CN115059731B
有效
应用于风机的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器及设计方法
技术领域
[0001]本发明主要涉及风电技术领域，具体涉及一种应用于风机的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器及设计方法。
背景技术
[0002]近年来，随着人们对能源需求的增大和环境保护的意识增强，风能开始受到广泛的应用。相比于陆上风机，海上风力发电机具有污染小、建设周期短、运营成本低等优点。
[0003]随着海上风机结构规模加大，其在结构安全性上的要求也变得更高。海上风机不仅要承受着脉动风作用的气动荷载，还要承受海浪、海流、海冰甚至地震等作用产生的荷载。由于海上的不利环境条件，海上风力发电机在运行期间可能产生较大的振动，风力涡轮机中的仪器往往对加速度很敏感，因此严重的振动极有可能导致设备失灵、破坏；此外，长时间承受较大的振动可能会导致疲劳破坏。因此，对海上风机结构的振动控制研究有着重要意义。
[0004]依靠提升风机本身的强度和刚度来抵抗外部荷载则会大大提高风电机组的投入成本。对于振动控制，主要有三种基本的控制策略：被动式、半主动式和主动式。其中由于被动式形式简单，且不需要能量输入，因而受到广泛应用。但是传统的被动式阻尼器有诸多弊端，以质量调谐阻尼器(Tuned Mass Damper,TMD)为例，其一，传统TMD振子位移较大，但机舱空间有限；其二，在频率失谐情况下，TMD的阻尼效应大大减弱，甚至失去控制能力，鲁棒性较差。
发明内容
[0005]本发明要解决的技术问题就在于：针对现有技术存在的技术问题，本发明提供一种减振(震)性能好的、鲁棒性好的应用于风机的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器及设计方法。
[0006]为解决上述技术问题，本发明提出的技术方案为：
[0007]一种应用于风机的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器，包括弹簧、质量块和粘滞阻尼器，所述弹簧的顶端紧固于海上风机上，所述弹簧的底端连接质量块，所述粘滞阻尼器安装于所述质量块的下方，所述质量块的两侧均安装有限位器，所述限位器与所述质量块接触的一侧设置有粘弹性层。
[0008]优选地，所述限位器为限位板。
[0009]优选地，所述粘弹性层为VHB胶或者HEDR橡胶。
[0010]本发明还公开了一种如上所述的应用于风机的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器的设计方法，包括步骤：
[0011]1)建立单桩式海上风机塔架和单桩整体简化模型，并进行分析和处理，得到归一化的一阶振型多项式表达式；
[0012]2)基于欧拉-拉格朗日方程，建立单桩式海上风机和弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器的整体动力学模型；
[0013]3)基于谱表达的方法生成平稳随机脉动风场和不规则浪场；
[0014]4)在平稳随机脉动风场和不规则浪场的联合作用下，以风机稳态时程响应的标准差为目标，对弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器进行参数优化，得到弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器的最优频率比和最优阻尼比；
[0015]5)对于给定的碰撞刚度和恢复系数，调节碰撞参数来改善控制效果；对不同碰撞间隔下的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器进行鲁棒性分析，分析其在频率失谐时的控制效果，并得到弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器应用于海上风机时的参数。
