上环境, 同样适用于各种常规风力发电机的设计。GL包含对IEC和EN (DIN) 指南的标准化参考。GL引用了ISO标准和德国船级社其它的规范和指南。
2.1.4 挪威船级社 (DNV)
出版于2004年的DNV《海上风电结构设计规范》——D N V-O S-J101提供了准则、技术要求、设计指南、海上风力发电机基础结构的建造与在役检验等规定, 可以用于海上风力发电机支撑结构和基础的设计, 也可用于海上风电场中其它结构的支撑结构和基础的设计, 例如变电站和气象桅杆等。
2.1.5 国际标准化组织 (ISO)
成立于1 9 4 7年的国际标准化组织 (I S O) 是一个由157个国家标准组织构成的。I S O为大量国际标准化的发展提供世界范围的架构, 它涵盖商业、工业和技术等各种相关的信息。2006年8月出版了ISO16077族标准, 涵盖了从传统的农业、建筑到机械工程、生产制造与分配到运输医学、信息与通信技术到服务业的标准。
ISO标准中与海洋技术相关的条款包含于ISO19900-19909族中。然而这些标准并不专注于海上风力发电机, 更多的是从总体上给出了海上结构物的设计指南, 尤其重视结构物的完整性。
2.2 海上风机基础设计相关标准研究
A P I R P 2 A-W S D和A P I R P 2 A-L R F D是美国海上结构设计的主要标准, I E C61400-3主要参考的是I S O19902。ISO19902是由API RP 2A-LRFD发展而来的, 而API RP 2A-LRFD是由API RP 2A-WSD的20版本发展而来的。GL引用了ISO标准和德国船级社其它的规范和指南。DNV规范主要引用DNV相关规范。
以上各个标准都认为疲劳载荷、各种各样的操作极限载荷和极端环境下的极限载荷决定着海上风机的设计。
各个标准主要不同包括荷载和荷载组合不同, 结构设计方法不同以及极限荷载条件不同。
在荷载和荷载组合上API规范中没有专门考虑风机荷载, 相应的没有考虑风机荷载与环境荷载的组合。大型海上平台常常受到极端外部环境的影响, 因此波浪和流对于平台设计影响很大。风载荷所占的比重仅为10%。平台的结构和刚度决定了对于极端载荷的响应基本是静态的。因此API使用线形的响应计算方法作为主要的校核方式, 主要采用频域分析法计算, 对于非线性动态分析没有明确的要求。而对于海上风机结构, 风荷载对平台的设计影响很大。DNV、IEC、GL规范中都有大量的对风机荷载、风机荷载和环境荷载及其它荷载的组合的规定, 要求对外部特征载荷响应的载荷效应做非线性动力模拟。
在结构设计方法上API有容许应力法和荷载系数法, 但是对于海上结构物设计通常采用容许应力法。DNV、IEC和GL均采用荷载系数法。IEC和GL的结构校核要引用其他标准, 如ISO19902和API RP 2A, DNV则主要遵循DNV内部的一些规定, 对荷载分项系数和抗力系数都有明确的规定。
对于极限载荷条件的规定, API RP-2A指定海上结构设计所处的环境条件例如风, 波浪, 流等条件的重现周期为一百年, 可以考虑同一重现期内各种工况的极值同时出现, 也可以考虑同一重现期内各种工况的主极值不同时出现。ISO 19902标准同样规定海上钢制固定结构在外部条件为极限状态时的回归周期。IEC 61400-3指南的目的是在最大程度上与已经完成的陆上风机设计标准IEC 61400-1相兼容。IEC61400-1最关键的假设之一是风机必须能够抵挡50年一遇的极端环境。因而人们认为海上风机无需更高的设计标准, 只需在陆上风机的设计标准基础上, 以类似的重现周期条件来设计即可。IEC 61400-3指南中假设海上风力发电机的安全系数和I E C61400-1中指定的岸上风力发电机的安全系数相同。IEC 61400-3中规定极限风和波浪载荷共同作用的极限环境状况的重现周期为五十年。GL和DNV都假设极限载荷工况下的临界外部条件的重现周期为50年。可以看出API在极限荷载条件上比DNV、IEC和GL更偏于保守。但是重现周期的差异并不是可靠性的指标。可以任意的选择重现周期, 通过调整荷载系数达到满足安全因子和抗力可靠性。
