高慶水 鄧小文 張楚 田豐 劉石

（廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院 廣州510080）

引言

隨著風(fēng)能工業(yè)的發(fā)展，越來越多的風(fēng)場(chǎng)建在地震活動(dòng)區(qū)，值得注意的是，一些風(fēng)能豐富的地區(qū)存在高地震烈度的風(fēng)險(xiǎn)，如中國(guó)的東南沿海就處于該區(qū)域內(nèi)。在這些地區(qū)的風(fēng)場(chǎng)還可能處于潛在的地震斷裂帶上，存在遭受近斷層速度脈沖型地震作用的風(fēng)險(xiǎn)。近斷層脈沖型地震動(dòng)具有類似脈沖的波形、較大的速度峰值和脈沖周期以及豐富的中長(zhǎng)周期分量，研究表明［1］在這類地震動(dòng)作用下中長(zhǎng)周期結(jié)構(gòu)將產(chǎn)生很大的破壞。風(fēng)力機(jī)塔架結(jié)構(gòu)的質(zhì)量主要集中在塔頂，具有較長(zhǎng)的自振周期，是典型的高聳結(jié)構(gòu)，目前已有學(xué)者對(duì)近斷層地震動(dòng)作用下風(fēng)力機(jī)塔架的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了研究，如Stamatopoulos［2］研究了位于希臘地震區(qū)斷裂帶附近風(fēng)力機(jī)的地震響應(yīng)特征，研究表明利用時(shí)程分析方法計(jì)算的基底剪力和傾覆彎矩比按彈性反應(yīng)譜分析的結(jié)果要大，因此，希臘抗震規(guī)范中關(guān)于近場(chǎng)區(qū)的彈性加速度反應(yīng)譜需進(jìn)一步改善；Sadouski［3］等研究了近場(chǎng)和遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)作用下筒體具有初始缺陷的風(fēng)力機(jī)塔架動(dòng)態(tài)響應(yīng)特征，在近場(chǎng)脈沖型地震動(dòng)作用下塔架的損傷比遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)作用下嚴(yán)重很多；弓衛(wèi)［4］選擇臺(tái)灣集集近斷層地震動(dòng)記錄作為地震動(dòng)輸入，將其分為無速度脈沖和含速度脈沖兩組，利用ANSYS有限元軟件對(duì)風(fēng)機(jī)塔筒結(jié)構(gòu)進(jìn)行了地震時(shí)程分析，求得風(fēng)機(jī)塔筒結(jié)構(gòu)的頂點(diǎn)位移、頂點(diǎn)加速度、底部剪力和底部彎矩，對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)含速度脈沖型地震動(dòng)作用下風(fēng)機(jī)塔筒結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)要大得多；為減小近斷層地震動(dòng)作用下風(fēng)力機(jī)塔架的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，陳俊嶺等［5］提出采用滾球減振器的措施減小塔架結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)；雖然對(duì)近斷層地震動(dòng)作用下風(fēng)力機(jī)塔架的動(dòng)態(tài)響應(yīng)研究取得了一些成果，但Katsanos等［6］在其最近的綜述文章中提到近場(chǎng)地震動(dòng)對(duì)風(fēng)力機(jī)塔架的影響仍需作進(jìn)一步研究。