[0016]优选地，步骤2)的具体过程为：
[0017]所述欧拉-拉格朗日方程为：
[0018]
[0019]其中T为动能，V表示势能，q表示风机和阻尼器的自由度，
表示各自由度的速度；
[0020]推导得出整体动力学模型方程为：
[0021]
[0022]其中M，C，K分别表示质量、刚度、阻尼矩阵，Qwind、Qwave分别为系统所受到的风荷载和浪荷载,F是由阻尼器产生的力。
[0023]优选地，在步骤3)中，平稳随机脉动风场采用IEC Kaimal谱模型，并应用叶素-动量理论生成风荷载，其自相关功率谱函数写为：
[0024]
[0025]其中，f表示以Hz为单位的频率，σu为标准差，其表达式可写为σu＝TI·U0，TI为湍流强度，U0为平均风速，Lu为积分尺度参数，其中Lu＝8.10Δu，Δu为湍流尺度参数。
[0026]优选地，在步骤3)中，不规则波浪场采用Jonswap谱，并基于小振幅波理论和莫里森方程计算波浪力，其谱模型函数表达为：
[0027]
[0028]其中，Hs和Tp分别表示卓越浪高和谱峰周期，fp＝1/Tp为波峰频率，当f≤fp时，σ＝0.07，当f＞fp时，σ＝0.09；γ表示峰形系数。
[0029]优选地，在步骤5)中，碰撞参数包括碰撞间隔和频率比。
[0030]优选地，所述频率比≤0.9，碰撞间隔≤0.1m。
[0031]优选地，在步骤5)之后，还包括步骤6)，在停机工况下，引入地震荷载，根据步骤5)得到的参数，选取多种工况与传统阻尼器TMD进行对比，验证阻尼器及参数设置的合理性。
[0032]与现有技术相比，本发明的优点在于：
[0033]本发明的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器相较于传统被动阻尼器，具有振子位移小，减振耗能机制多，鲁棒性优等特点；本发明的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器具有碰撞和弹簧摆两个非线性机制，并安装有粘滞阻尼器元件，大大增强了其减振(震)耗能能力，其鲁棒性也优于常规质量调谐阻尼器，在低频区，当频率失调很大时，也有较好的减振(震)性能，使得海上风机在风、浪、地震作用下也有良好的减振(震)效果。
附图说明
[0034]图1为本发明中的受控的海上风机结构模型示意图。
[0035]图2为本发明的SPPTMD结构示意图。
[0036]图3为本发明中SPPTMD参数优化图。
[0037]图4为本发明中SPPTMD与TMD鲁棒性分析对比图。
[0038]图5为本发明中停机工况对比验证图。
[0039]图6为本发明的方法在实施例中的流程图。
[0040]图例说明：1、弹簧；2、质量块；3、粘滞阻尼器；4、限位器；5、粘弹性层；6、连接块。
具体实施方式
[0041]以下结合说明书附图和具体实施例对本发明作进一步描述。
[0042]如图1和2所示，本发明实施例的应用于海上风机的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器(Spring Pendulum Pounding Mass Tuned Mass Damper,SPPTMD)，包括弹簧1、质量块2和粘滞阻尼器3，弹簧1的顶端紧固于海上风机的连接块6上，弹簧1的底端连接质量块2，粘滞阻尼器3安装于质量块2的下方，质量块2的两侧均安装有限位器4，限位器4与质量块2接触的一侧设置有粘弹性层5。相较于传统被动阻尼器，弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器具有振子位移小，减振耗能机制多，鲁棒性优等特点；本发明的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器具有碰撞和弹簧摆两个非线性机制，并安装有粘滞阻尼器3元件，大大增强了其减振(震)耗能能力，其鲁棒性也优于常规质量调谐阻尼器，在低频区，当频率失调很大时，也有较好的减振(震)性能，使得海上风机在风、浪、地震作用下也有良好的减振(震)效果。由于海上风机平均风方向气动阻尼较大，响应可被较好地控制；而侧向气动阻尼较小，振动较大，因此只在风机的侧向设置阻尼器来控制海上风机侧向的振动。
