楊夢(mèng)姚，毛璐璐，韓兆龍,b,c，周 岱,b,c，雷 航，曹 宇

(上海交通大學(xué) a. 船舶海洋與建筑工程學(xué)院；b. 海洋工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；c. 水動(dòng)力學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 200240)

風(fēng)能是一種重要的能源.2018年底，我國(guó)風(fēng)電累計(jì)裝機(jī)容量2.1億千瓦，占全球風(fēng)電市場(chǎng)的三分之一以上[1].風(fēng)力發(fā)電機(jī)根據(jù)轉(zhuǎn)動(dòng)軸與來(lái)風(fēng)方向的相對(duì)位置分為水平軸風(fēng)力機(jī)和垂直軸風(fēng)力機(jī)兩類.以H型風(fēng)機(jī)為代表的垂直軸風(fēng)力機(jī)具有產(chǎn)生噪聲更小、整體結(jié)構(gòu)更簡(jiǎn)單、生命周期更長(zhǎng)、發(fā)電效率更高等特點(diǎn)，具有廣闊的發(fā)展前景[2].H型垂直軸風(fēng)力機(jī)通常由2～6片與轉(zhuǎn)軸平行的葉片組成，其結(jié)構(gòu)特征使得必有葉片會(huì)處于迎風(fēng)位置，易產(chǎn)生離心力，主軸螺栓連接處易斷裂，葉片在風(fēng)荷載的作用下易產(chǎn)生振動(dòng)問(wèn)題，抗風(fēng)能力較弱[3].

圖1 垂直軸風(fēng)力機(jī)風(fēng)振與減振技術(shù)路線圖Fig.1 Flowchart of wind vibration and vibration reduction of VAWT

近年來(lái)，研究者對(duì)垂直軸風(fēng)機(jī)(VAWT)風(fēng)振響應(yīng)開(kāi)展了一些研究[4-7].潘博等[8]提出研究垂直軸風(fēng)機(jī)必須考慮風(fēng)致振動(dòng)及氣動(dòng)力與葉片的共振.Campos等[9]提出結(jié)構(gòu)柔度問(wèn)題在風(fēng)機(jī)生命周期評(píng)定中十分重要.對(duì)結(jié)構(gòu)耗能減振，設(shè)置阻尼器是較為常用的方法.劉保文等[10]對(duì)大跨度斜拉橋橋塔設(shè)置縱向阻尼器，有效減小了主塔在地震荷載作用下的內(nèi)力，使得內(nèi)力重新分布，改善了結(jié)構(gòu)受力性能.周云等[11]在某高層建筑上布置若干黏滯阻尼器，減震效果良好.目前，關(guān)于垂直軸風(fēng)力機(jī)減振的研究較少.本文針對(duì)H型垂直軸風(fēng)力機(jī)振動(dòng)問(wèn)題，在風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)的不同位置上分別布置阻尼器，采用數(shù)值模擬的方法分析其耗能減振能力.

基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)，采用STAR-CCM+軟件建立垂直軸風(fēng)力機(jī)的空氣動(dòng)力學(xué)模型，計(jì)算風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)時(shí)葉片所受氣動(dòng)荷載.將氣動(dòng)荷載在MATLAB軟件中進(jìn)行擬合，獲得時(shí)序性風(fēng)機(jī)葉片荷載函數(shù)，并將其施加到基于ANSYS軟件建立的垂直軸風(fēng)力機(jī)的結(jié)構(gòu)模型上，從而進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析，得到風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)時(shí)程.為抑制風(fēng)力機(jī)的振動(dòng)，在風(fēng)機(jī)不同位置處施加基于COMBIN40單元而模擬的阻尼器，計(jì)算阻尼器耗能減振的能力.

