蔣友寶，劉 志，賀廣零，彭穗湘，鄭峻林

(1. 長(zhǎng)沙理工大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南，長(zhǎng)沙 410004；2. 華電重工股份有限公司，北京 100070)

開(kāi)發(fā)風(fēng)能是解決能源短缺和環(huán)境污染兩大基本問(wèn)題的有效措施之一。因此，風(fēng)能技術(shù)在國(guó)內(nèi)外得到大力發(fā)展。中國(guó)從2005 年基本沒(méi)有風(fēng)電發(fā)展到2017 年累計(jì)裝機(jī)量已經(jīng)占世界總量的35%[1-2]。風(fēng)機(jī)作為高聳結(jié)構(gòu)，其基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的變形特征、力學(xué)條件及塔筒的二階效應(yīng)決定了它自身的整體穩(wěn)定性。大量的風(fēng)機(jī)倒塌事故表明[3]：如果基礎(chǔ)失穩(wěn)，必定會(huì)引起風(fēng)機(jī)倒塌等災(zāi)難性的后果；而導(dǎo)致災(zāi)害的直接原因主要有地基承載力失效、地基不均勻沉降等惡劣的地質(zhì)環(huán)境，以及雷暴、冰凍、強(qiáng)風(fēng)、暴雨等不良的氣候條件。例如在強(qiáng)風(fēng)荷載作用下，風(fēng)機(jī)塔筒時(shí)常發(fā)生折斷、基礎(chǔ)底板脫開(kāi)等，對(duì)風(fēng)機(jī)的安全生產(chǎn)構(gòu)成重大威脅，該現(xiàn)象已引發(fā)了國(guó)內(nèi)外許多科學(xué)研究工作者的關(guān)注[4-6]。

與一般建筑結(jié)構(gòu)不同，風(fēng)機(jī)所承受的荷載中葉輪氣動(dòng)力一般起控制作用，且該氣動(dòng)力受風(fēng)速影響較大。因此，對(duì)各種風(fēng)速工況下風(fēng)機(jī)塔筒及風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)進(jìn)行力學(xué)分析，明確其受力情況是保證風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)安全的前提條件。對(duì)風(fēng)場(chǎng)作用下風(fēng)機(jī)受力的研究，需考慮脈動(dòng)風(fēng)的影響。一般可通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)或者風(fēng)場(chǎng)模擬[7]等手段獲得脈動(dòng)風(fēng)時(shí)程，再將之用于風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)研究[8-9]。同時(shí)，為考慮不確定性因素的影響，風(fēng)機(jī)可靠度的研究也受到較多關(guān)注[10-11]。賀廣零等[12-13]基于廣義概率密度演化理論提出了風(fēng)機(jī)抗風(fēng)動(dòng)力可靠度分析方法；通過(guò)模擬隨機(jī)脈動(dòng)風(fēng)場(chǎng)，建立了“槳葉-機(jī)艙-塔體-基礎(chǔ)”一體化有限元模型，分析了風(fēng)力發(fā)電鋼塔和鋼筋混凝土風(fēng)力發(fā)電高塔的抗風(fēng)動(dòng)力可靠度。

目前，對(duì)風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)底板脫開(kāi)失效概率的研究較少，而實(shí)際工程中，因基礎(chǔ)底板脫開(kāi)導(dǎo)致風(fēng)機(jī)破壞的安全事故時(shí)有發(fā)生。鑒于此，本文結(jié)合某3 WM 風(fēng)力發(fā)電高塔系統(tǒng)，分析此類結(jié)構(gòu)在不同風(fēng)速工況下的基礎(chǔ)底板脫開(kāi)失效概率，并計(jì)算其不脫開(kāi)失效的可靠度，為風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)設(shè)計(jì)提供參考。

1 風(fēng)機(jī)塔筒結(jié)構(gòu)模型與荷載計(jì)算

1.1 塔筒結(jié)構(gòu)模型

某陸上風(fēng)電場(chǎng)位于非抗震區(qū)，選用3 MW 風(fēng)機(jī)，其葉輪半徑為53 m，共有3 個(gè)葉輪，尺寸為53 m×2.8 m×3.6 m(長(zhǎng)×寬×高)，塔筒總高度為87.423 m，分為上、中、下三段。塔筒上、中、下段高分別為30 m、30 m、27.423 m，分別由14 個(gè)、13 個(gè)、12 個(gè)變截面塔節(jié)組成[14]。塔筒頂部筒體直徑為3.524 m，塔筒底部筒體直徑為4.181 m，中間塔筒半徑、高度和壁厚都隨高度而變化。風(fēng)機(jī)塔筒簡(jiǎn)圖見(jiàn)圖1，具體尺寸見(jiàn)表1。