[0043]在一具体实施例中，粘滞阻尼器3由连接体、端盖、阻尼介质、缸体和活塞等组成，其中连接体与质量块2铰接，当质量块2运动时，阻尼介质分子间、以及活塞与阻尼介质间产生摩擦，介质在通过活塞孔时产生巨大的阻尼，这些作用的产生的合力为阻尼力，可将振(震)动的动能转化为热量耗散掉。
[0044]在一具体实施例中，粘弹性材料为Very High Bond(VHB胶)或High EnergyDissipation Rubber(HEDR橡胶)等。
[0045]如图6所示，本发明实施例还公开了一种如上所述的应用于海上风机的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器的设计方法，具体包括步骤：
[0046]1)使用Abaqus软件建立NREL 5MW单桩式海上风机塔架和单桩整体简化模型，并进行线性摄动频率分析，取塔架和单桩整体的一阶模态，并导入Matlab进行处理，拟合为归一化的一阶振型多项式表达式；其中一阶振型可以理解为塔架和桩基础整体在第一模态的振动形状；
[0047]2)基于欧拉-拉格朗日方程，建立考虑土壤效应的NREL 5MW单桩式海上风机和弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器的整体动力学模型；
[0048]3)基于谱表达的方法，生成平稳随机脉动风场和不规则浪场。考虑平均风方向的气动阻尼，基于叶素-动量理论生成广义风荷载；基于小振幅波理论和莫里森方程生成广义浪荷载；
[0049]4)在风、浪荷载的联合作用下，以风机稳态时程响应的标准差为目标，对SPPTMD做参数优化，得到最优频率比和最优阻尼比；
[0050]5)对于给定的碰撞刚度和恢复系数(固定材料、形状)，需要调节碰撞间隔和频率来改善控制效果。对不同碰撞间隔下的SPPTMD和TMD做鲁棒性分析，分析其在频率失谐时的控制效果，并给出应用于海上风机的SPPTMD的设计建议；
[0051]6)在停机工况下，引入地震荷载，根据上述参数设置建议，选取多种工况与传统阻尼器TMD进行对比，验证阻尼器及参数设置的合理性。
[0052]在一具体实施例中，步骤1)中，在Abaqus软件中采用梁单元建立塔架与单桩整体模型，塔顶固定集中质量，包含叶片、轮毂、机舱。使用Abaqus软件中的线性摄动频率分析，取结构的一阶振动模态，导出位移。用Matlab读取位移，并将坐标原点变换为海平面与结构交点，采用多项式拟合的方法，并进行归一化，用1～6阶多项式拟合出结构一阶振动模态的归一化振型。
[0053]在一具体实施例中，步骤2)的具体过程为：
[0054]受控海上风机的欧拉-拉格朗日方程为：
[0055]
[0056]其中T为系统的动能，V表示系统的势能，q表示风机和阻尼器的自由度的位移，
表示各自由度的速度；
[0057]推导得出系统动力学方程：
[0058]
[0059]M，C，K分别表示系统的质量、刚度、阻尼矩阵，Qwind、Qwave分别为系统所受到的风荷载和浪荷载,F是由阻尼器产生的力。
[0060]在一具体实施例中，在步骤3)中，平稳随机脉动风场采用IEC Kaimal谱模型，并应用叶素-动量理论生成风荷载，其自相关功率谱函数为：
[0061]
[0062]其中，f表示以Hz为单位的频率，σu为标准差，其表达式可写为σu＝TI·U0，TI为湍流强度，U0为平均风速，Lu为积分尺度参数，通常写为Lu＝8.10Δu，Δu为湍流尺度参数，取为Δu＝0.7·min(60m,Hhub)。