1 風(fēng)力機(jī)力學(xué)模型

本文的技術(shù)路線如圖1所示.H型垂直軸風(fēng)力機(jī)的幾何模型如圖2所示(其中數(shù)字為節(jié)點(diǎn)編號(hào))，其通常由2～6片葉片組成.目前2葉片或3葉片風(fēng)機(jī)在風(fēng)電市場(chǎng)上應(yīng)用較廣[1]，茲選取典型3葉片H型垂直軸風(fēng)力發(fā)電機(jī)為對(duì)象，研究風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)時(shí)風(fēng)荷載對(duì)風(fēng)機(jī)振動(dòng)穩(wěn)定性的影響.垂直軸風(fēng)機(jī)多采用對(duì)稱翼型，故本文中風(fēng)機(jī)的葉片翼型截面選擇NACA-0021[12]，D型主梁處材料采用碳纖維，葉片蒙皮處材料采用玻璃纖維.主軸與支桿材料采用Q345鋼材[13]，彈性模量E=200 GPa，泊松比μ=0.17，密度ρ=7.8×103kg/m3.為減小計(jì)算量，選用某大型10 MW風(fēng)機(jī)的100∶1縮尺模型.風(fēng)機(jī)模型的幾何尺寸為：弦長(zhǎng)C=0.265 m，支撐桿長(zhǎng)D=0.8 m，葉片高度H=1.2 m，主軸和撐桿截面皆取圓截面，主軸直徑為0.2 m，撐桿直徑為0.1 m.

圖2 H型垂直軸風(fēng)力發(fā)電機(jī)的幾何模型Fig.2 Geometric model of a H-rotor type vertical axis wind turbine

2 分析方法

2.1 風(fēng)力機(jī)風(fēng)荷載模擬

由于風(fēng)機(jī)翼型截面的復(fù)雜性，故較難手動(dòng)計(jì)算出風(fēng)機(jī)表面荷載的數(shù)值.計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法常應(yīng)用于解決流固耦合問(wèn)題[14]，茲基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)理論開(kāi)展H型垂直軸風(fēng)力機(jī)葉片表面風(fēng)荷載時(shí)程的數(shù)值模擬研究.采用雷諾平均(Reynolds Averaged Navier-Stokes, RANS)和標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型[15]作為數(shù)值模擬方法，運(yùn)用STAR-CCM+軟件進(jìn)行數(shù)值計(jì)算.雷諾平均納維-斯托克斯(N-S)方程為

(1)

式中：ui、uj分別為i、j方向的速度分量，i、j為坐標(biāo)軸方向；t為時(shí)間；xi、xj為坐標(biāo)；ρ為流體密度；p為壓力；ν為動(dòng)力黏度系數(shù)；上標(biāo)“ ′ ”代表來(lái)流的脈動(dòng)值.

由于本文的研究目的側(cè)重于風(fēng)機(jī)減振，所以對(duì)于風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)荷載采用一些簡(jiǎn)化計(jì)算，具體如下：① 風(fēng)力機(jī)處于自然大氣邊界層中，因其葉片高度不大，故可不考慮風(fēng)速梯度的影響.② 考慮到在實(shí)際工程中，近地面的湍流強(qiáng)度較大.且當(dāng)風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速恒定時(shí)，來(lái)流風(fēng)速越低，風(fēng)機(jī)葉尖速越大，因風(fēng)輪轉(zhuǎn)動(dòng)引起的湍流強(qiáng)度隨之增大.在這種高葉尖速比的條件下，湍流強(qiáng)度的大小會(huì)對(duì)風(fēng)力機(jī)的氣動(dòng)力造成一定影響[16].為簡(jiǎn)化模型，本文的計(jì)算條件參考相關(guān)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)條件設(shè)置[16],其中來(lái)流風(fēng)速為8 m/s，湍流度為0.005.③ 因本文的研究對(duì)象是風(fēng)力機(jī)的縮尺模型(1∶100)，故本文的雷諾數(shù)是原模型的1/100，根據(jù)文獻(xiàn)[16]，雷諾數(shù)越大，風(fēng)機(jī)的空氣動(dòng)力學(xué)性能越好，同時(shí)，由于葉片升力系數(shù)的增大，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)矩也更大.因此本文所采用的縮尺模型的氣動(dòng)載荷特性與原模型存在一定的偏差，模型的折算氣動(dòng)載荷略小于實(shí)際載荷.④ 在CFD數(shù)值模擬過(guò)程中，為簡(jiǎn)化計(jì)算，未考慮葉片結(jié)構(gòu)變形的影響.

