工程科学学报，第39卷.第10期：1598-1605,2017年10月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.10:1598-1605,October 2017 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2017.10.020;http://journals.ustb.edu.cn 运转工况下风电塔抗震分析 戴靠山2)四，赵志)，易正翔)，盛超) 1)同济大学土木工程防灾国家重点实验室，上海2000922)能源工程安全与灾害力学教有部重点实验室（四川大学），成都610065 3)加州大学洛杉矶分校土木与环境工程学院，洛杉矶90025 ☒通信作者，E-mail:kdai@ongi.cdu.cm 摘要为了研究运转工况下风电塔的地震响应及倒塔模式，使用风电塔设计软件FAST建立风电塔模型，比较停机和运转 不同工况下的结构响应，并在运转工况下通过改变地震动输入方向研究不同风震组合角对结构响应的影响，得到最不利工 况：使用ABAQUS建立风电塔的精细化有限元模型，将FAST计算的塔顶风荷载导入ABAQUS开展分析计算.将基于叶素理 论计算的塔顶荷载与FAST计算结果进行对比，并进一步将弹性阶段ABAQUS与FAST模拟的塔顶位移进行对比，校验分析 方法的合理性.利用ABAOUS模型将地震动调幅，开展倒塔模拟.研究结果表明运转工况下最不利风震组合角是90°，强震 下塑性铰在塔身下部出现并向中上部发展，最终该风电塔在中上部发生破坏 关键词风电塔：风震组合；抗震分析：运转工况；倒塔模拟 分类号TU33·3 Seismic analyses of wind turbine tower under operational conditions DAI Kao-shan',ZHAO Zhi),YI Zheng-xiang),SHENG Chao) 1)State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering,Tongji University,Shanghai 200092,China 2)Key Laboratory of Ministry of Education of China for Energy Engineering Safety and Disaster Mechanics,Sichuan University,Chengdu 610065,China 3)Department of Civil and Environment Engineering,University of Califomnia at Los Angeles,Los Angeles 90025,USA Corresponding author,E-mail:kdai@tongji.edu.cn ABSTRACT In order to study seismic responses and collapse mode of a wind turbine tower under operational conditions,a wind tur- bine tower model was developed by the wind turbine design software FAST.The structural responses in idle condition and operational conditions were calculated and compared.The influences of different angles between wind and earthquake inputs on structural respon- ses were investigated.A detailed finite element model of the same tower was developed with ABAQUS.Wind load effects induced by the blades were calculated by FAST simulations and were verified with the results estimated through the blade element theory.Elastic analysis results from the FAST model and the ABAQUS model were also compared for verification purposes.Tower collapse simulations were conducted under earthquake excitations using the ABAQUS model.Study results show that the case with a 90 angle between the wind and earthquake inputs is the most dangerous scenario that could occur for tower dynamic responses.Collapse simulations indicate that the plastic hinges are initiated from the bottom part of the tubular tower wall;later,they develop into the upper part of the struc- ture too.The tower fails at the middle-upper part of the tower wall. KEY WORDS wind turbine tower;wind-earthquake combination;seismic analysis;operational condition;collapse simulation 我国是世界第一风电大国，截止到2016年6月我国累计风电装机容量达到158GW,占全世界总风电装 收稿日期：2017-01-17 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51208382)：上海市国际科技合作基金资助项目(16510711300)：能源工程安全与灾害力学教育部重 点实验室开放基金资助项目(EES201603)
工程科学学报,第 39 卷,第 10 期:1598鄄鄄1605,2017 年 10 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 39, No. 10: 1598鄄鄄1605, October 2017 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2017. 10. 020; http: / / journals. ustb. edu. cn 运转工况下风电塔抗震分析 戴靠山1,2) 苣 , 赵 志1) , 易正翔3) , 盛 超1) 1) 同济大学土木工程防灾国家重点实验室, 上海 200092 2) 能源工程安全与灾害力学教育部重点实验室(四川大学), 成都 610065 3) 加州大学洛杉矶分校土木与环境工程学院, 洛杉矶 90025 苣通信作者, E鄄mail: kdai@ tongji. edu. cn 摘 要 为了研究运转工况下风电塔的地震响应及倒塔模式,使用风电塔设计软件 FAST 建立风电塔模型,比较停机和运转 不同工况下的结构响应,并在运转工况下通过改变地震动输入方向研究不同风震组合角对结构响应的影响,得到最不利工 况;使用 ABAQUS 建立风电塔的精细化有限元模型,将 FAST 计算的塔顶风荷载导入 ABAQUS 开展分析计算. 将基于叶素理 论计算的塔顶荷载与 FAST 计算结果进行对比,并进一步将弹性阶段 ABAQUS 与 FAST 模拟的塔顶位移进行对比,校验分析 方法的合理性. 利用 ABAQUS 模型将地震动调幅,开展倒塔模拟. 