平臺(tái)內(nèi)TMD對(duì)新型Barge浮式風(fēng)機(jī)振動(dòng)抑制的研究

姜 坤,蔡青青,李孫偉

(清華大學(xué)深圳國(guó)際研究生院,廣東 深圳 518055)

0 引 言

隨著人們對(duì)傳統(tǒng)化石能源的需求量急劇上升,環(huán)境污染、大氣變暖等問題越來越受到關(guān)注。風(fēng)能作為清潔可再生能源,儲(chǔ)量豐富、環(huán)境友好的特點(diǎn)讓人們的目光開始轉(zhuǎn)向風(fēng)力發(fā)電。相比陸上有限的風(fēng)能資源,海上風(fēng)能儲(chǔ)量大的優(yōu)勢(shì)使其具有更加廣闊的應(yīng)用前景。當(dāng)前在近海海域,固定式海上風(fēng)機(jī)的商業(yè)化進(jìn)程已經(jīng)比較成熟,但在深遠(yuǎn)海海域,固定風(fēng)機(jī)所帶來的安裝和維護(hù)成本使得海上浮式風(fēng)機(jī)替代其成為主流。相比固定式風(fēng)機(jī)的固定基礎(chǔ),浮式風(fēng)機(jī)因其漂浮的特點(diǎn)具有較高的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。近年來,結(jié)構(gòu)振動(dòng)控制技術(shù)被廣泛應(yīng)用于海上風(fēng)力機(jī),以對(duì)抗風(fēng)、浪、流、冰、地震等環(huán)境荷載的影響。尤其是最簡(jiǎn)單的被動(dòng)結(jié)構(gòu)控制技術(shù),因風(fēng)力機(jī)大幅度運(yùn)動(dòng)和復(fù)雜環(huán)境載荷作用,成為抑制風(fēng)力機(jī)振動(dòng)的重要方法。

目前,對(duì)浮式風(fēng)機(jī)在風(fēng)浪載荷聯(lián)合作用下振動(dòng)控制的研究并不完善,已有研究多考慮在機(jī)艙、塔架等位置采用調(diào)諧質(zhì)量阻尼器(tuned mass dampel,TMD)等被動(dòng)控制方法抑振。2007年,Spillane等人[1]提出一種利用調(diào)諧振蕩器抑制深水張力腿平臺(tái)長(zhǎng)周期垂直運(yùn)動(dòng)的方法,安裝在TLP柱上的一對(duì)沉箱內(nèi)部的水柱充當(dāng)TMD,對(duì)平臺(tái)的振動(dòng)起到了抑制效果。Lackner等人[2]于2011年提出用TMD抑制漂浮式風(fēng)力機(jī)振動(dòng)的想法,并研究了機(jī)艙裝配TMD對(duì)駁船式漂浮式風(fēng)力機(jī)的減振效果。Stewart等人[3～5]利用拉格朗日方程建立了一個(gè)簡(jiǎn)化的駁船式浮式風(fēng)力機(jī)的平臺(tái)-塔架-TMD模型,結(jié)果顯示,TMD可將風(fēng)力機(jī)所受的橫向疲勞載荷降低40%。2013年,Chen等人[6]改進(jìn)傳統(tǒng)TMD,提出了一種調(diào)諧滾球阻尼器,該裝置通過單個(gè)或多個(gè)鋼球在球形容器中運(yùn)動(dòng),有效減小了風(fēng)力機(jī)風(fēng)致振動(dòng)。2014年,Si等人[7]通過建模、仿真、優(yōu)化,研究了將TMD安裝在Spar型浮式風(fēng)力機(jī)上的減振效果,結(jié)果表明,在平臺(tái)上部放置TMD時(shí),風(fēng)機(jī)減振效果更加明顯。

