工程科学学报，第41卷，第10期：1351-1359,2019年10月 Chinese Journal of Engineering,Vol.41,No.10:1351-1359,October 2019 D0I:10.13374/j.issn2095-9389.2019.01.20.001:http://journals..usth.edu.cn 冲刷深度对海上风电塔地震动力响应的影响分析 宋 波12)，赵伟娜12)四，双妙2) 1)北京科技大学土木与资源工程学院，北京1000832)北京科技大学强震区轨道交通工程抗震研究北京市国际科技合作基地，北京 100083 ☒通信作者，E-mail:zhaownl221@163.com 摘要基于某海上风电塔进行现场监测、有限元模拟及室内振动台试验研究，考虑桩-土相互作用并对结构进行精细化数 值模拟分析，研究了不同冲刷深度下结构自振周期的变化及不同冲刷深度对结构地震动作用下动力响应的影响规律.现场监 测结果表明：6#风机结构受海水冲刷严重，与同时期建造的15#风机相比振动幅度明显，说明冲刷深度对结构的影响不可忽 略.数值模拟分析表明：冲刷深度主要影响结构高阶振型，使结构自振周期变长，增幅最大达33%.由于冲刷致使土层对高柔 性结构约束减弱，结构将产生大的振动进而导致风机停摆；在遭遇7度罕遇地震时，应立即停止发电工作.室内缩尺振动台试 验与数值模拟所得结果的变化曲线较为均匀，趋势上较吻合，充分验证了数值模拟的准确性. 关键词海上风电塔：冲刷深度：现场监测：振动特性：地震动力响应 分类号TU333 Analysis of the influence of scour depth on the dynamic response of offshore wind turbine towers under earthquake action SONG Bo'2),ZHAO Wei-na),SHUANG Miao2) 1)School of Civil and Resource Engineering.University of Seience and Technology Beijing.Beijing 100083.China 2)Beijing Interational Cooperation Base for Science and Technology-Aseismic Research of the Rail Transit Engineering in the Strong Motion Area,Uni- versity of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:zhaown1221@163.com ABSTRACT The operational environment of offshore wind turbine towers is complex,and the harsh service environment makes them more vulnerable to damage under conditions of complex stress such as sea water scouring.The scouring pit has a great influence on the vibration of wind turbine towers.It is of great importance to study the dynamic response to earthquakes of wind turbine towers under scouring depths.The research object of this study was a wind turbine tower at a wind farm in Jiangsu Province,which had a seven-de- gree seismic fortification in the area.Based on finite element simulation,on-site monitoring and a shaking table test of the offshore wind tower,and considering pile-soil interaction in a refined model,variation in the natural vibration period of the structure under different scouring depths and the influence of different scouring depths on the dynamic response of the structure under seismic excitation were studied.On-site monitoring results show that the #6 wind turbine structure is seriously eroded by sea water,and the vibration amplitude is clear compared with the #15 wind turbine built in the same period.These aspects indicate that the influence of scouring depth on the structure could not be ignored.Analysis of numerical simulation show that scouring depth has a great influence on the high-order mode of the structure,which lengthen the natural vibration period of the structure by a maximum of 33%.On account of scouring,con- straints of the soil layer on the highly flexible structure were weakened,and the structure produced considerable vibration,which could lead to damage of structures such as wind towers.Results also indicate that when encountering a seven-degree rare earthquake,power 收稿日期：2019-01-20 基金项目：国家重点研发计划重点专项(2017YFF0205003):国家自然科学基金资助项目(51178045)：教育部海外名师项目(MS2011B)KJ005)
工程科学学报,第 41 卷,第 10 期:1351鄄鄄1359,2019 年 10 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 41, No. 10: 1351鄄鄄1359, October 2019 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2019. 01. 20. 001; http: / / journals. ustb. edu. cn 冲刷深度对海上风电塔地震动力响应的影响分析 宋 波1,2) , 赵伟娜1,2) 苣 , 双 妙1,2) 1) 北京科技大学土木与资源工程学院, 北京 100083 2) 北京科技大学强震区轨道交通工程抗震研究北京市国际科技合作基地, 北京 100083 苣通信作者,E鄄mail: zhaown1221@ 163. com 摘 要 基于某海上风电塔进行现场监测、有限元模拟及室内振动台试验研究,考虑桩鄄鄄土相互作用并对结构进行精细化数 值模拟分析,研究了不同冲刷深度下结构自振周期的变化及不同冲刷深度对结构地震动作用下动力响应的影响规律. 现场监 测结果表明:6#风机结构受海水冲刷严重,与同时期建造的 15#风机相比振动幅度明显,说明冲刷深度对结构的影响不可忽 略. 数值模拟分析表明:冲刷深度主要影响结构高阶振型,使结构自振周期变长,增幅最大达 33% . 由于冲刷致使土层对高柔 性结构约束减弱,结构将产生大的振动进而导致风机停摆;在遭遇 7 度罕遇地震时,应立即停止发电工作. 室内缩尺振动台试 验与数值模拟所得结果的变化曲线较为均匀,趋势上较吻合,充分验证了数值模拟的准确性. 