近年來一些學(xué)者開始研究風(fēng)和地震耦合作用對(duì)風(fēng)力機(jī)塔架的動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響，如Asareh等［7-9］利用ABAQUS有限元軟件研究了風(fēng)和地震耦合作用下5MW風(fēng)力機(jī)塔架的地震易損性，并考慮了平均風(fēng)速大小的影響，結(jié)果表明風(fēng)荷載對(duì)風(fēng)力機(jī)塔架地震易損性影響不大；曹必鋒等［10］推導(dǎo)了風(fēng)力機(jī)塔架在風(fēng)和地震耦合作用下的動(dòng)力學(xué)運(yùn)動(dòng)方程，通過對(duì)某3.0MW風(fēng)力機(jī)塔架動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行計(jì)算，獲得了風(fēng)力機(jī)塔架在風(fēng)和地震耦合作用下的塔架頂部位移和底部剪力，計(jì)算結(jié)果表明在風(fēng)和地震耦合作用下的塔架頂部位移較風(fēng)荷載獨(dú)立作用下大47.2%；楊陽等［11，12］基于FAST開源軟件和Wolf土-構(gòu)耦合模型建立了風(fēng)力機(jī)地震工況動(dòng)力學(xué)仿真模型，并計(jì)算了5種不同平均風(fēng)速的氣動(dòng)載荷與101種不同強(qiáng)度的地震載荷聯(lián)合作用下風(fēng)力機(jī)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，結(jié)果表明在額定風(fēng)速下，氣動(dòng)載荷與地震載荷之間為非線性耦合，評(píng)估風(fēng)力機(jī)地震動(dòng)力學(xué)響應(yīng)時(shí)，必須充分考慮風(fēng)和震耦合效應(yīng)。

通過以上文獻(xiàn)綜述可知，雖然一些學(xué)者在近斷層地震單獨(dú)作用以及風(fēng)和普通地震耦合作用下風(fēng)力機(jī)塔架的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了分析，但在風(fēng)和近斷層脈沖型地震耦合作用下的研究鮮有報(bào)道，而且對(duì)強(qiáng)烈地震動(dòng)作用下風(fēng)力機(jī)塔架的倒塌特性的研究也較少。本文基于ABAQUS有限元平臺(tái)，利用非線性組合隨動(dòng)強(qiáng)化模型模擬塔架鋼筒體的本構(gòu)關(guān)系，計(jì)算了在風(fēng)和近場(chǎng)脈沖型地震動(dòng)耦合作用下風(fēng)力機(jī)塔架的動(dòng)力響應(yīng)，研究了脈沖周期對(duì)塔架地震響應(yīng)的影響，最后研究了風(fēng)力機(jī)塔架在強(qiáng)烈近場(chǎng)地震作用下的抗倒塌能力和倒塌特性。

1 有限元模型的建立

1.1 單元的選擇

建立風(fēng)力機(jī)塔架的有限元建模時(shí)，為減少建立模型的工作量，在不影響風(fēng)力機(jī)塔架結(jié)構(gòu)本身動(dòng)力特性的前提下，可以忽略對(duì)其影響很小的一些附屬構(gòu)件，對(duì)復(fù)雜部位進(jìn)行適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化。風(fēng)力機(jī)塔架通常是薄壁圓筒殼體，根據(jù)其幾何特征和受力特點(diǎn)可將其簡(jiǎn)化成殼單元來處理。機(jī)艙和輪轂的重量作為集中點(diǎn)質(zhì)量加載在塔架頂端，忽略其形狀對(duì)結(jié)構(gòu)的影響。葉片為變截面的細(xì)長(zhǎng)桿件，故可將葉片簡(jiǎn)化成分段彈性梁?jiǎn)卧獊硖幚??？紤]到葉片和塔架之間的相互作用，用一個(gè)剛度很大的梁?jiǎn)卧獙⑷~片和塔架連接起來。機(jī)艙和輪轂用集中質(zhì)量單元模擬，分別置于塔架的頂部和葉片的連接中心。風(fēng)電塔架的底部一般是用螺栓與地基連接，為了建模簡(jiǎn)便，直接將底部固定，即約束所有自由度。風(fēng)力機(jī)塔架的有限元模型如圖1所示。

圖1 風(fēng)力機(jī)塔架的有限元模型Fig.1 Finite element model of wind turbine tower

1.2 材料的本構(gòu)關(guān)系

本文采用非線性組合隨動(dòng)強(qiáng)化模型模擬鋼塔架筒體的本構(gòu)關(guān)系［13］，該模型的加載面既有均勻膨脹又有平移，可以有效地模擬材料加載過程中的強(qiáng)化效應(yīng)和包辛格效應(yīng)，該模型的等效屈服面定義為：

