李志昊， 閆陽天， 岳敏楠， 李 春,2， 楊 陽， 薛世成

(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； 3.Department of Maritime and Mechanical Engineering, Liverpool John Moores University, Liverpool, L3 3AF, UK)

可再生能源在全球節(jié)能減排中發(fā)揮著至關(guān)重要的作用，可再生能源容量系數(shù)每提高1%，CO2減排成本平均降低0.7歐元[1]。海上風(fēng)能因風(fēng)速高、風(fēng)向穩(wěn)定、能量密度高、湍流度低、宜于大型化以及不占用陸地資源等優(yōu)點(diǎn)，被認(rèn)為是最具潛力的可再生能源之一[2-3]。根據(jù)世界風(fēng)能論壇數(shù)據(jù)顯示，截至2019年全球累計(jì)海上風(fēng)電裝機(jī)容量達(dá)到27.2 GW，當(dāng)年新增海上風(fēng)電裝機(jī)容量達(dá)到5.2 GW[4]。

海上風(fēng)能雖有諸多優(yōu)勢，但亦面臨一些挑戰(zhàn)：一方面，為獲取更多風(fēng)能資源、提高風(fēng)能轉(zhuǎn)化率及降低度電成本，風(fēng)力機(jī)呈大型化趨勢發(fā)展，塔架和葉片尺寸隨之增加，導(dǎo)致其穩(wěn)定性隨柔性增加而大幅削減；另一方面，我國風(fēng)力機(jī)多建于風(fēng)能資源豐富的東南沿海地區(qū)，該地區(qū)風(fēng)速較大且地震活動(dòng)十分活躍，建于此地的超大型風(fēng)力機(jī)極易受到地震影響，在強(qiáng)破壞力的地震載荷作用(以下簡稱地震作用)下具有高柔性的塔架劇烈振動(dòng)，從而導(dǎo)致其發(fā)生局部屈曲甚至整機(jī)倒塌[5]。因此，對(duì)超大型風(fēng)力機(jī)進(jìn)行地震動(dòng)力學(xué)響應(yīng)研究及屈曲分析十分重要。

樁-土耦合效應(yīng)為評(píng)估地震作用下風(fēng)力機(jī)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)的重要因素[6]。國內(nèi)外諸多學(xué)者對(duì)此展開了研究。Vatanchian等[7]研究了考慮樁-土耦合效應(yīng)后風(fēng)力機(jī)的地震動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，結(jié)果表明樁-土耦合效應(yīng)會(huì)加劇地震作用下風(fēng)力機(jī)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)。Passon[8]研究了不同樁-土耦合效應(yīng)簡化模型，將其總結(jié)為3類：底端剛性固定模型、耦合彈簧模型及分布式彈簧模型。Bisoi等[9]利用徑向的分布式彈簧模型表示樁-土耦合效應(yīng)模型，通過p-y(其中p為樁周土水平抗力，y為樁基形變)曲線可求得彈簧剛度。王明超等[10]基于線性化p-y曲線及分布式彈簧模型建立樁-土耦合效應(yīng)模型，研究其對(duì)風(fēng)力機(jī)模態(tài)特性的影響，但線性化p-y曲線未能準(zhǔn)確反映土反力與樁基撓度間的非線性關(guān)系，且未考慮地震載荷。閆陽天等[11]用非線性p-y曲線描述樁-土耦合效應(yīng)，并在此基礎(chǔ)上研究了不同地震作用下風(fēng)力機(jī)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)。

上述研究均以單土層地基模型作為海床來模擬樁-土耦合效應(yīng)，但其無法反映海床分層特性。目前，國內(nèi)多采用由黏土與砂土組成的簡化模型模擬多土層地基模型。盛振國等[12]將多土層地基模型簡化為全黏土、全砂土和半黏土半砂土地基模型，并進(jìn)行了不同土層土參數(shù)對(duì)風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)敏感度研究，結(jié)果表明樁土參數(shù)對(duì)風(fēng)力機(jī)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)的影響顯著。劉紅軍等[13]對(duì)比分析了純軟土、上軟下硬及上硬下軟3種地基模型的樁-土耦合效應(yīng)模型對(duì)樁周土水平抗力的影響，發(fā)現(xiàn)不同土質(zhì)條件下樁周土水平抗力差異較大。

