鄒錦華 楊 陽(yáng) 李 春,2 王淵博 劉中勝

1.上海理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海，200093 2.上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海，200093

0 引言

近年來，風(fēng)能因其資源分布廣泛及清潔無污染等特點(diǎn)成為能源轉(zhuǎn)型的重要方向[1]。2016年，我國(guó)風(fēng)力發(fā)電新增裝機(jī)容量為23.4 GW，總裝機(jī)容量超過168.7 GW，占全球總裝機(jī)容量的35%[2-3]。我國(guó)“十三五”期間將確保并網(wǎng)裝機(jī)容量達(dá)到210 GW，以實(shí)現(xiàn)風(fēng)電占總發(fā)電量6%的目標(biāo)[4]。我國(guó)風(fēng)資源豐富的東南沿海和西北地區(qū)分別處于環(huán)太平洋地震帶和亞歐大陸地震帶，風(fēng)力機(jī)在地震激勵(lì)下易出現(xiàn)材料變形或失效，塔架結(jié)構(gòu)安全受到極大威脅。此外，受蒙古高壓的影響，我國(guó)風(fēng)速在季節(jié)上呈現(xiàn)“冬春大，夏秋小”的特點(diǎn)[4-7]，且東南沿海夏秋季臺(tái)風(fēng)現(xiàn)象多發(fā)，最大平均風(fēng)速達(dá)28.2 m/s。塔架結(jié)構(gòu)響應(yīng)在復(fù)雜多變的風(fēng)況及地震作用下更加劇烈復(fù)雜，易發(fā)生塔架結(jié)構(gòu)振動(dòng)失穩(wěn)甚至傾覆毀壞，因此，開展湍流風(fēng)與地震聯(lián)合作用下塔架動(dòng)力響應(yīng)研究具有重要意義。

在該領(lǐng)域，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展了一些相關(guān)研究。文獻(xiàn)[8]改進(jìn)傳統(tǒng)的頻率分析法，結(jié)合風(fēng)力機(jī)受載特性修正地震作用的疊加方法，計(jì)算了2 MW風(fēng)力機(jī)在18 m/s湍流風(fēng)與地震聯(lián)合作用下的動(dòng)力響應(yīng)，并與風(fēng)力機(jī)設(shè)計(jì)軟件GH Bladed的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了振型分解法的有效性。文獻(xiàn)[9]采用有限元法建立了風(fēng)力機(jī)塔架、基礎(chǔ)與地基間的相互作用模型，以剛度較大的圓盤模擬風(fēng)輪，計(jì)算了13 m/s定常風(fēng)與地震條件下不同地基中的風(fēng)力機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)，結(jié)果表明地基會(huì)改變風(fēng)力機(jī)的自振頻率，并在一定程度上增大塔架剪力和彎矩響應(yīng)。文獻(xiàn)[10]通過ANSYS分析了地震載荷多個(gè)輸入角度時(shí)不同地面加速度峰值(peak ground acceleration,PGA)下風(fēng)力機(jī)的塔架位移響應(yīng)，對(duì)風(fēng)載荷進(jìn)行面積分以計(jì)算推力，結(jié)果顯示地震波方向與塔架開口方向一致會(huì)導(dǎo)致塔架動(dòng)力響應(yīng)峰值較大。文獻(xiàn)[11]建立了1.65 MW風(fēng)力機(jī)有限元模型，考慮不同阻尼比和垂直方向振動(dòng)的影響，計(jì)算了風(fēng)力機(jī)破壞概率，發(fā)現(xiàn)隨風(fēng)力機(jī)塔架高度的增大，塔架結(jié)構(gòu)在地震作用下更易屈服。文獻(xiàn)[12]運(yùn)用土木工程分析軟件SAP2000建立5 MW風(fēng)力機(jī)模型，將風(fēng)載荷轉(zhuǎn)化為定常風(fēng)輪推力，研究了不同土質(zhì)的地震垂直分量對(duì)風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響，發(fā)現(xiàn)地震激勵(lì)會(huì)導(dǎo)致風(fēng)力機(jī)塔架出現(xiàn)屈服破壞。上述研究側(cè)重于地震對(duì)風(fēng)力機(jī)塔架結(jié)構(gòu)的影響，目前尚缺乏對(duì)不同強(qiáng)度風(fēng)載荷與地震聯(lián)合作用下風(fēng)力機(jī)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)的研究。