國(guó)內(nèi)雖起步較晚,但近些年也在海上漂浮式風(fēng)力機(jī)振動(dòng)控制方面做出了一些研究嘗試。樊亞軍[8]研究了利用主動(dòng)質(zhì)量阻尼器(active mass damper,AMD)對(duì)風(fēng)力機(jī)縱蕩位移振動(dòng)進(jìn)行智能控制的模擬,結(jié)果顯示機(jī)艙和塔架最大振幅均減小33%。丁勤衛(wèi)等人[9]在Barge型漂浮式風(fēng)力機(jī)機(jī)艙配置TMD,實(shí)現(xiàn)了漂浮式風(fēng)力機(jī)穩(wěn)定性的控制,橫搖運(yùn)動(dòng)抑制效果提高了53%。賀爾銘等人[10]在Spar式浮動(dòng)風(fēng)力機(jī)平臺(tái)內(nèi)放置多個(gè)TMD,在機(jī)艙放置一個(gè)TMD并施加主動(dòng)控制力,形成混合質(zhì)量阻尼器(hybrid mass damper,HMD)?；赥MD-HMD的主被動(dòng)混合控制,風(fēng)機(jī)平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)抑制效果相比單個(gè)TMD的被動(dòng)控制,有了大幅提高。

在現(xiàn)有研究中,研究人員多將風(fēng)力機(jī)作為一個(gè)細(xì)長(zhǎng)結(jié)構(gòu),大多數(shù)被動(dòng)控制手段也都集中于風(fēng)力發(fā)電機(jī)的機(jī)艙和塔架部位。這必然會(huì)導(dǎo)致塔架和平臺(tái)連接處彎矩過大,且TMD運(yùn)動(dòng)行程也會(huì)受限。因此,當(dāng)前一些學(xué)者提出對(duì)于平臺(tái)尺寸較大的風(fēng)機(jī)類型如駁船式漂浮式風(fēng)力機(jī),嘗試在風(fēng)機(jī)平臺(tái)內(nèi)部添加阻尼裝置控制振動(dòng)[11～13]。該方法很好地解決了TMD在狹小的機(jī)艙范圍內(nèi)行程受限的問題,且安裝維修相比機(jī)艙塔架更加方便。因而,在風(fēng)機(jī)平臺(tái)內(nèi)添加TMD不失為研究浮式風(fēng)機(jī)振動(dòng)抑制的新方向和途徑。

本文針對(duì)一種新型Barge浮式風(fēng)機(jī),基于美國(guó)國(guó)家可再生能源實(shí)驗(yàn)室(National Renewable Energy Laboratory,NREL)開發(fā)的風(fēng)機(jī)動(dòng)力學(xué)仿真軟件FAST,建立其動(dòng)力學(xué)全自由度耦合模型,在特定環(huán)境工況下對(duì)TMD的參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì),并分析研究最優(yōu)TMD的減振效果,為未來Barge類浮式風(fēng)機(jī)振動(dòng)控制的工程實(shí)踐應(yīng)用提供參考。

1 新型Barge式浮式風(fēng)機(jī)模型

1.1 漂浮式風(fēng)力機(jī)模型

Barge型浮式風(fēng)機(jī)最早由W. Vijfhuizen于2006年提出初步設(shè)計(jì)理念[14],并與ITI Energy公司合作提出設(shè)計(jì)模型;2007年,Jason Jonkman進(jìn)行了改進(jìn)[15],搭載NREL 5MW基準(zhǔn)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組,輪轂高度為90m。在方型平臺(tái)中央設(shè)計(jì)了正方形月池,以便于安裝波浪能發(fā)電裝置。系泊系統(tǒng)由8根懸鏈線組成,其中,每?jī)筛鶓益溇€與浮式平臺(tái)底部的一個(gè)棱角附近的導(dǎo)纜器相連,兩懸鏈線之間呈45°夾角[15]。其整體設(shè)計(jì)理念如圖1[16]所示。

圖1 ITI Energy Barge浮式風(fēng)機(jī)概念圖Fig.1 Conceptual figure of ITI Energy Barge floating wind turbine