以上針對(duì)多土層樁-土耦合效應(yīng)的研究尚存不足：將多土層地基模型簡化為由砂土和黏土構(gòu)成的兩土層地基模型不太妥當(dāng)，因?yàn)檠睾５貐^(qū)地基因沉積或人類建設(shè)活動(dòng)等因素影響，往往由多土層構(gòu)成，利用簡化后的地基模型難以獲得精確結(jié)果。

因此，筆者實(shí)測地震位移數(shù)據(jù)為地震載荷，采用我國東海某風(fēng)電場實(shí)測地質(zhì)數(shù)據(jù)構(gòu)建多土層地基模型，同時(shí)用純砂土及純黏土單土層地基模型分別模擬樁-土耦合效應(yīng)，并以丹麥科技大學(xué)(DTU)研發(fā)的近海10 MW超大型單樁式風(fēng)力機(jī)為研究對(duì)象，對(duì)比分析基于純砂土、純黏土和多土層3種樁-土耦合效應(yīng)下動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，并對(duì)其進(jìn)行屈曲分析，為風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)提供參考。

1 地震載荷

為準(zhǔn)確還原地震作用下的地表運(yùn)動(dòng)，選用太平洋地震工程研究中心數(shù)據(jù)庫(PEER)提供的1999年發(fā)生于臺(tái)灣里氏7.62級(jí)地震地表位移數(shù)據(jù)，地震位移時(shí)域曲線見圖1，其中X為前后方向，Y為側(cè)向，Z為垂向。

圖1 地震位移時(shí)域曲線Fig.1 Seismic displacement time domain curve

2 模型建立

2.1 DTU 10 MW超大型單樁式風(fēng)力機(jī)

研究對(duì)象為近海DTU 10 MW超大型單樁式風(fēng)力機(jī)，如圖2所示，主要參數(shù)見表1[14]。采用殼單元建模并將輪轂、葉片及機(jī)艙等結(jié)構(gòu)簡化為置于塔頂?shù)钠馁|(zhì)量點(diǎn)。模型中忽略油漆、焊接及法蘭等因素，為避免因模型簡化導(dǎo)致的質(zhì)量損失，計(jì)算模型有效密度取8 500 kg/m3。網(wǎng)格尺寸為0.5 m，網(wǎng)格數(shù)為23 913，節(jié)點(diǎn)數(shù)為24 137。

圖2 DTU 10 MW超大型單樁式風(fēng)力機(jī)模型Fig.2 DTU 10 MW monopile wind turbine model

表1 DTU 10 MW超大型單樁式風(fēng)力機(jī)主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of DTU 10 MW monopile wind turbine

以瑞利阻尼反映結(jié)構(gòu)阻尼，瑞利阻尼系數(shù)α、β按照下式確定：

α=2ωiωjζ/(ωi+ωj)

(1)

β=2ζ/(ωi+ωj)

(2)

式中：ζ為阻尼比，取1%；ωi、ωj為自振頻率，分別取0.2 Hz和0.21 Hz；α為0.002;β為0.05。

2.2 樁-土耦合效應(yīng)模型

土壤與樁基間的剛度和彈性模量存在明顯差異，二者變形能力差別較大，當(dāng)?shù)卣鸩ㄍㄟ^土層作用于樁基時(shí)，樁基與土體間發(fā)生不同程度變形，所產(chǎn)生的相互作用力稱為樁-土耦合效應(yīng)[15]。通過美國石油協(xié)會(huì)(API)規(guī)范中p-y曲線及彈簧建立樁-土耦合效應(yīng)模型，該方法因應(yīng)用簡便、可綜合反映土體非線性及分層特性等優(yōu)勢得到廣泛應(yīng)用。埋土樁基長30 m，每隔5 m布置垂直于樁身的彈簧以模擬樁周土水平抗力，因其與樁基形變呈非線性關(guān)系，故選取非線性彈簧單元(combin 39)模擬彈簧約束，其剛度通過定義力(樁周土水平抗力)與變形(樁基形變)間關(guān)系確定。