3 海上风电基础设计标准的采用
根据以上研究可以看出每个标准都提出了不同的条款并且对海上风机基础设计都有其独特的观点。由于API主要是对海上固定式结构的设计标准而不包括风机的设计, IEC、GL主要考虑风机的设计, DNV规范是专门对海上风机基础设计的规范。在进行更进一步研究之前, 推荐DNV规范作为国内海上风机结构设计的标准。
从本次的研究看, 目前还没有一个各方都完全接受的风机和海上结构物统一的标准。需要进行更广泛的研究, 包括范围更广的结构形式、环境条件和极限状态分析等。
建议对各个标准对海上风机基础完整设计中结构可靠性的级别进行实例评估, 包括所有的极限状态, 结构类型, 环境条件, 还包括风、浪、流联合作用的情况, 对于提出一个更适合我国海域的海上风机基础结构设计标准是很有意义的。
参考文献
[1]中华人民共和国石油天然气行业标准SY/T10030-2004, 海上固定平台规划、设计和建造的推荐做法-工作应力设计法[S].中华人民共和国国家发展和改革委员会, 2004
[2]Danish:Recommendation for technical approval of offshore wind turbines
[3]Det Norske Veritas (DNV) :Design of offshore wind turbine structures
[4]Germanischer Lloyd (GL) :Regulations for the certification of wind turbines
[5]International Electrotechnical Commission (IEC) :Design requirements for offshore wind turbines, IEC 61400-3, Design requirement, IEC 61400-1
海上风机 篇4
随着世界能源市场结构的变化, 风能已完成由应用示范向实用化的转变, 并得到了规模化的应用。截至2003年, 全世界风力发电的总装机容量已达3 915×104 kW。鉴于风电技术逐渐由陆地延伸到海上, 目前, 海上风力发电已成为全球可再生能源发展的重要方向。但是, 在海上修建风电场, 基于海洋水流、潮汐、波浪、气候等条件以及海底地质条件的复杂性, 给风电机组基础结构的设计和建造带来了巨大的困难。
由于海上风力发电的工程技术比较复杂, 建设技术难度较大, 与陆上风力发电的工程相比, 海上风电机组所受的荷载较为复杂, 除受风机荷载外, 还受到波浪、海流等动荷载的循环作用, 因此, 对风机基础的要求更高, 其中, 风机基础的疲劳问题尤为显著。而中国目前还没有制定适用于海上风力发电机组基础设计的标准规范。笔者在研究和分析国外通用的海上风电场设计规范 (挪威船级社的DNV规范[1]及德国劳埃德GL规范[2]) 的基础上, 给出了海上风电机组基础结构设计的推荐做法, 以供海上风电场基础设计人员参考。
1 挪威船级社DNV规范的规定
DNV-OS-C502规范是挪威船级社针对海上混凝土结构编制的设计规范, 是国外海上风电场风机基础设计的主要参考标准之一。
1.1 疲劳分析的原则
a) 确定应力幅的长期分布时, 对作用于结构的所有应力幅均应当考虑;
b) 确定疲劳荷载效应的长期分布时, 采用确定性分析或谱分析的方法, 对外荷载随机性进行统计;
c) 确定应力幅时, 可假定适当的阻尼, 充分考虑动力效应的影响, 特别是对结构共振频率内的应力幅;
