第10期 宋波等：风电塔非线性地震动力响应规律与极限值评价 1387· 1.6 图10，塔筒结构在不同强度的日向滩冲地震动作用 1.4 -220cms2 -310cms2 下的应力响应包络线和平均应力响应包络线，塔筒 1.2 -400 cm-s2 结构在高度方向上主要存在三处薄弱环节.其中距 1.0 1000m82 …最大允许位移 离地面塔体高度67.5%位置应力始终处于最大，随 “408Cm2 0.8 着地震动峰值加速度的增大，该部位首先进入塑性 0.6 阶段：而且随着峰值加速度的增大，应力从最大值 0.4 范围逐渐扩散，但未形成新的薄弱部位.危险部位 0.2 与图7曲率分析结果相同.以截面压边应力达到钢 0 10 20 30 40 50 材屈服强度345MPa为塑性极限状态的临界点，通 高度/m 过差值法估算和数值模拟试算得出该50.41m的风 电塔在日向滩冲地震动作用下的极限峰值加速度为 图8不同强度的三种地震动作用下塔体结构位移响应平均 634cms-2,考虑平均动力响应时的临界峰值加速 值以及正常使用极限状态临界值 度为624cms-2.表明板块边界型地震动对风电塔 Fig.8 Average dynamic displacement response and critical 这种高耸柔性结构的塑性极限状态极限值起着控制 values under serviceable limit state of the tower under differ- 作用.然后判断塔筒结构薄弱环节还可以从截面弯 ent ground motions 矩的角度考虑，如图9(b)所示.同样以截面压边 进入塑性阶段值得探讨，可以为结构塑性开展、防 应力达到钢材屈服强度345Pa为塑性极限状态 倒塌的研究提供依据.考虑结构某一部位应力值达 的临界点，计算出高度方向上的受压截面的压边应 到材料屈服强度为该结构的塑性极限状态，即在本 力达到屈服强度时所需的弯矩，再与不同强度地震 风电塔研究中选用截面压边首先屈服的弯矩和边缘 动作用下的截面弯矩对比.从图9(b)可以看出，随 应力来评价.由于时程分析结果为三组地震动动力 着地震动强度的增大，距离地面塔体高度67.5%位 响应结果的均值，而板块边界型地震动(Type)对 置首先达到截面压边屈服弯矩，即首先进入塑性阶 结构响应均值有较大影响，因此增加日向滩冲地震 段，与应力分析结果相同。综合图9和图10所示结 动作用下结构局部达到屈服应力时的峰值为一个控 果可以看出，400cms-2日向滩冲地震动作用下，结 制点.不同峰值加速度在日向滩冲地震动作用下， 构截面弯矩远小于截面压边屈服弯矩，最大应力也 结构动力响应的最大截面弯矩与理论计算得出的截 远小于钢材屈服应力，表明塔筒结构在7度罕遇、7 面压边达到屈服应力的弯矩对比图、截面边缘最大 度罕遇并考虑山地放大作用和8度罕遇地震作用下 应力包络线与所用钢材屈服应力对比图如图9所 都处于弹性范围内变化，未发生塑性变形，具有良 示.再绘制三种地震动作用下结构沿高度方向的最 好的抗震性能. 大应力平均值沿高度方向的变化曲线，与塔筒截面 3.3残余位移条件控制极限值评价 压边屈服弯矩对比，如图10所示.首先可以从应力 结构进入塑性形变阶段后，结构会产生塑性变 的角度判断塔筒结构薄弱部位.综合考察图9(a)和 形，由于地震动的加载与卸载，塑性变形累积产生 7×10 1×10 ·-220cms2 (a) 9×10 ·220cm82 (b) 6×10 310cm-s2 40 cm-s 2 8×10 部 5×10 000ms2 钢材屈服应力 7×10P ·1000cms2 …截面压边屈服弯矩 4×10 634c四8 6×10 5×10㎡交 .634 cm-s 3×10 10 2×10 3×10 2x10 1×10 0 4×10#鞋进 10 0 2030 40 50 0 10 2030 40 50 高度/m 高度/m 图9 不同强度日向滩冲地震动控制下塔体动力响应应力()、弯矩(b)最大值以及极限状态临界值 Fig.9 Maximum dynamic