并網(wǎng)前大型風(fēng)力機(jī)偏航狀態(tài)振動及其抑制

摘 要：并網(wǎng)前大型風(fēng)力機(jī)在不同風(fēng)向下產(chǎn)生大幅振動的現(xiàn)象較為普遍，該文探討該現(xiàn)象的機(jī)理及其抑振措施。以NREL 5 MW風(fēng)力機(jī)為研究對象，基于計(jì)算流體動力學(xué)（CFD）和多體動力學(xué)方法，建立偏航風(fēng)向下風(fēng)力機(jī)渦激振動的全耦合仿真模型，對其流場特性與結(jié)構(gòu)響應(yīng)特性進(jìn)行機(jī)理性分析。結(jié)果表明：在0°～90°的風(fēng)向范圍內(nèi)，葉片與塔筒的尾渦的相互干擾和合并現(xiàn)象顯著，導(dǎo)致葉片葉尖位移與葉根剪切力增大，且塔筒的阻力系數(shù)均值與孤立塔筒情況下存在較大差異。偏航風(fēng)向?yàn)?0°～50°時(shí)，風(fēng)力機(jī)的渦激振動尤為嚴(yán)重，極端風(fēng)況下塔頂位移在50°時(shí)出現(xiàn)最大值，約為0.97 m。通過安裝調(diào)諧質(zhì)量阻尼器（TMD）來抑制渦激振動，研究發(fā)現(xiàn)TMD大幅度降低了風(fēng)力機(jī)的特征頻率振動的功率譜密度，可使塔頂位移最大減少約30.8%。

關(guān)鍵詞：風(fēng)力機(jī)；塔筒；渦脫落；偏航；渦激振動；調(diào)諧質(zhì)量阻尼器

中圖分類號：TK83 " " " " " " " " " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

風(fēng)電領(lǐng)域風(fēng)力機(jī)的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性至關(guān)重要。在并網(wǎng)前，風(fēng)力機(jī)無法進(jìn)行偏航變槳等操作，在極端工況下缺乏有效的自保機(jī)制。這使得風(fēng)力機(jī)在并網(wǎng)前出現(xiàn)在不同偏航風(fēng)向下產(chǎn)生大幅振動的現(xiàn)象，增加其結(jié)構(gòu)的疲勞性損傷，危及風(fēng)力機(jī)的安全。在工程應(yīng)用中，為保證穩(wěn)定性，三葉片風(fēng)力機(jī)在安裝時(shí)通常采用“Y”形結(jié)構(gòu)布置，其中兩個(gè)葉片對稱位于機(jī)艙上方的兩側(cè)，另一片葉片則垂直于地面，并與塔架處于同一豎直平面（如圖1）。此時(shí)，塔筒與垂向葉片間的渦流交互作用，可誘導(dǎo)嚴(yán)重的非線性效應(yīng)，使風(fēng)力機(jī)的渦激振動問題變得更加錯綜復(fù)雜。此外，隨著風(fēng)力機(jī)大型化、遠(yuǎn)?；l(fā)展，葉片長度和弦長增加，更易受到海洋側(cè)向風(fēng)的影響，從而引發(fā)風(fēng)力機(jī)的側(cè)向振動、橫向振動等不穩(wěn)定運(yùn)動，極端情況下可能導(dǎo)致機(jī)組失衡、葉片斷裂、軸承磨損等安全問題。上述葉片與塔筒共同產(chǎn)生的渦激振動現(xiàn)象是風(fēng)力機(jī)大型化所遇到的新的振動現(xiàn)象；由于受到葉片影響，該現(xiàn)象與傳統(tǒng)單圓柱繞流渦激現(xiàn)象有所不同。因此，研究不同偏航風(fēng)況下的大型風(fēng)力機(jī)渦激振動特性與抑振措施對提高風(fēng)力機(jī)在并網(wǎng)前的安全性具有重要意義。