d) 结构中钢筋及混凝土的配置, 应以将疲劳破坏降至最低为原则;
e) 也可采用疲劳试验及累积疲劳损伤规则, 代替疲劳设计;
f) 依据线性累积损伤规则计算变幅应力的疲劳寿命。由循环作用引起的应力可划分到具有定常幅和循环次数为ni的应力组块中。推荐的最小组块数为8块。疲劳准则按式 (1) 执行。
undefined, (1)
式中, k为划分的应力组块数;ni为划分的第i组应力循环次数;Ni为常应力幅作用下疲劳失效的循环次数;η为累积损伤率。
g) 结构构件的疲劳强度 (S-N曲线) 可应用于材料, 结构构件, 应力状态及环境。S-N曲线还应考虑材料厚度的影响;
h) 累积损伤率η依据监测及修复条件进行区分, 具体取值见表1。
i) 应依据弹性理论计算作用效应;
j) 当疲劳荷载主要是由风、浪等引起时, 若计算出的疲劳寿命大于2×106, 可认定结构的承载力是足够的。
1.2 疲劳寿命的计算
a) 混凝土承受循环应力的疲劳寿命, 按式 (2) 计算。
lgN=C1 (1-σmax/frd) / (1-σmin/frd) , (2)
式中, σmax为频遇组合作用下的最大压应力;σmin为频遇组合作用下同一点的最小压应力, 当为拉应力时, 取为0;frd为混凝土的抗压强度;C1为系数, 当结构在水中受拉、压循环应力幅时, 取为8;当结构在水中受压、压循环应力幅时, 取为10;当结构在大气中时, 取为12。
但是, 当lgN大于X时, 疲劳寿命应取为用lgN乘以C2, 其中, X和C2的计算分别按式 (2) 和式 (3) 进行。
X=C1/ (1-σmin/frd) +0.1C1, (2)
C2=1+0.2 (lgN-X) ; (3)
b) 钢筋承受循环应力的疲劳寿命, 按式 (4) 计算。
lgN=C3-C4log10Δσ, (4)
式中, Δσ为钢筋的应力幅;C3、C4为系数, 取决于钢筋类型、弯曲半径及腐蚀环境。
对于处于中等腐蚀 (NA) 和轻微腐蚀 (LA) 环境混凝土结构中的直钢筋, 取C3为19.6, C4为6.0。对于钢筋弯曲半径取钢筋直径的3倍时, 取C3为15.9, C4为4.8。当弯曲半径界于两者之间的, 可用插值法。
对于处于特殊腐蚀 (SA) 和重度腐蚀 (MA) 环境混凝土结构中的钢筋, 应单独考虑腐蚀对疲劳的影响, C3, C4的取值见表2。对于采取阴极保护防腐措施的钢筋, C3, C4直接采用中等和轻微腐蚀环境的取值。
当疲劳寿命大于2×108时, 可认定为不发生疲劳。
1.3 压弯构件
a) 考虑收缩和徐变的影响, 依理想的应力—应变关系, 计算钢筋和混凝土应力。当混凝土受压时, 取frd=fcd;
b) 若未对结构进行精确计算, 则混凝土和钢筋受压区的应力, 按线性分布计算。混凝土的弹模取为0.8Eck。这种情况下, 混凝土受压时的设计强度, 取frd=αfcd, 其中, α=1.3-0.3β>1.0, β为同时作用在局部受压混凝土区域的最小、最大应力比, 计算点的距离不能超过300 mm (0<β<1.0) 。
1.4 受剪构件
a) 未配受剪钢筋混凝土, 受拉破坏时的疲劳寿命, 按以下要求计算。
用Vmax/Vcd代替σmax/frd, 用Vmin/Vcd代替σmin/frd, 其中, Vcd为受剪承载力;
b) 对于剪力变号的应力组块, 计算时将式 (2) 中的分母改为 (1+Vmin/Vcd) 。若剪力变号应分别改变Vmax、Vmin的正负符号后, 再带入式 (2) 计算。
对于式 (2) 中C1的取值按如下规则进行。在水中的结构, 剪力变号时, 取为8;在大气中的结构, 剪力变号, 且在水中的结构剪力不变号时, 取为10;在大气中的结构, 剪力不变号时, 取为12;
c) 对于配剪力钢筋的结构寿命, 依式 (2) 进行计算。前提是假设在所有荷载工况下, 混凝土抗剪承载力转换成钢筋和混凝土的组合抗剪承载力。这种情况下, 混凝土的抗拉强度取为0.5ftd, 即确认为所有外部剪力由剪力筋承担。混凝土在受拉剪力失效下, 疲劳寿命依据概述中的要求进行计算;