圖3 風(fēng)場(chǎng)計(jì)算域與邊界條件Fig.3 Calculation domain and boundary conditions of wind field

為減少邊界條件的影響，在選取風(fēng)場(chǎng)計(jì)算域時(shí)，取其尺寸為31D×12D×5H[17]即24.8 m×9.6 m×6 m.將垂直軸風(fēng)機(jī)的中心置于計(jì)算域的前1/3處，以確保計(jì)算域風(fēng)場(chǎng)流動(dòng)發(fā)展完全，如圖3所示.入口選用速度邊界條件，計(jì)算風(fēng)速取8 m/s；出口選用自由擴(kuò)展邊界條件；風(fēng)輪區(qū)域流體定義為旋轉(zhuǎn)流體，風(fēng)輪定義為相對(duì)旋轉(zhuǎn)固體壁面；壁面選用滑移壁面.對(duì)風(fēng)場(chǎng)計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，使近葉片周圍的網(wǎng)格較密集，遠(yuǎn)離葉片的網(wǎng)格較稀疏.由此共劃得棱柱形網(wǎng)格約1.89×106個(gè)，風(fēng)場(chǎng)計(jì)算域的阻塞率小于3%，無(wú)量綱化的壁面距離y+<1，滿足數(shù)值模擬對(duì)于網(wǎng)格的要求[18].

圖4 葉片氣動(dòng)荷載時(shí)程曲線與函數(shù)擬合結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of blade aerodynamic load time history curve and function fitting results

本文計(jì)算得到葉片的轉(zhuǎn)矩荷載時(shí)程曲線結(jié)果如圖4所示.圖中：T0為轉(zhuǎn)矩，F(xiàn)T為切向力，F(xiàn)N為法向力.將其與Lei等[19]的轉(zhuǎn)矩時(shí)程曲線進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)具有相同的波形且荷載數(shù)值接近.

由于風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)荷載呈現(xiàn)周期性，所以可采用周期函數(shù)對(duì)其進(jìn)行擬合.在MATLAB中，采用多階正弦函數(shù)對(duì)風(fēng)機(jī)的切向力、法向力及轉(zhuǎn)矩時(shí)程曲線進(jìn)行擬合，獲得相應(yīng)的荷載函數(shù),便于在ANSYS中對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行瞬態(tài)分析.以葉片的法向力為例，任一時(shí)間序列的荷載函數(shù)可近似模擬為

(2)

式中：fn(t)為t時(shí)間下的葉片法向力；ai、bi及ci分別為第i個(gè)正弦函數(shù)的各項(xiàng)系數(shù).

如圖4所示，法向力、切向力及轉(zhuǎn)矩的荷載函數(shù)曲線的擬合效果較好，幾乎與氣動(dòng)荷載時(shí)程曲線保持一致.因此，采用多階正弦函數(shù)對(duì)氣動(dòng)荷載數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合的方法是可行的.

2.2 結(jié)構(gòu)風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng)分析

運(yùn)用ANSYS/Mechanical APDL 18.2軟件開(kāi)展有限元數(shù)值模擬研究，采用Newmark-β方法進(jìn)行瞬態(tài)分析.Newmark-β方法是一種隱式時(shí)間積分方案，具有二階時(shí)間精度[20]，此處選取γ=0.5，β=0.25(γ和β分別為控制數(shù)值分析精度和穩(wěn)定性的參數(shù))，即平均常加速度法.邊界約束條件為底端固接，在葉片表面施加氣動(dòng)荷載，用四面體型三維實(shí)體單元對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，共得到5.234×104個(gè)網(wǎng)格單元.圖5為葉片表面所施加的荷載示意圖.

圖5 葉片施加荷載示意圖Fig.5 Schematic diagram of blade loading

風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)在荷載激勵(lì)下的運(yùn)動(dòng)方程可以表示為

(3)

用有限元方法求解上述方程，可以得到各節(jié)點(diǎn)的風(fēng)致響應(yīng).

2.3 阻尼器模擬

在建筑物或空間結(jié)構(gòu)上安裝單個(gè)或多個(gè)阻尼器，可以抑制結(jié)構(gòu)的振動(dòng)響應(yīng)[21-22].阻尼器會(huì)隨著風(fēng)機(jī)的振動(dòng)而振動(dòng)，其產(chǎn)生的慣性力作用可部分抵消風(fēng)荷載對(duì)風(fēng)機(jī)所產(chǎn)生的力作用，從而減小振動(dòng)水平.為驗(yàn)證阻尼器在垂直軸風(fēng)力機(jī)上的減振性能，在原結(jié)構(gòu)(模型1)的主軸與支桿連接處，即節(jié)點(diǎn)2和節(jié)點(diǎn)3處分別增加1個(gè)阻尼器，得到模型2和模型3，如圖6(a)、(b)所示.