本文基于此ITI Energy Barge漂浮式風(fēng)力機(jī),去除波浪能發(fā)電裝置波分,設(shè)計(jì)了一種新型Barge式漂浮式風(fēng)力機(jī)。風(fēng)力機(jī)平臺(tái)由外浮筒和內(nèi)浮筒構(gòu)成,外浮筒采用與ITI Energy Barge相同的方型結(jié)構(gòu),月池中間放置圓柱型內(nèi)浮筒,內(nèi)浮筒與外浮筒之間通過均勻分布的4根鋼絲繩連接,鋼絲繩張緊力可調(diào)節(jié);內(nèi)浮筒上方搭載NREL 5MW風(fēng)力機(jī),風(fēng)機(jī)平臺(tái)尺寸示意圖如圖2所示,風(fēng)力機(jī)參數(shù)和風(fēng)機(jī)平臺(tái)結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1和表2所示。

圖2 新型浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of the size of the new floating wind turbine platform

表1 NREL 5MW風(fēng)力機(jī)主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of NREL 5MW wind turbine

表2 新型Barge式浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.2 Structural parameters of the new Barge floating wind turbine platform

相比現(xiàn)有Barge式浮式風(fēng)機(jī),新型Barge浮式風(fēng)機(jī)采用多浮體設(shè)計(jì),在前期制造安裝和后期運(yùn)維中更為便利;內(nèi)外浮筒間可調(diào)節(jié)鋼繩連接的設(shè)計(jì)使得內(nèi)浮筒運(yùn)動(dòng)響應(yīng)相比外浮筒有一定程度減小,確保了風(fēng)機(jī)主體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

1.2 TMD模型

TMD是一種高層建筑結(jié)構(gòu)中常用的被動(dòng)控制裝置,由質(zhì)量塊、彈簧減振器、阻尼器等組成。主要通過改變TMD的質(zhì)量、剛度、阻尼等參數(shù),調(diào)整其自振頻率接近主體結(jié)構(gòu)固有頻率,當(dāng)主體結(jié)構(gòu)在外部載荷作用下發(fā)生振動(dòng)時(shí),TMD系統(tǒng)產(chǎn)生調(diào)諧慣性力,系統(tǒng)能量通過TMD耗散,從而實(shí)現(xiàn)抑制結(jié)構(gòu)振動(dòng)的目的。在TMD耦合風(fēng)機(jī)平臺(tái)后,可以將原有簡(jiǎn)化成單自由度系統(tǒng)的主體結(jié)構(gòu)視為雙自由度系統(tǒng),其耦合模型如圖3所示。

圖3 TMD與風(fēng)機(jī)系統(tǒng)耦合模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of coupling model of TMD and wind turbine system

該雙自由度系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)方程如下:

(1)

式中,ms代表支撐系統(tǒng)的重量,ks代表支撐系統(tǒng)的剛度,d代表支撐系統(tǒng)的阻尼,f(t)為外激勵(lì),x(t)、xs(t)分別為子結(jié)構(gòu)、主結(jié)構(gòu)的位移反應(yīng)。

解上述運(yùn)動(dòng)方程可得風(fēng)機(jī)系統(tǒng)和TMD的振動(dòng)響應(yīng)如下:

(2)

(3)

風(fēng)機(jī)系統(tǒng)和TMD的固有頻率分別為

(4)

(5)

TMD的剛度(k)及阻尼(d)可由下式計(jì)算:

(6)

d=4πfdξdm

(7)

式中,fd為TMD自振頻率,m為TMD質(zhì)量,ξd為阻尼比。由此可見,風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)由TMD質(zhì)量、剛度與阻尼共同確定。