[0063]在一具体实施例中，在步骤3)中，不规则波浪场采用Jonswap谱，并基于小振幅波理论和莫里森方程计算波浪力，其谱模型函数表达为：
[0064]
[0065]其中，Hs和Tp分别表示卓越浪高和谱峰周期，fp＝1/Tp为波峰频率，当f≤fp时，σ＝0.07，当f＞fp时，σ＝0.09；γ表示峰形系数，可由下式得出：
[0066]
[0067]在一具体实施例中，在步骤4)-6)中，图3和图4即为实际参数下的实例，此处设置碰撞刚度为1e4 N/m1.5,恢复系数为0.5。
[0068]阻尼器参数共有五个，分别是：碰撞刚度、恢复系数、碰撞间隔、频率比、阻尼比。其中分析时假定材料和形状已知，即碰撞刚度和恢复系数已知；最优阻尼比由分析可知，基本固定于0.09附近，因此取0.09。
[0069]因此参数设置即为频率比和间隔的设置。频率比又与弹簧摆长度有关，所以设置的参数具体为弹簧摆初始长度l0和碰撞间隔gp。
[0070]参数选择(对于频率比和碰撞间隔)：根据图4，给出使其控制效果优于传统TMD的参数设置意见：频率比≤0.9，碰撞间隔≤0.1m。引入地震荷载做停机工况的验证，如图5所示，证明了统计工况下的SPPTMD在上述参数区间内可优于TMD。
[0071]在一具体实施例中，在步骤5)中的参数设置方式，考虑了弹簧摆本身的内共振效应，在每次参数调节时都使SPPTMD保持内共振的性能。
[0072]在一具体实施例中，对步骤6)进行举例来说明：
[0073]Case 1到Case 4表示引入地震荷载的停机工况时，按照建议设置不同的阻尼器参数组合，并与常规TMD进行对比。
[0074]取平均风速12m/s，湍流度10％，卓越浪高3m，谱峰周期10s，地震波采用ElCentrol地震波。
[0075]给定粘弹性层5特性：碰撞刚度为1e4 N/m1.5,恢复系数为0.5。根据参数优化给出的结果，粘滞阻尼器3的最优阻尼比为0.09，
[0076]Case 1：频率比0.7，碰撞间隔0.10m，如图5中(a)所示；
[0077]Case 2：频率比0.7，碰撞间隔0.05m，如图5中(b)所示；
[0078]Case 3：频率比0.6，碰撞间隔0.05m，如图5中(c)所示；
[0079]Case 4：频率比0.5，碰撞间隔0m，如图5中(d)所示。
[0080]上述参数建议是在风浪作用下的正常工况下的，此处的验证是在地震下的停机工况的。此处验证了该阻尼器在上述参数设置建议下仍可优于TMD。
[0081]在一具体实施例中，本发明通过Matlab进行参数寻优与参数分析过程：首先，为确定阻尼器的最优频率比和最优阻尼比，假定碰撞刚度和恢复系数固定，设置不同碰撞间隔，得到其在不同碰撞间隔时的最优频率比和最优阻尼比。其中频率比为摆向振动频率与结构固有频率的比值，由于摆向频率只与重力加速度和弹簧1挂重物的初始长度有关，因此通过调整弹簧1的初始长度l0来调节阻尼器的频率比；在步骤5)中，假定碰撞刚度和恢复系数固定，分析阻尼器在不同频率比下的减振效果。最后在停机工况下引入地震荷载，与TMD的减振效果进行对比，分析得到此参数配置的SPPTMD的减振效果显著优于TMD。
[0082]具体地，目前传统阻尼器往往存在振子位移过大、鲁棒性较差的问题。当阻尼器的频率失谐时，其效果会显著降低，甚至失去控制效果。而碰撞机制可增强阻尼器的鲁棒性，本发明引入的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器包含了碰撞和弹簧摆两种非线性机制，以及粘滞阻尼器3元件，其主要吸能减振机制有如下几个方面：
