王雪平, 丁明軒, 黃 杰, 李萬(wàn)潤(rùn)*,2,3, 杜永峰,2,3

(1.蘭州理工大學(xué) 防震減災(zāi)研究所, 甘肅 蘭州 730050; 2.蘭州理工大學(xué) 甘肅省土木工程減震隔震國(guó)際科技合作基地, 甘肅 蘭州 730050; 3.蘭州理工大學(xué) 西部土木工程防災(zāi)減災(zāi)教育部工程研究中心, 甘肅 蘭州 730050)

隨著可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略的實(shí)施，風(fēng)力發(fā)電產(chǎn)業(yè)得到大力發(fā)展，兆瓦級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)得到廣泛應(yīng)用.隨著我國(guó)風(fēng)力發(fā)電機(jī)裝機(jī)總量的不斷增加，其風(fēng)力發(fā)電機(jī)本身及相關(guān)產(chǎn)業(yè)暴露出的問(wèn)題也越來(lái)越多，構(gòu)建合理的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)模型是風(fēng)力發(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)與研發(fā)的基礎(chǔ)，這不但有助于研究風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的靜動(dòng)力特性，同時(shí)也為風(fēng)力發(fā)電機(jī)整機(jī)振動(dòng)控制打下研究基礎(chǔ)[1].目前學(xué)者提出了許多風(fēng)力發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)建模的方法并且建立了相應(yīng)的模型.柯世堂等[2]利用ANSYS有限元軟件以5 MW風(fēng)力發(fā)電機(jī)為對(duì)象建立風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)有限元模型，其中葉片和塔體均采用殼單元，機(jī)艙采用梁?jiǎn)卧⒖紤]土-結(jié)構(gòu)相互作用，土體單元采用實(shí)體單元，利用COMBIN14彈簧單元模擬土體與基礎(chǔ)之間的彈性作用.Ian等[3]通過(guò)足尺模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和梁柱單元有限元模型考察了某65 kW小型風(fēng)力發(fā)電塔的抗震性能，指出其動(dòng)力響應(yīng)以一階振型為主.劉香等[4]、趙榮珍等[5]及馬人樂(lè)等[6]通過(guò)建立“槳葉-輪轂-機(jī)艙-塔筒”整體風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的有限元模型，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)環(huán)境脈動(dòng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，對(duì)比分析了風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的固有頻率和阻尼.曹青等[7]和Li等[8]研究了風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)在地震作用下的響應(yīng)分析.Sadowski等[9]在考慮初始缺陷的情況下，對(duì)風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)進(jìn)行了分析.金鑫等[10]基于多體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)理論建立風(fēng)力發(fā)電機(jī)風(fēng)輪-塔架結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)分析模型，并基于此模型對(duì)風(fēng)力發(fā)電整機(jī)系統(tǒng)進(jìn)行了地震作用動(dòng)力學(xué)分析.風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)建模的過(guò)程中，各構(gòu)件需要進(jìn)行一定的簡(jiǎn)化，采用的簡(jiǎn)化方法不同，單元的選擇也多種多樣，采用不同精細(xì)程度的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的有限元模型進(jìn)行風(fēng)機(jī)靜動(dòng)力學(xué)模擬時(shí)，其計(jì)算精度、計(jì)算效率呈現(xiàn)出一定的差異.因此，在進(jìn)行風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的性能分析時(shí)，針對(duì)分析目的不同，選擇合適的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)有限元模型就顯得比較有意義.

本文在總結(jié)已有學(xué)者建立的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)模型的基礎(chǔ)上，利用有限元軟件ANSYS，建立了七種不同尺度、不同精細(xì)程度的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)有限元模型，并以地震響應(yīng)分析為例，對(duì)比分析不同風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)有限元模型在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)區(qū)別，為風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的分析和設(shè)計(jì)提供模型選擇依據(jù).