研究结果表明运转工况下最不利风震组合角是 90毅,强震 下塑性铰在塔身下部出现并向中上部发展,最终该风电塔在中上部发生破坏. 关键词 风电塔; 风震组合; 抗震分析; 运转工况; 倒塔模拟 分类号 TU33 + 3 Seismic analyses of wind turbine tower under operational conditions DAI Kao鄄shan 1,2) 苣 , ZHAO Zhi 1) , YI Zheng鄄xiang 3) , SHENG Chao 1) 1) State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China 2) Key Laboratory of Ministry of Education of China for Energy Engineering Safety and Disaster Mechanics, Sichuan University, Chengdu 610065, China 3) Department of Civil and Environment Engineering, University of California at Los Angeles, Los Angeles 90025, USA 苣Corresponding author, E鄄mail: kdai@ tongji. edu. cn ABSTRACT In order to study seismic responses and collapse mode of a wind turbine tower under operational conditions, a wind tur鄄 bine tower model was developed by the wind turbine design software FAST. The structural responses in idle condition and operational conditions were calculated and compared. The influences of different angles between wind and earthquake inputs on structural respon鄄 ses were investigated. A detailed finite element model of the same tower was developed with ABAQUS. Wind load effects induced by the blades were calculated by FAST simulations and were verified with the results estimated through the blade element theory. Elastic analysis results from the FAST model and the ABAQUS model were also compared for verification purposes. Tower collapse simulations were conducted under earthquake excitations using the ABAQUS model. Study results show that the case with a 90毅 angle between the wind and earthquake inputs is the most dangerous scenario that could occur for tower dynamic responses. Collapse simulations indicate that the plastic hinges are initiated from the bottom part of the tubular tower wall; later, they develop into the upper part of the struc鄄 ture too. The tower fails at the middle鄄upper part of the tower wall. KEY WORDS wind turbine tower; wind鄄earthquake combination; seismic analysis; operational condition; collapse simulation 收稿日期: 2017鄄鄄01鄄鄄17 基金项目: 国家自然科学基金资助项目(51208382);上海市国际科技合作基金资助项目(16510711300);能源工程安全与灾害力学教育部重 点实验室开放基金资助项目(EES201603) 我国是世界第一风电大国,截止到 2016 年 6 月我 国累计风电装机容量达到 158 GW,占全世界总风电装
戴靠山等：运转工况下风电塔抗震分析 ·1599· 机容量的34.6%)，随着风电技术日渐成熟，风力发 电场的分布范围越来越广，部分风电塔建设在地震多 发区.目前多数研究是对风电塔在纯风或纯震下进行 分析2-)，也有少部分学者关注了风与地震组合的情 况5-).风电塔顶部一般设有传感器，当塔顶振动过大 时风机控制系统会紧急制动，所以通常认为强震下风 电塔处于停机工况.但也存在由于地震持续时间较短 来不及完全制动，或者传感器失效的情况，即为风机运 转和地震作用同时发生的工况.国际电工技术委员会 风力发电机组设计要求规范(EC61400-1)[⑧例规定了 22种设计荷载工况，风机运转下的极端工况也被列在 其中.运转工况下，为提高发电效率，风机控制系统将 风轮调节至与来流风垂直方向.然而，地震方向是不 确定的，故而地震方向和风来流方向具有不同的夹角 (以下简称风震组合角)，并可能带来不同的结构响 应.本文基于某典型风电塔结构，在风轮运转工况下， 考虑不同风震组合角进行结构弹性响应计算，探讨确 定最不利风震组合角，并进一步利用精细有限元模型 在最不利风震组合角下对该风电塔进行弹塑性倒塔分 图1风电塔示意图（单位：mm) 析，明确风电塔在风机运转工况下的地震破坏模式， Fig.1 Schematic illustration of wind turbine (unit:mm) 1风震组合角分析 范[)的风参数设计要求，湍流强度取0.16，湍流模型 设为NTM(正常湍流模型)，功率谱选用EC Kaimal 1.1基于多体动力学的FAST模型 谱，风剖面类型采用指数型剖面.风速时程根据以上 使用美国可再生能源实验室基于多体动力学开发 参数使用Turbsim软件[2生成.关于风电塔抗震分析 的风电塔设计软件FAST(fatigue,aerodynamics,struc-- 的地震输入可采用单向5,7.或双向[6，本文定义风 tures,turbulence)及Seismic模块[9-o]对某风电塔建模 来流方向和主震方向的夹角为风震组合角，将双向 并开展风震组合下的结构响应分析.该风电塔是Nor 地震简化为单向地震输入进行计算分析.考虑近断 dexS701.5MW风电机组，轮毂高度为64.65m,塔 层地震可能具有更大危险性]，本文选择经典地震 筒总高63.15m,包括1.441m的地面以上基础（刚性 动El Centro1940南北向记录（以下简称El Centro 段)：塔筒底部直径为4.035m,顶部直径为2.955m;底 波)，加速度峰值为0.262g,在风时程45s输入，经过 部最大壁厚为25mm,接近顶部最小壁厚为10mm;风 试算表明在该荷载强度下结构还处于弹性.在水平 轮半径为35m,轮毂半径为1.75m:示意图如图1. 面上逆时针每隔30输入一次地震动并通过FAST进 该风电塔的塔简总质量为911，叶片（包括轮毂） 行响应计算，如图2所示.计算完成后，提取X向和 总质量为26.886t,机舱总质量为601：发电机关于高 Z向的结构响应，用平方和开平方根(square root of 速轴的转动惯量为53.036kg·m2,轮毂关于风轮轴的 the sum of the squares,SRSS)方法得到总响应.对比 转动惯量为34600kg·m2:塔简材料为钢材，弹性模量 为210GPa,密度为7850kg·m3,由于FAST软件仅能 进行弹性阶段计算，因此FAST模型中不考虑材料的 地震动单次 塑性：设置结构阻尼比为1%，运转下的气动阻尼可由 输人方向 FAST根据运行状况及外部风荷载自动计算：为了更真 实的模拟运行状况，运转工况下设置有变桨距系统，即 政 随着风速变化改变桨距角，以维持风轮转速稳定保证 风来流方向 额定发电功率，稳定发电转速为20.463r·min;没有 设置偏航系统，因为考虑到地震持时较短，在此期间认 为风的方向不会剧烈变化 风轮旋转平面 1.2荷载参数设置及分析方法 图2计算工况示意图 该风电塔等级为二级A类，根据EC61400-1规 Fig.2 Schematic illustration of calculation case