圖6 加阻尼器后風(fēng)力機(jī)模型示意圖與彈簧-阻尼單元Fig.6 VAWT model with dampers and spring-damping unit

本文參考文獻(xiàn)[23]，采用多維減振阻尼器，它是6個(gè)自由度的并聯(lián)機(jī)構(gòu)，由法蘭盤、連接耳板及阻尼元件3部分組成.其阻尼原件主要是由6個(gè)黏彈性阻尼單元構(gòu)成的，在ANSYS軟件中，將其簡(jiǎn)化為3個(gè)一維軸向COMBIN40 單元，提供三向平動(dòng)自由度.3個(gè)一維轉(zhuǎn)動(dòng)COMBIN40單元提供三向轉(zhuǎn)動(dòng)自由度[23].COMBIN40單元是由相互平行的彈簧滑動(dòng)器和阻尼器組成，并且串聯(lián)著一個(gè)間隙控制器的彈簧單元.在本文的計(jì)算中，將其簡(jiǎn)化為相互平行的彈簧和阻尼器單元，如圖6(c)所示，其中k為彈簧剛度，c為阻尼系數(shù).

圖7 懸臂梁受動(dòng)力荷載的時(shí)程響應(yīng)Fig.7 Time-history response of cantilever beam at dynamic load

阻尼元件的剛度和阻尼系數(shù)對(duì)于減振效果的影響非常明顯.具體體現(xiàn)為：當(dāng)阻尼元件剛度不變時(shí)，峰值位移在整體范圍內(nèi)隨著阻尼系數(shù)的增大而減小，當(dāng)剛度足夠大時(shí)，阻尼系數(shù)的改變對(duì)峰值位移的影響不大.當(dāng)阻尼系數(shù)不變時(shí)，峰值位移在整體范圍內(nèi)隨著剛度的增大而減小，當(dāng)阻尼系數(shù)足夠大時(shí)，剛度的改變對(duì)峰值位移的影響不大.基于上述規(guī)律并經(jīng)過(guò)反復(fù)試算，最終假定阻尼元件剛度為5×107N/m，阻尼系數(shù)為2.5×107N/(m·s).

3 數(shù)值算例驗(yàn)證

3.1 動(dòng)力作用下懸臂梁變形驗(yàn)證

在結(jié)構(gòu)力學(xué)中，二維懸臂梁?jiǎn)栴}既是經(jīng)典問(wèn)題也是基準(zhǔn)問(wèn)題，被廣泛用于驗(yàn)證或測(cè)試研究者提出的各種數(shù)值方法.為驗(yàn)證本文方法的可靠性，考慮了在簡(jiǎn)諧荷載作用下的懸臂梁變形問(wèn)題.問(wèn)題定義及荷載曲線如圖7(a)、(b)所示.懸臂梁的長(zhǎng)度L=10 m，梁截面寬度b=1 m，高度h=1 m，彈性模量E=2.3×1010Pa，泊松比μ=0.27.在懸臂梁自由端施加簡(jiǎn)諧荷載D(t)，荷載函數(shù)為D(t)=1 000sint，如圖7(b)所示.計(jì)算所得最大位移為0.177 mm，如圖7(c)所示，圖中Uy為懸臂梁末端y向位移時(shí)程，與文獻(xiàn)結(jié)果[24]對(duì)比，響應(yīng)幅值與響應(yīng)頻率與文獻(xiàn)結(jié)果相符.

3.2 時(shí)間步長(zhǎng)選取

對(duì)于運(yùn)用ANSYS分析瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)問(wèn)題，選取不同的時(shí)間步長(zhǎng)和時(shí)間步會(huì)對(duì)結(jié)果產(chǎn)生影響.時(shí)間步長(zhǎng)越小，計(jì)算精度越高，但相應(yīng)會(huì)造成計(jì)算資源的浪費(fèi)，因此在數(shù)值模擬前應(yīng)當(dāng)先選取合適的時(shí)間步長(zhǎng).茲對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行在3種時(shí)間步長(zhǎng)下的模擬，即：0.004、0.002及0.001 s，分別得到對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)關(guān)于x軸的底部彎矩M0(見(jiàn)表1)：

(4)

式中:hi為結(jié)構(gòu)物的高度；P(x)為x高度處結(jié)構(gòu)表面壓力；A，Ai為受力面積.

表1 不同時(shí)間步長(zhǎng)下底部彎矩比較

從表1看出，當(dāng)時(shí)間步長(zhǎng)為0.002 s時(shí)，Mx為107.47 N·m，與時(shí)間步長(zhǎng)取0.001 s時(shí)所得的結(jié)果相差僅0.7%，可看作近似相等.故時(shí)間步長(zhǎng)為0.002 s時(shí)，既能保證所得結(jié)果的精確性，也能節(jié)省計(jì)算資源.茲選取時(shí)間步長(zhǎng)為0.002 s.