1 風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)有限元模型

1.1 風(fēng)力發(fā)電機(jī)基本參數(shù)

本文選用西北地區(qū)風(fēng)力發(fā)電場(chǎng)中常見(jiàn)的2 MW三槳葉變槳距風(fēng)力發(fā)電機(jī)作為原始模型.對(duì)于三槳葉風(fēng)力發(fā)電機(jī)，三個(gè)葉片均勻匯集于輪轂，并與其剛接.輪轂與機(jī)艙剛性連接，機(jī)艙位于塔筒的頂端.該風(fēng)力發(fā)電機(jī)的風(fēng)輪直徑為77 m(葉片掃過(guò)的直徑)，單個(gè)葉片長(zhǎng)度為44 m，葉片底端長(zhǎng)度為3 m(葉片截面弦長(zhǎng)值)，寬度(垂直葉片截面弦長(zhǎng)方向)為0.8 m，葉尖截面長(zhǎng)度為1.5 m，寬度為0.4 m.各葉片之間成120°夾角，額定轉(zhuǎn)速為17 r/min.輪轂質(zhì)量為12 t，葉片質(zhì)量14 t，機(jī)艙質(zhì)量為60 t，機(jī)艙外形為一長(zhǎng)方體，長(zhǎng)度為8.44 m，寬度為3.56 m，高度為3.4 m.風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)高為80 m，塔筒為圓筒狀，由三段組成，各段之間由法蘭連接，其中塔底直徑為4.1 m，塔底壁厚為25 mm.塔頂直徑為2.5 m，塔頂壁厚為15 mm.塔筒厚度沿高度呈線(xiàn)性變化.在距離地面2 m的塔筒位置處，開(kāi)有一門(mén)洞，其門(mén)洞近似呈橢圓形，長(zhǎng)邊方向?yàn)?.75 m，短邊方向?yàn)?.75 m.風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的模型如圖1所示.

圖1 風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)模型

1.2 風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)有限元模型

根據(jù)上述風(fēng)力發(fā)電機(jī)的外形尺寸及材料屬性，采用大型通用有限元軟件ANSYS建立下列七種不同風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的有限元模型.

模型一：風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的塔筒用梁?jiǎn)卧狟EAM188模擬，設(shè)置變截面屬性模擬塔筒厚度變化.對(duì)風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的葉片、機(jī)艙、輪轂進(jìn)行簡(jiǎn)化，不考慮其對(duì)風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的影響，僅將其質(zhì)量疊加，簡(jiǎn)化為集中質(zhì)量點(diǎn)，采用集中質(zhì)量單元MASS21模擬.采用CERIG命令，建立集中質(zhì)量單元與塔筒頂端的約束，形成剛性區(qū)域.約束塔底節(jié)點(diǎn)的全部自由度，使其與地基固接.模型一的單元總數(shù)為81個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為82個(gè).建立的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)有限元模型如圖2所示.

圖2 模型一有限元模型

模型二：風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的塔筒采用殼單元SHELL181單元模擬.采用ASBA命令，建立風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)門(mén)洞，采用LREFINE命令將門(mén)洞處局部網(wǎng)格細(xì)化.將塔筒截面厚度表示為塔筒高度的函數(shù)，得到變厚度塔筒.機(jī)艙、輪轂及風(fēng)機(jī)葉片采用與模型一相同的簡(jiǎn)化方法，塔底與地面固接.模型二的單元總數(shù)為8 198個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為4 143個(gè).建立的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)有限元模型如圖3所示.

圖3 模型二有限元模型

模型三：風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的塔筒采用實(shí)體單元SOLID95模擬，采用VSBV命令建立風(fēng)機(jī)門(mén)洞以及門(mén)洞處的加勁肋，利用AREFINE命令將門(mén)洞網(wǎng)格細(xì)化，與加勁肋網(wǎng)格尺寸相當(dāng).機(jī)艙、輪轂及風(fēng)機(jī)葉片同樣采用MASS21單元模擬，塔底與地面固接.模型三的單元總數(shù)為83 410個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為159 830個(gè).建立的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)有限元模型如圖4所示.