戴靠山等: 运转工况下风电塔抗震分析 机容量的 34郾 6% [1] ,随着风电技术日渐成熟,风力发 电场的分布范围越来越广,部分风电塔建设在地震多 发区. 目前多数研究是对风电塔在纯风或纯震下进行 分析[2鄄鄄4] ,也有少部分学者关注了风与地震组合的情 况[5鄄鄄7] . 风电塔顶部一般设有传感器,当塔顶振动过大 时风机控制系统会紧急制动,所以通常认为强震下风 电塔处于停机工况. 但也存在由于地震持续时间较短 来不及完全制动,或者传感器失效的情况,即为风机运 转和地震作用同时发生的工况. 国际电工技术委员会 风力发电机组设计要求规范( IEC 61400鄄鄄1) [8] 规定了 22 种设计荷载工况,风机运转下的极端工况也被列在 其中. 运转工况下,为提高发电效率,风机控制系统将 风轮调节至与来流风垂直方向. 然而,地震方向是不 确定的,故而地震方向和风来流方向具有不同的夹角 (以下简称风震组合角),并可能带来不同的结构响 应. 本文基于某典型风电塔结构,在风轮运转工况下, 考虑不同风震组合角进行结构弹性响应计算,探讨确 定最不利风震组合角,并进一步利用精细有限元模型 在最不利风震组合角下对该风电塔进行弹塑性倒塔分 析,明确风电塔在风机运转工况下的地震破坏模式. 1 风震组合角分析 1郾 1 基于多体动力学的 FAST 模型 使用美国可再生能源实验室基于多体动力学开发 的风电塔设计软件 FAST( fatigue, aerodynamics, struc鄄 tures, turbulence)及 Seismic 模块[9鄄鄄10] 对某风电塔建模 并开展风震组合下的结构响应分析. 该风电塔是 Nor鄄 dex S70 1郾 5 MW 风电机组[11] ,轮毂高度为 64郾 65 m,塔 筒总高 63郾 15 m,包括 1郾 441 m 的地面以上基础(刚性 段);塔筒底部直径为 4郾 035 m,顶部直径为 2郾 955 m;底 部最大壁厚为 25 mm,接近顶部最小壁厚为 10 mm;风 轮半径为 35 m,轮毂半径为 1郾 75 m;示意图如图 1. 该风电塔的塔筒总质量为 91 t,叶片(包括轮毂) 总质量为 26郾 886 t,机舱总质量为 60 t;发电机关于高 速轴的转动惯量为 53郾 036 kg·m 2 ,轮毂关于风轮轴的 转动惯量为 34600 kg·m 2 ;塔筒材料为钢材,弹性模量 为 210 GPa,密度为 7850 kg·m - 3 ,由于 FAST 软件仅能 进行弹性阶段计算,因此 FAST 模型中不考虑材料的 塑性;设置结构阻尼比为 1% ,运转下的气动阻尼可由 FAST 根据运行状况及外部风荷载自动计算;为了更真 实的模拟运行状况,运转工况下设置有变桨距系统,即 随着风速变化改变桨距角,以维持风轮转速稳定保证 额定发电功率,稳定发电转速为 20郾 463 r·min - 1 ;没有 设置偏航系统,因为考虑到地震持时较短,在此期间认 为风的方向不会剧烈变化. 1郾 2 荷载参数设置及分析方法 该风电塔等级为二级 A 类,根据 IEC61400鄄鄄 1 规 图 1 风电塔示意图(单位: mm) Fig. 1 Schematic illustration of wind turbine (unit: mm) 范[8]的风参数设计要求,湍流强度取 0郾 16,湍流模型 设为 NTM(正常湍流模型),功率谱选用 IEC Kaimal 谱,风剖面类型采用指数型剖面. 风速时程根据以上 参数使用 Turbsim 软件[12]生成. 关于风电塔抗震分析 的地震输入可采用单向[5,7,13] 或双向[6,14] ,本文定义风 来流方向和主震方向的夹角为风震组合角,将双向 地震简化为单向地震输入进行计算分析. 考虑近断 层地震可能具有更大危险性[15] ,本文选择经典地震 图 2 计算工况示意图 Fig. 2 Schematic illustration of calculation case 动 El Centro 1940 南 北 向 记 录 ( 以 下 简 称 El Centro 波) ,加速度峰值为 0郾 262g,在风时程 45 s 输入,经过 试算表明在该荷载强度下结构还处于弹性. 在水平 面上逆时针每隔 30毅输入一次地震动并通过 FAST 进 行响应计算,如图 2 所示. 计算完成后,提取 X 向和 Z 向的结构响应,用平方和开平方根( square root of the sum of the squares, SRSS)方法得到总响应. 对比 ·1599·
·1600· 工程科学学报，第39卷，第10期 不同情况下的结构响应：①在某一风震组合角下，风 作状态下的时程对比如图3所示 机不同工作状态：②在运转工况下，不同风震组合 分析可知，停机工况下由于桨距角固定为90°且 角：③不同平均风速，不同地震动幅值，或不同天然 风轮转速为0，因此风荷载几乎为0；运转工况下由于 地震动. 风轮的转动在来流方向上会产生气动阻尼效应，而风 1.3结果分析 轮旋转平面方向的气动阻尼可不考虑[6,6)].因此0°风 1.3.1风机不同工作状态 震组合角下，运转工况虽然风荷载大，但受气动阻尼影 分两种工作状态进行对比：运转工况下，桨距角实 响，结构响应恢复更快，两种工况的塔顶位移的最大值 时变化以维持风轮转速稳定：停机工况下，桨距角固定 接近：90°风震组合角下，两种工况地震方向的气动阻 为90°以减少风荷载，风轮转速为0.风震组合角设置 尼均可忽略，因此时程趋势接近，但运转工况风荷载较 为0°或90°，轮毅处平均风速均取为15ms.两种工 大，塔顶位移最大值明显增大 0.4 (a) (b) --停机工况 --停机工况 运转工况 一运转工况 03 0.3 02 0.2 0 0 40 50 60 70 8090100110 120 40 50 60 708090100110120 时间/s 时间s 图3不同工作状态下塔顶位移时程图.(a)0°风震组合角：(b)90°风震组合角 Fig.3 Tower top displacement time histories under different working conditions:(a)0 wind-earthquake combination angle:(b)90 wind-earth- quake combination angle 运转工况下，由于风轮转动产生气动效应使得风 下进行 电塔所处情况复杂，且受风荷载影响结构响应更不利， 1.3.2不同风震组合角初步讨论 实际中确实可能存在由于顶部传感器失效或者来不及 图4为峰值0.262g的El Centro波与轮毂平均风 紧急停机造成风电塔仍处于运转工况，另外EC61400-1 速15m·s的湍流风在不同风震组合角下塔顶位移和 规范]也把风机运转下极端工况作为设计依据之一， 塔底弯矩时程曲线.比较发现，当风震组合角为90° 为了讨论这种复杂工况，本文以下分析都在运转工况 时，塔顶位移和塔底弯矩最大 0.4 (a) 3.0 0°----30 60° 9)F (b) 0°----.30°-60°— -909 120 -1509 1809 120 -150° 180 2.5 0.3 20 0.2 1.5 1.0 0.1 0.5 0 40 5060 7080 90100110 120 40 50 60 708090100110120 时间s 时间s 图4不同风震组合角的响应时程图.(a)塔顶位移：(b)塔底弯矩 Fig.4 Response time histories for different wind-earthquake combination angles:(a)tower top displacement;(b)tower bottom bending moment 图5给出了上述情况下塔顶位移和塔底弯矩统计 90°的过程中，风电塔动力响应的统计值均增大；而从 值随风震组合角的变化曲线.可以看出，从0°变化至 90°变化至180°的过程中，动力响应的统计值均减小
