D0I:10.13374.issn1001-053x.2013.07.019 第35卷第7期 北京科技大学学报 Vol.35 No.7 2013年7月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jul.2013 在役风电塔结构的最不利风一震组合作用响应分析 陈阳)，宋波)☒，韦伟2)，周治2) 1)北京科技大学土木与环境工程学院，北京1000832)中国因电集团公司南方分公司，广州510623 ②☒通信作者，E-mail:songbo@ces.ustb.edu.cn 摘要因风电塔整体结构不沿轴向对称，为明确该结构的受力特性和保证结构安全，采用国外及国内两种数值计算方 法对塔筒结构进行了研究，分析风荷载作用下、地震动作用下和风-地震组合作用下的塔体结构的受力差异.在此基础上 对塔筒结构进行风-地震组合作用下的不同地震动输入方向的动力响应分析进行研究.结果指出了该状态下对塔筒结构 最不利的地震动输入方向以及该作用条件下塔筒结构的薄弱位置为塔筒开口位置. 关键词风电：塔：地震波：风应力：动力响应 分类号TU33+3 Dynamic response analysis on the structure of wind power towers under the most unfavorable wind-earthquake combination action CHEN Yang),SONG Bo)☒，WEI Wei2),ZHOU Zhi2) 1)School of Civil and Environmental Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Guodian Corporation South Branch China,Guangzhou 510623,China Corresponding author,E-mail:songboaces.ustb.edu.cn ABSTRACT With the increasing of wind power generation facilities,structure safety is particularly important in the service of wind power towers.Wind power towers are a typical top-heavy structure which is similar to a kind of thin-wall cylindrical structure.The supporting structure of a wind power tower is forced under the pressure of the upper engine room,rotor and blades,the side of the tower is thrust by ocean wind,and when earthquakes happen the tower undergoes the horizontal and vertical seismic action.Since the whole structure of the tower is asymmetric,in order to clarify the mechanical characteristics and ensure the structure safety,the tower structure was studied by foreign and domestic numerical calculation methods.The differences in force of the tower structure were analyzed under wind load only,earthquake load only and the wind-earthquake load combination case.Then the dynamic responses of the tower structure were performed under the combined action of wind and earthquake load with different earthquake input directions.The results pointed out the earthquake input direction which is most disadvantageous to the tower structure and the weak position of the tower structure is door opening location under this condition. KEY WORDS wind power:towers:seismic waves:wind stress:dynamic response 随着风力发电设施不断增多，保障在役风电塔 计算中需要考虑荷载情况的差异性，而且国内外在 结构安全变得尤为重要.风电塔是典型“头重脚轻” 该领域的标准规范也不一样.例如日本的《风电塔 的薄壁高耸悬臂结构，其支撑结构的主要破坏形式 支撑结构设计指南·同解说》口中描述了塔筒结构 是弯曲变形和基础脱离破坏.目前对这些破坏形式 每段所承受的剪切力需要考虑塔体总质量的影响， 的研究还不多，这不仅是由于在该结构理论和数值 而国内的GB50135一2006《高耸结构设计规范》☒ 收稿日期：2012-04-11 基金项目：因家自然科学基金资助项目(51178045)：广东省教育部产学研结合资助项目(2011B090400588)
