风力发电机组在随机风力荷载作用下产生结构失稳和破坏的情况在国内外屡见不鲜，导致破坏的原因主要是风机自身结构产生的振动与变形.风力发电机组是一种复杂的钢筋混凝土结构，因此国内外学者研究其结构稳定不仅要关注上部钢结构在流固耦合作用下的自激振动和位移变形，同时也要关注下部钢筋混凝土基础的损伤演变规律，保证风机结构的抗滑稳定性已成为该领域的重点问题之一.在风机空气动力学和气固相互作用的研究方面，国内外学者进行了大量研究并取得了瞩目的成果，包括叶片的动量-叶素理论、脉动风力作用及风洞实验等.尝试揭示风力发电机组的流固耦合作用机理，这些方法具有一定优势，但仍存在部分不足，如动量-叶素理论无法精确计算风力与叶片之间的相互作用，无法准确判断结构可靠性；而风洞实验需要投入大量人力与物力，不能普遍适用等.

国内外学者对风电机组的气动性能进行了研究，Dose等[1]采用OPENFOAM针对空气动力学中的关键影响参数进行研究，得到结构变形对转子性能影响程度的结论；Suzuki和Mahfuz[2]基于动量-叶素理论对桨叶区域升力系数、阻力系数和流入速度的变化规律进行了研究；Ming-Chen Hsu和Akkerman[3]提出在相对粗糙网格模型上获取准确的气动参数，边界条件设置合理尤其重要；于通顺等[4]认为不同边界对大型风力发电体系振动频率有一定影响；胡芳琳等[5]模拟了空气与复合材料叶片之间的流固耦合相互作用；范庆来等[6]针对海洋风电筒形基础结构承受波浪循环荷载作用进行研究，得到了风浪联合荷载下结构的位移及应力发展规律.在风电叶片结构优化方面进行的大量研究，得到了叶片流固耦合和气动性能[7,8,9,10],但对风电机组的支撑结构，包括考虑塔筒-基础-地基耦联因素的研究成果相对较少.彭文春等[11]采用AR法模拟脉动风得到了结构响应，认为考虑流固耦合效应与实测结果更接近；胡鹏飞等[12]基于流固耦合方法，得到了结构应力和振型分布；戴靠山等[13]通过研究发现塔筒的几何非连续处可能会在风力作用下出现塑性铰，若全截面出现塑性铰后结构即将面临破坏；Reinhard Harte等[14]认为大型混凝土塔架的结构刚度与疲劳破坏是风电机组整体失效的重要原因；贺广零和李杰[15]通过采用一体化建模得到了风载效应的随机性对风电塔筒的影响程度；金鑫等[16]基于柔体动力学对风机进行建模并分析了气动弹性对风机的耦合作用；丁红岩等[17]提出了海洋风电筒形基础结构的改善受力和增强适应能力措施.上述研究大多关注风机叶片或塔筒与风载之间的流固耦合作用，但忽略了风电机组下部基础结构的破坏机理和损伤演变过程.

部分学者在研究风与叶片流固耦合时，均未考虑塔筒、基础与地基的整体组合效应，但风与结构之间的耦合作用是相互联系的，单一结构与风的耦合不能完全反映，因此将风机“叶片-塔筒-基础”作为一个整体性的耦联系统进行研究是必要的.

基于此，采用双向数据交换的流固耦合方法CFD/CSM(computational fluid dynamics/ computational structural mechanics)[18],将风电机组“叶片-塔筒-基础”视为整体耦联结构，考虑叶片的气动效应以及塔筒和基础的极限承载能力状态，探究其在正常以及极端工况下的结构损伤演变过程，为把握风电机组在流固耦合作用下的破坏机理和损伤模式提供参考和理论支撑.

1、界面数据传递方法及流固耦合实现

流固耦合实现过程中，其数据交换的过程主要依靠动网格技术实现，通过重构边界网格以及模拟弹簧将边界光顺以达到变形协调的目的，进而完成二者之间的流固耦合作用.其数据交换的具体方法是插值法，其在交换过程中需满足位移连续及动力连续两个条件

uf=us,σsns=σfnf (1)

式中：uf为数据耦合边界上的位移矢量；σs为结构在耦合边界上的柯西应力张量；σf为流体在耦合边界上的应力张量；ns为结构在耦合边界上的外法线方向矢量；nf为流体在耦合边界上的外法线方向矢量；us为结构在耦合边界上的位移矢量.