式中：σ為應(yīng)力張量；S為偏應(yīng)力張量；αdev為偏背應(yīng)力張量；σ0為強(qiáng)化屈服應(yīng)力。

1.3 有限元模型的驗(yàn)證

2010年加州大學(xué)曾經(jīng)選擇一座高21.9m的小型風(fēng)力機(jī)塔筒對(duì)其進(jìn)行了靜力試驗(yàn)，塔筒由5部分組成，其具體尺寸見文獻(xiàn)［14］。塔架的材料為鋼材，彈性模量為210GPa，泊松比為0.3，屈服強(qiáng)度為270MPa。試驗(yàn)時(shí)將塔底固定，在塔頂逐步施加位移荷載使塔架發(fā)生變形，測(cè)得塔底的剪力和塔頂位移的曲線見圖2a。

圖2 有限元模型的驗(yàn)證Fig.2 Finite element model verification

為驗(yàn)證有限元建模方法的正確性，采用ABAQUS對(duì)該塔筒進(jìn)行了有限元建模（見圖2b），將模型底部固定，在塔頂施加位移，提取出塔底剪力，畫出底部剪力和頂部位移的關(guān)系曲線（見圖2a）。由圖2a可知，當(dāng)塔頂位移較小時(shí)，塔底剪力隨塔頂位移線性變化，當(dāng)位移增大到0.2m時(shí)，塔架中部開始出現(xiàn)屈服狀態(tài)，當(dāng)位移達(dá)到0.3m時(shí)，底部剪力達(dá)到最大值155kN，此后隨著位移繼續(xù)增大，底部剪力反而減小。圖2c還給出了塔筒破壞時(shí)的局部變形對(duì)比，從圖可知，ABAQUS有限元建模的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了有限元建模方法的正確性。

2 風(fēng)荷載的形成和地震波的選擇

2.1 風(fēng)荷載的形成

當(dāng)風(fēng)通過風(fēng)力機(jī)時(shí)將產(chǎn)生升力和阻力，升力使葉片產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)，阻力使葉片和塔架順風(fēng)向前后振動(dòng)，本文只考慮阻力的影響，任何時(shí)刻作用在塔架和葉片上的風(fēng)荷載計(jì)算公式為［15］：

其中：Cd為阻力系數(shù)；ρ為空氣密度；V（x，y，z，t）為瞬態(tài)風(fēng)速；A為作用面積。

結(jié)構(gòu)上任意一點(diǎn)的瞬態(tài)風(fēng)速V（x，y，z，t）等于平均風(fēng)速與脈動(dòng)風(fēng)速和，即：

式中：v10為標(biāo)準(zhǔn)高度（10m）處的平均風(fēng)速；z為計(jì)算點(diǎn)離地面的高度；α為地面的粗糙度指數(shù)。

脈動(dòng)風(fēng)速部分可以用零均值的高斯平穩(wěn)隨機(jī)過程來模擬，它的產(chǎn)生需要用到理論的或者測(cè)量的功率譜密度函數(shù)，本文采用EN61400-1［17］中提供的Kaimal譜，其公式如下：

式中：S（f）為脈動(dòng)風(fēng)速的單邊功率譜；f為頻率（Hz）；Lk為風(fēng)速的尺度參數(shù)；σ是風(fēng)速的標(biāo)準(zhǔn)差；Vhub為輪轂處的平均風(fēng)速。

風(fēng)場(chǎng)具有空間相干性，主要表現(xiàn)在空間中各點(diǎn)風(fēng)向和風(fēng)速的不同步，當(dāng)某一點(diǎn)的風(fēng)速值達(dá)到最大值時(shí)，距離該點(diǎn)越遠(yuǎn)的點(diǎn)，其風(fēng)速值達(dá)到該值的可能性就越小。脈動(dòng)風(fēng)在空間上的相關(guān)性主要包括左右、上下及前后相關(guān)。由此可知，對(duì)于風(fēng)力機(jī)塔架而言，任意兩點(diǎn)i和j的脈動(dòng)風(fēng)速空間相關(guān)系數(shù)表示為如下形式［18］：