第 35 卷 第 7 期 北 京 科 技 大 学 学 报 Vol. 35 No. 7 2013 年 7 月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jul. 2013 在役风电塔结构的最不利风--震组合作用响应分析 陈 阳1)，宋 波1) ，韦 伟2)，周 治2) 1) 北京科技大学土木与环境工程学院，北京 100083 2) 中国国电集团公司南方分公司，广州 510623 通信作者，E-mail: songbo@ces.ustb.edu.cn 摘 要 因风电塔整体结构不沿轴向对称，为明确该结构的受力特性和保证结构安全，采用国外及国内两种数值计算方 法对塔筒结构进行了研究，分析风荷载作用下、地震动作用下和风–地震组合作用下的塔体结构的受力差异. 在此基础上 对塔筒结构进行风–地震组合作用下的不同地震动输入方向的动力响应分析进行研究. 结果指出了该状态下对塔筒结构 最不利的地震动输入方向以及该作用条件下塔筒结构的薄弱位置为塔筒开口位置. 关键词 风电；塔；地震波；风应力；动力响应 分类号 TU33+3 Dynamic response analysis on the structure of wind power towers under the most unfavorable wind-earthquake combination action CHEN Yang 1), SONG Bo 1) , WEI Wei 2), ZHOU Zhi 2) 1) School of Civil and Environmental Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Guodian Corporation South Branch China, Guangzhou 510623, China Corresponding author, E-mail: songbo@ces.ustb.edu.cn ABSTRACT With the increasing of wind power generation facilities, structure safety is particularly important in the service of wind power towers. Wind power towers are a typical top-heavy structure which is similar to a kind of thin-wall cylindrical structure. The supporting structure of a wind power tower is forced under the pressure of the upper engine room, rotor and blades, the side of the tower is thrust by ocean wind, and when earthquakes happen the tower undergoes the horizontal and vertical seismic action. Since the whole structure of the tower is asymmetric, in order to clarify the mechanical characteristics and ensure the structure safety, the tower structure was studied by foreign and domestic numerical calculation methods. The differences in force of the tower structure were analyzed under wind load only, earthquake load only and the wind-earthquake load combination case. Then the dynamic responses of the tower structure were performed under the combined action of wind and earthquake load with different earthquake input directions. The results pointed out the earthquake input direction which is most disadvantageous to the tower structure and the weak position of the tower structure is door opening location under this condition. KEY WORDS wind power; towers; seismic waves; wind stress; dynamic response 随着风力发电设施不断增多，保障在役风电塔 结构安全变得尤为重要. 