工程科学学报，第39卷，第9期：1436-1442,2017年9月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.9:1436-1442,September 2017 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2017.09.018;htp:/journals.ustb.edu.cn 考虑土一结构相互作用的运转状态风电塔抗震分析 戴靠山2)区，毛振西)，张玉林)，赵志”，梁发云) 1)同济大学土木工程防灾国家重点实验室，上海2000922)四川大学能源工程安全与灾害力学教育部重点实验室，成都610065 ☒通信作者，E-mail:kdai@tongji..cd山.cm 摘要针对某陆上风电场1.5MW风电塔结构，建立了“塔筒一基础一地基”整体三维精细有限元模型，研究土一结构相互 作用对风机运转状态下风电塔结构地震动力响应的影响规律.在风机运转状态下，使用FAST程序把风速时程转化为风荷载 时程输入模型，并使用EERA程序进行土层地震反应分析得到模型土层底部的地震波，作为地震激励进行输入，对风电塔进 行模态分析并计算风电塔地震动力响应.研究表明，考虑土一结构相互作用效应会引起风电塔体系自振频率降低，并显著增 加风电塔的结构动力啊应 关键词风电塔；地震响应：土一结构相互作用：有限元分析 分类号TU375.4 Seismic response analyses of a wind turbine under operating conditions considering soil-structure interaction DAI Kao-shan!)MAO Zhen-xi),ZHANG Yu-lin )ZHAO Zhi,LIANG Fa-yun') 1)State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering and College of Civil Engineering,Tongji University,Shanghai 200092,China 2)Key Laboratory of Energy Engineering Safety and Disaster Mechanics,Ministry of Education,Sichuan University,Chengdu 610065,China Corresponding author,E-mail:kdai@tongji.edu.cn ABSTRACT A detailed three-dimensional finite element model including soil-structure interaction was developed for a 1.5 MW on- shore wind turbine.A comparative study was performed to investigate the soil-structure interaction (SSI)effects on the seismic re- sponses of the wind turbine under operating conditions.Wind speed time histories were converted to wind load time histories under the operating condition by using the FAST program.Simulation analysis was conducted using the EERA program to derive earthquake exci- tations at the base of the soil model.Then modal analyses and seismic response analyses were performed.The results show that soil- structure interaction has significant influences on the dynamic characteristics of the wind turbine tower,which results in amplification of the structural responses. KEY WORDS wind turbine;seismic response;soil-structure interaction;finite element analysis 2016年全球风电总装机容量已达435GW口，我国 视.已有研究表明，建设在软土场地的风电塔自振 风电装机容量为124.7GW,约占全球三分之一[].风 频率和动力响应会发生改变[5-]，对风电塔进行分析 力发电机组出于发电的需求，风荷载往往成为其结构 时有必要考虑土一结构相互作用效应(soil-structure 设计的主要控制荷载之一[]，但随着越来越多的风电 interaction,简称SSI)的影响. 场开始建设在强震区，风电塔抗震研究也逐渐得到重 以往风电塔的研究多针对单一荷载作用，而风电 收稿日期：2016-10-18 基金项目：能源工程安全与灾害力学教有部重点实验室开放基金(EES201603):上海市国际科技合作基金项目(16510711300)：科技部“政府 间国际科技创新合作"重点专项资助项目(2016Y℉E0105600)
工程科学学报,第 39 卷,第 9 期:1436鄄鄄1442,2017 年 9 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 39, No. 9: 1436鄄鄄1442, September 2017 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2017. 09. 018; http: / / journals. ustb. edu. cn 考虑土―结构相互作用的运转状态风电塔抗震分析 戴靠山1,2) 苣 , 毛振西1) , 张玉林1) , 赵 志1) , 梁发云1) 1) 同济大学土木工程防灾国家重点实验室, 上海 200092 2) 四川大学能源工程安全与灾害力学教育部重点实验室, 成都 610065 苣通信作者, E鄄mail: kdai@ tongji. edu. cn 摘 要 针对某陆上风电场 1郾 5 MW 风电塔结构,建立了“塔筒―基础―地基冶整体三维精细有限元模型,研究土―结构相互 作用对风机运转状态下风电塔结构地震动力响应的影响规律. 在风机运转状态下,使用 FAST 程序把风速时程转化为风荷载 时程输入模型,并使用 EERA 程序进行土层地震反应分析得到模型土层底部的地震波,作为地震激励进行输入,对风电塔进 行模态分析并计算风电塔地震动力响应. 研究表明,考虑土―结构相互作用效应会引起风电塔体系自振频率降低,并显著增 加风电塔的结构动力响应. 关键词 风电塔; 地震响应; 土―结构相互作用; 有限元分析 分类号 TU375郾 4 Seismic response analyses of a wind turbine under operating conditions considering soil鄄鄄structure interaction DAI Kao鄄shan 1,2) 苣 , MAO Zhen鄄xi 1) , ZHANG Yu鄄lin 1) , ZHAO Zhi 1) , LIANG Fa鄄yun 1) 1) State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering and College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China 2) Key Laboratory of Energy Engineering Safety and Disaster Mechanics, Ministry of Education, Sichuan University, Chengdu 610065, China 苣Corresponding author, E鄄mail: kdai@ tongji. edu. cn ABSTRACT A detailed three鄄dimensional finite element model including soil鄄鄄structure interaction was developed for a 1郾 5 MW on鄄 shore wind turbine. A comparative study was performed to