工程科学学报,第 39 卷,第 10 期 不同情况下的结构响应:淤在某一风震组合角下,风 机不同工作状态;于在运转工况下,不同风震组合 角;盂不同平均风速,不同地震动幅值,或不同天然 地震动. 1郾 3 结果分析 1郾 3郾 1 风机不同工作状态 分两种工作状态进行对比:运转工况下,桨距角实 时变化以维持风轮转速稳定;停机工况下,桨距角固定 为 90毅以减少风荷载,风轮转速为 0. 风震组合角设置 为 0毅或 90毅,轮毂处平均风速均取为 15 m·s - 1 . 两种工 作状态下的时程对比如图 3 所示. 分析可知,停机工况下由于桨距角固定为 90毅且 风轮转速为 0,因此风荷载几乎为 0;运转工况下由于 风轮的转动在来流方向上会产生气动阻尼效应,而风 轮旋转平面方向的气动阻尼可不考虑[6,16] . 因此 0毅风 震组合角下,运转工况虽然风荷载大,但受气动阻尼影 响,结构响应恢复更快,两种工况的塔顶位移的最大值 接近;90毅风震组合角下,两种工况地震方向的气动阻 尼均可忽略,因此时程趋势接近,但运转工况风荷载较 大,塔顶位移最大值明显增大. 图 3 不同工作状态下塔顶位移时程图 郾 (a) 0毅风震组合角;(b) 90毅风震组合角 Fig. 3 Tower top displacement time histories under different working conditions: ( a) 0毅wind鄄earthquake combination angle; ( b) 90毅wind鄄earth鄄 quake combination angle 运转工况下,由于风轮转动产生气动效应使得风 电塔所处情况复杂,且受风荷载影响结构响应更不利, 实际中确实可能存在由于顶部传感器失效或者来不及 紧急停机造成风电塔仍处于运转工况,另外 IEC61400鄄鄄1 规范[8]也把风机运转下极端工况作为设计依据之一, 为了讨论这种复杂工况,本文以下分析都在运转工况 下进行. 1郾 3郾 2 不同风震组合角初步讨论 图 4 为峰值 0郾 262g 的 El Centro 波与轮毂平均风 速 15 m·s - 1的湍流风在不同风震组合角下塔顶位移和 塔底弯矩时程曲线. 比较发现,当风震组合角为 90毅 时,塔顶位移和塔底弯矩最大. 图 4 不同风震组合角的响应时程图 郾 (a) 塔顶位移;(b) 塔底弯矩 Fig. 4 Response time histories for different wind鄄earthquake combination angles: (a) tower top displacement; (b) tower bottom bending moment 图 5 给出了上述情况下塔顶位移和塔底弯矩统计 值随风震组合角的变化曲线. 可以看出,从 0毅变化至 90毅的过程中,风电塔动力响应的统计值均增大;而从 90毅变化至 180毅的过程中,动力响应的统计值均减小. ·1600·
戴靠山等：运转工况下风电塔抗震分析 ·1601· (a) 0.5 。一最大值 3.5b, 。一最大值 。一平均值 ▲一平均值 一一标准差 3.0 ·一标准差 0.4 2.5 2.0 0.2 15 1.0 01 0.5 0 30 6090120150180 30 6090120150180 风震组合角() 风震组合角) 图5不同风震组合角的响应统计值.(a)塔顶位移：(b)塔底弯矩 Fig.5 Response statistics for different wind-earthquake combination angles:(a)tower top displacement;(b)tower bottom bending moment 从总体趋势来说，风电塔风震组合角为90°时动力响 1.0 应最大，这表明地震平行于风轮平面输入时风电塔处 -0.131g ●-0.262g 于最不利工况 0.8 ▲0.524g 1.3.3不同平均风速的影响 为了研究不同风速对结果的影响，选取轮毂平均 20.6 风速10、1和20m·s的湍流风与峰值0.262g的El 0.4 Centro波共同作用下的塔顶位移最大值曲线进行讨 论，如图6.不同风速下，风震组合角90°均为最不利 0.2 情况.不同风速之间响应最大值的比较可知，最大值 的差异较小，因此在该范围内风荷载与峰值0.262g的 El Centro波共同作用时，增大平均风速对风电塔动力 306090120150180 风震组合角) 响应的影响不显著 图7不同地震幅值下不同风震组合角的塔顶位移最大值 Fig.7 Maximum tower top displacement for different wind-earth- 0.40 quake combination angles under different seismic amplitudes 三0.35 1.3.5不同天然地震动 在El Centro波的基础上，增加使用地震动调幅为 0.30 0.262g的Taf波(Taf1952南北向地震动记录)和 CHY025波（集集大地震中一条南北向地震动记录， 誓0.25 。-10m·s ◆-15m·s 具有一定长周期特性)进行不同天然地震动下风震组 ★一20m·s1 0.20 合角研究.图8为风电塔在两种天然地震动与轮毂平 均风速15m·s的湍流风组合下的塔顶位移统计值. 0 30 6090120150180 风震组合角) 可以看出在两种天然地震动下塔顶位移的总体变化趋 图6不同风速下不同风震组合角的塔顶位移最大值 势基本一致，均在风震组合角90°时达到最大，幅值间 Fig.6 Maximum tower top displacement for different wind-earth- 的差异可能因为结构基本周期对应的谱加速度不同 quake combination angles under different wind speeds 导致 1.3.4不同地震动幅值的影响 1.3.6小结 保持轮毂处平均风速15m·s不变，将0.262g峰 以上分析可以看出，运转工况下90°是最不利的 值的El Centro波分别调整为0.5倍、1倍和2倍开展 风震组合角，此时风电塔的动力响应最大.陈阳等的 分析计算，结构仍然处于弹性状态，所得塔顶位移最大 研究)认为，在停机工况下0°为风电塔顶部位移的最 值曲线如图7.可以看出，当地震动强度增大后，风震 不利组合角，90°为风电塔局部应力的最不利组合角， 组合角的变化对动力响应值的影响程度增大，说明在 由此可以看出不同工况下得出的结论有所差异.文献 强震作用下更应当注意风震组合角的变化对结构响应 [6,16]指出在运转工况下，风电塔风轮旋转平面方向 的影响. 的气动阻尼与风来流方向相比要小，因此90°风震组