2.2.1 土壤參數(shù)

海床由多土層構(gòu)成，不同土層土壤參數(shù)均不相同。因此，選用位于我國東海海域的江蘇某海上風(fēng)電場通過試樁試驗(yàn)得到的地質(zhì)資料[16]，土層分布及參數(shù)如圖3所示，其中γ為土體有效容重，Cu為原狀土不排水抗剪強(qiáng)度，φ為內(nèi)摩擦角。

圖3 海床土壤分層示意圖Fig.3 Diagram of seabed soil stratification

為對(duì)比分析多土層樁-土耦合效應(yīng)對(duì)風(fēng)力機(jī)地震動(dòng)力學(xué)響應(yīng)及屈曲的影響，選取圖3中②層及③層土壤參數(shù)分別建立純黏土及純砂土單土層地基模型。

2.2.2p-y曲線

API提供了一系列不同土質(zhì)條件下的p-y曲線，黏土p-y曲線表達(dá)式如下：

HR=6D/(γD/Cu+J)

(3)

pu=3Cu+γH+J(HCu/D),0≤H≤HR

(4)

p=pu,y/yc≥8

(5)

p/pu=0.5(y/yc)1/3,0

(6)

p=Aputanh[kHy/(Apu)],0

(7)

yc=2.5εcD

(8)

式中：HR為極限樁周土水平抗力的轉(zhuǎn)折點(diǎn)深度；H為土體深度(以下簡稱土深)；D為樁徑；J為無因次常數(shù)；pu為土深H時(shí)樁周土水平抗力；yc為50%極限樁周土水平抗力的樁基形變；εc為不排水壓縮試驗(yàn)時(shí)50%最大應(yīng)力對(duì)應(yīng)的應(yīng)變；A為經(jīng)驗(yàn)參數(shù)，循環(huán)載荷時(shí)取0.9，定載荷時(shí)取(3-0.8H/D)且A≥0.9；k為初始土體切變模量。

砂土p-y曲線表達(dá)式為：

pus=(C1H+C2D)γH

(9)

pud=C3DγH

(10)

pu=min{pus,pud}

(11)

式中：pus為淺層土壤極限樁周土水平抗力；pud為深層土壤極限樁周土水平抗力；C1、C2、C3為砂礫摩擦角函數(shù)。

純黏土p-y曲線計(jì)算結(jié)果如圖4所示，多土層p-y曲線計(jì)算結(jié)果如圖5所示，純砂土p-y曲線計(jì)算結(jié)果如圖6所示。

圖4 純黏土不同土深處p-y曲線Fig.4 p-y curve at different depths of pure clay soil

圖5 多土層不同土深處p-y曲線Fig.5 p-y curve at different depths of multiple soil layers

圖6 純砂土不同土深處p-y曲線Fig.6 p-y curve at different depths of pure sand soil

3 有限元方法

3.1 模態(tài)分析

模態(tài)分析通過求解結(jié)構(gòu)自由振動(dòng)微分方程以獲得結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性，結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性包括模態(tài)振型及固有頻率等。模態(tài)分析為最基本的動(dòng)力學(xué)分析，亦為其他動(dòng)力學(xué)分析的基礎(chǔ)，如瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析、響應(yīng)譜分析及諧響應(yīng)分析等。

假設(shè)該結(jié)構(gòu)為線彈性結(jié)構(gòu)，且不考慮阻尼時(shí)，結(jié)構(gòu)自由振動(dòng)微分方程為：

(12)

線彈性結(jié)構(gòu)發(fā)生簡諧振動(dòng)時(shí)：

u=ficos(wit)