在流固耦合数据交换过程中，固体的边界条件属于纽曼边界，即可以将式(1)写成各个分量的形式，且需保证分量在各个方向上连续

式中：σx、σy、σz分别为结构在流固耦合边界上沿x、y、z方向的应力分量；px、py、pz分别为流体在流固耦合边界上沿x、y、z方向的压强分量.

在流固耦合计算过程中需保证结构的网格与流体的网格对应，因此采用映射的方式将数据进行传递；假设在流固耦合接触面上存在结构面上的节点Ns以及流体面上的节点Nf,若上述两点并不重合时，那此时的映射算子可以用下式表示：

Msf:{fi|i∈Nf}→{fˆi|i∈Ns}

(3)

Mfs:{si|i∈Ns}→{sˆi|i∈Nf}

(4)

式中：fi表示流体节点位置处矢量；si表示固体节点位置处矢量；fˆi

为流体在耦合边界上节点所对应位置的差值；sˆi

为结构在耦合边界上节点所对应位置的差值；数据交换界面上的流体域和结构的网格不会一一对应，即Msf≠M−1fs

耦合界面位置处流体的节点位移公式

uf=Mfsus (5)

流固耦合界面上结构的节点力是通过流体的节点力映射算子映射实现的，以满足平衡条件，因此将流体边界上的插值函数的积分形式转化为结构上的节点力，即

Fs(v,p)=∫HstMsfσfds         (6)

式中：Hst为数据耦合界面上的差值函数表达，对式(6)积分，可以得到结构在耦合界面上的节点力，将其作为固体域的边界条件，耦合数据传递界面如图1所示.该流固耦合方法数据双向交换流程如图2所示.

2、流固耦合方法的经典问题验证

为验证流固耦合数值计算方法的正确性，引用文献[19]的经典刚柱扰流问题，建立计算模型如图3,其中流体域模型高度H=0.41m,长度L=1.1m;固体域模型中刚体圆柱直径D=0.1m,柔性梁长度l=0.35m,厚度h=0.02m.算例中无量纲参数定义：质量比M=(hρs)/(Lρf)=0.57,雷诺数Re=ρfUD/μ=100,模量比Ae=E/(ρfV2)=1.4×103,泊松比μ=0.4.其中来流速度为U型抛物面，其最大值速度为V,来流流体的密度为ρf,其粘性系数为μ0,柔性尾梁的密度为ρs,杨氏模量为E,泊松比为μ.

选取柔性尾梁O点进行分析，可知流体和结构中存在自激周期振荡，柔性尾梁会发生上下拍动现象，O点在水平x方向、竖直y方向的位移结果如图4所示，通过与文献[19]的尾梁位移轨迹进行对比，发现计算结果与文献[19]基本吻合，由此可验证采用流固耦合方法的正确性.

3、风机流场域仿真模型

3.1风机结构模型

以国内某风电工程为例，建立风电机组模型，机组所处地基为岩基，后续研究及讨论均基于此.模型的部分参数如下：塔筒筒身高度为77.3m;塔筒顶部截面半径为1.2m,底部截面半径为2.15m;风机基础的直径为16m;风机叶片半径为38.5m.风电机组耦联系统底部地基选取为一圆柱区域，如图5所示，其直径宽度取为基础直径的18倍，高度为基础高度的9倍.地基的部分参数如下：密度为2.45×103kg/m3,弹性模量为2×103,泊松比为0.3.其中基础采用C25混凝土，垫层采用C30混凝土.采用基于Lee-Fenves经典理论的塑性损伤本构表征混凝土损伤发展规律[20,21],塑性损伤本构参数如下：膨胀角为30°,偏心率为0.1,fb0/fc0=1.16,k=0.667,粘性系数为0.0015.

所建立风机结构及其耦联系统模型如图5所示，模型中部分材料的参数见表1.