戴靠山等: 运转工况下风电塔抗震分析 图 5 不同风震组合角的响应统计值 郾 (a) 塔顶位移;(b) 塔底弯矩 Fig. 5 Response statistics for different wind鄄earthquake combination angles: (a) tower top displacement; (b) tower bottom bending moment 从总体趋势来说,风电塔风震组合角为 90毅时动力响 应最大,这表明地震平行于风轮平面输入时风电塔处 于最不利工况. 1郾 3郾 3 不同平均风速的影响 为了研究不同风速对结果的影响,选取轮毂平均 风速 10、1 和 20 m·s - 1 的湍流风与峰值 0郾 262g 的 El Centro 波共同作用下的塔顶位移最大值曲线进行讨 论,如图 6. 不同风速下,风震组合角 90毅均为最不利 情况. 不同风速之间响应最大值的比较可知,最大值 的差异较小,因此在该范围内风荷载与峰值 0郾 262g 的 El Centro 波共同作用时,增大平均风速对风电塔动力 响应的影响不显著. 图 6 不同风速下不同风震组合角的塔顶位移最大值 Fig. 6 Maximum tower top displacement for different wind鄄earth鄄 quake combination angles under different wind speeds 1郾 3郾 4 不同地震动幅值的影响 保持轮毂处平均风速 15 m·s - 1不变,将 0郾 262g 峰 值的 El Centro 波分别调整为 0郾 5 倍、1 倍和 2 倍开展 分析计算,结构仍然处于弹性状态,所得塔顶位移最大 值曲线如图 7. 可以看出,当地震动强度增大后,风震 组合角的变化对动力响应值的影响程度增大,说明在 强震作用下更应当注意风震组合角的变化对结构响应 的影响. 图 7 不同地震幅值下不同风震组合角的塔顶位移最大值 Fig. 7 Maximum tower top displacement for different wind鄄earth鄄 quake combination angles under different seismic amplitudes 1郾 3郾 5 不同天然地震动 在 El Centro 波的基础上,增加使用地震动调幅为 0郾 262g 的 Taft 波( Taft 1952 南北向地震动记录) 和 CHY 025 波(集集大地震中一条南北向地震动记录, 具有一定长周期特性)进行不同天然地震动下风震组 合角研究. 图 8 为风电塔在两种天然地震动与轮毂平 均风速 15 m·s - 1的湍流风组合下的塔顶位移统计值. 可以看出在两种天然地震动下塔顶位移的总体变化趋 势基本一致,均在风震组合角 90毅时达到最大,幅值间 的差异可能因为结构基本周期对应的谱加速度不同 导致. 1郾 3郾 6 小结 以上分析可以看出,运转工况下 90毅是最不利的 风震组合角,此时风电塔的动力响应最大. 陈阳等的 研究[5]认为,在停机工况下 0毅为风电塔顶部位移的最 不利组合角,90毅为风电塔局部应力的最不利组合角, 由此可以看出不同工况下得出的结论有所差异. 文献 [6,16]指出在运转工况下,风电塔风轮旋转平面方向 的气动阻尼与风来流方向相比要小,因此 90毅风震组 ·1601·
·1602· 工程科学学报，第39卷，第10期 0.5 1.0 (a) b 一Tai最大值 -一CHY025最大值 0.4 ▲一Tah平均值 0.8 。一CHY025平均值 ◆一Tal标准差 一◆一CHY025标准差 0.3 0.6 色 0.2 0.4 0.1 0.2 0 30 6090120150180 0306090120150180 风震组合角) 风震组合角) 图8不同天然地震动下不同风震组合角的塔顶位移统计值.(a)T血波：(b)CHY025波 Fig.8 Tower top displacement statistics for different wind-earthquake combination angles under different natural earthquake excitations:(a)Taft ground motion;(b)CHY 025 ground motion 合角下，结构振动总体阻尼效应小，结构响应偏大.当 与地面刚接.钢材密度取为7850kg·m3,本构关系采 改变轮毂处平均风速时，由于风电塔设置有变桨距控 用线性强化弹塑性模型，弹性模量为210GPa,屈服应 制系统，可以随着风速的改变而调节桨距角以维持风 力为355MPa,极限应力为470MPa,极限塑性应变为 轮转速稳定，从而使上部风荷载保持稳定，且风来流方 0.548 向气动阻尼较大，因此改变平均风速对结果影响不大 将上部叶片（包括轮毂）和机舱分别简化为两个 然而，当改变地震动幅值时，气动阻尼较小的方向对地 偏心质量点，偏心距分别为2.5m和1m,集中质量分 震动幅值的改变更敏感，因此地震动幅值增大使得风 别为26.886t和60L.结构阻尼使用瑞利阻尼输人，瑞 震组合角90°的最不利效应更加明显.在El Centro 利阻尼系数使用模型的前两阶自振频率确定，经过模 波、Tat波和CHY025波三种天然地震动下，对于最不 态分析，前两阶自振频率分别为0.49Hz和4.32Hz. 利风震组合角的研究有着相似的结论 另外，运转工况下需考虑气动阻尼的影响，文献[6， 16]提出运转工况下来流方向总阻尼比（包含结构阻 2弹塑性倒塔分析 尼和气动阻尼)取为5%，风轮旋转平面方向总阻尼比 2.1精细有限元模型 取为1%，由于ABAQUS不能同FAST软件一样直接内 由于FAST模型无法考虑材料塑性，使用商用有 部计算气动阻尼，本文使用Dashpot阻尼单元模拟与 限元软件ABAQUS建立风电塔精细有限元模型.建模 风轮垂直方向的气动阻尼效应，阻尼系数的取值通过 时塔筒分为22个单元段，使用三维壳单元建立，塔段 和FAST软件对比试算得出.塔筒底部和顶部的示意 连接处网格划分加密，底部门洞使用梁单元建立，基础 图如图9所示 (b) 机舱质量点，00 、单元连接处 风格加密 3D壳单元 梁单元 建立门洞 ~基础刚接 图9 ABAQUS模型示意图.(a)塔底：(b)塔顶（单位：mm) Fig.9 Schematic illustration of ABAQUS model:(a)tower bottom:(b)tower top (unit:mm)
工程科学学报,第 39 卷,第 10 期 图 8 不同天然地震动下不同风震组合角的塔顶位移统计值 郾 (a) Taft 波;(b) CHY 025 波 Fig. 8 Tower top displacement statistics for different wind鄄earthquake combination angles under different natural earthquake excitations: ( a) Taft ground motion; (b) CHY 025 ground motion 合角下,结构振动总体阻尼效应小,结构响应偏大. 当 改变轮毂处平均风速时,由于风电塔设置有变桨距控 制系统,可以随着风速的改变而调节桨距角以维持风 轮转速稳定,从而使上部风荷载保持稳定,且风来流方 向气动阻尼较大,因此改变平均风速对结果影响不大. 然而,当改变地震动幅值时,气动阻尼较小的方向对地 震动幅值的改变更敏感,因此地震动幅值增大使得风 震组合角 90毅 的最不利效应更加明显. 在 El Centro 波、Taft 波和 CHY 025 波三种天然地震动下,对于最不 利风震组合角的研究有着相似的结论. 2 弹塑性倒塔分析 图 9 ABAQUS 模型示意图 郾 (a) 塔底;(b) 塔顶(单位: mm) Fig. 9 Schematic illustration of ABAQUS model: (a) tower bottom; (b) tower top (unit: mm) 2郾 1 精细有限元模型 由于 FAST 模型无法考虑材料塑性,使用商用有 限元软件 ABAQUS 建立风电塔精细有限元模型. 建模 时塔筒分为 22 个单元段,使用三维壳单元建立,塔段 连接处网格划分加密,底部门洞使用梁单元建立,基础 与地面刚接. 钢材密度取为 7850 kg·m - 3 ,本构关系采 用线性强化弹塑性模型,弹性模量为 210 GPa,屈服应 力为 355 MPa,极限应力为 470 MPa,极限塑性应变为 0郾 548. 将上部叶片(包括轮毂) 和机舱分别简化为两个 偏心质量点,偏心距分别为 2郾 5 m 和 1 m,集中质量分 别为 26郾 886 t 和 60 t. 结构阻尼使用瑞利阻尼输入,瑞 利阻尼系数使用模型的前两阶自振频率确定,经过模 态分析,前两阶自振频率分别为 0郾 49 Hz 和 4郾 32 Hz. 另外,运转工况下需考虑气动阻尼的影响,文献[6, 16]提出运转工况下来流方向总阻尼比(包含结构阻 尼和气动阻尼)取为 5% ,风轮旋转平面方向总阻尼比 取为 1% ,由于 ABAQUS 不能同 FAST 软件一样直接内 部计算气动阻尼,本文使用 Dashpot 阻尼单元模拟与 风轮垂直方向的气动阻尼效应,阻尼系数的取值通过 和 FAST 软件对比试算得出. 塔筒底部和顶部的示意 图如图 9 所示. ·1602·