(13)

聯(lián)立式(12)與式(13)可得：

(14)

式(14)有非零解的充要條件為系數(shù)行列式為零，即

(15)

式中:wi和fi分別為第i階固有頻率和模態(tài)振型;t為時(shí)間。

3.2 瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析

瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析可計(jì)算隨時(shí)間變化的載荷作用下結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，其本質(zhì)為求解結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)方程。結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)方程為：

(16)

式中：C為阻尼矩陣；F(t)為載荷向量。

瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析方法主要可分為振型疊加及完全積分法，筆者選取可考慮結(jié)構(gòu)非線性的完全積分法，有限元軟件提供的積分方法分為HHT(Hilber Hughs and Taylor)及New-mark積分法，筆者選用求解精度更高的New-mark積分法。

3.3 屈曲分析

結(jié)構(gòu)在外載荷作用下未達(dá)到材料強(qiáng)度極限而失效稱為屈曲。通過屈曲分析可確定外載荷作用下結(jié)構(gòu)的屈曲振型及臨界屈曲載荷。

穩(wěn)定平衡狀態(tài)下，結(jié)構(gòu)平衡方程為：

(KL+λKσ)Δu=0

(17)

式中：KL為線性剛度矩陣；Kσ為初應(yīng)力剛度矩陣；Δu為位移特征矢量；λ為特征值，即屈曲因子。

4 結(jié)果及分析

4.1 模態(tài)

采用精度高、收斂速度快及適用于大型對(duì)稱特征值問題的Block Lanczos方法提取風(fēng)力機(jī)塔架的固有頻率和模態(tài)振型。塔架縱向和側(cè)向前兩階模態(tài)固有頻率見表2，模態(tài)振型見圖7。

表2 塔架固有頻率

圖7 塔架模態(tài)振型Fig.7 Tower modal shape

如圖7所示，塔架一階前后及側(cè)向模態(tài)振型為前后彎曲振動(dòng)且相對(duì)位移峰值位于塔頂，二階前后及側(cè)向模態(tài)振型為側(cè)向彎曲振動(dòng)且相對(duì)位移峰值位于塔架中部。此外，因未考慮門洞及爬梯等設(shè)備，塔架可近似視為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，并由表2和圖7可知，一、二階模態(tài)前后及左側(cè)向固有頻率和模態(tài)振型相近，因此可進(jìn)一步證明計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確。

4.2 時(shí)域

為研究多土層及不同土質(zhì)樁-土耦合效應(yīng)對(duì)地震作用下風(fēng)力機(jī)塔架動(dòng)力學(xué)響應(yīng)的影響，輸出如圖8～圖10所示的塔頂位移時(shí)域曲線。

圖10 塔頂側(cè)向位移時(shí)域曲線Fig.10 Time domain curve of lateral displacement of tower top

由圖8可知，地震作用時(shí)不同樁-土耦合效應(yīng)下風(fēng)力機(jī)塔頂位移時(shí)域曲線隨機(jī)性較強(qiáng)，且波動(dòng)形式有略微差別，位移峰值差異較大。地震作用時(shí)，多土層、純砂土及純黏土樁-土耦合效應(yīng)下，塔頂位移峰值分別為0.347 m、0.891 m和0.007 27 m，標(biāo)準(zhǔn)差分別為0.387 m、0.118 m和0.002 64 m。相較純砂土和純黏土樁-土耦合效應(yīng)，多土層樁-土耦合效應(yīng)下塔頂位移峰值分別減小了61.1%和增大了46.73倍，標(biāo)準(zhǔn)差分別減小了69.5%和增大了43.70倍。這是由于黏土內(nèi)摩擦角小，其土壤顆粒間內(nèi)摩擦力遠(yuǎn)小于砂土，土壤剛度也小于砂土，當(dāng)?shù)卣疠d荷作用于風(fēng)力機(jī)時(shí)，純黏土樁-土耦合效應(yīng)遠(yuǎn)小于純砂土樁-土耦合效應(yīng)，其因樁基形變而產(chǎn)生的水平反力遠(yuǎn)小于純砂土，地震作用時(shí)由砂土及黏土組成的多土層樁-土耦合效應(yīng)小于純砂土而大于純黏土。因此，地震作用時(shí)多土層樁-土耦合效應(yīng)下風(fēng)力機(jī)塔頂位移峰值及標(biāo)準(zhǔn)差分別小于純砂土樁-土耦合效應(yīng)并大于純黏土樁-土耦合效應(yīng)下的風(fēng)力機(jī)塔頂位移峰值及標(biāo)準(zhǔn)差，純砂土樁-土耦合效應(yīng)塔頂位移峰值最大，波動(dòng)最劇烈，多土層其次，純黏土最小。但與純黏土樁-土耦合效應(yīng)相比，地震作用時(shí)多土層樁-土耦合效應(yīng)下塔頂位移更接近純砂土樁-土耦合效應(yīng)下塔頂位移。