圖 1 風(fēng)機(jī)塔筒簡(jiǎn)圖Fig. 1 Diagram of wind tower tube

1.2 塔筒結(jié)構(gòu)荷載

大型風(fēng)機(jī)塔筒的頂部安裝有風(fēng)機(jī)葉輪，在風(fēng)場(chǎng)作用下葉輪轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生較大的氣動(dòng)力，且葉輪等裝置的重力相對(duì)下部塔筒形心有偏心，會(huì)產(chǎn)生偏心力矩。相關(guān)研究[15-16]表明：塔頂偏心力矩荷載的數(shù)值遠(yuǎn)小于塔頂氣動(dòng)荷載對(duì)塔筒底部所造成的彎矩。因此，研究塔筒底部受力時(shí)，可對(duì)風(fēng)機(jī)塔筒荷載進(jìn)行簡(jiǎn)化，即忽略塔頂偏心力矩的影響，將塔筒所受荷載簡(jiǎn)化為風(fēng)輪及機(jī)艙重力Fy、氣動(dòng)荷載Fx及沿塔筒高度作用的風(fēng)荷載ωz。其中對(duì)于風(fēng)荷載，主要按順風(fēng)向荷載效應(yīng)考慮。塔筒具體受力見(jiàn)圖2。

表 1 鋼塔筒分段尺寸Table 1 Size of steel tower

圖 2 塔筒承受荷載簡(jiǎn)圖Fig. 2 Loads of wind tower

對(duì)于塔身風(fēng)荷載，《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50135-2006)[17]規(guī)定垂直于風(fēng)機(jī)塔筒表面上的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值按式(1)計(jì)算：

對(duì)于塔筒風(fēng)機(jī)葉輪氣動(dòng)荷載，按兩種情形：正常運(yùn)行工況和極端荷載工況予以考慮。

在正常運(yùn)行工況下，根據(jù)動(dòng)量-葉素理論葉輪氣動(dòng)推力可計(jì)算為：

對(duì)于塔頂重力荷載，可按下式計(jì)算：

式中：m1為葉輪質(zhì)量；m2為機(jī)艙質(zhì)量；g為重力加速度。

圖 3 不同風(fēng)速下葉輪推力系數(shù)Fig. 3 Thrust coefficient of impeller with different wind speeds

根據(jù)3 MW 風(fēng)機(jī)廠家的風(fēng)機(jī)總體技術(shù)手冊(cè)可知：葉輪和機(jī)艙的質(zhì)量分別為66.7×103kg 和127.7×103kg。風(fēng)機(jī)塔筒的塔頂氣動(dòng)力按式(6)、式(7)計(jì)算，風(fēng)機(jī)塔筒的塔頂豎向荷載按式(8)計(jì)算。

1.3 脈動(dòng)風(fēng)場(chǎng)數(shù)值模擬方法

為了較為精確模擬整個(gè)塔筒受脈動(dòng)風(fēng)速的影響，將塔筒等效為一個(gè)39 點(diǎn)的高聳結(jié)構(gòu)模型，各質(zhì)點(diǎn)均位于該節(jié)塔筒的中心點(diǎn)，見(jiàn)圖4。

圖 4 風(fēng)機(jī)塔筒結(jié)構(gòu)模型Fig. 4 Wind tower structure model

利用諧波合成法理論及脈動(dòng)風(fēng)場(chǎng)模擬方法[7]。所模擬的脈動(dòng)風(fēng)速可表達(dá)為：

表 2 風(fēng)速模擬的主要參數(shù)Table 2 Main parameters of wind speed simulation

在風(fēng)工程領(lǐng)域，應(yīng)用廣泛的風(fēng)速譜有Davenport譜、Kaimal 譜[19]等。其中Davenport 譜的表達(dá)式為：