渦激振動對實(shí)際工程產(chǎn)生重要影響，諸多學(xué)者針對渦激振動的基礎(chǔ)進(jìn)行了大量研究。文獻(xiàn)［1］對高質(zhì)量比的剛性圓柱體進(jìn)行了風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)，首次發(fā)現(xiàn)柱體最大振幅的初始分支和下端分支，其實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)也為后期的進(jìn)一步研究提供了參考。Williamson團(tuán)隊(duì)［2-4］針對單圓柱渦激振動進(jìn)行了大量實(shí)驗(yàn)，研究了柱體振動振幅與質(zhì)量阻尼系數(shù)之間的關(guān)系，并定義了單圓柱尾流渦脫模式。對于全尺寸三維風(fēng)力機(jī)渦激振動的雙向流固耦合仿真研究，由于計(jì)算資源的巨大消耗，其在工程實(shí)踐中的應(yīng)用受到限制。因此，研究者常采用切片理論來簡化求解。Herfjord等［5］基于切片理論提出計(jì)算立管渦激振動的方法，各片條上結(jié)構(gòu)受到的流體力由CFD計(jì)算而得，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較驗(yàn)證了該方法準(zhǔn)確性。Belver等［6-7］使用切片原理將煙囪分為若干片條，采用CFD方法計(jì)算了煙囪在風(fēng)中產(chǎn)生的渦激振動。GH Bladed與OpenFAST等軟件將多體動力學(xué)與流場簡化理論相結(jié)合，為大型風(fēng)力機(jī)的結(jié)構(gòu)和性能評估提供了高效的動力學(xué)計(jì)算手段。楊陽等［8］基于AQWA和FAST，開發(fā)并驗(yàn)證了新的全耦合數(shù)值工具（F2A），用于浮式海上風(fēng)力機(jī)（floating offshore wind turbine， FOWT）的氣動液壓伺服彈性計(jì)算。文獻(xiàn)［9］基于OpenFAST開發(fā)了FounDyn模塊，考慮了基礎(chǔ)動態(tài)吸引力，通過接收SubDyn模塊的運(yùn)動并將力傳遞回SubDyn模塊，實(shí)現(xiàn)了對土壤-塔筒相互作用的精細(xì)模擬。風(fēng)力機(jī)的振動抑制方面，Rahman等［10］和左浩然等［11］綜述了風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)的被動、主動和半主動振動控制策略，詳細(xì)討論了它們在抑制風(fēng)力發(fā)電機(jī)組結(jié)構(gòu)部件不良振動方面的應(yīng)用。Roy等［12］對各種阻尼器在降低結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)方面的性能進(jìn)行了比較研究，發(fā)現(xiàn)摩擦阻尼器在降低塔筒風(fēng)致振動方面具有更高的效率和穩(wěn)定性。韓東東等［13-14］在半潛式船體之調(diào)諧質(zhì)量阻尼器（tuned mass damper， TMD）和調(diào)諧液體阻尼器（tuned liquid column damper， TLCD），利用OpenFAST建立了全耦合氣液伺服彈性模型，評估了兩種阻尼器對風(fēng)力機(jī)的振動抑制性能。丁勤衛(wèi)等［15］ 利用Fortran編程對葉素動量理論進(jìn)行AQWA的二次開發(fā)，基于輻射/繞射理論，分析了垂蕩板及其安裝位置對漂浮式風(fēng)力機(jī)Spar平臺動力響應(yīng)特性的影響。楊佳佳等［16］研究了不同工況下HMD（hybrid mass damper， HMD）主動控制系統(tǒng)對風(fēng)力機(jī)的減振效果，結(jié)果表明HMD能降低風(fēng)力機(jī)的平臺縱搖運(yùn)動和塔頂縱向撓度。李春等［17-19］的研究表明，在多種工況下，TMD能顯著抑制風(fēng)力機(jī)的風(fēng)激振動，并在一定程度上減緩塔頂在地震影響下的振幅。杜靜等［20］則證實(shí)，將TMD配置于塔頂機(jī)艙可進(jìn)一步優(yōu)化塔筒在風(fēng)振效應(yīng)下的位移峰值。

綜上，既往研究主要聚焦于單一的渦激振動機(jī)理或漂浮式風(fēng)力機(jī)運(yùn)行中的平臺動態(tài)響應(yīng)分析，卻較少涵蓋葉片影響和不同偏航角度下大型風(fēng)力機(jī)的渦激振動機(jī)理及其控制方法。鑒于此，有必要將經(jīng)典渦激振動問題與大型風(fēng)力機(jī)葉片影響研究相結(jié)合，以揭示并網(wǎng)前大型風(fēng)力機(jī)不同偏航角度下的渦激振動機(jī)理，提高風(fēng)力機(jī)的安全與可靠性。