圖8 塔頂位移時(shí)域曲線Fig.8 Time domain curve of tower top displacement

由圖9和圖10可知，地震作用時(shí)多土層樁-土耦合效應(yīng)下塔頂前后和側(cè)向位移均發(fā)生較大變化。多土層、純砂土及純黏土樁-土耦合效應(yīng)下塔頂前后位移峰值分別為0.253 m、0.809 m和0.005 74 m，相較純砂土和純黏土，多土層樁-土耦合效應(yīng)下塔頂位移峰值分別減小了68.7%和增大了43.08倍；三者的側(cè)向塔頂位移峰值分別為0.303 m、0.881 m和0.007 07 m，相較純砂土和純黏土，多土層樁-土耦合效應(yīng)下塔頂位移峰值分別減小了65.6%倍和增大了41.86倍。因此，相較純砂土或純黏土樁-土耦合效應(yīng)，多土層樁-土耦合效應(yīng)下塔頂前后及側(cè)向位移均有不同程度的減小或增大，其中相較側(cè)向，多土層與純黏土和純砂土樁-土耦合效應(yīng)下的塔頂前后位移相差更大。

圖9 塔頂前后位移時(shí)域曲線Fig.9 Time domain curves of forward and backwarddisplacement of tower top

地震載荷將造成塔架局部較大彎曲，可能會(huì)導(dǎo)致局部剪應(yīng)力激增，若局部剪應(yīng)力過大，塔架將遭到破壞。圖11給出了塔架最大剪應(yīng)力時(shí)域變化曲線。由圖11可知，地震作用時(shí)不同樁-土耦合效應(yīng)下塔架最大剪應(yīng)力峰值和波動(dòng)幅度存在很大差異。多土層、純砂土及純黏土樁-土耦合效應(yīng)下，塔架最大剪應(yīng)力峰值分別為23.9 MPa、75.9 MPa和0.556 MPa，標(biāo)準(zhǔn)差分別為6.74 MPa、19.6 MPa和0.143 MPa。相較純砂土和純黏土，多土層樁-土耦合效應(yīng)下塔架最大剪應(yīng)力峰值減小了68.5%和增大了41.99倍，標(biāo)準(zhǔn)差分別減小了65.6%和增大了46.13倍。顯然，純砂土樁-土耦合效應(yīng)下塔架最大剪應(yīng)力響應(yīng)最劇烈，多土層次之，純黏土最小。因此，風(fēng)力機(jī)抗地震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，若以純砂土或純黏土單土層計(jì)算樁-土耦合效應(yīng)，將導(dǎo)致對(duì)塔架最大剪應(yīng)力響應(yīng)過度估計(jì)或估計(jì)不足。

圖11 塔架最大剪應(yīng)力時(shí)域變化曲線Fig.11 Time domain variation curve of maximumshear stress of tower