圖4 模型三有限元模型

模型四：考慮葉片、輪轂及機(jī)艙對(duì)風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的影響.采用梁?jiǎn)卧⒏鳂?gòu)件有限元模型，塔筒、機(jī)艙、葉片均采用BEAM188單元模擬，塔筒建模方法同模型一，將輪轂、機(jī)艙簡(jiǎn)化成一個(gè)整體，等效成長(zhǎng)方體.利用旋轉(zhuǎn)復(fù)制生成三個(gè)葉片.由于各構(gòu)件之間采用相同單元，只需在連接處共用節(jié)點(diǎn)即可實(shí)現(xiàn)約束.模型四的單元數(shù)量為368個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)量為369個(gè).建立的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)有限元模型如圖5所示.

圖5 模型四有限元模型

模型五：風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的塔筒采用SHELL181模擬，塔筒建模方法同模型二.葉片、機(jī)艙、輪轂采用BEAM188模擬，其建模方法同模型三.板殼單元實(shí)際具有5個(gè)自由度，其面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)自由度ROTZ與梁?jiǎn)卧霓D(zhuǎn)動(dòng)自由度意義不同[11].以機(jī)艙梁?jiǎn)卧墓?jié)點(diǎn)作為主節(jié)點(diǎn)，選擇塔筒頂端80 m高度處的所有節(jié)點(diǎn)為從節(jié)點(diǎn)，建立約束方程，實(shí)現(xiàn)兩單元之間的耦合.模型五的單元總數(shù)為10 043個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為10 069個(gè).建立的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)有限元模型如圖6所示.

圖6 模型五有限元模型

模型六：風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的塔筒采用SHELL181單元模擬，塔筒門(mén)洞位置處，采用實(shí)體單元模擬，使厚度方向的1/2處與塔筒曲面邊緣接觸.網(wǎng)格劃分時(shí)，門(mén)洞位置實(shí)體單元采用局部網(wǎng)格細(xì)化，建立門(mén)洞局部精細(xì)模型.模型六的單元總數(shù)為8 446個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為6 487個(gè).建立的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)模型如圖7所示.

圖7 模型六有限元模型

模型7：風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)各組成部分均采用實(shí)體單元模擬，模型的單元數(shù)目為98 286個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)目為185 859個(gè).建立的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)模型如圖8所示.

圖8 模型七有限元模型

2 風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析

2.1 地震波選取

該風(fēng)力發(fā)電機(jī)位于甘肅酒泉千萬(wàn)級(jí)風(fēng)電場(chǎng)，該地區(qū)的抗震設(shè)防烈度為七度，設(shè)計(jì)基本地震加速度值為0.1g，所屬的設(shè)計(jì)地震分組為第三組，場(chǎng)地類(lèi)別為Ⅱ類(lèi).特征周期為0.45 s[12]，選取5條天然地震波和2條人工地震波.對(duì)選取的7條地震波的頻譜特性、加速度幅值進(jìn)行調(diào)整，選取地震波的持續(xù)時(shí)間均在30 s以上.對(duì)選取的天然地震波的頻譜特性、幅值和持續(xù)時(shí)間進(jìn)行調(diào)整，以滿(mǎn)足規(guī)范設(shè)計(jì)要求.由于篇幅關(guān)系，此處只列出1條人工波及1條天然波的加速度時(shí)程，如圖9、10所示.

圖9 人工波加速度時(shí)程

2.2 風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)計(jì)算

風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的有限元模型建好之后，進(jìn)入ANSYS瞬態(tài)分析模塊，輸入選擇好的地震波數(shù)據(jù)，在計(jì)算之前，需設(shè)定風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的阻尼，本文采用實(shí)際工程中常用的瑞雷(Rayleigh)比例阻尼.在ANSYS中，粘性阻尼矩陣C表示為質(zhì)量矩陣M和剛度矩陣K的線(xiàn)性組合：

圖10 天然波加速度時(shí)程

C=αM+βK

(1)