关键词 海上风电塔; 冲刷深度; 现场监测; 振动特性; 地震动力响应 分类号 TU33 + 3 收稿日期: 2019鄄鄄01鄄鄄20 基金项目: 国家重点研发计划重点专项(2017YFF0205003);国家自然科学基金资助项目(51178045);教育部海外名师项目(MS2011BJKJ005) Analysis of the influence of scour depth on the dynamic response of offshore wind turbine towers under earthquake action SONG Bo 1,2) , ZHAO Wei鄄na 1,2) 苣 , SHUANG Miao 1,2) 1) School of Civil and Resource Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Beijing International Cooperation Base for Science and Technology鄄Aseismic Research of the Rail Transit Engineering in the Strong Motion Area, Uni鄄 versity of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣Corresponding author, E鄄mail: zhaown1221@ 163. com ABSTRACT The operational environment of offshore wind turbine towers is complex, and the harsh service environment makes them more vulnerable to damage under conditions of complex stress such as sea water scouring. The scouring pit has a great influence on the vibration of wind turbine towers. It is of great importance to study the dynamic response to earthquakes of wind turbine towers under scouring depths. The research object of this study was a wind turbine tower at a wind farm in Jiangsu Province, which had a seven鄄de鄄 gree seismic fortification in the area. Based on finite element simulation, on鄄site monitoring and a shaking table test of the offshore wind tower, and considering pile鄄soil interaction in a refined model, variation in the natural vibration period of the structure under different scouring depths and the influence of different scouring depths on the dynamic response of the structure under seismic excitation were studied. On鄄site monitoring results show that the #6 wind turbine structure is seriously eroded by sea water, and the vibration amplitude is clear compared with the #15 wind turbine built in the same period. These aspects indicate that the influence of scouring depth on the structure could not be ignored. Analysis of numerical simulation show that scouring depth has a great influence on the high鄄order mode of the structure, which lengthen the natural vibration period of the structure by a maximum of 33% . On account of scouring, con鄄 straints of the soil layer on the highly flexible structure were weakened, and the structure produced considerable vibration, which could lead to damage of structures such as wind towers. Results also indicate that when encountering a seven鄄degree rare earthquake, power
.1352· 工程科学学报.第41卷，第10期 generation should immediately be stopped.The variation curves of the shaking table test and the numerical simulation results were more uniform,and the trend coincided well,which fully verified the accuracy of the numerical simulation. KEY WORDS offshore wind turbine tower;scour depth;on-site monitoring;vibration characteristics;seismic dynamic response 海上风电塔的运行环境较陆上风电塔更为复 于某海上风电塔动力特性的现场监测及有限元模型 杂，技术要求更高，长期恶劣的服役环境使风电塔在 研究，探究了不同冲刷深度对风电塔动力特性的影 台风及海水冲刷等复杂受力状态下更易产生破坏. 响及冲刷后结构承受不同地震动荷载情况下的动力 波浪荷载作用下，风电塔基础附近海床受到冲刷，随 响应规律，为海上单桩式风电塔的结构加固和优化 作用时间的增加，基础周围出现冲刷坑，致使风电塔 设计提供了参考 产生较大振动，进而反作用于冲刷坑，使冲刷坑的侵 蚀更加严重.薛九天等]研究表明冲刷对桩基础承 1工程概况 载性能的影响不可忽视.Hansen等f)]通过实测研 以江苏环港某风电场为研究背景，场区区域位 究了冲刷的变化规律.严根华等)研究了不同冲刷 于如东近海及海岸线外侧的潮间带，属于华夏系第 深度对结构动力特性的影响.张冬冬等4)通过建立 二巨型隆起带.结构7度抗震设防，设计基本地震 有限元桩-土模型得出了冲刷程度对风电塔的影 加速度值为0.1g,设计地震分组为第Ⅲ组，场地类 响.田树刚与陈清军)研究了近海域风电塔结构的 别为Ⅱ类.风电机组单机容量3.0MW,轮毂86m, 动力特性和结构自振频率.李凯文等[]借助现场监 风轮直径为115m,上部结构质量（叶片、机舱和轮 测与数值模拟所得数据，得到某海上风电塔在不同 毂)为199710kg.风电机塔架的现场实况如图1 水深及经受波浪荷载情况下的动力响应规律.Kim 所示. 等)通过建立弹簧单元来模拟桩-土相互作用，对 风电塔结构进行了精细化模拟.Takehiko与 Takeshit8]为得出海上风电塔在工作过程中遭遇地 震时的荷载组合效应，针对服役中的风电塔开展了 一系列的研究.何泓男研究得出冲刷坑深度、宽 度和冲刷坑坡角等对桩基水平承载力的影响.朱伟 强1研究了海上风电塔冲刷的计算方法，并提出了 对风电塔的防护措施.胡丹等川通过研究不同冲 刷条件下单桩的水平承载力，得出冲刷及桩顶的固 定方式等对单桩承载力的影响.杨少磊与马宏 图1风电塔现场实况图 旺]完成了考虑冲刷和不考虑冲刷情况下风电塔 Fig.I Photograph of wind turbine towers 的优化设计.在河床冲刷方面，王志丰)研究了冲 2 海上风电塔现场自振频率测试与分析 刷深度的变化对桥梁桩基础的动力反应的影响. Whitehouse等a通过海上风电场基础冲刷的监测 为确定合适的研究对象，本文对风电塔结构进 分析，解释了冲刷时间、冲刷坑的形成及变动海床周 行正常运行环境下的现场监测，以该工程同时期建 围沉积物特征的相互关系.在地震动力研究方面， 造的6#和15#风机为对象，进行自振频率的实时监 宋波等]考虑潮位及动水压力的影响，研究了在复 测，监测时，海水最高潮位1.26m,局部冲刷坑深约 杂环境下海上风电塔的动力响应规律.现今我国关 4.2m.由于塔架轮毂高达86m,难以在其顶部施加 于海上潮流冲刷及海盐腐蚀对海上风电塔动力特性 外部冲击力，因此在风电机叶片转速减至3.0r· 影响的研究较少，研究不同冲刷深度对风电塔动力 min1左右时，进行急刹车试验，同时对风电机塔筒 响应的影响对于海上风电塔的优化设计具有十分重 进行信号采集，两台风电机信号采集点位置相同 要的意义. 该方法等效于对风机结构施加一个准脉冲力，利用 综上，随着国内外对海上风电塔结构受冲刷后 布置在风机塔筒顶部的传感器收集振动信号，经电 结构动力特性的影响分析以及基于性能的结构设计 荷放大器转换为电信号，过滤无用的频率成分，对信 发展研究愈发深入，风电塔的动力特性研究及在地 号频率进行分析转换为功率谱曲线显示，功率谱峰 震动作用下的动力响应分析显得十分必要.本文基 值点所对应的频率即为所测得的风电机自振频率