3.2流体域模型

流体域的选取基于叶片结构自身旋转的区域，如图6(a)所示的圆柱形区域，该圆柱趋于的长度为20倍叶片半径，圆柱的半径为5倍叶片半径，其内部设置为旋转域.基于N-S方程和SST K-ω湍流模型对流场域进行模拟计算[22].流体域采用四叉树网格划分方法，外部静止域采用粗网格，内部旋转域采用精细网格，网格总数约为350万.

在雷诺数3×105～5×105范围内，随着雷诺数的增加，该风电机组的风能利用系数也会随之增大，而该系数所对应的尖速比会随之减小.为研究风电机组结构流固耦合在不同风速下的相互作用机制，选取入口风速分别为8m/s、12m/s、25m/s、55m/s,出口边界均为自由出流的不同工况计算分析，详见表2.

4、流固耦合结果与分析

4.1流体域结果与特性

风机叶轮在4种工况不同来流风速下的速度场分布如图7所示，选取风机叶片顺风向前后各6m的流体域进行分析可知：(1)在不同风速工况下风机叶片及其旋转域会对风机叶轮后侧流场产生较大的扰动作用.随着风速的不断增加，风机叶片后方的流速较叶片前方的流速呈现较大范围减小的趋势，且这种趋势不断增强；(2)在风速较低的工况中，可以看出后截面流速主要对叶片周边产生影响.随着风速的不断增加，其影响区域的面积也不断扩散并逐步扩展到叶片尖端以外位置，甚至达到旋转域外侧；(3)根据流速分布可以看出随着风速的不断增加，叶片及其旋转域的影响范围也不断增加，具体表现为叶片后截面的流体域风速接近0的面积随之扩大.当流体域的风速达到极端风速时，其影响面积甚至可以覆盖风机叶片.

如图8所示，根据4种工况下的叶片前后截面压强分布可以得到以下结论：(1)叶轮的前截面压强分布基本为正，全截面的压强最大值出现在叶片的最大弦长位置处.在叶片的迎风面上可以看出压强呈现逆时针方向逐渐削弱，风速越大，叶片的旋转效应不断凸显，叶片尖端的负压区域以及负压值也呈现不断扩大的趋势，该现象对结构的稳定产生一定影响；(2)叶轮后截面的压强主要呈负压力分布的趋势，其最大值出现在叶片后截面的最大弦长处，其数值达到1.2kPa.随着风速的增加，其负压值随之增大，失稳破坏几率也随之增大.

4.2风机结构动态响应机理

4.2.1叶片结构应力变化规律

风机叶片的各特征点在不同工况下的应力拟合曲线如图9所示，可以看出，(1)在前两种风速较小的工况中，叶片尖端位置处承受了更大的荷载作用，因此该位置处的变形较结构根部位置处也更大；(2)当风速达到极端风速时，即工况3和工况4,此时的应力最大值出现在叶片中下部，应力分布从叶片根部到叶片尖端位置处不断减小，导致出现此现象的主要原因是结构本身的受风面积不同以及结构的厚度差距；(3)由图9可知在风速较小时，风机叶片的尖端位置处承受了更大的应力分布.随着风速的不断增加，承受应力的主要部位从叶片尖端位置处不断向叶片根部位置处移动，叶片尖端位置处的应力不断减小，相应的根部位置处承担了更多的荷载作用.

如图8所示，从4种不同风速工况下的叶片前后截面压强可以看出：(1)在风力较小(8m/s、12m/s)时，由于叶片尖端相对于叶片根部变形较大，靠近叶片尖端的部位承受较大荷载；(2)当风力达到25m/s及55m/s时，叶片根部和中部位置承担了主要的荷载作用，其中根部的应力稍大于叶片中部位置处的应力，叶片尖端位置处的应力最小，导致出现此现象的主要原因是叶片结构的受风面积不同以及厚度的差距.

如图9所示，对4种工况下的各特征点的应力曲线进行拟合.可以看出，当来流风速较小时，风机叶片接近尖端的位置承受更大应力.随着来流风速的不断增加，风机叶片的尖端所承受应力比重不断减小，而叶片根部将承担更大的应力作用.

