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第六章荷载.分析结果和讨论
我通过第二章中记录的模拟能力；第三章中描述的风力涡轮机、浮动式ITI能源驳船和参考站点的特性；以及第五章中说明的负载情况条件和过程，进行了极端(极限)载荷分析。我现在介绍这一分析的结果。由于结果的数量庞大，其中包括超过100 GB的数据，我无法将它们全部显示出来。相反，我将重点放在作为整个系统响应特征的结果上。
我的负载分析有利于发现陆地和海上系统配置的问题。我发现在空转的陆基风力涡轮机的塔架里有一种侧向不稳定性，当我们正在处理DLC 6.2a的载荷分析数据，在海上系统中发现了浮平台偏航运动的不稳定性，这种不稳定性表现在DLCS 2.1和7.1a的故障条件上。最终，我确定了浮式驳船系统在大的且陡峭的波浪中容易受到过度的平台俯仰运动的影响，特别是在诸如DLCS 1.6a、6.x和7.1a的1和50年事件中发生的极端海浪中。这些设计问题都导致了风力机的不合理载荷，而风力机在最终的极限荷载预测中起着主导作用。
为了深入了解陆上系统和浮动系统的动态行为，并使两个系统之间能够进行公平的比较，我将结果分成几组，并分别呈现给每个组。在6.1节中，我介绍了DLCS 1.1、1.3、1.4和1.5的陆地和海上的结果，这些结果考虑到风力涡轮机在各种外部风浪条件下的正常运行，不包括极端的1或50年事件。这些结果反映了系统不受上述设计问题影响的响应。然后，我介绍了(6.2节)其他负荷情况DLCS 1.6a、2.x、6.x和7.1a的研究结果，它们涉及风力涡轮机在发生故障时、空转时和/或被1年和50年风浪条件激发时的情况。我对后一组DLCS的介绍包括对随后出现的设计问题和可能的缓解措施的描述。
6.1正常运作
我处理了正常运行情况下的载荷分析结果，来描述陆基和海基系统的动态响应(第6.1.1节)；确定设计驱动条件并量化最终载荷(分别为6.1.2节和6.1.3节)；以及测量安装风力机对ITI能源驳船的影响(第6.1.4节)。第6.1.5节从这一分析中得出结论。
6.1.1动态响应特征图
6-1显示了DLC 1.1中每个模拟输出参数的最小值、平均值和最大值。对于5.2节中描述的负载，PSF没有对这些值进行缩放。陆基系统和海基系统的统计数据是并排提供的。浮动系统的计算结果进一步按每个海况下入射波的峰值谱周期进行分组。
所有参数的平均值(用中间点表示)在陆地和海洋之间都是非常相似的，除了平台俯仰的平均值，对于陆基风力涡轮机来说，这个平均值是零，因为它的塔是悬挑在其底部的地面上。平均值与图3-12所示的稳态响应也有很好的相关性.如图3-12所示，图6-1中转子速度的平均值与额定(11.4m/s)以下的平均轮毂高度风速线性增加，以保持恒定的叶尖速比和最佳风电转换效率。同样，发电机的平均功率和转子转矩也随着风速达到额定、立方和二次增大而急剧增加。超过额定，平均发电机功率保持不变，通过调节到一个固定的速度与主动叶片节距控制和发电机扭矩是与发电机的速度成反比。参考叶片(叶片1)平面外尖端挠度和根部弯矩的平均值在额定操作点时达到最大值，然后再下降。这种响应特性是在额定转子推力峰值(未显示在图6-1，但见图3-12)的结果。在平台俯仰、塔顶前后位移和塔基前后弯矩的平均值中，这个峰值也是可见的，尽管不太明显。
海陆之间的平均值相似，但图6-1显示，在基于海洋的结果中，最小值和最大值(分别由上下水平斜线表示)的偏移量要大得多。在陆地模拟中，最小值和最大值之间的最大距离发生在刚刚高于额定的发电机功率参数中。这是由于在湍流风中运行时，在区域2和区域3之间切换时，控制行为有很大的差异，接近最佳的风电转换效率。然而，在基于海洋的模拟中，所有参数的最小值和最大值的偏移量随着风速的增加而增加。更准确地说，它们随着浮动平台的俯仰运动而增加，随着风速的增加而增加。这是因为驳船有一种随表面波移动的自然趋势，而且重要波浪高度的期望值随风速而增加，如图3-15所示。驳船的俯仰引起发电机功率和转子转速的巨大变化，这可能导致能量捕获的损失和空气声发射的增加。驳船的俯仰也会造成较大的载荷漂移--塔基载荷比叶片和传动系统中的载荷更大--因为浮动系统就像倒立摆，最大的影响来自最靠近枢轴点的惯性负载。浮体系统的最小载荷和最大载荷的幅值最大，其海况来源于较大的显着波浪高度和10~15s的峰值谱周期，其中以10~15s的波浪周期范围尤为占优势，因为由此产生的波浪更有可能激发刚体-涡轮 驳船-螺距模式。该模式的固有频率约为0.0863赫兹，相当于约11.6秒的自然周期。因此，即使在平均轮毂高度为22m/s时，预期的显著波高低于24m/s时的负荷。浮动系统在22m/s时高于24m/s时，波动周期较大（但在临界波动周期范围之外）
在DLC 1.3中，陆地和海洋系统的响应都存在类似的统计趋势(未显示)。唯一的区别是，一些输出参数，特别是陆基风力涡轮机的输出参数，由于风流入中的湍流增加而产生的负荷漂移稍微大一些。6.1.2识别设计-驱动负载箱我识别了设计驱动负载条件，并通过检查极端事件表来量化最终负载。我们为陆基负荷生成了21个表，为海洋负载生成了32个表。每个表包含一组不同的类似输出参数，例如叶片、传动系、吊舱和塔中的内部载荷，以及浮式系统中的系泊线张力。陆基和海基分析中参考叶片(叶片1)根部矩的极端事件分别列于表6-1和表6-2。陆基和海基分析中塔基矩的极端事件分别列于表6-3和表6-4。我们为陆地和海洋荷载分析生成的所有极端事件表都载于附录F。
6.1.2极端事件表记录
*极限最小和最大载荷(块对角线上的阴影值)每个参数(在第一列中标识)
*触发极限负载的模拟输出文件的名称(第三列)
*到达极限负载的时间(最后一列).