investigate the soil鄄鄄structure interaction ( SSI) effects on the seismic re鄄 sponses of the wind turbine under operating conditions. Wind speed time histories were converted to wind load time histories under the operating condition by using the FAST program. Simulation analysis was conducted using the EERA program to derive earthquake exci鄄 tations at the base of the soil model. Then modal analyses and seismic response analyses were performed. The results show that soil鄄鄄 structure interaction has significant influences on the dynamic characteristics of the wind turbine tower, which results in amplification of the structural responses. KEY WORDS wind turbine; seismic response; soil鄄structure interaction; finite element analysis 收稿日期: 2016鄄鄄10鄄鄄18 基金项目: 能源工程安全与灾害力学教育部重点实验室开放基金(EES201603);上海市国际科技合作基金项目(16510711300); 科技部“政府 间国际科技创新合作冶重点专项资助项目(2016YFE0105600) 2016 年全球风电总装机容量已达 435 GW [1] ,我国 风电装机容量为 124郾 7 GW,约占全球三分之一[2] . 风 力发电机组出于发电的需求,风荷载往往成为其结构 设计的主要控制荷载之一[3] ,但随着越来越多的风电 场开始建设在强震区,风电塔抗震研究也逐渐得到重 视[4] . 已有研究表明,建设在软土场地的风电塔自振 频率和动力响应会发生改变[5鄄鄄6] ,对风电塔进行分析 时有必要考虑土―结构相互作用效应( soil鄄structure interaction,简称 SSI)的影响. 以往风电塔的研究多针对单一荷载作用,而风电
戴靠山等：考虑土一结构相互作用的运转状态风电塔抗震分析 ·1437. 塔设计文件如EC[]和ASCE/AWEA[s]规范，则要求 水平轴NORDEX S70型风力发电机.风电塔塔筒为类 考虑运转状态下的极端荷载工况，但对这些工况下 圆柱体变截面变壁厚薄壳钢结构体，高61.8m,塔身结 是否需要考虑SSI效应却并未给出明确的建议：已有 构分三节，高度自下而上分别为13.6、20.8和27.4m 的关于SSI效应对风电塔地震响应影响的研究多在 塔简底部外径为4.035m,顶部外径为2.955m,筒壁厚 风机停机状态下开展分析)，在风机运转工况下探 度最厚处在塔筒底部，为25mm,最薄处在接近塔筒顶 讨SSI效应的相关研究还不多见.基于此，本文针对 部位置，为11mm.基础形式为多桩承台基础，承台为 某陆上风电场1.5MW风电塔结构，对风电塔塔简、 圆柱体，高3.1m,半径8.8m.承台底部分别沿半径3 基础和基础周围土体，建立了整体三维精细有限元 m处和8m处的两圆周均匀布置4根和16根钻孔灌 模型.直接计算塔顶叶轮运转效应以考虑风机运转 注桩，共20根，桩长60m,直径0.8m. 的影响，并通过土层地震反应分析，把地表实测地震 1.2场地条件 波反演至模型土层底部位置.将上述计算得到的塔 该风电场位于沿海地区，年平均风速为6.7m·s, 顶效应和土层底部地震波同时输人计算模型中，对 为Ⅳ类场地，抗震设防烈度为6度.根据该风电场岩 运转工况下的风电塔进行地震动力时程分析.对比 土勘察报告提供的钻孔资料，结合场地条件进行适当 考虑和不考虑SSI效应风电塔结构的动力响应差异， 简化，最终建模采用的土层物理力学参数如表1所示 研究SSI效应对运转状态风电塔地震动力响应的影 楼梦麟等[o]的研究指出，决定有限土层合理取值范围 响规律 的因素是长深比：胡铖波等门给出了桩一土模型桩侧 土体边界和桩端土体深度的建议值.为了充分考虑 1 有限元模型 SSI效应的影响，本文建立的土体为一圆柱体，土体半 1.1结构特征 径取约5倍承台半径，为45m,土体深度取1.5倍桩长 本研究基于某陆上风电场1.5MW三桨叶变桨距 和承台高度，为93.1m 表1土层物理力学参数 Table 1 Physical and mechanical parameters of soil layers 密度/ 压缩模量/ 摩擦角/ 层号 层厚/m 黏聚力/ 土类 土层描述 (kg'm-3) 泊松比 MPa () kPa 1 砂质粉土 饱和，稍密 3.1 1897.96 8.54 0.28 31.0 7 2 粘土 饱和，软塑 60.0 1785.71 3.44 0.30 15.5 18 3 粉细砂 饱和，密实 30.0 1959.18 17.26 0.30 35.0 3 1.3建模方法 置0.1%弹性模量的应变硬化.钢筋混凝土承台和桩 采用大型通用有限元分析软件ABAQUS6.13进 基础采用线弹性本构模型，材料密度按照规范[14]取 行建模.风电塔塔筒采用S4R单元，建模时塔筒分为 为2500kg·m3,弹性模量和泊松比按照规范[15]规定 22段，连接处进行网格加密：在塔简底部采用梁单元 的C60材料参数建议值分别取3.6×10N·mm2和 建立门洞.叶片（包括轮毂）和机舱分别简化为两个偏 0.2.土体采用Mohr-Coulomb本构模型，根据地区经 心质量点，偏心距分别为2.5m和1m,质量分别为 验，弹性模量可取3.5~5倍压缩模量6，压缩模量按 26.886t和60t,整个风电塔塔筒结构重约91t.基础和 勘察报告提供的常规压缩试验结果取值.泊松比根据 土体采用C3D8R单元，为尽量减小土体滤波作用的影 经验[进行取值.考虑风机运转产生的气动阻尼，模 响，根据相关研究[2]，土体单元高度取1m左右，水平 型结构阻尼比取5%.定义垂直叶轮方向为X向、平行 方向尺寸取1.5m左右，同时在土与基础接触的区域 叶轮方向为Y向，最终建立的有限元模型如图1所示. 加密网格.土体采用自由边界，土体对波的衰减作用 2模态分析与模型验证 通过增大土体范围和设置材料阻尼进行考虑.桩土相 互作用模拟通过设置接触对]来实现，文中法向作用 对考虑和不考虑SSI效应的风电塔模型开展模态 均采用硬接触方式(hard contact),切向作用桩侧采用 分析，表2给出了前三阶自振频率计算结果和实测值 库伦摩擦方式(coulomb friction),接触摩擦系数为 的对比验证，图2给出了风电塔塔筒前三阶模态 0.3,桩底采用无摩擦方式(frictionless). 由于风电塔结构较为细柔，各阶自振频率均较低， 塔筒材料为S355低碳钢，建模采用理想弹塑性本 且结构近似对称，塔筒每阶两个方向的自振频率均比 构模型，材料密度为7850kg·m3,弹性模量为200 较接近.整体来看，有限元分析结果与实测值接 GPa,泊松比为0.3，屈服极限为355MPa,塑性阶段设 近[]，最大误差在10%左右，且考虑SSI效应后有限