[0083](1)粘滞阻尼器3：其中粘滞阻尼器3与质量块2(也称振子)相连接，从而增大消耗能量的能力，增强减振效果；当风机受到外界荷载激励时，机舱发生运动，带动质量块2运动，使得阻尼介质分子间、活塞与阻尼介质间产生摩擦，介质在通过活塞孔时产生巨大的阻尼，这些作用的产生的合力为阻尼力，可将振(震)动的动能转化为热量耗散掉；
[0084](2)碰撞：在阻尼器的边界安装限位器4，内衬设有粘弹性层5。当振子碰撞与限位器4发生碰撞时，粘弹性层5的相对位移可吸收振子的动能。对于碰撞机制，可由Hertz接触模型来描述，碰撞力可写为：
[0085]
[0086]其中β为碰撞刚度，主要与碰撞体(振子与碰撞边界)的材料和几何有关；c为碰撞阻尼，可以表示为：
[0087]
[0088]其中m1和m2为碰撞体的质量，ξ为碰撞阻尼比，定义为：
[0089]
[0090]
为碰撞材料(粘弹性层5)的恢复系数，可通过在粘弹性层5表面以上释放小球，并测量其初始高度h0与弹跳高度h1来确定。
[0091](3)内共振效应：弹簧摆(弹簧1和振子)的振动模态可分为径向振动和摆向振动两种，频率分别表示为：
和
其中ks表示弹簧1的劲度系数，mp表示弹簧摆悬挂质量，l0表示弹簧悬挂重物时的静止长度。当径向振动的频率与摆向振动的频率的比值接近2时，两种模态将会发生强烈耦合，一种模态的振动会成为激发另一种振动模态的驱动力，能量可以从摆动振动模态传递到径向振动模态上，从而产生减振效果。从能量角度来说，该阻尼器通过吸收机舱的动能来减振(震)，当发生内共振时，阻尼器摆向振动模态吸收的动能可以传递到径向振动模态，从而增强了吸振能力。
[0092](4)弹簧摆的恢复力(弹簧1对质量块2的力)对于系统来说相当于增加了正刚度，也可产生减振效果。当振子位移较小，不发生碰撞时，主要依靠粘滞阻尼器3消耗能量；当振子位移较大，其与粘弹性层5发生接触碰撞，主要由粘滞阻尼器3和粘弹性层5共同消耗能量。
[0093]以上仅是本发明的优选实施方式，本发明的保护范围并不仅局限于上述实施例，凡属于本发明思路下的技术方案均属于本发明的保护范围。应当指出，对于本技术领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明原理前提下的若干改进和润饰，应视为本发明的保护范围。
[0019]其中T为动能，V表示势能，q表示风机和阻尼器的自由度，表示各自由度的速度；
[0020]推导得出整体动力学模型方程为：
[0021]
[0022]其中M，C，K分别表示质量、刚度、阻尼矩阵，Qwind、Qwave分别为系统所受到的风荷载和浪荷载,F是由阻尼器产生的力。
[0023]优选地，在步骤3)中，平稳随机脉动风场采用IEC Kaimal谱模型，并应用叶素-动量理论生成风荷载，其自相关功率谱函数写为：
[0024]
[0025]其中，f表示以Hz为单位的频率，σu为标准差，其表达式可写为σu＝TI·U0，TI为湍流强度，U0为平均风速，Lu为积分尺度参数，其中Lu＝8.10Δu，Δu为湍流尺度参数。
[0026]优选地，在步骤3)中，不规则波浪场采用Jonswap谱，并基于小振幅波理论和莫里森方程计算波浪力，其谱模型函数表达为：
[0027]
[0028]其中，Hs和Tp分别表示卓越浪高和谱峰周期，fp＝1/Tp为波峰频率，当f≤fp时，σ＝0.07，当f＞fp时，σ＝0.09；γ表示峰形系数。
[0029]优选地，在步骤5)中，碰撞参数包括碰撞间隔和频率比。
[0030]优选地，所述频率比≤0.9，碰撞间隔≤0.1m。
[0031]优选地，在步骤5)之后，还包括步骤6)，在停机工况下，引入地震荷载，根据步骤5)得到的参数，选取多种工况与传统阻尼器TMD进行对比，验证阻尼器及参数设置的合理性。
[0032]与现有技术相比，本发明的优点在于：
