摘 要：并網(wǎng)前大型風(fēng)力機在不同風(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)象的機理及其抑振措施。以NREL 5 MW風(fēng)力機為研究對象，基于計算流體動力學(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)特性進行機理性分析。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)向為40°～50°時，風(fēng)力機的渦激振動尤為嚴重，極端風(fēng)況下塔頂位移在50°時出現(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；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 " " " " " " " " " 文獻標(biāo)志碼：A

0 引 言

風(fēng)電領(lǐng)域風(fēng)力機的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性至關(guān)重要。在并網(wǎng)前，風(fēng)力機無法進行偏航變槳等操作，在極端工況下缺乏有效的自保機制。這使得風(fēng)力機在并網(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)力機的安全。在工程應(yīng)用中，為保證穩(wěn)定性，三葉片風(fēng)力機在安裝時通常采用“Y”形結(jié)構(gòu)布置，其中兩個葉片對稱位于機艙上方的兩側(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，塔筒與垂向葉片間的渦流交互作用，可誘導(dǎo)嚴重的非線性效應(yīng)，使風(fēng)力機的渦激振動問題變得更加錯綜復(fù)雜。此外，隨著風(fēng)力機大型化、遠?；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)力機的側(cè)向振動、橫向振動等不穩(wěn)定運動，極端情況下可能導(dǎo)致機組失衡、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)力機渦激振動特性與抑振措施對提高風(fēng)力機在并網(wǎng)前的安全性具有重要意義。

渦激振動對實際工程產(chǎn)生重要影響，諸多學(xué)者針對渦激振動的基礎(chǔ)進行了大量研究。文獻［1］對高質(zhì)量比的剛性圓柱體進行了風(fēng)洞實驗，首次發(fā)現(xiàn)柱體最大振幅的初始分支和下端分支，其實驗設(shè)計也為后期的進一步研究提供了參考。Williamson團隊［2-4］針對單圓柱渦激振動進行了大量實驗，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)力機渦激振動的雙向流固耦合仿真研究，由于計算資源的巨大消耗，其在工程實踐中的應(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計算而得，并與實驗結(jié)果比較驗證了該方法準(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)力機的結(jié)構(gòu)和性能評估提供了高效的動力學(xué)計算手段。楊陽等［8］基于AQWA和FAST，開發(fā)并驗證了新的全耦合數(shù)值工具（F2A），用于浮式海上風(fēng)力機（floating offshore wind turbine， FOWT）的氣動液壓伺服彈性計算。文獻［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模塊的運動并將力傳遞回SubDyn模塊，實現(xiàn)了對土壤-塔筒相互作用的精細模擬。風(fēng)力機的振動抑制方面，Rahman等［10］和左浩然等［11］綜述了風(fēng)力機結(jié)構(gòu)的被動、主動和半主動振動控制策略，詳細討論了它們在抑制風(fēng)力發(fā)電機組結(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)力機的減振效果，結(jié)果表明HMD能降低風(fēng)力機的平臺縱搖運動和塔頂縱向撓度。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，將TMD配置于塔頂機艙可進一步優(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理或漂浮式風(fēng)力機運行中的平臺動態(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)力機的渦激振動機理及其控制方法。鑒于此，有必要將經(jīng)典渦激振動問題與大型風(fēng)力機葉片影響研究相結(jié)合，以揭示并網(wǎng)前大型風(fēng)力機不同偏航角度下的渦激振動機理，提高風(fēng)力機的安全與可靠性。

為探究并網(wǎng)前風(fēng)力機不同偏航角度下的振動機理，選取0°，10°，20°，…，90°共10個偏航工況，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)力機的進行仿真計算。利用CFD方法對不同角度典型高度風(fēng)力機流動特性進行分析，通過多體動力學(xué)軟件OpenFAST進行風(fēng)力機結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)的計算，并添加TMD抑振裝置，以期更全面剖析大型風(fēng)力機的渦激振動機理及其抑振措施，為風(fēng)力機的設(shè)計和優(yōu)化提供數(shù)據(jù)參考。

1 計算方法

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算量。在邊界層內(nèi)存在湍流脈動時，能實現(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，通過長度尺度實現(xiàn)RANS與LES的耦合，具有以下特點：