戴靠山等: 考虑土―结构相互作用的运转状态风电塔抗震分析 塔设计文件如 IEC [7] 和 ASCE/ AWEA [8] 规范,则要求 考虑运转状态下的极端荷载工况,但对这些工况下 是否需要考虑 SSI 效应却并未给出明确的建议;已有 的关于 SSI 效应对风电塔地震响应影响的研究多在 风机停机状态下开展分析[9] ,在风机运转工况下探 讨 SSI 效应的相关研究还不多见. 基于此,本文针对 某陆上风电场 1郾 5 MW 风电塔结构,对风电塔塔筒、 基础和基础周围土体,建立了整体三维精细有限元 模型. 直接计算塔顶叶轮运转效应以考虑风机运转 的影响,并通过土层地震反应分析,把地表实测地震 波反演至模型土层底部位置. 将上述计算得到的塔 顶效应和土层底部地震波同时输入计算模型中,对 运转工况下的风电塔进行地震动力时程分析. 对比 考虑和不考虑 SSI 效应风电塔结构的动力响应差异, 研究 SSI 效应对运转状态风电塔地震动力响应的影 响规律. 1 有限元模型 1郾 1 结构特征 本研究基于某陆上风电场 1郾 5 MW 三桨叶变桨距 水平轴 NORDEX S70 型风力发电机. 风电塔塔筒为类 圆柱体变截面变壁厚薄壳钢结构体,高 61郾 8 m,塔身结 构分三节,高度自下而上分别为 13郾 6、20郾 8 和 27郾 4 m, 塔筒底部外径为 4郾 035 m,顶部外径为 2郾 955 m,筒壁厚 度最厚处在塔筒底部,为 25 mm,最薄处在接近塔筒顶 部位置,为 11 mm. 基础形式为多桩承台基础,承台为 圆柱体,高 3郾 1 m,半径 8郾 8 m. 承台底部分别沿半径 3 m 处和 8 m 处的两圆周均匀布置 4 根和 16 根钻孔灌 注桩,共 20 根,桩长 60 m,直径 0郾 8 m. 1郾 2 场地条件 该风电场位于沿海地区,年平均风速为 6郾 7 m·s - 1 , 为郁类场地,抗震设防烈度为 6 度. 根据该风电场岩 土勘察报告提供的钻孔资料,结合场地条件进行适当 简化,最终建模采用的土层物理力学参数如表 1 所示. 楼梦麟等[10]的研究指出,决定有限土层合理取值范围 的因素是长深比;胡铖波等[11]给出了桩―土模型桩侧 土体边界和桩端土体深度的建议值. 为了充分考虑 SSI 效应的影响,本文建立的土体为一圆柱体,土体半 径取约 5 倍承台半径,为 45 m,土体深度取 1郾 5 倍桩长 和承台高度,为 93郾 1 m. 表 1 土层物理力学参数 Table 1 Physical and mechanical parameters of soil layers 层号 土类 土层描述 层厚/ m 密度/ (kg·m - 3 ) 压缩模量/ MPa 泊松比 摩擦角/ (毅) 黏聚力/ kPa 1 砂质粉土 饱和,稍密 3郾 1 1897郾 96 8郾 54 0郾 28 31郾 0 7 2 粘土 饱和,软塑 60郾 0 1785郾 71 3郾 44 0郾 30 15郾 5 18 3 粉细砂 饱和,密实 30郾 0 1959郾 18 17郾 26 0郾 30 35郾 0 3 1郾 3 建模方法 采用大型通用有限元分析软件 ABAQUS 6郾 13 进 行建模. 风电塔塔筒采用 S4R 单元,建模时塔筒分为 22 段,连接处进行网格加密;在塔筒底部采用梁单元 建立门洞. 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,质量分别为 26郾 886 t 和60 t,整个风电塔塔筒结构重约91 t. 基础和 土体采用 C3D8R 单元,为尽量减小土体滤波作用的影 响,根据相关研究[12] ,土体单元高度取 1 m 左右,水平 方向尺寸取 1郾 5 m 左右,同时在土与基础接触的区域 加密网格. 土体采用自由边界,土体对波的衰减作用 通过增大土体范围和设置材料阻尼进行考虑. 桩土相 互作用模拟通过设置接触对[13]来实现,文中法向作用 均采用硬接触方式( hard contact),切向作用桩侧采用 库伦摩擦方式 ( coulomb friction), 接 触 摩 擦 系 数 为 0郾 3,桩底采用无摩擦方式(frictionless). 塔筒材料为 S355 低碳钢,建模采用理想弹塑性本 构模型,材料密度为 7850 kg·m - 3 ,弹性模量为 200 GPa,泊松比为 0郾 3,屈服极限为 355 MPa,塑性阶段设 置 0郾 1% 弹性模量的应变硬化. 钢筋混凝土承台和桩 基础采用线弹性本构模型,材料密度按照规范[14]取 为 2500 kg·m - 3 ,弹性模量和泊松比按照规范[15]规定 的 C60 材料参数建议值分别取 3郾 6 伊 10 4 N·mm - 2 和 0郾 2. 土体采用 Mohr鄄鄄 Coulomb 本构模型,根据地区经 验,弹性模量可取 3郾 5 ~ 5 倍压缩模量[16] ,压缩模量按 勘察报告提供的常规压缩试验结果取值. 泊松比根据 经验[17]进行取值. 考虑风机运转产生的气动阻尼,模 型结构阻尼比取5% . 定义垂直叶轮方向为 X 向、平行 叶轮方向为 Y 向,最终建立的有限元模型如图 1 所示. 2 模态分析与模型验证 对考虑和不考虑 SSI 效应的风电塔模型开展模态 分析,表 2 给出了前三阶自振频率计算结果和实测值 的对比验证,图 2 给出了风电塔塔筒前三阶模态. 由于风电塔结构较为细柔,各阶自振频率均较低, 且结构近似对称,塔筒每阶两个方向的自振频率均比 较接 近. 整 体 来 看, 有 限 元 分 析 结 果 与 实 测 值 接 近[18] ,最大误差在 10% 左右,且考虑 SSI 效应后有限 ·1437·
·1438· 工程科学学报，第39卷，第9期 间 (b) 承台 Tie连接 土层1 桩侧： 土层2 库伦瘴擦 桩端： 无摩擦 土层3 单位：mm 机舱 .1000 (c) 质量点 2500 (d) 叶片 质量点 连接处 网格加密 梁单元 建立门洞 图1考虑SSI的有限元模型示意图.(a)整体尺寸示意图：(b)整体有限元模型：(c)塔顶有限元模型：(d)塔底有限元模型 Fig.1 Finite element model of a wind turbine system considering SSI:(a)geometrical information:(b)overall FE model;(c)FE model of tower top;(d)FE model of tower base 表2考虑和不考虑SS效应塔简前三阶自振频率及误差 Table 2 Frequency comparison of models with and without SSI effects 实测频率， 不考虑SSI效应 考虑SSI效应 考虑和不考虑SSI 模态阶数 fo/Hz 频率/Hz 误差，e1-0/% 颜率/H 误差，e2-0/% 误差，e1-2/% 一阶X向 0.480 0.497 3.54 0.480 0 3.54 一阶Y向 0.490 0.499 1.84 0.485 -1.02 2.89 二阶X向 3.850 4.321 12.23 3.984 3.48 8.46 二阶Y向 4.080 4.415 8.21 4.116 0.88 7.26 三阶X向 一 12.019 10.605 13.33 三阶Y向 12.741 11.427 11.50 注：e1-0=(f-f6)%:2-0=(5-f6)6%:e1-2=G-5)5 元分析结果与实测值的误差显著降低，振型图也与理 看到，风电塔塔筒整体振型以弯曲振型为主.考虑SSI 论结果符合较好，验证了有限元分析的可靠性.可以 效应的自振频率比不考虑SSI效应要小，且阶次越高
工程科学学报,第 39 卷,第 9 期 图 1 考虑 SSI 的有限元模型示意图 郾 (a)整体尺寸示意图; (b)整体有限元模型; (c)塔顶有限元模型; (d)塔底有限元模型 Fig. 1 Finite element model of a wind turbine system considering SSI: (a) geometrical information; (b) overall FE model; (c) FE model of tower top; (d) FE model of tower base 表 2 考虑和不考虑 SSI 效应塔筒前三阶自振频率及误差 Table 2 Frequency comparison of models with and without SSI effects 模态阶数 实测频率, f0 / Hz 不考虑 SSI 效应 考虑 SSI 效应 频率,f1 / Hz 误差,e1 - 0 / % 频率,f2 / Hz 误差,e2 - 0 / % 考虑和不考虑 SSI 误差,e1 - 2 / % 一阶 X 向 0郾 480 0郾 497 3郾 54 0郾 480 0 3郾 54 一阶 Y 向 0郾 490 0郾 499 1郾 84 0郾 485 - 1郾 02 2郾 89 二阶 X 向 3郾 850 4郾 321 12郾 23 3郾 984 3郾 48 8郾 46 二阶 Y 向 4郾 080 4郾 415 8郾 21 4郾 116 0郾 88 7郾 26 三阶 X 向 ― 12郾 019 ― 10郾 605 ― 13郾 33 三阶 Y 向 ― 12郾 741 ― 11郾 427 ― 11郾 50 注: e1 - 0 = (f1 - f0 ) / f0 ; e2 - 0 = (f2 - f0 ) / f0 ; e1 - 2 = (f1 - f2 ) / f2 . 元分析结果与实测值的误差显著降低,振型图也与理 论结果符合较好,验证了有限元分析的可靠性. 可以 看到,风电塔塔筒整体振型以弯曲振型为主. 考虑 SSI 效应的自振频率比不考虑 SSI 效应要小,且阶次越高, ·1438·