戴靠山等：运转工况下风电塔抗震分析 ·1603· 2.2塔顶荷载输入及检验 表1叶素理论计算结果 在使用有限元软件对于运转工况下风电塔建模 Table 1 Calculation results based on blade element theory 时，塔顶荷载的计算难以精确仿真，因此塔顶荷载采用 段号升力系数阻力系数升力/kN 阻力/kN推力/kN FAST模型求解并导入ABAQUS,各风况参数与1.2节 0.50 0.00 0.35 0.00 0.13 中相同.另外值得注意的是，在运转工况下塔身风荷 2 1.13 0.57 1.19 0.60 1.19 载相较于塔顶荷载很小m),因此在ABAQUS模型中忽 1.50 0.18 2.47 0.30 1.99 略塔身风荷载作用.FAST计算的塔顶荷载时程如图 4 1.64 0.02 3.90 0.06 3.17 10,截去前10s由于启动变桨造成的荷载失真段. 5 1.43 0.01 4.27 0.03 3.69 塔顶风荷载通常使用经验公式[]或基本叶素理 1.20 0.01 4.40 0.04 3.95 论[近似计算，为了确保FAST计算的可靠性，本文将 1 08 0.04 4.31 FAST计算结果和基于基本叶素理论近似计算所得的 .06 0.05 4.98 结果进行对比验证.计算时近似取桨距角为变桨过程 9 0.9 0.0 5.2 中的平均桨距角14.2°，叶片各位置处的风速近似取 0.05 4.86 轮毂处风速15ms且保持不变，叶片单元段分为15 10 0.79 0.01 4.91 0.05 4.71 段，升阻力系数、翼型参数、风轮转速等数据均取FAST 11 0.70 0.01 4.68 0.06 4.52 模型中的数值，计算的平均值与FAST导出的荷载时 12 0.61 0.01 4.32 0.06 4.20 程对比如图10，典型的结果如表1所示. 13 0.52 0.01 3.77 0.06 3.68 可以看到基于基本叶素理论计算得到的单叶片推 14 0.49 0.01 3.65 0.05 3.57 力约为52kN,因此塔顶荷载近似为156kN,由于计算 15 0.42 0.01 3.09 0.05 3.03 过程中有较多近似性且未考虑叶尖损失、动态失速等 合计 51.98 复杂模型，和FAST提取的塔顶荷载时程平均值129 kN比较，有一定的差距，但差距大致是可以接受，表明 表2自振周期对比表 本文对FAST使用的合理性. Table 2 Comparison of natural vibration period 类型 第一周期，T/s 第二周期，T2/s 250 一基于基本叶素理论计算的平均值 FAST模型 2.01 0.21 -FAST计算结果(ABAQUS导人) ABAOUS模型 2.03 0.23 200 实测值 2.04 0.26 150 震标准调幅为0.127g,轮毂平均风速取15ms1,地震 动在风时程的75s时输入，试算表明塔筒仍处于弹性， 分别比较风震组合角为0°或90°的塔顶位移时程，如 图11所示.可以看出，在弹性阶段的响应很接近，证 5015 3045607590105120135150 明了荷载输入和模型建立较为准确.此时风震组合角 时间s 0°或90°响应最大值是接近的原因在于地震的幅值较 图10塔顶荷载对比图 小，符合1.3.4中计算的结果. Fig.10 Tower top loading comparison 2.4倒塔分析 2.3模型对比验证 通过试算，将地震动调幅至2.42g,轮毂处平均风 2.3.1自振周期的对比 速保持15m·s,进行运转工况下的倒塔分析.设置 本文作者对该风电塔进行过现场实测].将 风震组合角为前文讨论的最不利组合角90°，追踪塑 FAST和ABAQUS模型模态分析得到前二阶自振周 性铰的发展情况并观察倒塔模式，如图12所示 期，与该风电塔的实测值进行对比，如表2所示，可以 可以看出，塑性铰首先在塔底出现，并逐渐向上发 看到FAST模型、ABAQUS模型和实测值的结果基本 展，随后在中上部单元段连接处（塔筒高度的2/3处） 一致 稳定，最终在98.9s发生倒塔，和文献[13-14]得出的 2.3.2弹性阶段模型对比检验 最危险部位或倒塔位置类似，可以推测在地震下该风 FAST和ABAQUS均能在弹性阶段进行计算，地 电塔的响应可能受高阶振型影响较大.但由于风电塔 震动取EI Centro南北方向加速度记录，由于该风电塔 倒塔位置与几何尺寸、结构动力特性及地震频谱有关， 建在六度设防区，根据抗震规范[按六度设防罕遇地 对于和本文不同设计的其他风电塔倒塔模式仍需进一
戴靠山等: 运转工况下风电塔抗震分析 2郾 2 塔顶荷载输入及检验 在使用有限元软件对于运转工况下风电塔建模 时,塔顶荷载的计算难以精确仿真,因此塔顶荷载采用 FAST 模型求解并导入 ABAQUS,各风况参数与 1郾 2 节 中相同. 另外值得注意的是,在运转工况下塔身风荷 载相较于塔顶荷载很小[17] ,因此在 ABAQUS 模型中忽 略塔身风荷载作用. FAST 计算的塔顶荷载时程如图 10,截去前 10 s 由于启动变桨造成的荷载失真段. 塔顶风荷载通常使用经验公式[2] 或基本叶素理 论[18]近似计算,为了确保 FAST 计算的可靠性,本文将 FAST 计算结果和基于基本叶素理论近似计算所得的 结果进行对比验证. 计算时近似取桨距角为变桨过程 中的平均桨距角 14郾 2毅,叶片各位置处的风速近似取 轮毂处风速 15 m·s - 1且保持不变,叶片单元段分为 15 段,升阻力系数、翼型参数、风轮转速等数据均取 FAST 模型中的数值,计算的平均值与 FAST 导出的荷载时 程对比如图 10,典型的结果如表 1 所示. 可以看到基于基本叶素理论计算得到的单叶片推 力约为 52 kN,因此塔顶荷载近似为 156 kN,由于计算 过程中有较多近似性且未考虑叶尖损失、动态失速等 复杂模型,和 FAST 提取的塔顶荷载时程平均值 129 kN 比较,有一定的差距,但差距大致是可以接受,表明 本文对 FAST 使用的合理性. 图 10 塔顶荷载对比图 Fig. 10 Tower top loading comparison 2郾 3 模型对比验证 2郾 3郾 1 自振周期的对比 本文作者对该风电塔进行过现 场 实 测[11] . 将 FAST 和 ABAQUS 模型模态分析得到前二阶自振周 期,与该风电塔的实测值进行对比,如表 2 所示,可以 看到 FAST 模型、ABAQUS 模型和实测值的结果基本 一致. 2郾 3郾 2 弹性阶段模型对比检验 FAST 和 ABAQUS 均能在弹性阶段进行计算,地 震动取 EI Centro 南北方向加速度记录,由于该风电塔 建在六度设防区,根据抗震规范[19]按六度设防罕遇地 表 1 叶素理论计算结果 Table 1 Calculation results based on blade element theory 段号 升力系数 阻力系数 升力/ kN 阻力/ kN 推力/ kN 1 0郾 50 0郾 00 0郾 35 0郾 00 0郾 13 2 1郾 13 0郾 57 1郾 19 0郾 60 1郾 19 3 1郾 50 0郾 18 2郾 47 0郾 30 1郾 99 4 1郾 64 0郾 02 3郾 90 0郾 06 3郾 17 5 1郾 43 0郾 01 4郾 27 0郾 03 3郾 69 6 1郾 20 0郾 01 4郾 40 0郾 04 3郾 95 7 1郾 08 0郾 01 4郾 68 0郾 04 4郾 31 8 1郾 06 0郾 01 5郾 31 0郾 05 4郾 98 9 0郾 91 0郾 01 5郾 12 0郾 05 4郾 86 10 0郾 79 0郾 01 4郾 91 0郾 05 4郾 71 11 0郾 70 0郾 01 4郾 68 0郾 06 4郾 52 12 0郾 61 0郾 01 4郾 32 0郾 06 4郾 20 13 0郾 52 0郾 01 3郾 77 0郾 06 3郾 68 14 0郾 49 0郾 01 3郾 65 0郾 05 3郾 57 15 0郾 42 0郾 01 3郾 09 0郾 05 3郾 03 合计 51郾 98 表 2 自振周期对比表 Table 2 Comparison of natural vibration period 类型 第一周期,T1 / s 第二周期,T2 / s FAST 模型 2郾 01 0郾 21 ABAQUS 模型 2郾 03 0郾 23 实测值 2郾 04 0郾 26 震标准调幅为 0郾 127g,轮毂平均风速取 15 m·s - 1 ,地震 动在风时程的 75 s 时输入,试算表明塔筒仍处于弹性, 分别比较风震组合角为 0毅或 90毅的塔顶位移时程,如 图 11 所示. 