4 數(shù)值結(jié)果與分析

4.1 風(fēng)荷載模擬

本文僅考慮來(lái)流風(fēng)速8 m/s，風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速17.92 rad/s[19]的工況下，垂直軸風(fēng)機(jī)所承受的氣動(dòng)荷載.風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)1個(gè)周期所需的時(shí)間 0.350 6 s.圖8所示為第6個(gè)周期計(jì)算結(jié)束即t=2.103 6 s時(shí)其中1個(gè)葉片的壓力(p′)分布，圖中坐標(biāo)系為葉片的局部坐標(biāo)系.結(jié)果表明：較大的正壓力出現(xiàn)在葉片翼型前緣，與文獻(xiàn)結(jié)果相符[25].圖4所示為葉片上的瞬時(shí)風(fēng)壓隨時(shí)間的變化趨勢(shì).可見(jiàn)，在前兩個(gè)周期內(nèi)，相鄰周期的壓力峰值差距較大，在風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)了2～3個(gè)周期之后，壓力數(shù)值趨于穩(wěn)定.

圖8 風(fēng)機(jī)葉片壓力云圖Fig.8 Pressure cloud diagram of fan blade

4.2 風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)的風(fēng)致響應(yīng)分析

在運(yùn)用ANSYS軟件計(jì)算垂直軸風(fēng)力機(jī)的振動(dòng)響應(yīng)時(shí)，由于垂直軸風(fēng)力機(jī)旋轉(zhuǎn)過(guò)程中葉片的氣動(dòng)荷載隨時(shí)間呈周期性變化，所以，將周期性變化的氣動(dòng)荷載加載到風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)上，即是把原來(lái)的風(fēng)載恒定，風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)的問(wèn)題轉(zhuǎn)化成了風(fēng)機(jī)不動(dòng)，而風(fēng)載隨時(shí)間變化，從而計(jì)算風(fēng)機(jī)的振動(dòng)響應(yīng).在風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析中，為簡(jiǎn)化計(jì)算，未考慮結(jié)構(gòu)整體轉(zhuǎn)動(dòng)的自由度.同時(shí)，本文中未考慮風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)對(duì)風(fēng)振響應(yīng)的影響，風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)可能會(huì)使風(fēng)機(jī)的風(fēng)振響應(yīng)更為復(fù)雜，在后續(xù)研究中將進(jìn)一步展開(kāi)分析.

分析發(fā)現(xiàn)t=10 s時(shí)，結(jié)構(gòu)的振動(dòng)幅值較大，故選取t=10 s時(shí)刻下的總位移云圖分析，如圖9所示,
圖中Usum為風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)的總位移.圖9(a)所示為t=10 s時(shí)，原結(jié)構(gòu)(模型1)的總位移云圖.可見(jiàn)，模型1的最大位移發(fā)生在位于葉片頂端的節(jié)點(diǎn)16處，達(dá)到2.7 mm.即在該時(shí)刻下，風(fēng)機(jī)的危險(xiǎn)點(diǎn)為節(jié)點(diǎn)16，由于風(fēng)機(jī)葉片的對(duì)稱性，可重點(diǎn)關(guān)注葉片頂端節(jié)點(diǎn).圖9(b)所示為t=10 s時(shí)，在上部支撐桿處加了阻尼器后的模型2總位移圖，此時(shí)最大位移發(fā)生在位于葉片底端的節(jié)點(diǎn)9處，數(shù)值為1.5 mm，下降達(dá)44.4%.圖9(c)所示為t=10 s時(shí)，在下部支撐桿處加了阻尼器后模型3的總位移圖，此時(shí)最大位移仍舊發(fā)生在位于葉片頂端，數(shù)值為1.6 mm，下降達(dá)40.7%.