戴靠山等：考虑土一结构相互作用的运转状态风电塔抗震分析 ·1439· a 一阶X向 一阶Y向 二阶X向 二阶向 三阶X向 三阶Y向 (b) 一阶X向 一阶Y向 二阶X向 二阶Y向 三阶X向 三阶Y向 图2风电塔塔筒前三阶模态.(a)不考虑SSl效应：(b)考虑SSI效应 Fig.2 First three vibration modes of the wind turbine system:(a)without SSI effects;(b)with SSI effects 自振频率降低幅度越大，特别是第三阶X向自振频 的初始阶段结果会有因为湍流风突然施加产生失真效 率，误差达到13%以上.因此，在进行风电塔设计时， 应]，因此本文剔除前20s数据，提取出来的塔顶风荷 应特别重视SSI效应的影响，尤其是在软土地区. 载时程如图3所示. 250r 3风机运转工况地震响应分析 200 3.1风机运转模拟 150 运转工况下，考虑风荷载作用可能会引起结构响 应增大，且风轮转动产生的气动效应，使得风电塔受力 60 80100120140160 情况更加复杂.实际确实可能存在由于顶部传感器失 时间s 效或者来不及紧急停机造成风电塔在地震作用下仍处 图3塔顶风荷载时程曲线 于运转状态的情况.IEC)和ASCE/AWEA[⑧]规范，均 Fig.3 Time histories of wind load at the top of the tower 把运转状态下的极端工况作为设计依据之一，因此有 3.2地震反演分析 必要在风机运转状态下对风电塔进行分析. 考虑SS效应的地震响应分析，需利用土层地震 有研究指出，运转工况下塔身风荷载相对于塔 反应分析将地表记录的地震波反演到模型土体底部位 顶风荷载很小，因此本研究中仅考虑塔顶风荷载作用. 置进行输入.本文选择EERA程序[]进行地震波反演 采用美国可再生能源实验室(NERL)开发的FAST程 分析.根据场地土的动力特性四，等效剪切模量和等 序[20]计算风机运转工况下塔顶风轮和桨叶旋转造成 效阻尼比模型采用Seed-Sun黏性土模型和Seed-Id- 的气动效应.在FAST程序中建立该风电塔模型.该 riss砂性土模型，基岩采用线性模型.Seed-Sun模型 风电塔等级为二级A类，根据EC61400-1规范[)，湍 和Seed-Idriss模型具体数字形式如表3所示，反演所 流强度为0.16，湍流模型为正常湍流模型，功率谱选 需的剪切波速由勘察报告提供.选取1940美国加州 用EC Kaimal谱，风剖面类型采用指数型剖面，幂指数 Imperial Valley地震中在El Centro地区记录到的地面 为0.2.轮毂平均风速取15ms,根据以上参数使用 运动的南北分量作为地表地震动进行输入.考虑该风 FAST程序中Turbsim模块生成风轮范围内考虑湍流 电场所在地区抗震设防烈度为6度，根据规范2)，罕 的全场风，模拟时长为120s,时间间隔为0.02s.进行 遇地震下的地震加速度时程的最大值为0.125mm· FAST运转工况计算，提取输出文件中的轮毂推力，即 s2,将El Cento波加速度峰值调至该值.采用EERA 可得到运转工况下的塔顶风荷载效应.由于数值模拟 程序进行土层地震反演，参考陈清军等[2的研究成果
戴靠山等: 考虑土―结构相互作用的运转状态风电塔抗震分析 图 2 风电塔塔筒前三阶模态. (a)不考虑 SSI 效应; (b)考虑 SSI 效应 Fig. 2 First three vibration modes of the wind turbine system: (a) without SSI effects; (b) with SSI effects 自振频率降低幅度越大,特别是第三阶 X 向自振频 率,误差达到 13% 以上. 因此,在进行风电塔设计时, 应特别重视 SSI 效应的影响,尤其是在软土地区. 3 风机运转工况地震响应分析 3郾 1 风机运转模拟 运转工况下,考虑风荷载作用可能会引起结构响 应增大,且风轮转动产生的气动效应,使得风电塔受力 情况更加复杂. 实际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在地震作用下仍处 于运转状态的情况. IEC [7] 和 ASCE/ AWEA [8] 规范,均 把运转状态下的极端工况作为设计依据之一,因此有 必要在风机运转状态下对风电塔进行分析. 有研究指出[19] ,运转工况下塔身风荷载相对于塔 顶风荷载很小,因此本研究中仅考虑塔顶风荷载作用. 采用美国可再生能源实验室(NERL) 开发的 FAST 程 序[20]计算风机运转工况下塔顶风轮和桨叶旋转造成 的气动效应. 在 FAST 程序中建立该风电塔模型. 该 风电塔等级为二级 A 类,根据 IEC 61400鄄鄄1 规范[7] ,湍 流强度为 0郾 16,湍流模型为正常湍流模型,功率谱选 用 IEC Kaimal 谱,风剖面类型采用指数型剖面,幂指数 为 0郾 2. 轮毂平均风速取 15 m·s - 1 ,根据以上参数使用 FAST 程序中 Turbsim 模块生成风轮范围内考虑湍流 的全场风,模拟时长为 120 s,时间间隔为 0郾 02 s. 进行 FAST 运转工况计算,提取输出文件中的轮毂推力,即 可得到运转工况下的塔顶风荷载效应. 由于数值模拟 的初始阶段结果会有因为湍流风突然施加产生失真效 应[7] ,因此本文剔除前 20 s 数据,提取出来的塔顶风荷 载时程如图 3 所示. 图 3 塔顶风荷载时程曲线 Fig. 3 Time histories of wind load at the top of the tower 3郾 2 地震反演分析 考虑 SSI 效应的地震响应分析,需利用土层地震 反应分析将地表记录的地震波反演到模型土体底部位 置进行输入. 本文选择 EERA 程序[21]进行地震波反演 分析. 根据场地土的动力特性[22] ,等效剪切模量和等 效阻尼比模型采用 Seed鄄鄄 Sun 黏性土模型和 Seed鄄鄄 Id鄄 riss 砂性土模型,基岩采用线性模型. Seed鄄鄄 Sun 模型 和 Seed鄄鄄Idriss 模型具体数字形式如表 3 所示,反演所 需的剪切波速由勘察报告提供. 选取 1940 美国加州 Imperial Valley 地震中在 El Centro 地区记录到的地面 运动的南北分量作为地表地震动进行输入. 考虑该风 电场所在地区抗震设防烈度为 6 度,根据规范[23] ,罕 遇地震下的地震加速度时程的最大值为 0郾 125 mm· s - 2 ,将 El Cento 波加速度峰值调至该值. 采用 EERA 程序进行土层地震反演,参考陈清军等[24]的研究成果 ·1439·
·1440· 工程科学学报，第39卷，第9期 选择El Centro波的截断频率为25Hz.将El Centro波 3.3考虑和不考虑SS效应的结构响应对比 反演至距地表93.1m深度处，得到该深度处地震波El 保持风的吹入方向为正对风轮方向，考虑到运转 Centro93.El Centro波和El Centro93波时程分别见图 时叶片受风面积较大，且叶片轮毂系统对机舱具有遮 4,频谱分别见图5 挡作用，轮毂推力主要由叶片轮毂系统承担，因此将 表3分析采用的等效剪切模型和阻尼比模型 FAST程序输出的塔顶效应在ABAQUS模型的叶片 Table 3 Equivalent models of shearing modulus and damping ratio used (包括轮毂)质量点处进行输入：地震动输人考虑：(1) in analysis 在ABAQUS风电塔刚性地基模型底部输入El Centro 剪切 模型Sced-Sum Sced-Idriss模型 波，(2)在ABAQUS“塔简一基础一地基”整体模型的 应变/%剪切模量比· 阻尼比/% 剪切模量比·阻尼比/% 土体底部位置输入El Centro93波.地震波方向和塔 顶风荷载保持同向.待风电塔在风荷载下响应稳定 0.0001 1.000 0.24 1.000 0.24 后，在第25s进行地震激励输入，持续时间为53.64s, 0.0003 1.000 0.42 1.000 0.42 总计算时长取100s,输出步长为0.1s.由于在数值模 0.0010 0.990 0.80 1.000 0.80 拟初始阶段湍流风突然施加会造成失真效应)，剔除 0.0030 0.960 1.40 0.981 1.40 计算得到的结构响应的前10s数据，仅对第10s至第 0.0100 0.850 2.80 0.941 2.80 100s数据进行分析. 0.0300 0.640 5.10 0.847 5.10 基于容许应力和性能设计，分别考察考虑SSI效 0.1000 0.370 9.80 0.656 9.80 应和不考虑S$效应模型的风电塔塔身应力和塔顶响 0.3000 0.180 15.50 0.438 15.50 应.表4给出了塔顶响应幅值的对比情况，图6给出 1.0000 0.080 21.00 0.238 21.00 了塔顶加速度、速度和相对位移的时程曲线.图7给 3.0000 0.050 25.00 0.144 25.00 出了最大应力出现时刻整体模型应力云图. 10.0000 0.035 28.00 0.110 28.00 对以上计算结果进行分析，可以得到以下结论 注：事为剪切模量与其最大值之比 (1)地震作用对该风电塔具有显著影响：在单独 1500 1500r (a b 1000 1000 500 500 500 1000 -1000 1500 50 60 -1500 10 20 30 40 2 30 40 50 60 时间/s 时间/s 图4地震波加速度时程曲线.(a)El Centro波：(b)Centro93波 Fig.4 Acceleration time histories of El Centro (a)and El Centro 93 (b)seismic waves 50r (a) 25 b 40 20 30 15 20 10 10 15 25 20 10 15 20 25 烦率Hz 顺率Hz 图5地震波频谱曲线.(a)El Centro波：(b)El Centro93波 Fig.5 Fourier spectra of El Centro (a)and El Centro 93 (b)seismic waves