式中：α為質(zhì)量阻尼系數(shù)；β為剛度質(zhì)量系數(shù).兩個(gè)阻尼系數(shù)通過(guò)振型阻尼比得到.設(shè)ξi為某個(gè)振型的實(shí)際阻尼與臨界阻尼之比，ωi為該模態(tài)對(duì)應(yīng)的頻率，則系數(shù)α和β存在以下關(guān)系：

(2)

對(duì)風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)進(jìn)行頻率計(jì)算，得到結(jié)構(gòu)前兩階的自振頻率ωi和ωj，表1列出了風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)模型前五階頻率.假定振型對(duì)應(yīng)的阻尼比相同，即ξi=ξj=ξ.本文中風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的阻尼比取0.03.通過(guò)聯(lián)立方程組，得到質(zhì)量阻尼系數(shù)和剛度阻尼系數(shù)，從而設(shè)定風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的阻尼.

表1 風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)前五階自振頻率

2.3 風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)結(jié)果分析

2.3.1風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)

計(jì)算完各模型在7條地震波作用下的響應(yīng)之后，分別提取地震作用下各不同模型沿塔筒高度位移的最大值，得到風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)模型的位移包絡(luò)曲線(xiàn)，如圖11所示，并提取出七個(gè)模型塔頂?shù)奈灰茣r(shí)程曲線(xiàn)，如圖12所示.

圖11 塔筒位移包絡(luò)圖

圖12 塔頂位移時(shí)程曲線(xiàn)

由圖11及圖12可知，風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)塔筒的變形為彎曲變形.其中模型三沿塔筒各位置處的位移最大，其塔筒頂端的位移值達(dá)到160.08 mm，模型四各位置處的位移最小，其頂點(diǎn)位移為129.598 mm，兩者相差30.482 mm，其余模型的位移位于兩者之間，其中，模型一、二、六的計(jì)算結(jié)果一致性相對(duì)較高.三個(gè)模型中模型一、二沒(méi)有考慮葉片、輪轂、機(jī)艙的影響，而模型六考慮了其對(duì)風(fēng)機(jī)的影響.由此可見(jiàn)，是否考慮風(fēng)機(jī)的葉片、機(jī)艙、輪轂對(duì)地震作用下風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)塔筒的位移響應(yīng)影響不大.三個(gè)模型中模型六采用實(shí)體單元，計(jì)算代價(jià)最大，而模型一采用梁?jiǎn)卧涔?jié)點(diǎn)數(shù)目極少，計(jì)算效率最高.鑒于兩者計(jì)算結(jié)果一致，因此在計(jì)算塔筒的位移時(shí)，可考慮采用模型一.

2.3.2風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)內(nèi)力分析

截面剪力和彎矩過(guò)大是造成風(fēng)機(jī)倒塌的主要原因，風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)截面的最大剪力和最大彎矩發(fā)生在塔筒底部.因此，提取各風(fēng)機(jī)模型的塔底剪力和塔底彎矩時(shí)程曲線(xiàn)，如圖13和圖14所示，并得到各模型在整個(gè)地震響應(yīng)期間塔底截面產(chǎn)生的最大剪力和最大彎矩.如表2所示.

表2 塔底剪力、彎矩最大值

圖13 塔底剪力時(shí)程曲線(xiàn)

圖14 塔底彎矩時(shí)程曲線(xiàn)

從塔底剪力和彎矩時(shí)程曲線(xiàn)來(lái)看，各模型塔筒底端彎矩及剪力隨時(shí)間變化的趨勢(shì)基本一致.從剪力和彎矩的數(shù)值來(lái)看，模型三的剪力和彎矩最大值最大，模型四的剪力和彎矩最大值最小.兩模型的剪力最大值相差33.106 kN，彎矩最大值相差961.94 kN·m，其數(shù)值相差較大.觀察模型一、二、三和模型四、五、六、七可發(fā)現(xiàn):考慮葉片、機(jī)艙、輪轂的模型比不考慮其影響的模型的剪力值和彎矩值大.觀察不同單元類(lèi)型建立的模型，發(fā)現(xiàn)采用實(shí)體單元建立的塔筒計(jì)算得到的剪力、彎矩值大于殼單元計(jì)算得到的值，殼單元相應(yīng)的值大于梁?jiǎn)卧闹?其中模型六的彎矩值比模型四大272.41 kN·m，模型三的彎矩值比模型一的值大396.99 kN·m.因此在進(jìn)行風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)塔筒截面內(nèi)力計(jì)算時(shí)，應(yīng)考慮葉片、輪轂、機(jī)艙的影響并優(yōu)先選擇高階實(shí)體單元.