工程科学学报,第 41 卷,第 10 期 generation should immediately be stopped. The variation curves of the shaking table test and the numerical simulation results were more uniform, and the trend coincided well, which fully verified the accuracy of the numerical simulation. KEY WORDS offshore wind turbine tower; scour depth; on鄄site monitoring; vibration characteristics; seismic dynamic response 海上风电塔的运行环境较陆上风电塔更为复 杂,技术要求更高,长期恶劣的服役环境使风电塔在 台风及海水冲刷等复杂受力状态下更易产生破坏. 波浪荷载作用下,风电塔基础附近海床受到冲刷,随 作用时间的增加,基础周围出现冲刷坑,致使风电塔 产生较大振动,进而反作用于冲刷坑,使冲刷坑的侵 蚀更加严重. 薛九天等[1]研究表明冲刷对桩基础承 载性能的影响不可忽视. Hansen 等[2] 通过实测研 究了冲刷的变化规律. 严根华等[3]研究了不同冲刷 深度对结构动力特性的影响. 张冬冬等[4]通过建立 有限元桩鄄鄄 土模型得出了冲刷程度对风电塔的影 响. 田树刚与陈清军[5]研究了近海域风电塔结构的 动力特性和结构自振频率. 李凯文等[6]借助现场监 测与数值模拟所得数据,得到某海上风电塔在不同 水深及经受波浪荷载情况下的动力响应规律. Kim 等[7]通过建立弹簧单元来模拟桩鄄鄄 土相互作用,对 风电 塔 结 构 进 行 了 精 细 化 模 拟. Takehiko 与 Takeshi [8]为得出海上风电塔在工作过程中遭遇地 震时的荷载组合效应,针对服役中的风电塔开展了 一系列的研究. 何泓男[9] 研究得出冲刷坑深度、宽 度和冲刷坑坡角等对桩基水平承载力的影响. 朱伟 强[10]研究了海上风电塔冲刷的计算方法,并提出了 对风电塔的防护措施. 胡丹等[11] 通过研究不同冲 刷条件下单桩的水平承载力,得出冲刷及桩顶的固 定方式等对单桩承载力的影响. 杨少磊与马宏 旺[12]完成了考虑冲刷和不考虑冲刷情况下风电塔 的优化设计. 在河床冲刷方面,王志丰[13] 研究了冲 刷深度的变化对桥梁桩基础的动力反应的影响. Whitehouse 等[14] 通过海上风电场基础冲刷的监测 分析,解释了冲刷时间、冲刷坑的形成及变动海床周 围沉积物特征的相互关系. 在地震动力研究方面, 宋波等[15]考虑潮位及动水压力的影响,研究了在复 杂环境下海上风电塔的动力响应规律. 现今我国关 于海上潮流冲刷及海盐腐蚀对海上风电塔动力特性 影响的研究较少,研究不同冲刷深度对风电塔动力 响应的影响对于海上风电塔的优化设计具有十分重 要的意义. 综上,随着国内外对海上风电塔结构受冲刷后 结构动力特性的影响分析以及基于性能的结构设计 发展研究愈发深入,风电塔的动力特性研究及在地 震动作用下的动力响应分析显得十分必要. 本文基 于某海上风电塔动力特性的现场监测及有限元模型 研究,探究了不同冲刷深度对风电塔动力特性的影 响及冲刷后结构承受不同地震动荷载情况下的动力 响应规律,为海上单桩式风电塔的结构加固和优化 设计提供了参考. 1 工程概况 以江苏环港某风电场为研究背景,场区区域位 于如东近海及海岸线外侧的潮间带,属于华夏系第 二巨型隆起带. 结构 7 度抗震设防,设计基本地震 加速度值为 0郾 1g,设计地震分组为第芋组,场地类 别为域类. 风电机组单机容量 3郾 0 MW,轮毂 86 m, 风轮直径为 115 m,上部结构质量(叶片、机舱和轮 毂)为 199710 kg. 风电机塔架的现场实况如图 1 所示. 图 1 风电塔现场实况图 Fig. 1 Photograph of wind turbine towers 2 海上风电塔现场自振频率测试与分析 为确定合适的研究对象,本文对风电塔结构进 行正常运行环境下的现场监测,以该工程同时期建 造的 6#和 15#风机为对象,进行自振频率的实时监 测,监测时,海水最高潮位 1郾 26 m,局部冲刷坑深约 4郾 2 m. 由于塔架轮毂高达 86 m,难以在其顶部施加 外部冲击力,因此在风电机叶片转速减至 3郾 0 r· min - 1左右时,进行急刹车试验,同时对风电机塔筒 进行信号采集,两台风电机信号采集点位置相同. 该方法等效于对风机结构施加一个准脉冲力,利用 布置在风机塔筒顶部的传感器收集振动信号,经电 荷放大器转换为电信号,过滤无用的频率成分,对信 号频率进行分析转换为功率谱曲线显示,功率谱峰 值点所对应的频率即为所测得的风电机自振频率. ·1352·
宋波等：冲刷深度对海上风电塔地震动力响应的影响分析 ·1353· 对两台风机分别进行急刹车试验，取得2组有效数 测得的自振频率。为保护风机，不可多次进行试验 据见表1，第1次急刹车试验两台风机的动力特性 采集数据，利用现有2组有效数据对风电塔进行自 傅氏频率如图2，图中峰值点所对应的频率值即为 振频率研究分析. 表1现场急刹车试验自振频率 Table 1 Natural vibration frequency of field braking test 6#风机 15#风机 测试工况 自振频率/Hz 自振周期/s 自振频率/Hz 自振周期/s 第一次急刹车试验 0.319 3.135 0.331 3.021 第二次急刹车试验 0.318 3.145 0.327 3.058 0.06a +0.319Hz 0.08d0.331Hz 0.06 0.04 0.02 0.02 4 5 频率Hz 频率Hz 图2自由振动衰减动力特性傅氏频率.(a)6#风机：(b)15#风机 Fig.2 Fourier frequency of free vibration attenuation dynamic characteristic:(a)wind turbine tower6#;(b)wind turbine tower 15# 表1数据表明，两组急刹车试验监测数据相差 震作用下动力响应的异同. 不大，6#风机数据差值为0.3%，15#风机数据差值 3不同冲刷深度下风电塔结构的动力响应 为1.2%，均在5%以内，故本次监测所采集的数据 分析 可信.15#风机数据差值较大，可能是由于监测仪器 存在测量误差及操作误差，试验时的风速也会对结 3.1海上风电塔数值模拟模型建立 构产生一定影响.根据上述测得的两组数据发现，6 本文采用P-y曲线法模拟桩土相互作用，根 #风机结构自振周期较大，相较于15#风机结构振动 据表2所示的风电塔实地地质参数，考虑桩基受 更加明显.造成差异的原因与风机结构建设地点有 循环荷载情况，以1m为桩基分段单位，分别计算 关，6#风机结构处于海水潮区，受海水腐蚀冲刷严 出各层土的P-y曲线，并换算为力-位移数值模拟 重，导致结构的动力特性改变，进而使同样材料及构 输入参数，即可建立弹簧单元.1~7m深度土层的 造的风电塔服役时间受到限制.故本文以该工程6# P-y曲线如图3，图中X代表土壤表面以下土层 风机为研究对象，分析不同冲刷深度时风电塔在地 深度 表2土层及地质参数表 Table 2 Soil layer and geological parameter 深度/ 有效重度，极限侧阻力标地基抗力比例系 内摩擦 不排水剪切强1/2最大应力极限抗力侧移 编号 类型 m y/(kN·m-3)准值，9a/kPa数，m/(kNm-4) 角，/（°） 度，Cu/kPa 时的应变，6。值，y/mm 粉砂 4 9.8 15 1400 32 粉土 3 10 30 1600 30.7 粉砂 6 9 60 4000 32.6 3-夹层状粉土 6 8.2 32 2000 28.5 4 粉质黏土 3 9.5 52 4500 32 0.009 112.5 6-3 粉细砂 12 10 84 6000 34.1
宋 波等: 冲刷深度对海上风电塔地震动力响应的影响分析 对两台风机分别进行急刹车试验,取得 2 组有效数 据见表 1,第 1 次急刹车试验两台风机的动力特性 傅氏频率如图 2,图中峰值点所对应的频率值即为 测得的自振频率. 为保护风机,不可多次进行试验 采集数据,利用现有 2 组有效数据对风电塔进行自 振频率研究分析. 表 1 现场急刹车试验自振频率 Table 1 Natural vibration frequency of field braking test 测试工况 6#风机 15#风机 自振频率/ Hz 自振周期/ s 自振频率/ Hz 自振周期/ s 第一次急刹车试验 0郾 319 3郾 135 0郾 331 3郾 021 第二次急刹车试验 0郾 318 3郾 145 0郾 327 3郾 058 图 2 自由振动衰减动力特性傅氏频率. (a) 6#风机;(b) 15#风机 Fig. 2 Fourier frequency of free vibration attenuation dynamic characteristic: (a) wind turbine tower 6#; (b) wind turbine tower 15# 表 1 数据表明,两组急刹车试验监测数据相差 不大,6#风机数据差值为 0郾 3% ,15#风机数据差值 为 1郾 2% ,均在 5% 以内,故本次监测所采集的数据 可信. 15#风机数据差值较大,可能是由于监测仪器 存在测量误差及操作误差,试验时的风速也会对结 构产生一定影响. 根据上述测得的两组数据发现,6 #风机结构自振周期较大,相较于 15#风机结构振动 更加明显. 造成差异的原因与风机结构建设地点有 关,6#风机结构处于海水潮区,受海水腐蚀冲刷严 重,导致结构的动力特性改变,进而使同样材料及构 造的风电塔服役时间受到限制. 故本文以该工程 6# 风机为研究对象,分析不同冲刷深度时风电塔在地 震作用下动力响应的异同. 3 不同冲刷深度下风电塔结构的动力响应 分析 3郾 1 海上风电塔数值模拟模型建立 本文采用 P鄄鄄 y 曲线法模拟桩土相互作用,根 据表 2 所示的风电塔实地地质参数,考虑桩基受 循环荷载情况,以 1 m 为桩基分段单位,分别计算 出各层土的 P鄄鄄 y 曲线,并换算为力鄄鄄位移数值模拟 输入参数,即可建立弹簧单元. 1 ~ 7 m 深度土层的 P鄄鄄 y 曲线如图 3,图中 X 代表土壤表面以下土层 深度. 表 2 土层及地质参数表 Table 2 Soil layer and geological parameter 编号 类型 深度/ m 有效重度, 酌 / (kN·m - 3 ) 极限侧阻力标 准值,qsik / kPa 地基抗力比例系 数,m/ (kN·m - 4 ) 内摩擦 角,准/ (毅) 不排水剪切强 度,Cu / kPa 1 / 2 最大应力 时的应变,着c 极限抗力侧移 值,yc / mm 1 粉砂 4 9郾 8 15 1400 32 / / / 2 粉土 3 10 30 1600 30郾 7 / / / 3 粉砂 6 10 60 4000 32郾 6 / / / 3鄄鄄夹 层状粉土 6 8郾 2 32 2000 28郾 5 / / / 4 粉质黏土 3 9郾 5 52 4500 / 32 0郾 009 112郾 5 6鄄鄄3 粉细砂 12 10 84 6000 34郾 1 / / / ·1353·