文獻(xiàn)[13]采用大型振動(dòng)臺(tái)測(cè)試小型風(fēng)力機(jī)地震作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，驗(yàn)證了運(yùn)行中的風(fēng)力機(jī)受氣動(dòng)阻尼影響時(shí)塔架振動(dòng)幅度與停機(jī)狀態(tài)相比差異較大。文獻(xiàn)[14]基于開源風(fēng)力機(jī)仿真軟件FAST建立了湍流風(fēng)場(chǎng)與地震實(shí)時(shí)耦合模型，模擬了18 m/s風(fēng)況下風(fēng)力機(jī)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)湍流風(fēng)及地震載荷均大幅加劇了機(jī)艙加速度變化，并使塔基載荷增大到穩(wěn)態(tài)風(fēng)工況的2～15倍。

為研究風(fēng)力機(jī)塔架結(jié)構(gòu)在多種風(fēng)況與地震聯(lián)合作用下的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，本文以美國(guó)可再生能源實(shí)驗(yàn)室(National Renewable Energy Laboratory, NREL) 5 MW風(fēng)力機(jī)為研究對(duì)象，基于Wolf方法考慮土體與風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)之間的相互作用，采用多體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)方法建立了風(fēng)力機(jī)模型。利用開源風(fēng)力機(jī)仿真軟件FAST計(jì)算了湍流風(fēng)與地震聯(lián)合作用下塔架動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，為風(fēng)力機(jī)塔架設(shè)計(jì)與安全評(píng)估提供參考。

1 研究對(duì)象及仿真模型

FAST(Fatigue, Aerodynamics, Structures and Turbulence)是NREL開發(fā)的一款分析風(fēng)力機(jī)氣彈特性的開源軟件[15]。它采用Kane方法和模態(tài)截?cái)喾ńL(fēng)力機(jī)塔架和葉片等柔性結(jié)構(gòu)模型，具有較高的求解效率，其計(jì)算精度獲得德國(guó)勞氏船級(jí)社(Germanischer Lloyd,GL)認(rèn)證，具有較高的可靠性。

1.1 研究對(duì)象

以NREL 5 MW風(fēng)力機(jī)為研究對(duì)象[16]，其主要結(jié)構(gòu)和性能參數(shù)如表1所示。

表1 NREL 5 MW風(fēng)力機(jī)主要參數(shù)

1.2 土-構(gòu)耦合模型

風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)與地基是相互耦聯(lián)的復(fù)雜體系，結(jié)構(gòu)體與土體之間彈性模量等物性的差異導(dǎo)致兩者之間存在力的相互作用和形變的互相約束[17]。對(duì)處于地震多發(fā)地區(qū)的風(fēng)力機(jī)，考慮土-構(gòu)耦合作用是動(dòng)力分析的必要前提。根據(jù)Wolf理論，可在土體與結(jié)構(gòu)體之間設(shè)置彈簧和阻尼器的方法模擬土與結(jié)構(gòu)之間的應(yīng)力與應(yīng)變[17-18]。圖1為風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)平臺(tái)與土體耦合模型示意圖，對(duì)于剛性圓柱型基礎(chǔ)，剛度K及阻尼系數(shù)C分別為

(1)

(2)

式中，i(i=x,y,z)為方向；ρs為土體密度；ci為特征波速；r0為基礎(chǔ)的特征半徑；A0為基礎(chǔ)特征面積；z0為基礎(chǔ)高度；cs為剪切波速；λ為結(jié)構(gòu)系數(shù)，當(dāng)i=x,y時(shí)，λ=0.575，當(dāng)i=z時(shí)，λ=0.85；Gs為土體剪切模量。