式中：r為空間兩點(diǎn)i和j的空間距離；Lc為長(zhǎng)度尺度參數(shù)。

由式（5）、式（6）可得到風(fēng)力機(jī)塔架上任意兩點(diǎn)i和j的互功率譜密度函數(shù)為：

如果要模擬出n條風(fēng)速時(shí)程，就要產(chǎn)生n個(gè)平均值為零的平穩(wěn)高斯隨機(jī)過程vi（t）（i=1，2，…，n），其互譜密度矩陣如下：

對(duì)S（f）采用Cholesky分解，得到下三角矩陣，H（f）第i點(diǎn)的模擬風(fēng)速時(shí)程可根據(jù)式（9）獲得［18］：

2.2 地震波的選擇

近年來隨著風(fēng)電規(guī)模的急劇增長(zhǎng)，風(fēng)力發(fā)電機(jī)組也可能分布在近斷層的地震帶上，風(fēng)力機(jī)塔架存在承受近斷層地震動(dòng)作用的風(fēng)險(xiǎn)。近斷層地震動(dòng)最顯著的特點(diǎn)是方向性效應(yīng)和滑沖效應(yīng)引起的脈沖型地面運(yùn)動(dòng)，并以速度脈沖型地面運(yùn)動(dòng)最為常見。這種速度脈沖型地震動(dòng)具有類似脈沖的波形、較長(zhǎng)的脈沖周期和豐富的中長(zhǎng)周期分量，地面速度峰值（PGV）與地面加速度峰值（PGA）的比值較大，通常PGV/PGA≥0.2。風(fēng)力發(fā)電機(jī)塔架是長(zhǎng)周期結(jié)構(gòu)，在近斷層的地震動(dòng)作用下將產(chǎn)生很大的地震響應(yīng)，甚至發(fā)生倒塌破壞。

本文根據(jù)以下原則選擇近斷層地震波：為保證所選地震波具有脈沖特征，要求地震波的PGA＞100gal、PGV＞30cm/s、脈沖指數(shù)PI＞0.9［19］、矩震級(jí)＞5.5，為研究脈沖周期對(duì)結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響，所選近斷層地震動(dòng)的脈沖周期在1.4s～12.2s之間。共選擇了20條符合以上條件的近斷層地震波（見附表1，所選的地震波來自文獻(xiàn)［19］）。為了進(jìn)行對(duì)比研究，還選擇了20條普通遠(yuǎn)場(chǎng)地震波作為輸入（見附表2，所選的地震波來自文獻(xiàn)［20］），所選遠(yuǎn)場(chǎng)地震波的斷層距＞50km、矩震級(jí)≥5.5。

表1 鋼塔架材料各參數(shù)的取值Tab.1 Material parameters of the steel tower

3 算例分析

3.1 模型介紹

本文研究的風(fēng)力機(jī)輪轂高60m，塔架是一個(gè)錐筒形的薄殼，外部直徑由底部的3.8m線性遞減到頂部的2.3m，殼在整個(gè)高度上的厚度都是35mm。鋼塔架各參數(shù)材料的取值如表1所示。葉片橫截面是空心矩形截面，葉片橫截面高度是2m，寬度是0.8m，長(zhǎng)度是30m，葉片厚度是15mm。葉片的彈性模量是65GPa，泊松比是0.2，密度是2100kg/m3。機(jī)艙的質(zhì)量為50000kg，輪轂的質(zhì)量為20000kg，塔架和葉片的偏離距離為5m。

用ABAQUS軟件對(duì)該風(fēng)力發(fā)電塔架進(jìn)行有限元建模，采用薄殼單元S4模擬筒形塔架，葉片采用彈性的Beam31單元模擬；考慮到葉片和塔架之間的相互作用，用一個(gè)剛度很大的梁?jiǎn)卧獙⑷~片和塔架連接起來。機(jī)艙和輪轂用集中質(zhì)量單元模擬，分別置于塔架的頂部和葉片的連接中心，結(jié)構(gòu)的有限元模型如圖1所示。