可以看出,在弹性阶段的响应很接近,证 明了荷载输入和模型建立较为准确. 此时风震组合角 0毅或 90毅响应最大值是接近的原因在于地震的幅值较 小,符合 1郾 3郾 4 中计算的结果. 2郾 4 倒塔分析 通过试算,将地震动调幅至 2郾 42g,轮毂处平均风 速保持 15 m·s - 1 ,进行运转工况下的倒塔分析. 设置 风震组合角为前文讨论的最不利组合角 90毅,追踪塑 性铰的发展情况并观察倒塔模式,如图 12 所示. 可以看出,塑性铰首先在塔底出现,并逐渐向上发 展,随后在中上部单元段连接处(塔筒高度的 2 / 3 处) 稳定,最终在 98郾 9 s 发生倒塔,和文献[13鄄鄄14]得出的 最危险部位或倒塔位置类似,可以推测在地震下该风 电塔的响应可能受高阶振型影响较大. 但由于风电塔 倒塔位置与几何尺寸、结构动力特性及地震频谱有关, 对于和本文不同设计的其他风电塔倒塔模式仍需进一 ·1603·
·1604· 工程科学学报，第39卷，第10期 0.3 0.3 (a) …FAST模型 (b) …FAST模型 ABAQUS模型 ABAQUS模型 02 0.2 60 90 120 150 60 90 120 150 时间s 时间/s 图11弹性阶段塔顶位移时程对比图.(a)0°风震组合角：(b)90°风震组合角 Fig.11 Tower top displacement time history comparison for different models:(a)0 wind-earthquake combination angle;(b)90 wind-earthquake combination angle 圈出范围 为塑性较 产生区域 -风震组合角0° 风震组合角90° 90 105 120 时间s 图13倒塔阶段两种风震组合角的塔顶位移时程图 时间 80.4s 80.55 80.7s 98.9s Fig.13 Tower top displacement time histories for two wind-earth- 图12风震组合角90°塔身塑性较发展图 quake combination angles in collapse process Fig.12 Tower plastic hinge development for the 90 wind-earthquake 塔结构动力响应较强烈. combination angle (3)运转工况下倒塔分析表明，对于本风电塔，塑 步研究. 性铰首先在塔底出现，随后逐步向上部发展，最后在塔 将风震组合角设置为0°，在同样的地震动幅值下 身高度的2/3处稳定并在此处发生倒塔，但是对于其 进行对照计算分析，发现在全过程中塔身塑性铰发展 他风电塔的倒塔模式仍需进一步研究.在峰值为 与90°时类似，但是0°时结构响应具有滞后现象，时程 2.42g的El Centro波下，90°风震组合角塑性发展更 对比如图13.可以看出90°风震组合角塑性发展更 快，响应幅值更大，进一步证明了该角度为最不利的风 快，塔顶位移幅值更大，倒塔发生更早 震组合角 3结论 参考文献 (1)将多体动力学FAST模型和精细化有限元 ABAQUS模型相结合进行风电塔倒塔分析，可以实现 [1]World Wind Energy Association (WWEA).WWEA half-year re- 塔顶复杂风荷载的模拟和塔身的弹塑性计算，为研究 port:worldwide wind capacity reached 456 GW EB/OL ] 风电塔极端荷载下破坏模式提供了有效方法. (2016-10-10)[2017-3-28].htp:/wwmw.wwindea.org/ (2)运转工况相较于停机工况，由于气动效应使 wwea-half-year-report-worldwind-wind-capacity-reached-456-gw/ [2]Zhang Z H,Zhou Y,Zhuge P.Failure modes of large-scale wind 结构响应复杂且更不利.在此工况下，最不利风震组 power structure subjected to typhoon.J Vib Shock,2014,33 合角是90°，地震输入方向平行于风轮旋转平面.在此 (14):143 方向上，气动阻尼效应小，结构振动总体阻尼小，风电 (章子华，周易，诸葛萍.台风作用下大型风电结构破坏模式
工程科学学报,第 39 卷,第 10 期 图 11 弹性阶段塔顶位移时程对比图 郾 (a) 0毅风震组合角;(b) 90毅风震组合角 Fig. 11 Tower top displacement time history comparison for different models: (a) 0毅wind鄄earthquake combination angle; ( b) 90毅wind鄄earthquake combination angle 图 12 风震组合角 90毅塔身塑性铰发展图 Fig. 12 Tower plastic hinge development for the 90毅wind鄄earthquake combination angle 步研究. 将风震组合角设置为 0毅,在同样的地震动幅值下 进行对照计算分析,发现在全过程中塔身塑性铰发展 与 90毅时类似,但是 0毅时结构响应具有滞后现象,时程 对比如图 13. 可以看出 90毅风震组合角塑性发展更 快,塔顶位移幅值更大,倒塔发生更早. 3 结论 (1) 将多体动力学 FAST 模型和精细化有限元 ABAQUS 模型相结合进行风电塔倒塔分析,可以实现 塔顶复杂风荷载的模拟和塔身的弹塑性计算,为研究 风电塔极端荷载下破坏模式提供了有效方法. (2)运转工况相较于停机工况,由于气动效应使 结构响应复杂且更不利. 在此工况下,最不利风震组 合角是 90毅,地震输入方向平行于风轮旋转平面. 在此 方向上,气动阻尼效应小,结构振动总体阻尼小,风电 图 13 倒塔阶段两种风震组合角的塔顶位移时程图 Fig. 13 Tower top displacement time histories for two wind鄄earth鄄 quake combination angles in collapse process 塔结构动力响应较强烈. (3)运转工况下倒塔分析表明,对于本风电塔,塑 性铰首先在塔底出现,随后逐步向上部发展,最后在塔 身高度的 2 / 3 处稳定并在此处发生倒塔,但是对于其 他风电塔的倒塔模式仍需进一步研究. 在峰值为 2郾 42g 的 El Centro 波下,90毅风震组合角塑性发展更 快,响应幅值更大,进一步证明了该角度为最不利的风 震组合角. 参 考 文 献 [1] World Wind Energy Association (WWEA). WWEA half鄄year re鄄 port: worldwide wind capacity reached 456 GW [ EB/ OL ]. (2016鄄鄄 10鄄鄄 10 ) [ 2017鄄鄄 3鄄鄄 28 ]. http: / / www. wwindea. org / wwea鄄half鄄year鄄report鄄worldwind鄄wind鄄capacity鄄reached鄄456鄄gw/ [2] Zhang Z H, Zhou Y, Zhuge P. Failure modes of large鄄scale wind power structure subjected to typhoon. J Vib Shock, 2014, 33 (14): 143 (章子华, 周易, 诸葛萍. 台风作用下大型风电结构破坏模式 ·1604·