.1354· 工程科学学报.第41卷，第10期 1000 2000 (a) (b) 800上 -X=1·X=2 1500 是 -4-X=3-X=4 600F 1000 400 电●●◆●◆-9。◆◆。◆。-。售-年一年。。●●●中 500 ■一X=5 200 ◆一X=6 了一0-■-■■-■■■-■增-■-0鲁-■■中 ▲一X=7 0.1 0.20.3 0.4 0.5 0.1 02 0.3 0.4 0.5 水平侧移.m 水平侧移.m 图3各土层不同深度P-y关系曲线.(a)粉砂层：(b)粉土层 Fig.3 P-y curves at different soil layer depths:(a)silty sand;(b)silty soil 采用ANSYS有限元分析软件建模，选取 结构上，利用Morison动水理论等效计算，采用 Combin239单元模拟桩-土接触，塔筒、桩基、法兰及 Mass21单元模拟.图4为不同冲刷深度下的计算模 叶片选取Beaml88单元模拟.塔筒内部采用法兰连 型示意图及结构细部模拟示意图.建模时，塔筒依 接，考虑到叶片扭转，其轮廓端部采用原型断面，其 据壁厚不同分为三段，筒径由3.07m逐渐增加到 余部分断面均简化为菱形，机舱采用部分施加密度 4.5m,壁厚变化范围18~50mm.模型材料选用 的方法以保证中心位置与实际相符，轮毂简化为一 Q345钢，材料的应力-应变关系采用钢材双线性模 柱体与半球体，采用Beam188单元与Solid95单元 型6].该模型把材料塑性阶段和强化阶段简化成一条 混合模拟.为计算简便，水简化为附加质量施加在 斜直线，塑性阶段的弹性模量为E/100,如图5所示 a 无冲刷结构 冲刷5m 冲刷10m 图4不同冲刷深度的计算模型示意图及细部模拟示意图.(a)不同冲刷深度计算模型示意图：(b)细部模拟示意图 Fig.4 Calculating models and detailed simulation sketches for different scouring depths:(a)calculation models of different scouring depths;(b) detailed simulation sketches 本文所研究的海上风电塔，结构的固有频率为 □E100 0.306Hz,周期较长.地震波依据波形长周期段的趋 势与规范谱的拟合程度选取，以保证结构的安全性 和时程分析的准确性].根据结构的自振特性，本 50 (压缩侧期 (拉伸侧 文选取Imperial Valley-O6地震波（加速度峰值为 218cm·s2),远场T1-Ⅲ-1日本海中部地震波（震 0 中距110km)和近场T2-Ⅲ-1兵库县南部地震波 (震中距30km),加速度反应谱曲线如图6所示. 0 3.2风电塔结构模态分析 应变e 图5钢材应力-应变曲线双线性模型 基于ANSYS软件内置的Block Lanczos法对结 构进行模态分析.以冲刷深度5m和10m为例与无 Fig.5 Bilinear model of stress-strain curve of steel 冲刷结构的振动特性比较，结果如表3，可见冲刷作
工程科学学报,第 41 卷,第 10 期 图 3 各土层不同深度 P鄄鄄 y 关系曲线. (a)粉砂层;(b)粉土层 Fig. 3 P鄄鄄 y curves at different soil layer depths: (a) silty sand; (b) silty soil 采 用 ANSYS 有 限 元 分 析 软 件 建 模, 选 取 Combin39 单元模拟桩鄄鄄 土接触,塔筒、桩基、法兰及 叶片选取 Beam188 单元模拟. 塔筒内部采用法兰连 接,考虑到叶片扭转,其轮廓端部采用原型断面,其 余部分断面均简化为菱形,机舱采用部分施加密度 的方法以保证中心位置与实际相符,轮毂简化为一 柱体与半球体,采用 Beam188 单元与 Solid95 单元 混合模拟. 为计算简便,水简化为附加质量施加在 结构 上, 利 用 Morison 动 水 理 论 等 效 计 算, 采 用 Mass21 单元模拟. 图 4 为不同冲刷深度下的计算模 型示意图及结构细部模拟示意图. 建模时,塔筒依 据壁厚不同分为三段,筒径由 3郾 07 m 逐渐增加到 4郾 5 m,壁厚变化范围 18 ~ 50 mm. 模型材料选用 Q345 钢,材料的应力鄄鄄 应变关系采用钢材双线性模 型[16] . 该模型把材料塑性阶段和强化阶段简化成一条 斜直线,塑性阶段的弹性模量为 E/ 100,如图5 所示. 图 4 不同冲刷深度的计算模型示意图及细部模拟示意图 郾 (a)不同冲刷深度计算模型示意图;(b)细部模拟示意图 Fig. 4 Calculating models and detailed simulation sketches for different scouring depths: ( a) calculation models of different scouring depths; ( b) detailed simulation sketches 图 5 钢材应力鄄鄄应变曲线双线性模型 Fig. 5 Bilinear model of stress鄄鄄strain curve of steel 本文所研究的海上风电塔,结构的固有频率为 0郾 306 Hz,周期较长. 地震波依据波形长周期段的趋 势与规范谱的拟合程度选取,以保证结构的安全性 和时程分析的准确性[17] . 根据结构的自振特性,本 文选取 Imperial Valley鄄鄄 06 地震波(加速度峰值为 218 cm·s - 2 ),远场 T1鄄鄄芋鄄鄄1 日本海中部地震波(震 中距 110 km)和近场 T2鄄鄄 芋鄄鄄 1 兵库县南部地震波 (震中距 30 km),加速度反应谱曲线如图 6 所示. 3郾 2 风电塔结构模态分析 基于 ANSYS 软件内置的 Block Lanczos 法对结 构进行模态分析. 以冲刷深度 5 m 和 10 m 为例与无 冲刷结构的振动特性比较,结果如表 3,可见冲刷作 ·1354·
宋波等：冲刷深度对海上风电塔地震动力响应的影响分析 .1355. 0 用下风电塔固有周期呈现不同程度的增大，冲刷深 标准反应谱 度越大，结构自振周期增幅越大，相应的模态与频率 Imperial Valley-06 ..-T1--1 的关系见图7.由上述规律可推知，数值模拟冲刷 --T2-1-1 4.2m结构自振频率在0.306~0.301Hz范围内，与 表1中6#风机急刹车试验数据对比，偏差比例在 5%左右，属于容许误差范围，可验证数值模拟的正 确性. 低阶振型主要反映上部塔筒结构的弯曲变形 0 4 10 图7表明，基础冲刷5m后，结构第一阶振型固有周 时间s 期变为3.322s,冲刷10m后，固有周期变为3.436 图63种地震波加速度反应谱 s,与无冲刷结构周期3.268s相比周期变长，可见随 Fig.6 Acceleration response spectra of three types of seismic waves 冲刷深度增加，频率值降幅并不大，说明下部基础的 表3冲刷前后风电塔支撑结构振动模态比较 Table 3 Comparison of vibration modes of wind turbine tower supporting structures before and after scouring 模态阶数 无冲刷结构/Hz 冲刷5m结构/Hz 降/% 冲刷10m结构/Hz 降幅/% 0.306 0.301 1.6 0.291 4.9 0.311 0.305 1.9 0.295 5.1 0.916 0.906 1.1 0.890 2.8 1.225 1.205 1.6 1.172 4.3 1.460 1.406 3.7 1.361 6.8 3.095 2.942 4.9 2.715 12.3 7 3.223 2.985 7.4 2.774 13.9 8 7.017 5.819 17.1 5.683 19.0 9 7.061 6.560 7.1 6.002 15.0 10 8.186 6.597 19.4 6.124 25.2 构顶部位移也随之增大甚至超过位移限值，结构将 产生大的振动进而导致风机停摆 3.3不同冲刷深度下风电塔结构动力响应分析 为进一步研究基础局部冲刷对结构动力响应的 影响，以上述模型为基础，调整地震动峰值加速度分 别为220、400和1000cm·s2,从+X向输入地震 。一无冲制 动，研究无冲刷结构、基础冲刷5m和基础冲刷10m ◆一冲刷5m ▲一冲刷10m 程度下不同峰值地震动对风电塔结构动力响应的影 响规律.风电塔结构在不同地震动作用下的动力响 6 8 10 模态阶数 应如下表4. 图7不同冲刷深度条件下风电塔结构模态频率对比图 从表4位移峰值对比发现，Imperial Valley-O6 Fig.7 Comparison of modal frequencies of wind turbine towers under 地震动对结构产生的影响最大，相同冲刷深度下，结 different scour depth conditions 构的地震动力响应随峰值加速度增大而更加明显， 冲刷深度对低阶振型频率的影响有限.而对于结构 加速度峰值400cm·s-2作用下的响应值约为220cm· 的高阶振型，其自振周期会由于冲刷深度的增大，而 s2作用下的1.8倍.当峰值加速度相同时，局部冲 大幅度下降.由此可得，冲刷深度对结构的高阶振 刷深度由5m增加到10m,其响应值增大比例为 型影响较明显 10%左右.风电塔结构最大响应加速度出现在塔筒 由于冲刷致使土层对高柔性结构约束减弱，裸 高度约60m处，可见对于复杂结构，其加速度变化 露于地基外的塔筒增长，自振周期较原来将增大，结 趋势不遵循单自由度体系的简单变化.下面以远场