工程科学学报,第 39 卷,第 9 期 选择 El Centro 波的截断频率为 25 Hz. 将 El Centro 波 反演至距地表 93郾 1 m 深度处,得到该深度处地震波 El Centro 93. El Centro 波和 El Centro 93 波时程分别见图 4,频谱分别见图 5. 表 3 分析采用的等效剪切模型和阻尼比模型 Table 3 Equivalent models of shearing modulus and damping ratio used in analysis 剪切 应变/ % 模型 Seed鄄鄄 Sun Seed鄄鄄Idriss 模型 剪切模量比* 阻尼比/ % 剪切模量比* 阻尼比/ % 0郾 0001 1郾 000 0郾 24 1郾 000 0郾 24 0郾 0003 1郾 000 0郾 42 1郾 000 0郾 42 0郾 0010 0郾 990 0郾 80 1郾 000 0郾 80 0郾 0030 0郾 960 1郾 40 0郾 981 1郾 40 0郾 0100 0郾 850 2郾 80 0郾 941 2郾 80 0郾 0300 0郾 640 5郾 10 0郾 847 5郾 10 0郾 1000 0郾 370 9郾 80 0郾 656 9郾 80 0郾 3000 0郾 180 15郾 50 0郾 438 15郾 50 1郾 0000 0郾 080 21郾 00 0郾 238 21郾 00 3郾 0000 0郾 050 25郾 00 0郾 144 25郾 00 10郾 0000 0郾 035 28郾 00 0郾 110 28郾 00 注:*为剪切模量与其最大值之比. 3郾 3 考虑和不考虑 SSI 效应的结构响应对比 保持风的吹入方向为正对风轮方向,考虑到运转 时叶片受风面积较大,且叶片轮毂系统对机舱具有遮 挡作用,轮毂推力主要由叶片轮毂系统承担,因此将 FAST 程序输出的塔顶效应在 ABAQUS 模型的叶片 (包括轮毂)质量点处进行输入;地震动输入考虑:(1) 在 ABAQUS 风电塔刚性地基模型底部输入 El Centro 波,(2)在 ABAQUS “塔筒―基础―地基冶整体模型的 土体底部位置输入 El Centro 93 波. 地震波方向和塔 顶风荷载保持同向. 待风电塔在风荷载下响应稳定 后,在第 25 s 进行地震激励输入,持续时间为 53郾 64 s, 总计算时长取 100 s,输出步长为 0郾 1 s. 由于在数值模 拟初始阶段湍流风突然施加会造成失真效应[7] ,剔除 计算得到的结构响应的前 10 s 数据,仅对第 10 s 至第 100 s 数据进行分析. 基于容许应力和性能设计,分别考察考虑 SSI 效 应和不考虑 SSI 效应模型的风电塔塔身应力和塔顶响 应. 表 4 给出了塔顶响应幅值的对比情况,图 6 给出 了塔顶加速度、速度和相对位移的时程曲线. 图 7 给 出了最大应力出现时刻整体模型应力云图. 对以上计算结果进行分析,可以得到以下结论. (1)地震作用对该风电塔具有显著影响:在单独 图 4 地震波加速度时程曲线 郾 (a)El Centro 波; (b)El Centro 93 波 Fig. 4 Acceleration time histories of El Centro (a) and El Centro 93 (b) seismic waves 图 5 地震波频谱曲线 郾 (a)El Centro 波; (b)El Centro 93 波 Fig. 5 Fourier spectra of El Centro (a) and El Centro 93 (b) seismic waves ·1440·
戴靠山等：考虑土一结构相互作用的运转状态风电塔抗震分析 ·1441· 表4考虑和不考虑SSI效应风电塔塔顶响应对比 1500m (a) 不考虑SSI Table 4 Comparison of the dynamic response at the top of tower with 1000 考虑SSI and without SSI effects 500 0 计算模型 加速度/(mm·s2)速度/(mms1)位移/mm -500 不考虑SSL 1094.75 327.15 -1000 245.48 -1500 20 50607080 90100110 考虑SI 1373.57 403.39 338.34 时间s 相对差· 20.30% 18.90% 27.44% 400 (b) 不考虑SSI 200 考虑SSI 注：*为考虑SSI与不考虑SSI响应幅值差值与考虑SS响应幅 值之比 -2 风荷载作用阶段，考虑SS效应下风电塔塔筒最大Mi- -400 ses应力出现在背风面塔筒底部位置，为51.51MPa:在 10 405060708090100110 时间s 六度抗震设防下，风机运转状态下风电塔在地震作用 不考虑SSI 下最大Mises应力为68.29MPa,与纯风荷载作用相 e 考虑SSI -100 比，提高了32.58%，两阶段各最大应力出现时刻的应 w.nm -200 力云图如图7所示.另外，考虑SSI效应模型计算结果 -300 中，运转状态的风电塔在地震作用下塔顶加速度、速度 400 和相对位移最大值与不考虑地震作用相比，分别提高 0 20 40 5060708090100110 时间/s 了2.48倍2.37倍和0.38倍（图6(a)、(b)、(c)). 图6 考虑和不考虑S$I效应风电塔塔顶时程响应曲线.(a)加 (2)SSI效应对该风电塔运转状态下的响应也有 速度：(b)速度：(c)相对位移 影响：本文分析中，与采用刚性地基假定的风电塔模型 Fig.6 Dynamic response time history curves at the top of tower with 相比，考虑SSI效应后的风电塔在单独风荷载作用下 and without SSI effects:(a)acceleration;(b)velocity;(c)relative 平均位移提高了53.58%（图6(c)),最大加速度、最 displacement (ay Mises.应力/MPa Mises应力/MPa +68.29 +62.60 +42.93 +56.91 -+38.64 +51.22 +34.34 +45.53 -+30.05 430 -+25.76 曲 +28.46 -+22.76 +17.07 +1138 -+4.293 +5.691 L+2.465×10-5 +2.316×104 最大应力：5I.51MPa 最大应力：68.29MPa 图7最大应力出现时刻应力云图.(a)纯风荷载作用阶段(t=18.4s):(b)运转工况下地震作用阶段(t=43.1s) Fig.7 Mises stress contours at the time maximum stresses occurred:(a)under operating conditions without earthquake input (t=18.4s);(b)un- der operating conditions with earthquake input (t=43.1s) 大速度和最大相对位移分别提高了30.39%、26.35% 构相比发生变化，从而对结构在地震作用下的响应产 和42.81%（图6(a)、(b)、(c)). 生影响，例如该风电塔在El Centro地震波下地震作用 (3)SS效应对该运转状态下风电塔地震动力响 则得到显著放大.考虑SSI效应能够更加精确的分析 应有较大影响.计算表明，考虑SSI效应后塔顶最大 实际结构的自振频率，对结构设计分析具有指导意义. 加速度、最大速度和最大相对位移分别提高了 建议在对软土地区风电场运转状态风电塔进行地震动 20.30%、18.90%和27.44%.并且计算中发现，SSI效 力响应分析时，有必要考虑SSI效应. 应使得结构响应发生一定程度的滞后. 4结论 整体来看，考虑SSI效应会削弱地基和基础对结 构的约束作用，增加了结构的柔度，这是造成风电塔地 (1)针对风机运转状态的风电塔结构，发展了“塔 震响应放大的一方面原因.另一方面，考虑S$I效应 筒一基础一地基”整体三维精细有限元模型，可以模 将导致“塔筒一基础一地基”系统的自振频率与原结 拟土层性质及桩土接触特性以考虑SSI效应对结构的