在水平和豎直方向上，特征波速為

(3)

圖1 風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)平臺(tái)與土地耦合模型Fig.1 Interaction model for wind turbine platform and soil

將式(3)代入式(1)、式(2)可得

(4)

(5)

土體發(fā)生形變時(shí)，基礎(chǔ)部分的高徑比為

(6)

式中，υ為土體的泊松比。

將式(6)代入式(4)、式(5)即可得到彈簧振子的剛度K及阻尼系數(shù)C：

(7)

(8)

2 湍流風(fēng)場(chǎng)與地震運(yùn)動(dòng)

為研究風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)響應(yīng)與風(fēng)速及地震強(qiáng)度之間的關(guān)系，計(jì)算30種強(qiáng)度的地震激勵(lì)及5種風(fēng)速的風(fēng)載荷共同作用下的風(fēng)力機(jī)動(dòng)力響應(yīng)，共150個(gè)算例。仿真時(shí)間為600 s，時(shí)間步長(zhǎng)為0.005 s，地震載荷在400 s時(shí)加入，持續(xù)時(shí)間為50 s。

2.1 湍流風(fēng)場(chǎng)及氣動(dòng)載荷計(jì)算

(9)

式中，f為頻率；Lζ為積分縮放因子;σs為ζ方向上的標(biāo)準(zhǔn)差。

根據(jù)IEC標(biāo)準(zhǔn)，Lζ定義如下：

(10)

式中，湍流因子Λu為42；標(biāo)準(zhǔn)差σy和σz分別為0.8σx和0.5σx。

圖2 風(fēng)力機(jī)輪轂高度處風(fēng)速Fig.2 Wind speed at hub height of the wind turbine

根據(jù)葉素動(dòng)量理論，葉片由若干葉素連接組成，因此將風(fēng)力機(jī)葉片劃分為多個(gè)微元段，微元高度為dr，假設(shè)各微元段的受力相互獨(dú)立，從而根據(jù)翼型特性計(jì)算氣動(dòng)力。

圖3為葉片微元段的速度三角形及氣動(dòng)力示意圖，其中α、β和φ分別為翼型的攻角、槳距角和入流角；W、U∞、ω分別為氣流相對(duì)速度、來流風(fēng)速和風(fēng)輪轉(zhuǎn)速；α′為切向誘導(dǎo)因子。

(a)翼型速度三角形

(b)氣動(dòng)力圖3 翼型速度三角形及氣動(dòng)力Fig.3 Wind speed velocity triangle and aerodynamic force

根據(jù)速度三角形，可計(jì)算得相對(duì)速度W為

(11)

根據(jù)翼型氣動(dòng)特性，葉素的氣動(dòng)升力δFL和氣動(dòng)阻力δFD分別為

(12)

(13)

式中，CL與CD分別為升力系數(shù)和阻力系數(shù)；ρa(bǔ)為氣流密度；c為翼型弦長(zhǎng)。

將葉素上的氣動(dòng)升力δFL和氣動(dòng)阻力δFD沿軸向和切向進(jìn)行分解，可計(jì)算得葉素的軸向氣動(dòng)力δFx和切向氣動(dòng)力δFy：

δFx=δFLcosφ+δFDsinφ

(14)

δFy=δFLsinφ-δFDcosφ

(15)

對(duì)軸向氣動(dòng)力δFx和切向氣動(dòng)力δFy沿翼展方向進(jìn)行積分即可得到整個(gè)葉片的氣動(dòng)力，同時(shí)引入動(dòng)態(tài)入流理論和Prandtl理論修正葉尖損失以精確計(jì)算風(fēng)輪氣動(dòng)力[21]。