宋 波等: 冲刷深度对海上风电塔地震动力响应的影响分析 图 6 3 种地震波加速度反应谱 Fig. 6 Acceleration response spectra of three types of seismic waves 用下风电塔固有周期呈现不同程度的增大,冲刷深 度越大,结构自振周期增幅越大,相应的模态与频率 的关系见图 7. 由上述规律可推知,数值模拟冲刷 4郾 2 m 结构自振频率在 0郾 306 ~ 0郾 301 Hz 范围内,与 表 1 中 6#风机急刹车试验数据对比,偏差比例在 5% 左右,属于容许误差范围,可验证数值模拟的正 确性. 低阶振型主要反映上部塔筒结构的弯曲变形, 图 7 表明,基础冲刷 5 m 后,结构第一阶振型固有周 期变为 3郾 322 s,冲刷 10 m 后,固有周期变为 3郾 436 s,与无冲刷结构周期 3郾 268 s 相比周期变长,可见随 冲刷深度增加,频率值降幅并不大,说明下部基础的 表 3 冲刷前后风电塔支撑结构振动模态比较 Table 3 Comparison of vibration modes of wind turbine tower supporting structures before and after scouring 模态阶数 无冲刷结构/ Hz 冲刷 5 m 结构/ Hz 降幅/ % 冲刷 10 m 结构/ Hz 降幅/ % 1 0郾 306 0郾 301 1郾 6 0郾 291 4郾 9 2 0郾 311 0郾 305 1郾 9 0郾 295 5郾 1 3 0郾 916 0郾 906 1郾 1 0郾 890 2郾 8 4 1郾 225 1郾 205 1郾 6 1郾 172 4郾 3 5 1郾 460 1郾 406 3郾 7 1郾 361 6郾 8 6 3郾 095 2郾 942 4郾 9 2郾 715 12郾 3 7 3郾 223 2郾 985 7郾 4 2郾 774 13郾 9 8 7郾 017 5郾 819 17郾 1 5郾 683 19郾 0 9 7郾 061 6郾 560 7郾 1 6郾 002 15郾 0 10 8郾 186 6郾 597 19郾 4 6郾 124 25郾 2 图 7 不同冲刷深度条件下风电塔结构模态频率对比图 Fig. 7 Comparison of modal frequencies of wind turbine towers under different scour depth conditions 冲刷深度对低阶振型频率的影响有限. 而对于结构 的高阶振型,其自振周期会由于冲刷深度的增大,而 大幅度下降. 由此可得,冲刷深度对结构的高阶振 型影响较明显. 由于冲刷致使土层对高柔性结构约束减弱,裸 露于地基外的塔筒增长,自振周期较原来将增大,结 构顶部位移也随之增大甚至超过位移限值,结构将 产生大的振动进而导致风机停摆. 3郾 3 不同冲刷深度下风电塔结构动力响应分析 为进一步研究基础局部冲刷对结构动力响应的 影响,以上述模型为基础,调整地震动峰值加速度分 别为 220、400 和 1000 cm·s - 2 ,从 + X 向输入地震 动,研究无冲刷结构、基础冲刷 5 m 和基础冲刷 10 m 程度下不同峰值地震动对风电塔结构动力响应的影 响规律. 风电塔结构在不同地震动作用下的动力响 应如下表 4. 从表 4 位移峰值对比发现,Imperial Valley鄄鄄 06 地震动对结构产生的影响最大,相同冲刷深度下,结 构的地震动力响应随峰值加速度增大而更加明显, 加速度峰值 400 cm·s - 2作用下的响应值约为 220 cm· s - 2作用下的 1郾 8 倍. 当峰值加速度相同时,局部冲 刷深度由 5 m 增加到 10 m,其响应值增大比例为 10% 左右. 风电塔结构最大响应加速度出现在塔筒 高度约 60 m 处,可见对于复杂结构,其加速度变化 趋势不遵循单自由度体系的简单变化. 下面以远场 ·1355·
.1356· 工程科学学报.第41卷，第10期 表4不同冲刷深度结构在不同地震动作用下的动力响应结果 Table 4 Dynamic response of structures with different scouring degrees under different ground motions 地震动 峰值调整/ 最大响应加速度/(m·s2) 加速度放大率/% 最大响应位移/m 最大响应应力/MPa 名称 (cm.s-2) 冲刷5m 冲刷10m 冲刷5m 冲刷10m 冲刷5m 冲刷10m 冲刷5m 冲刷10m 220 9.623 10.267 9.6 17.0 0.443 0.477 68.7 71.3 Imperial 400 17.610 18.788 10.3 17.7 0.811 0.873 125.8 130.5 Valley-06 1000 44.170 47.125 11.8 19.3 2.512 2.723 312.2 327.4 220 5.724 6.240 1.2 10.3 0.413 0.461 56.8 60.5 T1-Ⅲ-1 400 10.400 11.286 2.1 10.8 0.749 0.838 103.1 109.9 1000 26.043 28.262 6.1 15.1 2.199 2.430 260.9 275.3 220 4.151 4.396 1.1 7.1 0.231 0.240 34.5 45.6 T2-Ⅲ-1 400 9.473 10.050 1.7 7.9 0.418 0.434 67.3 82.6 1000 21.199 22.617 3.2 10.1 1.228 1.274 169.4 206.7 T1-Ⅲ-1地震动作用下结构的动力响应为例进行分 基础冲刷10m时的结构顶端位移达到结构位移限 析，结构的位移、加速度、应力响应如图8所示 值，结构可能会出现失稳.由图8(c)可看出，风电 由图8(a)可发现，不同冲刷深度(5m和10m) 塔结构应力响应呈现一定的规律性，随塔筒高度的 下结构位移响应值沿高度的分布规律相近.在220 增加，结构的应力先迅速增加，再稍有减小，然后以 cm·s2地震作用下无冲刷结构的顶点位移为0.391 一定的速度继续增大至塔筒高度约50m处，最终逐 m,基础冲刷5m后顶点位移为0.413m,位移增幅为 渐减小至最高点.在地震动峰值加速度为400cm· 5.6%,冲刷10m时位移为0.461m,增幅为17.9%. 、2时，3种结构塔筒应力峰值均未超过钢材许用应 地震峰值加速度为400cm·s2时，无冲刷结构和冲 力，可见此时塔筒并未出现屈服，仍处于弹性阶段. 刷5m结构的顶端位移并未超过结构位移限值，而 当地震动峰值加速度为1000cm·s~2时，在Im- 100 100 b 80 80 60 00-000-0 60 -无冲刷220cm·s2 章-无冲别400cm·s2 无冲刷1000cm·s2 20 +冲刷5m220cm·s-2 20 -×冲刷5m400cm·s2 Dn00gPP0燕*0米*米 -+冲刷5m220cm·2 米-冲刷5m1000cm·9-2 -×冲刷5m400cm·s3 P-冲刷10m220cm·s2 米冲5m1000cm·g2 鲁一无冲220cm·s2 ◆-冲10m220cm·s2 0-冲刷10m400cm·s2 20 ◆无冲400cm·s2 -0-神10m400cm·s2 o-冲刷10m1000cm·82 无冲刷1000cm·2-冲刷10m1000cm·s2 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 10 15 20 25 30 位移m 加速度(m·s 100 (e) 80 210 MPa 60 一无冲删220cm6 ◆无冲刷400cm-52 无冲刷1000cm止2 馆 +冲刷5m220cm·s2 ×-冲刷5m400cm·s2 米神5m1000cm·s-2 P冲刷10m220cm·s2 20 0-冲刷10m400cm·82 -冲刷10m1000cm·s2 40 50 100 150 200 250 300 350 应力MPa 图8不同冲刷深度下结构动力响应峰值.(a)位移蜂值：(b)加速度峰值：()应力峰值 Fig.8 Peak dynamic response of structures under different scouring conditions:(a)displacement peak value;(b)acceleration peak value;(c) stress peak value