2.3.3風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)在地震作用下，塔筒應(yīng)力過(guò)高會(huì)導(dǎo)致塔筒屈服，即使沒(méi)有達(dá)到塔筒屈服極限，但是在地震往復(fù)荷載作用下，也有可能產(chǎn)生疲勞破壞.為此分別提取模型在7條地震波作用下沿塔筒高度方向的應(yīng)力分布，最終得到塔筒的應(yīng)力包絡(luò)圖，如圖15所示，并得到塔筒40m高度處的應(yīng)力時(shí)程曲線(xiàn)，如圖16所示.

圖15 塔筒應(yīng)力包絡(luò)圖

圖16 40 m高度處應(yīng)力時(shí)程

觀察圖15的塔筒應(yīng)力包絡(luò)圖可知,塔筒的應(yīng)力分布先從塔底逐漸增大，到達(dá)一定高度處塔筒應(yīng)力達(dá)到最大值，然后沿著塔筒高度方向再逐漸減小，到達(dá)塔頂時(shí)應(yīng)力達(dá)到最小值.各模型的應(yīng)力最大值的數(shù)值及出現(xiàn)位置不同.其中模型三的應(yīng)力最大值出現(xiàn)在塔筒20 m高度處，其余模型均出現(xiàn)在塔筒10 m高度處.模型三得到的塔筒應(yīng)力值最大，模型二得到的應(yīng)力值最小，兩模型在40 m高度處相差達(dá)到最大，其差值為5.21 MPa.觀察應(yīng)力時(shí)程曲線(xiàn)，在整個(gè)時(shí)間歷程內(nèi)，模型三在40 m高度位置處的應(yīng)力都大于其他模型，模型二的值則均小于其他模型，其結(jié)果離散性較大，這兩個(gè)模型均為不考慮葉片、輪轂、機(jī)艙的影響，而其余考慮葉片、輪轂、機(jī)艙影響的模型的應(yīng)力包絡(luò)值在整個(gè)塔筒高度內(nèi)其一致性較高.因此，在計(jì)算塔筒應(yīng)力分布時(shí)需考慮風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)葉片、輪轂、機(jī)艙的影響.觀察模型五、六、七，其模型模擬的結(jié)果差別不大，因此采用殼單元仍能較好的模擬塔筒應(yīng)力.

2.3.4風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中分析

風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)門(mén)洞開(kāi)口位置處，易產(chǎn)生應(yīng)力集中，產(chǎn)生較大的應(yīng)力，可能會(huì)導(dǎo)致塔筒門(mén)洞位置處屈服.針對(duì)建有門(mén)洞的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)模型，提取門(mén)洞位置處的應(yīng)力云圖，如圖17所示，得到門(mén)洞位置處最大應(yīng)力點(diǎn)的位置，并提取各模型在該位置點(diǎn)處的應(yīng)力時(shí)程曲線(xiàn)，如圖18所示.