為探究并網(wǎng)前風(fēng)力機(jī)不同偏航角度下的振動機(jī)理，選取0°，10°，20°，…，90°共10個(gè)偏航工況，分別從流場特征與結(jié)構(gòu)響應(yīng)特性兩方面，對NREL 5 MW風(fēng)力機(jī)的進(jìn)行仿真計(jì)算。利用CFD方法對不同角度典型高度風(fēng)力機(jī)流動特性進(jìn)行分析，通過多體動力學(xué)軟件OpenFAST進(jìn)行風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)的計(jì)算，并添加TMD抑振裝置，以期更全面剖析大型風(fēng)力機(jī)的渦激振動機(jī)理及其抑振措施，為風(fēng)力機(jī)的設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供數(shù)據(jù)參考。

1 計(jì)算方法

1.1 IDDES方法

IDDES（improved delayed detached eddy simulation）方法是RANS（Reynolds Navier-Stokes）方法和LES（large-eddy simulation）方法之間的混合RANS/LES方法，融合了DDES［21］與壁面模型大渦模擬（wall-modeled large eddy simulation， WMLES）方法。

IDDES方法的提出旨在解決對數(shù)層不匹配問題并降低計(jì)算量。在邊界層內(nèi)存在湍流脈動時(shí)，能實(shí)現(xiàn)WMLES方法的轉(zhuǎn)換。WMLES模型主要應(yīng)用于非穩(wěn)態(tài)及湍流流動場景，通過長度尺度實(shí)現(xiàn)RANS與LES的耦合，具有以下特點(diǎn)：

[lWMLES =fB1+felRANS+1-fBlLES] （1）

其中，混合函數(shù)[fB]在0～1的區(qū)間內(nèi)變化，使得模型能從RANS模式（[fB=1.0]）平滑轉(zhuǎn)換到LES模式（[fB=0]）。引入混合函數(shù)fe主要是為了修正由于RANS與LES交界面相互作用引起的雷諾應(yīng)力過度耗散問題?；谏鲜龇椒?，IDDES方法的長度尺度定義為：

[lIDDES=fd1+felRANS+1-fdlLES] （2）

對于混合函數(shù)，在模擬湍流來流時(shí)，其特性與[fB]相同，此時(shí)上述長度尺度與WMLES方法相對應(yīng)；當(dāng)[fe=0]時(shí)，上述尺度則與DDES方法相匹配。

1.2 OpenFAST及TMD的應(yīng)用

OpenFAST［22］是開源的風(fēng)力機(jī)仿真和分析軟件工具。OpenFAST將氣動學(xué)、結(jié)構(gòu)力學(xué)、控制系統(tǒng)等多種物理學(xué)科耦合，進(jìn)行快速、高度靈活的風(fēng)力發(fā)電機(jī)建模和仿真。

TMD是一種被動控制技術(shù)，通過在主結(jié)構(gòu)上添加質(zhì)量和阻尼來減小結(jié)構(gòu)的振動。它的工作原理是通過質(zhì)量和阻尼參數(shù)的選擇，使得TMD在結(jié)構(gòu)的振動頻率處產(chǎn)生與結(jié)構(gòu)相反的振動，從而減小結(jié)構(gòu)的振幅。在OpenFAST計(jì)算過程中可在塔筒與機(jī)艙中添加TMD抑振裝置，每個(gè)方向上的TMD力[FTMD]推導(dǎo)為［22］：

[FTMD=-kT×xTMD-cT×vTMD] （3）

式中：[xTMD]和[vTMD]——TMD位移（m）和速度（m/s）；[kT]和[cT]——TMD的剛度（N/m）和阻尼（N·s/m）。

TMD的運(yùn)動受到離心力、歐拉力和科氏力相關(guān)的機(jī)艙動力學(xué)的影響。TMD加速度可表示為：

[aTMD=-aN-ωN×（ωN×xTMD）-αN×xTMD-" " " " " " 2ωN×vTMD-FTMD/mT] （4）

式中：[aN]——機(jī)艙加速度，m/s2；[mT]——TMD的質(zhì)量，t；[ωN]和[αN]——機(jī)艙的平移角速度和旋轉(zhuǎn)角速度，rad/s；[ωN×xTMD]，[αN×xTMD]，[2ωN×vTMD]——離心力、歐拉力和科氏力，N。