工程科学学报,第 41 卷,第 10 期 表 4 不同冲刷深度结构在不同地震动作用下的动力响应结果 Table 4 Dynamic response of structures with different scouring degrees under different ground motions 地震动 名称 峰值调整/ (cm·s - 2 ) 最大响应加速度/ (m·s - 2 ) 加速度放大率/ % 最大响应位移/ m 最大响应应力/ MPa 冲刷 5 m 冲刷 10 m 冲刷 5 m 冲刷 10 m 冲刷 5 m 冲刷 10 m 冲刷 5 m 冲刷 10 m Imperial 220 9郾 623 10郾 267 9郾 6 17郾 0 0郾 443 0郾 477 68郾 7 71郾 3 Valley鄄鄄06 400 17郾 610 18郾 788 10郾 3 17郾 7 0郾 811 0郾 873 125郾 8 130郾 5 1000 44郾 170 47郾 125 11郾 8 19郾 3 2郾 512 2郾 723 312郾 2 327郾 4 220 5郾 724 6郾 240 1郾 2 10郾 3 0郾 413 0郾 461 56郾 8 60郾 5 T1鄄鄄芋鄄鄄1 400 10郾 400 11郾 286 2郾 1 10郾 8 0郾 749 0郾 838 103郾 1 109郾 9 1000 26郾 043 28郾 262 6郾 1 15郾 1 2郾 199 2郾 430 260郾 9 275郾 3 220 4郾 151 4郾 396 1郾 1 7郾 1 0郾 231 0郾 240 34郾 5 45郾 6 T2鄄鄄芋鄄鄄1 400 9郾 473 10郾 050 1郾 7 7郾 9 0郾 418 0郾 434 67郾 3 82郾 6 1000 21郾 199 22郾 617 3郾 2 10郾 1 1郾 228 1郾 274 169郾 4 206郾 7 T1鄄鄄芋鄄鄄1 地震动作用下结构的动力响应为例进行分 析,结构的位移、加速度、应力响应如图 8 所示. 图 8 不同冲刷深度下结构动力响应峰值. (a)位移峰值;(b)加速度峰值;(c)应力峰值 Fig. 8 Peak dynamic response of structures under different scouring conditions: ( a) displacement peak value; ( b) acceleration peak value; ( c) stress peak value 由图 8(a)可发现,不同冲刷深度(5 m 和 10 m) 下结构位移响应值沿高度的分布规律相近. 在 220 cm·s - 2地震作用下无冲刷结构的顶点位移为 0郾 391 m,基础冲刷5 m 后顶点位移为0郾 413 m,位移增幅为 5郾 6% ,冲刷 10 m 时位移为 0郾 461 m,增幅为 17郾 9% . 地震峰值加速度为 400 cm·s - 2时,无冲刷结构和冲 刷 5 m 结构的顶端位移并未超过结构位移限值,而 基础冲刷 10 m 时的结构顶端位移达到结构位移限 值,结构可能会出现失稳. 由图 8( c)可看出,风电 塔结构应力响应呈现一定的规律性,随塔筒高度的 增加,结构的应力先迅速增加,再稍有减小,然后以 一定的速度继续增大至塔筒高度约 50 m 处,最终逐 渐减小至最高点. 在地震动峰值加速度为 400 cm· s - 2时,3 种结构塔筒应力峰值均未超过钢材许用应 力,可见此时塔筒并未出现屈服,仍处于弹性阶段. 当地震动峰值加速度为 1000 cm·s - 2时,在 Im鄄 ·1356·
宋波等：冲刷深度对海上风电塔地震动力响应的影响分析 ·1357. perial Valley-O6和Tl-Ⅲ-1地震动作用下，结构的 上述可得，基础冲刷会使结构的位移、加速度和应力 应力峰值均达到许用应力，在T2-Ⅲ-1地震动作用 峰值增大，冲刷深度越大，结构动力响应增幅越明 下，无冲刷结构应力峰值未达到许用应力，但基础冲 显，结构越易处于不安全状态；且地震动峰值加速度 刷10m后，结构应力峰值达到许用应力，结构将处 越大，冲刷对结构的影响越大 于不安全状态.可见当结构基础冲刷10m时，塔筒 提取220cms-2远场T1-Ⅲ-1地震动作用下支 各处应力均有所增大，进而使结构加速破坏.故由 撑结构顶部节点的位移和加速度时程曲线见图9. 0.6 a -·-冲刷5m (b) ---冲制5m 冲制10m 6 一冲刷10m 0.4 0.2 -2 0.2 -0.4 066 10 20 30 40 50 H 0 10 20 3040 50 60 时间s 时间/s 图9不同冲刷深度支撑结构顶部节点时程曲线.()位移时程曲线：(b)加速度时程曲线 Fig.9 Time-history curves of the top node with different scour depth support structures:(a)displacement-time history curve;(b)acceleration-time history curve 由图9可知，当局部冲刷深度由5m增加到10 在模型箱中.试验模型及传感器布置如图10，通过 m时，其塔筒顶部的最大位移由0.413m增大到 试验与数值模拟结果对比，验证模拟结果是否准确. 0.461m,增大约12%：在其他两种地震波作用下，随 通过数据采集系统，采集风机模型在选取的两 冲刷深度的增加，位移增大比例也约为12%~ 条远场地震波作用下风机塔筒顶部的位移时程，同 15%.通过时程曲线可看出，冲刷深度不同，节点在 时对数值模型施加同样波形，所获位移峰值对比如 地震波的整个持续过程中位移变化并不完全相似， 图11所示. 与结构动力特性有关，且最大位移发生时刻也不相 对比结果可发现，风机塔筒顶部最大水平位移 同，冲刷深度为5m和10m时，其最大正向位移分 试验值与数值模拟结果吻合较好.数值模拟值和试 别发生在27.95s和31.61s:最大负向位移分别发 验值产生的误差主要是由于模型的等效化处理及加 生在32.77s和33.08s. 工等造成，但都在合理范围之内.通过振动台缩尺 综上所述，冲刷深度对风电塔这种高柔性结构 模型试验，较好的验证了数值模拟结果的正确性，表 的动力特性及动力响应结果均有放大作用. 明以上数值模拟结果具有一定的可参考价值. 3.4振动台试验与数值模拟对比分析 4 基于模型几何相似系数入=150、整体高度约 结论 2.5m(包括塔筒和桩基)的风电塔试验模型，研究地 基于P-y法桩土相互作用及ANSYS计算模 震作用对风电塔结构动力响应的影响.本次试验通 型，研究了海上风电塔结构在不同冲刷深度下结构 过室内ES-15液压振动台进行，选取两条典型远场 的动力特性及冲刷深度对结构地震动作用下动力响 地震波（台湾集集地震LA004和LA049)作为输入 应的影响，对比分析后得到如下结果： 地震动.试验中，为模拟土层对结构动力响应的影 (1)冲刷深度主要影响结构高阶振型，致使结 响，同时考虑实验室各项条件的限制，将桩体等效为 构扭转变形幅度增大，自振周期变长，增幅最大达 嵌固于地表面以下一定深度的悬臂桩模型，同时采 33%.由于冲刷致使土层对高柔性结构约束减弱， 用与实际土质相近的土与砂土等混合料拌合，实现 随冲刷深度的增大，结构将产生大的振动进而导致 嵌固点以上真实土体的模拟.制作模型时，将风电 风机停摆 塔模型焊接在底板上，并通过螺栓连接将底板固定 (2)地震动作用下，冲刷深度对结构位移、应力
宋 波等: 冲刷深度对海上风电塔地震动力响应的影响分析 perial Valley鄄鄄06 和 T1鄄鄄芋鄄鄄1 地震动作用下,结构的 应力峰值均达到许用应力,在 T2鄄鄄芋鄄鄄1 地震动作用 下,无冲刷结构应力峰值未达到许用应力,但基础冲 刷 10 m 后,结构应力峰值达到许用应力,结构将处 于不安全状态. 可见当结构基础冲刷 10 m 时,塔筒 各处应力均有所增大,进而使结构加速破坏. 故由 上述可得,基础冲刷会使结构的位移、加速度和应力 峰值增大,冲刷深度越大,结构动力响应增幅越明 显,结构越易处于不安全状态;且地震动峰值加速度 越大,冲刷对结构的影响越大. 提取220 cm·s - 2远场 T1鄄鄄芋鄄鄄1 地震动作用下支 撑结构顶部节点的位移和加速度时程曲线见图 9. 图 9 不同冲刷深度支撑结构顶部节点时程曲线. (a)位移时程曲线;(b)加速度时程曲线 Fig. 9 Time鄄history curves of the top node with different scour depth support structures: (a) displacement鄄time history curve; (b) acceleration鄄time history curve 由图 9 可知,当局部冲刷深度由 5 m 增加到 10 m 时,其塔筒顶部的最大位移由 0郾 413 m 增大到 0郾 461 m,增大约 12% ;在其他两种地震波作用下,随 冲刷深度的增加, 位移增大比例也约为 12% ~ 15% . 通过时程曲线可看出,冲刷深度不同,节点在 地震波的整个持续过程中位移变化并不完全相似, 与结构动力特性有关,且最大位移发生时刻也不相 同,冲刷深度为 5 m 和 10 m 时,其最大正向位移分 别发生在 27郾 95 s 和 31郾 61 s;最大负向位移分别发 生在 32郾 77 s 和 33郾 08 s. 综上所述,冲刷深度对风电塔这种高柔性结构 的动力特性及动力响应结果均有放大作用. 3郾 4 振动台试验与数值模拟对比分析 基于模型几何相似系数 姿L = 1 / 50、整体高度约 2郾 5 m(包括塔筒和桩基)的风电塔试验模型,研究地 震作用对风电塔结构动力响应的影响. 本次试验通 过室内 ES鄄鄄15 液压振动台进行,选取两条典型远场 地震波(台湾集集地震 ILA004 和 ILA049)作为输入 地震动. 试验中,为模拟土层对结构动力响应的影 响,同时考虑实验室各项条件的限制,将桩体等效为 嵌固于地表面以下一定深度的悬臂桩模型,同时采 用与实际土质相近的土与砂土等混合料拌合,实现 嵌固点以上真实土体的模拟. 制作模型时,将风电 塔模型焊接在底板上,并通过螺栓连接将底板固定 在模型箱中. 试验模型及传感器布置如图 10,通过 试验与数值模拟结果对比,验证模拟结果是否准确. 通过数据采集系统,采集风机模型在选取的两 条远场地震波作用下风机塔筒顶部的位移时程,同 时对数值模型施加同样波形,所获位移峰值对比如 图 11 所示. 对比结果可发现,风机塔筒顶部最大水平位移 试验值与数值模拟结果吻合较好. 数值模拟值和试 验值产生的误差主要是由于模型的等效化处理及加 工等造成,但都在合理范围之内. 通过振动台缩尺 模型试验,较好的验证了数值模拟结果的正确性,表 明以上数值模拟结果具有一定的可参考价值. 4 结论 基于 P鄄鄄 y 法桩土相互作用及 ANSYS 计算模 型,研究了海上风电塔结构在不同冲刷深度下结构 的动力特性及冲刷深度对结构地震动作用下动力响 应的影响,对比分析后得到如下结果: (1)冲刷深度主要影响结构高阶振型,致使结 构扭转变形幅度增大,自振周期变长,增幅最大达 33% . 由于冲刷致使土层对高柔性结构约束减弱, 随冲刷深度的增大,结构将产生大的振动进而导致 风机停摆. (2)地震动作用下,冲刷深度对结构位移、应力 ·1357·