2.2 地震加速度譜及地震載荷計(jì)算

通過匹配目標(biāo)譜方法獲得30組地震加速度時(shí)域歷程以表征不同強(qiáng)度的地震運(yùn)動(dòng)。

對(duì)加速度時(shí)間序列采用小波函數(shù)擬合地震設(shè)計(jì)譜[22]。針對(duì)任意初始加速度時(shí)間序列a(t)和目標(biāo)譜，可通過圖4所示的方法進(jìn)行匹配。圖5所示是譜加速度(PSA)為0.60g時(shí)，x方向加速度時(shí)域變化及目標(biāo)譜匹配情況。tj時(shí)刻初始譜與目標(biāo)譜之間的誤差：

ΔRj=(Qj-Rj)

(16)

式中，Qj為目標(biāo)譜值；Rj為初始譜值。

圖4 目標(biāo)譜匹配過程流程圖Fig.4 Flowchart of response spectrum match

圖5 地震x方向加速度目標(biāo)反應(yīng)譜匹配情況Fig.5 The acceleration of earthquake target spectrum and matched spectrum in x direction

假設(shè)反應(yīng)譜的峰值時(shí)間t不受修正函數(shù)影響，則調(diào)整時(shí)間序列如下所示：

(17)

fi(t)=hi(ti-t)

(18)

(19)

加速度反應(yīng)譜δRj為

(20)

將式(17)代入式(20)可得

(21)

b=C-1δR

(22)

計(jì)算式(22)可得修正函數(shù)幅值b，以此計(jì)算調(diào)整時(shí)間序列δa(t)。第一次匹配后，加速度時(shí)間序列a1(t)為

a1(t)=a(t)+γδa(t)

(23)

式中，a(t)為修正前加速度；γ為修正函數(shù)的松弛因子，γ∈(0,1)。

在第二次匹配中，a1(t)替代a(t)為新的加速度時(shí)間序列，如此反復(fù)直至目標(biāo)譜匹配達(dá)到目標(biāo)精度。

地震發(fā)生時(shí)，基礎(chǔ)平臺(tái)的目標(biāo)加速度為地震加速度，此時(shí)基礎(chǔ)平臺(tái)ζ方向地震載荷Fζ為

(24)

3 結(jié)果分析

3.1 有效性驗(yàn)證

為驗(yàn)證計(jì)算模型的有效性，計(jì)算了額定風(fēng)速下風(fēng)力機(jī)受到加速度峰值為0.3g地震激勵(lì)時(shí)塔頂位移響應(yīng)，并將結(jié)果與GH Bladed軟件的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。塔頂水平方向位移動(dòng)態(tài)響應(yīng)如圖6所示?？梢钥闯?，對(duì)于塔頂橫向位移響應(yīng)，F(xiàn)AST計(jì)算結(jié)果在地震作用后期波動(dòng)逐漸減小，而GH Bladed計(jì)算結(jié)果保持一定的波動(dòng)，但兩者誤差較小。對(duì)于塔頂側(cè)向位移，F(xiàn)AST計(jì)算結(jié)果與GH Bladed結(jié)果變化與幅值基本相同。這說明所采用的計(jì)算工具與研究方法具有合理性和有效性。

(a)塔頂橫向位移

(b)塔頂側(cè)向位移圖6 地震工況塔頂水平方向位移動(dòng)態(tài)響應(yīng)對(duì)比Fig.6 Comparison of the dynamic response for tower top displacement on seismic condition

3.2 塔頂時(shí)域響應(yīng)

圖7所示為加速度峰值為0.30g時(shí)，不同風(fēng)速下風(fēng)力機(jī)塔頂位移動(dòng)態(tài)響應(yīng)?？梢钥闯?，隨風(fēng)