[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，其特性與[fB]相同，此時上述長度尺度與WMLES方法相對應(yīng)；當(dāng)[fe=0]時，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，進行快速、高度靈活的風(fēng)力發(fā)電機建模和仿真。

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計算過程中可在塔筒與機艙中添加TMD抑振裝置，每個方向上的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的運動受到離心力、歐拉力和科氏力相關(guān)的機艙動力學(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]——機艙加速度，m/s2；[mT]——TMD的質(zhì)量，t；[ωN]和[αN]——機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 計算模型與方法驗證

2.1 研究對象

所研究的模型采用美國可再生能源實驗室（National Renewable Energy Laboratory， NREL）開發(fā)的5 MW風(fēng)力機［23］，該風(fēng)力機屬于上風(fēng)向水平軸風(fēng)力機，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)力機模型。

2.2 流場計算模型

針對不同偏航角度下塔筒與葉片尾流的相互干擾特性進行研究。計算區(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)展并提升計算精度，塔筒中心距進口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，對流項與時間項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進行氣動載荷計算。通過半經(jīng)驗的 Beddoes-Leishman 模型進行動態(tài)失速的計算，同時納入葉尖損耗、輪轂損耗以及傾斜尾流的氣動效應(yīng)。采用Elastodyn模塊對風(fēng)力機進行多體動力學(xué)計算。Servodyn伺服控制模塊包括發(fā)電機轉(zhuǎn)速和槳距、偏航角的控制，本文中設(shè)置為0°，10°，…，90°共10個偏航角度的順槳停機狀態(tài)。在STC模塊中定義并實現(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)力機組的抑振效果，分別在塔筒75 m高度與機艙中安裝“全向TMD”（omni-directional TMD）［22］，設(shè)置3個工況對比抑振效果：①僅在75 m高度塔筒安裝一TMD（TTMD）；②僅在機艙安裝一TMD（NTMD）；③分別在75 m塔筒與機艙各安裝一TMD（TNTMD）。

參考NREL官方計算模型［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進行計算，并采用穩(wěn)定極端風(fēng)模型進行模擬。為充分考慮極端風(fēng)速的影響，計算出重現(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)譜生成的仿真時間內(nèi)輪轂高度處風(fēng)速變化以及140 s時刻來流速度云圖。

2.4 模型與方法驗證

本文所探討的塔筒-葉片繞流模型在計算方法及網(wǎng)格劃分方案上，與經(jīng)典的圓柱繞流計算保持了較高的一致性。為驗證本研究計算方法的可靠性，本文計算雷諾數(shù)[Re=3900]的圓柱繞流，并將結(jié)果與文獻［25］中的試驗數(shù)據(jù)進行對比。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，試驗數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果呈現(xiàn)較高的一致性，這驗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)力機組的功率與NREL數(shù)據(jù)［23］進行比較分析，選取風(fēng)力機在穩(wěn)態(tài)運行周期下單一風(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附近達到額定功率，且在各風(fēng)速工況下與文獻數(shù)據(jù)的偏差較小?？烧J為本文所建立模型精度較高，適用于后續(xù)計算分析。

3 計算模型與方法驗證

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，進而引發(fā)塔筒繞流特性的明顯變化；當(dāng)風(fēng)力機處于未偏航狀態(tài)（圖12a）時，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（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（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，從而進一步影響其共振激勵條件，極可能造成風(fēng)力機大幅振動。

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)力機偏航角的變化情況，以及將其與孤立塔筒的情況進行比較，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，多個截面的阻力系數(shù)顯著高于孤立塔筒的情況。初步驗證了在這些偏航角工況下，葉片對塔筒影響較為嚴重，進一步會影響整機的繞流特性及動態(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，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，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，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)力機兩個方向的塔頂位移隨時間變化情況。觀察兩圖可知，40°～50°偏航工況下，風(fēng)力機側(cè)向塔頂位移都遠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)力機塔頂?shù)淖畲笪灰魄闆r。由圖18可知，風(fēng)力機的側(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)向為40°～50°的區(qū)間，風(fēng)力機的渦激振動表現(xiàn)的尤為劇烈；在偏航角度為50°時，塔頂位移達到最大值，約為0.97 m。相較之下，風(fēng)力機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)塔筒和機艙均安裝TMD時，抑制渦激振動的效果最為顯著，其次是僅在機艙安裝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)力機最大振動位移方面有顯著效果。相比之下，TMD對風(fēng)力機側(cè)向振動的抑制能力明顯優(yōu)于對前后向振動的抑制，這主要歸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)力機渦激振動中的應(yīng)用具有重要意義，為提升風(fēng)力機的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性和效率提供了有價值的參考信息。