2 環(huán)境工況

Barge式浮式風(fēng)機(jī)的設(shè)計(jì)工作海域水深為150m,為探究其在南海海域?qū)嶋H工作的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)情況,依據(jù)DNV的相關(guān)規(guī)范,選定某簡(jiǎn)化工況對(duì)其進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)分析[17]。作業(yè)工況的風(fēng)況條件選取的是該浮式風(fēng)機(jī)搭載的風(fēng)力發(fā)電機(jī)組額定工作時(shí),輪轂處定常風(fēng)速U90,波浪參數(shù)選取南海海域月均最大有義波高Hs和譜峰周期Tp,對(duì)應(yīng)波浪譜模型選擇JONSWAP譜。風(fēng)向和浪向一致,均為風(fēng)機(jī)運(yùn)動(dòng)前后方向。該工況的具體環(huán)境輸入?yún)?shù)如表3所示。每個(gè)模擬工況時(shí)長(zhǎng)為3000s,計(jì)算步長(zhǎng)為0.005s,共6×105個(gè)工況點(diǎn)參數(shù)。

表3 作業(yè)工況的環(huán)境參數(shù)Tab.3 Environmental parameters of operating conditions

3 浮動(dòng)平臺(tái)TMD參數(shù)設(shè)計(jì)

漂浮式風(fēng)力機(jī)在載荷聯(lián)合作用下的發(fā)電效率和結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性易受平臺(tái)搖蕩影響,平臺(tái)搖蕩過大幅度會(huì)導(dǎo)致風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)失去穩(wěn)性。本文TMD參數(shù)設(shè)計(jì)主要以平臺(tái)響應(yīng)最大的俯仰運(yùn)動(dòng)控制效果為評(píng)價(jià)指標(biāo),基于前文風(fēng)浪條件,對(duì)比平臺(tái)配置不同位置、質(zhì)量比、阻尼比的TMD對(duì)該新型Barge浮式風(fēng)機(jī)運(yùn)動(dòng)的抑制效果。風(fēng)機(jī)某指標(biāo)標(biāo)準(zhǔn)差抑制率可由下式計(jì)算:

(8)

式中,σs、σt分別是無TMD和有TMD時(shí)某指標(biāo)的標(biāo)準(zhǔn)差,η為某指標(biāo)抑制率。

3.1 平臺(tái)TMD位置

本小節(jié)研究在新型Barge浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)中添加TMD的位置?？紤]到平臺(tái)添加TMD的安裝空間,分別在平臺(tái)垂直方向距離內(nèi)浮筒底部中心0m、 2m、 4m、 6m、 8m、 10m、質(zhì)心位置(與內(nèi)浮筒底部中心垂直距離3.72m)處放置相同參數(shù)的TMD進(jìn)行工況模擬,約定在三維笛卡爾坐標(biāo)系中風(fēng)機(jī)平臺(tái)和靜水面的相交平面中心為坐標(biāo)原點(diǎn)。TMD參數(shù)設(shè)計(jì)如表4所示。

表4 TMD設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.4 TMD design parameters

下文基于平臺(tái)縱搖標(biāo)準(zhǔn)差抑制率,利用有理數(shù)逼近,很好地?cái)M合出其隨TMD位置變化的曲線,如圖4所示。

圖4 縱搖抑制率隨TMD位置變化曲線Fig.4 Variation curve of pitch suppression rate with TMD position

擬合函數(shù)如下:

(9)

式中,ηp為平臺(tái)縱搖標(biāo)準(zhǔn)差抑制率,x為與內(nèi)浮筒底部中心垂直距離。根據(jù)上圖擬合曲線和擬合函數(shù),在與內(nèi)浮筒底部中心垂直距離0～10m內(nèi)縱搖抑制率曲線增速均超過線性增速;擬合函數(shù)在橫坐標(biāo)與內(nèi)浮筒底部中心垂直距離為15m時(shí)增速開始小于線性速度。但由于內(nèi)浮筒存在空間限制,橫坐標(biāo)范圍在0～10m內(nèi),因此,可認(rèn)為內(nèi)浮筒內(nèi)部添加TMD的工況中,TMD位置位于內(nèi)浮筒上部頂端時(shí)縱搖抑制效果最佳,此時(shí)平臺(tái)縱搖較小21.36%,塔頂前后位移減小14.53%。