[0033]本发明的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器相较于传统被动阻尼器，具有振子位移小，减振耗能机制多，鲁棒性优等特点；本发明的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器具有碰撞和弹簧摆两个非线性机制，并安装有粘滞阻尼器元件，大大增强了其减振(震)耗能能力，其鲁棒性也优于常规质量调谐阻尼器，在低频区，当频率失调很大时，也有较好的减振(震)性能，使得海上风机在风、浪、地震作用下也有良好的减振(震)效果。
附图说明
[0034]图1为本发明中的受控的海上风机结构模型示意图。
[0035]图2为本发明的SPPTMD结构示意图。
[0036]图3为本发明中SPPTMD参数优化图。
[0037]图4为本发明中SPPTMD与TMD鲁棒性分析对比图。
[0038]图5为本发明中停机工况对比验证图。
[0039]图6为本发明的方法在实施例中的流程图。
[0040]图例说明：1、弹簧；2、质量块；3、粘滞阻尼器；4、限位器；5、粘弹性层；6、连接块。
具体实施方式
[0041]以下结合说明书附图和具体实施例对本发明作进一步描述。
[0042]如图1和2所示，本发明实施例的应用于海上风机的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器(Spring Pendulum Pounding Mass Tuned Mass Damper,SPPTMD)，包括弹簧1、质量块2和粘滞阻尼器3，弹簧1的顶端紧固于海上风机的连接块6上，弹簧1的底端连接质量块2，粘滞阻尼器3安装于质量块2的下方，质量块2的两侧均安装有限位器4，限位器4与质量块2接触的一侧设置有粘弹性层5。相较于传统被动阻尼器，弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器具有振子位移小，减振耗能机制多，鲁棒性优等特点；本发明的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器具有碰撞和弹簧摆两个非线性机制，并安装有粘滞阻尼器3元件，大大增强了其减振(震)耗能能力，其鲁棒性也优于常规质量调谐阻尼器，在低频区，当频率失调很大时，也有较好的减振(震)性能，使得海上风机在风、浪、地震作用下也有良好的减振(震)效果。由于海上风机平均风方向气动阻尼较大，响应可被较好地控制；而侧向气动阻尼较小，振动较大，因此只在风机的侧向设置阻尼器来控制海上风机侧向的振动。
[0043]在一具体实施例中，粘滞阻尼器3由连接体、端盖、阻尼介质、缸体和活塞等组成，其中连接体与质量块2铰接，当质量块2运动时，阻尼介质分子间、以及活塞与阻尼介质间产生摩擦，介质在通过活塞孔时产生巨大的阻尼，这些作用的产生的合力为阻尼力，可将振(震)动的动能转化为热量耗散掉。
[0044]在一具体实施例中，粘弹性材料为Very High Bond(VHB胶)或High EnergyDissipation Rubber(HEDR橡胶)等。
[0045]如图6所示，本发明实施例还公开了一种如上所述的应用于海上风机的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器的设计方法，具体包括步骤：
[0046]1)使用Abaqus软件建立NREL 5MW单桩式海上风机塔架和单桩整体简化模型，并进行线性摄动频率分析，取塔架和单桩整体的一阶模态，并导入Matlab进行处理，拟合为归一化的一阶振型多项式表达式；其中一阶振型可以理解为塔架和桩基础整体在第一模态的振动形状；
[0047]2)基于欧拉-拉格朗日方程，建立考虑土壤效应的NREL 5MW单桩式海上风机和弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器的整体动力学模型；
[0048]3)基于谱表达的方法，生成平稳随机脉动风场和不规则浪场。考虑平均风方向的气动阻尼，基于叶素-动量理论生成广义风荷载；基于小振幅波理论和莫里森方程生成广义浪荷载；