3.2 靜態(tài)Pushover分析

對(duì)塔架進(jìn)行Pushover分析可以觀察結(jié)構(gòu)的非線性行為，并據(jù)此定義塔架結(jié)構(gòu)的破壞性能水平。本文采用位移控制的方法在塔架頂部沿前后方向逐步增加位移，得到底部剪力與頂部位移的變化關(guān)系曲線（如圖3所示，圖中還給出了塔架破壞時(shí)筒體的整體和局部變形圖）。

圖3 塔架的靜態(tài)Pushover曲線Fig.3 Tower static Pushover curve

從圖3可知，當(dāng)頂部位移較小時(shí)，底部剪力與頂部位移呈線性變化，塔架還處于彈性階段，當(dāng)頂部位移達(dá)到2m時(shí)，塔架底部開始出現(xiàn)屈服現(xiàn)象，當(dāng)位移達(dá)到3.8m時(shí)，底部剪力達(dá)到最大值3050kN，此后隨著塔頂位移的增大，底部剪力反而減小。從塔架破壞時(shí)的變形可以看出，該塔架的破壞位置不在塔底，而在離塔底5m左右的位置。

3.3 風(fēng)和地震耦合作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析

利用ABAQUS的頻率分析功能計(jì)算了塔架的固有頻率如表2所示，本文計(jì)算的一階頻率與文獻(xiàn)［18］中計(jì)算的一階頻率（0.57Hz）相近。

表2 塔架的振型和固有頻率Tab.2 Vibration mode and natural frequency of the tower

該塔架位于某沿海風(fēng)電場(chǎng)，通過查閱該地區(qū)的風(fēng)速觀察資料可知，風(fēng)電場(chǎng)代表年［21］10m高度處的平均風(fēng)速為5.12m/s，50年一遇最大平均風(fēng)速為23.48m/s，各測(cè)點(diǎn)高度的平均湍流強(qiáng)度約為0.173～0.128。利用3.1節(jié)的方法模擬出風(fēng)電機(jī)上不同位置的隨機(jī)風(fēng)速樣本，其中風(fēng)力機(jī)葉片上共30個(gè)點(diǎn)，塔架上共8個(gè)點(diǎn)（如圖4所示）。圖5分別給出了輪轂中心處（高度60m）和高度7.5m處的塔架上的瞬時(shí)風(fēng)速時(shí)程。

圖4 集中風(fēng)載作用點(diǎn)Fig.4 The point of concentrated wind load

圖5 瞬時(shí)風(fēng)速時(shí)程Fig.5 Time history of instantaneous wind speed

通過場(chǎng)地的地震危險(xiǎn)性分析，該塔架位于地震設(shè)防烈度8度區(qū)，多遇地震（50%，50年）對(duì)應(yīng)的加速度峰值為0.11g，罕遇地震（2%，50年）對(duì)應(yīng)的加速度峰值為0.51g。

首先計(jì)算只有風(fēng)荷載作用下塔架的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，由于地震時(shí)風(fēng)力機(jī)通常處于停機(jī)狀態(tài)，利用式（6）計(jì)算風(fēng)荷載時(shí)程并導(dǎo)入ABAQUS模型中，利用瞬態(tài)動(dòng)力分析模塊可以完成風(fēng)電塔架在停機(jī)狀態(tài)下的風(fēng)振響應(yīng)計(jì)算。動(dòng)力分析時(shí)塔架的阻尼矩陣采用瑞利阻尼，阻尼比取為0.5%，通過計(jì)算其中質(zhì)量阻尼系數(shù)為0.213，剛度阻尼系數(shù)為0.004823。圖6分別為代表年平均風(fēng)速和50年一遇最大風(fēng)速作用下塔架頂部的位移時(shí)程曲線。由圖可知，兩種工況下塔架頂部位移的最大值分別為0.028m和0.39m，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于Pushover分析中塔架開始屈服時(shí)的位移2m。由于代表年平均風(fēng)速下塔架的瞬態(tài)風(fēng)振響應(yīng)很小，在以下進(jìn)行塔架的地震-風(fēng)耦合作用下動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析時(shí)，平均風(fēng)速將取50年一遇最大平均風(fēng)速。