.1358. 工程科学学报.第41卷，第10期 (a) (c) +位移计 ·加速度计 砂箱 水面 应变片 海床位置 振动台 图10振动台试验模型.(a)试验振动台：(b)传感器布置（单位：mm):(c)振动试验示意图 Fig.10 Shaking table test model:(a)shaking table;(b)sensor arrangement(unit:mm);(c)schematic of the vibration test 4c a) (b) 2 8---r r r 0 0 -0 2 0 一0-LA049模拟 -口-1A049试验 一0-LA004模拟 -0-LA004试验 100 200 300 400 500 100 200 300 400 500 峰值加速度(cm·s 峰值加速度(cm·s-) 图11试验与模拟对比.(a)LA049:(b)LA004 Fig.11 Comparison of the experiment and simulation:(a)ILA049;(b)ILA004 等产生较大影响，可见冲刷深度越大，对结构的位 performance of offshore wind turbine pile foundation.Build Sci, 移、应力等动力响应的影响程度越大，尤其是在冲刷 2012,28(Suppl1):84 (薛九天，王伟，杨敏.海水冲刷效应对海上风机桩基承载性 深度大且结构遭受罕遇地震的情况下，塔筒顶部位 能的影响分析.建筑科学，2012,28（增刊1）：84) 移值将超过结构水平位移限值，结构可能发生旋转 [2]Hansen E A,Nielsen A W,Simonsen HJ,et al.Scour protection 叶片与塔筒结构相撞的事故.因此对于风机结构， around offshore wind turbine foundations,full-scale measurements 需要控制其水平位移以保证结构的正常运行和工 /Scientific Proceedings of the European Wind Energy Conference. 作，在遭遇7度罕遇地震时，应立即停止发电工作. Milan 2007 (3)比较基础冲刷结构与无冲刷结构在三种不 [3]Yan G H,Gu H,Lu Z M,et al.The influence analysis of founda- 同地震动作用下的动力响应，可进一步验证(2)中 tion scouring on dynamic characteristics of the tower supporting system of offshore wind farm.Eng Sci,2011,13(1):69 结论的正确性.通过对不同峰值加速度作用下结构 (严根华，古华，陆忠民，等.基础冲刷对海上风电场塔架支 动力响应峰值的比较，可知地震动峰值加速度越大， 撑系统动力特性的影响分析.中国工程科学，2011,13(1)： 冲刷对结构动力响应的影响程度越明显.最大应力 69) 响应位于塔筒高度约50m位置处，最大加速度响应 [4]Zhang DD,Cheng Y,Shang H L,et al.Effect of scour on nature 位于塔筒高度约60m处，变化规律相对复杂，不完 frequencies of offshore wing turbine structures.Spec Struct,2017, 34(2):8 全遵循单自由度体系的变化规律. (张冬冬，程晔，商红磊，等.冲刷引起的土体变化对海上风 电结构自振频率的影响研究.特种结构，2017,34(2)：8) 参考文献 [5]Tian SG,Chen Q J.Analysis of dynamic characteristics of off- [1]Xue JT,Wang W,Yang M.Analysis of scour effect on bearing shore wind power foundation with consideration of fluid-structure
工程科学学报,第 41 卷,第 10 期 图 10 振动台试验模型. (a)试验振动台;(b)传感器布置(单位:mm);(c)振动试验示意图 Fig. 10 Shaking table test model: (a) shaking table; (b) sensor arrangement(unit:mm); (c) schematic of the vibration test 图 11 试验与模拟对比. (a) ILA049;(b) ILA004 Fig. 11 Comparison of the experiment and simulation: (a) ILA049; (b) ILA004 等产生较大影响,可见冲刷深度越大,对结构的位 移、应力等动力响应的影响程度越大,尤其是在冲刷 深度大且结构遭受罕遇地震的情况下,塔筒顶部位 移值将超过结构水平位移限值,结构可能发生旋转 叶片与塔筒结构相撞的事故. 因此对于风机结构, 需要控制其水平位移以保证结构的正常运行和工 作,在遭遇 7 度罕遇地震时,应立即停止发电工作. (3)比较基础冲刷结构与无冲刷结构在三种不 同地震动作用下的动力响应,可进一步验证(2) 中 结论的正确性. 通过对不同峰值加速度作用下结构 动力响应峰值的比较,可知地震动峰值加速度越大, 冲刷对结构动力响应的影响程度越明显. 最大应力 响应位于塔筒高度约 50 m 位置处,最大加速度响应 位于塔筒高度约 60 m 处,变化规律相对复杂,不完 全遵循单自由度体系的变化规律. 参 考 文 献 [1] Xue J T, Wang W, Yang M. Analysis of scour effect on bearing performance of offshore wind turbine pile foundation. Build Sci, 2012, 28(Suppl 1): 84 (薛九天, 王伟, 杨敏. 海水冲刷效应对海上风机桩基承载性 能的影响分析. 建筑科学, 2012, 28(增刊 1): 84) [2] Hansen E A, Nielsen A W, Simonsen H J, et al. Scour protection around offshore wind turbine foundations, full鄄scale measurements / / Scientific Proceedings of the European Wind Energy Conference. Milan: 2007 [3] Yan G H, Gu H, Lu Z M, et al. The influence analysis of founda鄄 tion scouring on dynamic characteristics of the tower supporting system of offshore wind farm. Eng Sci, 2011, 13(1): 69 (严根华, 古华, 陆忠民, 等. 基础冲刷对海上风电场塔架支 撑系统动力特性的影响分析. 中国工程科学, 2011, 13 (1): 69) [4] Zhang D D, Cheng Y, Shang H L, et al. Effect of scour on nature frequencies of offshore wing turbine structures. Spec Struct, 2017, 34(2): 8 (张冬冬, 程晔, 商红磊, 等. 冲刷引起的土体变化对海上风 电结构自振频率的影响研究. 特种结构, 2017, 34(2): 8) [5] Tian S G, Chen Q J. Analysis of dynamic characteristics of off鄄 shore wind power foundation with consideration of fluid鄄structure ·1358·
宋波等：冲刷深度对海上风电塔地震动力响应的影响分析 ·1359. interaction.Chin 0 Mech,2014,35(3):473 研究及数值模拟.水利学报.2015,46（增刊1）：263) (田树刚，陈清军.考虑流固耦合的近海风电支撑体系自振特 [12]Yang S L,Ma H W.Study on the optimum geometry of offshore 性分析.力学季刊，2014,35(3)：473) wind turbine monopiles unprotected against scour.Ocean Tech- [6]Li K W,Song B,Huang S.Dynamic response analysis of offshore nol,2018.37(1):74 wind tower founded on monopole considering FSI.J Build Struct, (杨少磊，马宏旺.考虑冲刷情况下海上风电单桩基础优化 2014,35(4):318 设计研究.海洋技术学报.2018,37(1)：74) (李凯文，宋波，黄帅.考虑流固耦合效应的海上单桩式风电 [13]Wang Z F.The Influence of Foundation Scouring on the Seismic 塔动力响应研究.