速增大，風(fēng)力機(jī)塔頂位移波動(dòng)幅度先增大再減小。在7 m/s風(fēng)速下，地震激勵(lì)引起的位移顯著大于湍流風(fēng)單獨(dú)作用引起的位移。額定風(fēng)速下，塔頂位移普遍大于其他風(fēng)速下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，且湍流風(fēng)影響與地震激勵(lì)影響相當(dāng)。隨風(fēng)速的增大，葉片受變槳控制和氣動(dòng)阻尼影響，風(fēng)輪受到的非定常氣動(dòng)力降低，塔頂位移也隨之降低，位移峰值均小于額定風(fēng)速與地震聯(lián)合作用時(shí)的峰值。同時(shí)，隨著湍流風(fēng)強(qiáng)度的增大，塔頂位移響應(yīng)變化逐漸劇烈。

圖8所示是加速度峰值為0.30g時(shí)，不同風(fēng)速下塔頂加速度動(dòng)態(tài)響應(yīng)。可以看出，在低風(fēng)速下，塔頂加速度受地震激勵(lì)影響明顯。地震發(fā)生后，7m/s風(fēng)速下塔頂加速度均大于其他風(fēng)速，說明在高風(fēng)速下塔架振動(dòng)能量可通過風(fēng)輪轉(zhuǎn)動(dòng)所引起的氣動(dòng)阻尼耗散，因而低風(fēng)速下塔頂加速度受地震影響明顯。在無地震激勵(lì)時(shí)，隨風(fēng)速增大，塔頂加速度也持續(xù)增大，說明高速湍流風(fēng)對(duì)塔頂加速度影響較大，高強(qiáng)度湍流風(fēng)變化劇烈，使風(fēng)輪受到的氣動(dòng)載荷處于不穩(wěn)定狀態(tài)，從而使塔架振動(dòng)加劇。

3.3 塔頂頻域響應(yīng)

圖9所示為加速度峰值為0.30g時(shí)，不同風(fēng)速下塔頂位移頻域響應(yīng)。

圖7 不同工況塔頂位移動(dòng)態(tài)響應(yīng)對(duì)比Fig.7 Comparison for dynamic responses of tower top displacement on different conditions

圖8 不同工況塔頂加速度動(dòng)態(tài)響應(yīng)對(duì)比Fig.8 Comparison for dynamic responses of tower top acceleration on different conditions

(a)橫向

(b)側(cè)向圖9 不同工況塔頂位移頻域響應(yīng)對(duì)比Fig.9 Comparison for dynamic responses of tower top dis-pla cement on different conditions in frequency domain

圖9a表明塔頂橫向位移在0.001～0.18 Hz處有明顯振蕩，且隨著風(fēng)速的增大，此段頻率處位移響應(yīng)波動(dòng)逐漸增大，這主要是因?yàn)橥牧黠L(fēng)能量集中在0.01 Hz附近，而橫向?yàn)橛L(fēng)面，因此受湍流風(fēng)影響較大。同時(shí)，塔頂橫向位移在塔架一階固有頻率0.32 Hz處出現(xiàn)較大的峰值，隨著風(fēng)速的增大，0.32 Hz處塔架橫向位移先減小再增大。在湍流風(fēng)與地震聯(lián)合作用時(shí)，0.05～0.4 Hz處塔架橫向位移響應(yīng)有一定程度的增幅。圖9b顯示0.32 Hz處塔頂側(cè)向位移出現(xiàn)明顯的峰值，在湍流風(fēng)單獨(dú)作用時(shí)，0.32 Hz處塔頂側(cè)向位移響應(yīng)隨風(fēng)速的增大而增大，在湍流風(fēng)與地震聯(lián)合作用時(shí)，風(fēng)速小于16 m/s時(shí)塔頂側(cè)向位移變化較小，隨著風(fēng)速的增大，湍流風(fēng)與地震耦合作用增大，塔頂側(cè)向位移響應(yīng)出現(xiàn)較大的增幅。

3.4 塔架動(dòng)力響應(yīng)