3.2 平臺(tái)TMD質(zhì)量

傳統(tǒng)建筑結(jié)構(gòu)中TMD參數(shù)多基于Den Hartog原則[18]選取確定,TMD質(zhì)量占主體結(jié)構(gòu)質(zhì)量的比重一般為0.25%～2%。目前,對(duì)于海上浮式風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)TMD控制參數(shù)尚未形成原則規(guī)范。本文借鑒傳統(tǒng)高聳建筑的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn),同時(shí)考慮在海上浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)添加TMD的特點(diǎn):由于在平臺(tái)安裝TMD受限于空間和行程,TMD質(zhì)量比不宜設(shè)置過大,否則其重力將影響風(fēng)機(jī)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的固有頻率,且TMD運(yùn)動(dòng)偏轉(zhuǎn)將會(huì)導(dǎo)致風(fēng)機(jī)附加重力矩的產(chǎn)生,進(jìn)一步增加控制難度。因此,基于前文TMD最優(yōu)位置,選取TMD質(zhì)量比分別為0.2%、 0.4%、 0.6%、 0.8%、 1%、 1.5%、 2%、 2.5%、 3%的工況進(jìn)行模擬,TMD阻尼比固定為10%。基于這9個(gè)工況,采用有理數(shù)逼近的方法,擬合出平臺(tái)縱搖抑制率隨TMD質(zhì)量比變化曲線,如圖5所示。

圖5 縱搖抑制率隨TMD質(zhì)量比變化曲線Fig.5 Variation curve of pitch suppression rate with TMD mass ratio

對(duì)于平臺(tái)縱搖,擬合函數(shù)如下:

(10)

式中,ηp為平臺(tái)縱搖標(biāo)準(zhǔn)差抑制率,μ為質(zhì)量比。根據(jù)擬合曲線,對(duì)于平臺(tái)縱搖,TMD質(zhì)量比μ為12.8%時(shí),曲線增幅開始小于線性增長(zhǎng)幅度。鑒于配置TMD的經(jīng)濟(jì)可行性需要考慮其質(zhì)量成本和安裝空間成本,本文TMD的質(zhì)量比被控制在0.5%～3%內(nèi)。在這個(gè)范圍內(nèi),隨著TMD質(zhì)量比增加,平臺(tái)縱搖抑制率不斷增加,且增速越來越快。因此,選取質(zhì)量比為3%的TMD既能滿足振動(dòng)控制的目標(biāo),也具有經(jīng)濟(jì)可行性。

3.3 平臺(tái)TMD阻尼

基于前文TMD最優(yōu)位置和最優(yōu)質(zhì)量比,在阻尼比5%～50%范圍內(nèi)選取10個(gè)TMD工況研究對(duì)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的控制效果,阻尼比分別設(shè)置為5%、 6%、 7%、 8%、 9%、 10%、 20%、 30%、 40%、 50%。模擬此十個(gè)工況后同樣得到每個(gè)工況下平臺(tái)縱搖的標(biāo)準(zhǔn)差抑制率。前文模擬中隨著TMD質(zhì)量比的增加,平臺(tái)運(yùn)動(dòng)控制效果越來越好。此處十個(gè)工況下隨著TMD阻尼比的增加,平臺(tái)縱搖抑制率隨阻尼比變大呈現(xiàn)先增后減的變化趨勢(shì)。如圖6所示,根據(jù)這10個(gè)工況,用有理數(shù)逼近方法擬合出平臺(tái)縱搖運(yùn)動(dòng)抑制率隨TMD阻尼比變化曲線。

圖6 縱搖抑制率隨TMD阻尼比變化曲線Fig.6 Variation curve of pitch suppression rate with TMD damping ratio

平臺(tái)縱搖抑制率隨TMD阻尼比變化的擬合函數(shù)如下:

(11)