d) 剪力筋的疲劳寿命, 依据规范中疲劳分析的原则计算。前提是假设在所有荷载工况下, 钢筋抗剪承载力转换成钢筋和混凝土组合的抗剪承载力。这种情况下, 混凝土的抗拉强度取为0.5ftd;
e) 在计算剪力筋的应力循环次数时, 应注意剪力变号问题;
f) 受压破坏时, 疲劳寿命, 按以下要求计算。
用Vmax/Vccd代替σmax/frd, 用Vmin/Vccd代替σmin/frd。当应力块的剪力变号时, Vmin取为0。式 (2) 中的C1的取值同对于剪力变号的应力组块计算时的规则;
g) 除上述情况, 当截面同时承受轴力时, 疲劳寿命应依据中截面处的主压应力计算。此时, 确认剪应力在0.9d的高度处为常数。混凝土的应力计算时, 取frd=fcd。
1.5 锚固与拼接构件
a) 依据式 (2) 计算疲劳寿命时, 用τbmax/fbd代替σmax/frd, 用τbmin/fbd代替σmin/frd。frd为黏结强度, 黏结应力τb取为0.25φσs/lb;
b) 对C1的取值, 采用如下规则。当结构在大气中时, 取为12, 当结构在水中时, 取为10;当计算疲劳寿命时, 应特别注意黏结应力的正负号影响。
2 GL规范推荐方法
GL规范是德国劳埃德船级社颁布的, 针对风机认证的规范, 是国际风机厂商认证时主要遵循的规范。其中规定了关于疲劳计算的推荐做法。
a) 对于钢筋混凝土及预应力混凝土结构, 应分别对混凝土、钢筋、预应力钢筋进行疲劳分析。或依据CEB-FIP Code 1990进行简化的疲劳分析。对运行荷载循环名义次数Nnom=r·nR·T≤2×109的海上风机, 只有满足式 (5) 规定的条件时, 可不对受压混凝土进行详细疲劳分析。
Scd, max≤0.40+0.46Scd, min, (5)
其中, Scd, max=γsd·σc, max·ηc/fcd, fod,
Scd, min=γsd·σc, min·ηc/fcd, fod,
式中, γSd为进行应力计算时, 考虑模型不精确性的安全系数;σc, max为混凝土最大压应力;σc, min为σc, max出现处的混凝土最小压应力, 对于拉应力取0;ηc为混凝土压应力不一致性分布参数, 为简化起见, 取为1.0;fcd, fat为0.85βcc (t) ·fck· (1- fck/250) /γc;混凝土受压时的疲劳强度设计值;fck为圆柱体受压强度特征值, N/mm2;γc为混凝土材料分项系数;βcc (t) 为混凝土强度增长系数。混凝土龄期大于28 d时, βcc (t) 不应大于1.0, 对于早期混凝土βcc (t) <1.0;
b) 为简化分析, 应考虑以下方面: (a) 最大荷载范围; (b) 最大混凝土应力σc, max; (c) 最小混凝土应力σc, min; (d) 混凝土平均应力。
3 结语
DNV规范从不同受力构件的角度, 详细地给出了疲劳寿命的计算式, 并合理地考虑了海上风电场环境不同于陆上的特殊性, 引入了不同部位疲劳寿命不同的计算式, 且计算式较为简便。GL规范给出了疲劳分析的简单方法, 但没有按受力模式区分不同受力构件的疲劳计算式, 也没有全面反映海上结构的特殊性, 对于设计而言缺少依据。所以, 笔者推荐采用DNV规范规定的疲劳分析法。
参考文献
[1]Det Norske Veritas.DNV-OS-C502.offshore standard:Off-shore concrete structure[S/OL].Norske, DNV, 207[2009-09-06].heet://exchange.dnv.com/OGP1/offshore Pubs/Members/os-C502.pdf.