戴靠山等: 考虑土―结构相互作用的运转状态风电塔抗震分析 表 4 考虑和不考虑 SSI 效应风电塔塔顶响应对比 Table 4 Comparison of the dynamic response at the top of tower with and without SSI effects 计算模型 加速度/ (mm·s - 2 ) 速度/ (mm·s - 1 ) 位移/ mm 不考虑 SSI 1094郾 75 327郾 15 245郾 48 考虑 SSI 1373郾 57 403郾 39 338郾 34 相对差* 20郾 30% 18郾 90% 27郾 44% 注:*为考虑 SSI 与不考虑 SSI 响应幅值差值与考虑 SSI 响应幅 值之比. 风荷载作用阶段,考虑 SSI 效应下风电塔塔筒最大 Mi鄄 ses 应力出现在背风面塔筒底部位置,为 51郾 51 MPa;在 六度抗震设防下,风机运转状态下风电塔在地震作用 下最大 Mises 应力为 68郾 29 MPa,与纯风荷载作用相 比,提高了 32郾 58% ,两阶段各最大应力出现时刻的应 力云图如图 7 所示. 另外,考虑 SSI 效应模型计算结果 中,运转状态的风电塔在地震作用下塔顶加速度、速度 和相对位移最大值与不考虑地震作用相比,分别提高 了 2郾 48 倍、2郾 37 倍和 0郾 38 倍(图 6(a)、(b)、(c)). (2)SSI 效应对该风电塔运转状态下的响应也有 影响:本文分析中,与采用刚性地基假定的风电塔模型 相比,考虑 SSI 效应后的风电塔在单独风荷载作用下 平均位移提高了 53郾 58% (图 6( c)),最大加速度、最 图 6 考虑和不考虑 SSI 效应风电塔塔顶时程响应曲线 郾 ( a)加 速度; (b)速度;(c)相对位移 Fig. 6 Dynamic response time history curves at the top of tower with and without SSI effects: (a) acceleration; (b) velocity; (c) relative displacement 图 7 最大应力出现时刻应力云图 郾 (a)纯风荷载作用阶段(t = 18郾 4 s); (b)运转工况下地震作用阶段(t = 43郾 1 s) Fig. 7 Mises stress contours at the time maximum stresses occurred: (a) under operating conditions without earthquake input (t = 18郾 4 s); (b) un鄄 der operating conditions with earthquake input (t = 43郾 1 s) 大速度和最大相对位移分别提高了 30郾 39 % 、26郾 35% 和 42郾 81 % (图 6(a)、(b)、(c)). (3)SSI 效应对该运转状态下风电塔地震动力响 应有较大影响. 计算表明,考虑 SSI 效应后塔顶最大 加 速 度、 最 大 速 度 和 最 大 相 对 位 移 分 别 提 高 了 20郾 30% 、18郾 90% 和 27郾 44% . 并且计算中发现,SSI 效 应使得结构响应发生一定程度的滞后. 整体来看,考虑 SSI 效应会削弱地基和基础对结 构的约束作用,增加了结构的柔度,这是造成风电塔地 震响应放大的一方面原因. 另一方面,考虑 SSI 效应 将导致“塔筒―基础―地基冶 系统的自振频率与原结 构相比发生变化,从而对结构在地震作用下的响应产 生影响,例如该风电塔在 El Centro 地震波下地震作用 则得到显著放大. 考虑 SSI 效应能够更加精确的分析 实际结构的自振频率,对结构设计分析具有指导意义. 建议在对软土地区风电场运转状态风电塔进行地震动 力响应分析时,有必要考虑 SSI 效应. 4 结论 (1)针对风机运转状态的风电塔结构,发展了“塔 筒―基础―地基冶 整体三维精细有限元模型,可以模 拟土层性质及桩土接触特性以考虑 SSI 效应对结构的 ·1441·
.1442· 工程科学学报，第39卷，第9期 影响. 限元分析.建筑科学，2009,25(9)：18) (2)利用FAST程序，通过输入风速时程，得到考 [12] Liao Z P.Introduction to Ware Motion Theories in Engineering. 虑偏航、变桨距以及电机设备影响的塔顶风荷载时程， 2nd Ed.Beijing:Science Press,2002 以考虑风机运转效应：采用EERA程序进行土层地震 (廖振鹏.工程波动理论导论.2版.北京：科学出版社， 2002) 反演分析，得到模型土体底部深度处的地震波 [13]Simulia D S.ABAOUS 6.13 user's manual.Providence:Dassault (3)分别对考虑SSI效应和不考虑SSI效应的模 Systems,2013 型进行运转工况下的模态分析和地震响应分析，对比 「141 Ministry of Housing and Urban-Rural Development,People's Re- 结果可以看到，考虑S$I效应将降低塔筒自振频率，且 public of China.GB50011-2012 Load Code for the Design of 阶次越高降低幅度越大：考虑SSI效应将会导致运转 Building.Beijing:China Architecture Building Press,2012 (中华人民共和国住房和城乡建设部.GB50011一2012建筑 工况下结构塔顶加速度、速度和相对位移响应的放大. 结构荷载规范.北京：中国建筑工业出版社，2012) 因此，在对运转工况风电塔进行地震动力响应分析时， [15]Ministry of Housing and Urban-Rural Development,People's Re- 应考虑SSI效应. public of China.GB50010-2010 Code for the Design of Concrete Structures.Beijing:China Architecture Building Press,2010 参考文献 (中华人民共和国住房和城乡建设部.GB50010一2010混凝 [1]World Wind Energy Association (WWEA).The World Sets New 土结构设计规范.北京：中国建筑工业出版社，2010) Wind Installations Record [EB/OL].[2016-03-10 ]http:// [16] Ding W T,Yang M,Zhao X H.An analysis of the settlement of www.wwindea.org/the-world-sets-new-wind-installations-record- tall building on pile foundation in Shanghai.Shanghai Geol, 637-gw-new-capacity-in-2015 1989(3):31 [2]World Wind Energy Association (WWEA).Worldeide Wind Mar- (丁万太，杨敏，赵锡宏。上海地区高层建筑物桩基础的沉 ket Booming Like Never Before:Wind Capacity Over 392 Gigawatt 降分析.上海地质，1989(3)：31) EB/OL].[2016-03-10].http://www.wwindea.org/hyr2015 [17]Gu X L,Qian H J,Liu H S,et al.Subgrade and Foundation. [3]Ronold K O,Christensen C J.Optimization of a design code for 3rd Ed.Beijing:China Architecture Building Press,2003 wind-turbine rotor blades in fatigue.Eng Struct,2001,23(8):993 (顾晓鲁，钱鸿缙，刘慧珊，等.