风电塔是典型 “头重脚轻” 的薄壁高耸悬臂结构，其支撑结构的主要破坏形式 是弯曲变形和基础脱离破坏. 目前对这些破坏形式 的研究还不多，这不仅是由于在该结构理论和数值 计算中需要考虑荷载情况的差异性，而且国内外在 该领域的标准规范也不一样. 例如日本的《风电塔 支撑结构设计指南 · 同解说》[1] 中描述了塔筒结构 每段所承受的剪切力需要考虑塔体总质量的影响， 而国内的 GB 50135—2006《高耸结构设计规范》[2] 收稿日期：2012–04–11 基金项目：国家自然科学基金资助项目 (51178045)；广东省教育部产学研结合资助项目 (2011B090400588) DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2013.07.019
.942 北京科技大学学报 第35卷 中描述了塔筒结构每段所承受的剪切力仅考虑了该 387kN 段质量的影响.风电场多位于海岸边的山地顶部， 而山地会对地震有放大作用.此外，塔筒结构底部 常开有门洞，该结构易遭到整体性破坏.因此，研 究风电塔支撑结构在风-地震组合作用下的受力特 性对工程建设具有重要实际意义. 国外许多研究机构用柔性塔架结构静力学、 动力学及流体力学的分析方法对风电塔支撑结构 进行了实验研究和计算分析.在考虑荷载种类方 面，Kobayashi和Takashi等B-4研究了台风、地 震和波浪对塔筒结构的作用.Ishihara同在《风力发 电设施支撑物结构设计指南》中指出了在风力发电 设施支撑物结构设计中地震、台风荷载正确评价的 重要性.文献[6-9]对近海域塔架进行了风载、浪 图1风电塔照片 载、冰载等作用下的数值分析.国内风电塔结构设 Fig.1 Photo of a wind power tower 计一直采用传统设计方法，即根据实际结构尺寸进 为保证塔结构理论计算结果的正确严谨性，本 行类比从而确定理论计算模型，再核其强度和刚度. 文采用两种水平地震动计算方法计算结构的地震承 在数值分析方面，陈亚峰0对无开口塔筒结构进 载力 行了风作用下的静力分析，金涛等叫对有开洞钢 第一种是根据日本的《风电塔支撑结构设计指 筋混凝土风电塔的静力特性进行了研究，王孟等2 南·同解说》，风电塔多质点振型分解模型如图 根据塔筒结构的受力特征简化了锥型塔筒的数值计 2(a)所示，塔筒分为23段，每段记为i(i=1,2,…, 算模型. 23).第i段作用的剪切力、弯矩根据下式计算： 以往的研究主要针对塔筒结构在单一荷载作 用下进行分析研究，而对组合荷载作用的研究较少. Qsi koZCb Agi W, (1) 本文结合实际在役工程中的风电塔支撑结构进行不 Msi koZCbAmiWhg, (2) 同方法的风-地震组合作用下的数值分析，为后期 风电塔的建设提供依据. a=器=064l+c.g9 (3) 式中：Qsi为第i层的剪力：Msi为第i层地弯矩：ko 1 国内外不同规范计算水平地震动方法 为设计水平地震动；Z为地震区域系数：C为基部 比较 剪切力系数，由式(3)计算所得；A为剪力的垂直 本文研究的风电塔位于沿海地区的山顶位置， 分布系数：W为风车的总重量：g为求塔体底部 山体多被树木和灌木覆盖，地形地貌复杂，为Ⅱ 弯矩时的实际重心高度：Ami为弯矩的垂直分布系 类场地.该地区主风向是东北风，年平均风速为 数：ao为峰值地面加速度最大值：Sa(T,)为地面 6.3ms-1,最大平均风速达到28.2ms-1(台风-风 加速度反应谱：C为高阶振型修正系数：T为一次 暴).风电塔轮毂处平均空气密度为1.152kgm-3. 固有周期；（为阻尼比 在役发电塔在运行过程中，不排除地震发生的可能 第二种是根据我国GB50135一2006《高耸结构 性，根据《中国地震动参数区划图》考虑风-地震组 设计规范》②，其多质点振型分解模型如图2(b)所 合作用对塔结构进行安全性评价 示.结构方振型i质点的水平地震作用标准值按式 本文以高度为50m的风电塔（图1所示）为算 (4)计算，剪切力计算公式如下式： 例，对其应用不同水平地震动计算方法进行计算， Fii =iXjiajGi, (4) 并比较结果的异同点.该场区地震基本烈度为VI 度，抗震设防烈度为7度.塔筒底部开口位置与风 (F+) (5) 轮叶片方向垂直，且开口处底部据地面2.13m.塔 筒材料为Q345C钢材，密度为7850kgm-3,泊松 式中：F:为结构方振型i质点的水平地震作用标 比为0.3，弹性模量为2.06×1011Pa.塔筒顶部承重 准值，a为对应于j振型自由振动周期T,的地震