式中,ηp為平臺(tái)縱搖標(biāo)準(zhǔn)差抑制率,c為阻尼比。不同于前文中縱搖抑制率隨TMD質(zhì)量比變化曲線,隨著TMD阻尼比增大,平臺(tái)縱搖呈現(xiàn)先增后減的變化趨勢(shì);在TMD阻尼比為3.9%時(shí),曲線增速開始小于線性增速;在TMD阻尼比為5.8%時(shí),曲線縱坐標(biāo)平臺(tái)縱搖標(biāo)準(zhǔn)差抑制率達(dá)到最大值22.98%。由此可以得出,TMD阻尼比取為6%時(shí),對(duì)平臺(tái)縱搖的抑制率效果幾乎最佳。此時(shí),塔頂前后位移同樣有很好的控制效果,穩(wěn)定性提高了15.56%。

4 最優(yōu)TMD減振效果分析

上文基于俯仰運(yùn)動(dòng)抑制效果得到該新型Barge風(fēng)機(jī)平臺(tái)添加TMD的最優(yōu)參數(shù),為研究該TMD對(duì)風(fēng)機(jī)整體結(jié)構(gòu)的控制效果,以塔頂位移、塔基彎矩和平臺(tái)運(yùn)動(dòng)為評(píng)價(jià)指標(biāo),選取2500～2800s時(shí)間區(qū)間,對(duì)比平臺(tái)添加該TMD前后風(fēng)機(jī)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的變化。

4.1 塔頂位移

圖7所示為新型Barge浮式風(fēng)機(jī)在平臺(tái)添加TMD前后塔頂位移響應(yīng)的時(shí)程曲線。由圖可知,TMD控制前后風(fēng)機(jī)塔頂前后位移分別為-0.89～0.92m和-0.71～0.7m,風(fēng)機(jī)塔頂左右位移分別為-0.04～0.05m和-0.02～0.02m;計(jì)算得知控制前后塔頂前后位移標(biāo)準(zhǔn)差分別為0.38m和0.32m,塔頂左右位移標(biāo)準(zhǔn)差分別為0.01m和0.005m。平臺(tái)添加TMD后,塔頂前后位移標(biāo)準(zhǔn)差減小15.56%,塔頂左右位移標(biāo)準(zhǔn)差減小44.93%。可見對(duì)于塔頂位移,平臺(tái)TMD有很好的抑制率。

(a) 塔頂前后位移

(b) 塔頂左右位移圖7 塔頂位移時(shí)程曲線Fig.7 Time-history curve of tower top displacement

4.2 平臺(tái)運(yùn)動(dòng)

圖8所示為風(fēng)機(jī)平臺(tái)縱搖、橫搖運(yùn)動(dòng)的時(shí)歷曲線和功率譜。對(duì)于縱搖運(yùn)動(dòng),風(fēng)機(jī)在平臺(tái)添加TMD前后響應(yīng)幅度分別為-4.19°～4.44°和-3.05°～2.67°,標(biāo)準(zhǔn)差分別為1.95°和1.5°,減小幅度為22.97%;對(duì)于縱搖功率譜,在低頻0.1Hz附近無控制功率譜峰值為0.66°2·s,TMD控制后功率譜峰值為0.47°2·s;在高頻區(qū)域,TMD控制后的功率譜值顯著小于無控制,但高頻峰值均小于低頻峰值。對(duì)于橫搖運(yùn)動(dòng),風(fēng)機(jī)平臺(tái)添加TMD前后響應(yīng)幅度分別為-0.26°～0.25°和-0.07°～0.08°,標(biāo)準(zhǔn)差分別為0.05°和0.02°,抑制率達(dá)到62.79%;對(duì)于橫搖功率譜,在低頻0.1Hz附近,TMD控制前后功率譜峰值分別為0.02°2·s和0.002°2·s,其減小程度大于高頻區(qū)域。在高頻0.5Hz附近,控制前后橫搖功率譜峰值從7.6×10-5°2·s減小至3.8×10-5°2·s。在其他頻率上TMD控制下的橫搖譜值和無控制時(shí)相近或更大。