[0049]4)在风、浪荷载的联合作用下，以风机稳态时程响应的标准差为目标，对SPPTMD做参数优化，得到最优频率比和最优阻尼比；
[0050]5)对于给定的碰撞刚度和恢复系数(固定材料、形状)，需要调节碰撞间隔和频率来改善控制效果。对不同碰撞间隔下的SPPTMD和TMD做鲁棒性分析，分析其在频率失谐时的控制效果，并给出应用于海上风机的SPPTMD的设计建议；
[0051]6)在停机工况下，引入地震荷载，根据上述参数设置建议，选取多种工况与传统阻尼器TMD进行对比，验证阻尼器及参数设置的合理性。
[0052]在一具体实施例中，步骤1)中，在Abaqus软件中采用梁单元建立塔架与单桩整体模型，塔顶固定集中质量，包含叶片、轮毂、机舱。使用Abaqus软件中的线性摄动频率分析，取结构的一阶振动模态，导出位移。用Matlab读取位移，并将坐标原点变换为海平面与结构交点，采用多项式拟合的方法，并进行归一化，用1～6阶多项式拟合出结构一阶振动模态的归一化振型。
[0053]在一具体实施例中，步骤2)的具体过程为：
[0054]受控海上风机的欧拉-拉格朗日方程为：
[0055]
[0056]其中T为系统的动能，V表示系统的势能，q表示风机和阻尼器的自由度的位移，表示各自由度的速度；
[0057]推导得出系统动力学方程：
[0058]
[0059]M，C，K分别表示系统的质量、刚度、阻尼矩阵，Qwind、Qwave分别为系统所受到的风荷载和浪荷载,F是由阻尼器产生的力。
[0060]在一具体实施例中，在步骤3)中，平稳随机脉动风场采用IEC Kaimal谱模型，并应用叶素-动量理论生成风荷载，其自相关功率谱函数为：
[0061]
[0062]其中，f表示以Hz为单位的频率，σu为标准差，其表达式可写为σu＝TI·U0，TI为湍流强度，U0为平均风速，Lu为积分尺度参数，通常写为Lu＝8.10Δu，Δu为湍流尺度参数，取为Δu＝0.7·min(60m,Hhub)。
[0063]在一具体实施例中，在步骤3)中，不规则波浪场采用Jonswap谱，并基于小振幅波理论和莫里森方程计算波浪力，其谱模型函数表达为：
[0064]
[0065]其中，Hs和Tp分别表示卓越浪高和谱峰周期，fp＝1/Tp为波峰频率，当f≤fp时，σ＝0.07，当f＞fp时，σ＝0.09；γ表示峰形系数，可由下式得出：
[0066]
[0067]在一具体实施例中，在步骤4)-6)中，图3和图4即为实际参数下的实例，此处设置碰撞刚度为1e4 N/m1.5,恢复系数为0.5。
[0068]阻尼器参数共有五个，分别是：碰撞刚度、恢复系数、碰撞间隔、频率比、阻尼比。其中分析时假定材料和形状已知，即碰撞刚度和恢复系数已知；最优阻尼比由分析可知，基本固定于0.09附近，因此取0.09。
[0069]因此参数设置即为频率比和间隔的设置。频率比又与弹簧摆长度有关，所以设置的参数具体为弹簧摆初始长度l0和碰撞间隔gp。
[0070]参数选择(对于频率比和碰撞间隔)：根据图4，给出使其控制效果优于传统TMD的参数设置意见：频率比≤0.9，碰撞间隔≤0.1m。引入地震荷载做停机工况的验证，如图5所示，证明了统计工况下的SPPTMD在上述参数区间内可优于TMD。
[0071]在一具体实施例中，在步骤5)中的参数设置方式，考虑了弹簧摆本身的内共振效应，在每次参数调节时都使SPPTMD保持内共振的性能。
[0072]在一具体实施例中，对步骤6)进行举例来说明：
[0073]Case 1到Case 4表示引入地震荷载的停机工况时，按照建议设置不同的阻尼器参数组合，并与常规TMD进行对比。
[0074]取平均风速12m/s，湍流度10％，卓越浪高3m，谱峰周期10s，地震波采用ElCentrol地震波。
[0075]给定粘弹性层5特性：碰撞刚度为1e4 N/m1.5,恢复系数为0.5。根据参数优化给出的结果，粘滞阻尼器3的最优阻尼比为0.09，