2 計(jì)算模型與方法驗(yàn)證

2.1 研究對象

所研究的模型采用美國可再生能源實(shí)驗(yàn)室（National Renewable Energy Laboratory， NREL）開發(fā)的5 MW風(fēng)力機(jī)［23］，該風(fēng)力機(jī)屬于上風(fēng)向水平軸風(fēng)力機(jī)，葉片數(shù)量為3，風(fēng)輪直徑126 m，輪轂高度距地面90 m，一階固有頻率0.32 Hz。圖2展示了本文研究的不同偏航工況風(fēng)力機(jī)模型。

2.2 流場計(jì)算模型

針對不同偏航角度下塔筒與葉片尾流的相互干擾特性進(jìn)行研究。計(jì)算區(qū)域如圖3所示，其長度和寬度分別為250和100 m。為確保尾流的充分發(fā)展并提升計(jì)算精度，塔筒中心距進(jìn)口50 m，距出口200 m。

采用混合網(wǎng)格方法，保證塔筒和葉片壁面的第一層網(wǎng)格高度滿足[y+lt;1]。邊界層附近區(qū)域使用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，其余區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并對塔筒和葉片壁面周圍以及尾流區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，如圖4所示。

將左側(cè)設(shè)為速度入口，來流沿[x]方向流動；右側(cè)邊界設(shè)置為零壓出口，塔筒及葉片表面定義為壁面。為避免上下邊界對繞流的影響，上下邊界被設(shè)定為滑移邊界條件。

在控制方程的離散過程中，對流項(xiàng)與時(shí)間項(xiàng)均采用二階精度離散，使用Coupled算法求解壓力與速度的耦合方程，時(shí)間步長設(shè)置為0.005 s。

2.3 研究對象

基于葉素動量理論，采用Aerodyn進(jìn)行氣動載荷計(jì)算。通過半經(jīng)驗(yàn)的 Beddoes-Leishman 模型進(jìn)行動態(tài)失速的計(jì)算，同時(shí)納入葉尖損耗、輪轂損耗以及傾斜尾流的氣動效應(yīng)。采用Elastodyn模塊對風(fēng)力機(jī)進(jìn)行多體動力學(xué)計(jì)算。Servodyn伺服控制模塊包括發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速和槳距、偏航角的控制，本文中設(shè)置為0°，10°，…，90°共10個(gè)偏航角度的順槳停機(jī)狀態(tài)。在STC模塊中定義并實(shí)現(xiàn)TMD動力學(xué)特性。整體耦合模型如圖5所示。

為探究TMD對大型風(fēng)力機(jī)組的抑振效果，分別在塔筒75 m高度與機(jī)艙中安裝“全向TMD”（omni-directional TMD）［22］，設(shè)置3個(gè)工況對比抑振效果：①僅在75 m高度塔筒安裝一TMD（TTMD）；②僅在機(jī)艙安裝一TMD（NTMD）；③分別在75 m塔筒與機(jī)艙各安裝一TMD（TNTMD）。

參考NREL官方計(jì)算模型［22］，選取TMD參數(shù)如下：質(zhì)量[mT]為20 t，剛度[kT]為28000 N/m，阻尼[cT]為2800 N/（m·s）。

選擇二類風(fēng)場中的極端風(fēng)速[Uref=42.5] m/s進(jìn)行計(jì)算，并采用穩(wěn)定極端風(fēng)模型進(jìn)行模擬。為充分考慮極端風(fēng)速的影響，計(jì)算出重現(xiàn)期為1 a的極端風(fēng)速[Ue1]，通過式（5）得到［24］：

[Ue1（z）=1.12Uref z/zhub 0.11] （5）

式中：[z]——當(dāng)前高度，m；[zhub ]——輪轂中心高度，m。

計(jì)算得出輪轂高度處[Ue1]為47.6 m/s，圖7、圖8為基于von Karman標(biāo)準(zhǔn)譜生成的仿真時(shí)間內(nèi)輪轂高度處風(fēng)速變化以及140 s時(shí)刻來流速度云圖。

2.4 模型與方法驗(yàn)證

本文所探討的塔筒-葉片繞流模型在計(jì)算方法及網(wǎng)格劃分方案上，與經(jīng)典的圓柱繞流計(jì)算保持了較高的一致性。為驗(yàn)證本研究計(jì)算方法的可靠性，本文計(jì)算雷諾數(shù)[Re=3900]的圓柱繞流，并將結(jié)果與文獻(xiàn)［25］中的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比。單圓柱網(wǎng)格示意圖如圖9，同樣使用與本文2.2節(jié)相同的網(wǎng)格劃分方法。