3種樁-土耦合效應(yīng)下塔架最大剪應(yīng)力達(dá)到峰值時(shí)的響應(yīng)云圖見圖12。由圖12可知，3種樁-土耦合效應(yīng)下塔架最大剪應(yīng)力峰值均位于支撐結(jié)構(gòu)處但集聚區(qū)域明顯不同。相較多土層和純黏土樁-土耦合效應(yīng)，純砂土樁-土耦合效應(yīng)下支撐結(jié)構(gòu)處最大剪應(yīng)力集聚區(qū)域面積最大。因此，相較多土層和純黏土樁-土耦合效應(yīng)，純砂土樁-土耦合效應(yīng)下支撐結(jié)構(gòu)處最大剪應(yīng)力集聚最嚴(yán)重。

圖12 塔架最大剪應(yīng)力峰值響應(yīng)云圖Fig.12 The peak shear stress of the tower responds

綜上所述，地震作用時(shí)，若以純砂土單土層模型模擬樁-土耦合效應(yīng)將導(dǎo)致對(duì)塔架地震動(dòng)力學(xué)響應(yīng)預(yù)估不準(zhǔn)確。

4.3 頻域

因塔架動(dòng)力學(xué)時(shí)域響應(yīng)為非線性載荷(地震載荷)作用結(jié)果，需通過頻域分析進(jìn)一步研究不同樁-土耦合效應(yīng)下塔架振動(dòng)特性。采用快速傅里葉變換(FFT)將塔頂位移時(shí)域轉(zhuǎn)換為頻域數(shù)據(jù)，如圖13和圖14所示。

圖13 塔架前后振動(dòng)頻域特性Fig.13 Frequency domain characteristics of before andafter vibration of tower

圖14 塔架側(cè)向振動(dòng)頻域特性Fig.14 Frequency domain characteristics of lateralvibration of tower

由圖13和圖14可知，對(duì)于3種樁-土耦合效應(yīng)，塔架前后及側(cè)向一階模態(tài)的固有頻率處均存在明顯的位移峰值，且純砂土樁-土耦合效應(yīng)下塔頂位移峰值最大，多土層次之，純黏土最小。因此，地震作用時(shí)，純砂土樁-土耦合效應(yīng)下塔頂振動(dòng)最強(qiáng)，多土層略弱，純黏土最弱。此外，3種樁-土耦合效應(yīng)下塔架一階模態(tài)均被地震載荷誘發(fā)。

4.4 屈曲

目前，大型風(fēng)力機(jī)塔架多采用鋼制圓錐筒殼結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)易發(fā)生局部屈曲，因此有必要對(duì)塔架進(jìn)行屈曲分析。對(duì)塔架進(jìn)行屈曲分析，發(fā)現(xiàn)塔架末端為塔架發(fā)生局部屈曲的區(qū)域，若該區(qū)域網(wǎng)格過大易導(dǎo)致有限元計(jì)算結(jié)果不準(zhǔn)確，需細(xì)化該區(qū)域的有限元網(wǎng)格以獲得較精確的計(jì)算結(jié)果，但網(wǎng)格細(xì)化將耗費(fèi)巨大的計(jì)算資源和時(shí)間。因此，采用子模型方法將局部網(wǎng)格細(xì)化，網(wǎng)格尺寸為0.1 m，網(wǎng)格數(shù)為38 267，節(jié)點(diǎn)數(shù)為38 509。將塔架末端最后15 m作為子模型，對(duì)其進(jìn)行屈曲分析。

表3給出了地震作用時(shí)3種樁-土耦合效應(yīng)下塔頂位移達(dá)到峰值時(shí)子模型前六階屈曲因子。

表3 地震作用時(shí)3種樁-土耦合效應(yīng)下子模型前六階屈曲因子

由表3可知，地震作用時(shí)3種樁-土耦合效應(yīng)下塔架子模型屈曲因子均隨階次升高而逐漸增大，此外，純砂土樁-土耦合效應(yīng)下塔架子模型屈曲因子最小，多土層略大，純黏土最大。因此，樁-土耦合效應(yīng)將影響地震作用下塔架屈曲因子，不同樁-土耦合效應(yīng)下塔架屈曲因子不同。考慮純砂土樁-土耦合效應(yīng)的地震載荷最接近塔架臨界屈曲載荷，多土層次之，采用純黏土模擬樁-土耦合效應(yīng)的地震載荷與臨界屈曲載荷相差最大。