戴靠山等：运转工况下风电塔抗震分析 ·1605· 研究.振动与冲击，2014,33(14)：143) methodology for in-service wind turbine towers.Earthg Eng Eng [3]Dai K S,Yi LD,Liu Y,et al.Performance-based seismic design b.2015,14(3):539 of a wind turbine tower.Structural Engineer,2015,31(5):96 [12]Kelley N,Jonkman B.TurbSim:a stochastic,full-field,turbu- (戴靠山，易立达，刘瑶，等.某风电塔结构基于性能的抗震 lence simulator primarily for use with Inflow Wind/AeroDyn-based 分析.结构工程师，2015,31(5)：96) simulation tools[EB/0L].(2016-6-14)[2016-10-21].ht- [4]Dai K S,Wang Y,Huang Y C,et al.Review of wind turbine tps://nwtc.nrel.gov/TurbSim tower studies on wind earthquake resistances,health monito- [13]Song B,Zeng J.Nonlinear seismic dynamic response and critical ring,and vibration control.Special Structures,2015,32(3):91 value evaluation based on limit states of wind turbine tower struc- (戴靠山，王英，黄益超，等.风力发电塔结构抗风抗震、健 tures.J Univ Sci Technol Beijing,2013,35(10):1382 康监测和振动控制研究综述.特种结构.2015,32(3)：91) (宋波，曾洁.风电塔非线性地震动力响应规律与极限值评 [5]Chen Y,Song B.Wei W,et al.Dynamic response analysis on 价.北京科技大学学报，2013,35(10)：1382) the structure of wind power towers under the most unfavorable [14]Sadowski A,Camara A,Malaga-Chuquitaype C,et al.Seismic wind-earthquake combination action.I Uni Sci Technol Beijing, analysis of a tall metal wind turbine support tower with realistic 2013,35(7):941 geometric imperfections.Earthg Eng Struct Dyn,2017,46:201 (陈阳，宋波，韦伟，等。在役风电塔结构的最不利风一震 [15]Stamatopoulos G N.Response of a wind turbine subjected to 组合作用响应分析.北京科技大学学报，2013,35(7)：941) near-fault excitation and comparison with the Greek Aseismic [6]Asareh M A,Prowell I,Volz J,et al.A computational platform Code provisions.Soil Dyn Earthg Eng,2013,46:77 for considering the effects of aerodynamic and seismic load combi- [16]Valamanesh V,Myers A T.Aerodynamic damping and seismic nation for utility scale horizontal axis wind turbines.Earthg Eng response of horizontal axis wind turbine towers.J Struct Eng, Eng Vib.2016,15(1):91 2014,140(11):04014090 [7]Witcher D.Seismic analysis of wind turbines in the time domain. [17]Koh J H,Roberson A N,Jonkman J M,et al.Validation of Wind Energy,2005,8(1):81 SWAY wind turbine response in FAST,with a focus on the influ- [8]International Electrotechnical Commission.IEC61400-1 Wind tur- ence of tower wind loads /Proceedings of the Twenty-fifth bines-Part 1:Design requirement.Geneva:Intemational Electro- (2015)International Ocean and Polar Engineering Conference. technical Commission,2005 Hawaii,2015:538 [9]Jonkman J.FAST v7:An aeroelastic computer-aided engineering [18]Der Woude C V,Narasimhan S.A study on vibration isolation (CAE)tool for horizontal axis wind turbines EB/OL].(2015- for wind turbine structures.Eng Struct,2014,60:223 9-23)[2016-10-21].https://nwte.nrel.gov/FAST7 [19]Ministry of Housing and Urban-Rural Development,People's Re- [10]Prowell I.Seismic:Routines for simulating seismic loading in public of China.GB50011-2010 Code for Seismic Design of wind turbine dynamic analyses EB/OL ]2015-3-19 Building.Beijing:China Architecture&Building Press,2010 [2016-10-21].https://nwte.nrel.gov/Seismic (中华人民共和国住房和城乡建设部.GB50011-2010建筑 [11]Dai K S,Huang Y C.Gong C Q.et al.Rapid seismic analysis 抗震设计规范.北京：中国建筑工业出版社，2010)
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