圖6 風(fēng)荷載作用下塔架頂部的位移時(shí)程曲線Fig.6 Time history curve of displacement curve of tower top under wind load

為研究純地震作用的影響，把附表1中第10條近場(chǎng)波（時(shí)長(zhǎng)為90s）和附表2中第14條遠(yuǎn)場(chǎng)波（時(shí)長(zhǎng)為20s）的PGA調(diào)為0.51g，并沿風(fēng)力機(jī)塔架的前后水平方向進(jìn)行輸入，計(jì)算了塔架頂端的位移時(shí)程（見圖7），從圖可知，近場(chǎng)波作用下的塔架頂端的最大位移為1.14m，遠(yuǎn)場(chǎng)波作用下的塔架頂端的最大位移為0.44m。

圖7 地震作用下塔架頂端的位移時(shí)程曲線Fig.7 Time history curve of displacement of the tower top under earthquake

把附表1中第10條近場(chǎng)波和附表2中第14條遠(yuǎn)場(chǎng)波的PGA調(diào)為0.51g，并與風(fēng)荷載進(jìn)行聯(lián)合作用，在風(fēng)荷載作用60s后沿風(fēng)力機(jī)塔架的前后水平方向分別輸入這兩條地震波，圖8中給出了塔架頂端的位移時(shí)程曲線，60s以前由于只有風(fēng)荷載作用，因此結(jié)構(gòu)響應(yīng)較小，60s后由于地震和風(fēng)的同時(shí)作用，結(jié)構(gòu)的響應(yīng)突然增大，近場(chǎng)波作用下的塔架頂端的最大位移達(dá)1.45m，遠(yuǎn)場(chǎng)波作用下的塔架頂端的最大位移達(dá)0.86m。

為比較大量遠(yuǎn)場(chǎng)和近場(chǎng)地震波作用下塔架平均地震響應(yīng)的大小，把附表1、附表2中所有近場(chǎng)和遠(yuǎn)場(chǎng)地震波的PGA調(diào)為0.51g，并與風(fēng)荷載進(jìn)行聯(lián)合作用，圖9給出了在20條近場(chǎng)地震波和20條遠(yuǎn)場(chǎng)地震波作用下塔架沿塔高的最大變形曲線。從圖可知，當(dāng)?shù)卣馂榻鼒?chǎng)脈沖型地震時(shí)，塔架的最大位移普遍比遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用時(shí)大，遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用下塔架頂端最大位移平均值為0.7m，近場(chǎng)脈沖型地震作用時(shí)塔架頂端的最大位移平均值為0.95m，比遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用下大33.3%，但均小于Pushover分析中塔架開始屈服時(shí)的位移2m。為研究近場(chǎng)脈沖周期的大小對(duì)塔架地震響應(yīng)的影響，圖10給出了塔架頂端最大位移隨近場(chǎng)脈沖周期的變化，但從圖中可知，塔架頂端最大位移的大小與近場(chǎng)脈沖周期的大小相關(guān)性不大。

圖8 風(fēng)和地震耦合作用下塔架頂端的位移時(shí)程曲線Fig.8 Displacement time history curve of the top of tower under the coupling of wind and earthquakes

圖9 塔架沿塔高的最大變形曲線Fig.9 The maximum curve of tower deformation along the height

圖10 塔頂最大位移隨近場(chǎng)脈沖周期的變化Fig.10 The maximum displacement of the tower with the near-field pulse period changes

3.4 風(fēng)和地震耦合作用下的倒塌分析

在基于性能的結(jié)構(gòu)抗震評(píng)價(jià)中，結(jié)構(gòu)地震倒塌易損性分析的定義是在給定強(qiáng)度地震作用下結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌的條件概率，其數(shù)學(xué)表達(dá)式為［22］：