stress(a),moment(b)responses and critical values under plastic limit state of the tower under different intensities of Hyuga ground motions第 10 期 宋 波等：风电塔非线性地震动力响应规律与极限值评价 1387 ·· 图 8 不同强度的三种地震动作用下塔体结构位移响应平均 值以及正常使用极限状态临界值 Fig.8 Average dynamic displacement response and critical values under serviceable limit state of the tower under differ￾ent ground motions 进入塑性阶段值得探讨，可以为结构塑性开展、防 倒塌的研究提供依据. 考虑结构某一部位应力值达 到材料屈服强度为该结构的塑性极限状态，即在本 风电塔研究中选用截面压边首先屈服的弯矩和边缘 应力来评价. 由于时程分析结果为三组地震动动力 响应结果的均值，而板块边界型地震动 (Type I) 对 结构响应均值有较大影响，因此增加日向滩冲地震 动作用下结构局部达到屈服应力时的峰值为一个控 制点. 不同峰值加速度在日向滩冲地震动作用下， 结构动力响应的最大截面弯矩与理论计算得出的截 面压边达到屈服应力的弯矩对比图、截面边缘最大 应力包络线与所用钢材屈服应力对比图如图 9 所 示. 再绘制三种地震动作用下结构沿高度方向的最 大应力平均值沿高度方向的变化曲线，与塔筒截面 压边屈服弯矩对比，如图 10 所示. 首先可以从应力 的角度判断塔筒结构薄弱部位. 综合考察图 9(a) 和 图 10，塔筒结构在不同强度的日向滩冲地震动作用 下的应力响应包络线和平均应力响应包络线，塔筒 结构在高度方向上主要存在三处薄弱环节. 其中距 离地面塔体高度 67.5%位置应力始终处于最大，随 着地震动峰值加速度的增大，该部位首先进入塑性 阶段；而且随着峰值加速度的增大，应力从最大值 范围逐渐扩散，但未形成新的薄弱部位. 危险部位 与图 7 曲率分析结果相同. 以截面压边应力达到钢 材屈服强度 345 MPa 为塑性极限状态的临界点，通 过差值法估算和数值模拟试算得出该 50.41 m 的风 电塔在日向滩冲地震动作用下的极限峰值加速度为 634 cm·s −2，考虑平均动力响应时的临界峰值加速 度为 624 cm·s −2 . 表明板块边界型地震动对风电塔 这种高耸柔性结构的塑性极限状态极限值起着控制 作用. 然后判断塔筒结构薄弱环节还可以从截面弯 矩的角度考虑，如图 9(b) 所示. 同样以截面压边 应力达到钢材屈服强度 345 MPa 为塑性极限状态 的临界点，计算出高度方向上的受压截面的压边应 力达到屈服强度时所需的弯矩，再与不同强度地震 动作用下的截面弯矩对比. 从图 9(b) 可以看出，随 着地震动强度的增大，距离地面塔体高度 67.5 %位 置首先达到截面压边屈服弯矩，即首先进入塑性阶 段，与应力分析结果相同。综合图 9 和图 10 所示结 果可以看出，400 cm·s −2 日向滩冲地震动作用下，结 构截面弯矩远小于截面压边屈服弯矩，最大应力也 远小于钢材屈服应力，表明塔筒结构在 7 度罕遇、7 度罕遇并考虑山地放大作用和 8 度罕遇地震作用下 都处于弹性范围内变化，未发生塑性变形，具有良 好的抗震性能. 3.3 残余位移条件控制极限值评价 结构进入塑性形变阶段后，结构会产生塑性变 形，由于地震动的加载与卸载，塑性变形累积产生 图 9 不同强度日向滩冲地震动控制下塔体动力响应应力 (a)、弯矩 (b) 最大值以及极限状态临界值 Fig.9 Maximum dynamic stress (a), moment (b) responses and critical values under plastic limit state of the tower under different intensities of Hyuga ground motions