选取风机叶片的尖端、叶片中部以及叶片根部位置处对其在流固耦合作用下随时间的气动效应规律进行探究分析，其应力时程变化曲线如图10所示.由图10可知：(1)不同工况下的叶片结构均表现出应力振动特征，随着时间的推移该结构的振动特性不断减弱并逐渐趋于稳定状态，出现此现象的主要原因是气动效应.当达到工况4的极端风速时，叶片从前期激烈的自激振动不断趋于稳定，其应力幅值也在逐步减小，这主要是由于流固耦合作用的介入；(2)从流固耦合作用对叶片应力时程变化的影响程度来看，其主要集中在叶片的中部和根部位置处.随着风速的不断增加，应力值也会出现较大程度的浮动，相应部位的应力值也不断增大，当达到工况4的极端风速时，最大应力值出现在叶片中部，达到了90MPa,此时叶片根部位置处的应力也达到了55MPa.不同工况下的叶片尖端位置处的应力值基本是稳定的，其数值为1.3～1.5MPa,相交叶片中部和根部位置处的应力最小，因此在极端风速下更需关注气动弹性失稳问题.

4.2.2叶片结构位移变化规律

如图11所示，由各工况下的叶片位移变化曲线可知：(1)风机叶片尖端位置处的位移会随着塔筒结构一起变化，且叶片自身也会出现自激振动现象，相比风机塔筒的摇摆，叶片振动的幅值较小.但是结构的振动频率较高，因此风机叶片的振动对结构自身的安全稳定的影响不可忽视；(2)随着风速的不断增加，各工况下风机叶片的整体位移也不断增加，其振动幅值也不断增加.在达到工况4的极端风速时，叶片的气动效应最为明显，叶片尖端位置处的位移不断增大，并逐渐呈现出自激振动的现象，在后期达到一定程度后又趋于稳定的状态，这主要是由于结构阻尼的影响.

4.3基于流固耦合效应的塔筒结构承载状态

4.3.1塔筒应力变化规律

如图12所示，由4种工况下的风机塔筒结构在流固耦合作用下的应力分布，可以看出塔筒在风荷载的作用下表征为水平推力、弯矩和扭矩的共同作用情况.从各工况下的塔筒应力分布趋势来看，塔筒筒身的Mises应力分布呈现出一种扭曲的分布情况，出现此现象主要是由于气动效应的影响.随着风速的不断增加，应力值也随之增大，当达到工况4的极端风速时，塔筒的最大应力值达到201MPa.从塔筒的整体应力分布来看，在塔筒顶部的机舱和塔筒的接触位置处、塔筒下部门洞位置处以及底部的钢筋混凝土座环等部位的应力更大，需着重关注.

4.3.2塔筒结构位移分布规律

如图13所示，从各工况下的塔筒位移分布情况可以看出：(1)各工况下的塔筒位移分布情况基本相似，塔筒的位移主要呈顺风向分布且变化趋势也基本一致.随着风速的不断增加，塔筒的最大位移值也随之增大.当达到工况4的极端风速时，塔筒顶部的位移值达到最大，为1.23m; (2)塔筒顶部位置在横风向作用下朝远离门洞的方向位移，导致出现此现象的主要原因是塔筒下部门洞的影响，在叶片旋转等共同作用下造成该位置处的偏移.

4.4基础结构受力性能及损伤机理

4.4.1基础结构位移分布规律

如图14所示，从各工况下的风机基础的位移分布及特征截面的位移分布来看，可以得到：(1)风机基础在工况1和工况2下的变形规律基本是相似的，在风力荷载的扭矩作用下，变形方向与风速方向发生一定偏移，位移最大值出现在背风侧钢环位置处，为0.19mm.工况3基础的位移最大值出现在钢环的两侧位置，为0.53mm.当达到工况4的极端风速时，位移最大值出现在迎风侧的钢环混凝土地区，其数值达到4.18mm.当风速增加到一定程度后，风机顶部所受到风荷载下的扭矩增加不再明显，风机基础的混凝土局部位置处出现抬升现象，可能会对风机的抗倾覆性造成威胁；(2)从工况1和工况2的位移截面图可以看出，在风速较低时基础主要承受自身的重力以及塔筒及其上部结构在风荷载作用下的弯矩，该工况下的弯矩较小，位移主要体现在沉降上.随着风速的不断增加，基础所承担的弯矩不断增大，位移的最大值逐渐从背风侧向迎风侧发生偏移，其逐渐表现出钢环迎风侧的混凝土不断抬升的现象.