根據(jù)風(fēng)力機(jī)發(fā)電機(jī)組安全要求[17]，當(dāng)穩(wěn)定性分析為特征值屈曲分析時(shí)，應(yīng)附加安全系數(shù)1.35，而對(duì)地震作用時(shí)3種樁-土耦合效應(yīng)下塔架屈曲因子附加1.35后的安全系數(shù)仍大于1，即塔架初始載荷未達(dá)到臨界屈曲載荷，可判斷地震作用時(shí)3種樁-土耦合效應(yīng)下塔架未發(fā)生失穩(wěn)，滿足屈曲穩(wěn)定性設(shè)計(jì)要求。

為分析塔架局部屈曲區(qū)域，輸出塔架子模型前三階屈曲振型，如圖15所示。由圖15可知，隨著階次升高，塔架局部屈曲區(qū)域面積有一定程度的增大，且集中在塔架下端，此處為塔架與支撐結(jié)構(gòu)連接處，二者厚度存在一定差異，屬于風(fēng)力機(jī)最薄弱區(qū)域，受地震作用時(shí)易發(fā)生局部屈曲失穩(wěn)。因此，在風(fēng)力機(jī)抗地震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注該處屈曲區(qū)域，通過采用一定優(yōu)化設(shè)計(jì)，增強(qiáng)塔架整體結(jié)構(gòu)的抗屈曲能力。

(a) 純砂土

(b) 多土層

(c) 純黏土圖15 地震作用時(shí)3種樁-土耦合效應(yīng)下塔架子模型前三階屈曲振型Fig.15 The first three order buckling modes of three pile-soilcoupling effect models under seismic load

5 結(jié) 論

(1) 多土層樁-土耦合效應(yīng)下塔頂位移、塔頂前后位移及塔頂側(cè)向位移峰值及其波動(dòng)的劇烈程度均大于純黏土并小于純砂土。相較純黏土，純砂土與多土層樁-土耦合效應(yīng)下塔頂位移響應(yīng)更為接近。此外，相較塔頂側(cè)向位移，3種樁-土耦合效應(yīng)下塔頂前后位移相差更大。

(2) 3種樁-土耦合效應(yīng)下，塔架最大剪應(yīng)力均集中于支撐結(jié)構(gòu)處。純砂土樁-土耦合效應(yīng)下塔架最大剪應(yīng)力集聚區(qū)域最大，多土層次之，純黏土最小。

(3) 風(fēng)力機(jī)抗地震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，若采用純砂土和純黏土作為地基模型模擬樁-土耦合效應(yīng)，將導(dǎo)致對(duì)風(fēng)力機(jī)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)過度估計(jì)或估計(jì)不足。

(4) 3種樁-土耦合效應(yīng)下塔架前后及側(cè)向一階模態(tài)固有頻率處均存在明顯的位移峰值，其中純砂土樁-土耦合效應(yīng)下一階固有頻率的位移峰值最大，多土層次之，純黏土最小。此外，不同樁-土耦合效應(yīng)下塔架一階模態(tài)均被地震載荷誘發(fā)。

(5) 地震作用時(shí)不同樁-土耦合效應(yīng)下塔架屈曲因子不同，其中純砂土最小，與臨界屈曲載荷相差最小，多土層次之，純黏土最大。此外，地震作用于風(fēng)力機(jī)時(shí)3種樁-土耦合效應(yīng)下塔架未發(fā)生失穩(wěn)，滿足設(shè)計(jì)要求；塔架下端為屈曲區(qū)域集中處，風(fēng)力機(jī)抗地震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)需重點(diǎn)關(guān)注此處。