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·