4.4.2风机基础钢筋应力分布情况

风机塔筒与基础混凝土之间的荷载主要依靠基础钢环来传递.从图15所示各工况下的钢筋应力分布可以看出，钢环位置处承受了较大的应力，包括来自风机塔筒顶部传来的扭矩.不同风速下的基础应力分布基本没有发生太大变化，但随着风速的不断增加，其应力最大值会从基础钢环的内侧逐渐经过锥面和台阶相交位置处，最终出现在迎风侧钢筋的位置处，让钢筋承受相应的拉应力，以确保结构的安全可靠，其基础应力在工况4达到最大值，为179MPa.

4.4.3基础结构损伤机理及发展过程

从图16所示各工况下的基础混凝土损伤发展过程以及破坏模式来看，可以得到：(1)工况1风速下的基础混凝土几乎没有发生损伤；工况2风速下的混凝土基础环迎风侧位置处开始出现微小的损伤；工况3风速下的基础混凝土在工况2的基础上进一步扩大，表面逐渐出现开裂现象，但是开裂范围较小；当风速持续增加到工况4的极端风速时，损伤会在基础混凝土上不断扩大直到出现大范围的开裂现象，该现象主要出现在钢环附近，由钢环翼缘向两侧延伸，此时的损伤因子较大；(2)钢环作为荷载传递的主要构件，其损伤的演变也从钢环附近混凝土开始.如图16所示，可以看出随着风速的不断增加，钢环附近的混凝土先起裂，并逐渐沿着钢环翼缘逐渐向两侧延伸，在纵向上向基础的底部发展，随着风速的不断增加，基础混凝土最终形成了贯穿性损伤带.

综合基础损伤发展规律可知，桨叶将风载流固耦合效应传导至基础，塔筒相当于悬臂梁结构，底部迎风面最易先发生损伤，随着荷载增加，损伤在横向上逐渐沿着翼缘向两侧发展，在纵向上向基础的底部发展.该区域在设计时需加强配筋等安全措施，运行监测时需重点关注.

5、结论

通过建立风电机组“桨叶-塔筒-基础-地基”耦联系统模型，基于界面数据交换的双向流固耦合方法对其损伤演变规律进行研究，所得结论如下：

(1)动网格技术的采用体现了风机叶轮在旋转过程中对其后截面流场所产生的较大影响.来流风速较低时，主要影响后截面叶片附近区域，随着来流风速的不断增加，其影响区域不断扩张，而叶轮前后截面的压强分布情况反映了流体对风机叶片较好的驱动作用；

(2)叶片应力拟合曲线表征其根部承受较大荷载，近似值与来流风速V的平方呈正相关.随着来流风速不断增加，叶片后截面的负压区域面积不断扩张，叶片尖端呈现出一种不稳定的自激振动现象，其振动幅值在后期由于结构阻尼的存在而逐渐下降，最终趋于稳定状态.限制负压区域面积、降低其幅值等措施可优化风机叶片的自激振动.叶片自激振动行为将影响塔筒的抗倾覆稳定性，而塔筒自身的摆动同样会影响叶片的气动响应规律.因此，研究极端风速下的风电机组流固耦合效应与气动弹性失稳问题非常必要；

(3)塔筒基础钢环的迎风侧混凝土处最先出现损伤，并随着风速的不断增加，损伤沿着钢环翼缘两侧不断延伸，在竖直方向上不断向底部延伸，并最终形成贯穿带.考虑流固耦合效应，可更精确模拟基础结构损伤的演变过程.该研究可为风电机组基础结构优化、增强抗倾覆性能、安全稳定运行提供理论依据和参考.

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