圖10顯示了在距離圓柱中心[Δx=1.54D]位置的相對速度分布與模擬結(jié)果的比較（其中，[U1]表示某一特定位置的絕對速度，[U]表示來流速度）。觀察圖10可見，試驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果呈現(xiàn)較高的一致性，這驗(yàn)證了所采用模擬方法的有效性，為后續(xù)繞流場分析提供了可靠的工具。

為驗(yàn)證2.3節(jié)中基于OpenFAST構(gòu)建的耦合模型，針對均勻來流條件下的風(fēng)力機(jī)組的功率與NREL數(shù)據(jù)［23］進(jìn)行比較分析，選取風(fēng)力機(jī)在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行周期下單一風(fēng)速的功率值的平均值。圖11表明，所構(gòu)建的模型在額定風(fēng)速11.4 m/s附近達(dá)到額定功率，且在各風(fēng)速工況下與文獻(xiàn)數(shù)據(jù)的偏差較小?？烧J(rèn)為本文所建立模型精度較高，適用于后續(xù)計(jì)算分析。

3 計(jì)算模型與方法驗(yàn)證

3.1 不同偏航工況葉片2與塔筒互擾分析

圖12展示了在0°～90°的偏航角度（a～j）下額定風(fēng)速（11.4 m/s）的渦量云圖?？捎^察到在0°～90°的風(fēng)向范圍內(nèi)，葉片2與塔筒的尾渦存在顯著的相互干擾及合并現(xiàn)象?？煽闯?，不同偏航角度下，葉片對塔筒的遮擋效果存在差異，進(jìn)而引發(fā)塔筒繞流特性的明顯變化；當(dāng)風(fēng)力機(jī)處于未偏航狀態(tài)（圖12a）時(shí)，來流流過順槳葉片直接與塔筒兩側(cè)尾渦融合，塔筒尾渦尺度增大，且呈對稱脫落；當(dāng)偏航角較小時(shí)（圖12b～圖12e），由于葉片的遮擋效應(yīng)，來流在葉片處發(fā)生分流，并在葉片與塔筒之間生成脫落的尾渦。由于塔筒位于葉片尾流區(qū)域的渦量增強(qiáng)區(qū)，其尾渦呈現(xiàn)出明顯的不對稱特性；而在較大偏航角時(shí)（圖12f～圖12j），葉片對塔筒的遮擋作用逐漸減弱，但因葉片尖尾緣結(jié)構(gòu)，氣體繞流時(shí)無法附著流動，過早地發(fā)生邊界層分離現(xiàn)象。因此在塔筒背風(fēng)面靠近葉片尾緣處，出現(xiàn)了卷吸流區(qū)域、形成大尺度尾渦，整體上尾流區(qū)域變寬。此外，葉片脫落的反方向渦量與塔筒渦量相互排斥，相同旋轉(zhuǎn)方向的渦量相互融合，塔筒尾渦區(qū)域不再出現(xiàn)正負(fù)渦量對稱脫落，其尾渦結(jié)構(gòu)形狀與位置分布較孤立塔筒更加紊亂并導(dǎo)致塔筒邊界層分離后，尾渦持續(xù)卷吸，改變了其原有脫落規(guī)律，從而進(jìn)一步影響其共振激勵條件，極可能造成風(fēng)力機(jī)大幅振動。

此外，為明確不同偏航角條件下葉片尾渦與塔筒之間復(fù)雜的流動相互作用，圖13對比分析了塔筒阻力系數(shù)均值隨風(fēng)力機(jī)偏航角的變化情況，以及將其與孤立塔筒的情況進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)在考慮的風(fēng)向范圍內(nèi)，塔筒的阻力系數(shù)均值與單塔筒相比具有顯著的差異。隨著偏航角的增加，塔筒的阻力系數(shù)呈先降低后增加的趨勢。特別的，在30～50°的偏航角工況下，多個(gè)代表截面的阻力系數(shù)明顯低于孤立塔筒的情況，而在80°～90°的偏航角工況下，多個(gè)截面的阻力系數(shù)顯著高于孤立塔筒的情況。初步驗(yàn)證了在這些偏航角工況下，葉片對塔筒影響較為嚴(yán)重，進(jìn)一步會影響整機(jī)的繞流特性及動態(tài)響應(yīng)。