風(fēng)力機側(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)力機一階固有頻率近似，是影響風(fēng)力機疲勞載荷的主頻。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)力機在其固有頻率下的振動能量，驗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自身運動位移FFT結(jié)果可知，TMD在兩個方向上的運動表現(xiàn)出與風(fēng)力機固有運動頻率一致的主要特征頻率，其運動主要特征頻率與風(fēng)力機原有運動頻率一致。這表明TMD是通過與風(fēng)力機同頻的自身運動來有效調(diào)節(jié)載臺的振動幅度，從而緩解風(fēng)力機的渦激振動。

4 結(jié) 論

本文為探究并網(wǎng)前風(fēng)力機不同偏航角度下的振動機理及抑振措施，建立NREL 5 MW風(fēng)力機耦合仿真模型，分別從流場特征與結(jié)構(gòu)響應(yīng)兩方面進行仿真計算；并針對不同TMD安裝方案進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)力機大幅渦激振動的主要因素。

2）偏航風(fēng)向為40°～50°風(fēng)力機的渦激振動最為嚴重，塔頂位移在50°時出現(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)力機渦激振動，大幅降低風(fēng)力機的特征頻率振動的PSD，同時使塔頂位移最大減少約30.8%。塔筒和機艙均安裝TMD抑制渦激振動的效果最顯著，其次是僅在機艙安裝TMD，而在塔筒單獨安裝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)渦激振動計算進行初步研究，在抑振方面僅針對不同TMD安裝方案進行對比分析，暫未考慮其參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計，相關(guān)抑振措施還需進一步探究。

［參考文獻］

［1］ FENG C C. The measurement of vortex induced effects in flow past stationary and oscillating circular and D-section cylinders［D］. Vancouver： University of British Columbia， 1968.

［2］ WILLIAMSON C H K， ROSHKO A. Vortex formation in the wake of an oscillating cylinder［J］. Journal of fluids and structures， 1988， 2（4）： 355-381.

［3］ WILLIAMSON C H K. Vortex dynamics in the cylinder wake［J］. Annual review of fluid mechanics， 1996， 28： 477-539.

［4］ KHALAK A， WILLIAMSON C H K. Fluid forces and dynamics of a hydroelastic structure with very low mass and damping［J］. Journal of fluids and structures， 1997， 11（8）： 973-982.

［5］ HERFJORD K， DRANGE S O， KVAMSDAL T. Assessment of vortex-induced vibrations on deepwater risers by considering fluid-structure interaction［J］. Journal of offshore mechanics and Arctic engineering， 1999， 121（4）： 207-212.

［6］ BELVER A V， IBáN A L， LAVíN MARTíN C E. Coupling between structural and fluid dynamic problems applied to vortex shedding in a 90 m steel chimney［J］. Journal of wind engineering and industrial aerodynamics， 2012， 100（1）： 30-37.

［7］ BELVER A V， KOO K， IBáN A L， et al. Enhanced vortex shedding in a 183 m industrial chimney［J］. Advances in structural engineering， 2014， 17（7）： 951-960.

［8］ YANG Y， BASHIR M， MICHAILIDES C， et al. Coupled analysis of a 10 MW multi-body floating offshore wind turbine subjected to tendon failures［J］. Renewable energy， 2021， 176： 89-105.

［9］ WANG L L， ISHIHARA T. A new FounDyn module in OpenFAST to consider foundation dynamics of monopile supported wind turbines using a site-specific soil reaction framework［J］. Ocean engineering， 2022， 266： 112692.

［10］ RAHMAN M， ONG Z C， CHONG W T， et al. Performance enhancement of wind turbine systems with vibration control： a review［J］. Renewable and sustainable energy reviews， 2015， 51： 43-54.