· 942 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 中描述了塔筒结构每段所承受的剪切力仅考虑了该 段质量的影响. 风电场多位于海岸边的山地顶部， 而山地会对地震有放大作用. 此外，塔筒结构底部 常开有门洞，该结构易遭到整体性破坏. 因此，研 究风电塔支撑结构在风–地震组合作用下的受力特 性对工程建设具有重要实际意义. 国外许多研究机构用柔性塔架结构静力学、 动力学及流体力学的分析方法对风电塔支撑结构 进行了实验研究和计算分析. 在考虑荷载种类方 面，Kobayashi 和 Takashi 等[3−4] 研究了台风、地 震和波浪对塔筒结构的作用. Ishihara[5] 在《风力发 电设施支撑物结构设计指南》中指出了在风力发电 设施支撑物结构设计中地震、台风荷载正确评价的 重要性. 文献 [6-9] 对近海域塔架进行了风载、浪 载、冰载等作用下的数值分析. 国内风电塔结构设 计一直采用传统设计方法，即根据实际结构尺寸进 行类比从而确定理论计算模型，再核其强度和刚度. 在数值分析方面，陈亚峰[10] 对无开口塔筒结构进 行了风作用下的静力分析，金涛等[11] 对有开洞钢 筋混凝土风电塔的静力特性进行了研究，王孟等[12] 根据塔筒结构的受力特征简化了锥型塔筒的数值计 算模型. 以往的研究主要针对塔筒结构在单一荷载作 用下进行分析研究，而对组合荷载作用的研究较少. 本文结合实际在役工程中的风电塔支撑结构进行不 同方法的风–地震组合作用下的数值分析，为后期 风电塔的建设提供依据. 1 国内外不同规范计算水平地震动方法 比较 本文研究的风电塔位于沿海地区的山顶位置， 山体多被树木和灌木覆盖，地形地貌复杂，为 II 类场地. 该地区主风向是东北风，年平均风速为 6.3 m·s −1，最大平均风速达到 28.2 m·s −1 (台风–风 暴). 风电塔轮毂处平均空气密度为 1.152 kg·m−3 . 在役发电塔在运行过程中，不排除地震发生的可能 性，根据《中国地震动参数区划图》考虑风–地震组 合作用对塔结构进行安全性评价. 本文以高度为 50 m 的风电塔 (图 1 所示) 为算 例，对其应用不同水平地震动计算方法进行计算， 并比较结果的异同点. 该场区地震基本烈度为 VII 度，抗震设防烈度为 7 度. 塔筒底部开口位置与风 轮叶片方向垂直，且开口处底部据地面 2.13 m. 塔 筒材料为 Q345C 钢材，密度为 7850 kg·m−3，泊松 比为 0.3，弹性模量为 2.06×1011 Pa. 塔筒顶部承重 387 kN. 图 1 风电塔照片 Fig.1 Photo of a wind power tower 为保证塔结构理论计算结果的正确严谨性，本 文采用两种水平地震动计算方法计算结构的地震承 载力. 第一种是根据日本的《风电塔支撑结构设计指 南 · 同解说》[1]，风电塔多质点振型分解模型如图 2(a) 所示，塔筒分为 23 段，每段记为 i(i =1,2,· · · , 23). 第 i 段作用的剪切力、弯矩根据下式计算： Qsi = k0ZCbAqiW, (1) Msi = k0ZCbAmiW hg, (2) Cb = Qs1 k0W = 0.641(1 + Cs) · Sa(T, ζ) a0 . (3) 式中：Qsi 为第 i 层的剪力；Msi 为第 i 层地弯矩；k0 为设计水平地震动；Z 为地震区域系数；Cb 为基部 剪切力系数，由式 (3) 计算所得；Aqi 为剪力的垂直 分布系数；W 为风车的总重量；hg 为求塔体底部 弯矩时的实际重心高度；Ami 为弯矩的垂直分布系 数；a0 为峰值地面加速度最大值；Sa(T, ζ) 为地面 加速度反应谱；Cs 为高阶振型修正系数；T 为一次 固有周期；ζ 为阻尼比. 第二种是根据我国 GB 50135—2006《高耸结构 设计规范》[2]，其多质点振型分解模型如图 2(b) 所 示. 结构 j 振型 i 质点的水平地震作用标准值按式 (4) 计算，剪切力计算公式如下式： Fji = γjXjiαjGi , (4) Vji = vuut Xn j=1 (F 2 1i+F 2 2i + F 2 3i ). (5) 式中：Fji 为结构 j 振型 i 质点的水平地震作用标 准值，αj 为对应于 j 振型自由振动周期 Ti 的地震
第7期 陈阳等：在役风电塔结构的最不利风一震组合作用响应分析 943· 影响系数，Xi为结构方振型中i质点的水平相对 无风和年平均风速-我国振型分解模型（国内无风和 位移，G:为i质点的重力荷载代表值，Y%为结构j 国内风震组合).地震发生时不同情况下塔筒弯矩值 振型的参与系数，F:为结构一阶振型i质点的水 及剪切力随高度的变化及其相应屈服弯矩、最大剪 平地震作用标准值 切力情况如图3和图4所示.从图3(a)可以看出： 在无风情况下，无风-C1所得弯矩值最大而无风- C2所得值最小；在风震组合情况下，风震组合-Cb1 X128 所得弯矩值最大而风震组合-Cb2所得值最小：国内 Fu. 无风和国内风震组合所得弯矩值居中.从图3(b)可 52.08m 以看出，各种情况下的计算结果远小于塔体临界破 50.41 坏状态的弯矩值（屈服弯矩）.综上所述，无风情况 12.…,23 下我国的计算方法所得结果过于保守，且对塔筒底 部受力情况的考虑不足：且从屈服弯矩的变化所显 777 示出的塔体薄弱位置（壁厚最薄处，塔筒中上段，塔 (a) (b) 筒开口处)，强震下可能发生弯曲破坏.同样，从图 图2风电塔振型分解模型.