海上风机 篇5
全球能源供应日趋紧张, 环境问题日益严重, 可再生能源符合人类可持续发展的要求, 越来越受到世界各国的广泛关注。中国海域面积广大, 就目前技术条件, 可在距离海岸10 km左右, 深度不超过25 m的海域安装风力发电机组。中国北方地区每年都有海冰出现, 渤海虽然纬度不高, 冰情却很严重, 在1969年和1977年两次重冰年中, 各有一座导管架平台被海冰推倒。本文将参考国内海上石油平台导管架结构设计中冰荷载研究的现状, 结合海上风机基础设计的特点, 提出海上风机基础设计中冰荷载研究的技术路线。
1 冰荷载研究的必要性
目前中国已建的海上风电场不位于冰区, 因此并未考虑海冰作用的影响。实际上, 海冰对结构的作用是海上风机基础设计和风场安全运营的重要影响因素。在风机基础的设计计算中, 冰荷载参与组合的载荷计算工况往往成为基础设计的控制工况。此外, 动冰力特性、冰致振动机理及冰致结构疲劳累积损伤分析也是海上风电场设计中需要重点关注和研究的课题。对海冰作用的合理评估不仅关系到冰区海上风电场的工程投资, 也关系到结构安全。目前国内并未有针对海上风机基础设计中冰荷载作用效应评估的研究成果, 因此, 开展该领域冰荷载方面的相关研究是中国北方海域发展海上风力发电技术亟待解决的关键课题。
2 冰荷载关键技术研究
与研究其它环境荷载一样, 冰荷载的研究一般也采用理论分析、原型观测、模型试验和数值分析相结合的方法。针对海上石油平台的建造和运营, 国内外已经积累了一些冰荷载的相关研究成果, 包括:海冰的破坏机理、冰与结构物的相互作用、静冰力和动冰力的计算评估、海冰动力作用的频谱特性和自激特性、导管架冰振疲劳等, 并通过导管架平台的现场测冰得到了部分海区的冰力历时时程曲线[1], 这些研究成果可作为海上风机基础冰荷载研究的重要借鉴和基础。但是, 由于海上风机下部支撑结构及地基基础同时耦合了高耸结构、大型动力设备基础和海洋工程三种结构特征, 风机设备和电气设备的正常运行对结构振动的敏感性非常高, 这些因素又使得针对该类基础形式的冰荷载研究有其特殊的要求和难点。
2.1 冰荷载的计算
通过比较国内外相关规范对冰荷载计算方法的规定, 考虑到国外规范由于海域的限制和冰参数取值的差异, 可能导致结构设计的保守, 因此, 推荐中国寒区的静冰荷载计算主要参照JTS 144-1-2010港口工程荷载规范的规定[2], 并参考API RP 2N[3]的规定;渤海海区的静冰荷载还可参考海洋石油总公司企业标准 (内部资料) Q/HSn 3000-2002中国海海冰条件及应用规定的规定;动冰荷载的计算公式在国内相关规范中未有列出, 推荐采用IEC 61400-3[4]中附录E.4.6的规定, 如下。
直立结构上由移动的冰盖产生的荷载变化可近似为竖向交变的正弦曲线, 计算公式见式 (1) 、式 (2) :
在锥形结构上 (锥体倾斜角α≥30°) 由移动冰盖产生的荷载变化可近似为竖向交变的正弦曲线, 计算公式见式 (3) :
式 (1) 至式 (3) 中, Hdynv为直立结构上的动冰荷载, k N;Hdynk为锥形结构上的动冰荷载, k N;Hd为直立结构上由挤压产生的水平静冰荷载, k N;h为设计冰厚, m;D为迎冰面宽度, 即桩柱水线面处直径, m;σc为冰的单轴抗压强度, k Pa;k1为形状系数;k2为接触系数;k3为冰厚与迎冰面宽度的比值, k3=h/D;t为时间, s;fN为风机基础结构的固有频率, Hz, 应校验一阶和二阶频率;fb=U/Kh, Hz;U为浮冰的实际速度, m/s;K为系数, 4≤K≤7, 应选择产生最大载荷的K值。