(a) 平臺(tái)縱搖時(shí)歷曲線

(b) 平臺(tái)橫搖時(shí)歷曲線

(c) 平臺(tái)縱搖功率譜

(d) 平臺(tái)橫搖功率譜圖8 平臺(tái)縱搖、橫搖響應(yīng)時(shí)歷曲線和功率譜Fig.8 Platform pitch and roll response time history curves and power spectrum

4.3 塔基彎矩

圖9所示為風(fēng)機(jī)塔基彎矩的時(shí)程曲線。平臺(tái)TMD控制后風(fēng)機(jī)塔基彎矩均有減小。對(duì)于塔基前后彎矩,TMD控制前后范圍分別在-169.78～176.82kN·m和-138.23～136.21kN·m,標(biāo)準(zhǔn)差分別為72.3kN·m和61.0kN·m,減小幅度達(dá)到15.62%;對(duì)于塔基左右彎矩,TMD控制前后范圍在-11.5～10.4kN·m和-5.3～4.5kN·m,標(biāo)準(zhǔn)差2.10kN·m和1.26kN·m,抑制效果達(dá)到39.8%。

(a) 塔基前后彎矩

(b) 塔基左右彎矩圖9 塔基彎矩時(shí)程曲線Fig.9 Bending moment time history curve of the tower base

5 結(jié) 論

本文基于ITI Barge浮式風(fēng)機(jī)提出新型Barge浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)設(shè)計(jì)概念,以該新型Barge浮式風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象,通過在平臺(tái)內(nèi)配置不同位置、質(zhì)量、阻尼比的TMD,比較TMD對(duì)該風(fēng)機(jī)縱搖運(yùn)動(dòng)的控制效果并選取最優(yōu)TMD參數(shù)。在此基礎(chǔ)上,研究風(fēng)浪載荷作用下該新型Barge風(fēng)機(jī)平臺(tái)添加TMD控制前后的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)變化。得出結(jié)論如下:

(1) TMD在平臺(tái)內(nèi)位置越高,浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)縱搖響應(yīng)越小,TMD位于距風(fēng)機(jī)平臺(tái)底部10m時(shí),縱搖運(yùn)動(dòng)減小21.36%。

(2) 浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)縱搖響應(yīng)同樣隨平臺(tái)TMD質(zhì)量比變大而變小。在質(zhì)量比不超過3%的范圍內(nèi),質(zhì)量比為3%的TMD對(duì)平臺(tái)縱搖的控制效果最明顯;風(fēng)機(jī)平臺(tái)縱搖抑制率隨平臺(tái)TMD阻尼比呈非線性變化規(guī)律,TMD阻尼比為5.8%時(shí),平臺(tái)縱搖減小幅度最大,抑制率接近23%。

(3) 對(duì)于新型Barge式浮式風(fēng)機(jī),在平臺(tái)內(nèi)浮筒頂部配置質(zhì)量比為3%、阻尼比為6%的TMD后,風(fēng)機(jī)塔頂前后和左右位移分別減小15.56%、 44.93%,大大減小機(jī)艙運(yùn)動(dòng)幅度;平臺(tái)縱搖和橫搖響應(yīng)抑制率達(dá)到22.97%、 62.79%,平臺(tái)縱搖和橫搖自由度的穩(wěn)定性顯著提升;風(fēng)機(jī)塔基前后和左右彎矩穩(wěn)定性分別提高15.62%、 39.8%,塔架和平臺(tái)連接處受力顯著減小。

綜合上述結(jié)論,針對(duì)Barge類浮式風(fēng)機(jī),為控制其在風(fēng)浪載荷作用下的運(yùn)動(dòng),在平臺(tái)浮筒上部添加質(zhì)量比為3%、阻尼比為6%的TMD,可以達(dá)到較為理想的抑制效果,對(duì)于工程實(shí)踐中TMD的應(yīng)用具有指導(dǎo)意義。