(a)日本规范：(b)中因规范 4(a)可以看出：无风-Cb1和风震组合-Cb1所得塔 Fig.2 Decomposition model of the vibration mode of the 筒底部的剪力值最大：国内风震组合所得剪力值在 tower:(a)Japanese specification;(b)Chinese specification 10m以上大于风震组合-C.1所得剪力值，而10m 考虑日本规范和我国规范水平地震动计算方 以下小于风震组合-C1所得剪力值.从图4(b)可以 法，设计了塔体结构的六种不同情况，分别为无风一 看出，各种情况下的计算结果远小于塔体临界破坏 考虑日本规范加速度反应谱（无风-C1)、无风-考虑 状态的剪力值（最大剪力值）.综上所述，我国的计算 我国规范加速度反应谱（无风-C2、年平均风速-考 方法对塔简底部的剪切力考虑不足，这种情况可能 虑日本规范加速度反应谱（风震组合-C1)、年平均 导致风电塔倾倒破坏，且从最大剪切力的变化可以 风速-考虑我国规范加速度反应谱（风震组合-C2)、 看出机舱与塔筒连接处也是塔筒结构的薄弱位置. 55 I 无风-C 50 无风-C 4 凤震组合-C 风震组合-C2 ◆一国内无风 国内风震组合 国内风震组合 分 20 屈服弯矩 10 10 0 2000 4000 600080001000012000 100002000030000400005000060000 弯矩/(kNm) 弯矩/(kN-m) (a) (b) 图3地震发生时不同情况下塔筒弯矩值()及屈服弯矩(b)随高度的变化 Fig.3 Bending moment (a)and yield moment (b)of the tower at different heights under different conditions when an earthquake occurs 无风-C 55 一◆国内无风 无风-C2 45 无风-G 0 一风震组合C 无风-C: 风震组合-C 一有风-C 国内无风 有风C 园内风震组合 国内风组合 20 0520 ■一最大剪力 10 5 5 L4 50 00 150200 250 3 0 200 4006008001000 1200 剪切力/kN 剪切力/kN (a) (b) 图4地震发生时不同情况下塔筒剪切力()及其最大剪切力(b)随高度的变化 Fig.4 Shear force(a)and maximum shear(b)of the tower at different heights under different conditions when an earthquake occurs
第 7 期 陈 阳等：在役风电塔结构的最不利风--震组合作用响应分析 943 ·· 影响系数，Xji 为结构 j 振型中 i 质点的水平相对 位移，Gi 为 i 质点的重力荷载代表值，γj 为结构 j 振型的参与系数，F1i 为结构一阶振型 i 质点的水 平地震作用标准值. 图 2 风电塔振型分解模型. (a) 日本规范; (b) 中国规范 Fig.2 Decomposition model of the vibration mode of the tower: (a) Japanese specification; (b) Chinese specification 考虑日本规范和我国规范水平地震动计算方 法，设计了塔体结构的六种不同情况，分别为无风– 考虑日本规范加速度反应谱 (无风–Cb1)、无风–考虑 我国规范加速度反应谱 (无风–Cb2)、年平均风速–考 虑日本规范加速度反应谱 (风震组合–Cb1)、年平均 风速–考虑我国规范加速度反应谱 (风震组合–Cb2)、 无风和年平均风速–我国振型分解模型 (国内无风和 国内风震组合). 地震发生时不同情况下塔筒弯矩值 及剪切力随高度的变化及其相应屈服弯矩、最大剪 切力情况如图 3 和图 4 所示. 从图 3(a) 可以看出： 在无风情况下，无风–Cb1 所得弯矩值最大而无风– Cb2 所得值最小；在风震组合情况下，风震组合–Cb1 所得弯矩值最大而风震组合–Cb2 所得值最小；国内 无风和国内风震组合所得弯矩值居中. 从图 3(b) 可 以看出，各种情况下的计算结果远小于塔体临界破 坏状态的弯矩值 (屈服弯矩). 综上所述，无风情况 下我国的计算方法所得结果过于保守，且对塔筒底 部受力情况的考虑不足；且从屈服弯矩的变化所显 示出的塔体薄弱位置 (壁厚最薄处，塔筒中上段，塔 筒开口处)，强震下可能发生弯曲破坏. 同样，从图 4(a) 可以看出：无风–Cb1 和风震组合–Cb1 所得塔 筒底部的剪力值最大；国内风震组合所得剪力值在 10 m 以上大于风震组合–Cb1 所得剪力值，而 10 m 以下小于风震组合–Cb1 所得剪力值. 从图 4(b) 可以 看出，各种情况下的计算结果远小于塔体临界破坏 状态的剪力值 (最大剪力值). 综上所述，我国的计算 方法对塔筒底部的剪切力考虑不足，这种情况可能 导致风电塔倾倒破坏，且从最大剪切力的变化可以 看出机舱与塔筒连接处也是塔筒结构的薄弱位置. 图 3 地震发生时不同情况下塔筒弯矩值 (a) 及屈服弯矩 (b) 随高度的变化 Fig.3 Bending moment (a) and yield moment (b) of the tower at different heights under different conditions when an earthquake occurs 图 4 地震发生时不同情况下塔筒剪切力 (a) 及其最大剪切力 (b) 随高度的变化 Fig.4 Shear force (a) and maximum shear (b) of the tower at different heights under different conditions when an earthquake occurs