根據(jù)本節(jié)介紹的風(fēng)場(chǎng)數(shù)值模擬方法和基本參數(shù)，利用MATLAB 程序語(yǔ)言編寫(xiě)模擬單點(diǎn)水平脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程的程序，進(jìn)行風(fēng)場(chǎng)模擬。為了校核整個(gè)塔筒模擬所得到的脈動(dòng)風(fēng)速是否精確，本文在塔筒的下段取點(diǎn)1、5、10，中段取點(diǎn)15、20、25，上段取點(diǎn)30、35、39，并且將這些點(diǎn)的脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程功率譜與目標(biāo)譜(Davenport 譜和Kaimal譜)進(jìn)行對(duì)比分析?？芍瑑煞N工況下大部分點(diǎn)的脈動(dòng)風(fēng)速模擬效果比較好，少數(shù)點(diǎn)雖然偏差稍大，但均在工程容許范圍內(nèi)。限于篇幅，僅給出點(diǎn)5 的風(fēng)速功率譜與脈動(dòng)風(fēng)速對(duì)比以及選用Davenport譜和Kaimal 譜的總風(fēng)速對(duì)比情況，見(jiàn)圖5。

2 風(fēng)機(jī)塔筒結(jié)構(gòu)動(dòng)力時(shí)程分析

2.1 風(fēng)機(jī)塔筒結(jié)構(gòu)有限元模型

圖 5 點(diǎn)5 風(fēng)速功率譜與總風(fēng)速對(duì)比Fig. 5 Comparisons between power spectrums of wind speed and total wind speed for point 5

彭文春等[15]、袁萬(wàn)等[20]采用ABAQUS 軟件對(duì)風(fēng)機(jī)鋼塔筒進(jìn)行了建模，結(jié)果表明分析效果較好。參考該思路，采用ABAQUS 軟件按圖1 和表1 建立風(fēng)機(jī)鋼塔筒模型。假定風(fēng)機(jī)鋼材材料為Q345E，密度為7850 kg/m3，彈性模量為2.1×1011Pa，泊松比為0.3。為簡(jiǎn)化分析，本文參考文獻(xiàn)[21]假定底面考慮為固定約束，各塔筒段之間采用綁定(tie)約束。

2.2 塔筒的模態(tài)分析

先對(duì)該風(fēng)機(jī)塔筒結(jié)構(gòu)進(jìn)行模態(tài)分析。Tempel等[22]將塔筒頂部的機(jī)艙和葉輪等效為一個(gè)質(zhì)點(diǎn)，并賦予質(zhì)量，且將此質(zhì)點(diǎn)與塔筒頂部圓環(huán)截面進(jìn)行耦合。參考該思路，選用ABAQUS 中Lanczos算法進(jìn)行模態(tài)分析，分析結(jié)果見(jiàn)表3。

表 3 塔筒前六階固有頻率Table 3 First six natural frequencies of tower

根據(jù)塔筒的第1 階、第2 階固有頻率，按Rayleigh阻尼考慮，對(duì)應(yīng)的阻尼系數(shù) α、λ分別為：

式中：ω1、ω2分別為第1 振型、第2 振型的圓頻率，ω=2πf′，f′為塔筒的固有頻率； ξ為振型阻尼比，根據(jù)《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50135-2006)[17]鋼結(jié)構(gòu)阻尼比取0.01。

從表3 可知，風(fēng)機(jī)塔筒的第1 階、第3 階、第5 階的固有頻率分別與第2 階、第4 階、第6 階相同，這是因?yàn)轱L(fēng)機(jī)塔筒在x與z方向?qū)ΨQ，即風(fēng)機(jī)塔筒在這兩個(gè)方向的剛度和質(zhì)量相同，這與趙志等[23]的研究結(jié)果相吻合。風(fēng)機(jī)塔筒的第1 階固有頻率為0.281 與廠家所提供的數(shù)據(jù)0.283相差僅0.71%，表明本文將葉輪與機(jī)艙的質(zhì)量考慮為風(fēng)機(jī)塔筒本身質(zhì)量與原模型基本等效。根據(jù)式(11)、式(12)得出 α、λ分別為0.0176 和0.005 67。