*当极限负载发生时发生的其他参数的关联值达到(对角线以外的值)。
对于5.2节中描述的负载，所有负载数据都使用PSF进行加权。在实际的涡轮设计中，这些载荷数据将被输入有限元分析(FEA)程序，以确定各个涡轮部件(如叶片、轮毂、轴和塔)内的详细应力分布。然而，我没有执行这个额外的步骤，因为我的项目只是一个概念性和可行性研究。
在叶片-根弯矩表的参数名称中，“Mxc 1”、“Myc 1”和“Mzc 1”指叶片1坐标系中x-、y-和z-轴的内部矩，该坐标系固定在轮毂内，以避免随着叶片的俯仰控制运动而旋转。这个坐标系的x轴名义上是向下的，y轴位于旋转平面，z轴从轮毂指向叶片1的顶端。(参考文献[39]说明了这个坐标系和其他与分析载荷有关的问题。)各参数分别对应于叶片1根部的平面内弯矩、平面外弯矩和俯仰(扭转)弯矩。在塔基参数名称中，“MXT”、“MYT”和“Mzt”指的是塔基坐标系的x、y和z轴的内部矩。该坐标系的x轴名义上向下，y轴横向指向标称风向，z轴垂直从塔底指向偏航轴承。各参数分别对应于塔基的侧倾弯矩、俯仰弯矩和横摆弯矩。文件名列出了DLC、模拟编号、陆地或海基、风浪条件和随机种子标识符。
对于安装在陆地上的风力涡轮机，表6-1显示DLCS 1.3和1.4驱动叶片1的大部分极端根部力矩，表6-3显示DLC 1.3在塔底产生所有的极端力矩。相比之下，表6-2和表6-4显示DLC 1.1在触发安装在驳船上的风力涡轮机的极限载荷方面发挥了更大的作用。特别是，DLC 1.1中编号为164的海上模拟产生(1)叶片1根部的最小和最大平面外弯矩，(2)叶片1根部的最大俯仰力矩，(3)塔底内的最小和最大俯仰弯矩，(4)塔底最大偏航力矩--所有这些都在7-s的时间内(即从256到263 s)。
6.1.3设计-驱动负载事件
为了确定事件的确切顺序和导致每个输出参数的极端负载的动态响应背后的物理，我检查了由极端事件表确定的每个主要模拟的时间序列输出。
图6-2显示了DLC 1.1中编号为164的海上模拟的几个输出参数的时间历史的一部分。同时给出了与空气动力学无关的快速计算结果，同时给出了计算结果和ADAMS计算结果。如表6-2和表6-4所示，该模拟具有随机种子标识符01、平均中心高度风速为22米/秒的随机风和显著波高为4.7米、峰值谱周期为13.4秒的不规则波。
图6-2中先前未在本章中定义的参数名称如下：
·“WindVxi”代表的是名义上的风的瞬时下风分量。在无偏转轮毂位置的速度。
·“WaveElev”表示在原点相对于SWL的瞬时波高没有被移动的平台。
·“PtfmPitch”表示平台(驳船)的瞬时俯仰角。
·“GenPwr”代表发电机的瞬时电气输出。·“转速”表示转子(低速轴)的瞬时转速。
·“rottorq”表示低速轴的瞬时机械扭矩。
在图6-2中的前半部分时间历史中，浮动系统的响应是它在许多其他模拟中的响应的特征。事故的波浪使驳船来回颠簸。在支撑风力机中的后续运动使所有其他参数都表现出相同的振荡行为。此外，俯仰还会导致风力涡轮机小舱的大位移，从而导致转子的振荡流入。随着平台俯仰向下(正斜率)，转子的相对风速减小，导致所施加的气动力矩下降。控制系统响应驱动叶片俯仰角为零(未显示)。随着气动力力矩的降低，转子转速也随之降低，与发电机转矩存在不匹配关系。(逆风俯仰时，情况正好相反。)转子转速的变化比陆基风力发电机的变化要大得多。(图6-2所示的转子转矩等于根据dlsquo;Alembert原理[25]施加的气动力矩与转子惯性加减速之间的差异，这就是为什么响应的相位可能不遵循直觉。)