.944 北京科技大学学报 第35卷 2 风-地震组合作用下地震动对结构最不 图7为不同地震动输入角度下地震波最大加速 利影响 度随塔筒高度的变化曲线.从图7可以看出，地震动 从0°方向输入使塔筒结构反应的地震波加速度值 在仅存在地震作用下的结构动力响应分析中， 最大，该值是仅地震作用下的结构最大加速度反应 确定了日向滩冲地震波（长周期）4ms-1调整值 值的1.2倍，说明0°方向输入风和地震动对结构的 作用下的结构动力反应最为明显，因此本文采用 震动有最大的放大作用.图8为不同地震动输入角 该地震波4ms-1调整值对结构进行不同地震动 度下地震波输入时塔筒位移最大值随塔筒高度的变 输入角度的弹性时程分析，输入角度分别为0(X 化曲线.从图8可以看出，地震动从0°方向输入使 轴)、90°(Y轴)、30°、60°、-30°及-60°，如图5 塔筒结构的位移反应最大，该值为1.007m,超过了 所示. 由风荷载起主控作用的结构稳定界限值0.672m, 但未超过结构的材料安全界限值1.081m.表1为风 60° 荷载作用下塔筒在不同角度地震波作用下各物理量 的最大值及相应发生位置.通过表1可以看出，虽 然0°方向输入风和地震动使结构产生较大的震动 直角坐标系 和位移，但是在90°输入地震动时使结构产生了较 大的应力和应变值，这严重影响到风电塔的材料安 全和结构强度 门洞 55 图5地震波输入方向 Fig.5 Input directions of earthquake waves 40 30 在风-地震组合作用下的结构数值分析中，风 20 荷载是以面荷载的形式作用到结构侧表面，而地震 1 10 作用是输入地震动的加速度可变值，因此在模型的 一 -30 外部条件加载中，风荷载不乘以分项系数.为了更 4 681012 14 16 为直接地模拟风对塔筒的作用，将风荷载转化为作 加速度峰值/(ms) 用在塔筒面上的面荷载值进行施加模拟.即：首 图7不同地震波输入角度下地震波的最大加速度随塔筒高 先计算出年平均风速作用下结构承受集中荷载值， 度的变化 然后对风作用面进行积分运算，得风荷载作用下塔 Fig.7 Relations between the maximum acceleration of 筒面上的面荷载值.模型边界条件是塔筒底部固结， earthquake waves in different input directions and the tower 地震作用以地震波加速度时程曲线的方式加载到计 height 算中.有限元模型边界条件及施加面荷载如图6 所示. 5 50 40 35 30 25 5 SHELL与SOLID 10 60° 单元公共边界耦 5 合连接 D 0.2 0.40.6 0.8 1.2 位移最大值/m 塔简底部固结 图8不同地震波输入角度输入下塔筒位移最大值随塔筒高 度的变化 图6塔体边界条件定义(a)及面荷载施加示意图(b) Fig.8 Relations between the maximum displacement of the Fig.6 Boundary conditions (a)and applied surface load on tower and the tower height for different input directions of the tower (b) earthquake waves
· 944 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 2 风–地震组合作用下地震动对结构最不 利影响 在仅存在地震作用下的结构动力响应分析中， 确定了日向滩冲地震波 (长周期) 4 m·s −1 调整值 作用下的结构动力反应最为明显，因此本文采用 该地震波 4 m·s −1 调整值对结构进行不同地震动 输入角度的弹性时程分析，输入角度分别为 0 ◦ (X 轴)、90◦ (Y 轴)、30◦、60◦、−30◦ 及 −60◦，如图 5 所示. 图 5 地震波输入方向 Fig.5 Input directions of earthquake waves 在风–地震组合作用下的结构数值分析中，风 荷载是以面荷载的形式作用到结构侧表面，而地震 作用是输入地震动的加速度可变值，因此在模型的 外部条件加载中，风荷载不乘以分项系数. 为了更 为直接地模拟风对塔筒的作用，将风荷载转化为作 用在塔筒面上的面荷载值进行施加模拟. 即：首 先计算出年平均风速作用下结构承受集中荷载值， 然后对风作用面进行积分运算，得风荷载作用下塔 筒面上的面荷载值. 模型边界条件是塔筒底部固结， 地震作用以地震波加速度时程曲线的方式加载到计 算中. 