2.3 塔筒的動(dòng)力時(shí)程分析

由式(2)～式(7)，可分別計(jì)算出塔筒風(fēng)荷載和葉輪氣動(dòng)推力荷載；再考慮塔筒、葉輪和機(jī)艙的自身重力，便可得到塔筒的總荷載。將這些荷載分別輸入到ABAQUS 有限元模型中，其中塔頂葉輪和機(jī)艙的重力荷載按模態(tài)分析時(shí)以點(diǎn)質(zhì)量的形式預(yù)先施加，與實(shí)際情形相符；而風(fēng)荷載和葉輪氣動(dòng)推力時(shí)程總長(zhǎng)度為200 s，時(shí)間間隔為0.2 s，采用隱式分析法進(jìn)行計(jì)算。為使計(jì)算結(jié)果更為精確，動(dòng)力時(shí)程分析中考慮重力二階效應(yīng)的影響。對(duì)于該塔筒結(jié)構(gòu)，選用Davenport 譜、Kaimal 譜模擬脈動(dòng)風(fēng)速得到的荷載效應(yīng)均有較大波動(dòng)。限于篇幅，僅列出選用Davenport 譜模擬脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)正常運(yùn)行工況與極端荷載工況下塔筒底部的彎矩時(shí)程曲線以及產(chǎn)生最大應(yīng)力時(shí)間點(diǎn)的應(yīng)力云圖，見(jiàn)圖6。

圖 6 選用Davenport 譜時(shí)兩種工況下動(dòng)力時(shí)程分析結(jié)果Fig. 6 Results of dynamic time history analysis under two working conditions using Davenport spectrum

可見(jiàn)，當(dāng)采用Davenport 譜時(shí)，在正常運(yùn)行工況下：塔筒底部最大的彎矩為5.85×107N·m，最大應(yīng)力為135 MPa；在極端荷載工況下：塔筒底部最大的彎矩為1.10×108N·m，最大應(yīng)力為286 MPa。由于鋼材屈服強(qiáng)度為345 MPa，兩種工況下最大應(yīng)力值均小于鋼材的屈服強(qiáng)度，滿足強(qiáng)度要求。

3 風(fēng)機(jī)塔筒基礎(chǔ)脫開(kāi)失效概率

3.1 風(fēng)機(jī)塔筒結(jié)構(gòu)荷載效應(yīng)統(tǒng)計(jì)模型

如前所述，由于風(fēng)機(jī)塔筒所受風(fēng)荷載和葉輪氣動(dòng)推力都會(huì)隨時(shí)間的變化而變化，因而塔筒底部的剪力和彎矩等作用效應(yīng)波動(dòng)變化顯著。記Sk為作用效應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)值，分別按規(guī)范[17]設(shè)計(jì)方法和式(6)、式(7)計(jì)算確定風(fēng)荷載和葉輪氣動(dòng)力的標(biāo)準(zhǔn)值，并利用有限元靜力分析得出兩種工況下塔筒底部彎矩M、剪力V、軸力N的標(biāo)準(zhǔn)值，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4。

表 4 作用效應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)值Table 4 Standard value of action effect

記μ為其對(duì)應(yīng)的作用效應(yīng)均值。定義一系數(shù)κ，其計(jì)算式為：

先對(duì)兩種工況下分別按式(6)和式(7)計(jì)算的塔筒頂部氣動(dòng)推力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，所得結(jié)果見(jiàn)表5?？梢?jiàn)，無(wú)論是選用Davenport 譜還是Kaimal 譜，正常運(yùn)行工況下葉輪氣動(dòng)推力的變異性均較極端荷載工況要小一些。而相同運(yùn)行工況下，按Davenport譜考慮時(shí)葉輪氣動(dòng)推力的變異性要大一些。

表 5 風(fēng)荷載時(shí)程下塔頂氣動(dòng)推力的統(tǒng)計(jì)參數(shù)Table 5 Statistical parameters of aerodynamic thrust on tower top under wind load time history

根據(jù)第2.2 節(jié)的動(dòng)力時(shí)程分析，可對(duì)各作用效應(yīng)的結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。例如對(duì)于塔筒底部彎矩和剪力，其頻數(shù)直方見(jiàn)圖7。