式中：FR（·）為結(jié)構(gòu)倒塌地震易損性函數(shù)；P（·）為結(jié)構(gòu)倒塌概率；IM為地震動(dòng)強(qiáng)度參數(shù)，本文取地面峰值加速度PGA作為IM。

設(shè)結(jié)構(gòu)倒塌時(shí)的PGA值服從對(duì)數(shù)正態(tài)分布，則在給定PGA下結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌的概率可按［22］：

式中：PGAi為第i條地震波作用下結(jié)構(gòu)倒塌時(shí)的PGA。

以附表1和附表2中所有的地震波作為輸入，并考慮風(fēng)和地震的耦合作用，逐步增加各條地震波的PGA直到風(fēng)力機(jī)塔架倒塌（即塔頂位移達(dá)到3.8m），風(fēng)力機(jī)塔架倒塌時(shí)各條地震波的PGA如圖11所示，利用圖11的數(shù)據(jù)可以計(jì)算lnPGA|Collape和lnPGA|Collape，將其代入式（11）就可獲得在遠(yuǎn)場(chǎng)和近場(chǎng)地震波作用下塔架倒塌破壞的地震易損性曲線（圖12）。從圖可知，塔架在罕遇的遠(yuǎn)場(chǎng)和近場(chǎng)地震（PGA=5.1m/s2）作用下倒塌的概率均很小，當(dāng)?shù)顾怕蕿?.5時(shí)，近場(chǎng)地震對(duì)應(yīng)的PGA為20m/s2，遠(yuǎn)場(chǎng)地震對(duì)應(yīng)的PGA為27m/s2，說明該塔架具有良好的抗地震倒塌能力。

圖11 風(fēng)力機(jī)塔架倒塌時(shí)各條地震波的PGAFig.11 PGA of each seismic wave when the wind turbine tower collapses

圖12 塔架倒塌破壞的地震易損性曲線Fig.12 Seismic vulnerability curve damaged by tower collapse

4 結(jié)論

本文利用非線性有限元方法計(jì)算了風(fēng)力機(jī)塔架在風(fēng)和近斷層強(qiáng)烈地震耦合作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。以一座輪轂高度為60m的風(fēng)力機(jī)塔架為分析實(shí)例，分別選擇了近場(chǎng)和遠(yuǎn)場(chǎng)兩個(gè)地震波集作為輸入，計(jì)算了該風(fēng)力機(jī)塔架的地震倒塌易損性曲線，對(duì)塔架的抗地震倒塌能力和地震倒塌特性進(jìn)行了分析，通過研究可以得到以下結(jié)論：

1.通過與一座小型筒體塔架的靜力試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了本文建立的非線性有限元模型能準(zhǔn)確地模擬塔架的受力特征；

2.在50年一遇的風(fēng)載和罕遇地震耦合作用下，該塔架的塔頂位移小于屈服位移，塔架處于彈性狀態(tài)，說明該塔架有較好的抗震能力；

3.在近場(chǎng)地震波作用下塔架的平均最大位移響應(yīng)比遠(yuǎn)場(chǎng)地震波作用下大33.3%；對(duì)于速度脈沖型近場(chǎng)地震動(dòng)，塔架頂端最大位移的大小與近場(chǎng)脈沖周期的大小相關(guān)性不大；

4.從該塔架的地震倒塌易損性曲線可知，在罕遇的近場(chǎng)和遠(yuǎn)場(chǎng)地震波作用下塔架的地震倒塌概率均很小，當(dāng)?shù)顾母怕蕿?0%時(shí)，近場(chǎng)地震波對(duì)應(yīng)的PGA為20m/s2，遠(yuǎn)場(chǎng)地震波對(duì)應(yīng)的PGA為27m/s2，說明該塔架具有良好的抗地震倒塌能力；

5.該塔架的動(dòng)態(tài)地震倒塌形態(tài)與Pushover分析的靜態(tài)倒塌形態(tài)相似。因此，可利用靜態(tài)Pushover分析方法評(píng)價(jià)塔架的抗地震倒塌能力。

附表1 近場(chǎng)地震集

附表2 遠(yuǎn)場(chǎng)地震集