有限元模型边界条件及施加面荷载如图 6 所示. 图 6 塔体边界条件定义 (a) 及面荷载施加示意图 (b) Fig.6 Boundary conditions (a) and applied surface load on the tower (b) 图 7 为不同地震动输入角度下地震波最大加速 度随塔筒高度的变化曲线. 从图 7 可以看出，地震动 从 0 ◦ 方向输入使塔筒结构反应的地震波加速度值 最大，该值是仅地震作用下的结构最大加速度反应 值的 1.2 倍，说明 0 ◦ 方向输入风和地震动对结构的 震动有最大的放大作用. 图 8 为不同地震动输入角 度下地震波输入时塔筒位移最大值随塔筒高度的变 化曲线. 从图 8 可以看出，地震动从 0 ◦ 方向输入使 塔筒结构的位移反应最大，该值为 1.007 m，超过了 由风荷载起主控作用的结构稳定界限值 0.672 m， 但未超过结构的材料安全界限值 1.081 m. 表 1 为风 荷载作用下塔筒在不同角度地震波作用下各物理量 的最大值及相应发生位置. 通过表 1 可以看出，虽 然 0 ◦ 方向输入风和地震动使结构产生较大的震动 和位移，但是在 90◦ 输入地震动时使结构产生了较 大的应力和应变值，这严重影响到风电塔的材料安 全和结构强度. 图 7 不同地震波输入角度下地震波的最大加速度随塔筒高 度的变化 Fig.7 Relations between the maximum acceleration of earthquake waves in different input directions and the tower height 图 8 不同地震波输入角度输入下塔筒位移最大值随塔筒高 度的变化 Fig.8 Relations between the maximum displacement of the tower and the tower height for different input directions of earthquake waves
第7期 陈阳等：在役风电塔结构的最不利风一震组合作用响应分析 .945… 在风震组合作用下，风电塔结构的地震动最不 向输入，即地震波输入方向与风作用方向一致.此 利输入方向为：一是地震动沿90°方向输入，即地震 方向输入的地震动增大了塔简的弯曲变形，尤其是 波输入方向与风作用方向相垂直.此方向输入地震 顶部位移值，这使由弯曲变形程度来判断结构稳定 动会使塔筒开口处顶部位置产生最大应力应变，可 性的构筑物的安全性更难控制，需通过塔筒结构整 通过开口处四周加固来改善.二是地震动沿0°方 体增加刚度来该改善 表1塔筒在风荷载和不同角度地震波作用下各物理量的最大值及相应发生位置 Table 1 Maximum values and corresponding occurrence positions of physical variables of the tower under the combined action of wind and earthquake load with different earthquake input directions 输入角度/（°）加速度/(ms-2)位移/m应力/MPa 应力最大值发生位置 应变/10-4 应变最大值发生位置 仅受风荷载作用 0 0.2574 75.5 塔筒中段，靠近上法兰 4.26 塔筒下段，开洞底部右下 0 14.23 1.0070 279.0 塔筒中段，靠近上法兰 14.00 塔筒下段，开洞底部右下 90 11.77 0.5422 324.0 塔筒下段，开洞顶部 23.50 塔筒下段，开洞处顶部 30 10.21 0.4344 263.0 塔筒下段，开洞顶部 19.37 塔筒下段，开洞顶部 60 11.47 0.7138 163.0 塔筒下段，开洞顶部 11.70 塔筒下段，开洞顶部 -30 10.15 0.4414 175.0 塔筒下段，开洞顶部偏右 14.39 塔筒下段，开祠处顶部偏左 -60 11.33 0.6988 168.0 塔筒下段，开洞顶部 12.08 塔筒下段，开洞顶部 对于地震动沿0°方向输入，风电塔结构反应 为X向输入地震波和风荷载时塔筒顶点在X、Y 如图9所示.图9(a)为X向输入地震波和风荷载 和Z三个方向的位移时程曲线.从图中可以看出 时塔筒顶点在X、Y和Z三个方向的加速度时程 风荷载给予结构一个初始位移，使得结构的静态位 曲线.从图中可以看出顶点加速度反应是沿坐标原 置不在坐标原点，所以结构的位移时程曲线是基于 点进行往复振动，因风荷载给予结构的是静荷载作 位移等于0.2574m上下变化.同理，结构的应力 用，结构初始加速度为0ms-2,因此加速度时程曲 时程曲线和应变时程曲线的平衡位置同样不在坐标 线总是基于加速度等于0ms-2上下变化.图9(b) 原点. 15 X向加速度 1.2 1.0 X向位移 10 Y向加速度 Z向加速度 0.8 Y向位移 0.6 ☑向位移 0.4 0.2 -5 -0.2 -10 -0.4 -0.6 .5 51015202530354045 -0.8 51015202530354045 计算时间/s 计算时间/s (a) (b) 图9X向输入地震波和风荷载时顶点三向加速度时程曲线()和位移时程曲线(b) Fig.9 Time-history curves of acceleration (a)and displacement (b)at different time when inputting seismic waves and wind load in X direction 对于地震动沿90°方向输入，风电塔结构反应 增高，结构对地震动的放大情况不同，如图11(a)所 如图10所示.