地基与基础.3版.北京：中 [4]Nuta E.Christopoulos C.Packer JA.Methodology for seismic 国建筑工业出版社，2003) risk assessment for tubular steel wind turbine towers:application [18]Dai K S,Huang Y C.Gong C Q,et al.Rapid seismic analysis to Canadian seismic environment.Can Ciril Eng,2011,38 methodology for in-service wind turbine towers.Earthquake Eng (3):293 Engb,2015,14(3):539 [5] Lombardi D,Bhattacharya S,Wood D M.Dynamic soil-structure [19]Koh J H,Robertson A N,Jonkman J M,et al.Validation of interaction of monopile supported wind turbines in cohesive soil. SWAY wind turbine response in FAST,with a focus on the influ- Soil Dyn Earthquake Eng,2013,49:165 ence of tower wind loads//Proceedings of the Twenty-fifth Inter- [6] Bisoi S.Haldar S.Dynamic analysis of offshore wind turbine in national Ocean and Polar Engineering Conference.Kona,2015 clay considering soil-monopile-tower interaction.Soil Dyn Earth- [20]Jonkman J M,Buhl Jr M L.FAST User's Guide.Colorado:Na- quake Eng,2014,63:19 tional Renewable Energy Laboratory,2005 [7]International Electrotechnical Commission.Wind Turbines-Part 1: [21]Bardet J P,Ichii K,Lin C H.EERA:A Computer Program for design Requirements Ed.3//IEC 61400-1.2005 Equiralent-Linear Earthquake Site Response Analyses of Layered [8]ASCE/AWEA Committee.Recommended practice for compliance Soil Deposits.Los Angeles:Department of Civil Engineering.U- of large onshore wind turbine support structures//ASCE/AWEA niversity of Southern Califormnia,2000 RP2011.2012 [22]Huang Y.Ye W M,Tang Y Q,et al.Characteristic analysis for [9]Song B.Huang F T,Zeng J.Study on the damage feature and the seismic ground response of soft soils in Shanghai.Chin J Under- shaking table model test of wind turbine tower under the action of ground Space Eng,2005,1(5):773 earthquake.Earthquake Eng Eng Dyn,2015,35(5):137 (黄雨，叶为民，唐益群，等.上海软土场地的地震反应特征 (宋波，黄付堂，曾洁.强震作用下风电塔损伤特征与振动台 分析.地下空间与工程学报，2005,1(5)：773) 试验研究.地震工程与工程振动，2015,35(5)：137) [23] Ministry of Housing and Urban-Rural Development,People's Re- [10]Lou M L,Pan D G,Fan L C.Effect of vertical artificial bounda- public of China.GB50011-2010 Code for Seismic Design of ry on seismic response of soil layer.J Tongji Unie Nat Sci, Building.Beijing:China Architecture Building Press,2010 2003,31(7):757 (中华人民共和国住房和城乡建设部.GB50011一2010建筑 (楼梦麟，潘日光，范立础。土层地震反应分析中侧向人工边界 抗震设计规范.北京：中国建筑工业出版社，2010) 的影响.同济大学学报（自然科学版），200B,31(7):757) [24]Chen Q J.Liu T.Comparison of two methods of ground motion [11]Hu C B,Mei L,Mei G X,et al.Finite element method for se- inversion and discussion on question of frequency cut-off.Chin 0 lecting the soil boundary in the model of pile-soil.Building Sci, Mech,2010,31(3):388 2009,25(9):18 (陈清军，刘拓。地震波反演两种计算方法比较与频率截断 (胡钺波，梅岭，梅国雄，等.桩土模型中土体边界选取的有 问题的探讨.力学季刊，2010,31(3)：388)
工程科学学报,第 39 卷,第 9 期 影响. (2)利用 FAST 程序,通过输入风速时程,得到考 虑偏航、变桨距以及电机设备影响的塔顶风荷载时程, 以考虑风机运转效应;采用 EERA 程序进行土层地震 反演分析,得到模型土体底部深度处的地震波. (3)分别对考虑 SSI 效应和不考虑 SSI 效应的模 型进行运转工况下的模态分析和地震响应分析,对比 结果可以看到,考虑 SSI 效应将降低塔筒自振频率,且 阶次越高降低幅度越大;考虑 SSI 效应将会导致运转 工况下结构塔顶加速度、速度和相对位移响应的放大. 因此,在对运转工况风电塔进行地震动力响应分析时, 应考虑 SSI 效应. 参 考 文 献 [1] World Wind Energy Association ( WWEA). The World Sets New Wind Installations Record [ EB/ OL]. [2016鄄鄄 03鄄鄄 10 ]. http: / / www. wwindea. org / the鄄world鄄sets鄄new鄄wind鄄installations鄄record鄄 637鄄gw鄄new鄄capacity鄄in鄄2015 [2] World Wind Energy Association (WWEA). Worldwide Wind Mar鄄 ket Booming Like Never Before: Wind Capacity Over 392 Gigawatt [EB/ OL]. [2016鄄鄄03鄄鄄10]. http: / / www. wwindea. org / hyr2015 [3] Ronold K O, Christensen C J. Optimization of a design code for wind鄄turbine rotor blades in fatigue. Eng Struct, 2001, 23(8): 993 [4] Nuta E, Christopoulos C, Packer J A. Methodology for seismic risk assessment for tubular steel wind turbine towers: application to Canadian seismic environment. Can J Civil Eng, 2011, 38 (3): 293 [5] Lombardi D, Bhattacharya S, Wood D M. Dynamic soil鄄structure interaction of monopile supported wind turbines in cohesive soil. Soil Dyn Earthquake Eng, 2013, 49: 165 [6] Bisoi S, Haldar S. Dynamic analysis of offshore wind turbine in clay considering soil鄄monopile鄄tower interaction. Soil Dyn Earth鄄 quake Eng, 2014, 63: 19 [7] International Electrotechnical Commission. Wind Turbines鄄Part 1: design Requirements Ed. 3 / / IEC 61400鄄鄄1. 