圖10所示是加速度峰值為0.30g時(shí)，不同風(fēng)速下塔架不同高度處的位移響應(yīng)峰值?？梢钥闯?，7 m/s風(fēng)速下塔架位移峰值最小，額定風(fēng)速11.4 m/s時(shí)塔架位移峰值最大，且與16 m/s風(fēng)速下響應(yīng)程度相當(dāng)。在額定風(fēng)速之后，隨著風(fēng)速增大，塔架位移響應(yīng)峰值逐漸減小。塔架高度小于20 m時(shí)，不同風(fēng)速下位移響應(yīng)峰值相差不大，塔架高于20 m時(shí)，隨塔架高度上升，不同風(fēng)速下位移峰值差距逐漸增大。

圖10 不同風(fēng)速下塔架不同高度處的位移峰值Fig.10 Tower displacement at different heights under different wind speeds

圖11所示是加速度峰值為0.30g時(shí)，不同風(fēng)速下塔架不同高度處的加速度響應(yīng)峰值。可以看出，7 m/s風(fēng)速下不同塔架高度處加速度響應(yīng)峰值均大于其他風(fēng)速下響應(yīng)峰值；其他風(fēng)速下加速度響應(yīng)峰值均接近，說明地震激勵(lì)作用對(duì)塔架加速度影響明顯。在風(fēng)速較大時(shí)，加速度響應(yīng)受氣動(dòng)阻尼影響較大，因而塔架加速度響應(yīng)峰值較小，同時(shí)，隨著塔架高度上升，加速度響應(yīng)峰值先增大而后急劇減小，最大值出現(xiàn)在塔架53.5 m處。

圖11 不同風(fēng)速下塔架不同高度處的加速度響應(yīng)峰值Fig.11 Tower acceleration at different heights under different wind speeds

圖12所示是加速度峰值為0.30g時(shí)，不同風(fēng)速下塔架不同高度處的剪切力響應(yīng)峰值?？梢钥闯?，風(fēng)速小于11.4 m/s時(shí)，塔架高度大于30 m部分剪切力峰值變化較小，而風(fēng)速大于11.4 m/s后，剪切力峰值出現(xiàn)較大的波動(dòng)，在50～65 m處出現(xiàn)較深的凹部。隨風(fēng)速增大，塔架整體剪切力峰值先增大再減小，這主要是因?yàn)轱L(fēng)速低于額定風(fēng)速時(shí)，風(fēng)速逐漸增大會(huì)導(dǎo)致風(fēng)輪轉(zhuǎn)速提高從而導(dǎo)致風(fēng)輪推力增大，而在高風(fēng)速下風(fēng)力機(jī)采用變槳系統(tǒng)以控制輸出功率和保證風(fēng)力機(jī)安全，風(fēng)輪推力變小，因而塔架剪切力響應(yīng)峰值變小。

圖12 不同風(fēng)速下塔架不同高度處的剪切力峰值Fig.12 Tower shear force at different heights under different wind speeds

圖13所示是加速度峰值為0.30g時(shí)，不同風(fēng)速下塔架不同高度處的彎矩響應(yīng)峰值?？梢钥闯?，在塔頂部位，彎矩隨風(fēng)速的增大而增大，在53～73 m高度處，16 m/s風(fēng)速下塔架彎矩峰值最大，7m/s風(fēng)速下彎矩峰值最小，而11.4 m/s、21 m/s及25 m/s風(fēng)速下塔架彎矩峰值差距較小，在低于53m處，塔架彎矩峰值隨風(fēng)速的增大先增大再減小。這說明湍流風(fēng)對(duì)塔頂彎矩影響較大，同時(shí)較大風(fēng)速的湍流風(fēng)作用會(huì)加劇塔架彎矩載荷。

圖13 不同風(fēng)速下塔架不同高度處的剪切力峰值Fig.13 Tower bending moment at different heights under different wind speeds