建筑结构学报，2014,35(4)：318) Performance of a Bridge Under the Background of Climate Change [7]Kim D H,Lee S G,Lee I K.Seismic fragility analysis of 5 MW [Dissertation].Beijing:Beijing Jiaotong University,2012 offshore wind turbine.Renewcable Energy,2014,65:250 (王志丰.考虑气候变化背景下基础冲刷对桥梁抗震性能的 [8]Takehiko S,Takeshi I.Design formulae on concrete capacity of 影响[学位论文].北京：北京交通大学，2012) wind turbine pedestal based on the non-linear FEM analysis.J [14]Whitehouse R J,Harris J M,Sutherland J,et al.The nature of Struct Eng,2014.60:134 scour development and scour protection at offshore windfarm foun- (佐野健彦，石原孟.非線形FEM解析（二基〈風車無筋ペ dations.Mar Pollut Bull,2011,62(1)73 子又夕儿)耐力評缅式)提案.構造工学論文集，2014,60： [15]Song B,Li J R,Wang H L,et al.Earthquake response analysis 134) of in-service offshore wind towers considering effects of tide level [9]He H N.The Erolutional Study on Bearing Performance of Bridge and hydrodynamic pressure.J Archit Ciril Eng,2015,32(2): Pile Foundation Under Scour Condition Dissertation ]Nanjing: Southeast University,2015 (宋波，李吉人，王海龙，等.考虑潮位及动水压力影响的在 (何泓男.冲刷作用下桥梁桩基承载性能演化研究[学位论 役海上风电塔地震响应分析.建筑科学与工程学报，2015 文].南京：东南大学，2015) 32(2):35) [10]Zhu W Q.Calculation method and safeguard measurement of [16]Japan Road Association.Guide to Road Bridge V Seismic Design. wind turbine scoured on the sea.Electr Power Sure Des,2016 Tokyo:Japan Maru Shan Publishing House,1995 (Suppl 2):35 (日本道路协会.道路桥示方书V耐震设计篇.东京：日本 (朱伟强.海上风机冲刷计算方法及防护措施.电力勘测设 丸善出版社，1995) 计，2016（增刊2）：35) [17]Han X L,Xie C D,Ji J,et al.Ground motion selection for elas- [11]Hu D,Li F.Zhang K Y.Experment on the lateral load capacity to-plastic time-history analysis of long-period structure.China of single piles under scour conditions.Hydraul Eng,2015,46 Civil Eng J,2016,49(6):46 Suppl 1)263 (韩小雷，谢灿东，季静，等.长周期结构弹塑性时程分析的 (胡丹，李芬，张开银.冲刷作用下单桩水平承载特性试验 地震波选取.土木工程学报，2016,49(6)：46)
宋 波等: 冲刷深度对海上风电塔地震动力响应的影响分析 interaction. Chin Q Mech, 2014, 35(3): 473 (田树刚, 陈清军. 考虑流固耦合的近海风电支撑体系自振特 性分析. 力学季刊, 2014, 35(3): 473) [6] Li K W, Song B, Huang S. Dynamic response analysis of offshore wind tower founded on monopole considering FSI. J Build Struct, 2014, 35(4): 318 (李凯文, 宋波, 黄帅. 考虑流固耦合效应的海上单桩式风电 塔动力响应研究. 建筑结构学报, 2014, 35(4): 318) [7] Kim D H, Lee S G, Lee I K. Seismic fragility analysis of 5 MW offshore wind turbine. Renewable Energy, 2014, 65: 250 [8] Takehiko S, Takeshi I. Design formulae on concrete capacity of wind turbine pedestal based on the non鄄linear FEM analysis. J Struct Eng, 2014. 60: 134 (佐野健彦, 石原孟. 非線形 FEM 解析账基张寨風車無筋众 智止挚蛛瘴耐力評価式瘴提案. 構造工学論文集, 2014, 60: 134) [9] He H N. The Evolutional Study on Bearing Performance of Bridge Pile Foundation Under Scour Condition [Dissertation]. Nanjing: Southeast University, 2015 (何泓男. 冲刷作用下桥梁桩基承载性能演化研究[学位论 文]. 南京: 东南大学, 2015) [10] Zhu W Q. Calculation method and safeguard measurement of wind turbine scoured on the sea. Electr Power Surv Des, 2016 (Suppl 2): 35 (朱伟强. 海上风机冲刷计算方法及防护措施. 电力勘测设 计, 2016(增刊 2): 35) [11] Hu D, Li F, Zhang K Y. Experment on the lateral load capacity of single piles under scour conditions. J Hydraul Eng, 2015, 46 (Suppl 1): 263 (胡丹, 李芬, 张开银. 冲刷作用下单桩水平承载特性试验 研究及数值模拟. 水利学报, 2015, 46(增刊 1): 263) [12] Yang S L, Ma H W. Study on the optimum geometry of offshore wind turbine monopiles unprotected against scour. J Ocean Tech鄄 nol, 2018, 37(1): 74 (杨少磊, 马宏旺. 考虑冲刷情况下海上风电单桩基础优化 设计研究. 海洋技术学报, 2018, 37(1): 74) [13] Wang Z F. The Influence of Foundation Scouring on the Seismic Performance of a Bridge Under the Background of Climate Change [Dissertation]. Beijing: Beijing Jiaotong University, 2012 (王志丰. 考虑气候变化背景下基础冲刷对桥梁抗震性能的 影响[学位论文]. 北京: 北京交通大学, 2012) [14] Whitehouse R J, Harris J M, Sutherland J, et al. The nature of scour development and scour protection at offshore windfarm foun鄄 dations. Mar Pollut Bull, 2011, 62(1): 73 [15] Song B, Li J R, Wang H L, et al. Earthquake response analysis of in鄄service offshore wind towers considering effects of tide level and hydrodynamic pressure. J Archit Civil Eng, 2015, 32(2): 35 (宋波, 李吉人, 王海龙, 等. 考虑潮位及动水压力影响的在 役海上风电塔地震响应分析. 建筑科学与工程学报, 2015, 32(2): 35) [16] Japan Road Association. Guide to Road Bridge V Seismic Design. Tokyo: Japan Maru Shan Publishing House, 1995 (日本道路协会. 道路桥示方书 V 耐震设计篇. 东京: 日本 丸善出版社, 1995) [17] Han X L, Xie C D, Ji J, et al. Ground motion selection for elas鄄 to鄄plastic time鄄history analysis of long鄄period structure. China Civil Eng J, 2016, 49(6): 46 (韩小雷, 谢灿东, 季静, 等. 长周期结构弹塑性时程分析的 地震波选取. 土木工程学报, 2016, 49(6): 46) ·1359·