也可假定动冰荷载 (包括直立结构和椎体结构) 为三角形曲线, 见图1。
在冰区风机基础的冰荷载计算中, 建议通过收集和分析海上平台的测冰数据和已有冰荷载模型试验的成果, 考虑海冰与结构相互作用对冰荷载的影响, 计入冰速对冰力大小的影响、多桩 (锥体) 结构前冰排的“非同时破坏”对总冰力的大幅折减及桩 (锥) 间距对冰力的折减作用, 考虑合适的海上风机基础冰荷载优化计算方法, 避免结构设计过于保守。
2.2 冰激振动对风机塔架地基基础整体的动力影响
冰激振动并非柔性结构在交变冰荷载作用下的特有现象, 1985年到1986年冬季加拿大Molikpaq大型沉箱式刚性结构遭遇严重冰激振动的事实使人们认识到刚性结构同样面临冰激振动的危险。风况的不稳定导致风轮具有非常宽广的激振频率, 以一台3 MW典型风电机组为例, 为避免系统共振, 整个支撑结构的允许频率范围非常狭窄, 一般需要控制在0.30 Hz~0.39 Hz之间。有研究表明, 对不同冰速下的冰力谱进行分析, 冰力的主频集中在0.27 Hz~0.84 Hz之间[5], 正好涵盖了上述支撑结构的控制频率, 海冰作用有可能导致结构整体发生共振, 研究冰激振动对结构的动力影响非常必要。
需要指出的是, 冰激振动模型试验的关键是保证模型和原型的振动机理相同, 因此, 动冰力模型试验中要特别注意制定合适的模型律用来建立相似体系, 以确保结构的动力特性、冰激振动过程中的动冰力、结构振动对冰力的反馈等最大限度接近工程实际。另外, 可在频域上联系冰力与结构响应之间的复数频率反应函数实现从响应谱到冰力谱的转化, 以此消除柔性结构上测得的冰力谱包含结构动力特性的影响[6]。
2.3 抗冰振疲劳分析
对冰区海上风机基础而言, 动冰荷载可能引起整体结构产生振动加速度, 诱发显著的振动响应, 对风机和电气设备的正常运行造成一定影响, 风机基础杆件焊接处的节点也可能由此引发冰振疲劳, 严重时会引起结构失效。目前, 海上平台设计普遍推荐安全寿命设计方法用于海洋平台构件疲劳分析与寿命评估, 该方法主要基于Miner线性累积损伤理论和材料的S-N曲线, 在风机基础的冰振疲劳分析中也建议采用这一方法。根据张大勇等[7]提出的渤海平台单立柱桶形基础的疲劳分析方法, 推荐采用谱方法估算冰激疲劳寿命, 步骤如下:
a) 根据结构的杆件布置、结构刚度、质量和阻尼等建立结构力学模型, 确定结构的振型和频率;
b) 根据现场测冰数据及历史冰情资料, 统计结构设计使用年限内的平均冰期、冰作用方向、冰厚及冰速的概率分布情况, 划分冰况并统计每种冰况出现的概率;
c) 通过已有海上平台的大量实测数据和模型试验成果, 分析结构上海冰破坏的冰力谱形式, 建立随机冰力谱模型;
d) 进行结构动力分析, 求得各工况的应力谱, 按照瑞利分布确定应力历程循环数曲线;
e) 根据冰期、每种冰况出现的概率、结构的自振频率估算相应冰况每年出现的应力循环数;
f) 利用Miner理论估算危险节点的疲劳损伤。
2.4 抗冰结构设计
冰荷载的大小主要取决于冰的破坏形式。冰与直立结构作用时以挤压破坏形式为主, 与斜面结构作用时产生弯曲破坏。由于冰的弯曲强度低于压缩强度, 斜面结构的冰荷载要低于直立结构的冰荷载, 因此, 在圆柱结构上安装锥体可有效降低极值冰力, 这一点已经得到理论和模型试验的验证。