[0076]Case 1：频率比0.7，碰撞间隔0.10m，如图5中(a)所示；
[0077]Case 2：频率比0.7，碰撞间隔0.05m，如图5中(b)所示；
[0078]Case 3：频率比0.6，碰撞间隔0.05m，如图5中(c)所示；
[0079]Case 4：频率比0.5，碰撞间隔0m，如图5中(d)所示。
[0080]上述参数建议是在风浪作用下的正常工况下的，此处的验证是在地震下的停机工况的。此处验证了该阻尼器在上述参数设置建议下仍可优于TMD。
[0081]在一具体实施例中，本发明通过Matlab进行参数寻优与参数分析过程：首先，为确定阻尼器的最优频率比和最优阻尼比，假定碰撞刚度和恢复系数固定，设置不同碰撞间隔，得到其在不同碰撞间隔时的最优频率比和最优阻尼比。其中频率比为摆向振动频率与结构固有频率的比值，由于摆向频率只与重力加速度和弹簧1挂重物的初始长度有关，因此通过调整弹簧1的初始长度l0来调节阻尼器的频率比；在步骤5)中，假定碰撞刚度和恢复系数固定，分析阻尼器在不同频率比下的减振效果。最后在停机工况下引入地震荷载，与TMD的减振效果进行对比，分析得到此参数配置的SPPTMD的减振效果显著优于TMD。
[0082]具体地，目前传统阻尼器往往存在振子位移过大、鲁棒性较差的问题。当阻尼器的频率失谐时，其效果会显著降低，甚至失去控制效果。而碰撞机制可增强阻尼器的鲁棒性，本发明引入的弹簧摆式碰撞调谐质量阻尼器包含了碰撞和弹簧摆两种非线性机制，以及粘滞阻尼器3元件，其主要吸能减振机制有如下几个方面：
[0083](1)粘滞阻尼器3：其中粘滞阻尼器3与质量块2(也称振子)相连接，从而增大消耗能量的能力，增强减振效果；当风机受到外界荷载激励时，机舱发生运动，带动质量块2运动，使得阻尼介质分子间、活塞与阻尼介质间产生摩擦，介质在通过活塞孔时产生巨大的阻尼，这些作用的产生的合力为阻尼力，可将振(震)动的动能转化为热量耗散掉；
[0084](2)碰撞：在阻尼器的边界安装限位器4，内衬设有粘弹性层5。当振子碰撞与限位器4发生碰撞时，粘弹性层5的相对位移可吸收振子的动能。对于碰撞机制，可由Hertz接触模型来描述，碰撞力可写为：
[0085]
[0086]其中β为碰撞刚度，主要与碰撞体(振子与碰撞边界)的材料和几何有关；c为碰撞阻尼，可以表示为：
[0087]
[0088]其中m1和m2为碰撞体的质量，ξ为碰撞阻尼比，定义为：
[0089]
[0090]为碰撞材料(粘弹性层5)的恢复系数，可通过在粘弹性层5表面以上释放小球，并测量其初始高度h0与弹跳高度h1来确定。
[0091](3)内共振效应：弹簧摆(弹簧1和振子)的振动模态可分为径向振动和摆向振动两种，频率分别表示为：和其中ks表示弹簧1的劲度系数，mp表示弹簧摆悬挂质量，l0表示弹簧悬挂重物时的静止长度。当径向振动的频率与摆向振动的频率的比值接近2时，两种模态将会发生强烈耦合，一种模态的振动会成为激发另一种振动模态的驱动力，能量可以从摆动振动模态传递到径向振动模态上，从而产生减振效果。从能量角度来说，该阻尼器通过吸收机舱的动能来减振(震)，当发生内共振时，阻尼器摆向振动模态吸收的动能可以传递到径向振动模态，从而增强了吸振能力。
[0092](4)弹簧摆的恢复力(弹簧1对质量块2的力)对于系统来说相当于增加了正刚度，也可产生减振效果。当振子位移较小，不发生碰撞时，主要依靠粘滞阻尼器3消耗能量；当振子位移较大，其与粘弹性层5发生接触碰撞，主要由粘滞阻尼器3和粘弹性层5共同消耗能量。
[0093]以上仅是本发明的优选实施方式，本发明的保护范围并不仅局限于上述实施例，凡属于本发明思路下的技术方案均属于本发明的保护范围。应当指出，对于本技术领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明原理前提下的若干改进和润饰，应视为本发明的保护范围。