圖14 不同風(fēng)速下塔頂位移峰值Fig.14 Tower top displacement peak at different conditions

3.5 響應(yīng)峰值分析

圖14所示為不同風(fēng)速下塔頂位移響應(yīng)峰值。可以看出，不同地震強(qiáng)度下塔頂位移峰值均在額定風(fēng)速11.4 m/s處。在不同風(fēng)速的湍流風(fēng)場(chǎng)中，隨地震強(qiáng)度的增大，塔頂位移峰值均先保持不變，在大于臨界點(diǎn)后，塔頂位移峰值隨PGA增大近乎線性增長(zhǎng)。在7 m/s風(fēng)速下，PGA小于0.17g時(shí)，由于湍流風(fēng)強(qiáng)度較低，塔頂位移小于高速風(fēng)況時(shí)的塔頂響應(yīng)，當(dāng)PGA大于0.17g后，塔頂位移主要受地震載荷影響，在PGA大于0.30g后，塔頂位移峰值大于16 m/s、21 m/s和25 m/s風(fēng)速下的響應(yīng)峰值，這主要是因?yàn)楦咚偻牧黠L(fēng)強(qiáng)化了氣動(dòng)阻尼效果，使得地震引起的塔架振動(dòng)能量可以較快耗散。7 m/s、11.4 m/s、16 m/s、21 m/s和25 m/s風(fēng)速下塔架位移對(duì)應(yīng)的臨界PGA分別為0.17g、0.23g、0.41g、0.30g及0.28g，結(jié)果顯示臨界PGA隨風(fēng)速的增大先增大后減小，在低風(fēng)速下，風(fēng)輪受到的湍流風(fēng)推力較小，因此塔架受到的風(fēng)載荷偏小，而風(fēng)速達(dá)到額定值后，風(fēng)輪轉(zhuǎn)速達(dá)到最大值，因而風(fēng)輪推力較大，此時(shí)塔頂位移受風(fēng)載荷影響較大，當(dāng)風(fēng)速接近切出風(fēng)速時(shí)，風(fēng)力機(jī)通過變槳系統(tǒng)控制葉片角度以達(dá)到額定功率輸出，因而風(fēng)力機(jī)葉片升阻比較大，從而實(shí)現(xiàn)在額定轉(zhuǎn)速時(shí)升力較大而阻力較小，因此風(fēng)輪所受推力較小，塔頂位移在高風(fēng)速下受風(fēng)載荷影響較額定風(fēng)速時(shí)小。

圖15所示為不同風(fēng)速下塔頂加速度峰值?？梢钥闯?，在風(fēng)速較低時(shí)，由于湍流風(fēng)強(qiáng)度較小，塔頂加速度變化不大，因此7 m/s與11.4 m/s風(fēng)速下塔頂加速度相近且偏小，同時(shí)，這兩種風(fēng)況下塔頂加速度臨界PGA基本一致。在高風(fēng)速下，塔頂加速度隨風(fēng)速的增大而增大，且對(duì)應(yīng)的臨界PGA也隨之增大，說明在高風(fēng)速風(fēng)況下，風(fēng)力機(jī)塔頂加速度受風(fēng)載荷影響較大。在臨界PGA之后，不同風(fēng)速下塔頂加速度差距不大，表明在高強(qiáng)度地震作用時(shí)塔架加速度主要受地震載荷影響，受湍流風(fēng)影響較小。

圖15 不同風(fēng)速下塔頂加速度峰值Fig.15 Tower top acceleration peak under different wind speeds