圖17 塔筒門(mén)洞處應(yīng)力云圖

圖18 應(yīng)力-時(shí)程曲線(xiàn)

由應(yīng)力時(shí)程曲線(xiàn)可知，各模型門(mén)洞應(yīng)力達(dá)到最大值的時(shí)間發(fā)生在4.66 s.觀察該時(shí)刻下的應(yīng)力云圖，模型的應(yīng)力集中發(fā)生位置一致，分別位于門(mén)洞四個(gè)角點(diǎn)處.觀察模型二、五和模型三、六，模型二比模型五應(yīng)力增大13.8%，模型三相比模型六應(yīng)力增大9.2%.其中模型二、五為不考慮葉片、機(jī)艙的影響，而模型三、六則相反，因此葉片、機(jī)艙對(duì)塔筒門(mén)洞處的應(yīng)力影響較大.觀察模型二、三和模型五、六的應(yīng)力云圖，采用不同單元對(duì)門(mén)洞應(yīng)力影響也比較大，其中模型三、六采用實(shí)體單元，模型二、五采用殼單元.模型三相比模型二應(yīng)力增大15.9%，而模型六相比模型二應(yīng)力增大19.4%.而模型七中塔筒采用殼單元，模型局部采用實(shí)體單元，由此模型得到的門(mén)洞應(yīng)力與模型六僅相差0.8%.可知此模型能較好地模型塔筒門(mén)洞處的應(yīng)力.

3 結(jié)論

本文以風(fēng)場(chǎng)中常見(jiàn)的2 MW三槳葉風(fēng)力發(fā)電機(jī)為研究對(duì)象，采用不同單元、不同簡(jiǎn)化方法建立了七種不同精細(xì)程度的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)有限元模型.選擇七條地震波，對(duì)風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)進(jìn)行計(jì)算，從結(jié)構(gòu)的整體位移、截面內(nèi)力、應(yīng)力及應(yīng)力集中四個(gè)方面分析比較了各個(gè)模型的響應(yīng)特點(diǎn)，得到的結(jié)論如下：

1)風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)塔筒的變形以彎曲變形為主.各模型計(jì)算得到的塔筒位移值有所不同.模型三、四得到的位移結(jié)果相差較大，模型一、二、六的計(jì)算結(jié)果一致性相對(duì)較高.是否考慮風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)葉片、機(jī)艙、輪轂對(duì)地震作用下風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)塔筒的位移響應(yīng)影響不大.計(jì)算塔筒位移時(shí)，采用高階單元與低階單元得到的計(jì)算結(jié)果差別較小.建議塔筒位移分析時(shí)可采用低階單元.

2)各模型的塔筒底端彎矩及剪力變化的趨勢(shì)基本一致.模型三的剪力和彎矩最大值最大，模型四的剪力和彎矩最大值最小，其數(shù)值相差較大.考慮葉片、機(jī)艙、輪轂影響的模型計(jì)算得到的剪力值和彎矩值較不考慮其影響的模型大.采用高階單元計(jì)算得到的風(fēng)力發(fā)電機(jī)塔筒的應(yīng)力比低階單元得到的應(yīng)力準(zhǔn)確.因此在進(jìn)行風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)塔筒截面內(nèi)力計(jì)算時(shí)，應(yīng)優(yōu)先選擇高階實(shí)體單元.

3)塔筒的應(yīng)力從塔底到塔頂逐漸增大，到達(dá)一定高度處塔筒應(yīng)力達(dá)到最大值，然后沿著塔筒高度方向再逐漸減小，到達(dá)塔頂時(shí)應(yīng)力達(dá)到最小值.各模型的應(yīng)力最大值位置不同，不考慮葉片、輪轂、機(jī)艙影響的模型得到的塔筒應(yīng)力分布在采用不同單元時(shí)的差異性較大.

4)各模型門(mén)洞應(yīng)力變化趨勢(shì)在地震過(guò)程中基本一致.各模型的應(yīng)力集中均發(fā)生在門(mén)洞四個(gè)角點(diǎn)處.葉片、機(jī)艙對(duì)塔筒門(mén)洞處的應(yīng)力影響較大，采用不同單元對(duì)門(mén)洞應(yīng)力影響比較大，實(shí)體單元比采用殼單元應(yīng)力增大15.9%，殼單元比梁?jiǎn)卧獞?yīng)力增大19.4%.建議在應(yīng)力集中分析中采用實(shí)體單元對(duì)門(mén)洞進(jìn)行模擬.

致謝：本文得到蘭州理工大學(xué)紅柳優(yōu)秀青年基金的資助，在此表示感謝.