為更清晰地對(duì)比結(jié)構(gòu)的三向位移，用圖10表示t=10 s時(shí)3個(gè)模型在x、y及z向的位移云圖，其中，Ux、Uy及Uz分別對(duì)應(yīng)模型在x、y及z向的位移.由圖10對(duì)比x向位移數(shù)值，可見(jiàn)模型1的Ux分布在-2.7～1.0 mm，模型2的Ux分布在-0.5～0.8 mm，模型3的Ux分布在-0.9～0.9 mm，位移最大值全部發(fā)生在葉片頂端或底端.對(duì)比y向位移數(shù)值，可見(jiàn)模型1的Uy分布在-1.5～2.0 mm，模型2的Uy分布在-0.4～1.2 mm，模型3的Uy分布在-0.5～1.4 mm.對(duì)比z向位移數(shù)值，可見(jiàn)模型1的Uz分布在-0.13～0.25 mm，模型2的Uz分布在-0.04～0.04 mm，模型3的Uz分布在-0.05～0.05 mm.3個(gè)結(jié)構(gòu)的x向和y向的位移數(shù)值較大且處于同一數(shù)量級(jí)，z向位移較小.

圖9 不同垂直軸風(fēng)力機(jī)模型總位移云圖對(duì)比Fig.9 Comparison of total displacement contour map of different VAWT models

圖10 風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)三向位移云圖對(duì)比Fig.10 Comparison of three-way displacement contour maps of VAWT

由以上分析可知，原模型危險(xiǎn)點(diǎn)出現(xiàn)在葉片頂端，故取節(jié)點(diǎn)8為對(duì)象，研究3個(gè)模型在風(fēng)機(jī)葉片頂端的風(fēng)致響應(yīng).又因x、y向位移數(shù)值較大，z向位移較小，故僅對(duì)比節(jié)點(diǎn)8的x、y向位移響應(yīng).圖11所示為3個(gè)模型節(jié)點(diǎn)8的風(fēng)致響應(yīng)對(duì)比.圖中Ux，8表示風(fēng)力機(jī)節(jié)點(diǎn)8在x方向的位移，Uy,8表示風(fēng)力機(jī)節(jié)點(diǎn)8在y方向的位移.可見(jiàn)，模型2和模型3在葉片頂端節(jié)點(diǎn)的位移抑制效果較為顯著.表2所示為3個(gè)模型的節(jié)點(diǎn)8的三向位移改善率統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù).可見(jiàn)，模型2在x方向的平均位移改善率約為44%，在y方向的平均位移改善率約為54%，在z方向的平均位移改善率約為5%.模型3在x方向的平均位移改善率約為40%，y方向的平均位移改善率約為53%，但在z方向未見(jiàn)明顯改善.

圖11 3個(gè)模型節(jié)點(diǎn)8的風(fēng)致響應(yīng)對(duì)比Fig.11 Comparison of wind-induced response of three models at node 8

表2 3個(gè)模型節(jié)點(diǎn)8的三向風(fēng)致響應(yīng)統(tǒng)計(jì)

5 結(jié)論

本文針對(duì)H型垂直軸風(fēng)力機(jī)振動(dòng)問(wèn)題，基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法，運(yùn)用STAR-CCM+軟件數(shù)值模擬風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)時(shí)葉片所受氣動(dòng)荷載，將氣動(dòng)荷載在MATLAB軟件中實(shí)施函數(shù)擬合，獲得時(shí)序性風(fēng)機(jī)葉片荷載函數(shù)，再基于ANSYS軟件開(kāi)展時(shí)程分析，得到風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)的三向位移響應(yīng)時(shí)程.在風(fēng)機(jī)不同位置處施加基于COMBIN40單元而模擬的阻尼器，數(shù)值模擬計(jì)算其耗能減振能力.主要結(jié)論如下：

(1) H型垂直軸風(fēng)力機(jī)的風(fēng)致位移響應(yīng)曲線具有一定的周期性.t=10 s時(shí)，風(fēng)機(jī)最大位移出現(xiàn)在葉片的頂端，風(fēng)致x、y向位移處于同一數(shù)量級(jí)，z向位移較小.

(2) 在H型垂直軸風(fēng)力機(jī)的主軸與支桿連接處布置阻尼器可降低結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)，總位移最大降幅達(dá)44%.

(3) 阻尼器布置的位置與結(jié)構(gòu)的位移改變密切相關(guān).t=10 s時(shí)，在近風(fēng)機(jī)葉片頂端連桿處布置阻尼器，結(jié)構(gòu)最大位移出現(xiàn)在風(fēng)機(jī)葉片底端，位移下降達(dá)44%；在近風(fēng)機(jī)葉片底端連桿處布置阻尼器，最大位移則依舊出現(xiàn)在了風(fēng)機(jī)葉片頂端，位移下降達(dá)40.7%.

本文成果可為垂直軸風(fēng)力機(jī)減振研究提供一定的技術(shù)參考.