抗冰锥体的中心点通常位于平均海平面附近, 锥体高度至少应能覆盖冰磨蚀区内导管架主体构造重要的环形焊缝, 通常可取冰区设计高水位以上0.5 m到设计低水位以下1.0 m。渤海导管架平台抗冰锥体实用的锥角范围一般在40°~65°。正、倒锥角最合理的搭配应是使正、倒锥体上的冰力相等。实践证明, 目前更为有效的抗冰锥结构是采用正、倒锥角非对称布置 (即正锥角大于倒锥角) 的设计形式。同时可考虑在抗冰锥体与主体结构之间安装弹性阻尼构件降低动力效应。
安装锥体对降低结构冰激振动的效果并未得到充分论证。研究表明, 冰与锥体的弯曲破坏过程中也能够形成交变冰力, 从而引起结构比较显著的振动。但是, 也有观点认为, 尽管直立结构或锥体结构都可能发生强烈的冰激振动, 但直立结构上的稳态振动比锥体结构上的随机振动更为显著[8]。为安全起见, 建议对同一结构在安装锥体前后的冰振响应进行比较研究。
此外, 可对结构振动敏感性很高的电气设备进行专门的避振设计, 建议设置隔振装置将设备与结构隔离开, 限制基础的振动向设备传递, 并通过模型试验验证隔振装置的效果。
3 结语
通过对冰荷载计算方法、冰激振动研究、冰振疲劳分析和抗冰结构设计的相关介绍, 明确了海上风机基础设计中开展冰荷载研究的必要性。主要结论如下:
a) 推荐结构静冰荷载和动冰荷载计算采用的规范, 并结合已有测冰数据和模型试验成果进行适当优化;
b) 通过模型试验研究冰激振动引发结构共振的可能性, 分析其对结构整体动力响应的影响;
c) 推荐采用基于Miner线性累积损伤理论和材料的S-N曲线的安全寿命设计方法估算冰振疲劳, 给出了谱方法的分析步骤;
d) 安装锥体是冰区海上风机基础的有效抗冰措施, 建议通过比较试验判定安装抗冰锥体对结构振动安全性的影响。
摘要：冰荷载参与组合的工况往往成为冰区海上风机基础设计的控制工况。通过对冰荷载计算方法、冰激振动研究、冰振疲劳分析和抗冰结构设计的相关介绍, 明确了海上风机基础设计中开展冰荷载研究的必要性, 为海冰作用对基础设计的影响评估提供了理论依据和技术路线指导。
关键词：海上风机基础,冰荷载,冰激振动,抗冰设计
参考文献
[1]岳前进, 时忠民.柔性抗冰海洋平台与动冰力研究[J].工程力学, 2003 (增刊) :114-122.
[2]中交第一航务工程勘察设计研究院有限公司, 刘进生, 杨希宏, 等.JTS 144-1-2010港口工程荷载规范[S].北京:人民交通出版社, 2010.
[3]American Petroleum Institute, API.API RP 2N Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Structures and Pipelines for Arctic Conditions[S].Second Edition, Washington, DC:API, 1995.
[4]International Electrotechnical Commission.IEC 61400-3 Wind Turbines-Part 3:Design requirements for offshore wind turbines[S].Geneva, Switzerland:IEC, 2009.
[5]史庆增, 徐继祖, 宋安.海冰作用力的模拟实验[J].海洋工程, 1991 (2) :16-21.
[6]史庆增.海冰的动力作用和冰力谱[J].海洋学报, 1994 (9) :106-111.
[7]张大勇, 车啸飞, 岳前进, 等.渤海单立柱桶形基础平台抗冰振分析[J].船舶力学, 2011 (8) :915-920.