圖14和圖15分別為50°偏航角度下葉尖擺振位移與葉根擺振剪切力結(jié)果，可發(fā)現(xiàn)葉片在Y型分布時(shí)，葉片2與塔筒位于同一豎直平面，塔筒處流場呈現(xiàn)出不穩(wěn)定狀態(tài)，導(dǎo)致葉片2葉尖位移的振幅顯著增加。此時(shí)，葉片2在風(fēng)剪切作用下，盡管其風(fēng)速相對較小，但其葉尖位移以及葉根剪切力仍然顯著超越了葉片3。這一現(xiàn)象突顯了葉片與塔筒之間的尾渦干擾效應(yīng)的強(qiáng)烈性。與其他兩葉片相比，葉片2通過葉根剪切力傳遞動力的同時(shí)，也在流場中影響著塔筒的受力情況。因此，葉片2與塔筒之間的尾渦干擾效應(yīng)在風(fēng)力機(jī)大幅渦激振動的產(chǎn)生過程中發(fā)揮了關(guān)鍵性的作用。

3.2 不同偏航工況塔頂位移分析

圖16與圖17分別為偏航40°、50°工況風(fēng)力機(jī)兩個(gè)方向的塔頂位移隨時(shí)間變化情況。觀察兩圖可知，40°～50°偏航工況下，風(fēng)力機(jī)側(cè)向塔頂位移都遠(yuǎn)大于前后向塔頂位移，最大側(cè)向位移約為橫向的兩倍。由圖12中的渦量云圖可得出原因，在這些偏航角度下，葉片對塔筒的橫向遮擋作用較弱，但側(cè)向上的尾渦相互擾動仍較為明顯。

圖18揭示了在0°～90°的偏航角度下，風(fēng)力機(jī)塔頂?shù)淖畲笪灰魄闆r。由圖18可知，風(fēng)力機(jī)的側(cè)向最大塔筒位移呈先增加后逐漸減少的趨勢。在偏航風(fēng)向?yàn)?0°～50°的區(qū)間，風(fēng)力機(jī)的渦激振動表現(xiàn)的尤為劇烈；在偏航角度為50°時(shí)，塔頂位移達(dá)到最大值，約為0.97 m。相較之下，風(fēng)力機(jī)的前后向最大塔頂位移約0.60 m，在50°～90°的偏航工況下出現(xiàn)，且各工況差異相對較小。根據(jù)IEC標(biāo)準(zhǔn)以及工程實(shí)際中的規(guī)定，塔頂最大位移不能超過塔筒總高度的1.0%甚至是0.5%，這意味著在偏航40°～50°工況，某段時(shí)間內(nèi)的位移可能已接近或超過極限位移。

3.3 TMD對渦激振動影響分析

由上述分析可知，在50°偏航工況下，塔頂位移達(dá)到最大值。因此，圖19、圖20展示了在50°偏航角度下，采用不同TMD配置時(shí)的塔頂位移變化情況。通過對圖19、圖20的分析，發(fā)現(xiàn)在3種不同的TMD配置下，渦激振動均得到抑制。其中，當(dāng)塔筒和機(jī)艙均安裝TMD時(shí)，抑制渦激振動的效果最為顯著，其次是僅在機(jī)艙安裝TMD，而在塔筒安裝TMD的效果相對較差。

通過對表1的數(shù)據(jù)分析，可觀察到在TMD的作用下50°偏航角度塔頂位移的最大值減少了約30.8%。證明TMD在減小風(fēng)力機(jī)最大振動位移方面有顯著效果。相比之下，TMD對風(fēng)力機(jī)側(cè)向振動的抑制能力明顯優(yōu)于對前后向振動的抑制，這主要?dú)w因于前后向振動的位移較小，且前后向振動存在非一階頻率成分，導(dǎo)致TMD的效果有限。以上結(jié)果對于理解和優(yōu)化TMD在抑制風(fēng)力機(jī)渦激振動中的應(yīng)用具有重要意義，為提升風(fēng)力機(jī)的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性和效率提供了有價(jià)值的參考信息。