在图6-2中的时间历史的后半段，浮动系统的响应发生了很大的变化。如图所示，一系列大的入射波开始撞击驳船。这些波的高度约为7米，在驳船俯仰固有频率0.0863赫兹附近传播。与这些波浪同时存在的是在截止处(25米/秒)附近持续的中心高度风(25米/秒)，随后是阵风至30米/秒。这些风和波浪条件导致驳船过度俯仰运动，导致叶片和塔内负荷较大，转子转速和发电机输出功率大幅偏移，转子推力、塔顶位移和舱内加速度输出参数(未全部显示)的极值。事实上，这一系列事件为所有最相关的输出参数提供了四分之一的极值。图6-2中所示的载荷不是通过PSF进行缩放的，这就是为什么在快速时间历史中看到的叶片根、平面外和塔基俯仰弯矩的极值与前面显示的极端事件表中列出的值不完全匹配的原因。
图6-2中的FAST和ADAMS预测之间存在差异，主要是在触发最大负载的一系列事件之后。我认为，这些差异是由ADAMS模拟器的结构保真度提高造成的，其中包括叶片模型中的扭转和质量偏移，而这些偏差在FAST中没有得到考虑。这些差异的一个明显的结果是，ADAMS的叶片俯仰角小于FAST，因为在FAST中的控制系统必须补偿叶片扭转的不足。这一差异在我接下来介绍的仿真结果中是显而易见的。
通过检查表6-1和附录F中提出的其他极端事件表，我发现DLC 1.4在陆基和海基系统配置中驱动了极不平坦的叶片尖端挠度和几个叶片载荷。图6-3给出了这个设计驱动事件的基于海的模拟过程中的几个输出参数的时间历史的一部分。在此基础上，给出了与空气动力学无关的FAST计算结果，同时给出了与空港和水力同步运行的ADAMS和ADAMS的计算结果，而PSF不对负荷进行标度。
在本章前面或之前未定义的参数名称中
·“Blitch 1”代表叶片的瞬时俯仰角。
·“OoPDefl1”和“IPDef 1”表示瞬时平面外和平面内的尖端。叶片1相对于未偏转叶片节轴的挠度。
·“NcIMUTAX”表示惯性测量的瞬时加速度单元，位于主低速轴轴承的轴承座上，并与其中心线对齐.
·“PtfmYaw”表示平台(驳船)的瞬时偏航角。
这一特别的模拟编号为101，其随机种子标识符为04，ECD事件前稳定的轮毂高度风速为13.4m/s(比额定风速高2m/s)，不规则波的显著波高为2.7米，峰值谱周期为12.7秒。在ECD事件开始60秒之前，驳船以螺距振荡，同样是由于撞击面波。在图6-3中，通过对平面外叶片尖端挠度和根部弯矩、船舱前后加速度、转子转速和叶片俯仰角的振荡效应，可以看出这一点。叶片俯仰角的变化取决于控制系统对振荡转子速度的响应，而这又是相对于转子的振荡风量的结果。一个有趣的结果是，即使当枢纽高度风速高于额定和稳定，仍然有短期的低额定运行，其中电力损失。
EDC时事件从60秒开始，需要10秒才能达到风速增加15米/秒和风向同时发生54度变化的程度。当往下看时，风向向左移动。如图6-3所示，当控制系统试图进行补偿时，阵风引起的风速上升会导致转子速度的上升和叶片俯仰角的增加。但是风向的变化会产生一个巨大的小舱偏航误差，最终导致相对于转子的风速下降。这反过来又会导致转子转速和叶片俯仰角减小.最大平面外挠度(近14米！)发生在这一系列事件之后，当叶片水平指向风时，刚好在叶片俯仰角达到其0最小设定点之后。在这种情况下，发生这种情况是最严重的叶片偏转和载荷，因为叶片是平的风在这段时间。虽然在DLC 1.1中叶片1根部的极平面外弯矩较高，但DLC 1.4中的这一系列事件使叶片1的最大平面外弯矩达到50%的跨度(如图6-3所示，但包括在附录F.2中)。ECD事件也扰乱了驳船的偏航角度。活动结束后，驳船开始轻微地向风倾斜。在90年代的模拟中，仍然有一个50°的船舱偏航误差，但是系泊绳最终阻止了平台进一步偏航。
在我在DLC 1.4中进行的所有不同的轮毂高度风速模拟中，模拟的风速比额定风速高出2米/秒，导致了浮动涡轮中最大的平面外叶尖偏转。这种风速与最高的波浪高度有关，由此产生的驳船俯仰运动加剧了现有的问题。在安装在陆地上的风力涡轮机上，DLC 1.4模拟运行在额定风速下产生最大的平面外叶片尖端挠度和弯矩。
对于陆基风力涡轮机，DLC 1.3在驱动DLC 1.4未驱动的最相关输出参
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