图10(a)为X向输入地震波和风荷载 示在Y向输入地震波和X向输入风荷载时塔筒不 时塔筒顶点在X、Y和Z三个方向的加速度时程曲 同位置的加速度最大值.图10(b)为X向输入地震 线.因为风电塔结构在振动前受风荷载作用，所以 波和风荷载时塔筒顶点在X、Y和Z三个方向的 随着Y向地震波的作用，塔简顶点X向的振动由 位移时程曲线.由于风荷载作用，在X向存在初始 初始最大值减小至零，Y向振动开始逐渐明显.塔 位移，使得结构的X向静态位置不在原点处，所以 筒的其他位置表现的特点与顶点一致：但随着高度 结构的位移时程曲线是基于位移等于0.2574m上
第 7 期 陈 阳等：在役风电塔结构的最不利风--震组合作用响应分析 945 ·· 在风震组合作用下，风电塔结构的地震动最不 利输入方向为：一是地震动沿 90◦ 方向输入，即地震 波输入方向与风作用方向相垂直. 此方向输入地震 动会使塔筒开口处顶部位置产生最大应力应变，可 通过开口处四周加固来改善. 二是地震动沿 0 ◦ 方 向输入，即地震波输入方向与风作用方向一致. 此 方向输入的地震动增大了塔筒的弯曲变形，尤其是 顶部位移值，这使由弯曲变形程度来判断结构稳定 性的构筑物的安全性更难控制，需通过塔筒结构整 体增加刚度来该改善. 表 1 塔筒在风荷载和不同角度地震波作用下各物理量的最大值及相应发生位置 Table 1 Maximum values and corresponding occurrence positions of physical variables of the tower under the combined action of wind and earthquake load with different earthquake input directions 输入角度/(◦) 加速度/(m·s−2 ) 位移/m 应力/MPa 应力最大值发生位置 应变/10−4 应变最大值发生位置 仅受风荷载作用 0 0.2574 75.5 塔筒中段，靠近上法兰 4.26 塔筒下段，开洞底部右下 0 14.23 1.0070 279.0 塔筒中段，靠近上法兰 14.00 塔筒下段，开洞底部右下 90 11.77 0.5422 324.0 塔筒下段，开洞顶部 23.50 塔筒下段，开洞处顶部 30 10.21 0.4344 263.0 塔筒下段，开洞顶部 19.37 塔筒下段，开洞顶部 60 11.47 0.7138 163.0 塔筒下段，开洞顶部 11.70 塔筒下段，开洞顶部 −30 10.15 0.4414 175.0 塔筒下段，开洞顶部偏右 14.39 塔筒下段，开洞处顶部偏左 −60 11.33 0.6988 168.0 塔筒下段，开洞顶部 12.08 塔筒下段，开洞顶部 对于地震动沿 0 ◦ 方向输入，风电塔结构反应 如图 9 所示. 图 9(a) 为 X 向输入地震波和风荷载 时塔筒顶点在 X、Y 和 Z 三个方向的加速度时程 曲线. 从图中可以看出顶点加速度反应是沿坐标原 点进行往复振动，因风荷载给予结构的是静荷载作 用，结构初始加速度为 0 m·s −2，因此加速度时程曲 线总是基于加速度等于 0 m·s −2 上下变化. 图 9(b) 为 X 向输入地震波和风荷载时塔筒顶点在 X、Y 和 Z 三个方向的位移时程曲线. 从图中可以看出 风荷载给予结构一个初始位移，使得结构的静态位 置不在坐标原点，所以结构的位移时程曲线是基于 位移等于 0.2574 m 上下变化. 同理，结构的应力 时程曲线和应变时程曲线的平衡位置同样不在坐标 原点. 图 9 X 向输入地震波和风荷载时顶点三向加速度时程曲线 (a) 和位移时程曲线 (b) Fig.9 Time-history curves of acceleration (a) and displacement (b) at different time when inputting seismic waves and wind load in X direction 对于地震动沿 90◦ 方向输入，风电塔结构反应 如图 10 所示. 图 10(a) 为 X 向输入地震波和风荷载 时塔筒顶点在 X、Y 和 Z 三个方向的加速度时程曲 线. 因为风电塔结构在振动前受风荷载作用，所以 随着 Y 向地震波的作用，塔筒顶点 X 向的振动由 初始最大值减小至零，Y 向振动开始逐渐明显. 塔 筒的其他位置表现的特点与顶点一致；但随着高度 增高，结构对地震动的放大情况不同，如图 11(a) 所 示在 Y 向输入地震波和 X 向输入风荷载时塔筒不 同位置的加速度最大值. 图 10(b) 为 X 向输入地震 波和风荷载时塔筒顶点在 X、Y 和 Z 三个方向的 位移时程曲线. 由于风荷载作用，在 X 向存在初始 位移，使得结构的 X 向静态位置不在原点处，所以 结构的位移时程曲线是基于位移等于 0.2574 m 上