風(fēng)力機(jī)側(cè)向位移的功率譜密度（power spectral density， PSD）如圖21所示，各工況下特征頻率與NREL 5 MW風(fēng)力機(jī)一階固有頻率近似，是影響風(fēng)力機(jī)疲勞載荷的主頻。通過分析不同TMD方案對塔頂位移的PSD的影響，可觀察到TMD的裝置顯著減少了風(fēng)力機(jī)在其固有頻率下的振動能量，驗(yàn)證了其具有有效的抑振作用，且抑振規(guī)律與圖17、圖18中保持一致。

根據(jù)圖22中TMD自身運(yùn)動位移FFT結(jié)果可知，TMD在兩個(gè)方向上的運(yùn)動表現(xiàn)出與風(fēng)力機(jī)固有運(yùn)動頻率一致的主要特征頻率，其運(yùn)動主要特征頻率與風(fēng)力機(jī)原有運(yùn)動頻率一致。這表明TMD是通過與風(fēng)力機(jī)同頻的自身運(yùn)動來有效調(diào)節(jié)載臺的振動幅度，從而緩解風(fēng)力機(jī)的渦激振動。

4 結(jié) 論

本文為探究并網(wǎng)前風(fēng)力機(jī)不同偏航角度下的振動機(jī)理及抑振措施，建立NREL 5 MW風(fēng)力機(jī)耦合仿真模型，分別從流場特征與結(jié)構(gòu)響應(yīng)兩方面進(jìn)行仿真計(jì)算；并針對不同TMD安裝方案進(jìn)行了抑振的對比分析。得出主要結(jié)論如下：

1）在0°～90°的風(fēng)向范圍內(nèi)，葉尖位移與葉根剪切力增大，且塔筒的阻力系數(shù)均值與孤立塔筒情況下存在較大差異。葉片與塔筒的尾渦相互干擾和合并現(xiàn)象顯著，是引發(fā)風(fēng)力機(jī)大幅渦激振動的主要因素。

2）偏航風(fēng)向?yàn)?0°～50°風(fēng)力機(jī)的渦激振動最為嚴(yán)重，塔頂位移在50°時(shí)出現(xiàn)最大值，側(cè)向位移約為0.97 m，前后向約0.60 m，已接近或超過位移限值。

3）安裝TMD能有效抑制風(fēng)力機(jī)渦激振動，大幅降低風(fēng)力機(jī)的特征頻率振動的PSD，同時(shí)使塔頂位移最大減少約30.8%。塔筒和機(jī)艙均安裝TMD抑制渦激振動的效果最顯著，其次是僅在機(jī)艙安裝TMD，而在塔筒單獨(dú)安裝TMD的效果相對較弱。

需指出的是，本文針對并網(wǎng)前偏航狀態(tài)渦激振動計(jì)算進(jìn)行初步研究，在抑振方面僅針對不同TMD安裝方案進(jìn)行對比分析，暫未考慮其參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)，相關(guān)抑振措施還需進(jìn)一步探究。

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VIBRATION AND ITS SUPPRESSION OF LARGE WIND TURBINE UNDER YAW CONDITION BEFORE GRID CONNECTION

Wang Dingding，Zhao Zhenzhou，Liu Yan，Liu Yige

（College of Energy and Electrical Engineering， Hohai University， Nanjing 211100， China）

Abstract：It is common for large wind turbines to produce large vibration under different wind directions before grid connection. This paper delves into the underlying mechanism of this phenomenon and proposes measures for its suppression. Based on computational fluid dynamics （CFD） and multi-body dynamics method， a fully coupled simulation model of vortex-induced vibration of the NREL 5 MW wind turbine under yaw wind direction is established. The flow field characteristics and structural response characteristics are analyzed" mechanically. The results show that in the wind direction range of 0°-90°， the mutual interference and merging of the wake vortex between the blade and the tower are significant， which leads to the increase of the blade tip displacement and the blade root shear force， and the mean drag coefficient of the tower is quite different from that of the isolated tower. When the yaw wind direction is from 40° to 50°， the vortex-induced vibration of the wind turbine becomes particularly severe， and the maximum displacement of the tower top occurs at 50°， reaching approximately 0.97 m. By installing tuned mass damper （TMD） to suppress vortex-induced vibration， it is found that TMD greatly reduces the power spectral density of the characteristic frequency vibration of the wind turbine， and reduces the displacement of the tower top by about 30.8 %.

Keywords：wind turbines； towers； vortex shedding； yaw； vortex-induced vibration； tuned mass damper（TMD）