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为探究单桩及三桩式海上风力机在不同风载荷及地震载荷作用下动力学响应的差异,以DTU 10 MW风力机为研究对象,考虑湍流风及地震载荷作用,基于p-y曲线法及Winkler土-构相互作用理论,构建土-构耦合模型,开展单桩及三桩式海上风力机动力学响应比较研究。结果表明：在湍流风作用下,三桩式风力机较单桩式塔顶位移峰值响应较小,结构更稳定;单桩式风力机呈局部小应力、整体大应力现象;而三桩式风力机呈局部大应力,整体小应力现象。在湍流风与地震载荷联合作用下,三桩式风力机相较于单桩式位移峰值受地震载荷影响波动较大,但其在不同风速及不同强度地震作用下峰值节点位移总体仍小于单桩式。 相似文献
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以近海DTU 10 MW超大型风力机为研究对象,选用东海实测海床土壤参数构建桩周土水平抗力-桩基形变(p-y)曲线,并基于非线性弹簧单元建立纯砂土、纯黏土及多土层桩-土耦合效应模型,选取实测地震位移数据作为地震载荷,采用有限元方法对比研究了3种桩-土耦合效应下风力机动力学响应特性.结果 表明:多土层桩-土耦合效应下塔顶位移、塔顶前后位移及侧向位移峰值及其波动的剧烈程度小于纯砂土,但大于纯黏土,采用纯砂土或纯黏土构建桩-土耦合效应模型将导致预估响应结果不准确;不同桩-土耦合效应下,塔架一阶模态均被地震载荷诱发;地震作用时纯砂土桩-土耦合效应下塔架屈曲因子最小,多土层次之,纯黏土最大;塔架最大剪应力峰值位于塔架支撑结构处,地震作用时塔架下端易发生局部屈曲,结构设计时应重点关注此处. 相似文献
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通过研究尾缘气动弹片对翼型动态失速特性影响,提出一种基于气动弹片的主动控制策略,使其于大攻角时抬起,小攻角时闭合。并采用计算流体动力学方法对比分析主动式气动弹片对不同厚度翼型抑制流动分离作用的效果。结果表明：对于薄翼型,发生动态失速时,气动弹片可延缓翼型尾缘涡旋与前缘主流涡的相互作用,减小翼型升力系数骤降幅度;随翼型厚度增加,流动分离点从翼型前缘转向后缘,气动弹片可有效分割较大分离涡,减轻流动分离程度,限制分离涡发展,同时抑制尾缘伴随小涡产生,提高翼型升阻比。 相似文献
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为研究粘滞阻尼器参数对风力机振动控制效果的影响,以NREL 5 MW海上风力机为研究对象,基于有限元方法建立风力机模型,针对湍流风诱导下风力机振动,对比分析不同参数粘滞阻尼器作用下塔顶位移及塔壁应力分布。结果表明:粘滞阻尼器可有效控制风载荷导致的风力机塔顶振动,在相对速度指数小于0.7时,随阻尼系数增大对塔顶位移控制效果先增强后减弱。当相对速度指数大于等于0.7时,对塔顶位移控制效果随阻尼系数增加而增强;粘滞阻尼器可减小其连接点上方塔壁米塞斯应力集聚区域的面积;在相对速度指数取1.0,阻尼系数取5.25×10~7 N·s/m时,粘滞阻尼器对米塞斯应力最大值控制效果最好。在相对速度指数为0.7,阻尼系数为3.75×10~7 N·s/m时,粘滞阻尼器对米塞斯应力均方差控制效果最好。 相似文献
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以超大型DTU 10 MW单桩式近海风力机为研究对象,通过p-y曲线和非线性弹簧建立桩-土耦合模型,选取Kaimal风谱模型建立湍流风场,基于P-M谱定义不同频率波浪分布,并利用辐射/绕射理论计算波浪载荷,采用有限元方法对不同海况下单桩式风力机进行动力学响应、疲劳及屈曲分析。结果表明：不同海况波浪载荷作用下塔顶位移响应及等效应力峰值远小于风及风浪联合作用,其中风浪联合作用下风力机塔顶位移响应及等效应力略小于风载荷;波浪载荷对风载荷引起的单桩式风力机动力学响应具有一定抑制作用,此外相较于波浪载荷,风载荷为控制载荷;风载荷与风浪联合作用下风力机等效应力峰值位于塔顶与机舱连接处,波浪载荷风力机等效应力峰值位于支撑结构与桩基连接处;仅以风载荷预估风力机塔架疲劳寿命将导致预估不足;随着波浪载荷的增大,风力机失稳风险加大,波浪载荷不可忽略;不同海况下,风浪联合作用局部屈曲区域位于塔架中下端,在风力机抗风浪设计时,应重点关注此处;变桨效应可大幅降低风力机动力学响应、疲劳损伤及发生屈曲的风险。 相似文献
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为探究湍流风与地震联合作用下单桩式海上风力机的结构动力学响应与振动控制,以单桩式NREL 5 MW海上风力机为研究对象,采用有限元法建立三维壳模型并基于二次开发将体等效线性模型集成于ABAQUS中,通过附加粘滞阻尼器对地震诱导风力机振动进行控制。结果表明:粘滞阻尼器能够大幅降低地震导致的风力机塔顶振动,但对湍流风引起的塔顶振动控制效果并不明显;粘滞阻尼器也能缓解因地震造成的支撑结构上Von-Mises应力集中现象且在粘滞阻尼器安装位置效果最好;粘滞阻尼器能够显著降低风力机桩基部分所受剪力最大值,而对弯矩的控制效果则在风力机支撑结构部分效果最明显。 相似文献
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