圖 7 彎矩和剪力頻數(shù)直方圖Fig. 7 Frequency histogram of bending moment and shear

對(duì)彎矩、剪力時(shí)程分析結(jié)果進(jìn)行相關(guān)性分析表明：采用Davenport 譜時(shí)，正常運(yùn)行和極端荷載工況下的彎矩、剪力的相關(guān)系數(shù)分別為0.981 和0.873；采用Kaimal 譜時(shí)，正常運(yùn)行和極端荷載工況下的彎矩、剪力的相關(guān)系數(shù)分別為0.955 和0.805。為簡(jiǎn)化考慮，假定兩者完全相關(guān)。若用極值I 型分布來(lái)擬合，部分?jǐn)M合效果對(duì)比見(jiàn)圖8。可知，在圖8(a)中，全段曲線擬合效果較好；在圖8(b)中，當(dāng)累積分布概率大于0.5 時(shí)，曲線擬合效果較好；在圖8(c)中，當(dāng)累積分布概率大于0.3 時(shí)，曲線擬合效果較好；在圖8(d)中，當(dāng)累積分布概率大于0.4 時(shí)，曲線擬合效果較好。需說(shuō)明的是，上述區(qū)域正是對(duì)失效概率有重要貢獻(xiàn)的區(qū)域，雖然其他區(qū)域的擬合效果較差，但對(duì)失效概率的影響較小，即對(duì)可靠度的計(jì)算結(jié)果影響不大。因此，本文假定正常運(yùn)行工況與極端荷載工況下塔筒底部的彎矩和剪力均為極值I 型分布，且完全相關(guān)，相應(yīng)的統(tǒng)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表6。

圖 8 彎矩和剪力的極值I 型擬合曲線Fig. 8 Extreme value I-type fitting curve of bending moment and shear force

由表6 可知，塔底彎矩、剪力的變異系數(shù)較表5 中風(fēng)機(jī)氣動(dòng)力變異系數(shù)高出較多。原因主要是塔筒受自身高度范圍內(nèi)的脈動(dòng)風(fēng)場(chǎng)影響較大，且重力二階效應(yīng)顯著，使得總效應(yīng)的變異系數(shù)較風(fēng)機(jī)氣動(dòng)力有較大增加。

3.2 標(biāo)準(zhǔn)模型基礎(chǔ)底板脫開(kāi)失效概率

風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)主要承受上部結(jié)構(gòu)傳來(lái)的作用以及自身和覆土自重，見(jiàn)圖9，其中M、F為風(fēng)機(jī)上部結(jié)構(gòu)傳遞過(guò)來(lái)的彎矩、水平力；N為風(fēng)機(jī)上部結(jié)構(gòu)傳遞過(guò)來(lái)的軸力；N1為基礎(chǔ)混凝土自重；N2為基礎(chǔ)以上覆土自重；R為基礎(chǔ)底板半徑；h為上部荷載作用點(diǎn)到基礎(chǔ)底部的距離。

表 6 動(dòng)力時(shí)程分析作用效應(yīng)的統(tǒng)計(jì)參數(shù)Table 6 Statistics of load effects in dynamic time history analysis

圖 9 風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)受力簡(jiǎn)圖Fig. 9 Wind power foundation diagram

表 7 基礎(chǔ)豎向力效應(yīng)統(tǒng)計(jì)參數(shù)Table 7 Statistics of vertical force effect of foundation

受各種不確定性因素的影響，偏心距e將具有較強(qiáng)的隨機(jī)變異性，因而存在脫開(kāi)的可能。此處除考慮上部結(jié)構(gòu)自重、混凝土容重、覆土容重等變量的隨機(jī)變異性外，還考慮了作用效應(yīng)的隨機(jī)變異性。其統(tǒng)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表8。

表 8 隨機(jī)變量的統(tǒng)計(jì)參數(shù)Table 8 Statistics of random variables

由于基礎(chǔ)脫開(kāi)會(huì)造成塔筒傾覆，因此，按首超破壞準(zhǔn)則建立失效方程。由《陸上風(fēng)電場(chǎng)工程風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》(NB/T 10311-2019)[27]和《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50135-2006)[17]可知，正常運(yùn)行工況下風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)脫開(kāi)面積比不大于0，即底板偏心距e與基礎(chǔ)半徑R的比值不超過(guò)0.25；極端荷載工況下脫開(kāi)面積比不大于25%，即底板偏心距e與基礎(chǔ)半徑R的比值不超過(guò)0.43。按該要求，正常運(yùn)行、極端荷載工況下基礎(chǔ)底板脫開(kāi)的極限狀態(tài)方程分別為：