［11］ ZUO H R， BI K M， HAO H. A state-of-the-art review on the vibration mitigation of wind turbines［J］. Renewable and sustainable energy reviews， 2020， 121： 109710.

［12］ ROY S， KUNDU C K. State of the art review of wind induced vibration and its control on transmission towers［J］. Structures， 2021， 29： 254-264.

［13］ HAN D D， WANG W H， LI X， et al. Optimization design of multiple tuned mass dampers for semi-submersible floating wind turbine［J］. Ocean engineering， 2022， 264： 112536.

［14］ HAN D D， LI X， WANG W H， et al. Dynamic modeling and vibration control of barge offshore wind turbine using tuned liquid column damper in floating platform［J］. Ocean engineering， 2023， 276： 114299.

［15］ 丁勤衛(wèi)， 李春， 袁偉斌， 等. 風(fēng)波耦合作用下垂蕩板對漂浮式風(fēng)力機Spar平臺動態(tài)響應(yīng)影響［J］. 中國電機工程學(xué)報， 2019， 39（4）： 1113-1127.

DING Q W， LI C， YUAN W B， et al. Effects of heave plate on dynamic response of floating wind turbine Spar platform under the coupling effects of wind and wave［J］. Proceedings of the CSEE， 2019， 39（4）： 1113-1127.

［16］ 楊佳佳， 賀爾銘， 陳鵬翔， 等. 混合質(zhì)量阻尼器在海上漂浮式風(fēng)力機振動響應(yīng)抑制中的應(yīng)用［J］. 機械工程學(xué)報， 2022， 58（8）： 250-257.

YANG J J， HE E M， CHEN P X， et al. Application of hybrid mass damper in vibration suppression of floating offshore wind turbine［J］. Journal of mechanical engineering， 2022， 58（8）： 250-257.

［17］ YUE Y C， LI C X， JIA K， et al. Optimization of the seismic performance of a steel-concrete wind turbine tower with the tuned mass damper［J］. Buildings， 2022， 12（9）： 1474.

［18］ 閆陽天， 李春， 楊陽， 等. 基于VMD方法的海上風(fēng)力機結(jié)構(gòu)TMD抗震［J］. 機械工程學(xué)報， 2022， 58（4）： 155-164.

YAN Y T， LI C， YANG Y， et al. ANTI-seismic of offshore wind turbine with TMD based on VMD method［J］. Journal of mechanical engineering， 2022， 58（4）： 155-164.

［19］ 許子非， 葉柯華， 李春， 等. 海冰載荷作用下海上風(fēng)力機TMD減振研究［J］. 熱能動力工程， 2018， 33（10）： 127-134.

XU Z F， YE K H， LI C， et al. Vibration reduction analysis of offshore wind turbine with TMD system［J］. Journal of engineering for thermal energy and power， 2018， 33（10）： 127-134.

［20］ 杜靜， 許亞能， 謝雙義， 等. 基于TMD的風(fēng)力機塔筒振動控制研究［J］. 太陽能學(xué)報， 2021， 42（2）： 157-162.

DU J， XU Y N， XIE S Y， et al. Research on vibration control of wind turbine tower based on TMD［J］. Acta energiae solaris sinica， 2021， 42（2）： 157-162.

［21］ SPALART P R， DECK S， SHUR M L， et al. A new version of detached-eddy simulation， resistant to ambiguous grid densities［J］. Theoretical and computational fluid dynamics， 2006， 20（3）： 181-195.

［22］ JONKMAN J， SPRAGUE M. OpenFAST documentation release v3.5［J］. Golden， CO， USA： National Renewable Energy Laboratory， 2023.

［23］ JONKMAN J， BUTTERFIELD S， MUSIAL W， et al. Definition of a 5-MW reference wind turbine for offshore system" "development［R］." "National" "Renewable" "Energy Laboratory， Golden， CO， USA，Technical Report No. NREL/TP-500-38060， 2009.

［24］ Wind energy generation systems-Part 1： Design requirements： DS/EN IEC 61400-1： 2019［S］. Danish Standards， 2019.

［25］ PARNAUDEAU P， CARLIER J， HEITZ D， et al. Experimental and numerical studies of the flow over a circular cylinder at Reynolds number 3900［J］. Physics of fluids， 2008， 20（8）： 085101.

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）