圖16所示為不同風(fēng)速下塔頂和塔基剪切力響應(yīng)峰值?？梢钥闯?，在弱強(qiáng)度地震作用時(shí)，不同風(fēng)速下塔頂與塔基剪切力相差不大。在塔頂部位，高風(fēng)速下剪切力響應(yīng)臨界PGA隨風(fēng)速的增大而減小，表明風(fēng)力機(jī)變槳控制可有效降低風(fēng)輪推力。在額定風(fēng)速11.4 m/s下，塔頂剪切力峰值曲線在PGA大于0.10g后出現(xiàn)緩慢上升的現(xiàn)象，說明額定風(fēng)速的湍流風(fēng)與地震聯(lián)合作用會(huì)加劇塔頂剪切力響應(yīng)。而在塔基部位，地震作用對(duì)剪切力響應(yīng)影響明顯，不同風(fēng)速下的塔基剪切力峰值曲線均在PGA為0.10g處發(fā)生轉(zhuǎn)折，且斜率基本一致。除額定風(fēng)速外，不同風(fēng)速下塔頂與塔基剪切力相近，這主要是因?yàn)楦邚?qiáng)度地震作用下地震載荷是塔架剪切力的主要載荷。

(a)塔頂

(b)塔基圖16 不同風(fēng)速下塔頂與塔基剪切力峰值Fig.16 Tower top and base shear force under different wind speeds

圖17所示為不同風(fēng)速下塔頂與塔基彎矩響應(yīng)峰值?？梢钥闯觯攺澗厥艿卣鹩绊戄^小，僅有7 m/s及21 m/s風(fēng)速時(shí)在高強(qiáng)度地震下塔頂彎矩有輕微增大，其余風(fēng)速下塔頂彎矩變化很小。同時(shí)，塔頂彎矩隨風(fēng)速增大而增大，這主要是由于風(fēng)輪在風(fēng)速較高時(shí)升力增大，導(dǎo)致繞x軸力矩變大，因此在高強(qiáng)度湍流風(fēng)下塔頂彎矩較大，又因風(fēng)輪這一大質(zhì)量部件存在，塔頂彎矩受地震載荷影響較小。對(duì)于塔基部位，由于額定風(fēng)速下風(fēng)輪推力較大，塔基彎矩略大于其他風(fēng)速下的值，同時(shí)塔基彎矩的臨界PGA隨風(fēng)速的增大而先增大再減小。

(a)塔頂

(b)塔基圖17 不同風(fēng)速下塔頂與塔基彎矩峰值Fig.17 Tower top and base bending moment under different wind speeds

4 結(jié)論

(1)基于風(fēng)力機(jī)開源軟件FAST及開發(fā)的第三方地震模塊，根據(jù)Wolf理論和匹配目標(biāo)譜方法，建立NREL風(fēng)力機(jī)仿真模型，計(jì)算了7 m/s、11.4 m/s、16 m/s、21 m/s及25 m/s的湍流風(fēng)與地震聯(lián)合作用下風(fēng)力機(jī)塔架結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)。

(2)低風(fēng)速下，地震激勵(lì)作用對(duì)塔頂位移響應(yīng)影響明顯；額定風(fēng)速下，塔頂位移響應(yīng)大于其他風(fēng)速下的位移響應(yīng)；高風(fēng)速下，因葉片經(jīng)變槳系統(tǒng)控制后，湍流風(fēng)對(duì)塔頂位移響應(yīng)影響程度降低，同時(shí)又因氣動(dòng)阻尼影響，地震激勵(lì)導(dǎo)致的振動(dòng)能量可以快速耗散。

(3)在地面加速度峰值為0.30g時(shí)，額定風(fēng)速下塔架位移響應(yīng)峰值最大；低風(fēng)速下塔架加速度響應(yīng)明顯，而塔架位移、剪切力及彎矩響應(yīng)峰值均較??；較高風(fēng)速的湍流風(fēng)會(huì)加劇塔架剪切力及彎矩響應(yīng)峰值。

(4)湍流風(fēng)與地震聯(lián)合作用時(shí)，塔頂位移及剪切力和塔基剪切力及彎矩的臨界地面加速度峰值隨風(fēng)速增大先增大再減??；塔頂加速度的臨界地面加速度峰值在高風(fēng)速下隨風(fēng)速增大而增大；塔頂彎矩受湍流風(fēng)影響較大且地震激勵(lì)作用對(duì)其影響不明顯。