采用Monte Carlo 法，選用Davenport 譜計(jì)算得到正常運(yùn)行和極端荷載工況下風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)底板脫開(kāi)失效概率Pf分別為0.008 20 和0.0188，選用Kaimal譜計(jì)算得到的對(duì)應(yīng)Pf分別為0.0107 和0.0281。

則選用Davenport 譜時(shí)兩種工況下風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)底板不脫空失效的可靠指標(biāo)分別為2.40 和2.08，而選用Kaimal 譜時(shí)可靠指標(biāo)分別為2.30 和1.91。

3.3 底板半徑變化時(shí)基礎(chǔ)不脫開(kāi)失效的可靠度

從式(18)、式(19)可知，底板半徑對(duì)基礎(chǔ)底板不脫開(kāi)失效的可靠度影響較大。為此，研究底板半徑變化時(shí)風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)底板可靠度，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表9、表10。記 η表示風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)底板不脫開(kāi)失效的可靠指標(biāo)的變化的程度：

式中， βi為第i種基礎(chǔ)底板半徑下基礎(chǔ)底板不脫開(kāi)失效的可靠指標(biāo)。

表 9 正常運(yùn)行工況下風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)底板不脫開(kāi)失效的可靠指標(biāo)Table 9 Reliable indicators without failure of wind turbine foundation slab void under operation condition

表 10 極端荷載工況下風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)底板不脫開(kāi)失效的可靠指標(biāo)Table 10 Reliable indicators without failure of wind turbine foundation slab void under extreme load condition

結(jié)果表明：兩種工況下底板半徑對(duì)基礎(chǔ)底板不脫開(kāi)失效的可靠度的影響的確較大。當(dāng)將底板半徑降至0.8 倍時(shí)，正常運(yùn)行工況下按Davenport譜和Kaimal 譜計(jì)算得到的可靠指標(biāo)分別降低約44.58%和44.78%，極端荷載工況下分別降低約40.87%和45.03%。當(dāng)半徑增加至1.2 倍時(shí)，可靠指標(biāo)均會(huì)有較大的(不小于39.90%)提升。例如，對(duì)于正常運(yùn)行工況，按Davenport 譜計(jì)算得到的可靠指標(biāo)提升為3.41，提高約42.08%，按Kaimal 譜計(jì)算得到的可靠指標(biāo)提高約46.09%。

4 結(jié)論

本文以某3WM 風(fēng)力發(fā)電高塔系統(tǒng)為結(jié)構(gòu)模型，考慮脈動(dòng)風(fēng)場(chǎng)和重力二階效應(yīng)，進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析，明確其受力情況；并考慮基礎(chǔ)底板半徑參數(shù)的變化，對(duì)比兩種風(fēng)速工況下基礎(chǔ)底板不脫開(kāi)失效的可靠度。主要結(jié)論如下：

(1)受風(fēng)機(jī)氣動(dòng)力、風(fēng)荷載動(dòng)力效應(yīng)及重力二階效應(yīng)的影響，無(wú)論是在正常運(yùn)行工況還是在極端荷載工況下，該3 MW 風(fēng)機(jī)鋼塔筒底部彎矩、剪力等作用效應(yīng)的變異系數(shù)均較高。

(2)對(duì)于文中的3 MW 風(fēng)機(jī)鋼塔筒模型，當(dāng)以規(guī)范中建議的基礎(chǔ)底板脫開(kāi)面積比限值為極限狀態(tài)，選用Davenport 譜計(jì)算得到正常運(yùn)行和極端荷載工況下基礎(chǔ)底板不脫開(kāi)失效的可靠指標(biāo)分別為2.40 和2.08，選用Kaimal 譜時(shí)對(duì)應(yīng)的可靠指標(biāo)分別為2.30 和1.91。

(3)基礎(chǔ)底板半徑對(duì)基礎(chǔ)底板不脫開(kāi)失效的可靠度有較大影響，在兩種工況下風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)底板不脫開(kāi)失效可靠指標(biāo)隨著底板半徑的增大而提高。