2005 [8] ASCE/ AWEA Committee. Recommended practice for compliance of large onshore wind turbine support structures/ / ASCE/ AWEA RP2011. 2012 [9] Song B, Huang F T, Zeng J. Study on the damage feature and the shaking table model test of wind turbine tower under the action of earthquake. Earthquake Eng Eng Dyn, 2015, 35(5): 137 (宋波, 黄付堂, 曾洁. 强震作用下风电塔损伤特征与振动台 试验研究. 地震工程与工程振动, 2015, 35(5): 137) [10] Lou M L, Pan D G, Fan L C. Effect of vertical artificial bounda鄄 ry on seismic response of soil layer. J Tongji Univ Nat Sci, 2003, 31(7): 757 (楼梦麟, 潘旦光, 范立础. 土层地震反应分析中侧向人工边界 的影响. 同济大学学报(自然科学版), 2003, 31(7): 757) [11] Hu C B, Mei L, Mei G X, et al. Finite element method for se鄄 lecting the soil boundary in the model of pile鄄soil. Building Sci, 2009, 25(9): 18 (胡铖波, 梅岭, 梅国雄, 等. 桩土模型中土体边界选取的有 限元分析. 建筑科学, 2009, 25(9): 18) [12] Liao Z P. Introduction to Wave Motion Theories in Engineering. 2nd Ed. Beijing: Science Press, 2002 (廖振鹏. 工程波动理论导论. 2 版. 北京: 科学出版社, 2002) [13] Simulia D S. ABAQUS 6郾 13 user蒺s manual. Providence: Dassault Systems, 2013 [14] Ministry of Housing and Urban鄄Rural Development, People蒺s Re鄄 public of China. GB50011—2012 Load Code for the Design of Building. Beijing: China Architecture & Building Press, 2012 (中华人民共和国住房和城乡建设部. GB50011—2012 建筑 结构荷载规范. 北京: 中国建筑工业出版社, 2012) [15] Ministry of Housing and Urban鄄Rural Development, People蒺s Re鄄 public of China. GB50010—2010 Code for the Design of Concrete Structures. Beijing: China Architecture & Building Press, 2010 (中华人民共和国住房和城乡建设部. GB50010—2010 混凝 土结构设计规范. 北京: 中国建筑工业出版社, 2010) [16] Ding W T, Yang M, Zhao X H. An analysis of the settlement of tall building on pile foundation in Shanghai. Shanghai Geol, 1989(3): 31 (丁万太, 杨敏, 赵锡宏. 上海地区高层建筑物桩基础的沉 降分析. 上海地质, 1989(3): 31) [17] Gu X L, Qian H J, Liu H S, et al. Subgrade and Foundation. 3rd Ed. Beijing: China Architecture & Building Press, 2003 (顾晓鲁, 钱鸿缙, 刘慧珊, 等. 地基与基础. 3 版. 北京: 中 国建筑工业出版社, 2003) [18] Dai K S, Huang Y C, Gong C Q, et al. Rapid seismic analysis methodology for in鄄service wind turbine towers. Earthquake Eng Eng Vib, 2015, 14(3): 539 [19] Koh J H, Robertson A N, Jonkman J M, et al. Validation of SWAY wind turbine response in FAST, with a focus on the influ鄄 ence of tower wind loads / / Proceedings of the Twenty鄄fifth Inter鄄 national Ocean and Polar Engineering Conference. Kona, 2015 [20] Jonkman J M, Buhl Jr M L. FAST User蒺s Guide. Colorado: Na鄄 tional Renewable Energy Laboratory, 2005 [21] Bardet J P, Ichii K, Lin C H. EERA: A Computer Program for Equivalent鄄Linear Earthquake Site Response Analyses of Layered Soil Deposits. Los Angeles: Department of Civil Engineering, U鄄 niversity of Southern California, 2000 [22] Huang Y, Ye W M, Tang Y Q, et al. Characteristic analysis for seismic ground response of soft soils in Shanghai. Chin J Under鄄 ground Space Eng, 2005, 1(5): 773 (黄雨, 叶为民, 唐益群, 等. 上海软土场地的地震反应特征 分析. 地下空间与工程学报, 2005, 1(5): 773) [23] Ministry of Housing and Urban鄄Rural Development, People蒺s Re鄄 public of China. GB50011—2010 Code for Seismic Design of Building. Beijing: China Architecture & Building Press, 2010 (中华人民共和国住房和城乡建设部. GB50011—2010 建筑 抗震设计规范. 北京: 中国建筑工业出版社, 2010) [24] Chen Q J, Liu T. Comparison of two methods of ground motion inversion and discussion on question of frequency cut鄄off. Chin Q Mech, 2010, 31(3): 388 (陈清军, 刘拓. 地震波反演两种计算方法比较与频率截断 问题的探讨. 力学季刊, 2010, 31(3): 388) ·1442·